NO338720B1

NO338720B1 - Anordning og fremgangsmåte for kompensering av et Coriolismeter

Info

Publication number: NO338720B1
Application number: NO20060885A
Authority: NO
Inventors: Daniel L Gysling; Douglas H Loose; Patrick Curry; Thomas E Banach
Original assignee: Expro Meters Inc
Priority date: 2003-07-15
Filing date: 2006-02-23
Publication date: 2016-10-10
Also published as: ATE414261T1; US20050044929A1; EP1646849B1; WO2005010470A2; US7380439B2; MXPA06000598A; NO20060885L; CA2532592C; CA2532592A1; US7152460B2; US20070125154A1; WO2005010470A3; DE602004017739D1; EP1646849A2

Description

Kryssreferanse til relaterte patentsøknader

Den foreliggende oppfinnelsen krever nytte av US provisorisk patentsøknad nr. 60/579.448 inngitt 14. juni 2004; US provisorisk patentsøknd nr. 60/570.321 inngitt 12. mai 2004; US provisorisk patentsøknad nr. 60/539.640 inngitt 28. januar 2004; US provisorisk patentsøknad nr. 60/524.964 inngitt 25. november 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/512.794 inngitt 20. oktober 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/510.302 inngitt 10. oktober 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/504.785 inngitt 22. september 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/503.334 inngitt 16. september 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/491.860 inngitt 1. august 2003; US provisorisk patentsøknad nr. 60/487.832 inngitt 15. juli 2003; som alle er inkorporert her ved referanse.

Denne oppfinnelse relaterer seg til et apparat for å måle tettheten og/eller massestrømningshastigheten til en strøm som har innfanget gass i seg, og mer spesielt et apparat som måler hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømmen for å bestemme gassvolumfraksjonen til strømmen i prosessen for å øke eller korrigere tettheten eller massestrømningsmengdemålingen til et Coriolismeter.

Coriolismetere er mye brukt til industriell strømningsmåling, og representerer et av de største og hurtigst voksende segmentene innen det industrielle

strømningsmetermarkedet. Coriolismetere er kjent for høy nøyaktighet og tilveiebringer massestrømning og tetthet som deres grunnleggende målinger.

Siden teknologien først ble antatt av industrien i begynnelsen av 1980-årene, har Coriolismetere utviklet ryktet som et høyt priset, høynøyaktighetsmeter for bruk i høyverdiapplikasjoner - hovedsakelig innenfor den kjemiske prosessindustrien. Til tross for deres suksess, har imidlertid Coriolismetere vært plaget av dårlig ytelse i tofase-strømninger, hovedsakelig boblestrømninger av gass/væskeblandinger.

Coriolismetere har to fundamentale utfall med sprudlende eller boblete strømninger. For det første, presenterer boblestrømmer en driftsutfordring for Coriolismetere. De fleste Coriolismetere bruker elektromagnetiske drivaktuatorer for å vibrere strømningsrøret ved dets naturlige frekvens. Metrene beror på at de vibrerende rørene genererer Corioliskreftene som forårsaker at et ben av strømningsrøret ligger etter det andre. Corioliskreftene, og således faseforsinkelse, er ideelt proporsjonalt med massestrømningen gjennom strømningsrøret. Rørene blir typisk eksitert ved, eller nær, en resonansfrekvens, og som sådan er eksitasjonskreftene påkrevd for å opprettholde en spesifisert vibrasjonsamplitude i rørene en sterk funksjon av dempingen i systemet. Enkeltfaseblandinger innfører lite demping av vibrasjonen i de bøyde rørene, men mengden demping i systemet øker imidlertid dramatisk med innføringen av gassbobler. Som et resultat er mer effekt nødvendig for å opprettholde vibrasjon i rørene i boblestrømmer. Ofte er mer effekt påkrevd enn det som er tilgjengelig, hvilket resulterer i "stansingen" eller "steilingen" av Coriolismeteret.

Enn videre krever Coriolismeteret ofte betydelig tid for å justere for de ofte hurtige endringene i strømningsrørresonansfrekvenser tilordnet med ytelsen av boblete eller sprudlende strømninger. Disse tidsforsinkelser som strømningsrøret hovedsakelig er stanset for minsker i stor grad anvendbarheten til Coriolismetere i mange applikasjoner hvor tofasestrømning og transient respons er viktig, slik som behandlet blanding. Dette stanseproblemet har blitt, og er for tiden, adressert av mange produsenter.

For det andre, utgjør multifasestrømmer en nøyaktighetsutfordring. Nøyaktighetsutfordringen presentert av sprudlende strømningsregimer er at mange av de fundamentale antagelsene tilordnet med driftsprinsippet til Coriolismetere blir økende mindre nøyaktig med innføringen av sprudlende strømning. Den foreliggende oppfinnelsen tilveiebringer en innretning for å forbedre nøyaktigheten til Coriolismetere som arbeider med alle typer fluider, med spesiell uthevelse av å øke nøyaktigheten for driften på tofase, boblete strømninger og blandinger.

I US 5594180 A beskrives et apparat og en fremgangsmåte for delektering og korrigering av forskjellige feilsituasjoner i et virkende Coriolis effekt-masse-strømnings-måleapparat.

Oppfinnelsen er rettet mot et apparat og en fremgangsmåte i henhold til der uavhengige kravene.

Spesifikke utførelser av den foreliggende oppfinnelsen innbefatter et apparat som har en anordning for å bestemme hastigheten til lyd som forplanter seg inne i en fluidstrøm i et rør for å bestemme gassvolumfraksjonen til et prosessfluid eller strømning som strømmer inne i et rør og forsøke å forbedre nøyaktigheten til en tetthets- og/eller massestrømningsmengdemåling til et Coriolismeter.

Et strømningsmålesystem for å måle tettheten til et fluid som strømmer i et rør er tilveiebragt. Strømningsmålesystemet innbefatter et Coriolismeter, en strømmålingsanordning og en prosesseringsenhet. Coriolismeteret har minst et rør hvori fluid strømmer gjennom Coriolismeteret tilveiebringer et frekvenssignal som er indikerende for en naturlig frekvens til et rør og/eller fasesignal som er indikerende for en faseforskjell mellom et par av rør. Strømningsmåle-anordningen måler hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidet. Strømningsmåleanordningen tilveiebringer minst et av et SOS-signal som er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidet, et GVF-signal som er indikerende for gassvolumfraksjonen til fluidet og en redusert frekvens som er indikerende for den reduserte frekvensen til fluidet. Prosesseringsenheten bestemmer en kompensert massestrømningsmengde- og/eller tetthetsmåling i henhold til de avhengige kravene.

Oppfinnelsen er kjennetegnet ved de i de uavhengige patentkravene angitte trekkene. Fordelaktige utførelser av oppfinnelsen er ytterligere definert i de korresponderende avhengige kravene.

De foran nevnte og andre formål, trekk og fordeler ved den foreliggende oppfinnelsen vil bli mer åpenbare i lys av den følgende detaljerte beskrivelsen av eksempelutførelser av oppfinnelsen.

Det refereres nå til tegningene, hvor;

Fig. 1 er en skjematisk illustrasjon av et strømningsmålesystem for å tilveiebringe en tetthets- og/eller massestrømningsmengdemåling økt for innfanget gass inne i en fluidstrøm som passerer inne i et rør, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 2 er en skjematisk illustrasjon av et annet strømningsmålesystem for å tilveiebringe en tetthets- og/eller massestrømningsmengdemåling økt for innfanget gass inne i en fluidstrøm som passerer inne i et rør, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 3 er et funksjonsblokkdiagram over en prosesseringsenhet til strømningsmålesystem tilsvarende det på Fig. 1, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 4 er en skjematisk illustrasjon av modell av et Coriolismeter som har intet fluid strømmende gjennom seg, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 5 er en skjematisk illustrasjon av modell av et Coriolismeter som har fluid som strømmer gjennom dette, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 6 er en skjematisk illustrasjon av modell av et Coriolismeter som har sprudlende fluid strømmende gjennom seg som tar hensyn til kompressibilitet til det sprudlende fluidet, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 7 er en opptegning av den naturlige frekvensen til rørene som en funksjon av gassvolumfraksjonen til fluidstrømmen, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 8 er en opptegning av den reduserte frekvensen som en funksjon av gassvolumfraksjonen til fluidstrømmen, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 9 er et skjematisk diagram av effekt av fluidstrøm inhomogenitet med røret til et Coriolismeter, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 10 er en skjematisk illustrasjon av modell av et Coriolismeter som har sprudlende fluid strømmende gjennom seg som tar hensyn til kompressibilitet inhomogenitet til det sprudlende fluidet, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 11 er en opptegning av den synlige tettheten som en funksjon av gassvolumfraksjonen til fluidstrømmen ved forskjellige kritiske dempeforhold til gass, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 12 er en opptegning av den reduserte frekvensen som en funksjon av gassvolumfraksjonen til fluidstrømmen for et antall Coriolismetere som skiller seg med hensyn på den naturlige frekvensen til rørene, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 15 er en opptegning av den tilsynelatende tettheten som en funksjon av gassvolumfraksjonen til Coriolismeter som har 1 tommes diameter rør ved en resonansfrekvens på 300 Hz, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 16 er en opptegning av den tilsynelatende tetthet, korrigert tilsynelatende tetthet og gassvolumfraksjonen til Coriolismeter over tid etter som volumet av innfanget luft varierer, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 17 er en opptegning av den reduserte frekvensen som en funksjon av hastigheten til lyd, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 18 er en opptegning av tetthetsfaktoren og massestrømningsfaktoren som en funksjon av gassvolumfraksjonen, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 19 er en opptegning av massestrømningsmengde, korrigert massestrømningsmengde og gassvolumfraksjon til et Coriolismeter og massestrømningsmengden målt med et magmeter over tid etter som volumet av innfanget luft varierer, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 20 er et skjematisk blokkdiagram over et gassvolumfraksjonsmeter, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 21 er et skjematisk blokkdiagram over en annen utførelse av gassvolumfraksjonsmeter, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 22 er en k© opptegning av data prosessert fra en gruppe trykksensorer brukt for å måle hastigheten til lyd i en fluidstrømning som passerer i et rør, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen. Fig. 24 er en opptegning av hastigheten til lyd i fluidstrømmen som en funksjon av gassvolumfraksjonen over et område av forskjellige trykk, i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen.

Coriolismetere tilveiebringer en måling av massestrømningen og/eller tettheten til en fluidstrømning 12 som passerer gjennom et rør 14. Som beskrevet detaljert foran, tilveiebringer et Coriolismeter feilaktige massestrømning- og tetthetsmålinger ved tilstedeværelsen av innfanget gass i fluidstrømmen (f. eks. boblet gass). Foreliggende oppfinnelse tilveiebringer en innretning for å kompensere Coriolismeteret for å tilveiebringe korrigerte eller forbedrede tetthets- og/eller massestrømningsmålinger.

