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速度分布对超声流量计性能的影响
美 国 TERRENCE A. GRIMLEY
摘 要：本文介绍了单路和多路式超声流量计在不同安装条件下的测试情况，其中包括流量计内管的流速分布测量和常见上游扰动形式对流量计性能的影响。测试的扰动源有单弯头、平面双弯头和非平面双弯头三种形式，其中有的扰动源下游还另配了整流器。被测的超声流量计为单路和多路式各两台两种品牌。这次测试工作是由气体研究学会(GRI)资助，并在位于西南研究院(SwRI)的GRI测量研究装置MRF上完成的。测试结果表明：在天然气计量站中，气体流量计上游的典型管路配置所产生的流速扰动，至少需要100倍管径长度的直管段才能彻底予以消除。超声流量计对流速分布发展情况的敏感程度随其类型的不同而不同。整流器虽能减小流速扰动，但并不总是有益于流量计的性能。测试结果还表明：流速扰动引起的流量计性能漂移可以通过实测的流速分布图计算出来。
自从超声流量计一诞生，人们就知道流体的流速分布形态直接影响超声波束穿过流体的时间差，而波束穿越时间则是推算流量所必需的测量参数，将它的测量值与流量计的几何参数结合起来，就可以计算出对应单次波束测得的线平均流速。但流量测量需要流量计处的体平均速度。从线速度到体速度的换算方法有两种选择，一种是切实掌握流速的实际分布形态，一种是选用一路或多路通道使流速分布形态不影响流量计量。这些流速分布形态可以是事先假定的，也可以由多声路测量法实际测定。单路式超声流量计一般都是基于一种假定的流速分布形态，结果它对实际形态上的偏离很敏感；对于典型配管布置所产生的速度分布，多路式超声流量计的敏感程度较单路式要小。
经常与其它流量计配合使用的整流器，也可以提高超声流量计的性能。整流器能够提供与流量计的要求相一致的流速分布形式和／或消除可能降低流量计性能的流速扰动(如旋涡)。
本文阐述了常见管配件(经简化的，整流器可有可无)对流速分布产生的影响与单路和多路式超声流量计计量性能之间的关系，并通过测定流量计内管流速分布图和上游管配件对流量计测量误差的贡献大小说明了这一关系。另外，本文还提供了利用计算流体力学方法(CFD)预测超声流量计计量／工艺性能的验证资料。这种CFD模型的验证结果提高了事先预测很多管配件对超声流量计性能影响的准确性，而这些管配件在流量计的安装过程中是有可能经常遇到的。
这些测试试验是在位于西南研究院的气体研究学会所属测量研究装置上进行的。测试的管件配置形式有多种，测试样机有4台，单路和多路式超声流量计各2台，它们均是可以直接用于贸易交接的8
in超声流量计，而且均由制造商无偿提供给本次试验。具体的测试工作是在以经过称重罐标定的临界流喷嘴为基准的GRI-MRF高压回路(HPL)上进行的。测试方法在过去已做过介绍(参见Grimley和Bowles的1997年文献)。另外在这些测试试验中，有的管配组件还包括了整流器。
流速分布图是采用专为流速分布测量而设计的直筒测量管测定的，它取代被测流量计，并经过精心安装和调试，以确保流速测量点的准确定位。安装在测量管外的探头自动运动系统可以在测量管圆周方向的四个测量位置上使用，因此可以探测到测量管直径方向上的任意一点上的流速。
对于各速度分布截面，动压测量采用45o增量，沿管径7.981 in方向上采用0.25 in的步长。测量用的压力传感器是联合传感器(United
Sensor)制造的3孔"W-探头"。"W-探头"配置的中心孔可以测定综合动压，并用于计算局部流速。旋转探头直至两端开口上的压力平衡，探头的旋转角度则可用于测量周向流动的角度。通过基于步进电机的运动控制系统和基于PC机的数据采集系统，可以测量并控制探头的位移量、旋转量和压力值。
为保证流速分布测量点上的流速测量与MRF临界流喷嘴的基准流速的测量同步，流速分布测量的数据采集系统也由MRF数据采集系统控制。同基准流速的计算方法一样，平均流速也用于每个流速分布点的测量值的修正。
