摘 要：本文介紹了單路和多路式超聲流量計(jì)在不同安裝條件下的測試情況，其中包括流量計(jì)內(nèi)管的流速分布測量和常見上游擾動(dòng)形式對流量計(jì)性能的影響。測試的擾動(dòng)源有單彎頭、平面雙彎頭和非平面雙彎頭三種形式，其中有的擾動(dòng)源下游還另配了整流器。被測的超聲流量計(jì)為單路和多路式各兩臺(tái)兩種品牌。這次測試工作是由氣體研究學(xué)會(huì)GRI資助，并在位于西南研究院SwRI的GRI測量研究裝置MRF上完成的。測試結(jié)果表明：在天然氣計(jì)量站中，氣體流量計(jì)上游的典型管路配置所產(chǎn)生的流速擾動(dòng)，至少需要100倍管徑長度的直管段才能徹底予以消除。超聲流量計(jì)對流速分布發(fā)展情況的敏感程度隨其類型的不同而不同。整流器雖能減小流速擾動(dòng)，但并不總是有益于流量計(jì)的性能。測試結(jié)果還表明：流速擾動(dòng)引起的流量計(jì)性能漂移可以通過實(shí)測的流速分布圖計(jì)算出來。

一、序　　 言

　　自從超聲流量計(jì)一誕生，人們就知道流體的流速分布形態(tài)直接影響超聲波束穿過流體的時(shí)間差，而波束穿越時(shí)間則是推算流量所必需的測量參數(shù)，將它的測量值與流量計(jì)的幾何參數(shù)結(jié)合起來，就可以計(jì)算出對應(yīng)單次波束測得的線平均流速。但流量測量需要流量計(jì)處的體平均速度。從線速度到體速度的換算方法有兩種選擇，一種是切實(shí)掌握流速的實(shí)際分布形態(tài)，一種是選用一路或多路通道使流速分布形態(tài)不影響流量計(jì)量。這些流速分布形態(tài)可以是事先假定的，也可以由多聲路測量法實(shí)際測定。單路式超聲流量計(jì)一般都是基于一種假定的流速分布形態(tài)，結(jié)果它對實(shí)際形態(tài)上的偏離很敏感；對于典型配管布置所產(chǎn)生的速度分布，多路式超聲流量計(jì)的敏感程度較單路式要小。
　　經(jīng)常與其它流量計(jì)配合使用的整流器，也可以提高超聲流量計(jì)的性能。整流器能夠提供與流量計(jì)的要求相一致的流速分布形式和／或消除可能降低流量計(jì)性能的流速擾動(dòng)如旋渦。
　　本文闡述了常見管配件經(jīng)簡化的，整流器可有可無對流速分布產(chǎn)生的影響與單路和多路式超聲流量計(jì)計(jì)量性能之間的關(guān)系，并通過測定流量計(jì)內(nèi)管流速分布圖和上游管配件對流量計(jì)測量誤差的貢獻(xiàn)大小說明了這一關(guān)系。另外，本文還提供了利用計(jì)算流體力學(xué)方法CFD預(yù)測超聲流量計(jì)計(jì)量／工藝性能的驗(yàn)證資料。這種CFD模型的驗(yàn)證結(jié)果提高了事先預(yù)測很多管配件對超聲流量計(jì)性能影響的準(zhǔn)確性，而這些管配件在流量計(jì)的安裝過程中是有可能經(jīng)常遇到的。