Som vist på Fig. 1, innbefatter en utførelse av et strømningsmålesystem 10 som virkeliggjør den foreliggende oppfinnelsen et Coriolismeter 16, et hastighet til lyd (SOS) måleapparat 18 og en prosesseringsenhet 20 for å tilveiebringe en hvilken som helst eller flere av de følgende parametrene til fluidstrømmen, nemlig gassvolumfraksjon, hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidstrømmen, ikke-kompensert tetthet, kompensert tetthet og sammensetning. Fluidstrømmen kan være et hvilket som helst sprudlende fluid eller blanding innbefattende væske, vellinger, faststoff/væskeblanding, væske/væskeblanding og en hvilken som helst annen multifasestrømning.

I denne utførelse tilveiebringer Coriolismeteret 16 et frekvenssignal 22 som er indikerende for den naturlige frekvensen i de fluid 12 lossede rørene til Coriolismeteret og fasesignalet 23 som er indikerende for faseforsinkelsen i rørene til Coriolismeteret. SOS-måleapparatet 18 tilveiebringer et SOS-signal 24 som er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidstrømmen. En prosesseringsenhet 24 behandler frekvenssignalet, fasesignalet og SOS-signalet for å tilveiebringe minst en av parametrene til fluidstrømmen beskrevet foran. Trykk og/eller temperatursignaler 26,28 kan også bli tilveiebrakt til prosesseringsenheten 20 og kan bli brukt for å tilveiebringe mer nøyaktige målinger av gassvolumfraksjonen. Trykk og temperatur kan bli målt av kjente innretninger eller estimert.

Coriolismeteret kan være et hvilket som helst kjent Coriolismeter, slik som to tommers bøyd rør Coriolismeter produsert av MicroMotion Inc. og et to i rett rør Coriolismeter produsert av Endress & Hauser Inc. Coriolismetrene omfatter et par av bøyde rør (f. eks. U-formede, saltstangformede) eller rette rør slik det vil bli beskrevet i det etterfølgende.

SOS-måleanordningen 18 innbefatter en hvilken som helst innretning for å måle hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom den sprudlende strømmen 12. En fremgangsmåte innbefatter et par av ultrasoniske sensorer som er aksialt adskilt langs røret 14, hvori flukttiden til et ultrasonisk signal som forplanter seg mellom en ultrasonisk sender og mottaker. I avhengighet av karakteristikkene til strømmen, må frekvensen til det ultrasoniske signalet bli relatert lavt for å redusere spredning inne i strømmen. Meteret er tilsvarende det som er beskrevet i US patentsøknad nr. 10/756.922 inngitt 13. januar 2004.

Alternativt, som vist på figurene 2, 20 og 21, kan SOS-måleapparatet være et gassvolumfraksjonsmeter (GVF) som omfatter en avfølingsanordning 116 som har et antall deformasjonsbaserte eller trykk sensorer 118-121 adskilt aksialt langs røret for å måle de akustiske trykkene 190 som forplanter seg gjennom strømmen 12. GVF-meteret 100 bestemmer og tilveiebringer et første signal 27 som er indikerende for SOS i fluidet og et andre signal 29 som er indikerende for gassvolumfraksjonen (GVF) i strømmen 12, hvilket vil bli beskrevet mer detaljert i det etterfølgende.

Fig. 3 illustrerer et funksjonsblokkdiagram 30 til strømningsmålesystemet på Fig. 2.

Som vist, måler GVF-meteret 100 akustiske trykk som forplanter seg gjennom fluidene for å måle hastigheten til lyd amix. GVF-meteret beregner minst gassvolumfraksjonen til fluidet og/eller den reduserte naturlige frekvensen ved bruk av den målte hastigheten til lyd. GVF-meteret kan også bruke trykket til prosesstrømmen for å bestemme gassvolumfraksjonen. Trykket kan bli målt eller estimert.

For å bestemme en forbedret tetthet for Coriolismeteret, blir den beregnede gassvolumfraksjonen og/eller reduserte frekvensen tilveiebrakt til prosesseringsenheten 21. Den forbedrede tettheten blir bestemt ved bruk av analytisk avledede eller empirisk avledede tetthetskalibreringsmodeller (eller formler avledet for dette), som er en funksjon av den målte naturlige frekvensen og minst en av den bestemte GVF, reduserte frekvens og hastighet til lyd, eller en kombinasjon av dette, hvilket vil bli beskrevet mer detaljert i det følgende. Den forbedrede tetthetsmålingen er tettheten til den sprudlende strømmen som passerer gjennom røret.

Den foreliggende oppfinnelsen forutsetter videre å bestemme forbedret sammensetningsinformasjon til den sprudlende strømmen. Med andre ord, ved å kjenne hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømmen og den forbedrede tettheten, kan prosesseringsenheten 21 bestemme tetthet til fluidet/blandingsdelen til multifasestrømmen.

For eksempel er tettheten (pmix) til en sprudlende strøm relatert til den volumetriske fasefraksjonen til komponentene ((();) og tettheten til komponentene (p;). hvor kontinuitet krever:

Systemet 10 tilveiebringer et forbedret mål av tettheten til den sprudlende strømmen. For en tokomponentblanding vil, ved å kjenne tettheten (pgas), gassvolumfraksjonen (eller SOS) og nøyaktig å måle blandingstettheten (pmix) tilveiebringe en innretning for å bestemme tettheten (pn0ngas) til ikke-gassdelen av fluidstrømmen. For eksempel, for en tokomponent fluidstrøm: derfor,

hvori pmixer tettheten til blandingen, pn0ngas, 4>nongas er henholdsvis tettheten og fasefraksjonen til en ikke-gasskomponent til fluidstrømmen, og pgas, $ gas er henholdsvis tettheten og fasefraksjonen til den innfangede gassen i blandingen.

Ved å kjenne tettheten (pgas) til gass/luft, den målte gassvolumfraksjonen til gassen (<t>gas) og den forbedrede tetthetsmålingen (pmix) til den sprudlende strømmen som skal kompenseres for innfanget gass derfor gjør det mulig å bestemme tettheten (pn0ngas) til ikke-gassandelen av den sprudlende luften 12, hvilket tilveiebringer forbedret sammensetningsinformasjon om den sprudlende strømmen 12.

Den foreliggende oppfinnelsen forutsetter også kompensering eller forbedring av massestrømmengdemålingen til Coriolismeteret 16, som vist på Fig. 3. For å bestemme en forbedret massestrømmengde for Coriolismeteret, blir den beregnede gassvolumfraksjon og/eller reduserte frekvens tilveiebrakt til prosesseringsenheten 21. Den forbedrede massestrømmengde blir bestemt ved å bruke analytisk avledede eller empirisk avledede massestrømkalibreringsmodeller (eller formler avledet for dette), som er en funksjon av den målte faseforskjellen ( A$) og minst en av den bestemte GVF, reduserte frekvens og hastighet til lyd, eller en kombinasjon av dette, hvilket vil bli beskrevet mer detaljert i det etterfølgende. For å bestemme en forbedret tetthet for Coriolismeteret, blir den beregnede gassvolumfraksjonen og/eller reduserte frekvens tilveiebrakt til prosesseringsenheten 21. Den forbedrede tettheten blir bestemt ved bruk av analytisk avledede eller empirisk avledede tetthetskalibrering/parametermodeller (eller formler avledet for dette), som er en funksjon av den målte naturlige frekvensen og minst en av den bestemte GVF, redusert frekvens og hastighet til lyd, eller en kombinasjon av dette, hvilket vil bli beskrevet mer detaljert i det etterfølgende. Den forbedrede massestrømmålingen er massestrømmengden til den sprudlende strømmen som passerer gjennom røret.

Mens den forbedrede massestrøm og forbedrede tetthetsmåling kan være en funksjon av GVF, SOS og redusert frekvens, forutsetter den foreliggende oppfinnelsen at disse forbedrede målinger kan være en funksjon av andre parametere, slik som en gassdemping C, gas.

Mens funksjonsblokkdiagrammet illustrerer at prosesseringsenheten 21 kan forbedre både tetthetsmålingen og tetthetsmålingen til Coriolismeteret 16, forutsetter oppfinnelsen videre at prosesseringen bare kan kompensere eller forbedre en av tetthets-og massestrømmengdemålingsparametrene.

Resultater for en klumpet parametermodell på Fig. 10 vist senere bekrefter lenge erkjent nøyaktighetsforringelse for vibrerende rør-tetthetsmetere utsatt for sprudling. Modellene kan bli brukt for å illustrere kvalitetsmessig rollen til flere ikke-dimensjonale parametere som styrer ytelsen til metrene i sprudlende fluider. Det kan konkluderes av disse modeller at gassvolumfraksjonen spiller en dominerende rolle, med flere andre parametere innbefattende gassdemping ^gas og redusert frekvens som også innvirker på ytelse.

Selv om forenklede modeller kan tilveiebringe noe innsikt i innvirkningen av forskjellige parametere, forblir kvantitative modeller opplysende på grunn av den iboende kompleksiteten til multifase, ustabil fluiddynamikk. Enn videre blir vanskeligheten tilordnet med å korrigere for effektene av sprudling i den tolkede tettheten til væsken blandet ikke bare med transformasjonen av Coriolismeteret fra en godt forstått anordning som arbeider i homogent, kvasistabilt parameterrom i en anordning som arbeider i et komplekst, ikke-homogent, ustabilt driftsrom, men også med uegnetheten til dagens Coriolismetere til nøyaktig å bestemme mengden av sprudling som er til stede i prosessblandingen.

Den foreliggende oppfinnelsen tilveiebringer en måte hvorved en hastighet til lyd måling til prosessfluidet er integrert med den naturlige frekvensmålingen til et vibrerende rør-tetthetsmeter for å danne et system med en forhøyet evne til å arbeide nøyaktig i sprudlende fluider. Innføring av en sanntid, hastighet til lyd måling adresserer effektene av sprudling på multiple nivåer med hensikten å muliggjøre vibrerende rør-basert tetthetsmåling å fortsette å rapportere væsketetthet under tilstedeværelsen av innfanget luft med nøyaktighet som nærmer seg den for en ikke-sprudlende væske. Først, ved å måle prosesslydhastigheten med prosesstrykk, kan sprudlingsnivået til prosessfluidet bli bestemt med høy nøyaktighet på en sanntidsbasis. For det andre blir sanntidsmålingene til lydhastigheten og den avledede målingen av gassvolumfraksjon så brukt med empirisk avledede korreksjonsfaktorer for å forbedre tolkningen av den målte naturlige frekvensen til de vibrerende rørene uttrykt ved tettheten til det sprudlende fluidet. For det tredje muliggjør den kombinerte kjennskapen til sprudlende blanding tetthet og sprudlende blanding lydhastighet bestemmelsen av ikke-sprudlende væskekomponent tetthet, hvilket tilveiebringer forbedret sammensetningsinformasjon. Det er å merke seg at væskefaser innbefatter rene væsker, blandinger av væsker, så vel som væske/faststoffblandinger.

Det er beskrevet en metodologi for å forbedre nøyaktigheten til vibrerende rør-baserte tetthetsmålinger av sprudlende væsker. For de fleste tetthetsmålingsanordninger kan tilstedeværelsen av en liten, men ukjent mengde innfanget gassfase inne i prosessblandingen innføre signifikante feil i både den målte blandingstettheten så vel som den tolkede tettheten til væskefasen.