图l 上游管路配置的测试形式
a)单弯头 b)平面双弯头 c)非平面双弯头
测试选用的三种管线配置如图1所示。对于同平面双弯头的情况(见图1b)，弯头间距为10D(D＝公称管径＝8
in)，但对带长径弯头的颈焊法兰还需另加1.4D，这样总的间距为11.4D。对于不同平面双弯头的情况，弯头的间距为1.4D。如工艺管配包含一个标准19管束或GFCTM整流器，则整流器的安装应使其出口与相邻扰动弯头的法兰出口间距保持5D。这一安装尺寸只是A．G．A第7号报告(对涡轮)的推荐值，GFCTM的制造商则不推荐它，而是建议整流器与扰动件的安装间距再另加2D。但按照VORTABTM整流器产品的安装使用说明书要求，它的整流器入口则可以直接安装在相邻弯头的出口上。
被测流量计的超声波声路配置情况如图2所示。图中还给出了上游传感器到下游传感器的超声波束的传播方向。对于流量计M3，其波束与流速中心轴的夹角为45o。而对于其它的被测流量计，其夹角均为60o。
图2 被测流量计的声路配置
为提高试验数据的利用率，扩大试验效果，特别开发了对流速分布测量结果进行内插的程序，可以得到每台流量计特定超声波声路上的流速。同超声流量计传感器对的测量过程一样，流速分布的测试程序对实测的流速向量和声路向量沿超声波测量路径也进行了点积积分，对获得的单路波速在经过体平均速度修正后才作为单路响应系数。应该认识到：由于上述测试只是在流速分布图中有限点上的取样测试，而且所使用的探头仅检测了两个流速分量，因此这种方法也是有局限性的。
一般来说，计算出相对于被测速度分布的总的仪表响应值是有可能的，但对于流量计Ml则不可能，因为它是采用专利算法将三个声路测量结果合起来求出总流量的。据推测，该算法综合了基于雷诺数的单路流速分布修正和利用由各路推出的流速分布形态及其加权系数的单路综合算法。而流量计M2和M4则是采用经过流速分布修正系数修正的雷诺数，将它们的单路测量结果转换成体积流量。由于流速分布测量数据是在单一的雷诺数条件下取得的，所以在求解单路式超声流量计相对于97D基线处测量结果的误差变化时无需知道修正公式。流量计M3则是采用加权求和的多路流速综合算法求解总流量。在该算法中，声路1和4的加权系数等于常数0.1382，声路2和3的加权系数等于常数0.3618。
被测流量计的计算误差是根据下列标称流速下的平均测量误差求得的，其标称流速为：11、22、33、45、56和67ft／s。每个流速测量误差的计算均包括6次重复测量数据。同计算误差一样，被测流量计的测量误差也是指相对于97D基准配置的平均误差而言的。在使用一般配置的误差时允许对流量计的测量误差和计算误差进行比较。
试验表明，单弯头引起了大量的水平流速分布的不对称。这种不对称在40D处依然存在，且再到下游59D和78D处，流速分布虽更对称了，但还未达到充分的均衡发展。直到97D处，流速分布才接近达到充分均衡发展的状态。试验也比较了不同轴向位置上的水平流速分布测量量和充分发展的水平流速分布计算量，计算方法是采用依据公称雷诺数和管内估算粗糙度的幂律模型。97D处的流速分布图与充分发展的流速分布计算图形是相近的，59D和78D处的流速分布图上则还有少量的径向不对称，且比97D处的流速分布更紊乱。
图3 流量计M1在单弯头下游的声路响应
图3和图4分别给出了由多路式超声流量计Ml和M3的流速分布测量数据计算而得的各声路响应系数。对于流量计M1,图3表明了各声路对发展过程中的流动的敏感性，其中单程声路（声路2）的敏感性从10D到97D处至少提高了3％，而同时双程声路(声路1和3)
的敏感性在相同间距上大约下降了1.5％。由于流量计量是综合了多个声路的测量结果，因此多路式超声流量计的综合敏感性不一定与其某个单声路的敏感性具有相同的变化趋势。同样由于这里给出的数据结果都是对单一雷诺数而言的，因此单路式超声流量计对轴向位置的敏感性与其对超声声路的敏感性是相同的。