二、測試方法

　　這些測試試驗(yàn)是在位于西南研究院的氣體研究學(xué)會(huì)所屬測量研究裝置上進(jìn)行的。測試的管件配置形式有多種，測試樣機(jī)有4臺(tái)，單路和多路式超聲流量計(jì)各2臺(tái)，它們均是可以直接用于貿(mào)易交接的8 in超聲流量計(jì)，而且均由制造商無償提供給本次試驗(yàn)。具體的測試工作是在以經(jīng)過稱重罐標(biāo)定的臨界流噴嘴為基準(zhǔn)的GRI-MRF高壓回路HPL上進(jìn)行的。測試方法在過去已做過介紹參見Grimley和Bowles的1997年文獻(xiàn)。另外在這些測試試驗(yàn)中，有的管配組件還包括了整流器。
　　流速分布圖是采用專為流速分布測量而設(shè)計(jì)的直筒測量管測定的，它取代被測流量計(jì)，并經(jīng)過精心安裝和調(diào)試，以確保流速測量點(diǎn)的準(zhǔn)確定位。安裝在測量管外的探頭自動(dòng)運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)可以在測量管圓周方向的四個(gè)測量位置上使用，因此可以探測到測量管直徑方向上的任意一點(diǎn)上的流速。
　　對于各速度分布截面，動(dòng)壓測量采用45^o增量，沿管徑7.981 in方向上采用0.25 in的步長。測量用的壓力傳感器是聯(lián)合傳感器United Sensor制造的3孔"W-探頭"。"W-探頭"配置的中心孔可以測定綜合動(dòng)壓，并用于計(jì)算局部流速。旋轉(zhuǎn)探頭直至兩端開口上的壓力平衡，探頭的旋轉(zhuǎn)角度則可用于測量周向流動(dòng)的角度。通過基于步進(jìn)電機(jī)的運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)和基于PC機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可以測量并控制探頭的位移量、旋轉(zhuǎn)量和壓力值。
　　為保證流速分布測量點(diǎn)上的流速測量與MRF臨界流噴嘴的基準(zhǔn)流速的測量同步，流速分布測量的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)也由MRF數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)控制。同基準(zhǔn)流速的計(jì)算方法一樣，平均流速也用于每個(gè)流速分布點(diǎn)的測量值的修正。

圖l 上游管路配置的測試形式
a單彎頭 b平面雙彎頭 c非平面雙彎頭

　　測試選用的三種管線配置如圖1所示。對于同平面雙彎頭的情況見圖1b，彎頭間距為10DD＝公稱管徑＝8 in，但對帶長徑彎頭的頸焊法蘭還需另加1.4D，這樣總的間距為11.4D。對于不同平面雙彎頭的情況，彎頭的間距為1.4D。如工藝管配包含一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)19管束或GFC^TM整流器，則整流器的安裝應(yīng)使其出口與相鄰擾動(dòng)彎頭的法蘭出口間距保持5D。這一安裝尺寸只是A．G．A第7號報(bào)告對渦輪的推薦值，GFC^TM的制造商則不推薦它，而是建議整流器與擾動(dòng)件的安裝間距再另加2D。但按照VORTAB^TM整流器產(chǎn)品的安裝使用說明書要求，它的整流器入口則可以直接安裝在相鄰彎頭的出口上。
　　被測流量計(jì)的超聲波聲路配置情況如圖2所示。圖中還給出了上游傳感器到下游傳感器的超聲波束的傳播方向。對于流量計(jì)M₃，其波束與流速中心軸的夾角為45^o。而對于其它的被測流量計(jì)，其夾角均為60^o。

圖2 被測流量計(jì)的聲路配置

三、推 　　論

　　為提高試驗(yàn)數(shù)據(jù)的利用率，擴(kuò)大試驗(yàn)效果，特別開發(fā)了對流速分布測量結(jié)果進(jìn)行內(nèi)插的程序，可以得到每臺(tái)流量計(jì)特定超聲波聲路上的流速。同超聲流量計(jì)傳感器對的測量過程一樣，流速分布的測試程序?qū)��?shí)測的流速向量和聲路向量沿超聲波測量路徑也進(jìn)行了點(diǎn)積積分，對獲得的單路波速在經(jīng)過體平均速度修正后才作為單路響應(yīng)系數(shù)。應(yīng)該認(rèn)識(shí)到：由于上述測試只是在流速分布圖中有限點(diǎn)上的取樣測試，而且所使用的探頭僅檢測了兩個(gè)流速分量，因此這種方法也是有局限性的。
　　一般來說，計(jì)算出相對于被測速度分布的總的儀表響應(yīng)值是有可能的，但對于流量計(jì)M_l則不可能，因?yàn)樗�是采用專利算法將三個(gè)聲路測量結(jié)果合起來求出總流量的。據(jù)推測，該算法綜合了基于雷諾數(shù)的單路流速分布修正和利用由各路推出的流速分布形態(tài)及其加權(quán)系數(shù)的單路綜合算法。而流量計(jì)M₂和M₄則是采用經(jīng)過流速分布修正系數(shù)修正的雷諾數(shù)，將它們的單路測量結(jié)果轉(zhuǎn)換成體積流量。由于流速分布測量數(shù)據(jù)是在單一的雷諾數(shù)條件下取得的，所以在求解單路式超聲流量計(jì)相對于97D基線處測量結(jié)果的誤差變化時(shí)無需知道修正公式。流量計(jì)M₃則是采用加權(quán)求和的多路流速綜合算法求解總流量。在該算法中，聲路1和4的加權(quán)系數(shù)等于常數(shù)0.1382，聲路2和3的加權(quán)系數(shù)等于常數(shù)0.3618。
　　被測流量計(jì)的計(jì)算誤差是根據(jù)下列標(biāo)稱流速下的平均測量誤差求得的，其標(biāo)稱流速為：11、22、33、45、56和67ft／s。每個(gè)流速測量誤差的計(jì)算均包括6次重復(fù)測量數(shù)據(jù)。同計(jì)算誤差一樣，被測流量計(jì)的測量誤差也是指相對于97D基準(zhǔn)配置的平均誤差而言的。在使用一般配置的誤差時(shí)允許對流量計(jì)的測量誤差和計(jì)算誤差進(jìn)行比較。

