DE3780282T2

DE3780282T2 - Verfahren zum messen von massendurchflussraten und vorrichtung dafuer.

Info

Publication number: DE3780282T2
Application number: DE8787202573T
Authority: DE
Inventors: Giorgio Bergamini; Nicola Campanale; Onofrio Cocozza
Original assignee: Nuovopignone Industrie Meccaniche e Fonderia SpA
Current assignee: Nuovo Pignone Holding SpA
Priority date: 1986-12-23
Filing date: 1987-12-18
Publication date: 1993-07-01
Anticipated expiration: 2007-12-19
Also published as: DE3780282D1; JPS63169520A; EP0272758A3; US4895030A; IE59641B1; DK171357B1; EP0272758B1; CA1309272C; IT1213434B; DK681087D0; EP0272758A2; IT8622813A0; IE873496L; DK681087A

Description

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein neues Meßverfahren, das es durch Einführen einer linearen Beziehung zwischen dem Gewichtdurchsatz (d. h. Massendurchsatz) eines durch ein schwingendes Rohrströmenden Fluides und die beträchtliche Amplitudendifferenz zwischen den Schwingungen der Enden dieses Rohres, welche durch die Verwindungsverformung des Rohres auf Grund des Corioliseffektes hervorgerufen werden, die Erzielung einer effizienten, einfachen und genauen Messung des obengenannten Gewichtsdurchsatzes ermöglicht, sogar im Fall extrem kleiner Durchsätze; darüberhinaus minimiert die vorliegende Erfindung die mechanische Beanspruchung, der das Rohr unterworfen ist, durch Ermöglichen einer Reduzierung der Amplitude der Biegeschwingung des Rohres, während die hohe Stärke der erzeugten Verwindungsausschläge das Rohr besonders unempfindlich gegenüber seismischen Störungen macht.
Die Erfindung betrifft auch Vorrichtungen zur Durchführung des oben genannten Meßverfahrens.
Aus dem Stand der Technik sind bereits Verfahren und Vorrichtungen zum Bestimmen des Gewichtsdurchsatzes eines im Inneren einer Rohrleitung oder eines Rohres strömenden Fluides gut bekannt, wobei das Rohr in hin- und hergehender Weise winkelmäßig gedreht wird, indem das von den Corioliskräften erzeugte Verwindungsmoment gemessen wird, u.zw. ausgehend von den alten gyroskopartigen Vorrichtungen zur Massendurchsatzmessung, die exakt auf der Messung der Corioliskräfte basieren.
Die erste Vorrichtung, mit der die vorliegende Erfindung näher in Beziehung steht, wurde 1964 von A.J. Sipin (US-Patent Nr. 3 355 944, herausgegeben 1969) patentiert und besteht aus einem Rohr, dem die Gestalt eines Portales gegeben wird und das um eine Achse hin- und herbewegt wird, welche mit der Ausrichtung des Eingangs- und des Ausgangsendes des Rohres zusammenfällt, und das mit Mitteln von der Art eines Dehnungsmeßgerätes ausgestattet ist, um die Verformungen zu messen, welche durch die Corioliskräfte erzeugt werden.
Die oben genannte Bewegung wird sowohl mit Hilfe eines Motors als auch mit Hilfe eines Elektromagneten erzielt, und die Amplitude der Schwingungen wird unter Kontrolle gehalten (vgl. Anspruch 5), indem die mittlere Amplitude zweier Geschwindigkeitssignale überwacht wird, die mit Hilfe zweier Sensoren elektromagnetischer Art erhalten werden, welche an den Seiten des Portales angeordnet sind, während die Messung des Durchsatzes aus der Differenz dieser beiden Signale abgeleitet wird. In diesem Patent wird auch beansprucht (siehe insbesondere Anspruch 10), daß die Schwingungsfrequenz die Resonanzfrequenz des Systems ist.
Ebenfalls im Jahre 1964 patentierte derselbe A.J. Sipin (US-Patent Nr. 3 329 019, herausgegeben 1967) auch eine vollständig geradlinige Geometrie des Rohres, das mit Hilfe derselben Mittel in seitliche Schwingungen versetzt wird, und mit derselben Amplitudenkontrolle wie im vorigen Fall, d. h. mit Hilfe zweier auf der einen und der anderen Rohrseite relativ zum Rohrmittelpunkt angeordneter Geschwindigkeitssensoren. Auch bei dieser praktischen Ausführungsform wird der Betrieb bei der Resonanzfrequenz des Systems in Betracht gezogen (siehe Anspruch 6).
Die Gründe, warum die oben genannten Vorrichtungen in der Praxis nicht funktionierten, sind die im wesentlichen extrem geringen Werte der Corioliskräfte und der relevanten Verformungen sowohl relativ zu den Impulskräften, die angewandt werden, um das Rohr in Schwingung zu versetzen, als auch zu den Reibungen der Mechaniken und Kupplungen. Dann gibt es den Fehler oder besser die Ungenauigkeit des Ableitens des Durchsatzsignales aus der Differenz der beiden Geschwindigkeitssignale, wo doch das Durchsatzsignal vielmehr nur aus der Phasendifferenz der beiden Geschwindigkeitssignale korrekt abgeleitet werden kann, deren Amplitude unter allen normalen Bedingungen konstant bleibt, außer unter einer sehr speziellen Bedingung, die genau der Gegenstand der vorliegenden Erfindung ist.
Tatsächlich erzeugt die auf das Rohr wirkende Biegeimpulskraft bei der Biegeresonanzfrequenz eine Versetzung dieses Rohres in quadratischer Beziehung zu dieser Kraft; anderseits erzeugt die Corioliskraft, die immer in quadratischer Beziehung zu der oben genannten Biegeversetzung steht, ihrerseits eine Verwindungsversetzung im Rohr, die mit dieser Kraft in Phase liegt, wobei die Schwingungsfrequenz kleiner ist als die Verwindungsresonanzfrequenz, und daher in quadratischer Beziehung zur Verwindungsversetzung des Rohres steht; die Gesamtversetzung des Rohres, welche die vektorielle Summe der beiden zueinander in quadratischer Beziehung stehenden Versetzungen ist, wird daher bezüglich der Verwindungsversetzung des Rohres eine Phasendifferenz aufweisen, auf deren Bestimmung die Messung des Gewichtsdurchsatzes zurückgeführt werden muß.
Um die oben genannten funktionellen Grenzen zu beseitigen, wurden verbesserte Varianten entwickelt, die zu der Realisierung kommerzieller Produkte führten.
Das erste Patent, das eine Lösung für das Sipin'sche Konzept liefert, stammt von Bruce M. Cox (US-Patent Nr. 4 127 028, herausgegeben 1978), das zunächst erkennt, daß der Wert des Gewichtsdurchsatzes durch die Phasenverzögerung zwischen den beiden von den beiden Sensoren erhaltenen Signalen definiert wird und nicht durch eine Differenz ihrer Amplituden (siehe zu diesem Punkt Fig. 2 dieses US-Patentes), und erhöht darüberhinaus das Signalzu-Rausch-Verhältnis, indem dem Rohr eine Racketform gegeben wird, um die Verwindungssteifigkeit herabzusetzen, mit dem Ergebnis, daß durch Herabsetzen der Verwindungsresonanzfrequenz bis in die Nähe der Biegeresonanzfrequenz die schwachen Corioliskräfte größere Verformungen erzeugen können, u.zw. auf Grund der geringeren Verwindungssteifigkeit des Systems. Dann kuppelt Cox zwei gleiche Rohre, durch die das gleiche Fluid strömt, und läßt sie in entgegengesetzter Weise vibrieren, um Einflüsse von Vibrationen der Abstützpunkte der Vorrichtung aus zuschließen, so daß die Vibrationsenergie reduziert und die Genauigkeit erhöht wird, insofern als das Signal doppelt so groß ist, und ferner ist das System weniger empfindlich für äußere Vibrationen.