En utførelse av den foreliggende oppfinnelsen beskriver en måte å måle fluidtetthet som kopler en sonarbasert hastighet til lyd måling med vibrerende rør-basert tetthetsmåling, vanligvis brukt i Coriolismasse og tetthetsmetere, for å bestemme tettheten til sprudlende væsker. Det er velkjent at nøyaktigheten til Coriolismetere kan bli signifikant forverret med sprudlingen til prosessfluidet. Å øke utresultatet fra Coriolismeteret med en hastighet til lyd måling tilveiebringer en ny fremgangsmåte for å forbedre tetthetsmålinger for sprudlende fluider på to måter. For det første, tilveiebringer lydhastighetbasert gassvolumfraksjonsmåling en førsteprinsippbasert sanntidsmåling av gassvolumfraksjonen og kompressibiliteten til det sprudlende prosessfluidet. For det andre, kan lydhastigheten til prosess fluidet bli brukt for å kompensere for virkningen av den økte kompressibiliteten og inhomogeniteten til sprudlende blandinger på utresultatet av Coriolistetthetsmålingen.

For å illustrere de fundamentale måtene hvorved sprudling innvirker på vibrerende rørtetthetsmålinger, er det utviklet en klumpet parametermodell for virkningene av sprudling i vibrerende rør. Modellen illustrerer at virkningene av sprudling kan bli knyttet til minst to uavhengige mekanismer; 1) tetthetsinhomogeniteten til adskilte gassbobler og 2) økt blandings blandingskompressibilitet på grunn av sprudling. Analytiske resultater blir støttet av eksperimentelle data som foreslår at øking av tetthetsmålingen fra Coriolismeteret med lydhastighetsmåling signifikant forhøyer evnen til å bestemme tettheten til sprudlende væsker med en nøyaktighet som nærmer seg nøyaktigheten til ikke-sprudlende blandinger.

Selv om de spesifikke design-parametrene til Coriolismetere 16 er mange og varierte, er alle Coriolismetere hovedsakelig aeroelastiske anordninger. Aeroelastisitet er et uttrykk utviklet i de aeronautiske vitenskapene som beskriver studiet av dynamisk samvirke til koplet fluiddynamikk og strukturelle dynamiske systemer, for eksempel den statiske og dynamiske responsen til et luftfartøy under aerodynamiske krefter. Coriolisstrømnings-metere beror på å karakterisere den aeroelastiske responsen til fluidfyll, vibrerende strømningsrør 302 for å bestemme både massestrømningsmengden og prosessfluid-tetthetsmålingene, se Fig. 23 og 24.

Det fysiske prinsippet som brukes for å bestemme prosessfluidtettheten i et Coriolismeter 16 er tilsvarende det som brukes i vibrerende rør tetthetsmetere. I disse anordninger blir tettheten til prosessfluidet 12 bestemt ved å relatere den naturlige frekvensen til et fluidfylt rør til tettheten til prosessfluidet. For å illustrere dette prinsippet, vurder vibrasjonsresponsen til et vakuumfylt strømningsrør.

I denne modell, vist skjematisk på Fig. 4, er oscillasjonsfrekvensen gitt ved forholdet mellom den effektive stivheten (Kstruct) til rørene og den effektive massen (mstruct) til rørene.

Innføring av fluid i røret endrer den naturlige oscillasjonsfrekvensen. Under en kvasistabil og homogen modell av fluidet 12 er den primære effekten av fluidet å massebelaste rørene. Fluidet har typisk en neglisjerbar innvirkning på stivheten til systemet. Innen rammeverket til denne modell blir således massen til fluidet 12 tilføyd direkte til massen til strukturen, som vist skjematisk på Fig. 5.

Massen til fluidet 12 i røret er proporsjonal med fluidtetthet, og derfor avtar den naturlige frekvensen med økende fluidtetthet som beskrevet nedenfor:

hvor 6 er en kalibrert konstant relatert til geometrien og vibrasjonskarakteristikken til det vibrerende røret.

Omskrevet kan det algebraiske forholdet mellom den målte naturlige frekvensen /nat til det vibrerende røret og tettheten til fluidet inne i røret bli skrevet som følger:

Ved å definere forholdet mellom den effektive massen til fluidet og massen til strukturen som a, er den naturlige frekvensen til de fluidbelastede rørene gitt ved:

Dette grunnleggende rammeverk tilveiebringer en nøyaktig innretning for å bestemme prosessfluidtetthet under de fleste driftsforhold. Noen av de fundamentale antakelser med hensyn på samvirket mellom fluidet 12 og strukturen kan imidlertid forringes under forskjellige driftsforhold. Spesielt oppfører sprudlende fluider i oscillerende rør seg forskjellig fra enkelfase fluider på to viktige måter; økt kompressibilitet og fluidinhomogenitet.

Det er vel kjent at de fleste sprudlende væsker er betydelig mer kompressible enn ikke-sprudlende væsker. Kompressibiliteten til et fluid er direkte relatert til hastigheten til lyd og tettheten til fluidet 12.

Blandingstetthet og lydhastighet kan bli relatert til komponenttettheter og lydhastighet ved hjelp av de følgende blandingsregler som kan anvendes på enkelfase og godt dispergerte blandinger og danner basisen for hastighet til lyd-basert innfanget luft måling.

ogKmixer blandingskompressibiliteten, (j); er den komponentvolumetriske fasefraksjonen.

Konsistent med forholdene ovenfor vil innføring av luft i vann dramatisk øke kompressibiliteten til blandingen 12. Med omgivende temperatur er for eksempel luft omtrent 25.000 ganger mer komprimerbar enn vann. Ved å tilføye 1% innfanget luft økes således kompressibiliteten til blandingen ved en faktor på 250. Konseptuelt vil denne økning av kompressibiliteten innføre dynamiske effekter som medfører at den dynamiske oppførselen til den sprudlende blandingen inne i det oscillerende røret skiller seg fra oppførselen til det hovedsakelig ikke-komprimerbare enkelfasefluidet.

Effekten av kompressibilitet til fluidet 12 kan bli inkorporert i en klumpet parametermodell av et vibrerende rør som vist skjematisk på Fig. 6. Stivheten til fjæren representerer kompressibiliteten til fluidet. Etter som kompressibiliteten nærmer seg null, nærmer fjærstivheten seg uendelig og modellen blir ekvivalent til den som er vist på Fig. 5.

Som før, er den effektive massen til fluidet 12 proporsjonal med tettheten til fluidet og geometrien til strømningsrøret. Den naturlige frekvensen til den første transverse akustiske modus i en sirkulær kanal kan bli brukt for å estimere en passende fjærkonstant for modellen

Det er å merke seg at denne frekvens korresponderer med en bølgelengde til en akustisk oscillasjon på omtrent to diametere, dvs. denne trans verse modus er nær relatert til en "halv bølgelengde" akustisk resonans til røret. Fig. 7 viser resonansfrekvensen til den første transverse akustiske modus til et ett-tommers rør som en funksjon av gassvolumfraksjon for luft innfanget i vann ved standard temperatur og trykk. For lave nivåer av innfanget luft, er frekvensen til den første transverse akustiske modusen ganske høy sammenlignet med de typiske strukturelle resonansfrekvensene til Coriolismetere på 100 Hz, men den resonans akustiske frekvensen avtar imidlertid hurtig med økte nivåer av innfanget luft.

Ved karakterisering av aeroelastiske systemer er det ofte hensiktsmessig å definere en redusert frekvensparameter for å måle signifikansen til samvirket mellom koplede dynamiske systemer. For et vibrerende rør fylt med fluid kan en redusert frekvens bli definert som et forhold mellom den naturlige frekvensen til det strukturelle systemet og frekvensen til det fluiddynamiske systemet.

hvor /smiet er den naturlige frekvensen til rørene i vakuum, D er diameteren til rørene og (Xmix er lydhastigheten til prosessfluidet. For denne applikasjon vil, siden den reduserte frekvensen blir neglisjerbar sammenlignet med 1, systemet nærme seg kvasistabil drift. I disse tilfeller er modeller som neglisjerer kompressibiliteten til fluidet, slik som det som er vist på Fig. 6, sannsynligvis egnet. Virkningene av ustabilitet øker imidlertid med økende redusert frekvens. For et gitt Coriolismeter har blandingslydhastighet den dominerende innvirkning på endringer av redusert frekvens. Fig. 8 viser den reduserte frekvensen opptegnet som en funksjon av innfanget luft for et ett-tommers diameter rør med en strukturell naturlig frekvens på 100 Hz. Som vist, er den reduserte frekvensen ganske liten for det ikke-sprudlende vannet; men bygger seg imidlertid hurtig opp med økende gassvolumfraksjon, hvilket indikerer at signifikansen til kompressibilitet øker med gassvolumfraksjon. Ved vurdering av Coriolismetere med forskjellige designparametere, vil imidlertid økning av rørets naturlige frekvens eller rørdiameter øke virkningene av ustabilitet for et gitt nivå av sprudling.

I tillegg til dramatisk å øke kompressibiliteten til fluidet 12, innfører sprudling inhomogenitet i fluidet. For strømningsregimer hvori gassen er innfanget i et væske- kontinuerlig strømningsfelt, kan førsteordenseffektene av sprudlingen bli modulert ved bruk av bobleteori. Ved å vurdere bevegelsen til en inkompressibel kule med tetthet po inneholdt i et ikke-viskøst, inkompressibelt fluid med en tetthet på p og satt i bevegelse av fluidet vil vise at hastigheten til kulen er gitt ved:

For de fleste innfangede gasser i væsker er tettheten til kulen størrelsesordener under den til væsken og hastigheten til boble nærmer seg tre ganger den til fluidet.

Ved vurdering av dette resultatet i konteksten med bevegelsen av en kule i et tverrsnitt av et vibrerende rør, må den økte bevegelsen til kulen sammenlignet med det gjenværende fluidet resultere i at en del av det gjenværende fluidet har et redusert nivå av deltagelse i oscillasjon, hvilket resulterer i en redusert, tilsynelatende systemtreghet.

Fig. 9 illustrerer en klumpet parametermodell for effektene av inhomogenitet i oscillasjonen til et sprudlende væskefylt rør. I denne modell er en gassboble 40 med volumfraksjon $ forbundet over et punkt 42 til en kompenserende masse av fluid med volum 2T. Punktet er stivt forbundet med det ytre røret 44. Effektene av viskositet kan bli modulert ved bruk av en demper 46 forbundet for å begrense bevegelsen til gassboblen 40 i forhold til resten av væsken og selve røret. Det gjenværende væskevolumet i rørtverrsnittet (l-3r) er fylt med et ikke-viskøst fluid. I ikke-viskøs grensen deltar ikke den kompenserende massen til fluid 48 ( 2T) i oscillasjonene, og hastigheten til den masseløse gassboblen blir tre ganger hastigheten til røret. Effekten av denne relative bevegelse er å redusere den effektive tregheten til fluidet inne i røret til (l-3r ganger den som oppvises av et homogen fluidfylt rør. I grensen for høy viskositet minimaliserer den økte dempekonstanten den relative bevegelsen mellom gassboblen og væsken, og den effektive tregheten til det sprudlende fluidet nærmer seg 1 -r. Den effektive tregheten forutsatt ved denne modell til et sprudlende, men inkompressibelt fluid som oscillerer inne i et rør stemmer med det som er presentert av Hemp et al., 2003, med grensene for høy og lav viskositet.