四、單彎頭配置．基本配置

　　試驗(yàn)表明，單彎頭引起了大量的水平流速分布的不對稱。這種不對稱在40D處依然存在，且再到下游59D和78D處，流速分布雖更對稱了，但還未達(dá)到充分的均衡發(fā)展。直到97D處，流速分布才接近達(dá)到充分均衡發(fā)展的狀態(tài)。試驗(yàn)也比較了不同軸向位置上的水平流速分布測量量和充分發(fā)展的水平流速分布計(jì)算量，計(jì)算方法是采用依據(jù)公稱雷諾數(shù)和管內(nèi)估算粗糙度的冪律模型。97D處的流速分布圖與充分發(fā)展的流速分布計(jì)算圖形是相近的，59D和78D處的流速分布圖上則還有少量的徑向不對稱，且比97D處的流速分布更紊亂。

圖3 流量計(jì)M₁在單彎頭下游的聲路響應(yīng)

　　圖3和圖4分別給出了由多路式超聲流量計(jì)M_l和M₃的流速分布測量數(shù)據(jù)計(jì)算而得的各聲路響應(yīng)系數(shù)。對于流量計(jì)M₁,圖3表明了各聲路對發(fā)展過程中的流動(dòng)的敏感性，其中單程聲路（聲路2）的敏感性從10D到97D處至少提高了3％，而同時(shí)雙程聲路聲路1和3 的敏感性在相同間距上大約下降了1.5％。由于流量計(jì)量是綜合了多個(gè)聲路的測量結(jié)果，因此多路式超聲流量計(jì)的綜合敏感性不一定與其某個(gè)單聲路的敏感性具有相同的變化趨勢。同樣由于這里給出的數(shù)據(jù)結(jié)果都是對單一雷諾數(shù)而言的，因此單路式超聲流量計(jì)對軸向位置的敏感性與其對超聲聲路的敏感性是相同的。
　　圖4包含了由多路式超聲流量計(jì)M₃自測的和由流速分布測量數(shù)據(jù)計(jì)算而得的各聲路響應(yīng)系數(shù)。流量計(jì)M₃的聲路配置是水平對稱的，因此對聲路1和4，還有聲路2和3之間應(yīng)有相近的聲路響應(yīng)系數(shù)。然而流量計(jì)顯示各對對稱聲路之間的響應(yīng)系數(shù)是不同的，這一點(diǎn)被探頭的測算結(jié)果證實(shí)了，如圖4中的空心和實(shí)心符號所示。10D位置上的測算結(jié)果表明：聲路1和4存在很大的差異，這是兩種逆轉(zhuǎn)旋渦的作用結(jié)果。由于聲路位置和方向的原因，旋渦增加了聲路4的響應(yīng)系數(shù)，而減小了聲路1的響應(yīng)系數(shù)。

圖4 流量計(jì)M₃在單彎頭下游的聲路響應(yīng)

