WO2005054787A2

WO2005054787A2 - Verfahren und vorrichtung zur durchflussmessung

Info

Publication number: WO2005054787A2
Application number: PCT/EP2004/013566
Authority: WO
Inventors: Victor Neumann; Christophe Verjus
Original assignee: Digmesa Ag
Priority date: 2003-12-03
Filing date: 2004-11-30
Publication date: 2005-06-16
Also published as: DE10356443A1; WO2005054787A3

Abstract

Zur Bestimmung insbesondere des Durchflusses eines Mediums durch ein Rohr sieht die Erfindung ein Verfahren zum Messen des Durchflusses mindestens eines Mediums durch ein Rohr vor, wobei innerhalb zumindest eines Teilvolumens des Mediums ein Erhitzen erfolgt, eine Temperatur an mindestens einer Stelle stromab der Wärmungsstelle gemessen wird und anschliessend eine Messgrösse des Mediumstroms bestimmt wird, das dadurch gekennzeichnet ist, dass das Erhitzen und das Messen der Fluid-Temperatur berührungslos erfolgen. Weiterhin sieht die Erfindung eine Vorrichtung zum Messen des Durchflusses mindestens eines Mediums durch ein Rohr, mit einer Heizeinrichtung zum Erhitzen im Medium und wenigstens einer ersten Temperatureinrichtung zur Bestimmung einer Temperatur des Mediums und Auswertemittel zur Bestimmung einer Messgrösse des Mediumstroms aufgrund des Messsignals der Temperaturmesseinrichtung vor, bei der die Heizeinrichtung zum berührungslosen Erhitzen und die erste Temperaturmesseinrichtung zum berührungslosen Messen der Temperatur im Medium ausgebildet ist.

Description

Verfahren und Vorrichtung zur Durchflussmessung

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Messen des Durchflusses mindestens eines Mediums durch ein Rohr, wobei zumindest innerhalb eines Teilvolumens des Mediums ein Erhitzen erfolgt, eine Temperatur an mindestens einer Stelle stromab der Wärmungsstelle gemessen wird und anschließend eine Messgröße des Mediumstroms bestimmt wird.

Durchflussmessgeräte finden serienmäßig Anwendung in der Nahrungsmittelindustrie (z.B. im Getränkeausschank), der

Kaffeemaschinenindustrie und der chemischen Industrie. Dabei tendiert der Markt für Durchflussmessgeräte, insbesondere im Nahrungsmittelbereich, in Richtung verschärfter Hygienestandards . Im Anwendungsbereich der Nahrungsmittelin- dustrie müssen die Durchflussgeräte regelmäßig desinfiziert werden. Die Desinfektions-Prozedur wird in der Regel auf zwei Arten durchgeführt: Zum einen mit Hilfe von Desinfektions-Lösungen, beispielsweise einem Gemisch von 2 bis 5% Natriumhypochlorid oder Natriumhydroxid, mit welchem die Rohrleitungen gefüllt werden. Das Durchflussmessgerät wird während 10 bis 30 Minuten mit dieser Lösung betrieben, anschließend werden die Rohrleitung entleert und gespült. Zum anderen mit Hilfe kleiner Schaumkugeln aus expandierendem Kautschuk und unter Verwendung von Wasser bzw. Lauge. Die Schaumkugeln werden mit einem speziellen Apparat zusammen mit der Lösung durch die Rohrleitung gedrückt und am Ende des Rohrleitungskreises wieder entnommen.

Bei in der Praxis serienmäßig eingesetzten Durchflussmessern ist nachteilig, dass Funktionselemente (Heizung, Messgerät) im durchströmten Strömungsraum angeordnet sind und mit dem zu messenden Fluid in Berührung treten, was zu einer funktionellen Beeinträchtigung der Funktionselemente führt und zudem hygienische Nachteile bedingt.

Es ist aus diesem Grunde wünschenswert, dass Durchflussmessgeräte, insbesondere für die Nahrungsmittelindustrie, möglichst wenig Hohlräume und keinerlei im Strömungsraum angeordnete Funktionselemente aufweisen, da diese eine entscheidende Ursache für die zu vermeidende Verschmutzung der Rohrleitungen sind und darüber hinaus bei den beschriebenen Reinigungsprozeduren in Mitleidenschaft gezogen werden können.

Der Erfindung liegt unter Vermeidung der vorstehend genannten Nachteile die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Messen von Durchflüssen dahingehend weiter- zuentwickeln, dass es bzw. sie auch auf industriellen und technischen Gebieten, auf denen hohe Anforderungen an die Reinheit des Strömungsraumes gestellt werden, sicher und mit wenig Aufwand, insbesondere für die Reinigung, einsetzbar ist.

Diese Aufgabe wird bei einem Verfahren der eingangs genannten Art dadurch gelöst, dass das Erhitzen und das Messen der Fluid-Temperatur berührungslos erfolgen. Bei einer Vorrichtung der eingangs genannten Art ist zur Lösung der gestellten Aufgabe vorgesehen, dass die Heizeinrichtung zum berührungslosen Erhitzen und die erste Temperaturmessein- richtung zum berührungslosen Messen der Temperatur im Medium ausgebildet ist.

Aufgrund der Tatsache, dass sämtliche Funktionseinheiten des erfindungsgemäßen Durchflussmessgerätes bzw. des erfindungsgemäßen Messverfahrens berührungslos arbeiten, lassen sich die Reinheitsanforderungen, insbesondere der Nahrungsmittelindustrie, in einfacher Weise erfüllen und die vorgeschriebenen Reinigungs- und Desinfektions-Prozeduren prob- lemlos durchführen. Zudem wird der störende Einfluss von

Ablagerungen auf den Funktionselementen vermieden, was ansonsten zu einer Beeinträchtigung der Messgenauigkeit führt. Das Erhitzen erfolgt insbesondere im sogenannten Kaltwandverfahren zum Erhitzen fluider Medien in einem Rohr, also ohne Erwärmung der Rohrwandung, indem Wärmeschwingungen des Mediums bzw. einer Komponenten desselben durch physikalische Wechselwirkung direkt am Erwärmungsort, so dass das Erhitzen direkt am Erwärmungsort erfolgt bzw. dass bei einer fluiden Dispersion, insbesondere einer Sus- pension, mindestens eine Komponente erhitzt wird.

Gemäß einer bevorzugten Ausgestaltung ist vorgesehen, dass bei einer fluiden Dispersion, insbesondere einer Suspension, mindestens eine Komponente erhitzt wird bzw. dass die Heizeinrichtung zum Erhitzen mindestens einer Komponente einer fluiden Dispersion, insbesondere einer Suspension, als Medium ausgebildet ist.

Unter einer fluiden Dispersion wird eine Dispersion ver- standen, bei der das Dispersionsmittel eine Flüssigkeit oder ein Gas ist und bei einer Flüssigkeit das Dispersionsmittel die disperse Phase Gas, Feststoff oder Flüssigkeit, bei Gas als Dispersionsmittel die disperse Phase Feststoff oder Flüssigkeit sein kann. Bei solchen Zwei- oder auch Mehrkomponentensystemen kann durch das erfindungsgemäße Vorgehen der direkten Erhitzung nur einer Komponente oder zumindest nicht sämtlicher Komponenten bei einer Mehrkomponentendispersion erfolgen. So kann mittels Mikrowellen eine Erhitzung zunächst magnetischer Partikel in einer Polier- Suspension oder aber mittels Licht dunkler suspendierter Teilchen mit einem Gas oder einer transparenten Flüssigkeit, wie Laserlicht oder LED-Licht erfolgen. Je nach vorgegebener oder vorzusehender fluider Dispersion kann bis zum Temperaturmessort eine hinreichende Wärmeübertragung von der direkt erhitzten Phase auf die andere Phase (n) erfolgen .

In bevorzugter Weise ist vorgesehen, dass mittels elektromagnetischer Wellen erhitzt wird, wobei insbesondere mit- tels elektromagnetischer Wellen im Bereich von 10⁸ bis 10¹⁴ Hz, vorzugsweise zwischen 10¹⁴ bis 10¹⁵ Hz oder zwischen 10⁸ bis 3 x 10¹¹ Hz erhitzt wird bzw. dass die Heizeinrichtung eine Heizeinrichtung zum Erhitzen mittels elektromagnetischer Wellen, vorzugsweise in einem Frequenzbereich von 10⁸ bis 10¹⁵ Hz, vorzugsweise zwischen 10¹⁴ bis 10¹⁵ Hz oder 10⁸ bis 3 x 10¹¹ Hz ausgebildet ist. Damit kommt vorzugsweise optische elektromagnetische Strahlung oder Mikrowellenstrahlung zum Einsatz, wobei zur Erzeugung der optischen Strahlung Laser oder Hochleistungs-LEDS bzw. zur Erzeugung von Mikrowellen eine Mikrowellenquelle zum Einsatz kommen.

Im optischem Bereich, insbesondere IR sichtbares Licht, aber auch nahes UV bereitet die unmittelbare direkte Erwärmung im Erhitzungsbereich keine Probleme. Der optische Strahl kann in diesem Bereich (Wellenlängen von 0,3 bis

3 um) in geeigneter Weise, wie mittels einer Linse auf einen Taschenfleck mit einem Durchmesser von weniger als 0,1 mm leicht fokussiert werden, da dieser Wert wesentlich größer ist als die genannte optische Wellenlänge. Bei der Er- hitzung mittels eines Heizungslasers, kann dieser zugleich als Messquelle genutzt werden, indem die Schwächung der Intensität seines Strahls durch Absorption zur Bestimmung eben der Änderung der optischen Absorption durch die Laserheizung gemessen wird.

Bei Erhitzen mittels Mikrowellen erfolgt dies durch Nahfeld-Mikrowellen-Heizen, wobei die Auflösung, statt der Wellenlänge, von den geometrischen Abmessungen der Mikrowellensonde bestimmt wird. Grundsätzlich kann auf Nahfeld- Methoden der einsprechenden Wellenlängen bzw. Frequenzen der Detektionsstrahlung zur Detektion genutzt werden, um die Raumauflösung zu verbessern.

Das Erhitzen direkt in der Flüssigkeit (Direktheizung) ist vorteilhaft, weil eine Erhitzung durch Konvektion von einer erwärmten Rohrleitung nur sehr langsam erfolgt, insbesondere, wenn der Rohrdurchmesser mehrere Millimeter oder mehr beträgt, da in einer Flüssigkeit mit der Wärmeleitfähigkeit k und der Erwärmungszeit T die Heizlänge 1 gleich (6kT)^{1 2} ist. Für Wasser ergibt sich bei einer Erwärmungszeit von 10 μs mit k etwa 1,5 x 10^~7 m²/s eine Länge von nur 3 μm. Für eine Heizlänge von 1 mm ist eine Wärmezeit von 1 s erforderlich. Eine indirekte Heizung wäre mit Durchmessern von weniger als 2 mm anwendbar, während sie bei größeren Durchmessern, schon bei Durchmessern von 5 bis 10 mm, insbesondere für zeitlich gut aufgelöste Messungen bei einer Pulsdauer von etwa 10 μs, überhaupt nicht mehr anwendbar ist .