图4包含了由多路式超声流量计M3自测的和由流速分布测量数据计算而得的各声路响应系数。流量计M3的声路配置是水平对称的，因此对声路1和4，还有声路2和3之间应有相近的声路响应系数。然而流量计显示各对对称声路之间的响应系数是不同的，这一点被探头的测算结果证实了，如图4中的空心和实心符号所示。10D位置上的测算结果表明：声路1和4存在很大的差异，这是两种逆转旋涡的作用结果。由于声路位置和方向的原因，旋涡增加了声路4的响应系数，而减小了声路1的响应系数。
图4 流量计M3在单弯头下游的声路响应
图5给出了流量计Ml和M3的测量值、相对于97D处测量结果的仪表误差以及流量计M3相对于流速分布测量结果的误差。由于流量计Ml的声路混合算法属于专利，无法计算它的总响应系数。为减少因流速分布测量和计算方法引起的测量偏差，并对此予以修正，测算结果均以97D处为基准进行比较。比较结果表明：流量计Ml有着与轴向位置无关的系统特性，而流量计M3的性能则显然与轴向位置有关(测试范围从40D至97D)。流量计Ml的流速分布测算值和测量值之间具有相同的变化趋势。除了10D处的测算值之外，对比误差与轴向位置无关。在10D处可能会出现稍大的误差。
图5 流量计对单弯头扰动的响应
同平面双弯头配置试验表明，10D处具有相对平滑的流速分布曲线，并且一直持续到19D处。
使用19管的管束整流器后，流速分布等值线还不如光管测量时对称。这种不对称是由于管束消除旋涡时导致流动的重新混合而产生的。一旦消除了这种流速混合矢量，流动的进一步发展和再重新分布则取决于管壁摩擦。
加装GFCTM时10D和19D处测得的流速分布等值线表明，10D处等值线与97D基准位置处的等值线形状相近，但有少量的径向不对称。19D处的等值线则更趋近充分发展的状态，但仍有些不对称。
表1和表4提供了四种测量配置条件下的声路响应系数计算值。在两表中均包含基准声路响应系数，也就是97D处流速分布数据测算的声路响应系数和流量计Ml、M3的实测测量误差(相对于97D处)。在本配置条件下未测试单路式超声流量计M2和M4。在10D处，靠近管壁声路的响应系数比97D基准值大(对Ml为声路1和3，对M3为声路1和4)，而靠近管轴声路的响应系数则比97D基准值小(对Ml为声路2，对M3为声路2和3)。这是由于所示的等值线相对平滑的缘故。径向分布的不对称可以通过检查流量计M3的对称声路的响应系数值检测出来。这些声路响应系数值能够量化不对称的观测值。
流量计3的测量误差与用探头代替流量计M3的测算误差十分吻合，所有的误差均小于0.5％。而对于单路式超声流量计，无整流器时的计算误差为2％-4％，有整流器时则可低至o.2％。
表1 流量计Ml在相距10D平面双弯头下游的声路响应系数与实测值间的相对误差
10D |
19D |
测量相对误差（%） |
||||||
配置形式 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
10D |
19D |
光管 |
1.0084 |
1.0015 |
0.9998 |
1.0000 |
1.0160 |
1.0040 |
0.41 |
0.48 |
19管束 |
0.9924 |
0.9927 |
1.0078 |
1.0037 |
1.0273 |
1.0038 |
0.17 |
0.35 |
GFCTM |
0.9974 |
1.0362 |
0.9931 |
0.9997 |
1.0367 |
0.9900 |
0.18 |
-0.03 |
基准值 |
0.9953 |
1.0436 |
0.9953 |
0.9953 |
1.0436 |
0.9953 |
||
表2a 流量计M3在相距10D平面双弯头下游的声路响应系数
10D |
19D |
|||||||
配置形式 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路4 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路4 |