　　圖5給出了流量計(jì)M_l和M₃的測量值、相對于97D處測量結(jié)果的儀表誤差以及流量計(jì)M₃相對于流速分布測量結(jié)果的誤差。由于流量計(jì)M_l的聲路混合算法屬于專利，無法計(jì)算它的總響應(yīng)系數(shù)。為減少因流速分布測量和計(jì)算方法引起的測量偏差，并對此予以修正，測算結(jié)果均以97D處為基準(zhǔn)進(jìn)行比較。比較結(jié)果表明：流量計(jì)M_l有著與軸向位置無關(guān)的系統(tǒng)特性，而流量計(jì)M₃的性能則顯然與軸向位置有關(guān)測試范圍從40D至97D。流量計(jì)M_l的流速分布測算值和測量值之間具有相同的變化趨勢。除了10D處的測算值之外，對比誤差與軸向位置無關(guān)。在10D處可能會(huì)出現(xiàn)稍大的誤差。

圖5 流量計(jì)對單彎頭擾動(dòng)的響應(yīng)

五、同平面雙彎頭配置

　　同平面雙彎頭配置試驗(yàn)表明，10D處具有相對平滑的流速分布曲線，并且一直持續(xù)到19D處。
　　使用19管的管束整流器后，流速分布等值線還不如光管測量時(shí)對稱。這種不對稱是由于管束消除旋渦時(shí)導(dǎo)致流動(dòng)的重新混合而產(chǎn)生的。一旦消除了這種流速混合矢量，流動(dòng)的進(jìn)一步發(fā)展和再重新分布則取決于管壁摩擦。
　　加裝GFC^TM時(shí)10D和19D處測得的流速分布等值線表明，10D處等值線與97D基準(zhǔn)位置處的等值線形狀相近，但有少量的徑向不對稱。19D處的等值線則更趨近充分發(fā)展的狀態(tài)，但仍有些不對稱。
　　表1和表4提供了四種測量配置條件下的聲路響應(yīng)系數(shù)計(jì)算值。在兩表中均包含基準(zhǔn)聲路響應(yīng)系數(shù)，也就是97D處流速分布數(shù)據(jù)測算的聲路響應(yīng)系數(shù)和流量計(jì)M_l、M₃的實(shí)測測量誤差相對于97D處。在本配置條件下未測試單路式超聲流量計(jì)M₂和M₄。在10D處，靠近管壁聲路的響應(yīng)系數(shù)比97D基準(zhǔn)值大對M_l為聲路1和3，對M₃為聲路1和4，而靠近管軸聲路的響應(yīng)系數(shù)則比97D基準(zhǔn)值小對M_l為聲路2，對M₃為聲路2和3。這是由于所示的等值線相對平滑的緣故。徑向分布的不對稱可以通過檢查流量計(jì)M₃的對稱聲路的響應(yīng)系數(shù)值檢測出來。這些聲路響應(yīng)系數(shù)值能夠量化不對稱的觀測值。
　　流量計(jì)₃的測量誤差與用探頭代替流量計(jì)M₃的測算誤差十分吻合，所有的誤差均小于0.5％。而對于單路式超聲流量計(jì)，無整流器時(shí)的計(jì)算誤差為2％-4％，有整流器時(shí)則可低至o.2％。

表1 流量計(jì)M_l在相距10D平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)與實(shí)測值間的相對誤差

	10D			19D			測量相對誤差（%）
配置形式	聲路1	聲路2	聲路3	聲路1	聲路2	聲路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
基準(zhǔn)值	0.9953	1.0436	0.9953	0.9953	1.0436	0.9953

表2a 流量計(jì)M₃在相距10D平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)

	10D				19D
配置形式	聲路1	聲路2	聲路3	聲路4	聲路1	聲路2	聲路3	聲路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
基準(zhǔn)值	0.9221	1.0298	1.0158	0.8973	0.9221	1.0298	1.0158	0.8973

表2b 流量計(jì)M₃在相距10D平面雙彎頭下游的計(jì)算相對誤差和實(shí)測相對誤差

	計(jì)算相對誤差%		測量相對誤差（%）
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 流量計(jì)M₂在間距10D平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)和計(jì)算相對誤差

	聲路響應(yīng)系數(shù)		計(jì)算相對誤差%
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
基準(zhǔn)值	1.0381	1.0381