En bør forstå at prosesseringsenheten kan bruke disse modeller uavhengig eller sammen i en klumpet parametermodell.

Det ble presentert modeller med virkningene av sprudling på vibrerende rør tetthetsmetere hvori virkningene av kompressibilitet og inhomogenitet ble adressert uavhengig. Fig. 10 viser en skjematisk klumpet parametermodell som inkorporerer virkningene av kompressibilitet og inhomogenitet ved bruk av mekanismespesifikke modeller utviklet ovenfor.

Bevegelsesligningene til den ovenfor klumpede parametermodellen, antatt løsninger i formen av eST der s er den komplekse frekvensen, kan uttrykkes i ikke-dimensjonal form som:

Parametrene som styrer den dynamiske responsen til modellen er definert i den følgende Tabell 1.

Til å løse det sjette ordens eigenverdiproblemet beskrevet ovenfor tilveiebringes en innretning for å vurdere innvirkningen av de forskjellige parametrene på den observerte tettheten. Den naturlige frekvensen til primærrørmodusen forutsagt av eigenverdianalysen blir innmatet i frekvens/tetthet fra den kvasistabile, homogene modell for å bestemme den tilsynelatende tettheten til fluidet 12 som følger:

Som et grunnlinjeforhold ble et "representativt" Coriolismeter med parametere gitt i Tabell 2 analysert.

For et gitt Coriolismeter har sprudlenivået en dominerende effekt på forskjellen mellom den virkelige og tilsynelatende blandingstettheten. Andre parametere identifisert ved den klumpede parametermodellen spiller imidlertid også viktige roller. For eksempel er dempeparameteren tilordnet med bevegelsen av gassboblen i forhold til fluidet inne i røret, ^gas, en parameter som styrer responsen til systemet på sprudling. Innvirkningen av i^gas på den tilsynelatende tettheten til blandingen er illustrert på Fig. 11. Som vist, for i^gassom nærmer seg null, nærmer den tilsynelatende tettheten seg l-3r, dvs. meteret under rapporterer tettheten til den sprudlende blandingen med 2T. Etter som ^gas blir økt, nærmer imidlertid den tilsynelatende tettheten seg den virkelige fluidtettheten på i-r.

Innvirkningen av kompressibilitet er illustrert på Fig. 12, hvori den modellforutsagte observerte tettheten er vist som en funksjon av gassvolumfraksjon for et område av meteret som skiller seg bare med hensyn på naturlig frekvens for rørene. Som vist, kan den naturlige frekvensen til rørene, primært ved innvirkningen av den reduserte driftsfrekvensen ved et gitt nivå av sprudling, i signifikant grad innvirke på forholdet mellom den virkelige og tilsynelatende tettheten til et sprudlende fluid.

En fasilitet, ble konstruert for eksperimentelt å evaluere ytelsen til Coriolismeteret på sprudlende vann. Fasiliteten bruker et magmeter som virker på enkelfase vann som en referansestrømningsmengde og det sonarbaserte meteret 100 for å våke gassvolumfraksjonen til de sprudlende blandingene.

Tettheten til væskekomponenten til den sprudlende væsken, dvs. vannet, ble antatt konstant. Flere Coriolismetere med forskjellig design og produsenter ble testet. Den tilsynelatende tettheten til Coriolismeteret høyt korrelert med gassvolumfraksjonen som målt med GVF-meteret 100. Den klumpede parametermodellen synes å fange trenden like godt.

Fig. 15 viser den tilsynelatende tettheten målt med Coriolismeteret med 1 tommes diameter rør med en strukturell resonansfrekvens på størrelsesorden 300 Hz. Data ble registrert over et tilsvarende område av strømningsmengde og innløpstrykk som det tidligere meter. Igjen er den teoretisk korrekte tettheten til den sprudlende blandingstetthetsfaktoren på 1-r vist, som er resultatet fra kvasistabil, ikke-viskøs bobleteori på 1-3 r. Tetthetsfaktor produsert av den klumpede parameteren med ^gas empirisk avstemt til 0,007 er også vist. Som med det andre testede meteret, er den tilsynelatende tettheten til Coriolismeteret 16 høyt korrelert med gassvolumfraksjonen som målt med GVF-meteret 100. Korrelasjonen mellom utresultatet fra den klumpede parametermodellen og utresultatet fra tetthetsmeteret tilveiebringer et nyttig rammeverk for å vurdere innvirkningen av sprudling på den tilsynelatende tettheten til prosessfluidet 12.

Ytelsen til en hastighet til lyd forhøyet Coriolistetthetsmåling som arbeider under tilstedeværelsen av innfanget luft er illustrert på Fig. 16. Dataene viser tidshistoriene til den tilsynelatende tettheten, innfanget luft og korrigert væsketetthet under en omtrent 50 minutters periode over hvilken tetthetsmeteret ble utsatt for varierende mengder av innfanget luft i området fra 0 til 3%. Dataene vist på Fig. 15 ble brukt i forbindelse med sanntids innfanget luftmåling for å kvantifisere forskjellen mellom den virkelige væsketettheten og den tilsynelatende væsketettheten under overgangen. Som vist, er nøyaktigheten til væsketettheten rapportert ved hastighet-til-lyd forhøyet meter betydelig forbedret sammenlignet med den tilsynelatende tettheten som resultat av grunnlinj emeteret.

Eksperimentelle data og analytiske resultater demonstrerer den signifikante innvirkningen som innfangede gasser har på nøyaktigheten til vibrerende rør basert tetthetsmåling. Analytiske modeller ble presentert som illustrerer hvordan effektene av økt fluidkompressibilitet og inhomogenitet kan innføre signifikant feil i den tolkkede tettheten til prosessfluidet. Analytiske modeller illustrerte hvordan innvirkningen av sprudling er knyttet til gassvolumfraksjonen til prosessfluidet, den reduserte frekvensen til de vibrerende rørene og andre parametere. Mens analytiske modeller har blitt illustrert, forutsetter den foreliggende oppfinnelsen at empiriske modeller kan bli brukt for å kompensere eller forbedre tetthets- og/eller massestrømningsmengde til et Coriolismeter 16.

Eksperimentelle data ble presentert som demonstrerte hvordan fordelene tilordnet med å kombinere en sanntidsmåling av gassvolumfraksjon og redusert frekvens med et vibrerende rør basert tetthetsmeter 16 signifikant kan forbedre nøyaktigheten til både den sprudlende blandingstetthetsmålingen så vel som målingen av den ikke-sprudlende væskedelen av blandingen.

Dagens kjente teknikk synes å anvende kvasistabile modeller, og empiriske korrelasjoner basert på kvasistabile modeller, for å relatere de målte mengdene til de avledede fluidparametere. Denne kvasistabile modellen for fluidstruktursamvirker synes å virke adekvat for de fleste Coriolismetere som arbeider med de fleste industrielle prosesstrømmer. Gyldigheten til den kvasistabile antagelsen vil skaleres med de reduserte frekvensene til vibrasjonen av fluidet inne i røret. Under et kvasistabilt rammeverk blir, dess høyere de reduserte frekvensene er, dess mindre nøyaktige Coriolismetere.

En relevant redusert frekvens for de ustabile effektene inne i et Coriolismeter er den reduserte frekvensen basert på vibrasjonsfrekvensen, rørdiameter og prosessfluid lydhastighet:

En annen relevant redusert frekvens er den som er basert på den totale lengden til Coriolisrørene:

En bør merke seg at for enhver gitt parameterdesign hvori geometrien er fast, er de to reduserte frekvensene ikke uavhengige, og er skalare multipler av hverandre. For et gitt meter er variasjoner i de reduserte frekvensene ovenfor primært bestemt av variasjoner i prosessfluid lydhastighet.

Fysisk representerer den reduserte frekvensen forholdet mellom tiden som er nødvendig for lyd å forplante seg over en karakteristisk lengde og tiden som det er nødvendig for røret å vibrere en periode. Fra et ytelses- og nøyaktighetsperspektiv tjener reduserte frekvenser til å innfange viktigheten av ustabilhet i det aeroelastiske samvirket mellom fluid og struktur.

I grensen hvor reduserte frekvenser nærmer seg null, kan prosessen bli modellert som kvasistabil. De fleste analytiske modeller av Coriolisstrømningsmetere bruker en kvasistabil modell for fluid/struktursamvirket. For ikke-null reduserte frekvenser begynner imidlertid ustabile effekter å innvirke på forholdet mellom den målte strukturelle responsen, dvs. faseforskyvningen i de to benene til meteret og den naturlige frekvensen, og de søkte fluidparametrene, dvs. massestrømmen til fluidet og fluidtettheten.

Det som imidlertid er beskrevet her, er å bruke en lydbasert gassvolumfraksjons-parameter, en redusert frekvensparameter som relaterer faseforsinkelse til massestrømningsmengde.

Dersom den reduserte frekvensen basert på diameter er ikke-neglisjerbar, utvikler treghetsbelastningen fra fluidet på røret en liten faseforsinkelse som øker med økende frekvens. For ikke-neglisjerbare reduserte frekvenser basert på lengden av strømningsrøret, kan oscillasjoner i strømningshastigheten variere over lengden av røret og potensielt innføre feil i resultatet fra meteret.

Fra et dimensjonsmessig perspektiv ble et 1 tommers diameter Coriolisstrømningsrør drevet ved grovt regnet 80 Hz ved en maksimal amplitude på 1,5 mm. For illustrasjonsformål er lengden til strømningsrøret estimert til å være tilnærmet 1 meter. Ved bruk av disse tallene er den redusert frekvensbaserte diameteren og lengden vist på Fig. 17 for blandings lydhastigheter i området fra 1500 m/s (typisk for prosessvæsker) og 50 m/s (mulig for bobleblandinger).

Som vist, resulterer typiske variasjoner i lydhastigheter i blanding på grunn av tofase-strømning i signifikante variasjoner i reduserte frekvenser.

Ved dramatisk å redusere blandings lydhastighet, kan således innføringen av gass i en væskeblanding dramatisk øke den reduserte frekvensen til den primære vibrasjonen tilordnet med Coriolismeteret. Dersom det ikke tas hensyn til dette under tolkningen, gjør denne økning i redusert frekvens den kvasistabile modellen økende unøyaktig og resulterer i feil i massestrømning og i tetthet.

Denne minskning av nøyaktighet til Coriolismetere med innføringen av boblefluider er vel dokumentert. I virkeligheten har andre forsøkt å korrigere for virkningen av innfanget luft ved å korrelere observerte feil i massestrømning med gassvolumfraksjon innen et prosessfluid. Disse forfattere foreslo en korreksjon basert på GVF som følger:

hvor a representerer gassvolumfraksjonen og R representerer minskning i målt (tilsynelatende) massestrømning normalisert ved den sanne massestrømningen. Ved å bruke denne korrelasjonen, vil således en 1% økning av innfanget luft resultere i et grovt 2% underestimat av den virkelige massestrømmen.