光管 |
0.9444 |
1.0051 |
0.9964 |
0.9520 |
0.9159 |
1.0100 |
1.0136 |
0.9479 |
19管束 |
0.9522 |
1.0343 |
0.9839 |
0.9035 |
0.9382 |
1.0484 |
0.9975 |
0.8767 |
GFCTM |
0.9322 |
1.0404 |
1.0122 |
0.8633 |
0.9310 |
1.0336 |
1.0095 |
0.8855 |
基准值 |
0.9221 |
1.0298 |
1.0158 |
0.8973 |
0.9221 |
1.0298 |
1.0158 |
0.8973 |
表2b 流量计M3在相距10D平面双弯头下游的计算相对误差和实测相对误差
计算相对误差(%) |
测量相对误差（%） |
|||
配置形式 |
10D |
19D |
10D |
19D |
光管 |
-0.53 |
-0.18 |
-0.18 |
-0.04 |
19管束 |
-0.49 |
-0.05 |
-0.48 |
-0.30 |
GFCTM |
-0.07 |
-0.13 |
-0.01 |
-0.20 |
表3 流量计M2在间距10D平面双弯头下游的声路响应系数和计算相对误差
声路响应系数 |
计算相对误差(%) |
|||
配置形式 |
10D |
19D |
10D |
19D |
光管 |
1.0055 |
1.0203 |
-3.14 |
-1.72 |
19管束 |
1.0055 |
1.0359 |
-3.14 |
-0.21 |
GFCTM |
1.0407 |
1.0421 |
0.25 |
0.38 |
基准值 |
1.0381 |
1.0381 |
||
表4 流量计M4在间距10D平面双弯头下游的声路响应系数和计算相对误差
声路响应系数 |
计算相对误差(%) |
|||
配置形式 |
10D |
19D |
10D |
19D |
光管 |
1.0087 |
1.0222 |
-3.71 |
-2.42 |
19管束 |
1.0031 |
1.0335 |
-4.24 |
-1.34 |
GFCTM |
1.0346 |
1.0417 |
-1.24 |
-0.56 |
基准值 |
1.0476 |
1.0476 |
||
六、非平面双弯头配置
非平面双弯头配置条件下的探头测算结果表明10D和28D处分别存在着不对称和旋涡。在流体流过后一个弯头并逐渐均衡发展的过程中，最大流速区域的位置是变化的。
旋涡的涡流角测量结果表明，涡流角的显著不连续性是由于人为选择的坐标系和涡流模型的中心线未能与管路的轴线完全重合造成的。涡流角的变化大约是从10D处的8o减小到了28D处的4o。所有的整流器均可以把涡流角减小到大约1o的水平以内，这接近探头所能检测到的近似最小的水平。
非平面双弯头带整流器配置的流速分布试验表明，19管束整流器和GFCTM整流后的非平面双弯头流速分布图与平面弯头配置条件下的测绘图形相似：19管束整流器抑制了不对称性，但需要增加直管段，以完善流速分布；而GFCTM整流器则提供了仅含少量不对称的、已经充分发展的流速分布。VORTABTM整流器在10D处提供了平滑的流速分布曲线，它近似于平面双弯头配置条件下在光管上测绘的分布曲线；到28D时，流速的分布曲线几乎完全对称了，但仍有点不圆度。
各种非平面双弯头配置条件下的声路响应系数见表5-表8，表中不仅给出了所有流量计相对于97D基准的测量误差，还给出了流量计M2、M3和M4相对于流速探头计算值的相对误差。
表5 流量计M1在非平面双弯头下游的声路响应系数和实测相对误差
10D |
28D |
实测相对误差（%） |
||||||
配置形式 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