表4 流量計(jì)M₄在間距10D平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)和計(jì)算相對誤差

	聲路響應(yīng)系數(shù)		計(jì)算相對誤差%
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
基準(zhǔn)值	1.0476	1.0476

 

六、非平面雙彎頭配置

　　非平面雙彎頭配置條件下的探頭測算結(jié)果表明10D和28D處分別存在著不對稱和旋渦。在流體流過后一個(gè)彎頭并逐漸均衡發(fā)展的過程中，最大流速區(qū)域的位置是變化的。
　　旋渦的渦流角測量結(jié)果表明，渦流角的顯著不連續(xù)性是由于人為選擇的坐標(biāo)系和渦流模型的中心線未能與管路的軸線完全重合造成的。渦流角的變化大約是從10D處的8^o減小到了28D處的4^o。所有的整流器均可以把渦流角減小到大約1^o的水平以內(nèi)，這接近探頭所能檢測到的近似最小的水平。
　　非平面雙彎頭帶整流器配置的流速分布試驗(yàn)表明，19管束整流器和GFC^TM整流后的非平面雙彎頭流速分布圖與平面彎頭配置條件下的測繪圖形相似：19管束整流器抑制了不對稱性，但需要增加直管段，以完善流速分布；而GFC^TM整流器則提供了僅含少量不對稱的、已經(jīng)充分發(fā)展的流速分布。VORTAB^TM整流器在10D處提供了平滑的流速分布曲線，它近似于平面雙彎頭配置條件下在光管上測繪的分布曲線；到28D時(shí)，流速的分布曲線幾乎完全對稱了，但仍有點(diǎn)不圓度。
　　各種非平面雙彎頭配置條件下的聲路響應(yīng)系數(shù)見表5-表8，表中不僅給出了所有流量計(jì)相對于97D基準(zhǔn)的測量誤差，還給出了流量計(jì)M₂、M₃和M₄相對于流速探頭計(jì)算值的相對誤差。

表5 流量計(jì)M₁在非平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)和實(shí)測相對誤差

	10D			28D			實(shí)測相對誤差（%）
配置形式	聲路1	聲路2	聲路3	聲路1	聲路2	聲路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
基準(zhǔn)值	0.9953	1.0436	0.9953	0.9953	1.0436	0.9953

表6a 流量計(jì)M₃在非平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)

	10D				28D
配置形式	聲路1	聲路2	聲路3	聲路4	聲路1	聲路2	聲路3	聲路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
基準(zhǔn)值	0.9221	1.0298	1.0158	0.8973	0.9221	1.0298	1.0158	0.9873

表6b 流量計(jì)M₃在非平面雙彎頭下游的計(jì)算相對誤差和實(shí)測相對誤差

	計(jì)算相對誤差%		實(shí)測相對誤差（%）
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 流量計(jì)M₂在非平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)、計(jì)算相對誤差和實(shí)測相對誤差

	聲路響應(yīng)系數(shù)		計(jì)算相對誤差%		實(shí)測相對誤并（%）
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
基準(zhǔn)值	1.0381	1.0381

表8 流量計(jì)M₄在非平面雙彎頭下游的聲路響應(yīng)系數(shù)、計(jì)算相對誤差和實(shí)測相對誤差

	聲路響應(yīng)系數(shù)		計(jì)算相對誤差%		實(shí)測相對誤并%
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
基準(zhǔn)值	1.0476	1.0476