Selv om denne formulering synes å innfange den generelle trenden observert eksperimentelt, har den to ulemper for bruk på området. For det første, har Coriolismeteret 16 ingen direkte måte å måle gassvolumfraksjonen på. Det har blitt foreslått å bruke den målte tilsynelatende tettheten til fluidet for å estimere nivået av innfanget luft, men dette er imidlertid problematisk siden begge de to fundamentale målingene, faseforskjell og naturlig frekvens, blir påvirket av endringer i den reduserte frekvensen til Coriolisvibrasjonen. For det andre, er det usannsynlig at gassvolumfraksjonen er den eneste variable som påvirker forholdet mellom målt faseforskjell og massestrøm og den målte naturlige frekvens og tetthet. Selv om gassvolumfraksjon synes å korrelere over minst et område av parametere, foreslår fysikken til problemet at lydhastighet, via redusert frekvenseffekt, også kan ha direkte innvirkning på tolkningen som utviklet ovenfor.

Det som er foreslått i denne beskrivelsen er å benytte en direkte lydmåling fra prosessfluidet for å hjelpe til i tolkningen av Coriolismeteret 16.1 denne tolkning blir de reduserte frekvensparametrene utviklet her innbefattet i tolkning av forholdet mellom faseforskj ellen i de vibrerende rørene og massestrømningen så vel som en direkte rolle i tolkningen av den naturlige frekvensen til de oscilllerende strømningsrørene uttrykt ved prosessfluidtetthet. Lydhastighetsmålingen, kombinert med kunnskap om prosessvæske og gasskomponenter så vel som prosesstemperatur og trykk, muliggjør likeså en direkte måling av innfanget luft. Den reduserte frekvensparameteren og gassvolumfraksjonen kan således bli brukt som inngangssignaler ved tolkningen av faseforsinkelse uttrykt ved massestrømning.

På grunn av det sterke forholdet mellom luftinnhold i væsker og blandingslydhastighet, vil rollen til den reduserte frekvensparameteren i tolkningen av den fundamentale målingen til Coriolismeteret ha en mer uttalt effekt i boblestrømmer. Endringer i lydhastighet og således redusert frekvens til drift i forskjellige typer av væsker og andre prosessblandinger har like gjerne en effekt på tolkningen og således nøyaktigheten til Coriolismeter brukt i disse applikasjoner. Vurder for eksempel ytelsen til et Coriolismeter på to væsker - vann og olje. Anta at fluidene har forskjellige tettheter og lydhastigheter. De forskjellige fluidegenskapene foreslår at Coriolismetere arbeider ved forskjellige reduserte frekvenser. Den reduserte frekvensen for vannet vil typisk være tilnærmet 10%-30% lavere enn den for oljeapplikasjonen.

Erkjenn at, når de er forskjellige, vil de reduserte frekvensene for begge applikasjonene fremdeles være "små", og innvirkningen på nøyaktighet behøver ikke å være signifikant. En viss grad av unøyaktighet blir imidlertid introdusert ved ikke å ta hensyn til forskjellene i den reduserte frekvensen til drift av Coriolismeteret i denne applikasjonen.

Det grunnleggende konsept som er beskrevet her ble demonstrert i en vann- og luftsløyfe ved nær omgivende trykk og temperatur.

I denne fasilitet blir vann pumpet fra bunnen av en stor separator via et magmeter som måler den volumetriske strømningsmengden til vannet. Vannet strømmer så gjennom et SONARspor innfanget luftmeter for å verifisere at vannet har neglisjerbar innfanget luft. Luft blir så injisert i vannet og former en tofaseblanding. Mengden av innfanget luft blir så målt med et andre SONARspor meter. Tofaseblandingen av kjent vann- og luftsammensetning passerer så gjennom et 3 tommers bøyd rør Coriolismeter. Utresultatet s til alle de ovenfor nevnte måleanordningene ble registrert sammen med vanntrykk og temperatur. Ved bruk av denne informasjon kan feilene tilordnet med Coriolismeterets drift i de sprudlende væskene bli bestemt og opptegnet som en funksjon av lydhastighetsbaserte parametere. I dette eksempel er Coriolismeterytelsekarakterisertsom en funksjon av gassvolumfraksjon. Feil i massestrømning, blandingstetthet og observert blandingstetthet er vist på Fig. 18.

Som vist, er feilene virkelig signifikante. Ved 2% innfanget luft overrapporterer Coriolismeteret massestrømning med 15% og underrapporterer blandingstetthet med 2%. Den virkelige tetthet som blir rapportert av meteret vil, dersom den tolkes som tettheten til væskefasen i meteret, være grovt regnet 4% feil.

For dette eksempel blir massestrømningsfeilen parameterisert ved lydhastighetsbasert gassvolumfraksjon til innfanget luft. Den parametriske avhengigheten av dette er gitt ved ligningen vist på opptegningen.

Denne korrelasjon ble så brukt til å korrigere Coriolismassestrømningen for tilstedeværelsen av innfanget luft. Fig. 19 viser en tidsserie av data hvori mengden av innfanget luft injisert oppstrøms for Coriolismeteret ble variert i små inkrementer slik at de totale innfangede luftnivåene var i området fra 0 til 2%. Som vist, registrerer Coriolismeteret signifikante feil i massestrømning (opp til 15%) på grunn av innfanget luft i en gassvolumfraksjonbasert korrelasjon som anvendte og vellykket korrigerte massestrømningsfeil til innenfor grovt regnet 1% ved demonstrasjonen.

Fig. 20 illustrerer et gassvolumfraksjonsmeter 100 på Fig. 2, som beskrevet tidligere. GVF-meteret 100 innbefatter en avfølingsanordning 116 anordnet på røret 14 og en prosesseringsenhet 124. Avfølingsanordningen 116 omfatter en gruppe av deformasjonsbaserte sensorer eller trykksensorer 118-121 for å måle de ustabile trykkene produsert av akustiske bølger som forplanter seg gjennom strømmen 12 for å bestemme hastigheten til lyd (SOS). Trykksignalene Pi(t)-PN(t) blir tilveiebrakt til prosesseringsenheten 124, som digitaliserer trykksignalene og beregner SOS og GVF parametrene. En kabel 113 forbinder elektronisk avfølingsanordningen 116 med prosesseringsenheten 124. De analoge trykksensorsignalene Pi(t)-PN(t) er typisk 4-20 mA strømsløyfesignaler.

Gruppen av trykksensorer 118-121 omfatter en gruppe av minst to trykksensorer 118,119 adskilt aksielt langs den ytre overflaten 122 til røret 14, som har en prosesstrømning 112 som forplanter seg i dette. Trykksensorene 118-121 kan være klemt på eller generelt fjernbart montert på røret ved hjelp av en løsbar festeinnretning, slik som bolter, skruer og klemmer. Alternativt kan sensorene være permanent festet til, lagt inn i eller integrert (f. eks. innleiret) med røret 14. Gruppen av sensorer til avfølingsanordningen 116 kan innbefatte et hvilket som helst antall av trykksensorer 118-121 som er større enn to sensorer, slik som tre, fire, åtte, seksten eller N antall sensorer mellom 2 og 24 sensorer. Generelt forbedres nøyaktigheten til målingen etter som antallet sensorer i gruppen øker. Nøyaktighetsgraden som tilveiebringes av det større antallet av sensorer blir forskjøvet ved økningen av kompleksitet og tid for å beregne den ønskede utgangsparameteren til strømningen. Antallet sensorer som benyttes er derfor avhengig av minst den ønskede nøyaktighetsgraden og den ønskede oppdateringshastigheten for utgangsparametrene tilveiebrakt av apparatet 100. Trykksensorene 118-119 måler de ustabile trykkene produsert av akustiske bølger som forplanter seg gjennom strømmen, som er indikerende for SOS som forplanter seg gjennom fluidstrømmen 12 i røret. Utgangssignalene (Pi(t)-PN(t)) til trykksensorene 118-121 blir tilveiebrakt til en forforsterkerenhet 139 som forsterker signalene generert av trykksensorene 118-121. Prosesseringsenheten 124 behandler trykkmåledataene PiO-PnO) og bestemmer de ønskede parametrene og karakteristikkene til strømningen 12, som beskrevet foran.

Apparatet 100 regner også med å tilveiebringe en eller flere akustiske kilder 127 for å muliggjøre målingen av lydhastigheten som forplanter seg gjennom strømmen for tilfeller med akustisk stille strømning. Den akustiske kilden kan være en anordning som for eksempel tapper eller vibrerer på veggen til røret. De akustiske kildene kan være anordnet ved inngangsenden til utgangsenden av gruppen av sensorer 118-121, eller ved begge ender som vist. En bør forstå at i de fleste tilfeller er de akustiske kildene ikke nødvendige, og apparatet detekterer passivt den akustiske åsen tilveiebrakt i strømningen 12, hvilket vil bli beskrevet mer detaljert i det etterfølgende. Den passive støyen innbefatter støy generert av pumper, ventiler, motorer og den turbulente blandingen selv.

Som foreslått og ytterligere beskrevet mer detaljert i det etterfølgende, har apparatet 10 evnen til å måle hastigheten til lyd (SOS) ved å måle ustabile trykk skapt av akustiske forstyrrelser som forplanter seg gjennom strømningen 12. Ved å kjenne eller estimere trykket og/eller temperaturen til strømningen og lydhastigheten til de akustiske forstyrrelsene eller bølgene, kan prosesseringsenheten 124 bestemme gassvolumfraksjon, slik som beskrevet i US patentsøknad nr. 10/349.716, inngitt 23. januar 2003, US patentsøknad nr. 10/376.427, inngitt 26. februar 2003, US patentsøknad nr. 10/762.410, inngitt 21. januar 2004, som alle er inkorporert som referanse.

Tilsvarende til apparatet 100 på Fig. 20, har apparat 200 på Fig. 21 som virkeliggjør den foreliggende oppfinnelsen en gruppe av minst to trykksensorer 118,119 som befinner seg på to lokaliseringer xi,x2aksialt langs røret 14 for å avføle respektive stokastiske signaler som forplanter seg mellom sensorene 118,119 inne i røret ved deres respektive lokaliseringer. Hver sensor 118,119 tilveiebringer et signal som er indikerende for et ustabilt trykk ved lokaliseringen til hver sensor, ved hvert tilfelle i en serie av prøvetilfeller. En vil forstå at sensorgruppen kan innbefatte flere enn to trykksensorer som antydet med trykksensor 120,121 ved lokalisering x3,xN. Trykket generert av de akustiske trykkforstyrrelsene kan bli målt ved hjelp av deformasjonsbaserte sensorer og/eller trykksensorer 118-121. Trykksensorene 118-121 tilveiebringer analoge trykk-tidsvarierende signaler Pi(t),P2(t),P3(t),PN(t) til signalprosesseringsenheten 124. Prosesseringsenheten 124 behandler trykksignalene til først å tilveiebringe utgangssignaler 151,155 som er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømningen 12, og derpå tilveiebringe en GVF-måling som respons på trykkforstyrrelser generert av akustiske bølger som forplanter seg gjennom strømningen 12.

