鄭丹丹，唐興華，張 濤

(1. 天津大學電氣與自動化工程學院天津市過程檢測與控制重點實驗室，天津 300072；2. 中海石油(中國)有限公司秦皇島32-6作業(yè)公司，天津 300452)

渦街流量計是一種基于流體振蕩原理的新型速度式流量儀表，以其對流體物性變化的不敏感性、高可靠性和高精度等特點而被廣泛應用于工業(yè)現(xiàn)場．自20世紀 60年代末誕生以來，渦街流量計發(fā)展迅速，國內外學者分別對旋渦發(fā)生體形狀[1-4]、信號檢測方式[5-7]以及數(shù)字信號處理方法[8-10]等方面展開了大量研究工作，并取得了顯著成果．隨著渦街流量計的推廣和使用，其安裝影響越來越受到人們的重視，安裝環(huán)境、使用條件對其測量精度的影響成為需要關注的問題．

英國 Surrey大學和英國國家工程實驗室對上游安裝單 90°彎頭、半開閘閥、不同平面的 2個 90°彎頭 3種阻流件情況分別進行了實驗研究[11]，討論渦街流量計安裝在其下游的測量精度．日本國家計量科學研究院的Takamto等[12]通過實流實驗方法，對4種不同形狀的旋渦發(fā)生體在 6種阻流件安裝條件下的測量性能進行研究，通過分析每種阻流件情況下儀表系數(shù)的相對誤差，最終給出了安裝每種阻流件時保證渦街流量計測量精度所需的最短上游直管段長度，但對后直管段長度并未提及．此外，我國機械行業(yè)標準(JB/T 9249—1999)中對渦街流量計在不同阻流件情況下的前后直管段長度也作了相應規(guī)定，但是規(guī)定中所推薦的直管段均較長，一般渦街流量計現(xiàn)場安裝條件根本無法滿足．而國外文章中給出的實驗結果是否具有普適性，能否直接拿來使用值得推敲．目前國內針對渦街流量計安裝使用條件的實驗研究鮮見報道．本文針對100,mm口徑的渦街流量計開展了基準實驗、上游單 90°彎頭和全開閘閥影響的實驗研究，通過實驗數(shù)據(jù)對平均儀表系數(shù)的相對誤差、線性度和重復性進行分析與評價，最終給出了上游單彎頭、全開閘閥條件下渦街流量計安裝的前后直管段長度建議．

1 實驗裝置

實驗是在天津大學天津市過程參數(shù)檢測與控制重點實驗室的水流量標準裝置上完成的，實驗管徑100,mm，圖1為實驗裝置示意．水泵連續(xù)將水池里的水送入高位水塔，水塔通過溢流來保持水壓的恒定．實驗時，水從水塔的下水管引入到實驗管道，依次流過標準表電磁流量計、實驗樣機渦街流量計，最后回到水池，通過調節(jié)閥門開度進行流量調節(jié)．實驗采用計算機控制，實現(xiàn)對電磁流量計、渦街流量計輸出信號的實時采集與處理．水流量標準裝置精度可達0.1%．

實驗樣機為橫河 DY100-EBLBA1-2D一體型渦街流量計，口徑 100,mm．該樣機最大特點是采用了基于頻譜分析的數(shù)字信號處理方法，保證了在較寬的測量范圍內具有較高精度．可測流量范圍 7.5～248,m3/h，精度可達 1%．但是，受實驗裝置所能提供的流量范圍限制，最小流量只能做到10 m3/h，最大流量可以達到 200,m3/h．由于管道改造后壓損增大，最終流量上限只能達到 150,m3/h左右，所以進行實流實驗測試的流量范圍為10～150,m3/h．

圖1 實驗裝置示意Fig.1 Scheme of the facility

表1 實驗方案設計Tab.1 Experimental design

2 實驗方案設計

表1給出了此次研究的實驗方案設計，共進行基準實驗、上游單彎頭和全開閘閥 3大類共 23組實流實驗，均在圖 1所示的實驗段 X處進行．其中，基準實驗是所有阻流件實驗的參考基準，即認為渦街流量計入口為充分發(fā)展湍流流動，為其最佳使用條件，此時渦街流量計前直管段長度為 100D(D為管道直徑，D＝100,mm)，后直管段長度為10,D．對于單彎頭和全開閘閥的實驗需要對裝置進行改造后才能進行，圖2所示為彎頭和閘閥實驗管道及組件的連接示意．