　　流量計(jì)M_l的光管聲路響應(yīng)系數(shù)大小說明了聲路1和3上的渦流作用效果，詳見表5。渦流與聲路1同向，因而增強(qiáng)了聲路對相對流動(dòng)的靈敏度，而渦流與聲路3反向，因而削弱了聲路對相對流動(dòng)的靈敏度。除了渦流的作用外，流速分布的相對平滑性也是影響因素。聲路2上相對于基準(zhǔn)值的聲路響應(yīng)系數(shù)的減小可以說明這一點(diǎn)。整流器使聲路響應(yīng)系數(shù)趨近了基準(zhǔn)值，但并不總是減小測量相對誤差。在10D處采用光管渦動(dòng)流速分布補(bǔ)償?shù)牧魉偎惴ㄕ`差（-0.17％）要優(yōu)于采用19管束整流器流速分布補(bǔ)償?shù)恼`差0.77％。但在28D處光管測量的相對誤差0.60％大于在10D處。在10D處，平面雙彎頭配置條件下的聲路響應(yīng)系數(shù)看起來與采用非平面雙彎頭和單19管束整流器配置條件下的聲路響應(yīng)系數(shù)相近。
　　流量計(jì)M₃的系數(shù)測算結(jié)果見表6。由圖可知，在外側(cè)聲路1和4上，因流線的不平滑性和渦流是同向作用的，結(jié)果響應(yīng)系數(shù)增大了；在內(nèi)側(cè)聲路2和3上，由于渦流與聲路反向，而且流線不平滑減小了管路軸線上的流速，因而其聲路響應(yīng)系數(shù)減小了。采用整流器消除渦流后，在10D處測得的響應(yīng)系數(shù)趨近了97D處的基準(zhǔn)值。即使有相當(dāng)大的不對稱性，情況也一樣。在10D和28D之間的管段使其響應(yīng)系數(shù)更接近了97D處的基準(zhǔn)值。各種配置條件下的測算和測量誤差保持在0.2％-0.3％之間。在文中配置條件下，相對97D基準(zhǔn)值的測量誤差大約0.3％范圍內(nèi)變化，其最大誤差值發(fā)生在流量計(jì)安裝于10D處且無整流器的情況下。
　　單路式超聲流量計(jì)的測量和測算相對誤差，在大多數(shù)情況下，均在0.5％-1％內(nèi)。但在某些情況下，流量計(jì)的誤差會(huì)大到4％-5％，并且無論有無整流器，都會(huì)隨著直管長度的增加而趨于減小。由于流量計(jì)各自聲路所采樣的流速分布部分不同，19管束整流器所產(chǎn)生的特定不對稱性對兩臺(tái)單路式超聲流量計(jì)的影響程度也不同。但對同樣兩臺(tái)流量計(jì)，GFC^TM整流器則有基本相同的聲路響應(yīng)系數(shù)，而且它們均很接近基準(zhǔn)值。同上，VORTAB^TM整流器也有相近的聲路響應(yīng)系數(shù)，但由于分布曲線平緩不均衡的原因，10D處的系數(shù)值比基準(zhǔn)低。經(jīng)整流器后的下游管段可獲得直管段28D處的流速分布效果，而且此時(shí)的VORTAB^TM整流器使流量計(jì)有了與基準(zhǔn)值相近的聲路系數(shù)。

七、結(jié)　　 論

　　試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明：在一般流量計(jì)入口的管配件下游10D處，存在著嚴(yán)重的流速擾動(dòng)。這種擾動(dòng)形成的流速分布曲線變形可能一直持續(xù)到相當(dāng)于很多倍管徑長度的下游，甚至于100倍管徑長度之后仍未完全消除。單路式超聲流量計(jì)對這種流速變化很敏感，當(dāng)要求流速充分均衡時(shí)，可能的誤差范圍為2％-4％。多路式超聲流量計(jì)對這種流速的變化也保持著較小程度上的敏感。若儀表設(shè)計(jì)和管線配置不合理，上游配件對流量計(jì)誤差的影響會(huì)大于0.5％。整流器可減少因管線配置原因引起的單路或多路式超聲流量計(jì)的偏移誤差。然而對多路式超聲流量計(jì)的某些情況而言，整流器增加而不是減小了流量計(jì)的誤差�？偟膩碚f，整流器的使用是有助于消除流速擾動(dòng)的，但對個(gè)別的整流器配置則可能因此而產(chǎn)生流速擾動(dòng)，特別是19管束整流器置于擾動(dòng)源配件下游的5D處時(shí)，流速分布的不對稱就向下游擴(kuò)展了。
　　測量和測算的流量計(jì)誤差的一致性已經(jīng)表現(xiàn)出來，這表明流量計(jì)的幾何尺寸和計(jì)算算法可以用來預(yù)測一個(gè)流速場中的流量汁的近似性能。這個(gè)流速場的資料數(shù)據(jù)來源于精心組織的流場測量或預(yù)測方法，如使用推薦安裝條件的經(jīng)確認(rèn)的CFD模型。

 

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