Die Haupteinschränkung der Cox-Vorrichtung ist, daß durch Annähern der Verwindungsresonanzfrequenz an die Eigenfrequenz der Biege- oder Längsresonanz bzw. durch Zusammenfallen der Verwindungsresonanzfrequenz mit der Eigenfrequenz der Biege- oder Längsresonanz und somit durch Annähern der Schwingungsfrequenz des Systems an die Verwindungsresonanzfrequenz zwar eine Erhöhung der Empfindlichkeit erreicht wird, aber die Beziehung zwischen den Winkeln der Phasenversetzung und den Corioliskräften nicht mehr länger linear ist, und dieses Phänomen wird umso stärker, je mehr die Vibration mit der Verwindungsresonanzfrequenz zusammenfällt, bei welcher das Empfindlichkeitsmaximum auftritt.
Unter diesen Bedingungen erzeugen sowohl schwache Corioliskräfte als auch kleine Unsymmetrien eine zunehmend größere Verwindungsschwingung, deren Auswirkung darin besteht, daß die Corioliskräfte ihrerseits verstärkt werden, wobei das Endgleichgewicht unter Resonanzbedingungen mit der Dispersion sowohl der aerodynamischen Energie, die nach einem quadratischen Gesetz als Funktion der Versetzungen variiert, als auch der mechanischen Energie erzielt wird, mit Rohrhysteresezyklen, die ebenfalls zu der Gefahr von Ermüdungsbrüchen führen.
Anderseits tritt bei Verwindungsresonanzbedingungen neben der Nichtlinearität auch eine Phasenversetzung zwischen der Bewegungsphase und der Phase der Corioliskräfte auf. Tatsächlich versetzen sich die von den Corioliskräften herrührenden Verwindungsverformungen in der Phase, anstatt daß sie in Phase mit diesen Kräften liegen, bis zu einer Phasenvoreilung von 90º, so daß die Amplituden der beiden Signale unterschiedlich werden und ihre Phasenverzögerung auf Null absinkt. Aber insoweit als Cox als Signal die Phasendifferenz zwischen den beiden Bewegungen gleicher Amplitude der beiden auf den Rohren installierten Positionssensoren verwendet, ist es in der Folge klar, wie auch aus Fig. 2 des obigen US-Patentes klar abgeleitet werden kann, daß die Cox-Vorrichtung bei Frequenzen vibriert, die verhältnismäßig weit von der Verwindungsresonanz entfernt sind, und daß daher kein Nutzen aus der tatsächlich möglichen großen Verstärkung gezogen wird, die im Gegensatz dazu erhalten werden kann, wenn bei einer Frequenz exakt gleich der Verwindungsresonanzfrequenz gearbeitet wird.
Eine weitere praktische Ausführungsform, die im US-Patent Nr. 4 189 721, erteilt 1980 für James E. Smith, offenbart ist, verbessert die von Sipin offenbarte Erfindung funktionell.
In diesem Patent stellt Smith die Notwendigkeit dar, ein U-förmiges Rohr exakt und nur bei der Biegeresonanzfrequenz zu betreiben, weil nur bei dieser Frequenz die zum Aufbringen der Impulskraft auf das Rohr notwendigen Kräfte so klein sind, daß sie nicht die extrem schwachen Corioliskräfte stören, und er verlangt ferner, daß die Eigenbiegeresonanzfrequenz kleiner als die Verwindungsresonanzfrequenz sein muß, genau um das Auftreten der oben im Zusammenhang mit dem Cox-Patent beschriebenen Betriebsanomalien zu hindern.
Mit den Erkenntnissen von Smith erweist sich der gemessene Wert als wirklich gut lineare Funktion des Durchsatzes, aber es verbleibt immer noch die Einschränkung, daß Signale infinitesimaler Größe verarbeitet werden müssen, die eine extrem komplizierte Elektronik erfordern, was jedenfalls Stabilitätsprobleme für die gemessenen Werte in der Nähe eines Durchsatzes gleich Null und Probleme mit Störungen seismischer Art aufwirft.
Der Zweck der vorliegenden Erfindung besteht genau darin, die oben genannten Nachteile zu beseitigen und somit ein Verfahren und eine korrespondierende Vorrichtung zu schaffen, welche die effiziente Messung des Gewichtsdurchsatzes mit Hilfe der Effekte der Corioliskräfte ermöglichen, wobei die Möglichkeit so intensiv wie möglich ausgenützt werden soll, sehr große Signale zu erhalten, indem das System exakt bei der Verwindungsresonanzfrequenz in Schwingung versetzt wird, ohne daß letztere notwendigerweise mit der Eigenbiegeschwingungsfrequenz des Systems zusammenfällt.
Dementsprechend schafft die vorliegende Erfindung gemäß einem ihrer beiden Hauptaspekte ein Verfahren zum Messen des Massendurchsatzes eines Fluids unter Verwendung der Corioliskraft, umfassend:
- Durchleiten des Fluids durch zumindest ein Rohr, das an seinen Enden an einem Träger befestigt ist,
- Versetzen des Rohres in Schwingung bei im wesentlichen seiner Verwindungsresonanzfrequenz mit Hilfe einer elektromagnetischen Krafterzeugungseinrichtung an einem Punkt in der Mitte seiner Länge,
- Erfassen der Ortsänderungen des Rohres unter Verwendung von Sensormitteln, die in einem Abstand von den beiden Seiten der elektromagnetischen Mittel zwischen diesen Mitteln und den Enden des Rohres jeweils angeordnet sind, um Meßsignale zu entwickeln, deren Amplituden die jeweiligen Ortsänderungen darstellen, und
- Ableiten eines Differenzsignales, das die Differenz zwischen den Meßsignalen darstellt, und Verwenden dieses Signales, um das Verwindungsmoment zu bestimmen, das durch die auf das Rohr und das darin strömende Fluid wirkenden Corioliskräfte erzeugt wird, um ein Ausgangssignal zu erzeugen, das für den Massendurchsatz des Fluids durch das Rohr repräsentativ ist, wobei
- das Differenzsignal dazu verwendet wird, das Signal zu steuern, welches an die elektromagnetischen Krafterzeugungsmittel angelegt wird, gekennzeichnet durch:
- Anlegen des Differenzsignales an einen Filterschaltkreis, um davon einen Mittelwert über ein bestimmtes Zeitintervall zu bilden und dadurch Störungen zu entfernen, die von Versorgungsänderungen, seismischen Störungen oder Fehlausrichtungen der Vorrichtung herrühren,
- Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz durch Verändern der Schwingungsfrequenz in Schritten und Erfassen des Maximalwertes des gemittelten Differenzsignales, das während dieses Veränderns auftritt,
- Aufbringen einer Bremskraft auf das Rohr an den Orten der Sensormittel proportional zu der Geschwindigkeit, mit der das Rohr seinen Ort ändert, und mit einer Intensität, die größer ist als die Corioliskraft.