Zum Einsatz der Kaltwandheizung mittels elektromagnetischer Wellen muss die Rohrwandung für die Heizfrequenz/Wellenlänge transparent sein, d.h. die Wandabsorption muss wesentlich, vorzugsweise mindestens einen Faktor 10² kleiner sein als die der zu erhitzenden Phase (letzteres gilt auch für das Dispersionsmittel, wenn die disperse Phase direkt erhitzt werden soll) . Wenn das zu erhitzende im Rohr geführte Fluidmedium Wasser ist und mit optischer Strahlung gearbeitet wird, so kommen gute Glas- und Kunststoffwände in Frage, für Mikrowellen geeignete dielektrische Materia- lien, wie Gläser, Kunststoff, insbesondere Teflon (PTFE) , PVDF, PFA, PCTFE, PEEK, PVC, PP, PE, NBR, FBM, CIIR, EPDM, PA, Silikon, CR, POM, FEP, TPE, PU oder dergleichen. Ein weiterer wesentlicher Vorteil der direkten Heizung mit kalter Wandung (Kaltwandheizung) liegt darin, dass die Distanz zwischen Heizzone und Messzone klein sein kann. Dies ist wichtig, da kurze Anregungszeiten von weniger als 100 μs, vorzugsweise weniger als 10 μs sinnvoll sind, da die Amplitude des Messsignals auch für längere Anregungsdauern nicht steigt. Im Rahmen der Erfindung wird daher lediglich die Bewegung einer Warmfront der Heizzone des Mediums gemessen, ohne durch Wandheizung erzeugte Störgeräusche. Die Minimaldistanz zwischen Heiz- und Messzone wird durch die Konvek- tionskonstante bestimmt, so dass bei einer Mehrzahl von Messpunkten gearbeitet werden kann. Eine Messzone, die nahe der Heizzone liegt, dient zur Messung der kleinsten Flüssigkeitsgeschwindigkeiten, also im Laminarbereich, während eine entfernte Messzone für die Messung der größten Flüssigkeitsgeschwindigkeiten, insbesondere auch im Turbulenzbereich, dienen kann.

Es kann eine kontinuierliche Erhitzung erfolgen; vorzugsweise wird aber gepulst oder moduliert erhitzt, wobei in bevorzugter Weise die Erhitzungsdauer eines Pulses weniger als 10 ms, insbesondere weniger als 10 μs beträgt. Die Er- hitzungsrate liegt vorzugsweise über 10 Hz, vorzugsweise bis 10 kHz, wobei die Erhitzungsrate vorzugsweise der Fließgeschwindigkeit angepasst, also bei höherer Fließgeschwindigkeit erhöht wird, so z.B. bei einer Fließgeschwindigkeit von 1 m/s auf 100 Hz, so dass ein Erhitzungspuls pro 10 ms Flüssigkeit erfolgt, während die Abtastrate zur Abtastung des Messsignals zwecks Erzielung einer hohen zeitlichen Auflösung größer als 1 kHz, vorzugsweise größer als 10 kHz ist.

Das gepulste Erhitzen hat die Vorteile, dass ein empfindliches und rauscharmes Lock-In-Verfahren zur Auswertung der Temperaturschwankungen benutzt werden kann und dass sich aufgrund einer LaufZeitmessung der ausgesandten Heizpulse längs der Rohrleitung in einfacher Weise die Durchflussge- schwindigkeit des Fluids bestimmen lässt.

Eine bevorzugte Weiterbildung der Erfindung sieht vor, dass in einem Bereich von weniger als 0,8, vorzugsweise weniger als 0,5 des Rohrdurchmessers erhitzt wird. Durch die Erfin- düng kann mit einer Distanz zwischen Heizung und Messpunkt von weniger als 5 cm gearbeitet werden.

Aufgrund der Erfindung kann der Energieverbrauch sehr niedrig gehalten werden, so dass das Durchflussmessgerät eben- falls mit sogenannten protablen Spannungsversorgungen (Batterien) funktioniert. Das erfindungsgemäße Messverfahren bzw. das Messgerät sind insbesondere für Durchflüsse < 10 1 pro Minute einsetzbar. Die Erfindung ermöglicht, einen kleinsten zu messenden Durchfluss von 6 ml pro Minute bei einem Rohrinnendurchmesser von 1 mm zu erfassen, wobei über eine Messspanne von 1:25 (beispielsweise von 1 1 pro Minute bis 25 1 pro Minute) Durchflussmessungen mit einer zweipro- zentigen Genauigkeit möglich sind.

Eine Weiterbildung des erfindungsgemäßen Durchflussmessgerätes zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens sieht vor, dass eine zweite berührungslose Temperaturmesseinrichtung stromabwärts der ersten Temperaturmesseinrichtung angeordnet ist. Vorzugsweise werden die Ergebnisse der entsprechenden Temperaturmessungen nach einer bevorzugten Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verfahrens nach der Methode der Kreuzkorrelation ausgewertet. Auf diese Weise lassen sich auch bei turbulenter Strömung Messgrößen des Durchflusses aus statistisch schwankenden Messsignalen bestimmen.

Darüber hinaus ist nach einer Weiterbildung des erfindungsgemäßen Durchflussmessgeräts vorgesehen, dass eine weitere berührungslose Temperaturmesseinrichtung stromaufwärts der Heizeinrichtung angeordnet ist. Auf diese Weise ist es im Rahmen des erfindungsgemäßen Verfahrens möglich, die Messsignale zumindest zweier Temperaturmesseinrichtungen zur Bestimmung einer Durchflussrichtung des Fluids auszuwerten.

Eine bevorzugte Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Durchflussgeräts sieht vor, dass Messsignale der Temperatureinrichtung durch die Auswertemittel zur Bestimmung einer Präsenz des Fluids in der Rohrleitung auswertbar sind. Somit ist neben einer Durchflussmessung und dem Einsatz des er- findungsgemäßen Messgerätes als Strömungswächter auch ein Einsatz dahingehend möglich, dass im Zuge einer Weiterbildung des erfindungsgemäßen Verfahrens lediglich ein Vorhandensein eines Fluids in der Rohrleitung angezeigt wird, was beispielsweise vor einem Öffnen dieser zu Wartungszwecken von Bedeutung ist. Um den angegebenen Anforderungen an das erfindungsgemäße Durchflussmessgerät bzw. das erfindungsgemäße Messverfahren gerecht zu werden, sehen Weiterbildungen des erfindungsgemäßen Durchflussmessgeräts vor, dass die Temperaturmesseinrichtungen zur Messung einer Änderung des Brechungsindex aufgrund einer photothermischen Strahl- deflektion oder anderer temperaturbedingten Strahldeflekti- onen, einer thermischen Strahlung des Fluids, einer Änderung der spektroskopischen Eigenschaften der Flüssigkeit im Bereich ihrer Eigenfrequenzen (Absorption und/oder Emissi- on) , einer Änderung der dielektrischen Konstante der Flüs- sigkeit (besonders der elektrischen Konduktivität) oder einer Änderung der Schallgeschwindigkeit im Fluid mittels Ultraschall ausgebildet sind.

Soweit zur Ermittlung der temperaturbedingten Änderung der Flüssigkeitstemperatur die Änderung der Lichtabsorption in einer Absorptionsbande spektroskopisch gemessen wird, kann eine bevorzugte Ausgestaltung vorsehen, dass die Lichtabsorption im Zentrum einer Absorptionslinie des Fluids und direkt neben dieser Absorptionslinie spektroskopisch gemessen wird.

Die differentielle Messung im Wellenbereich erfolgt mittels zweier Messungen mit einem Spektroskop oder dergleichen für die Wellenlängenauslösung, um so im Zentrum einer Absorptionslinie des Fluids zu messen. Die Absorptionsbänder sind in der Flüssigkeit viel breiter als in einem Gas, nämlich in etwa 50 bis 100 nm. Eine LED als Lichtquelle kann auf der Absorptionsbande zentriert sein, um eine Gesamtabsorp- tion der Absorptionsbande zu messen. Falls die Stabilität der Elektronik sehr gut ist und die Temperatur der Flüssigkeit praktisch konstant, benötigt man nicht unbedingt eine Differentialmessung im Wellenlängenbereich, könnte aber in ähnlicher Weise eine zweite LED benutzen; in einer spektra- len Gegend, wo die Flüssigkeit keine eigene Absorptionsbande hat. Die spektroskopische Methode funktioniert gut bei Wasser oder Mischungen mit einem bedeutenden Wassergehalt.

Nach einer bevorzugten Weiterbildung des erfindungsgemäßen Verfahrens erfolgt der Betrieb der Heizeinrichtung in Korrelation mit dem Ergebnis wenigstens einer Temperaturmessung. Wenn die Heizeinrichtung Heizpulse jeweils immer dann aussendet, wenn eine (stromabwärts angeordnete) Temperaturmesseinrichtung einen vorhergehenden Temperaturpuls an- zeigt, lässt sich in einfacher Weise durch eine Detektions- Frequenz der korrelierten Temperaturmessung eine Durch- flussgeschwindigkeit und durch eine Anzahl von Detektions- Ereignissen ein Durchflussvolumen bestimmen, da die Temperaturmessung entlang eines Messpfads erfolgt, der in radia- 1er Richtung von der Rohrachse beabstandet ist, ohne dass hierfür fehlerbehaftete numerische Integrationsschritte notwendig wären.

Da die Strömungsgeschwindigkeit über den Querschnitt einer Rohrleitung nicht konstant ist, sehen das erfindungsgemäße Verfahren und Messgerät im Zuge einer äußerst bevorzugten Weiterbildung vor, dass ein Messpfad der jeweiligen Temperaturmesseinrichtung von der Rohrachse beabstandet verläuft. Es ist insbesondere vorgesehen, dass der Messpfad bezüglich der Rohrachsen in einem radialen Abstand r mit 0, 7-R< r< 0, 8-R verläuft, wobei R einen Radius des Rohres bezeichnet. Vorzugsweise verläuft der Messpfad in einem radialen Abstand r mit 0, 71-R≤r < 0, 75-R . Auf diese Weise wird durch das erfindungsgemäße Messgerät bzw. das erfindungsge- mäße Messverfahren sowohl für turbulente als auch für laminare Fluidströmungen durch die Rohrleitung eine Strömungsgeschwindigkeit bzw. ein Volumenstrom bestimmt, der im wesentlichen gleich einem über den Querschnitt der Rohrleitung gemittelten Wert ist. Dadurch wird die Messgenauigkeit insbesondere bei einem Strömungsregime im Grenzbereich zwischen laminarer und turbulenter Strömung entscheidend ver- bessert. Übliche Rohrdurchmesser liegen zwischen 15 und 100 mm, wobei mit Maximaldurchflüssen von 0,01 m/s nach Durchfließen im Bereich von 0,5 bis 5 m/s und Maximaldurchflüs- sen von 10 m/s gearbeitet wird, da darüber hinaus ein starker Druckverlust gegeben ist. Um einen Durchfluss von 3m³/h zu bewältigen, empfiehlt sich ein Rohrdurchmesser von etwa 20 mm mit einer Fließgeschwindigkeit von 2,5 bis 3 m/s. Nach einer Weiterbildung des erfindungsgemäßen Verfahrens ist vorgesehen, dass zur Durchflussmessung parallel mindestens zwei unterschiedliche Messmethoden eingesetzt werden, die jeweils für verschiedene Durchflussregime geeignet sind. Vorzugsweise werden die Durchflussregime aufgrund der Durchflussgeschwindigkeit unterschieden. Das erfindungsgemäße Durchflussmessgerät bzw. das erfindungsgemäße Messverfahren zeichnen sich so durch eine weite Messspanne mit im Wesentlichen gleichbleibender Genauigkeit aus, da erfin- dungsgemäß beispielsweise zur Vermessung geringer bzw. langsamer Durchflüsse ein anderes geeignetes Messverfahren zum Einsatz kommt als bei der Bestimmung großer (schneller) Durchflüsse .

