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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
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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 |
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表6a 流量计M3在非平面双弯头下游的声路响应系数
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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
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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
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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 |
|
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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
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声路响应系数 |
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| 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 |
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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
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