Entsprechend dem anderen ihrer Hauptaspekte schafft die Erfindung auch:
einen Durchflußmesser, der unter Verwendung der Corioliskraft gemäß dem Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 arbeitet, mit
- zumindest einem Rohr, durch welches das Fluid geleitet wird, wobei das Rohr an seinen Enden an einem Tragteil befestigt ist,
- einem Elektromagnet, der so angeordnet ist, daß er das Rohr an einem Punkt in der Mitte seiner Länge in Schwingung versetzt,
- zwei Sensoren, die an Orten zwischen dem Elektromagnet und den Enden des Rohres angeordnet sind und Ortsänderungen des Rohres erfassen, um Signale zu entwickeln, welche die jeweiligen Ortsänderungen darstellen,
- einem Verarbeitungsschaltkreis, der mit einem Differenzsignal arbeitet, welches die Differenz zwischen den Sensorsignalen darstellt, und es verwendet, um das Verwindungsmoment zu bestimmen, das durch die auf das Rohr und das darin strömende Fluid wirkenden Corioliskräfte erzeugt wird, um ein Ausgangssignal zu erzeugen, welches für den Massendurchsatz des Fluids durch das Rohr repräsentativ ist, und um das an die elektromagnetischen Krafterzeugungsmittel angelegte Signal zu steuern, dadurch gekennzeichnet, daß:
- die Verarbeitungsmittel aufweisen
- einen Filterschaltkreis, dem das Differenzsignal zugeführt ist, um davon einen Mittelwert über ein bestimmtes Zeitintervall zu bilden und dadurch Störungen zu entfernen, die von Versorgungsänderungen, seismischen Störungen oder Fehlausrichtungen der Vorrichtung herrühren, wobei der Filterschaltkreis auch einen Mittelwert eines Signales liefert, das die Summe der Sensorsignale darstellt, und
- Mittel zum Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz durch Verändern der Schwingungsfrequenz in Schritten und Erfassen des Maximalwertes des gemittelten Differenzsignales, das während dieses Veränderns auftritt, und daß der Durchflußmesser ferner aufweist
- elektromagnetische Bremsmittel, die Spulen beinhalten, welche am Tragteil befestigt und so angeordnet sind, daß sie eine Bremskraft auf das Rohr an den Orten der Sensormittel proportional zu der Geschwindigkeit, mit der das Rohr seinen Ort ändert, und mit einer Intensität aufbringen, die größer ist als die Corioliskraft, wobei die Bremswirkung an einem der Orte stärker ist als an dem anderen, und wobei die Verarbeitungsmittel Mittel zum Kompensieren des Ausgangssignales aufweisen, um diese Differenzbremswirkung zu ermöglichen.
Anderseits wird mit Hilfe des Verfahrens dieser Erfindung auf Grund der beträchtlichen Größe des Signales, das erhalten werden kann, wenn das Rohr in einen Biegeschwingungsmodus bei einer Frequenz gleich der Verwindungsfrequenz gezwungen wird, neben der Erzielung einer wesentlich verbesserten Leistung, insbesondere bei kleinen Durchsätzen, und einer geringeren Empfindlichkeit für seismische Störungen, ohne auf das kostenaufwendige Verdoppeln der schwingenden Rohre zurückgreifen zu müssen, wie es sich aus dem früheren Stand der Technik ergibt, und abgesehen von der funktionellen Nutzbarmachung und der tatsächlichen Anwendbarkeit, insbesondere im Falle mittelgroßer und großer Durchsätze, auch eines geradlinigen Rohres, wie eines Rohres von der von Sipin offenbarten Art, indem es bei einer Schwingungsfrequenz betrieben wird, die mit der zweiten Harmonischen zusammenfällt, auch der beträchtliche Vorteil erzielt, daß sich der im Inneren des Rohres strömende Gewichtsdurchsatz als linear proportional zur Amplitude der Verwindungsversetzungen dieses Rohres erweist. Tatsächlich erzeugt bei der Verwindungsresonanzfrequenz die an das Rohr angelegte Biegeimpulskraft eine Biegeversetzung dieses Rohres, die eine Phasendifferenz von 1800 (entgegengesetzt) zur oben genannten Kraft zeigt; anderseits erzeugt die Corioliskraft, die immer in einer quadratischen Beziehung zur oben genannten Biegeversetzung steht, ihrerseits eine Verwindungsversetzung des Rohres, die bei einem Vibrieren des Systemes auf seiner Verwindungsresonanzfrequenz sich als in einer quadratischen Beziehung zu dieser Kraft stehend erweist, und liegt daher in Phase mit der Biegeversetzung; die resultierende Gesamtversetzung des Rohres ist weiterhin die vektorielle Summe der oben genannten beiden Versetzungen, die, weil sie in Phase sind, einfach miteinander addiert werden, und somit liefert die einfache Differenz zwischen dieser letzteren Versetzung und der Biegeversetzung ein Maß für die Verwindungsversetzung, die linear proportional zu dem zu bestimmenden Gewichtsdurchsatz ist.
Weil darüberhinaus die Verwindungsversetzung des Rohres in quadratischer Beziehung zur Corioliskraft steht, ergibt sich daraus, daß diese genannte Verwindungsversetzung ein Maximum sein wird, wenn die Corioliskräfte Null sind, und umgekehrt, und wird daher an den Grenzen der Biegeversetzung ein Maximum und an deren Mittelpunkt Null sein, wie dies in Fig. 3 gezeigt ist, mit dem Ergebnis, daß an einem Ende die Versetzung A auftritt, die größer ist als die Versetzung B am anderen Ende, d. h. es werden Corioliskräfte auftreten, die bei A (Fluidauslaß) größer und bei B (Fluideinlaß) kleiner sind, und in der Tat wird die oben genannte Differenz zur Bestimmung des Wertes des Gewichtsdurchsatzes tatsächlich auf die Amplitudendifferenz A-B der Schwingungen zwischen den beiden Scheiteln eines portalförmigen Rohres oder zwischen den beiden Seiten eines geradlinigen Rohres an zwei Punkten zwischen der Mitte und den beiden Enden dieses Rohres zurückgeführt.
Nun wird dieses Ergebnis bei der Vorrichtung des Anspruchs 3 im wesentlichen nicht nur dadurch erzielt, daß das Rohr z. B. durch einen impulskrafterzeugenden Magnet auf seiner Verwindungsresonanzfrequenz in Schwingung versetzt wird, sondern auch durch Verwendung zweier Magnetbremsen mit einer unterschiedlichen Bremswirkung proportional der Schwingungsgeschwindigkeit des Rohres und mit einer Größe zumindest gleich jener der Corioliskräfte, wie im folgenden besser verständlich wird, welche Magnetbremsen den zweifachen Zweck haben, einerseits - auf Grund ihrer Unsymmetrie - ein Signal der gleichen Art und derselben Phase wie die Corioliskräfte zu erzeugen, was es dem Rohr ermöglicht, in einem Verwindungsmodus zu schwingen, auch wenn der Gewichtsdurchsatz Null ist und somit die Corioliskräfte Null sind, d. h. zusammengefaßt es dem Schaltkreis zur automatischen Suche der Frequenzspitze ermöglicht, auch bei einem Nullwert korrekt zu arbeiten, und anderseits vor allem zu ermöglichen, die Amplitude der Verwindungsversetzung, die sich auf Grund des Resonanzeffektes erhöht, am Überschreiten eines mit einem korrekten Betrieb vereinbaren Grenzwertes zu hindern, d. h. der ein Überkreuzen der Bewegungen mit einer Bewegungsumkehr von B bezüglich A, wie dies in Fig. 4 gezeigt ist, verhindert, insofern als eine weitere typische Anforderung der vorliegenden Erfindung für die Erzielung einer tatsächlich linearen Proportionalität zwischen der Amplitude (A-B) der Verwindungsverformung des oszillierenden Rohres und des Gewichtsdurchsatzes ist, wie im folgenden besser verständlich wird, daß die Amplitude (A+B) der Biegeschwingung des Rohres immer konstant bzw. überwacht ist, und daß (siehe insbesondere Fig. 3) die Versetzungen der Amplituden A und B immer zueinander in Phase sind, was nur unter den Bedingungen einer perfekten Verwindungsresonanz auftritt und nur wenn weder mechanische Fehlausrichtungen noch Asymmetrieren in den elastischen Eigenschaften des Rohres und am Aufbringpunkt der Impulskraft auftreten.