Prosesseringsenheten 124 mottar trykksignalene fra gruppen av sensorer 118-121. En dataakvisisjonsenhet 154 digitaliserer trykksignaler Pi(t)-PN(t) tilordnet med de akustiske bølgene 14 som forplanter seg gjennom røret 114. En FFT-logikk 156 beregner den Fourier-transformerte til de digitaliserte tidsbaserte inngangssignalene Pi(t)-PN(t) og tilveiebringer komplekse frekvensdomene (eller frekvensbaserte) signaler Pi(co),P2((o),P3((o),Pn((o) som er indikerende for frekvensinnholdet i inngangssignalene.

En dataakkumulator 158 akkumulerer de ytterligere signalene Pi(t)-PN(t) fra sensorene og tilveiebringer dataene akkumulert over et prøveintervall til en gruppeprosessor 160, som utfører en rom-tidsmessig (todimensjonal) transformasjon av sensordataene, fra xt-domenet til k-co-domenet, og så beregner effekten i k-co-planet, som representert ved en k-co-opptegning, tilsvarende den som ble tilveiebrakt av den konvektive gruppeprosessoren 146.

Til å beregne effekten i k-co-planet, som representert av en k-co-opptegning (se Fig. 22) på hvert av signalene eller de differensierte signalene, bestemmer gruppeprosessoren 160 bølgelengden og så det (romlige) bølgetallet k, og også den (tidsmessige) frekvensen og så vinkelfrekvensen co, til forskjellige av de spektrale komponentene til den stokastiske parameteren. Det er utallige algoritmer tilgjengelig i det offentlige området for å utføre den rom/tidsmessige dekomposisjon av grupper av sensorenheter 118-121.

I tilfellet med egnede akustiske bølger til stede i begge aksiale retninger, vil effekten i k-co-planet vist i en k-co-opptegning på Fig. 22 bestemt således inneha en struktur som er kalt en akustisk ås 170,172 i både det venstre og høyre planet til opptegningen, hvori en av de akustiske åsene 170 er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg i en aksialretning og den andre akustiske åsen 172 er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg i den andre aksialretningen. De akustiske åsene representerer konsentrasjonen til en stokastisk parameter som forplanter seg gjennom strømningen og er en matematisk manifestasjon av forholdet mellom de romlige variasjonene og de tidsmessige variasjonene beskrevet ovenfor. Slik opptegning vil indikere en tendens for k-co-par til å opptre mer eller mindre langs en linje 170,172 med noe helning, hvor helningen indikerer hastigheten til lyd.

Effekten i k-co-planet bestemt således blir så tilveiebrakt til en akustisk ås identifikator 162, som bruker en eller annen egenskapsuttrekkingsfremgangsmåte for å bestemme lokaliseringen og orienteringen (helning) til en hvilken som helst akustisk ås som er til stede i det venstre og høyre k-co-planet. Hastigheten kan bli bestemt ved å bruke helningen til en av de to akustiske åsene 170,172 eller av et gjennomsnitt av helningene til de akustiske åsene 170,172.

Sluttelig blir informasjon som innbefatter den akustiske åsorienteringen (helning) brukt av en analysator 164 for å bestemme strømningsparametrene som relaterer seg til målt

lydhastighet, slik som konsistensiteten eller sammensetningen av strømningen, tettheten til strømningen, gjennomsnittlig størrelse til partikler i strømningen, luft/masseforholdet til strømningen, gassvolumfraksjonen til strømningen, hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømningen og/eller prosentandel innfanget luft i strømningen.

En gruppeprosessor 160 bruker standard såkalt stråleforming, gruppeprosessering eller adaptiv gruppeprosesseringsalgoritmer, dvs. algoritmer for prosessering eller behandling av sensorsignalene ved bruk av forskjellige forsinkelser og vekting for å skape egnede faseforhold mellom signalene tilveiebrakt av de forskjellige sensorene, og derved skape faset antennegruppefunksjonalitet. Med andre ord transformerer stråleformingen eller gruppeprosesseringsalgoritmene tidsdomenesignalene fra sensorgruppen til deres romlige og tidsmessige frekvenskomponenter, dvs. i et sett av bølgetall gitt ved k=2nlX hvor X er bølgelengden til en spektralkomponent, og korresponderer med vinkelfrekvenser gitt ved <a=2n v.

En slik teknikk for å bestemme hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømningen 12 bruker gruppeprosesseringsteknikker for å definere en akustisk ås i k-co-planet som vist på Fig. 22. Helningen til den akustiske åsen er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømningen 12. Hastigheten til lyd (SOS) blir bestemt ved å påtrykke sonare gruppeprosesseringsteknikker for å bestemme hastigheten hvorved de endimensjonale akustiske bølgene forplanter seg forbi den aksiale gruppen av ustabile trykkmålinger fordelt langs røret 14.

Apparatet 200 til den foreliggende oppfinnelsen måler hastigheten til lyd (SOS) til endimensjonale lydbølger som forplanter seg gjennom blandingen for å bestemme gassvolumfraksjonen til blandingen. Det er kjent at lyd forplanter seg gjennom forskjellige medier ved forskjellige hastigheter på slike områder som SONAR og RADAR områder. Hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom rør og strømning 12 kan bli bestemt ved å bruke et antall kjente teknikker, slik som de som er angitt i US patentsøknad med serienr. 09/344.094, inngitt 25. juni 1999, nå US 6.354.147; US patentsøknad med serienr. 10/795.111, inngitt 4. mars 2004; US patentsøknad med serienr. 09/997.221, inngitt 28. november 2001, nå US 6.587.798; US patentsøknad med serienr. 10/007.749, inngitt 7. november 2001, og US patentsøknad med serienr. 10/762.410, inngitt 21. januar 2004.

Mens det sonarbaserte strømningsmeteret som bruker en gruppe av sensorer 118-121 for å måle hastigheten til lyd til en akustisk bølge som forplanter seg gjennom blandingen er vist og beskrevet, må en forstå at en hvilken som helst innretning for å måle hastigheten til lyd til den akustiske bølgen kan bli brukt for å bestemme den innfangede gassvolumfraksjonen til blandingen/fluidet eller andre karakteristika til strømningen beskrevet foran.

Analysatoren 164 til prosesseringsenheten 124 tilveiebringer utgangssignaler som er indikerende for karakteristika til prosesstrømningen 12 som er relatert til den målte hastigheten til lyd (SOS) som forplanter seg gjennom strømningen 12. For eksempel, for å bestemme gassvolumfraksjonen (eller fasefraksjon), antar analysatoren 164 en nærmest isotermisk tilstand for strømningen 12. Som sådan, er gassvolumfraksjonen eller tomromfraksjonen relatert til hastigheten til lyd ved den følgende kvadratiske ligningen:

hvori x er hastigheten til lyd, A = l+rg/rl<*>(Keff/P-l)-Keff/P, B = Keff/P-2+rg/rl;

C = 1-Kefif/rPamait<A>2); rg = gasstetthet, ri = væsketetthet, Keff = effektiv K (væske og rørvegg modul), P = trykk og amåit= målt hastighet til lyd.

Effektivt,

Alternativt kan lydhastigheten til en blanding bli relatert til volumetrisk fasefraksjon ( fa) til komponentene og lydhastigheten (a) og tettheter (p) til komponenten ved hjelp av Wood ligningen.

Endimensjonale kompresjonsbølger som forplanter seg inne i en strømning 12 inneholdt i et rør 14 utøver en ustabil intern trykkbelastning på røret. Hvilken grad røret forskyver seg som et resultat av den ustabile trykkbelastningen innvirker på hastigheten til forplantning av kompresjonsbølgen. Forholdet blant den uendelige domenehastigheten til lyd og tettheten til en blanding; elastisitetsmodulen (E), tykkelsen (t) og radiusen (R) til en vakuum-bak sylindrisk ledning; og den effektive forplantningshastigheten (aeff) for endimensjonal kompresjon er gitt ved det følgende uttrykket:

Blandingsregelen angir essensielt at kompressibiliten til en blanding (l/(pa 2)) er det volumetrisk vektede gjennomsnitt av kompressibiliteter til komponentene. For gass/væskeblandinger 12 ved trykk og temperaturer som er typiske for papir- og tremasseindustri er kompressibiliteten til gassfasen i størrelsesorden større enn den for væsken. Kompressibiliteten til gassfasen og tettheten til væskefasen bestemmer således primært blandingens lydhastighet, og som sådan, er det nødvendig å ha et godt estimat av prosesstrykk for å tolke blandingslydhastighet uttrykt ved volumetrisk fraksjon av innfanget gass. Effekten av prosesstrykk på forholdet mellom lydhastighet og innfanget luftvolumfraksjon er vist på Fig. 23.

Noen eller alle funksjonene innen prosesseringsenheten 24 kan bli implementert i programvare (ved bruk av en mikroprosessor eller datamaskin) og/eller fastvare, eller kan bli implementert ved bruk av analog og/eller digital maskinvare, som har tilstrekkelig lagerplass, grensesnitt og kapasitet til å utføre funksjonene som er beskrevet her.

Mens utførelsen av den foreliggende oppfinnelsen vist på figurene 2, 20 og 21 viser trykksensorene 118-121 anordnet på røret 14, separat fra Coriolismeteret, antar den foreliggende oppfinnelsen at GVF-meteret 100 kan være integrert med Coriolismeteret for derved å tilveiebringe et enkelt apparat som vist på figurene 24 og 25. Som vist på disse figurer, kan trykksensorene 118-121 være anordnet på et eller begge av rørene 302 til Coriolismeteret 300,310.

Det refereres til Fig. 24 hvor et dualrør 302 Coriolismeter 300 er tilveiebrakt med en gruppe trykksensorer 118-121, 318-320 anordnet på et rør 302 av Coriolismeteret. I denne utførelse er en gruppe av piezoelektriske materialstrimler 50 anordnet på en bane og klemt på røret 302 som en enhetlig omvikling. Denne konfigurasjon er tilsvarende den som er beskrevet i US patentsøknad med serienr. 10/795.111, inngitt 4. mars 2004. Tilsvarende det som er beskrevet her tidligere, blir trykksignalene tilveiebrakt til en prosesseringsenhet for å beregne minst en av SOS, GVF og redusert frekvens.

Fig. 25 illustrerer en annen utførelse av den foreliggende oppfinnelsen som integrerte trykksensorene 118-121 inne i Coriolismeter 310. Fordelene tilordnet med å integrere sonargruppe inn i det eksisterende fortrykket til et Coriolismeter er utallige og innbefatter kostnadsfordeler, markedsføringsfordeler og potensiale for ytelsesfordeler.