Weitere Vorteile und Eigenschaften der Erfindung ergeben sich aus den Ansprüchen sowie anhand der nachfolgenden Beschreibung von Ausführungsbeispielen anhand der Zeichnungen. Es zeigt:

Fig. 1 eine schematische Darstellung einer ersten Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Messgeräts zum berührungslosen Vermessen insbesondere von langsamen Strömungen;

Fig. 2 eine schematische Darstellung einer weiteren Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Messgeräts;

Fig. 3 eine schematische Darstellung einer weiteren Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Messgeräts, die für eine LaufZeitmessung ausgebildet ist;

Fig. 4 eine schematische Darstellung einer weiteren Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Messgeräts, die nach dem Prinzip der Kreuzkorrelation ar- beitet;

Fig. 5 a-c graphische Darstellungen zur Erläuterung der Kreuzkorrelations-Methode bei strömenden Fluiden;

Fig. 6 eine schematische Darstellung von verschiedener Verfahren zum berührungslosen Heizen eines Fluids;

Fig. 7 eine schematische Darstellung verschiedener berührungsloser Verfahren zum Bestimmen einer Fluidtemperatur;

Fig. 8 eine schematische Darstellung des Strömungsprofils in einer Rohrleitung bei laminarer Strömung;

Fig. 9 eine schematische Darstellung des Strömungspro- fils in einer Rohrleitung bei turbulenter Strömung;

Fig. 10 eine graphische Darstellung der Abhängigkeit der (lokalen) Strömungsgeschwindigkeit von ei- ner radialen Position innerhalb der Rohrleitung;

Fig. 11 eine graphische Darstellung der Abhängigkeit Lichtabsorption vs . Temperatur im Bereich der Absorptionslinie von Wasser (940 nm) ; und

Fig. 12 eine schematische Darstellung einer konkreten Ausführungsform einer erfindungsgemäßen Vorrichtung zur Durchflussmessung mit Laser- Heizung und -Spektroskopie sowie Strahldeflek- tion;

Fig. 12a eine vergrößerte Ausschnittsdarstellung der Strahlführung der Fig. 12;

Fig. 13 ein Diagramm der Trans issionsdifferenz über die Zeit ab Einsetzen eines kontinuierlichen Heizens;

Fig. 14 die Strahldeflektion über die Zeit bei hohen Durchflussgeschwindigkeiten;

Fig. 15 eine erfindungsgemäße Vorrichtung mit Mikrowellenheizung in schematischer Darstellung; und

Fig. 16a-c Profile von Temperaturerhöhungen bei kapazitiver Messung.

Die Fig. 1 zeigt schematisch eine erste Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Durchflussmessgerätes 1, das nach dem Verfahren der berührungslosen Kalorimetrie arbeitet. Dazu sind längs einer Rohrleitung 2 zum Führen eines Fluidstroms m zwei Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 sowie eine Heiz- einrichtung 5 angeordnet. Eine Temperaturmesseinrichtung 4 befindet sich auf der gleichen Höhe, d.h. bei der gleichen axialen Position längs der Rohrleitung 2 wie die Heizeinrichtung 5. Die Temperaturmesseinrichtung 3 dient zum berührungslosen Bestimmen einer Temperatur eines Teilvolumens V des durch die Rohrleitung 2 strömenden Fluids, während die Temperaturmesseinrichtung 4 und die Heizeinrichtung 5 zum Bestimmen einer Temperatur bzw. zum Heizen von (denselben) Teilvolumina V des Fluids stromabwärts der ersten Temperaturmesseinrichtung 3 vorgesehen sind. Tempe- raturbestimmung und Heizvorgang sind in Fig. 2 durch Pfeile T bzw. H dargestellt.

Das in Fig. 1 schematisch gezeigte Durchflussmessgerät 1 ist vorzugsweise zum Bestimmen einer Wärmeentzugsrate am momentanen Ort des Teilvolumens V durch das strömende Flu- id ausgebildet, wirkt also als Anemometer.

Die pro Zeiteinheit abgeführte Wärmemenge dQ/dt ist gegeben durch dQ dm — = _Cn -ΔT (1) dt dt ^p

Dabei ist c_p die (bekannte) spezifische Wärme des Fluids und ΔT die Änderung der Temperatur an der Messeinrichtung 4 im Vergleich zu einem Zustand ohne Fluid in der Rohrleitung 2 oder einem Zustand mit unbewegtem Fluid. Unter stationären Bedingungen ergibt sich also aus der Messung der elektrischen Heizleistung am Widerstand und der Temperaturdiffe- renz ΔT der Massenstrom dm/dt.

Beim Ausführungsbeispiel der Fig. 1 sind die Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 mit geeigneten Auswertemitteln 6 verbunden, die insbesondere auch eine Brückenschaltung, wie vorstehend erläutert, enthalten können. Vorzugsweise ist auf die Heizeinrichtung 5, wie in Fig. 1 andeutungsweise dargestellt, mit den Auswertemitteln 6 verbunden.

Die in Fig. 1 dargestellte Ausgestaltung der Erfindung zeigt die beste Empfindlichkeit als Strömungswächter, d.h. beim Erfassen besonders langsamer Strömungen. Bei entsprechend geeigneter Ausgestaltung und Beschaltung der Heizeinrichtung 5 bzw. der Temperaturmesseinrichtung 3, 4 lässt sich das in Fig. 1 dargestellte Durchflussmessgerät 1 auch zum Nachweis unterschiedlicher Strömungsrichtungen einsetzen. Zu diesem Zweck ist die Heizeinrichtung 5 zum berührungslosen Heizen sowohl am Ort des Volumenelementes V - wie in Fig. 1 dargestellt - als auch zum Heizen am Ort des Volumenelementes V ausgebildet. Zugleich ist die messtechnische Rolle der Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 vertauscht, so dass analog zur Messanordnung der Fig. 1 auch ein Fluidstrom m in die andere Richtung (in Fig. 1 zum linken Bildrand) bestimmbar ist. Das Umschalten der Messanordnung geschieht nach Maßgabe geeigneter Steuerungsmittel (nicht gezeigt) , beispielsweise in Verbindung mit den Auswertemitteln 6.

Die bei der Ausgestaltung der Erfindung gemäß Fig. 1 stromaufwärts (links) der Heizeinrichtung 5 angeordnete Temperaturmesseinrichtung 3 ist zwar aus mess- bzw. auswertetechnischen Gründen wünschenswert, jedoch kann eine Bestimmung der Wärmeentzugsrate am Ort des Teilvolumens V auch mit- tels nur einer Temperaturmesseinrichtung 4 erfolgen, beispielsweise durch Bestimmen einer Veränderung gegenüber einem Zustand, bei dem die Rohrleitung 2 zwar mit einem Fluid gefüllt ist, dieses jedoch nicht strömt.

Bei der in Fig. 2 dargestellten Messanordnung befinden sich die zweite Temperaturmesseinrichtung 4 und die Heizeinrichtung 5 bei unterschiedlichen axialen Positionen entlang der Rohrleitung 2, wobei die Temperaturmesseinrichtung 4 stromabwärts der Heizeinrichtung 5 angeordnet und zum Bestimmen einer Temperatur eines Teilvolumens V ' der Fluidströmung m ausgebildet ist. Auch bei der Ausgestaltung gemäß Fig. 2 können die Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 und die Heizeinrichtung 5 mit geeigneten Auswerte- und Steuerungsmitteln 6 analog zur Darstellung in Fig. 2 verbunden sein, was aus Gründen der Übersichtlichkeit hier nicht dargestellt ist .

Das erfindungsgemäße Durchflussmessgerät 1 in der Ausges- taltung gemäß Fig. 2 arbeitet wie folgt:

Ohne Fluidströmung m durch die Rohrleitung 2 wird die von der Heizeinrichtung 5 am Ort des Teilvolumens V zugeführte Wärme Q durch Abstrahlung und Wärmeleitung entlang der Rohrleitung abgeführt. Konvektive Wärmeableitung an der Außenseite der Rohrleitung kann durch thermische Isolation unterdrückt werden. Man findet ohne Fluidströmung an beiden Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 die gleiche Temperatur, das Temperaturmaximum liegt in der Mitte, d.h. am Ort der Heizeinrichtung 5 bzw. des Teilvolumens V in Fig. 2.

Strömt nun ein Fluid durch die Rohrleitung 2, so wird die symmetrische Temperaturverteilung gestört: Es entsteht ein Temperaturunterschied ΔT zwischen den beiden Messeinrich- tungen 3, 4, der in erster Näherung proportional zur Wärmekapazität c_p des Fluidstroms ist.

Je größer also die Wärmekapazität des Fluids, desto größer der Temperaturunterschied an den beiden Messorten, d.h. der Teilvolumina V, V ' . Bei kleinen Durchflüssen m ergibt sich empirisch ein linearer Zusammenhang zwischen der Temperaturdifferenz ΔT an den beiden Messeinrichtungen und dem Massenstrom m bzw. dem Wärmestrom dq_m/dt:

ΔT (2) dt

Bei stärkeren Strömungen erweist sich Δθ jedoch empirisch als umgekehrt proportional zum Massenstrom: ΔT (3) dq_m dt

Man erhält damit einen doppeldeutigen funktioneilen Zusammenhang: Die gleiche Temperaturdifferenz ΔT kann sich bei kleinem und bei großem Durchfluss einstellen, was die Ein- setzbarkeit kalorimetrischer Messverfahren in der Regel auf eines der beiden genannten Strömungsregime und in seiner Messspanne beschränkt.

Im Normalfall werden kalorimetrische Durchflussmesser demnach bei kleinen Strömungsgeschwindigkeiten betrieben. In diesem Bereich gilt angenähert eine lineare Kennlinie (Gleichung 2) . Es muss allerdings im Betriebseinsatz si- chergestellt sein, dass die Strömung nicht plötzlich zu großen Werten für die Durchflussmenge umschlägt, da sonst Fehlmessungen auftreten. In speziellen Anwendungen nutzt man auch den Bereich der umgekehrten Proportionalität (Gleichung 3) zur Bestimmung sehr großer Druckflüsse. Auch hier ist Sorge zu tragen, dass die Strömung in diesem Bereich der Kennlinie bleibt. Die wesentlichen Vorteile der thermischen Durchflussmessgeräte sind die mögliche direkte Massenmessung, die hohe Reproduzierbarkeit der Messergebnisse, die kompakte Bauweise sowie die Tatsache, dass nur geringfügige bzw. keine Druck- und Temperaturkompensationen erforderlich sind.

Im Gegensatz zur Messanordnung der Fig. 1 ermöglicht die in Fig. 2 dargestellte Messanordnung ohne weiteres ein Bestim- men der Strömungsrichtung des Fluids durch die Rohrleitung 2.