Das Hauptproblem besteht darin, das Rohr im Biegeschwingungsmodus auf einer Frequenz abweichend von seiner Eigenresonanzfrequenz zu versetzen, wobei diese Frequenz exakt gleich der Spitze der Verwindungsresonanzfrequenz gehalten werden muß.
Die Lösung wurde mit Hilfe eines elektronischen Schaltkreises erzielt, der gemäß einem Merkmal der vorliegenden Erfindung die erhaltene Verwindungsfrequenz sucht und aufrechterhält, indem die Amplitude des Meßsignales (A-B) maximiert wird, d. h. der durch schrittweises Erhöhen der Frequenz der an das Rohr angelegten Impulskraft jene Frequenz der Biegeschwingung bestimmt, welcher die maximale Verwindungsschwingung und somit der höchste Wert (A-B) entspricht.
Dann ermöglicht gemäß einer Variante der vorliegenden Erfindung der Schaltkreis, die Verwindungsresonanzfrequenz herauszufinden und aufrechtzuerhalten, sogar bei Vorliegen eines veränderlichen Durchsatzes.
Darüberhinaus sind gemäß einem anderen Merkmal der vorliegenden Erfindung weitere elektronische Schaltkreise vorgesehen, um die den Größen (A+B) und (A-B) entsprechenden Signale in einer originalen Weise zu filtern, um aus ihnen alle Störungen zu beseitigen, wobei Scheinharmonische entfernt und nur jene Komponenten beibehalten werden, die in perfekt quadratischer Beziehung zu den Corioliskräften stehen und daher sicherlich miteinander in Phase liegen, um die Amplitude (A+B) der Biegeschwingung konstant zu halten und die oben genannte Differenzwirkung der Bremsen zu kompensieren, so daß, wenn der Durchsatz Null ist, ein Null-Ausgangssignal erzielt wird.
Schließlich wird gemäß einem weiteren Vorteil der vorliegenden Erfindung das Meßsystem unempfindlich gegenüber seismischen Störungen gemacht, u.zw. mit einer beträchtlichen Kostenersparnis und ohne der üblichen Verkomplizierung durch Verdoppeln der Rohre, indem es einfach auf einen elastischen Träger montiert wird, der es somit ermöglicht, daß es in entgegengesetzter Phase zur Schwingung des Rohres schwingt und somit nicht mit der Abstützebene wechselwirkt.
Anderseits leiten sich die oben genannten notwendigen Bedingungen für einen korrekten Betrieb des Meßgerätes aus einer exakten mathematischen Analyse des Verhaltens eines bei seiner Verwindungsresonanzfrequenz schwingenden Rohres ab.
Um die Behandlung zu vereinfachen, wurde das schwingende System auf nur zwei Gelenke reduziert (siehe Fig. 5 und 7), die im Falle eines U-förmigen bzw. portalförmigen Rohres (siehe Fig. 6) den Biegebewegungsmodus und den Verwindungsbewegungsmodus kennzeichnen, während sie im Falle eines geradlinigen Rohres (siehe Fig. 8) die sich auf die erste Harmonische beziehende Schwingung und die sich auf die zweite Harmonische beziehende Schwingung kennzeichnen. Die Massen MA und MB wurden ihrerseits in zwei Punkten (siehe weiterhin Fig. 5 und 7) konzentriert und es wurde nur die Bewegung dieser beiden Punkte analysiert. Diese Massen MA und MB konzentrieren das Gewicht des Rohres und aller starr mit ihm verbundenen Komponenten zur Zufuhr der Impulskraft für die Rohrbewegungserzeugung, für die Bremsung und für die Überwachung der Bewegung, während die Masse m den tatsächlichen Wert der Masse des Fluides darstellt, das durch das Rohr entsprechend der durch den Pfeil 1 gezeigten Richtung (siehe Fig. 6 und 8) strömt und von den Corioliskräften CA und CB betroffen ist.
Auf diese beiden betrachteten Punkte beziehen sich ferner noch elastische Konstanten, welche die Biegebewegung betreffen, KfA und KfB; und elastische Konstanten, die sich auf die Verwindungsbewegung beziehen, KtA und KtB; ferner werden an denselben beiden Punkten zwei Kräfte FA und FB als getrennt angelegt betrachtet, die das System zu einer gezwungenen Schwingung veranlassen und in Wirklichkeit auch durch eine einzige Kraft F ersetzt werden können, die an den Symmetriemittelpunkt des Rohres angelegt wird. Schließlich sind auch die viskose Wirkung und die aerodynamische Wirkung auf die beiden genannten Punkte bezogen, u.zw. über zwei Kräfte, die der mit Bremsdämpfungskoeffizienten GA bzw. GB multiplizierten Geschwindigkeit proportional sind, und über zwei weitere Kräfte, die der quadrierten Geschwindigkeit mal einem Koeffizienten CdA = CdB = CdC proportional ist, welcher den aerodynamischen Widerstand definiert. Weiters wurden, insofern die betrachteten Bewegungen von sehr kleiner Größe sind, die Möglichkeiten von Verlusten durch den Hysteresezyklus des Materials des Rohres oder durch die dynamischen Effekte der Wirbel vernachlässigt, die in dem im Rohr enthaltenen Fluid induziert werden.
Während bei dem portalförmigen Rohr (siehe Fig. 5) die Biegebewegung bis zu einer Betrachtung als Drehung um die X-Achse vereinfacht ist, erfolgt bei dem geradlinigen Rohr, bei dem die Schematisierung mit Hilfe von Gelenken, Schiebern und Gleitstücken (siehe Fig. 7) durchgeführt wurde, so daß es dieselben Elemente, dieselben Konstanten und somit dieselben die Bewegung beschreibenden Beziehungen aufweist, die Biegebewegung durch eine Drehung der Massen M+m um die beiden Achsen ZA und ZB, die durch die Endgelenke gehen. Dann erfolgt die Bewegung der beiden betrachteten Massen sowohl im Falle des portalförmigen Rohres als auch im Falle des geradlinigen Rohres immer in Richtung der Y-Achse.
Es wird ferner definiert, daß mit "A" die maximale Versetzung der Masse MA+m relativ zur Ruheachse und mit "B" die maximale Versetzung der Masse MB+m relativ zur Ruheachse bezeichnet ist (siehe in dieser Hinsicht Fig. 3) und daß zum Zwecke der Vereinfachung die Aufbringung der Impulskraft auf das System durch Aufbringen zweier Kräfte FA und FB nach einem sinusförmigen Gesetz erfolgen soll oder mit Hilfe einer einzelnen Kraft F, immer von der Art
F = F&sub0;·sin wt,
die im Symmetriemittelpunkt aufgebracht wird, aber sogar von einem praktischen Gesichtspunkt aus könnte eine annehmbare Leistung auch mit Hilfe anderer Wellenformen als einer Sinuswelle erzielt werden, jedenfalls aber mit dem Nachteil, daß die Bewegung durch die Überlagerung aller in der impulsaufbringenden Kraft enthaltenden Harmonischen verunreinigt werden könnte.