Strømningsrørene 302 som anvendes i Coriolismeter er mange og varierte. Det er typisk at strømningen blir avledet fra senterlinjen til røret som Coriolismeteret er festet til, men imidlertid har Coriolismeteret som anvender rette rør, i linje med prosessrøret, også blitt introdusert. Den mest vanlige typen er U-rør Coriolismeteret som vist på Fig. 25. Til tross for de varierte formene, er Coriolisstrømningsrør typisk lange og relativt slanke, bøyde eller rette. For bøyde rør Coriolismetere har strømningsrørene typisk konstant og redusert tverrsnitt sammenlignet med røret 14 som meteret er festet til, hvilket resulterer i økt fluidhastighet gjennom strømningsrørene. Disse to karakteristika gjør strømningsrørene vel egnet som en akustisk bølgeleder for lavfrekvens akustiske bølger.

Akustiske lavfrekvensbølger refererer seg til bølger hvis bølgelengde er signifikant større enn diameteren til strømningsrøret 302. Slik vi vil se, for Coriolisstrømningsrør som typisk har en størrelsesorden på 1 tomme i diameter, er denne definisjon av lavfrekvens ikke mye begrensende. For et 1 tommers diameter strømningsrør som fører vann blir således de akustiske bølgene med frekvenser som er signifikant under 60.000 Hz ansett som lavfrekvens (1 tomme<*>(1 fot/12 tommer)<*>5000 fot/sekund).

For disse lavfrekvensbølger har ikke bøyningene i Coriolisstrømningsrørene 302 noen signifikant innvirkning på forplantningshastigheten til akustikken. Coriolisstrømnings-rørene 302 er således vel egnet til å tjene som bølgelederen for grupper av sensorer for å bestemme hastigheten til lyd i blandingen.

De fleste Coriolismetere har høyt avstemte, velbalanserte sett av strømningsrør. Det er viktig å minimalisere enhver innvirkning av sensoren på dynamikken til strømningsrørene. For U-røret vist på Fig. 25 er sensorer som vist anordnet nær legemet 306 til meteret hvor rørene 302 er hovedsakelig skråstilt. Ved å feste lettvekts, deformasjonsbaserte sensorer 118-121 ved denne posisjon, vil dynamikken til strømningsrøret i hovedsaken være upåvirket av sensorgruppen. Videre, ved å plassere de to sensor gruppene 118,119 og 120,121 ved endene, tillates at sensorgruppeåpningen kan spenne over hele strømningsrøret. Instrumentering av strømningsrør som beskrevet her maksimaliserer åpningen til sensorgruppen inneholdt i Coriolismeteret. Lokalisering av multiple sensorer, men relativt nært adskilte sensorer nær endene, resulterer i en ikke-ensartet adskilt gruppe. Startdata behandlet med slike grupper indikerer at denne fremgangsmåte vil være egnet.

Mens integrerte Coriolismetere 300,310 på figurene 24 og 25 er U-formede, antar den foreliggende oppfinnelsen at sensorgruppen kan være tilsvarende anordnet på et rør til et rett rør Coriolismeter.

For alle utførelser som er beskrevet her kan trykksensorene, innbefattende elektriske deformasjonsinnretninger og blant annet optiske fibere og/eller gittere, slik det er beskrevet her, være festet til røret ved hjelp av klebemiddel, lim, epoksy, tape eller annen egnet festeinnretning for å sikre passende kontakt mellom sensoren og røret. Sensorene kan alternativt være fjernbare eller permanent festet via kjente mekaniske teknikker slik som mekaniske festeinnretninger, fjærbelastede, klemte, klemmeskallarrangement, stropper eller andre ekvivalenter. Alternativt kan deformasjonsinnretningene, innbefattende optiske fibere og/eller gittere, være innleiret i et komposittrør. Dersom det er ønskelig for noen applikasjoner, kan gitrene være løsgjort fra (eller deformasjonsmessig eller akustisk isolert fra) røret dersom dette er ønskelig.

Det ligger også innenfor rammen av den foreliggende oppfinnelsen at en hvilken som helst annen deformasjonsavfølende teknikk kan bli brukt for å måle variasjonene av deformasjon i røret, slik som høysensitive, piezoelektriske materialer, elektroniske eller elektriske, deformasjonsinnretninger festet til eller innleiret i røret. Akselerometere kan også bli brukt for å måle de ustabile trykkene. Også andre trykksensorer kan bli brukt, som beskrevet i et antall av de forannevnte patentene, som er innlemmet her ved referanse.

I en annen utførelse kan sensoren bestå av piezofilm eller strimler (f. eks. PVDF) som beskrevet i minst en av de forannevnte patentsøknadene.

Mens illustrasjonene viser fire sensorer montert eller integrert i et rør av Coriolismeteret, forutsetter oppfinnelsen et hvilket som helst antall sensorer i gruppen slik det læres i minst en av de forannevnte patentsøknadene. Oppfinnelsen forutsetter også at gruppen av sensorer kan være montert eller integrert med et rør av et Coriolismeter som har form slik som saltstangform, U-form (som vist), rett rør og en hvilken som helst krum form.

Oppfinnelsen forutsetter videre å tilveiebringe et langstrakt, ikke-vibrerende (eller oscillerende) parti som tillater å bruke et større antall sensorer i gruppen.

Mens den foreliggende oppfinnelsen beskriver en gruppe av sensorer for å måle hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom strømningen for bruk ved tolkning av forholdet mellom Corioliskrefter og massestrømningen gjennom et Coriolismeter, eksisterer flere andre fremgangsmåter.

For et begrenset område av fluider kan for eksempel en ultrasonisk anordning blir brukt for å bestemme hastigheten til lyd til fluidet som entrer. En bør merke seg at teorien indikerer at tolkningen av Coriolismetere vil bli forbedret for alle fluider dersom lydhastigheten til prosessfluidet blir målt og brukt i tolkningen. Ved å kjenne til at lydhastigheten til fluidet er 5000 fot/sek, slik den vil være for en vannlignende substans, sammenlignet med 1500 fot/sek, slik den vil være for la oss si superkritisk etylen, vil dette således forbedre ytelsen til en Coriolisbasert strømnings- og tetthetsmåling. Disse målinger kan utføres i praksis ved bruk av eksisterende ultrasoniske metere.

En annen fremgangsmåte for å bestemme hastigheten til lyd til fluidene er å måle resonansfrekvensen til de akustiske modiene til strømningsrørene. Installert i en strømningslinje, vil tverrsnittsarealendringer tilordnet med overgangen fra røret inn i de typisk mindre strømningsrørene skape en signifikant endring av akustisk impedans. Som et resultat av denne endring av impedans, virker strømningsrøret som et slags resonanshulrom. Ved å spore resonansfrekvensen til dette hulrommet, kan en bestemme hastigheten til lyd til fluidet som opptar hulrommet. Dette kan utføres ved en enkelt trykksensitiv anordning, montert enten på Coriolismeteret eller på noe av rørnettet som er festet til Coriolismeteret. I et mer generelt aspekt forutsetter den foreliggende oppfinnelsen evnen til å øke ytelsen til et Coriolismeter ved å bruke en hvilken som helst fremgangsmåte eller innretning for å måle gassvolumfraksjonen til fluidstrømningen.

I en utførelse av den foreliggende oppfinnelsen som vist på Fig. 20 kan hver av trykksensorene 118-121 innbefatte en piezoelektrisk filmsensor for å måle de ustabile trykkene til fluidstrømningen 12 ved bruk av en hvilken som helst teknikk beskrevet ovenfor.

De piezoelektriske filmsensorene innbefatter et piezoelektrisk materiale eller film for å generere et elektrisk signal som er proporsjonalt med graden som materialet blir mekanisk deformert eller påkjent. Det piezoelektriske avfølingselementet er typisk formet for å tillate fullstendig eller nærmest fullstendig omkretsmåling av indusert deformasjon for å tilveiebringe et omkrets gjennomsnitt trykksignal. Sensorene kan være formet av PVDF-filmer, kopolymerfilmer eller fleksible PZT-sensorer, tilsvarende det som er beskrevet i "Piezo Film Sensors Technical Manual" levert av Measurement Specialties, Inc., som er inkorporert her ved referanse. En piezoelektrisk filmsensor som kan bli brukt i den foreliggende oppfinnelsen er del nr. 1-1002405-0, LDT4-028K, produsert av Measurement Specialties, Inc.

Piezoelektrisk film ("piezofilm"), slik som piezoelektrisk materiale, er et dynamisk materiale som utvikler en elektrisk ladning som er proporsjonal med en endring av mekanisk påkjenning. Følgelig måler det piezoelektriske materialet deformasjonen indusert inne i røret 14 på grunn av ustabile trykkvariasjoner (f. eks. akustiske bølger) inne i prosessblandingen 12. Deformasjon inne i røret blir overført til en utgangsspenning eller strøm av den påfestede piezoelektriske sensoren. Det piezoelektriske materialet eller filmen kan være formet av en polymer, slik som polarisert fluoropolymer, polyvinylidenfluorid (PVDF). De piezoelektriske filmsensorene er tilsvarende de som er beskrevet i US patentsøknad med serienr. 10/712.818, US patentsøknad med serienr. 10/712.833 og US patentsøknad med serienr. 10/795.111, som er inkorporert her ved referanse.

En annen utførelse av den foreliggende oppfinnelsen innbefatter en trykksensor slik som rørdeformasjonssensorer, akselerometere, hastighetssensorer eller forskyvningssensorer, beskrevet i det etterfølgende, som er montert på en stropp for å muliggjøre at trykksensoren kan klemmes på røret. Sensorene kan være fjernbare eller permanent festet via kjente mekaniske teknikker slik som mekaniske festeinnretninger, fjærbelastninger, klemt, klemmeskallarrangement, stropper eller andre ekvivalenter. Disse visse typer av trykksensorer kan gjøre det ønskelig at røret 12 innehar en viss mengde av rørettergivenhet.

I stedet for enkeltpunkt trykksensorer 118-121, ved de aksiale lokaliseringene langs røret 12, kan to eller flere trykksensorer bli brukt rundt omkretsen til røret 12 ved hver av de aksiale lokaliseringene. Signalene fra trykksensorene rundt omkretsen ved en gitt aksial lokalisering kan bli dannet som et gjennomsnitt for å tilveiebringe en tverrsnitts (eller omkrets) gjennomsnitt ustabil akustisk trykkmåling. Andre antall akustiske trykksensorer og rørformet avstand kan bli brukt. Å danne gjennomsnitt av ringtrykksensorer reduserer støy fra forstyrrelser og rørvibrasjoner og andre støykilder som ikke er relatert til endimensjonale akustiske trykkbølger i røret 12, og skaper derved en romlig gruppe av trykksensorer for å hjelpe til med å karakterisere det endimensjonale lydfeltet inne i røret 12.