Thermische Massenstrommessgeräte besitzen - wie oben erläutert - den Vorteil, bei niedrigen Durchflusswerten arbeiten zu können. Leider verschlechtert sich bei hohen Strömungsgeschwindigkeiten die Genauigkeit. Das Messprinzip der Kreuzkorrelation deckt hingegen den Bereich für hohe Strömungsgeschwindigkeit ab. Dazu vorgesehene Messgeräte benö- tigen eine hohe aber technisch realisierbare Messdynamik.

Prinzipiell gilt, dass bei hohen Strömungsgeschwindigkeiten ein dem Fluidstrom "aufgeprägter" Temperaturimpuls seine thermischen und geometrischen Eigenschaften über eine lange Distanz beibehält. Bei niedrigen Geschwindigkeiten wirkt die Wärmeübertragung praktisch direkt in der Heizzone, so dass der Temperaturimpuls "zerfließt": das oben dargestellte Messprinzip der Kalorimetrie ist für diese Problemstellung besser geeignet. Im Gegensatz zu der Methode der Kreuzkorrelation, die lediglich das Auftreten eines Temperaturimpulses detektieren soll, erfordert die Kalorimetrie jedoch eine genaue Messung des Temperaturunterschiedes.

Wie oben bereits erwähnt, besteht die thermische Trägheit bei vorbekannten Messsystemen in einem Fluid aus zwei Komponenten, nämlich der thermischen Trägheit der Heizeinrichtung und der Messeinrichtungen sowie der thermischen Trägheit aufgrund von Schmutzablagerungen, die sich auf diesen Komponenten bilden. Um den relativen Einfluss der Schmutz- ablagerungen zu unterdrücken, wird prinzipiell mit erheblicher inhärenter thermischer Trägheit (wodurch der Einfluss der Schmutzablagerungen im Vergleich unwesentlich wird) o- der mit extrem sauberen Flüssigkeiten (Verwendung von 2μm- Filtern) gearbeitet. Selbst bei reinen Medien bleibt jedoch die Dynamik von Kontakt-Thermofühlern zu gering (einige Millisekunden) .

Die Erfindung schlägt daher eine kombinierte Anwendung von Kalorimetrie und thermischen (Kreuz-) Korrelationsmethoden mit berührungslosen Funktionselementen vor. Damit ist gleichzeitig eine hohe Dynamik erreichbar, und der Einfluss der Schmutzablagerungen auf die thermische Trägheit aufgehoben.

Ein hierzu geeignetes erfindungsgemäßes Durchflussmessgerät bzw. Durchflussmessverfahren gemäß Fig. 3 basiert auf keiner echten Kreuzkorrelation sondern auf einer einfachen LaufZeitmessung ("time-of-flighf'-Messung) :

Bei der Ausführungsform der Fig. 3 ist längs einer fluid- durchströmten Rohrleitung 2 zunächst eine Heizeinrichtung 5 und weiter stromabwärts eine einzelne Temperaturmesseinrichtung 3 angeordnet, deren Abstand mit d bezeichnet ist.

Die Heizeinrichtung 5 ist zum berührungslosen Heizen H des Fluidstroms m am Ort des Teilvolumens V ausgebildet. Erfindungsgemäß prägt die Heizeinrichtung 5 dem Fluidstrom am momentanen Ort des Volumenelementes V zu einer Zeit to ei- nen Temperaturimpuls auf, der durch die Fluidströmung mit dem Teilvolumen V durch die Rohrleitung geführt und zu einer Zeit t₀+τ am Ort des Volumenelementes V durch die Temperaturmesseinrichtung 3 detektiert wird. Dabei entspricht das Teilvolumen V, an dem die Temperaturmessung T durch die Temperaturmesseinrichtung 3 erfolgt, im wesentlichen bis auf ein durch das Geschwindigkeitsprofil der Strömung bedingtes Zerlaufen (vergleiche unten Fig. 7 und 8) dem Teilvolumen V, das durch den berührungslosen Heizimpuls H der Heizeinrichtung 5 zur Zeit to erwärmt wurde.

Das in Fig. 3 dargestellte erfindungsgemäße Durchflussmessgerät 1 zeichnet sich durch einen einfachen und kostengünstigen Aufbau aus, ist jedoch bedingt durch die gerade bei turbulenter Strömung schwierige Pulserkennung mittels der Temperaturmesseinrichtung 3 vor allem für Anwendungen geeignet, die keine allzu hohe Messgenauigkeit erfordern, wie Strömungswächter oder dergleichen.

Die vorstehend anhand der Fig. 3 vorgestellte Messmethode misst nicht das Durchflussvolumen oder die Durchflussmasse sondern zunächst nur die Fluidgeschwindigkeit . Die Berechnung des Volumens kann durch numerische Integration in geeignet ausgebildeten Auswertemitteln (hier nicht gezeigt) erfolgen, was zusätzliche Fehler verursacht und die Genauigkeit negativ beeinflusst. Besonders schwierig zu behandeln sind Fehler bei Übergangsphasen zwischen laminarer und turbulenter Strömung. Die Genauigkeit ist so stark von der Messdynamik abhängig.

Zur Vermeidung jeglicher Fehler und einer negativen Beeinflussung der Genauigkeit schafft die folgende Ausgestaltung der Erfindung in Verbindung mit der Messeinrichtung der Fig. 3 einen Volumenzähler: die Heizeinrichtung 5 wird hierzu jeweils durch das Detektionssignal T der Temperaturmesseinrichtung 3 gesteuert (in Fig. 3 gestrichelt dargestellt) . Dann entspricht die Frequenz des Detektionssignals dem Durchfluss und die Anzahl detektierter Signale innerhalb eines Zeitintervalls Signale dem Volumen. Der räumli- ehe und zeitliche Abstand zwischen zwei folgenden Heizimpulsen d bzw. t = d/v ist konstant und gleich dem Abstand zwischen Heizung und Detektor bzw. zwischen dem Aussendezeitpunkt to des Heizimpulses und der Detektion desselben durch die Temperaturmesseinrichtung 3.

Die in Fig. 4 dargestellte erfindungsgemäße Messanordnung ermöglicht den Einsatz echter Kreuzkorrelation zur Bestimmung der Fluidgeschwindigkeit. Dazu sind zwei Temperaturmesseinrichtungen 3, 4 in einem Abstand d stromabwärts der Heizeinrichtung 5 entlang der Rohrleitung 2 angeordnet. Durchflussmessungen unter Nutzung einer korrelativen Auswertetechnik von gemessenen Signalen beruhen auf der Bestimmung der Laufzeit von charakteristischen und damit i- dentifizierbaren Markierungen im Fluid über eine bekannte Distanz L, hier gemäß Fig. 4 entsprechend dem Abstand d zwischen den Temperaturmesseinrichtungen 3, 4. Solche Markierungen können von außen eingebrachte Tracer oder aber die natürlichen, im Fluid vorkommenden Inhomogenitäten sein, wie Temperatur-, Dichte-, Druck- oder Geschwindigkeitsschwankungen. Fluktuationen dieser physikalischen Flu- idparameter erfolgen - insbesondere bei turbulenter Strömung - örtlich regellos und verursachen bei Aufnahme durch entsprechende Sensoren statistisch schwankende Messsignale (vgl. unten Fig. 5a-c) .

Zur berührungslosen Signalgewinnung können beim Korrelationsverfahren erfindungsgemäß eine Mehrzahl physikalischer Prinzipien benutzt werden, wie weiter unten anhand der Fig. 7 dargestellt wird.

Die Fig. 4 zeigt den prinzipiellen Aufbau eines korrelativen Durchflussmessgeräts 1 für den Einsatz in Rohrleitungen. Die beiden in Strömungsrichtung in definiertem Abstand L=d angebrachten Messeinrichtungen 3,4 erfassen kontinuierlich das Strömungsfeld senkrecht zur Rohrachse. Als Markierung wird die von der Strömungsturbulenz verursachte Modulation des Messsignals benutzt. Dadurch wird den Messsignalen durch die Strömung eine Art Fingerabdruck aufgeprägt. Bleiben dessen Charakteristika über der Distanz L im Wesentlichen erhalten, lässt sich die Beziehung zwischen den von den Messeinrichtungen 3, 4 gelieferten Empfangssignalen x(0,t) und y(L,t) ausdrücken durch y (L, t) = x (t - τ) , ( 4 )

wobei τ die Laufzeit der Markierung von der ersten Messeinrichtung 3 zur zweiten Messeinrichtung 4 beschreibt. Jede markante (turbulenzbedingte) Änderung des Empfangssignals der Messeinrichtung 3 zu einem Zeitpunkt ti wird sich demnach um Δt zeitverzögert auch im Empfangssignal der stromab gelegenen Messeinrichtung 4 zu einem Zeitpunkt t₂ wiederfinden lassen:

Δt = t₂ - t_x = . (5)

Die Zeitverzögerung Δt ist also nur abhängig vom axialen Messabstand L=d und der konvektiven Geschwindigkeit der Markierung u_korr.

Turbulente Störungen unterliegen stochastischen Prozessen, die entsprechende Veränderungen im Strömungsfeld hervorrufen. Die Modulation beider Empfangssignale wird also nicht identisch sondern nur ähnlich ausfallen, so dass ein korrelativer Vergleich zur Quantifizierung der Zeitverzögerung Δt vorgenommen werden muss. Mit Hilfe der Kreuzkorrelationsfunktion Q_xy wird aus den beiden Empfangssignalen x, y ein Maß für deren Ähnlichkeit bestimmt:

Q_xy(L, τ) = lim T→oo Jx(0, t) • y (L, t - τ)dt (6)

Aus der Nominierung von Q_xy ergibt sich R_xy:

Der Maximalwert von R_xy gibt die größtmögliche Übereinstimmung der Signale an und beschreibt so die Laufzeit der statistischen Muster innerhalb der Messstrecke L=d: τ_max = Δt = . (8) orr

Dies ist graphisch in Fig. 5a - 5c dargestellt. Mit dem bestimmten Maximalwert von τ (Fig. 5b) wird ein Zeitverzug τ_max ermittelt, woraus gemäß Gleichung 8 eine Konvektivge- schwindigkeit u^_orr bestimmt werden kann. Durch eine Verschiebung des von der ersten Messeinrichtung 3 aufgenommenen Signals um -τ_maχ (vgl. Fig. 5c) wird die Ähnlichkeit zwischen den beiden Zeitsignalen (Fig. 5a) deutlich sicht- bar.