Die Bewegungsgleichungen, die das Gleichgewicht zwischen den Anregungskräften FA und FB und jeweils den Trägheitskräften des Systems, den von der viskosen Reibung der magnetischen Bremsen herrührenden Kräften, den Corioliskräften, und den von der aerodynamischen Reibung sowie den elastischen Rückwirkungen herrührenden Kräften beschreiben, führen zu
wobei:
G den Mittelwert der Dämpfungskoeffizienten der magnetischen Bremsen darstellt, nämlich den Wert:
(GA + GB)/2
und Δ deren halbe Differenz darstellt, d. h. den Wert:
(GB - GA)/2, so daß der Ausdruck (G-Δ) tatsächlich gleich GA und (G+Δ) gleich GB ist, dies um zu zeigen, daß die beiden Dämpfungskoeffizienten GA und GB tatsächlich strukturell auf verschiedene Art realisiert sind, wobei der größere Koeffizient (GB) auf der Seite des Fluideinlasses und der kleinere Koeffizient (GA) auf der Seite des Fluidauslasses ist: Auf diese Weise erzeugen die Bremsen Kräfte, die voneinander verschieden und in Phase mit den Corioliskräften sind, und das sich aus ihrer Differenz ableitende Drehmoment besitzt vom physikalischen Standpunkt aus denselben Effekt wie ein Durchsatz;
R stellt den Drehungsradius der Masse m dar (siehe Fig. 5 und 7);
V stellt die Strömungsgeschwindigkeit der Fluidpartikel m durch das Rohr dar;
K gibt die gesamte Elastizitätskonstante an, und der Ausdruck
gibt die Coreoliskräfte CA und CB an, wobei Y/R die Winkelgeschwindigkeit des betrachteten Punktes darstellt und mV ein Ausdruck ist, welcher dem im Inneren des Rohres strömenden Gewichtdurchsatz proportional ist.
Um die Kräfte nachzuweisen, welche die Verwindungsbewegung erzeugen, ist es von Vorteil, jede Bewegung in ihre jeweiligen Biege- und Verwindungskomponenten zu zerlegen, nämlich:
Durch Zerlegen auch der elastischen Rückwirkungen in zwei Beiträge erhalten wir:
Indem die Gleichung (2) von Gleichung (1) subtrahiert wird und nach einem Einführen der Gleichung (3) und der Gleichung (4) und der Annahme, daß
KfA = KfB
und daß
KtA = KtB = Kt
ist, erhalten wir eine Beziehung zwischen den Kräften, welche die Verwindungsbewegung bedingen, wobei die Ausdrücke, welche gleiche, in Phase liegende Kräfte beschreiben, verschwinden, und die sich somit auf die Biegebewegung beziehen:
Unter diesen Bedingungen ist es möglich, zuzugeben, daß das resultierende Bewegungsgesetz von sinusförmigem Typ ist:
YA = A sin wt
YB = B sin (wt + θ)
wobei die Phasenverzögerung zwischen den beiden Bewegungen ist.
Diese Phasenverzögerung liegt am Anfang aller Geräte zur Durchführung von Messungen des Gewichtdurchsatzes, die bis heute praktisch verwirklicht wurden und alle mit einer Biegevibration arbeiten, die frequenzmäßig auf der ersten Biegeresonanz zentriert ist. Unter diesen Bedingungen ist der Winkel tatsächlich, wenn das System mechanisch symmetrisch ist, und sogar wenn er sehr klein ist, perfekt mit dem Gewichtdurchsatz des ausströmenden Fluids linear, während die Amplituden A und B der beiden Bewegungen gleich sind. Im vorliegenden Fall wird angenommen, daß der Winkel mit sich ändernden Durchflußwerten Null bleibt, und daher erhalten wir:
YA = A sin wt
YB = B sin wt (6)
In der Folge werden die Geschwindigkeiten und Beschleunigungen der beiden Punkte sein:
Durch Einsetzen der Gleichungen (6) und (7) in Gleichung (5) erhalten wir:
woraus:
Wenn wir ferner annehmen, daß die Bremswirkung G der Magnetbremsen im Vergleich zur aerodynamischen Reibung beträchtlich vorherrscht, die im weiteren als vernachlässigbar angesehen werden kann, und auch auf Grund der Tatsache, daß die Biegebewegung eine sehr kleine Amplitude (A+B) hat, reduziert sich Gleichung (8) auf:
wobei der Gewichtdurchsatz Q eingeführt wurde, der entsprechend der Konstanten H dem Coriolisausdruck 2mV/R linear proportional ist.
Wir beobachten nun, daß, wenn das schwingende System speziell bei seiner Verwindungsresonanzfrequenz in Schwingung versetzt wird, die gleich
ist, auch der zweite im Nenner der Gleichung (9) auftretende Ausdruck Null wird, so daß sich letztere Gleichung reduziert auf:
Aus Gleichung (10) erkennen wir, daß eine lineare Proportionalität zwischen dem Gewichtsdurchsatz Q, der durch das schwingende System ausströmt, und der Amplitude der Verwindungsschwingung (A-B) besteht, unter der Bedingung, daß die Amplitude der Biegeschwingung (A+B) konstant und kontrolliert gehalten wird, wobei ihr Effekt gemessen wird und in die Berechnung eingeht.
Anderseits sehen wir aus der oben genannten Gleichung, daß, je kleiner G ist, desto größer die Verwindungsversetzung (A-B) und somit desto größer die Auswirkung der Corioliskräfte ist, aber man sollte sich in Erinnerung rufen, daß G nicht zu klein sein kann, weil (A-B) dann zu groß würde und ein Überkreuzen der Bewegungen auftreten würde, mit der Folge einer Bewegungsumkehr von B bezüglich A, wie bereits erwähnt und in Fig. 4 dargestellt wurde, mit der Folge eines Verlustes der Linearität zwischen dem Gewichtsdurchsatz und der Verwindungsversetzung. Insofern als diese Umkehr auftritt, wenn die Verwindungsversetzung B Null wird, d. h. wenn wir haben
A-B/A+B = 1,
ist die Bedingung, die erfüllt sein muß:
A--B/A+B < 1
und folglich erhalten wir aus (10):
A-B/A+B = HQ+Δ/G < 1
woraus:
G > HQ + Δ
d. h. das System ist nur dann linear, wenn die Wirkung der Magnetbremsen Kräfte erzeugt, die größer sind als die vom Corioliseffekt erzeugten Kräfte.
Zusammenfassend wird eine lineare Proportionalität zwischen der Amplitude der Verwindungsschwingung (A-B) und dem Gewichtdurchsatz Q erhalten, so daß letzterer durch einfaches Messen der Versetzungen des Rohres an den beiden betrachteten Punkten bestimmt werden kann, unter der Bedingung, daß die gesetzten Annahmen erfüllt sind, d. h. daß keine Asymmetrien in den mechanischen Eigenschaften (ungleiche Massen) oder in den elastischen Eigenschaften (Kf und Kt) des Systems oder bei der Aufbringung der pulsierenden Kraft (Kräfte) auftreten, welche durch Erzeugen von Störungen in quadratischer Beziehung zu den Corioliskräften dazu tendieren würden, die beiden Versetzungssignale A und B in der Phase zueinander zu versetzen und die Linearität des Meßsystems zu zerstören, daß ferner die impulserzeugenden Kräfte sinusförmig sind, d. h. ohne zueinander in Phase liegende Harmonische (θ = 0), was zusammenfassend beinhaltet, daß die beiden Versetzungssignale A und B sich als in Phase zueinander erweisen und keine Scheinharmonischen auftreten; daß die Schwingungsfrequenz genau und ausschließlich gleich der Frequenz ist, welche der Verwindungsresonanz des Systems entspricht, daß die Amplitude der Biegeschwingung (A+B) konstant und kontrolliert bleibt und daß schließlich der Schwingungsbewegung durch zwei Bremsen entgegengewirkt wird, die unterschiedliche Bremswirkungen aufbringen und deren Gesamtwirkung beträchtlich und immer größer als die vom Corioliseffekt erzeugte Wirkung ist.
Anderseits sollte in Erinnerung gerufen werden, daß, anstatt daß die Versetzungen des Rohres beispielsweise mit Hilfe zweier Hallsonden an den betrachteten Punkten gemessen werden, auch die Geschwindigkeiten der beiden Punkte, gemessen mit Hilfe zweier Geschwindigkeitssensoren, betrachtet werden können, insoweit als die Differenzvariable der beiden Signale einfach proportional w(A-B) wird, während eine automatische Steuereinrichtung, welche die Summe der beiden Signale konstant hält, praktisch die Konstanz des Produktes w(A+B) gewährleistet, und somit wird die Gültigkeit der Gleichung (10) unverändert aufrechterhalten, wobei diese Gleichung dann aber in der Form:
w (A-B) = w (A+B) (HQ + Δ/G
ausgedrückt wird.