Trykksensorene 118-121 på Fig. 20 som er beskrevet her kan være en hvilken type trykksensor som er i stand til å måle de ustabile (eller vekslende eller dynamiske) trykkene inne i et rør 14, slik som piezoelektriske, optiske, kapasitive, resistive (f. eks. Wheatstone bro), akselerometere (eller geofoner), hastighetsmåleanordninger, forskyvningsmåleanordninger, etc. Dersom optiske trykksensorer blir brukt, kan sensorene 118-121 være Bragg gitter baserte trykksensorer, slik som beskrevet i US patentsøknad med serienr. 08/925.598, med tittel "High Sensitivity Fiber Optic Pressure Sensor For Use In Harsh Environments", inngitt 8. september 1997, nå US patent 6.016.702, og i US patentsøknad med serienr. 10/224.821, med tittel "Non-Intrusive Fiber Optic Pressure Sensor for Measuring Unsteady Pressures within a Pipe". I en utførelse av den foreliggende oppfinnelsen som anvender fiberoptikk som trykksensorene 14, kan de være forbundet individuelt eller kan være multiplekset langs en eller flere optiske fibere ved bruk av bølgelengde divisjon multipleksing (WDM), tidsdivisjon multipleksing (TDM) eller andre optiske multipleksingteknikker.

I visse utførelser av den foreliggende oppfinnelsen kan en piezoelektronisk trykktransduser bli brukt som en eller flere av trykksensorene 115-118 og den kan måle de ustabile (eller dynamiske eller vekslende) trykkvariasj onene inne i røret eller rør 14 ved å måle trykknivåene inne i røret. Disse sensorer kan være anordnet inn i røret for å danne direkte kontakt med blandingen 12.1 en utførelse av den foreliggende oppfinnelsen omfatter sensorene 14 trykksensorer fremstilt av PCB Piezotronics. I en trykksensor er det integrert krets piezoelektriske spenningsmodus-type sensorer som har innebygde mikroelektroniske forsterkere, og konverterer høyimpedansladningen til en lavimpedans utspenning. Spesielt blir en modell 106B fremstilt av PCB Piezotronics brukt som er en høysensitivitets, akselerasjonskompensert integrert krets piezoelektrisk kvartstrykkksensor egnet for å måle lavtrykks akustiske fenomener i hydrauliske og pneumatiske systemer. Den har den unike evnen til å måle små trykkendringer på mindre enn 0,001 pund per kvadrattomme under høye statiske forhold. 106B har en 300 mV/psi sensitivitet og en oppløsning på 91 dB (0,0001 psi).

Trykksensorene inkorporerer en innebygd MOSFET mikroelektronisk forsterker for å konvertere høyimpedansladningutgangen til et lavimpedansspenningsignal. Sensoren blir drevet fra en konstant strømkilde og kan arbeide over lang koaksial- eller bånd-kabel uten signalforringelse. Lavimpedansspenningsignalet blir ikke påvirket av triboelektrisk kabelstøy eller isolasjonsresistansdegraderingsforurensninger. Effekt for å drive integrerte krets piezoelektriske sensorer har vanligvis formen av en lavkostnads, 24 til 27 volt likespenning, 2 til 20 mA konstantstrøm forsyning. Et dataakvisisjons-system til den foreliggende oppfinnelsen kan inkorporere konstantstrømeffekt for direkte å drive integrerte krets piezoelektriske sensorer.

De fleste piezoelektriske trykksensorene er konstruert med enten kompresjonsmodus kvartskrystaller forbelastet i et stivt hus, eller ikke-påkjente turmalinkrystaller. Disse designer gir sensorene mikrosekund responstider og resonansfrekvenser i hundrer av kHz, med minimal overstyring eller ringing. Små membrandiametere sikrer romlig oppløsning for smale sjokkbølger.

Utgangskarakteristikken til piezoelektriske trykksensorsystemer er den til et vekselstrømskoblet system, hvor gjentatte signaler avtar inntil det er et likt areal over og under den opprinnelige grunnlinjen. Siden størrelsesnivåene til den overvåkede hendelsen fluktuerer, forblir utsignalet stabilisert rundt grunnlinjen med de positive og negative arealene til kurven like.

Det ligger også innenfor rammen av den foreliggende oppfinnelsen at en hvilken som helst deformasjonsavfølende teknikk kan bli brukt for å måle variasjonene i deformasjon i røret, slik som høyt sensitive piezoelektriske, elektroniske eller elektriske, deformasjonsmålere og piezoresistive deformasjonsmålere festet til røret 12. Andre deformasjonsmålere innbefatter resistive foil-type målere som har en kjøresporkonfigurasjon tilsvarende den som er beskrevet i US patentsøknad med serienr. 09/344.094, inngitt 25. juni 1999, nå US 6.354.147. Oppfinnelsen vurderer også deformasjonsmålere som er anordnet om et forutbestemt parti av omkretsen til rør 12. Den aksiale plasseringen til og separasjonsavstanden AXi,AX2mellom deformasjonssensorene blir bestemt som beskrevet ovenfor.

Det ligger også innen rammen av den foreliggende oppfinnelsen at en hvilken som helst annen deformasjonsavfølende teknikk kan bli brukt for å måle variasjonene i deformasjon i røret, slik som høyt sensitive piezoelektriske, elektroniske eller elektriske, deformasjonsmålere festet til eller innleiret i røret 14.

Mens et antall av sensorer har blitt beskrevet, må en forstå at en hvilken som helst sensor som måler hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidet kan bli brukt med den foreliggende oppfinnelsen, innbefattende ultrasoniske sensorer. Dimensjonene og/eller geometrien til en hvilken som helst av utførelsene som er beskrevet her er kun for illustrative formål og, som sådan, kan hvilke som helst andre dimensjoner og/eller geometrier bli brukt dersom det er ønskelig, i avhengighet av applikasjonen, størrelsen, ytelsen, produksjonskrav eller andre faktorer, i lys av læren her.

Det må forstås at dersom det ikke er angitt på annen måte, kan et hvilket som helst av trekkene, karakteristika, alternativene eller modifikasjonene som er beskrevet med hensyn på en bestemt utførelse her også bli brukt, eller inkorporert med en hvilken som helst annen utførelse som er beskrevet her. Tegningene er heller ikke gjengitt i riktig målestokk.

Selv om oppfinnelsen har blitt beskrevet og illustrert med hensyn til eksempelutførelser, kan de foregående og forskjellige andre tilføyelser og utelatelser bli utført uten å forlate rammen for den foreliggende oppfinnelsen.

Claims

1. Apparat for å måle tettheten og/eller massestrømmen til et multifaset sprudlende fluid (12) som strømmer i et rør (14 omfattende: et Coriolismeter (16) som har minst et rør (302) hvori fluidet (12) strømmer gjennom, hvilket Coriolismeter tilveiebringer et naturlig frekvenssignal som er indikerende for en naturlig frekvens til det minst ene røret og/eller fasesignal som er indikerende for en faseforskjell mellom et par av rør;karakterisert vedat en anordning (18) som har minst en sensor (118-121) som måler hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom det sprudlende fluidet (12), ved å måle det akustiske trykket som forplanter seg gjennom det sprudlende fluidet (12), hvilken anordning tilveiebringer minst en av et lydhastighet, SOS, signal som er indikerende for hastigheten til lyd som forplanter seg gjennom fluidet, et gassfraksjonssignal som er indikerende for gassfasefraksjonen til fluidet og et redusert frekvenssignal som er indikerende for den reduserte frekvensen til fluidet; og en prosesseringsenhet (20) som bestemmer en kompensert massestrømningsmengde til det sprudlende fluidet (12) som respons på fasesignalet, gassfraksjonssignalet og det reduserte frekvenssignalet, og/eller bestemmer en kompensert tetthetsmåling til det sprudlende fluidet (12) som respons på lydhastighetssignalet, gassfraksjonssignalet og det reduserte frekvenssignalet og det naturlige frekvenssignalet.

2. Apparat ifølge krav 1, hvori hastigheten til lydsignalet blir brukt for å bestemme gassfraksjonen som er indikerende for gassfasefraksjonen til fluidet.

3. Apparat ifølge krav 1, hvori den minst ene sensoren (118-121) er en Coriolisgruppe av sensorer som har i det minste to sensorer aksialt anordnet fra hverandre langsetter røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).

4. Apparat ifølge krav 3, hvori gruppen av sensor (118 - 121) omfatter deformasjonsbaserte sensorer for måling av akustisk trykk i røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).

5. Apparat ifølge krav 1, hvori prosesseringsenheten (20) Coriolisbestemmer et komposittsignal som er indikerende for fasefraksjonen til fluidet som respons på tetthetssignalet og lydhastighetssignalet.

6. Apparat ifølge krav 1, hvori den minst ene sensoren (118-121) er en gruppe av sensorer som har i det minste tre sensorer aksialt anordnet fra hverandre langsetter røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).

7. Fremgangsmåte for å måle tettheten og/eller massestrømmen til et multifaset sprudlende fluid (12) som strømmer i et rør (14) hvor fremgangsmåten innbefatter: å tilveiebringe et naturlig frekvenssignal som er indikerende for en naturlig frekvens til i det minste et rør (302) til et Coriolismeter (16) og/eller tilveiebringe et fasesignal som er indikerende for en faseforskjell mellom et par av rør (302) til et Coriolismeter (16);karakterisert vedmåling av hastigheten til lyd bestemt ved å måle det akustiske trykket som forplanter seg gjennom det sprudlende fluidet (12), et gassfraksjonssignal som er indikerende for gassfraksjonsvolumet til det sprudlende fluidet og et redusert frekvenssignal som er indikerende for den reduserte frekvensen til det sprudlende fluidet; og å bestemme en kompensert massestrømningsmengde til det sprudlende fluidet (12) som respons på fasesignalet, gassfraksjonssignalet og det reduserte frekvenssignalet, og/eller bestemme en kompensert tetthetsmåling til det sprudlende fluidet (12) som respons på lydhastighetssignalet, gassfraksjonssignalet og det reduserte frekvenssignalet og det naturlige frekvenssignalet.

8. Fremgangsmåte ifølge krav 7, hvori tilveibringelsen av hastigheten til lydsignalet inkluderer å bruke i det minste en sensor (118 - 121) anordnet på røret (14) eller det minst ene Coriolismeterrøret (302) for å bestemme lydhastigheten som forplanter seg gjennom fluidet.

9. Fremgangsmåte ifølge krav 7, hvor fremgangsmåten ytterligere innbefatter å bestemme gassfraksjonen som er indikerende for en gassfasefraksjon til fluidet som respons på lydhastighetssignalet.

10. Fremgangsmåte ifølge krav 8, hvori den minst ene sensoren (118-121) er en gruppe av sensorer som har i det minste to sensorer aksialt anordnet fra hverandre langsetter røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).

11. Fremgangsmåte ifølge krav 10, hvori gruppen av sensor (118-121) omfatter deformasjonsbaserte sensorer for måling av akustisk trykk i røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).

12. Fremgangsmåte ifølge krav 7, hvor fremgangsmåten ytterligere innbefatter et komposittsignal som er indikerende for fasefraksjonen til fluidet som respons på tetthetssignalet og lydhastighetssignalet.

13. Fremgangsmåte ifølge krav 8, hvori den minst ene sensoren (118 - 121) er en gruppe av sensorer som har i det minste tre sensorer aksialt anordnet fra hverandre langsetter røret (14) eller det minst ene Coriolisstrømningsrøret (302).