10D |
28D |
光管 |
1.0861 |
0.9998 |
0.9698 |
1.0612 |
1.0192 |
0.9782 |
-0.17 |
0.60［B |
19管束 |
1.0014 |
1.0096 |
1.0053 |
0.9875 |
1.0336 |
0.9991 |
0.77 |
-0.15 |
GFCTM |
0.9952 |
1.0364 |
1.0004 |
0.9869 |
1.0336 |
0.9967 |
0.17 |
-0.58 |
VORTABTM |
0.9952 |
1.0069 |
1.0042 |
0.9901 |
1.0310 |
1.0016 |
-0.10 |
-0.09 |
基准值 |
0.9953 |
1.0436 |
0.9953 |
0.9953 |
1.0436 |
0.9953 |
||
表6a 流量计M3在非平面双弯头下游的声路响应系数
10D |
28D |
|||||||
配置形式 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路4 |
声路1 |
声路2 |
声路3 |
声路4 |
光管 |
1.0718 |
0.9808 |
0.9675 |
0.9778 |
0.9759 |
0.9891 |
0.9998 |
0.9919 |
19管束 |
0.9180 |
1.0035 |
1.0310 |
0.9470 |
0.8441 |
1.0127 |
1.0494 |
0.9228 |
GFCTM |
0.8484 |
1.0139 |
1.0458 |
0.9440 |
0.8721 |
1.0126 |
1.0335 |
0.9311 |
VORTABTM |
0.9327 |
1.0032 |
1.0098 |
0.9562 |
0.8832 |
1.0164 |
1.0341 |
0.9293 |
基准值 |
0.9221 |
1.0298 |
1.0158 |
0.8973 |
0.9221 |
1.0298 |
1.0158 |
0.9873 |
表6b 流量计M3在非平面双弯头下游的计算相对误差和实测相对误差
计算相对误差(%)
|
实测相对误差（%） |
|||
配置形式 |
10D |
28D |
10D |
28D |
光管 |
-0.34 |
0.00 |
-0.01 |
0.12 |
19管束 |
0.23 |
-0.13 |
0.04 |
-0.31 |
GFCTM |
0.14 |
-0.21 |
-0.04 |
-0.29 |
VORTABTM |
-0.22 |
0.08 |
-0.16 |
-0.16 |
表7 流量计M2在非平面双弯头下游的声路响应系数、计算相对误差和实测相对误差
声路响应系数 |
计算相对误差(%) |
实测相对误并（%） |
||||
配置形式 |
10D |
28D |
10D |
28D |
10D |
28D |
光管 |
1.0031 |
1.0195 |
-3.37 |
-1.79 |
-2.58 |
-2.20 |
19管束 |
1.0115 |
1.0378 |
-2.56 |
-0.03 |
-3.98 |
-1.32 |
GFCTM |
1.0416 |
1.0433 |
0.34 |
0.50 |
0.76 |
-1.02 |
VORTABTM |
1.0083 |
1.0367 |
-2.87 |
-0.14 |
-2.94 |
-0.56 |
基准值 |
1.0381 |
1.0381 |
||||
表8 流量计M4在非平面双弯头下游的声路响应系数、计算相对误差和实测相对误差
声路响应系数 |
计算相对误差(%)
|
实测相对误并(%)
|
||||
配置形式 |
10D |
28D |
10D |
28D |
10D |
28D |
光管 |
0.9985 |