Die Verwendung von Geschwindigkeitssensoren hat jedoch die vorteilhafte Eigenschaft - auf Grund der automatischen Steuereinrichtung, die das Produkt w(A+B) konstant hält, sogar wenn dies im wesentlichen nur der Kontrolle der Amplitude (A+B) gleichkommt - die Werte der Corioliskräfte mit veränderlichem w (z. B. auf Grund einer Temperaturänderung, die eine Änderung der Elastizitätskonstante Kt des Metalles des Rohres bewirkt,
unveränderlich zu machen, und dies vereinfacht das Problem des Niedrighaltens thermischer Störungen, welche, wenn der Ausdruck HQ konstant bleibt, hauptsächlich von der möglichen Nichtkonstanz von Δ und von G mit veränderlicher Temperatur abhängen.
Die Erfindung wird nun unter Bezugnahme auf die bei geschlossenen Zeichnungen besser erklärt, die bevorzugte Formen einer praktischen Ausführung zeigen, welche als Beispiel und nicht einschränkend gegeben werden, insofern als technische, technologische und strukturelle Abänderungen immer im Rahmen der vorliegenden Erfindung durchgeführt werden können.
In den Zeichnungen:
Fig. 1 zeigt eine teilweise querschnittliche Perspektivansicht eines Durchflußmessers oder Durchsatzmessers mit einem portalförmigen Rohr, der entsprechend der Lehre der vorliegenden Erfindung arbeitet;
Fig. 2 zeigt eine teilweise querschnittliche Perspektivansicht eines Durchflußmessers mit einem geradlinigen Rohr, der ebenfalls entsprechend der Lehre der vorliegenden Erfindung arbeitet;
Fig. 3 ist eine Skizze, die, wie bereits gesagt, die Biege-Verwindungsversetzungen des erfindungsgemäß verwendeten Rohres zeigt;
Fig. 4 ist eine Skizze, die, wie bereits gesagt, das Überkreuzen der Bewegungen der Enden des Rohres auf Grund einer übermäßigen Verwindungsbewegung zeigt;
Fig. 5 zeigt die mechanische Schematisierung zur mathematischen Analyse des Verhaltens eines portalförmigen Rohres, das auf der Verwindungsresonanzfrequenz schwingt;
Fig. 6 zeigt das momentane Verhalten der Corioliskräfte CA und CB, die auf die beiden Seiten des oszillierenden portalförmigen Rohres wirken;
Fig. 7 zeigt eine Skizze ähnlich jener der Fig. 5, aber für ein geradliniges Rohr;
Fig. 8 zeigt das momentane Verhalten der Corioliskräfte CA und CB sowie die Schwingungen bezüglich der ersten Harmonischen 2 und der zweiten Harmonischen 3 eines geradlinigen Rohres;
Fig. 9 zeigt in einem Blockschaltbild die elektronischen Steuerschaltkreise für einen erfindungsgemäßen Durchflußmesser;
Fig. 10 zeigt eine Variante des Blockschaltbildes aus Fig. 9 zur Berücksichtigung der Veränderlichkeit der Strömungsgeschwindigkeit;
Fig. 11 zeigt das Zeitverhalten der Funktion cos(i.π/3), erfindungsgemäß diskretisiert durch die Funktion cos(2πt/T);
Fig. 12 ist ein Diagramm, das die Korrelationskurve zwischen der integrierten Größe U und der Schwingungsfrequenz f bei einem konstanten Durchsatz sowie die Frequenzerhöhungen zeigt, die zum Aufsuchen der Verwindungsresonanzfrequenz vorgenommen werden müssen;
Fig. 13 ist ein Diagramm, das die zueinander in Bezug gesetzten Zeitverhalten der Größen zeigt, die zum Aufsuchen der Verwindungsresonanzfrequenz bei konstantem Durchsatz erforderlich sind;
Fig. 14 ist ein Diagramm, das die Korrelationskurven zwischen der integrierten Größe U und der Schwingungsfrequenz f bei verschiedenen Werten des Durchsatzes sowie die Frequenzerhöhungen zeigt, die beim Aufsuchen der Verwindungsresonanzfrequenz vorgenommen werden müssen;
Fig. 15 ist ein Diagramm, das die zueinander in Bezug gesetzten Zeitverhalten der Größen zeigt, die zum Aufsuchen der Verwindungsresonanzfrequenz bei einem variablen Durchsatz erforderlich sind;
Fig. 16 zeigt einen Durchflußmesser mit doppeltem geradlinigen Rohr, der ebenfalls nach der Lehre der vorliegenden Erfindung arbeitet;
Fig. 17 zeigt eine vergrößerte Perspektivansicht eines Details des Durchflußmessers aus Fig. 16.
Unter Bezugnahme auf die Figuren, in denen übereinstimmende Elemente mit gleichen Bezugszeichen gekennzeichnet wurden, ist mit 4 ein portalförmiges Rohr bezeichnet, das an zwei Schultern 5 und 6 eines starren Trägers 7 befestigt und mit seinen beiden Enden in diesen Schultern gehalten ist, durch welches Rohr das Fluid 7, dessen Gewichtsdurchsatz gemessen werden soll, in Richtung des Pfeiles 1 strömt.
Das Rohr 4 kann um die Achse X mit Hilfe eines Elektromagneten 9 schwingen, dessen Anregungsspule 10 mit einer vorgegebenen Spannung mit vorgegebener Frequenz gespeist wird, insbesondere der Verwindungsresonanzfrequenz des Systems, die von dem Schaltkreissystem geliefert wird, das durch das in Fig. 9 gezeigte Blockschaltbild dargestellt ist und im Inneren des Gehäuses 11 enthalten ist, welches an der Rückseite des Trägers 7 befestigt ist, der auch den Elektromagnet 9 trägt. An den Ecken des Portales 4 sind zwei kleine Klammern 12 und 13 befestigt, an denen die beweglichen Spulen 14 zweier elektromagnetischer Bremsen 15 bzw. 16 befestigt sind, wobei die beiden elektromagnetischen Bremsen ihrerseits am Träger 7 befestigt sind.
Ferner ist an jeder beweglichen Spule 14 ein Geschwindigkeitssensor oder eine Hallsonde 17 bzw. 18 angeordnet, die auf diese Weise im wesentlichen die Versetzungen der Ecken des Portales und genauer gesagt die bereits erwähnten Größen B und A messen, deren Werte an den jeweiligen Eingang des Systems nach Fig. 9 gesandt werden, u.zw. über die Leitungen 19 und 20. Die beiden elektromagnetischen Bremsen 15 und 16 haben ferner Bremswirkungen, die voneinander abweichen, wobei die größere Bremswirkung von der auf der Einlaßseite des Rohres angeordneten Bremse 15 erzeugt wird, um einen falschen Corioliseffekt zu erzeugen, der das Rohr auch bei Abwesenheit eines Durchsatzes verwindet. Schließlich ist die gesamte Einrichtung bzw. der gesamte Durchflußmesser auf Abstützungen 21 elastischer Art montiert, die sie bzw. ihn unempfänglich gegenüber seismischen Störungen machen.