圖2 彎頭和閘閥實驗管道及組件連接示意Fig.2 Component connection diagram of single bend and gate valve

通過不同管道組件的組合來實現(xiàn)不同前后直管段長度的實驗．如表 1所示，彎頭實驗進行前直管段分別為 1,D、3,D、5,D、10,D、15,D、20,D，后直管段為3,D、5,D共 12組實驗，后直管段下游安裝一個全開閘閥，作為后直管段長度的結束．同理，全開閘閥實驗進行 5種前直管段長度、2種后直管段長度共 10組實驗．與彎頭實驗不同的是，為了消除閘閥上游阻流件(彎頭)對流場的影響，在實驗段 X上游設置了30,D長的直管段，這樣保證了與基準實驗比較的差異均由閘閥安裝引起．圖 3和圖 4分別為彎頭實驗前直管段 20,D、后直管段 3,D安裝條件時和全開閘閥實驗前直管段 15,D、后直管段 5,D安裝條件時的管道現(xiàn)場安裝示意．

圖3 彎頭實驗管道安裝示意(前直管段20D，后直管段3D)Fig.3 Pipe diagram of bend test(upstream pipe 20D，downstream pipe 3D)

圖4 全開閘閥實驗管道安裝示意(前直管段15D，后直管段5D)Fig.4 Pipe diagram of fully open gate valve(upstream pipe 15D，downstream pipe 5D)

3 實驗結果分析與討論

3.1 實驗評價指標

根據(jù)渦街流量計檢定規(guī)程(JJG 1029—2007)，當其安裝滿足充分發(fā)展的前后直管段要求時，評價渦街流量計測量精度的指標有量程比、線性度等．針對本文所討論的上游存在阻流件且前后直管段改變的情況，評價指標包括平均儀表系數(shù)的相對誤差、儀表系數(shù)線性度和重復性．

每個流量檢定點，在第 i次檢定時間內，渦街流量計輸出脈沖數(shù)為 Ni，流經渦街流量計的體積流量為Vi，則該流量點下第i次檢定的儀表系數(shù)為

整個流量范圍內，共檢定m個流量點，則渦街流量計平均儀表系數(shù)為

2) 線性度δ1

3) 重復性2maxδ

每個流量點的重復性為

m個流量點中2δ的最大值2maxδ即為渦街流量計的重復性．

3.2 實驗數(shù)據(jù)分析

根據(jù)實驗裝置所能達到的最寬流量范圍，進行了單彎頭和全開閘閥的實流實驗．圖 5和圖 6分別為彎頭實驗和閘閥實驗渦街流量計儀表系數(shù) K隨流量Q變化的曲線．圖中只給出了流量范圍在 24～150,m3/h時相同后直管段情況下改變前直管段長度時的實驗結果，虛線位置流量為 28,m3/h．需要說明的是，通過實流實驗發(fā)現(xiàn)，該流量點是渦街流量計測量性能突變的一個分界點．小于該流量時渦街流量計的測量性能變差，且流量越低儀表系數(shù)下降越嚴重，因此圖中僅給出 24,m3/h情況作為說明．表 2列出了基于第 3.1節(jié)的評價指標計算出的在分界流量點兩側時渦街流量計測量性能數(shù)據(jù)．

從圖 5和圖 6中可以看出，當流量在 28～150,m3/h時，無論是單彎頭還是閘閥，實驗數(shù)據(jù)都具有以下特征．

(1) 在相同后直管段條件下，渦街流量計儀表系數(shù)隨流量的減小而逐漸增大，但在接近下限流量處會有一突降．從渦街流量計工作特性來分析，出現(xiàn)突降點是不合理的．分析可能造成的原因，小流量時渦街信號微弱不易檢測，加之實驗裝置管道振動等干擾因素，會使渦街流量計輸出脈沖信號不穩(wěn)定，造成丟波或漏檢．雖然儀表系數(shù)的突降會造成渦街流量計測量性能變差，但從表 2的數(shù)據(jù)可以看出，在前直管段大于等于 5D時，測量性能仍可保證，即渦街流量計仍處于正常工作狀態(tài)．