1.0237 |
-4.69 |
-2.27 |
-3.44 |
-1.63 |
19管束 |
1.0255 |
1.0588 |
-2.11 |
1.08 |
-1.47 |
0.86 |
GFCTM |
1.0452 |
1.0431 |
-0.22 |
-0.43 |
0.10 |
0.11 |
VORTABTM |
1.0084 |
1.0398 |
-3.74 |
-0.74 |
-3.02 |
-0.87 |
基准值 |
1.0476 |
1.0476 |
||||
流量计Ml的光管声路响应系数大小说明了声路1和3上的涡流作用效果，详见表5。涡流与声路1同向，因而增强了声路对相对流动的灵敏度，而涡流与声路3反向，因而削弱了声路对相对流动的灵敏度。除了涡流的作用外，流速分布的相对平滑性也是影响因素。声路2上相对于基准值的声路响应系数的减小可以说明这一点。整流器使声路响应系数趋近了基准值，但并不总是减小测量相对误差。在10D处采用光管涡动流速分布补偿的流速算法误差（-0.17％）要优于采用19管束整流器流速分布补偿的误差(0.77％)。但在28D处光管测量的相对误差(0.60％)大于在10D处。在10D处，平面双弯头配置条件下的声路响应系数看起来与采用非平面双弯头和单19管束整流器配置条件下的声路响应系数相近。
流量计M3的系数测算结果见表6。由图可知，在外侧声路(1和4)上，因流线的不平滑性和涡流是同向作用的，结果响应系数增大了；在内侧声路(2和3)上，由于涡流与声路反向，而且流线不平滑减小了管路轴线上的流速，因而其声路响应系数减小了。采用整流器消除涡流后，在10D处测得的响应系数趋近了97D处的基准值。即使有相当大的不对称性，情况也一样。在10D和28D之间的管段使其响应系数更接近了97D处的基准值。各种配置条件下的测算和测量误差保持在0.2％-0.3％之间。在文中配置条件下，相对97D基准值的测量误差大约0.3％范围内变化，其最大误差值发生在流量计安装于10D处且无整流器的情况下。
单路式超声流量计的测量和测算相对误差，在大多数情况下，均在0.5％-1％内。但在某些情况下，流量计的误差会大到4％-5％，并且无论有无整流器，都会随着直管长度的增加而趋于减小。由于流量计各自声路所采样的流速分布部分不同，19管束整流器所产生的特定不对称性对两台单路式超声流量计的影响程度也不同。但对同样两台流量计，GFCTM整流器则有基本相同的声路响应系数，而且它们均很接近基准值。同上，VORTABTM整流器也有相近的声路响应系数，但由于分布曲线平缓不均衡的原因，10D处的系数值比基准低。经整流器后的下游管段可获得直管段28D处的流速分布效果，而且此时的VORTABTM整流器使流量计有了与基准值相近的声路系数。
七、结 论
试验数据表明：在一般流量计入口的管配件下游10D处，存在着严重的流速扰动。这种扰动形成的流速分布曲线变形可能一直持续到相当于很多倍管径长度的下游，甚至于100倍管径长度之后仍未完全消除。单路式超声流量计对这种流速变化很敏感，当要求流速充分均衡时，可能的误差范围为2％-4％。多路式超声流量计对这种流速的变化也保持着较小程度上的敏感。若仪表设计和管线配置不合理，上游配件对流量计误差的影响会大于0.5％。整流器可减少因管线配置原因引起的单路或多路式超声流量计的偏移误差。然而对多路式超声流量计的某些情况而言，整流器增加而不是减小了流量计的误差。总的来说，整流器的使用是有助于消除流速扰动的，但对个别的整流器配置则可能因此而产生流速扰动，特别是19管束整流器置于扰动源配件下游的5D处时，流速分布的不对称就向下游扩展了。
测量和测算的流量计误差的一致性已经表现出来，这表明流量计的几何尺寸和计算算法可以用来预测一个流速场中的流量汁的近似性能。这个流速场的资料数据来源于精心组织的流场测量或预测方法，如使用推荐安装条件的经确认的CFD模型。
资料来源于《AGAl998年5月工作会议论文》
编译：阮增荣
审核：郑 琦