Die oben genannten Signale A und B, die vom Rohr erzeugt werden, - es ist gleichgültig, ob das Rohr vom Portaltyp oder ein geradliniges Rohr ist, und es ist auch gleichgültig, ob sie Positionssignale anstelle von Geschwindigkeitssignalen sind - und die von den Sensoren 18 und 17 erfaßt werden, werden nach einer jeweiligen Verstärkung durch die Verstärker 22 und 23 (siehe Fig. 9) im Knoten 24 voneinander subtrahiert und im Knoten 25 miteinander addiert, um am Ausgang 26 ein Signal zu erhalten, das der Größe (A-B) entspricht, und am Ausgang 27 ein Signal zu erhalten, welches der Größe (A+B) entspricht.
Anderseits sind auf Grund der beinahe völligen Unmöglichkeit, aus praktischer Sicht eine perfekte mechanische Ausrichtung im Durchflußmesser aufrechtzuerhalten, insofern als letzterer unwiderbringlich altert, einfach auch nur auf Grund einer schlichten asymmetrischen Korrosion des Rohres, sowie auf Grund ungeordneter Vibrationen, die von verschiedenen und zufälligen Gründen herrühren, die oben genannten beiden Signale f(A-B) und f(A+B) nicht perfekt sinusförmig und müssen daher gefiltert werden, um Scheinharmonische zu entfernen und nur diejenigen Komponenten beizubehalten, die in perfekt quadratischer Beziehung zu den Corioliskräften stehen.
Dieses Ergebnis wird gemäß der Erfindung mit Hilfe eines neuartigen und einfachen Filters erzielt, das auf den Fouriertransformierten beruht.
In der Tat kann bekannterweise, wenn ein sinusförmiges Signal, dessen Phase und Frequenz bekannt sind, durch überlagertes Rauschen mit Frequenzvielfachen des gesuchten Signales gestört ist, dieses letztere durch einfache Berechnung des Fourierkoeffizienten isoliert und extrahiert werden, der sich auf die gesuchte Frequenz bezieht, nämlich
wobei T die Periode ist, die sich auf die Frequenz der erzwungenen Schwingungen des Rohres bezieht, und n die Anzahl der Schwingungen darstellt, während der die Integration des Anfangssignales f(A-B) durchgeführt wird.
Unglücklicherweise wird die praktische Ausführung von (11), obwohl sie die Erzielung einer tatsächlichen Unempfindlichkeit gegenüber Phasenversetzungen und der Anwesenheit höherer harmonischer Schwingungen möglich macht, zu kompliziert und somit zu teuer, sowohl wenn Mittel analoger Art als auch wenn Mittel digitaler Art verwendet werden.
Diese ausweglose Situation wurde gemäß der Erfindung überwunden, indem die Gleichung (11) durch eine Näherungsbeziehung ersetzt wurde. Genauer wird in der Gleichung (11) die Funktion cos(2π·t/T) diskretisiert und für die Zeitintervalle Δt = T/6 berechnet, so daß sie zu cos(i·π/3) wird, wobei der Index i Werte innerhalb des Bereiches von O bis (6n-1) hat, um den gesamten Integrationszeitbereich nT abzudecken. Anderseits können die oben genannten Werte, die von der Cosinusfunktion angenommen werden, aus dem Integralzeichen herausgenommen werden, weil sie konstant sind, so daß die Gleichung (11) wird:
wobei das Konzept der Summierung eines Satzes von Integrationen ersichtlich ist, jede über einen Bereich T/6 (tatsächlich, wenn der Index i zu (6n-1) wird, wobei die obere Integrationsgrenze (i+1)·T/6 der Gleichung (12) gleich nT der Gleichung (11) wird).
Es ist klar, daß eine solche Diskretisierung das Integral offensichtlich weniger genau macht, aber durch eine Erhöhung der Anzahl n der Integrationsperioden ist es möglich, diese Ungenauigkeit so weit zu verringern, daß einigermaßen annehmbare Ergebnisse erzielt werden.
Zusammengefaßt ist die Gleichung (12) eine Näherungsbeziehung, in der für eine einzelne Integration des Produktes zweier variabler Funktionen die Summierung eines Satzes von Integrationen einer einzelnen Funktion eingeführt wurde, die mit konstanten Werten multipliziert wird, welche die Cosinusfunktion in jeder π/3-Periode annimmt. Die zyklische Sequenz dieser Werte mit zunehmenden i-Werten ist: 1; 0,5; -0,5; -1; -0,5; 0,5, entsprechend der strichlierten Linie in Fig. 11.
In der Praxis wird das Filter im wesentlichen durch einen analogen Integrator 28 (siehe Fig. 9) gebildet, an dessen Eingang das Signal f(A-B) geführt wird, welches bei 26 verfügbar ist, danach wird es im Block 29 mit den Werten der oben genannten Sequenz zyklisch multipliziert, unter vorbereitender Steuerung durch den Sequenzer 31 über die Verbindung 30, welcher die Basissynchronisierung für alle vom System ausgeführten Operationen von einem Spannungs/Frequenz-Wandler 32 über die Verbindung 33 empfängt und über die Verbindung 34 die Anzahl n der Schwingungen definiert, an deren Ende die Integration in 28 beendet ist.
Am Ende jeder Integrationsstufe wird daher z. B. während des Zeitintervalles von t&sub0;bis t&sub1;am Ausgang 35 des Integrators 29 ein integriertes Signal erhalten, das "U" genannt wird und den Mittelwert der Größe (A-B) während der betrachteten Zeitperiode (siehe erste Kurve in Fig. 13), aber noch nicht den Wert des zu bestimmenden Gewichtsdurchsatzes darstellt, der vielmehr bei der speziellen Verwindungsresonanzfrequenz des Systems erhalten wird, deren Suche Veränderungen in U bewirkt.
Eine ähnliche Filterung wird auch für das Signal f(A+B) in Betracht gezogen, das am Ausgang 27 verfügbar ist, welches daher im Block 36 mit den Werten der darin voreingestellten, zyklisch unter Steuerung des Sequenzers 31 über die Leitung 37 verfügbar gemachten Sequenz multipliziert und dann in einem Integrator 38 über jene Zeit integriert wird, welche den n-Schwingungen entspricht, die von diesem Sequenzer 31 über die Verbindung 39 voreingestellt sind.
Das gefilterte Signal, das der Amplitude (A+B) der Biegeschwingungen des Rohres proportional und am Ausgang 40 des Integrators 38 verfügbar ist, wird dann mit einem über den Generator 41 voreingestellten Einstellungssignal in einem PID-Regler 42 verglichen, der auf diese Weise an seinem Ausgang 43 ein pulsierendes Steuersignal liefert, dessen Frequenz vom Spannungs/Frequenz-Wandler 32 auferlegt ist und dessen Amplitude über den Verstärker 44 die Impulsenergie moduliert, welche an die Anregungsspule 10 des impulskrafterzeugenden Elektromagneten 9 angelegt werden solle um die oben genannte Amplitude (A+B) der Biegebewegung des vibrierenden Systems konstant zu halten.
Die Suche nach der Verwindungsresonanzfrequenz des Systems wird dann im wesentlichen gemäß der Erfindung zusammenfallend mit der Suche nach jener Frequenz durchgeführt, welche die Amplitude (A-B) der Verwindungsschwingungen des Rohres maximiert, und somit zusammengefaßt mit der Suche nach jener Frequenz, welche das oben genannte U-Signal maximiert, das am Ausgang 35 des Integrators 28 verfügbar ist.
In Fig. 12 ist die Kurve gezeigt, welche das Verhalten des Signales U bei konstanter Strömungsgeschwindigkeit und variierender Schwingungsfrequenz f darstellt, welche Kurve eine Maximumspitze bei der Verwindungsresonanzfrequenz frt zeigt.