圖5 彎頭實驗數(shù)據(jù)Fig.5 Experimental data of bend test

圖6 閘閥實驗數(shù)據(jù)Fig.6 Experimental data of gate valve test

(2) 在相同后直管段條件下，隨著前直管段的縮短，渦街流量計平均儀表系數(shù)逐漸增大，即曲線逐漸上移．

(3) 與基準實驗相比，直管段長度改變對小流量造成的影響比大流量時要大，即小流量時儀表系數(shù)偏差更大．

(4) 當前直管段較長時，后直管段對儀表系數(shù)的影響不大；隨著前直管段逐漸縮短，后直管段越短造成平均儀表系數(shù)的偏差越大(見表2)．

對于流量小于28,m3/h的情況，如圖5和圖6所示在 24,m3/h流量點，前直管段越短，儀表系數(shù)下降越嚴重，造成在整個測量范圍(24～150,m3/h)內儀表系數(shù)非線性越嚴重，即線性度越差．此外，前直管段越短，重復性越差．如表 2所示，當流量計上游為單彎頭時，只有前直管段為 20,D時能夠滿足測量精度要求．當為全開閘閥時，由于儀表系數(shù)非線性嚴重，所討論的直管段長度均不能滿足測量要求．由于在24,m3/h時渦街流量計受安裝條件影響已顯現(xiàn)出較差的測量性能，無法正常工作，因此更低流量點情況在本文不再討論．

表2 實驗數(shù)據(jù)評價Tab.2 Evaluation on experimental data

3.3 安裝使用建議

表2給出了23組實驗的數(shù)據(jù)記錄，并基于第3.1節(jié)的評價指標和表 3給出的評價方法對數(shù)據(jù)進行了評價，給出了安裝使用渦街流量計的建議．其中“√”表示安裝的前后直管段合適；“×”表示安裝的前后直管段不合適，上游阻流件對渦街流量計的影響不能忽略．

表3 評價方法Tab.3 Evaluation method

僅對流量在 28～150,m3/h情況給出評價結論：根據(jù)表3評價方法，如表2所示，對于上游安裝單彎頭，前直管段分別為 2,D、3,D，后直管段分別為 3,D、5,D共4種情況時，彎頭對渦街流量計的測量影響不能忽略；對于上游安裝全開閘閥，除了以上 4種前后直管段組合情況外，當前直管段為 5,D，后直管段為3,D時，閘閥對渦街流量計的測量影響均不能忽略．

4 與國外相關實驗數(shù)據(jù)的比較

將本實驗結果與日本國家計量科學研究院Takamto等[12]對渦街流量計安裝影響研究的實驗結果進行比較，圖7所示為渦街流量計在彎頭和全開閘閥下游的實驗結果[12]，橫軸為渦街流量計前直管段長度，以管道直徑D為最小單位，縱軸為平均儀表系數(shù)的相對誤差

圖7 渦街流量計安裝條件影響實驗數(shù)據(jù)[12]Fig.7 Installation effects of vortex flowmeter[12]

1) 研究內容不同

Takamto等[12]研究了 4種旋渦發(fā)生體的渦街流量計在 2種安裝角度和 2個雷諾數(shù)下前直管段的影響，圖 7中所示結果包含了多種因素，是一個綜合評價．2個雷諾數(shù)分別為3.0×105和7.0×106．

本實驗針對一種典型渦街流量計在常規(guī)安裝角度(水平安裝，信號轉換器在上方)下不同前后直管段長度組合進行研究，針對性更強．實驗雷諾數(shù)范圍為3.5×104～5.3×105．

2) 評價指標不同

Takamto等[12]的研究中只有平均儀表系數(shù)的相對誤差作為評價指標，且僅給出了相對誤差的分布圖(圖 7)，沒有關注在整個測量范圍內儀表系數(shù)的特性．

本實驗中除關注平均儀表系數(shù)相對誤差外，還對流量范圍內儀表系數(shù)的重復性和線性度進行了評價，從圖 5和圖 6中可以很直觀地看出隨流量變化儀表系數(shù)的變化規(guī)律．