Das beschriebene Verfahren gibt jedoch nur einen über den Messpfad durch die Rohrleitung 2 gemittelten Wert der Strömungsgeschwindigkeit wieder. Der Durchfluss in Rohren wird - wie oben gesagt - in der Regel als Volumenstrom dV/dt gemessen und steht in einem definierten Zusammenhang mit der über den Querschnitt A der Rohrleitung 2 gemittelten Strömungsgeschwindigkeit u_m: dV ^• = u -A. (9) dt

Die Messung des Volumenstroms beinhaltet also die Aufgabe, einen eindeutigen Zusammenhang zwischen der korrelativ gemessenen Geschwindigkeit u_kθr_r und der mittleren Flächenge- schwindigkeit u_m zu finden. Eine solche Beziehung zwischen U_ko_rr und u_n lässt sich durch einen Kalibrierungsfaktor K = -**≡-. ( 10 ) u_,

ausdrücken, wobei der Wert von K wesentlich vom jeweils vorliegenden Strömungszustand, dem Abstand zwischen den Messeinrichtungen 3, 4 und deren Lage bezüglich der Rohrachse beeinflusst wird. Vorteil des Laufzeitkorrelationsverfahrens im allgemeinen ist seine Unabhängigkeit von physikalischen Parametern wie Schallgeschwindigkeit, Wandstärke, Sendefrequenz, von Fluideigenschaften wie Dichte oder Temperatur sowie die ausschließliche Nutzung von natürlich im Fluid vorhandenen Markierungen. Ein weiterer Vorteil ist die Anwendbarkeit des Korrelationsverfahrens sowohl auf einphasige, turbulente als auch auf reine Zweiphasenströmungen. Zusätzlich tragen eventuell vorhandene Schmutzpar- tikel oder Gasbläschen in einer Einphasenströmung zu korre- lierten Nutzsignalen bei und unterbrechen nicht den Mess- prozess .

Seitens des erfindungsgemäßen Durchflussmessgerätes 1 sind beim Einsatz eines derartigen Messverfahrens die erste und zweite Temperaturmesseinrichtung 3, 4 mit geeigneten Auswertemitteln 6, wie einem Korrelator, verbunden, der als Ausgangssignal die nomierte Kreuzkorrelationsfunktion R der beiden Temperaturmesssignale liefert, wie in Fig. 4 darge- stellt.

Die Fig. 6 zeigt schematisch mögliche Ausgestaltungen der erfindungsgemäßen berührungslosen Heizvorrichtung 5. Diese ist im linken Teil der Fig. 6 zum Heizen des durch die Rohrleitung 2 strömenden Fluids mittels Lichtstrahlen, insbesondere Laserstrahlen LA und Hochleistungs-LED-Licht, und im rechten Teil der Fig. 6 zum Heizen des Fluids mittels Mikrowellen MW ausgebildet. Erfindungsgemäß wird demnach zum berührungslosen Heizen des Fluids ein Laser 5' bzw. ei- ne Mikrowellenquelle 5'¹, wie ein Transistor oder Magnetron, eingesetzt. Je nach verwendeter Heizeinrichtung 5 ist eine Heizzone Z innerhalb der Rohrleitung 2 eher Zylinder- oder scheibenförmig ausgebildet.

Zur Erwärmung eines Teilvolumens des Fluidstroms m innerhalb der Heizzone Z ist es erforderlich, dass ein Teil der durch die Heizeinrichtung 5 eingestrahlten elektromagnetischen Energie im Fluid absorbiert wird. Da die Absorption elektromagnetischer Strahlung in einem Medium wellenlängenabhängig ist, wird die verwendete Wellenlänge in Abhängigkeit von dem zu messenden Fluid gewählt. Beispielsweise liegt das ideale Wellenlängenfenster für Wasser im Bereich zwischen 900 und 1150 nm (Absorptionsmaximum bei 970 nm) . Dabei erfolgt der mit über 70% größte Teil der Absorption innerhalb der ersten 5 mm, die der Strahl im absorbierenden Medium zurücklegt.

Der Messaufbau erfordert eine Fokusierungsoptik, ein für die Hochleistungs-LED-Licht- oder Laserwellen-Länge durchsichtiges Rohrmaterial (Spezialglas) , sowie eine flache Rohrwand und eventuell einen Spiegel am Rohr gegenüber dem Laser 5', um die Leistung zu erhöhen. Derartige Anordnungen sind als solche bekannt und daher in Fig. 6 nicht explizit dargestellt. Entscheidender Vorteil einer Heizung durch Lasertechnologie ist die einfache Fokusierbarkeit des Laserstrahls LA. Dadurch ist die Geometrie der Heizzone Z bekannt und die erforderliche Laser-Leistung bleibt gering, da nur ein relativ kleines Zylindervolumen und nicht eine ganze Scheibe der Flüssigkeit geheizt wird (vgl. Heizzonen Z in Fig. 6). Hochleistungs-LED sind schwer zu fokusieren. Durch die Anwendung mehrerer Hochleistungs-LED unmittelbar um das Rohr kann die gewünschte Heizgeometrie erzeugt werden. Bei Verwendung von Mikrowellen MW zum Heizen des Fluids muss ebenfalls mit einer Frequenz f gearbeitet werden, für die das zu vermessende Fluid eine ausreichende Absorption zeigt. Im Falle eines im wesentlichen wässrigen Mediums ergibt sich demnach f=2,45 GHz, was eine Wellenlänge von λ=12 cm bedingt. Dabei ist - insbesondere beim Heizen von Fluid- volumina, deren Abmessungen deutlich kleiner als die Wellenlänge der Mikrowellenstrahlung sind - der Einsatz einer geeigneten Kollimatoreinrichtung notwendig. Aufgrund der gegenüber Laserlicht größeren Wellenlänge von Mikrowellenstrahlung wird jedoch die Heizzone Z in jedem Fall eher einer Scheibe in der Strömung als einem Zylinder entsprechen (vgl. Fig. 6). Sogenannte "open-ended coaxial applicators" können Mikrowellen in einer schmalen zylindrischen Scheibe konzentrieren, deren Länge dem Durchmesser des inneren Leiters der koaxialen Struktur entspricht (mm) . Der innere Leiter der koaxialen Struktur kann einen Ring um das Rohr bilden (mit einem Rohr aus dielektrischem Material, das Mikrowellen nicht absorbiert) .

Die benötigte Heizleistung beeinflusst die erforderliche Qualität der Kollimation. So sind zum Erwärmen eines Was- servolumens mit V=(0,5 cm)³=0,125 cm³ um 1 K eine Energie E=0,125 J erforderlich. Dies entspricht bei einer Impulsdauer von 10 μs einer Heizleistung von 12,5 kW.

Als mögliche Strahlungsquellen für Mikrowellenstrahlung bieten sich Transistoren an, die nur geringe Abmessungen aufweisen, problemlos im gepulsten Modus arbeiten können und aufgrund ihrer weiten Verbreitung besonders kostengünstig sind. Für die Verwendung von Magnetronen sprechen insbesondere die hohe verfügbare Leistung und die insbesondere auf einen Einsatz zum Vermessen wasserhaltiger Fluide abgestimmte Wellenlänge kommerziell verfügbarer Geräte.

Neben dem Einsatz berührungsloser Heizeinrichtungen ist erfindungsgemäß vorgesehen, dass die verwendeten Temperaturmesseinrichtungen zum berührungslosen Bestimmen einer Flu- idtemperatur ausgebildet sind. Berührungslose Temperaturmessverfahren bzw. -einrichtungen sind schematisch in Fig. 7 dargestellt. Gezeigt ist in Fig. 7 eine Temperaturmessung durch photothermische Strahldeflektion (rechts) , durch Strahlungsthermometrie (Mitte) sowie mittels Ultraschall (links) .

Die grundlegende Idee der photothermischen Strahldeflektion besteht darin, einen Probenlaserstrahl LA' einer Laserquelle 7 als Sonde für einen aufgrund der lokalen Heizung H des Fluids räumlich variierenden Berechnungsindex n einzusetzen. Die Richtungsablenkung, die der Strahl aufgrund des inhomogenen Berechnungsindex erfährt, lässt sich mit hoher Präzision messen. Dabei ist der Berechnungsindex selbst nicht von Interesse, sondern dient lediglich als Maß für die Wärmeentwicklung im Fluid. Wärme fließt in das umgebende Medium ab und führt dort zu einem Temperaturfeld. Diese Temperaturänderungen wiederum sind für die Variation des Berechnungsindex n verantwortlich. Für hinreichend kurze Heizimpulse mit Dauer to (für Wasser bei einem l/e²-Radius des Heizstrahls von a=0,5 mm ist to<<0,4 s) ergibt sich der Deflektionswinkel φ zu:

wobei p der Dichte, D der Temperaturleitfähigkeit und α dem Absorptionskoeffizient des strömenden Mediums entspricht. Die gesamte Energie in jedem Laserpuls ist E₀. Liegt die photothermisch messende Temperaturmesseinrichtung 3, 4 stromab, wird der Strahl LA' zunächst in Strömungsrichtung deflektiert. Mit der Bewegung des geheizten Teilvolumens wird der Strahl anschließend in die Gegenrichtung deflektiert. Liegt der Strahl anfangs mitten in der Heizzone, wird daher nur eine Deflektion in die Gegenrichtung gesehen, denn die Deflektion eines Strahles, der in der Symmetrieachse des Teilvolumens V liegt, ist φ=0. Die besten Er- gebnisse werden für Wasser mit einer Heizimpulsdauer to<100 ms erreicht.

Ein Positionsdetektor 8 übersetzt die Ablenkung φ des Probenlaserstrahls LA' in eine elektrische Spannung. Er be- steht im wesentlichen aus zwei (eventuell auch mehr) Siliziumdioden als Photozelle, die durch einen Spalt senkrecht zur Rohrachse voneinander getrennt sind. Die von einer Diode abgegebenen Spannung ist proportional zur einfallenden Lichtleistung. Trifft der Probenstrahl anfangs genau in die Mitte zwischen den beiden Photozellen, so sind deren Ausgangsspannungen gleich. Eine Verschiebung des Laserflecks wird zu einer Erhöhung der Spannung der einen Zelle auf Kosten der anderen führen.

Die Wände der Rohrleitung 2 sind in diesem Zusammenhang in einem für die angewendete Laserwellenlänge λ durchsichtigen Material ausgebildet.

Eine Variante dieser "klassischen" photothermischen Strahl- deflektion benutzt statt einem einzigen Probenlaserstrahl ein lasererzeugtes Interferenzmuster, um den ganzen Querschnitt des Rohres zu betrachten. Ein eindimensionales Interferenzmuster kann z.B. über Änderungen (Temperaturgradienten) entlang der Rohrachse informieren, ein zweidimensionales Interferenzmuster (das zweite Interferenzgitter liegt approximativ senkrecht zum Ersten) kann zusätzlich den Querschnitt des Rohres abdecken. Der Detektor entspricht entweder einem Lichtsensor, dessen Sichtfeld begrenzt ist (entweder entlang oder senkrecht zur Rohrachse, oder beide) , oder aber einem Linien- und Matrix Lichtdetektoren, womit ein- oder zweidimensionale Interfe- renzmuster erfasst werden können, um den Temperaturgradienten entlang der Rohrachse, sowie senkrecht zu ihr zu überwachen. Mit Linien- bzw. Matrixdetektoren verfügt man anstatt über zwei oder drei Sensoren über eine Sensorlinie bzw. -Matrix wo mehrere Korrelationsmessungen möglich sind. Die beschriebenen Messprinzipien ändern nicht und Brech- nungsindexänderungen können sowohl entlang der Rohrachse als auch senkrecht zu ihr mit höherer Auflösung gewonnen werden.

Da die Kohärenzlänge eines Halbleiterlasers mit mW Leistung 1 cm und mehr leicht erreicht, können eine große Anzahl von klassischen optischen Verfahren benutzt werden, um die gewünschten Interferenzmuster zu schaffen. Die Gitterperiode am Detektor ist vorzugsweise den Dimensionen der Lichtde- tektoren angepasst, so dass das Sichtfeld eines Einzelelementes begrenzt ist, um weniger als zwei benachbarte Maxima oder zwei benachbarte Minima gleichzeitig zu erfassen.