3) 結論不同

Takamto等[12]的結論是：當上游存在單彎頭阻流件時，渦街流量計所需最短上游直管段長度為 13D；當上游存在全開閘閥阻流件時，渦街流量計所需最短上游直管段長度為5D．

本實驗研究的結論：當流量在 28～150,m3/h，渦街流量計上游存在單彎頭時，其所需最短上游直管段長度為5,D，下游直管段長度為3,D；上游存在全開閘閥時，渦街流量計所需最短上游直管段長度為 5,D，下游直管段長度為 5,D．當流量小于 28,m3/h時，渦街流量計儀表系數(shù)明顯下降，已無法正常工作．這說明，阻流件對小流量測量性能影響嚴重，若仍想保證測量精度，則需犧牲流量測量范圍．

5 結 語

通過實流實驗定量研究了渦街流量計上游安裝單彎頭和全開閘閥 2種情況時對其測量性能的影響．共進行了包括基準實驗在內 23組實流實驗，雷諾數(shù)范圍為 3.5×104～5.3×105．以平均儀表系數(shù)的相對誤差、儀表系數(shù)的線性度和重復性作為評價指標，最終給出了渦街流量計在2種安裝條件下的推薦前后直管段長度：

當雷諾數(shù)為 1.0×105～5.3×105，單彎頭時，前直管段長度需滿足至少5,D，后直管段長度至少3,D；全開閘閥時，前直管段長度需滿足至少 5,D，后直管段長度至少 5,D，此時阻流件對渦街流量計的測量影響才能忽略．

當雷諾數(shù)小于1.0×105時，由于小流量點的儀表系數(shù)嚴重減小，造成整個流量范圍內渦街流量計的測量性能變差：單彎頭時，只有前直管段為 20,D時可以保證測量精度；全開閘閥時，前直管段 15,D已無法滿足精度要求．因此當渦街流量計安裝在如彎頭、閘閥等非理想管道條件時，其在低雷諾數(shù)時的測量性能需要特別關注．

［1］ Sarioglu M，Yavuz T. Vortex shedding from circular and rectangular cylinders placed horizontally in a turbulent flow[J]. Turk J Engin Environ Sci，2000，24(4)：217-228.

［2］ Matsumoto M. Vortex shedding of bluff bodies：A review[J]. Journal of Fluids and Structures，1999，13(7/8)：791-811.

［3］ Bentley J P，Mudd J W. Vortex shedding mechanisms in single and dual bluff bodies [J]. Flow Measurement and Instrumentatio，2003，14(1/2)：23-31.

［4］ Peng Jiegang，F(xiàn)u Xin，Chen Ying. Flow measurement by a new type vortex flowmeter of dual triangulate bluff body[J]. Sensors and Actuators A，2004，115(1)：53-59.

［5］ Volker H，Harald W. Comparison of pressure and ultrasound measurements in vortex flow meters[J]. Measurement，2003，33(2)：121-133.

［6］ Bernhard M. Vortex flowmeter with enhanced accuracy and reliability by means of sensor fusion and selfvalidation[J]. Measurement，1997，22(3/4)：123-128.

［7］ Sun Zhiqiang，Zhang Hongjian，Zhou Jiemin. Investigation of the pressure probe properties as the sensor in the vortex flowmeter[J]. Sensors and Actuators A，2007，136(2)：646-655.

［8］ Xu Kejun， Huang Yunzhi，Lü Xunhong. Powerspectrum-analysis-based signal processing system of vortex flowmeters[J]. IEEE Transactions on Instrumentation and Measurement，2006，55(3)：1006-1011.

［9］ Sun Hongjun，Zhang Tao. Digital signal processing based on wavelet and statistics method for vortex flowmeters[C]// Proceedings of the Third International Conference on Machine Learning and Cybernetics.Shanghai，China：2004，26-29.

［10］ Zheng Dandan，Zhang Tao，Xing Juan，et al. Improvement of the HHT method and application in weak vortex signal detection[J]. Meas Sci Technol，2007，18(9)：2769-2776.

［11］ Mottram R C. Vortex flowmeters—Installation effects[J]. Flow Measurement and Instrumentation，1991，2(1)：56-60.

［12］ Takamoto M，Utsumi H，Watanabe N，et al. Installation effects on vortex shedding flowmeters[J]. Flow Measurement and Instrumentation，1993，4(4)：277-285.