In der Offenlegungsschrift DE 100 63 998 AI wird beschrie- ben, wie in Kapillarrohren als Folge der Interferenz zweier Laserstrahlen ein vorwärts und ein rückwärts gestreutes Interferenzmuster erzeugt wird. Dieses Verfahren kann jedoch nur mit Kapillarrohren angewendet werden, welche eine glatte Oberfläche dank des Ziehprozesses aufweisen. Rohre mit größerem inneren Durchmesser (f > 3 mm) sind nicht kommer- ziell verfügbar. Zudem liefert dieses Verfahren nur eindimensionale Gitter und die Periode ist durch die Rohrgeometrie bestimmt und nicht wählbar. Diese Methode ermöglicht keine zweidimensionalen Gitter und ist auf Kapillarrohre mit kleinem Durchmesser beschränkt.

In Fig. 7, Mitte, ist schematisch das Verfahren der berührungslosen Temperaturmessung mittels Strahlungsthermometrie dargestellt. Eine thermische Strahlung TH des zuvor mittels einer Heizeinrichtung 5 (in Fig. 7 nicht gezeigt) erwärmten Teilvolumens V lässt sich angenähert durch das Plancksche Strahlungsgesetz beschreiben. Demnach weist die Temperaturstrahlung eines idealen schwarzen Körpers ein Intensitätsmaximum auf, das sich mit wachsender Temperatur zu kleine- ren Wellenlängen hin verschiebt. Die Lage des Intensitätsmaximums ergibt sich aus dem Wienschen Verschiebungsgesetz zu:

X^ma _X[^Lμm] = 2898,'5 • ^T[—K] , (12)

wobei λ_max die Wellenlänge der maximalen Intensität bezeichnet. Bei Raumtemperatur (300 K) imitieren Körper thermische Strahlung bevorzugt bei einer Wellenlänge von etwa 9,8 μm, d.h. im infraroten Spektralbereich. Bei einer Wellenlänge von 4 μm ist die Strahlungsintensität bereits um einen Faktor 10 geringer. Daher werden als Strahlungsempfänger Detektoren mit einem Empfindlichkeitsbereich oberhalb von 4 μm benötigt.

Das Messobjekt (hier das Fluid-Teilvolumen V) ist in der

Praxis kein idealer schwarzer Strahler mit einem konstanten Emissionsgrad ε=l, sondern besitzt einen Emissionsgrad, der wesentlich von der Oberflächenbeschaffenheit, der Beobach- tungsrichtung, der Temperatur und teilweise von der Wellenlänge abhängt. Wasser beispielsweise ist im Wellenlängenbereich oberhalb von 4 μm praktisch undurchsichtig, so dass die Temperatur in der Mitte der Strömung von der äußersten, praktisch nicht strömenden Zone der Flüssigkeit verdeckt wird. Dies ist bei der Wahl des Strahlungsempfängers 9 sowie bei der Auswahl des Materials für die Wandung der Rohrleitung 2 im Bereich des Strahlungsempfängers 9 zu berücksichtigen. Als Strahlungsempfänger können beispielsweise pyroelektrische Elemente, Thermoelemente oder Bolometer sowie Silizium-, HgCdTe- und PbSe-Detektoren verwendet werden. Insbesondere die genannten PbSe-Detektoren zeichnen sich hierbei durch ihren günstigen Anschaffungspreis aus.

Eine Variante der direkten Messung der thermischen Strahlungsemission ist die spektroskopische Methode, die besonders für wässrige Flüssigkeiten geeignet ist.

Die optische Absorption von Wasser im nahen Infrarotbereich ist temperaturabhängig (Fig. 11) , was auf temperaturbedingte Änderungen der Wasserstoffverbindungen zwischen den Wassermolekülen zurückzuführen ist. Absorptionslinien bei 740 und 960 nm liegen im Detektionsbereich von Silizium, für 1180 und 1440 nm liegen diese im spektralen Bereich von kommerziellen Telekommunikationsdetektoren und die 1940 nm Absorptionslinie kann mit anderen Halbleiterdetektoren gemessen werden. Fig. 11 zeigt die Änderung der Wasserabsorptionslinie bei 960 nm zwischen 22 und 88 Grad Celsius: die relative Absorption steigt um 0.1, das Absorptionsmaximum ändert sich von 965 nm auf 961 nm.

Diese Messung der relativen Absorptionsänderungen in einem Bereich von ~ 100 nm vom Absorptionsmaximum braucht keine zusätzliche Eichung der Wasserabsorption und hat eine klei- ne Zeitkonstante. Damit eignet sich diese Methode besonders für Messungen im MHz-Bereich.

Für diese Methode verwendet man Wellenlängen im nahen Infrarotereich, für welche Detektoren rauscharm sind und eine kleine Antwortzeit aufweisen. Die Wahl der geeigneten Wellenlänge (740 nm, 960 nm, 1180 nm, 1440 nm 1940 nm) hängt vom Durchmesser des Rohres ab. Da die Fluidschicht nur bis zu einem Drittel des Radius charakterisiert werden soll, entspricht die Absorptionslänge der gewählten Wellenlänge dem Wert:

L_abs(λ)=R/3 Da die nicht-invasive Heizung der Flüssigkeit gepulst wird, kann die Messempfindlichkeit verbessert werden, indem Lock- In-Methoden zur Reduktion des Rauschens für die Signalak- quisition verwendet werden. Die Methode ist besonders, aber nicht ausschließlich, für optische Messungen mit mehreren Detektoren geeignet (Strahlungsthermometrie, spektroskopische Messung der Temperatur im Wasser) .

^■ Im linken Teil der Fig. 7 ist die Temperaturmessung mittels Ultraschall als weiteres berührungsloses Verfahren zur Tem- peraturmessung dargestellt.

Zu diesem Zweck sind an der Rohrleitung 2 einander gegenüberliegend ein Ultraschallsender 10 und ein Ultraschallempfänger 11 angeordnet. Das Temperatur-Messverfahren mit Ult- raschall nutzt den Effekt, dass sich die Schallgeschwindigkeit im Wasser mit der Temperatur verändert.

Der Schall wird in einem strömenden Medium von der Strömung mitgenommen. Die effektive Schallgeschwindigkeit c ist um die (mittlere) Strömungsgeschwindigkeit <v> des Mediums größer (bzw. kleiner, wenn der Schall gegen die Strömung läuft) als im ruhenden Medium: c = c₀± < v > cosφ, (13)

wobei die C₀ Schallgeschwindigkeit im ruhenden Medium, <v> die mittlere Strömungsgeschwindigkeit und φ den Winkel zwischen Schallweg und Strömung im bewegten Medium bezeichnet. Eine Schallmessstrecke senkrecht zur Strömung wird daher durch die Strömungsgeschwindigkeit nicht beeinflusst. Die Schallgeschwindigkeit ändert sich jedoch empfindlich mit der Änderung der Zusammensetzung des Messmediums und der Temperatur. Kreuzkorrelation zweier Detektoren ist daher zum Detektieren von Temperaturimpulsen im Fluid gut geeignet, die mittels des Unterschieds der Schallgeschwindigkeit bestimmt werden. Eine Beschränkung der Einsetzbarkeit dieses Verfahrens rührt her von der Abhängigkeit zwischen Schallgeschwindigkeitsunterschied und Temperatur: Für rei- nes Wasser bei 20°C beträgt die Änderung 0,2% pro Grad (K^~ ¹), bei 40°C nur noch 0,1% K^"1 und bei 60°C nur noch 0,04% K^_1, da ein Maximum der Schallgeschwindigkeit bei 70 °C liegt. Dadurch ist die Einsetzbarkeit des Verfahrens auf bestimmte Temperaturbereiche begrenzt, beispielsweise auf Temperaturen < 50 °C. Optimale Empfindlichkeit ergibt sich, wenn der Temperaturunterschied über den ganzen Durchmesser der Ultraschallsender bzw. -empfänger 10 bzw. 11 besteht. Falls mit Laser geheizt wird (vgl. Fig. 6), muss die Schallmessstrecke längs der Achse des vorbeifliessenden er- wärmten Zylinders Z liegen. Das Verfahren mit Ultraschall ist daher für Mikrowellenheizung besser geeignet. Ultraschallsensoren werden heute auf vielen Gebieten der Technik angewendet und sind deshalb preiswert. Die Wände der Rohr- leitung 2 können aus Kunststoff (oder Teflon) sein, solange die akustische Impedanz adaptiert ist.

Um die Empfindlichkeit der akustischen Messmethode zu erhöhen, kann ein akustischer Resonator benutzt werden, dessen Eigenfrequenz bei der Resonanz gemessen wird. Da man vorzugsweise die Oberflächenschicht ausmessen will (bis zu 1/3 des Radius von der Oberfläche) , sind "whispering gallery modes" dafür gut geeignet.

Die dielektrische Konstante einer Flüssigkeit (ε=εo-jει) ist auch temperaturabhänig, besonders 8χ . Die elektrische Kon- duktivität des Wassers z.B. steigt mit der Temperatur. Kapazitive Messmethoden zum Erfassen dieser Änderung sind be- kannt (z.B. im oben erwähnten Patent DE 100 63 998 AI). Für Rohre mit größerem Durchmesser (φ> 1 mm) ist eine Messung mit verteilten LC Schaltungen vorteilhafter, wobei die Schaltung direkt auf das dielektrische Rohr oder auf einer flexiblen Kaptonfolie gedruckt werden kann, oder aber mit- tels diskreten Elementen (auf dem Rohr gewickelten Induktionsspulen) . Diese Messung ist besonders für Wasser enthaltende Lösungen geeignet und fordert kein transparentes Rohr (es ist jedoch vorteilhaft, dass die dielektrische Konstante des Rohrmaterials klein ist) . Besonders vorteilhaft ist die Messung der Resonanzfrequenz einer solchen LC Brücke, bzw. seiner temperaturbedingten Änderung.

In Fig. 8 ist ein Strömungsprofil dargestellt, wie es sich bei laminarer Strömung durch eine Rohrleitung 2 mit kreis- förmigem Querschnitt ergibt. Die Rohrleitung 2 besitzt eine Symmetrieachse (Rohrachse) A_s und einen Radius R. Ein Abstand von der Rohrachse A_s wird durch den Parameter r angegeben. Die Strömungsgeschwindigkeit ist in Fig. 8 mit v be- zeichnet und nimmt in Richtung der Rohrachse A_s ihren maximalen Betrag v_max an .

Setzt man genügend lange Ein- und Auslaufstrecken voraus, so wird in einem Rohr mit kreisförmigem Querschnitt ein rotationssymmetrisches Strömungsprofil angenommen. Damit hängt die Strömungsgeschwindigkeit nur noch von r ab: v=v(r) . Bei laminarer Strömung liegt ein parabolisches Strömungsprofil nach Fig. 8 vor. Es lässt sich beschreiben als

Daraus folgt für die über den kreisförmigen Strömungsquer- schnitt gemittelte Strömungsgeschwindigkeit <v_A> bei laminarer Rohrströmung:

1 <^{vA >i}_,= 2^{'Vmax ' (15)}

Bei einer turbulenten Strömung ist das Strömungsprofil stark abgeflacht, wie in Fig. 9 dargestellt. Zur Beschreibung eignet sich beispielsweise ein Potenzgesetz: λr v(r)' = vmax • I|I - —_ (16) R_/

Der Exponent 1/n hängt über

1 - = 0,25-0,023-log(Re) (17) n mit der Reynolds-Zahl Re der Strömung zusammen. Die Rey- nolds-Zahl Re ist definiert als v > D 4 δq_v Re =< v > D P < :i8) μ V πvD δt

wobei D dem Volumenstrom, <v> der über den Querschnitt gemittelten Strömungsgeschwindigkeit, p der Dichte, μ der dynamischen Viskosität und υ der kinematischen Viskosität des Fluids entspricht. Bei einer sogenannten kritischen Rey- nolds-Zahl Re_cr_._t/ deren Wert stark von der Strömungsgeometrie abhängt, geht die laminare in die turbulente Strömung über. Für kreisrunde Rohre ist Re_crι_t=^::2320.

Manche Durchfluss-Messverfahren, insbesondere auf der Basis von Ultraschall, mittein die Strömungsgeschwindigkeit jedoch nicht über den zweidimensionalen Rohrquerschnitt, sondern vielmehr eindimensional entlang des Messpfades, z.B. über die Rohrmitte, d.h. die Rohrachse A_s schneidend. Die Messabweichung kann besonders groß werden, wenn die Strö- mung im eingestellten Messbereich zwischen laminarer und turbulenter Form variiert.

Der Einfluss eines variierenden Strömungsprofils wird erfindungsgemäß weitgehend reduziert, indem man den Messpfad nicht in die Symmetrieebene des Rohres legt. Dieser Sachverhalt ist in Fig. 10 dargestellt.

Die Fig. 10 zeigt die Strömungsgeschwindigkeit v(r), bezogen auf die mittlere Geschwindigkeit <v_A> für laminare und turbulente Verhältnisse mit unterschiedlichen Exponenten n (s. Gleichungen 16 und 17) in Abhängigkeit vom normierten radialen Abstand r/R zur Rohrachse A_s. Daraus ist ersichtlich, dass im turbulenten Fall (mit n-Werten 4, 6, 8 und 10 bezeichnete Kurven) über einen weiten Bereich von Reynolds- Zahlen bei r=0,75R die lokale Strömungsgeschwindigkeit v(r) gleich dem über den Querschnitt gemittelten Wert <v_A> ist (s. kurz-gestrichelte vertikale Linie in Fig. 10). Bei der laminaren Strömung (unbezeichnete Kurve) liegt dieser Punkt ganz in der Nähe, nämlich bei r=0,7lR (lang-gestrichelte vertikale Linie in Fig. 10) .

Erfindungsgemäß erfolgt daher eine berührungslose Tempera- turmessung vorzugsweise entlang eines Messpfades, der in einem Abstandsbereich zwischen 0,7R und 0,8R bezüglich der Rohrachse A_s liegt. Aus der Darstellung der Fig. 10 ergibt ein besonders bevorzugter Abstandsbereich von 0,71R und 0,75R. Damit entfällt insbesondere bei Temperaturmessver- fahren, die auf einer Geschwindigkeitsmessung mittels Ultraschall beruhen, die ansonsten notwendige und fehlerbehaftete rechnerische Aufbereitung der Messergebnisse.

Die Fig. 12 zeigt in schematischer Darstellung eine konkre- te Ausführungsform einer erfindungsgemäßen Vorrichtung zur Durchflussmessung mit Laser-Heizung und -Spektroskopie sowie Strahldeflektion.

Die in der Fig. 1 dargestellte Vorrichtung zur Durchfluss- messung, das dort dargestellte Durchflussmessgerät 1 weist eine Rohrleitung 2 mit einem Innendurchmesser zwischen 6 und 20 mm, vorzugsweise im dargestellten Ausführungsbeispiel 12 mm auf. Es ist weiterhin ein erster Laser 7, ein Heizungslaser, vorgesehen, der das Rohr 2 radial durch- strahlt. Bei dem Heizungslaser 7 handelt es sich vorzugsweise um einen Diodenlaser mit hoher Leistung, wie beispielsweise im Bereich von 1 bis 5 W, vorzugsweise 2 W, der unterhalb von 1700 nm, wie von 900 bis 1000 nm, vorzugsweise bei 970 nm arbeitet. Dem Laser nachgeordnet ist eine Ab- bildungsoptik 7.1 in Form einer Sammellinse, die den Laser- strahl fokussiert (Fig. 12a) . Der Strahl hat nach der Optik 7.1 einen Durchmesser von im Bereich von 20 bis 250 μm, vorzugsweise 50 μm mit einem Gauß ' sehen Profil.

Der Abbildungsoptik 7.1 ist ein Strahlteiler 7.2 nachgeordnet, mit dem der Laserstrahl LA in zwei Strahlanteile LA.l und LA.2 geteilt wird, wobei der Strahl LA.2 über einen Ablenkspiegel 7.3 wieder parallel zum Strahl LA.l gelenkt wird.

Der Strahlteiler 7.2 ist derart ausgebildet, dass nur ein Bruchteil der Intensität des Strahles LA und damit seiner Leistung abgelenkt wird, beispielsweise im Bereich von weniger als 1%, hier vorzugsweise im Bereich von 5 bis 10 mW, so dass der Strahl LA.2 keinerlei Aufheizwirkung in der im Rohr 2 fließenden Flüssigkeit bewirkt.

Der Abstand von Strahlteiler 7.2 und Umlenkspiegel 7.3 und damit der Abstand der beiden Strahlen LA.l und LA.2 liegt im Millimeterbereich, vorzugsweise bei 0,5 bis 2, hier d' = 0,6 mm. Der Abstand d' ist so zu wählen, dass beide Teilstrahlen getrennt sind, sich nicht überlappen, aber so klein sind, dass sich die Fließgeschwindigkeit in beiden Strahlen nicht (wesentlich) ändert. Grundsätzlich ist es möglich, Laser 7, 7a einzusetzen, die bei gleicher Wellenlänge arbeiten. Vorzugsweise arbeiten die Laser 7, 7a bei unterschiedlichen Wellenlängen, um einen Cross-Talk zu vermeiden, hier der Laser 7 mit 970 nm der Laser 7a mit 600 nm.

Auf der dem Laser 7 abgewandten Seite des Rohres 2 ist ein Diaphragma 7.5 mit einem Öffnungsdurchmesser im Mikrometerbereich, wie zwischen 10 und 30 μm, vorzugsweise hier 20 μm angeordnet. Das Diaphragma ist zur Strahlachse stromabwärts versetzt und zwar mit seiner Mitte hier um 50 μm, die stromaufliegende Kante also um bi = 40 μm, die stromabliegende Kante um b₂ = 60 μm. Zur Detektion beider Strahlen LA.l und LA.2 sind Fotodioden 7.7 zugeordnet, deren Ausgänge mit einem Di ferentialverstärker 7.8 verbunden sind.

In einem Abstand d von hier 0,5 mm stromab des Laserstrahls LA.l des Heizlasers 7 befindet sich ein weiterer Laser 7a, ein Probenlaser, dem ebenfalls eine Abbildungsoptik 7a.1 nachgeordnet ist. Auf der dem Probenlaser 7a gegenüberlie- genden Seite des Rohres 2 ist ein positionsempfindlicher Detektor (Position Sensitive Detector) PSD angeordnet.

Die Fig. 13 und 14 zeigen mit der Vorrichtung der Fig. 12 gewonnene Messergebnisse.

Die Teilanordnung 7 bis 7.8 der erfindungsgemäßen Vorrichtung arbeitet nach dem Messprinzip der Absorptionsspektroskopie. Der Absorptionskoeffizient einer Flüssigkeit, hier insbesondere von Wasser, ist abhängig von der Temperatur. Die Fotodiode 7.6 misst die Absorption vor der Heizung, die Fotodiode 7.7 kurz nach der Heizung. Durch die über den Differentialverstärker 7.8 bedingte Differentialmessung werden Schwankungen in der Laserleistung und langfristige Schwankungen in der Temperatur kompensiert.

Das Diagramm 13 zeigt die Leistungsschwankungen auf der Fotodiode 7.7, verursacht durch die Aufwärmung des Wassers. Diese Schwankungen liegen im Bereich der Tausendstel (1/1000) der Grundleistung. Zum Beispiel nach einer Hei- zungsdauer von 800 μs hat sich die Leistung von 2 Tausendsteln (0.2%) geändert.

Die Messung wurde mit vorgegebenen eingestellten Geschwindigkeiten des durch das Rohr fließenden Wassers durchge- führt. Es zeigt sich im Messbereich eine deutliche unterschiedliche Proportionalität der Transmissionsdifferenz über die Zeit bei den Geschwindigkeiten von 0,01 ms und 0,1 ms, während die Transmissionsdifferenz bei höheren Ge- schwindigkeiten in der Größenordnung von 1 m/s nach einem anfänglichen Auf eizvorgang konstant bleibt. Bei höheren Geschwindigkeiten tritt daher die Teilmessanordnung 7a, 7a.1, PSD ein, bei der die Flüssigkeitsgeschwindigkeit durch eine LaufZeitmessung gemessen wird (Fig. 14) . Hier wird der Heizungslaser gepulst mit einer Pulsdauer 40 μs einer Leistung von 1 W und einem Durchmesser von 50 μm betrieben. Es zeigt sich eine Deflektion des Strahls des Probenlasers 7a bei einer Durchflussrate von 10 m/s in der Größenordnung nach 0,1 ms, bei 5 m/s nach 0,2 ms, bei 1 m/s nach 1 ms und bei 0,5 ms nach etwa 2 ms.

Ein wesentliches Merkmal der erfindungsgemäßen Vorrichtung liegt daher die Aufgabe zugrunde, zur Messung des Durchflusses einer Flüssigkeit durch ein Rohr mit weitem Durch- flussgeschwindigkeitsbereichen eine Vorrichtung mit kombinierten Messanordnungen für verschiedene Durchflussge- schwindigkeitsbereiche vorzusehen, bei denen Teile, hier der Heizungslaser 7.1, gemeinsam von beiden Messanordnungen verwendet werden.

Die Fig. 15 zeigt einen Aufbau zu einer Messung mit Mikrowellenheizung und kapazitiver Messung. Das Rohr 2 hat einen Innendurchmesser zwischen 3 und 20, vorzugsweise 6 mm. An diesem sind zunächst zwei Heiz-Elektroden 21.1, 21.2 mit einer Höhe in Flussrichtung Hl und stromab in einem Abstand D zwei Messelektroden 22.1 und 22.2 mit einer Höhe H2 angeordnet. Das Rohr besteht wiederum vorzugsweise aus Glas. Die Anregung erfolgt in einem Grenzbereich von wenigen GHz, wie 2 bis 3 GHz, im konkreten Fall von 2.4.5 GHz mit einer Leistung von mehren 100 W, wie 200 bis 1000 W, im konkreten Fall mit 500 W. Die Höhe Hl beträgt wenige mm, wie 1 bis 10 mm, im konkreten Fall 3 mm. Es ergibt sich damit ein Gauß'sches Heizprofil in Flussrichtung, also die Heizung einer Scheibe etwa in der Mittelebene zwischen den Elektroden 21.1 und 21.2. Die Höhe der Messelektroden beträgt ebenfalls wenige mm, im konkreten Fall 2 mm. Zur Messung wird eine Scheringbrücke gebildet und der Verlustkoeffizient TAN d bei 100 kHz gemessen, wobei Δ d pro Grad 1,5 x 10^~5 RAD entspricht.

Der Abstand d ist ebenfalls wenige Millimeter, wie im konkreten Fall 4 mm.

In den Fig. 16a bis 16c werden Profile von Temperaturerhöhungen im Bereich der kapazitiven Messung für verschiedene Pulsdauern von 0,4 μs (Fig. 16a), 0,8 μs (Fig. 16b) und 2 ms (Fig. 16c) dargestellt. Für verschiedene Durchflussgeschwindigkeiten wird das Profil zum Zeitpunkt der Pulsan- kunft abgebildet.

Bezugszeichenliste

1 Durchflussmessgerät

2 Rohrleitung

3 Temperaturmesseinrichtung 4 Temperaturmesseinrichtung

5 Heizeinrichtung

6 Auswertemittel/Steuerungsmittel 7, 7a Laser

7.1 Abbildungsoptik 7.1 Heizungslaser

7a.1 Abbildungsoptik

7.2 Strahlteiler

7.3 Ablenkspiegel 7.6 Fotodiode 7.7 Fotodiode

7.8 Differentialverstärker

8 Positionsdetektor

9 Strahlungsdetektor

10 Ultraschallsender 11 Ultraschallempfänger

21.1, 21.2 Heiz-Elektroden

22.1, 22.2 Messelektroden A_s Querschnitt (der Rohrleitung 2) bi stromaufliegende Kante b₂ stromabliegende Kante d, d' Abstand H Heizung

Hl Flussrichtung

H2 Höhe

LA, LA'

LA.l, LA.2 Laserstrahl m Fluidstrom (Massenstrom)

MW Mikrowellenstrahlung Q Korrelationsergebnis r Abstand (zur Rohrachse A_s)

R Radius (der Rohrleitung 2) T Temperaturmessung

TH thermische Strahlung v Strömungsgeschwindigkeit v_max maximale Strömungsgeschwindigkeit

V, V, V ' (Fluid-) Teilvolumen xo x-Koordinate (des unabgelenkten Laserstrahls LA' ) y₀ y-Koordinate (des unabgelenkten Laserstrahls LA* )

Z Heizzone φ Deflektionswinkel

Claims

Patentansprüche

Verfahren zum Messen des Durchflusses mindestens eines Mediums durch ein Rohr, wobei zumindest innerhalb eines Teilvolumens des Mediums ein Erhitzen erfolgt, eine Temperatur an mindestens einer Stelle stromab der Wär- mungsstelle gemessen wird und anschließend eine Messgröße des Mediumstroms bestimmt wird, dadurch gekennzeichnet, dass das Erhitzen und das Messen der Fluid- Temperatur berührungslos erfolgen.

Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass das durchfließende Medium direkt am Erwärmungsort erhitzt wird.

3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass bei einer fluiden Dispersion, insbesondere einer Suspension, mindestens eine Komponente erhitzt wird.

4. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass mittels elektromagnetischer Wellen erhitzt wird.

5. Verfahren nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass mittels elektromagnetischer Wellen im Bereich von 10⁸ bis 10¹⁵ Hz, vorzugsweise zwischen 10¹⁴ bis 10¹⁵ Hz oder zwischen 10⁸ bis 3 x 10¹¹ Hz erhitzt wird.

6. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass in einem Bereich von weniger als 0,8, vorzugsweise weniger als 0,5 des Rohrdurchmessers erhitzt wird.

7. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass kontinuierlich erhitzt wird.

8. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass gepulst oder moduliert erhitzt wird.

9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass mit einer Pulsdauer von weniger als 10 ms, vorzugsweise weniger als 10 μs erhitzt wird.

10. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass mit einer Erhitzungsrate von mehr als 10 Hz, vorzugsweise bis 10 kHz, insbesondere mit der Fließgeschwindigkeit angepasster Erhitzungsrate erhitzt wird.

11. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass mit einer Abtastrate von mindestens 1 kHz, vorzugsweise 10 kHz gemessen wird.

12. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass die Messungen bei mindestens zwei Temperaturmessungen nach der Methode der Kreuzkorrelation ausgewertet werden.

13. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass die Ergebnisse zumindest zweier Temperaturmessungen an zwei Stellen im Medium zur Bestimmung einer Durchflussrichtung ausgewertet werden .

14. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass in Korrelation mit dem Ergebnis wenigstens einer Temperaturmessung erhitzt wird.

15. Verfahren nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass durch eine Detektions-Frequenz der korrelierten Temperaturmessung eine Durchflussgeschwindigkeit und durch eine Anzahl von Detektions-Ergebnissen ein Durchflussvolumen bestimmt wird.

16. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass zur Temperaturmessung eine Deflektion eines Lichtstrahls bestimmt wird.

17. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekennzeichnet, dass zur Temperaturmessung eine thermische Strahlung des Fluids bestimmt wird.

18. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekennzeichnet, dass zur Ermittlung der temperaturbe- dingten Änderung der Flüssigkeitstemperatur die Änderung der Lichtabsorption in einer Absorptionsbande spektroskopisch gemessen wird.

19. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass die Detektion durch einen Detektor in Form eines Vektors bzw. einer Matrix von Detektoren erfolgt.

20. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass Temperaturschwankungen im Rohr mittels eines ein- bzw. zweidimensionales Interferenzmusters gemessen werden.

21. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass die Temperaturschwankungen mittels eines Lock-In-Verfahrens, vorzugsweise ohne Verminderung der Zeitauflösung, detektiert werden.

22. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 20, dadurch gekennzeichnet, dass zur Temperaturmessung eine Schallgeschwindigkeit im Fluid mittels Ultraschall bestimmt wird.

23. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, da- durch gekennzeichnet, dass zur Temperaturmessung eine elektrische (bzw. elektromagnetische) lokale Messung der elektrischen (dielektrischen) Eigenschaften des Durchflussrohres, insbesondere seines Inhalts, benutzt wird, vorzugsweise eine verteilte RLC Schaltung.

24. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass eine temperaturabhänige Resonanzfrequenz (akustische oder elektrische) gemessen wird.

25. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperaturmessung entlang eines Messpfads erfolgt, der in radialer Richtung von der Rohrachse beabstandet ist.

26. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur mittels eines elektrischen oder akustischen Resonators mit temperaturabhängiger Resonanzfrequenz gemessen wird.

27. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass zur Durchflussmessung parallel mindestens zwei unterschiedliche Messmethoden eingesetzt werden, die jeweils für verschiedene Durch- flussregime geeignet sind.

28. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Durchflussregime aufgrund der Durchflussgeschwindigkeit unterschieden wer- den.

29. Vorrichtung zum Messen des Durchflusses mindestens eines Mediums durch ein Rohr, mit einer Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen im Medium und wenigstens einer ersten Temperatureinrichtung zur Bestimmung einer Temperaturänderung des Mediums und Auswertemittel zur Bestimmung einer Messgröße des Mediumstroms aufgrund des Messsignals der Temperaturmesseinrichtung, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum berührungs- losen Erhitzen und die erste Temperaturmesseinrichtung (3) zum berührungslosen Messen der Temperaturänderung im Medium ausgebildet ist.

30. Vorrichtung nach Anspruch 29, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen im Medium direkt an einem Erwärmungsort ausgebildet ist.

31. Vorrichtung nach Anspruch 29 oder 30, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen mindestens einer Komponente einer fluiden Dispersion, insbesondere einer Suspension, als Medium ausgebildet ist .

32. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 31, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) eine Einrichtung zum Erhitzen im Medium mittels elektromagnetischer Wellen ist.

33. Vorrichtung nach Anspruch 32, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung eine Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen mittels elektromagnetischer Wellen in einem Frequenzbereich von 10⁸ bis 10¹⁵ Hz, vorzugsweise zwischen 10¹⁴ bis 10¹⁵ Hz oder 10⁸ bis 3 x 10¹¹ Hz ausgebildet ist.

34. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 32, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen eines Bereichs im Medium von weniger als 0,8, vorzugsweise weniger als 0,5 des Rohrdurchmessers ausge- bildet ist.

35. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 32, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Kurz- zeiterhitzen mit einer Erhitzungszeit von weniger als 1 ms, vorzugsweise weniger als 100 μs ausgebildet ist.

36. Vorrichtung nach einem Ansprüche 29 bis 34, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Erhitzen mit einer Erhitzungsrate von weniger als 10 Hz, vor- zugsweise bis maximal 10 kHz, insbesondere mit der Fließgeschwindigkeit angepasster Erhitzungsrate ausgebildet ist.

37. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 36, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperaturmesseinrichtung mit Temperaturmessungen mit einer Abtastrate von mindestens 1 kHz, vorzugsweise von größer als 10 kHz ausgebildet ist .

38. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 37, dadurch gekennzeichnet, dass die Auswertemittel (6) zur Auswertung von Messsignalen mindestens einer ersten und einer zweiten Temperaturmesseinrichtung (3, 4) nach der Methode der Kreuzkorrelation ausgebildet sind.

39. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 38, dadurch gekennzeichnet, dass Messsignale zumindest zweier Temperaturmesseinrichtungen (3, 4) durch die Auswertemittel (6) zur Bestimmung einer Durchflusseinrichtung des Fluids auswertbar sind.

40. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 39, dadurch gekennzeichnet, dass Messsignale der Temperaturmesseinrichtungen (3, 4) durch die Auswertemittel (6) zur Be- Stimmung einer Präsenz des Fluids in der Rohrleitung (2) auswertbar sind.

41. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 40, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperaturmesseinrichtungen (3, 4) zur Messung einer photothermischen Strahldeflektion (φ) ausgebildet sind.

42. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 41, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatureinrichtungen (3, 4) zur Messung einer thermischen Strahlung (TH) des Fluids ausgebildet sind.

43. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 41, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperaturmesseinrichtungen (3, 4) zur Messung einer Änderung der Schallgeschwindigkeit im Fluid mittels Ultraschall ausgebildet sind.

44. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 32, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Heizen eines Teilvolumens des Fluids mittels Laserpulsen, bzw. Hochleistungs-LED-Pulsen, ausgebildet ist.

45. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 44, dadurch gekennzeichnet, dass die Heizeinrichtung (5) zum Heizen eines Teilvolumens des Fluids mittels Mikrowellen ausgebildet ist.

46. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 29 bis 45, dadurch gekennzeichnet, dass ein Messpfad der jeweiligen Temperaturmesseinrichtung (3, 4) von einer Rohrachse (A_s) beabstandet verläuft.

47. Vorrichtung nach Anspruch 46, dadurch gekennzeichnet, dass der Messpfad bezüglich der Rohrachse (A_s) in einem radialen Abstand r mit 0, 7-R<r<0, 8-R verläuft, wobei R einen Radius des Rohres (2) bezeichnet.

48. Vorrichtung nach Anspruch 46 oder 47, dadurch gekenn- zeichnet, dass der Messpfad in einem radialen Abstand r mit 0,71-R≤r≤0,75R verläuft.