Es wird vorausgeschickt, daß die Resonanzspitze tatsächlich nicht gleich der in Fig. 12 gezeigten Spitze ist, sondern wesentlich schärfer ist als jene, so daß bereits eine kleine Abweichung von der Verwindungsresonanzfrequenz große Änderungen in U und somit große Fehler bei der Messung des Durchsatzes hervorrufen würde, so daß es notwendig ist, die Frequenz immer auf dem Wert der Verwindungsresonanz zu stabilisieren, wobei die Suche nach der Maximumspitze durch periodisches Durchführen kleiner konstanter Änderungen δf an der impulskrafterzeugenden Frequenz, durch Messen der sich aus diesen Änderungen ergebenden Änderungen ΔU, so daß die Tangente Δu/δf an die Signalamplituden-Frequenzkurve erfaßt werden kann, und durch Verändern der Schwingungsfrequenz auf Basis des Vorzeichens und des Wertes dieser Tangente durchgeführt wird, u.zw. durch Erhöhen oder Erniedrigen der Schwingungsfrequenz um einen Wert Δf, welcher dem Wert dieser Tangente ΔU/δf proportional ist. Genauer gesagt wird die impulskrafterzeugende Frequenz in jeder zweiten Periode um einen konstanten Wert δf erhöht, dessen Zeitverhalten durch die strichlierte Linie dargestellt ist, die in der zweiten Kurve von oben in Fig. 13 gezeigt ist, und die resultierenden U zweier aufeinanderfolgender, vom Integrator 28 ausgeführten Integrationen werden in zwei einzelne Speichereinrichtungen 45 und 46 geladen, die abwechselnd zur Ausführung der Speicherung von einem Schalter 47 freigegeben werden, welcher vom Sequenzer 31 über die Verbindung 48 gesteuert wird.
Nun erzeugt am Ende der Zeit t&sub1;(siehe insbesondere Fig. 12 und 13) der Integrator 28 am Ausgang 35 das Signal U&sub1;, das dem Wert von (A-B) entspricht, der erhalten wird, wenn die Schwingungsfrequenz f&sub0;ist, ein Signal, das über den Schalter 47 in den Speicher 45 unter Steuerung des Sequenzers 31 geladen wird. Während der darauffolgenden Zeitperiode, bis t&sub2;, wird die Schwingungsfrequenz um δf erhöht und geht auf einen Wert f&sub1;über, und der korrespondierende integrierte Wert U&sub2;wird in die andere Speichereinrichtung 46 geladen, weiterhin unter Steuerung des Sequenzers 31. Die Inhalte der beiden Speichereinrichtungen 45 und 46 werden dann im Knoten 49 voneinander subtrahiert, um am Ausgang 50 ein Signal ΔU zu erhalten, das die Änderung der Amplitude (A-B) darstellt, welche durch die Schwingungsfrequenzänderung δf erzeugt wurde. Dieses Signal ΔU wird dann im Anpasser 51 mit einer Konstanten K/δf multipliziert, um den mit dem richtigen Vorzeichen versehenen Wert der Tangente ΔU/δf zu erhalten, der den Betrag der Änderung
Δf&sub1; = K·ΔU/δf
darstellt, die an der Schwingungsfrequenz f&sub0;während der nächsten Perioden t&sub3;und t&sub4;durchgeführt wird (siehe dritte Kurve von oben, Fig. 13).
Indem die Schwingungsfrequenz um einen derart berechneten Wert Δf geändert wird, wird es möglich, das Erreichen der Maximumspitze des Signales U zu optimieren und zu beschleunigen, insofern als die Änderungen Δf groß werden, wenn die impulskrafterzeugende Frequenz weit von der Verwindungsresonanz entfernt ist, und umso kleiner werden, je kleiner die Differenz zwischen der impulskrafterzeugenden Frequenz und der Verwindungsresonanzfrequenz ist (weil, je kleiner die Differenz zwischen dieser impulskrafterzeugenden Frequenz und der Kurvenspitzenfrequenz ist, desto kleiner der Wert der Tangente ist: siehe Fig. 12).
Dieser im Anpasser 51 erzeugte analoge Wert Δf&sub1; wird dann weitergesandt, um den in der Speichereinrichtung 52 ebenfalls in analoger Form gespeicherten Inhalt zu erhöhen (der zum betrachteten Zeitpunkt f&sub0; entspricht), aber immer am Ende jeder zweiten Periode, d. h. zu den Zeitpunkten t&sub2;, t&sub4;, t&sub6;, etc. unter Steuerung des Sequenzers 31 über die Verbindung 53 (das Zeitverhalten des Pegels des Inhaltes der Speichereinrichtung 52 ist in der dritten Kurve von oben der Fig. 13 dargestellt). Das Ausgangssignal aus der Speichereinrichtung 52 wird dann über den Additionsknoten 54 und die Verbindung 55 an den Spannungs/Frequenz-Wandler 32 gesandt, der es in eine Frequenz f&sub2; umwandelt, die über die Verbindung 33 der PID-Einheit 42 zugeführt wird, um jenes Signal in der Frequenz zu modulieren, das den Schaltkreis 10 für die Anregung des impulskrafterzeugenden Magneten 9 steuert, sowie an den Sequenzer 31 gesandt, um die Basissynchronisation für alle Operationen zur Verfügung zu stellen.
Dann wird das System, indem es auf der Frequenz f&sub2; schwingt, am Ausgang 35 das neue Signal U&sub3; bereitstellen (siehe Fig. 13), welches in der genannten Speichereinrichtung 45 gespeichert wird.
Anderseits wird an den genannten Additionsknoten 54 auch unter Steuerung des Sequenzers 31 über die Verbindung 56 das oben erwähnte kleine analoge Signal δf gesandt, das vom Störgenerator 57 erzeugt wird, und dessen Zeitverhalten durch die in der zweiten Kurve von oben der Fig. 13 gezeigte strichlierte Linie dargestellt ist. Auf diese Weise werden zum Zeitpunkt t&sub3; (siehe weiterhin Fig. 13) die beiden in der zweiten Kurve und der dritten Kurve von Fig. 13 dargestellten Signale miteinander addiert, wodurch eine neue Frequenz f&sub3;erzeugt wird, wie in der vierten Kurve von Fig. 13 gezeigt ist, welche im wesentlichen das Zeitverhalten der am Ausgang des Wandlers 32 verfügbaren Frequenz zeigt, mit der das krafterzeugende Schwingungssystem in Schwingung versetzt wird, gemäß welchem ein neues Signal U&sub4; erzeugt werden wird, das dann in der Speichereinrichtung 46 gespeichert wird. Zu diesem Zeitpunkt wird der zuvor definierte Zyklus wiederholt, wobei ein neuer Wert Δf&sub2; und in der Folge eine neue Schwingungsfrequenz f&sub4; sowie ein neues Signal U&sub5; bestimmt wird, und so fort.
Das Ergebnis der oben genannten Operationen besteht nach einigen Wiederholungen darin, daß die der Spitze M der Kurve von Fig. 12 entsprechende Frequenz erreicht und gehalten wird, wobei die Tangente ΔU/δf = 0, die Ausgangsgröße ein Maximum und die Schwingungsfrequenz die Verwindungsresonanzfrequenz frt ist.
In der Praxis können aber die Inkremente δf nicht so klein sein, daß sie gewährleisten, daß die Spitze M ohne Überschwingen angenähert wird. Die tatsächliche scharfe Krümmung des Scheitels der Spitze bewirkt, daß tatsächlich, wie in Fig. 12 gezeigt, wo die Erhöhung δf der Frequenz f&sub4; zu einer Frequenz f&sub5; oberhalb der Verwindungsresonanzfrequenz frt führt, die Betriebsfrequenz nun fällt, auf Grund der Auswirkung der Änderungen δf, u.zw. vor und über die Verwindungsresonanzfrequenz frt hinaus mit dem Ergebnis, daß ΔU praktisch niemals gleich Null wird und somit das Signal U um den Maximalwert schwingt.
Um die Auswirkung dieses auf den obengenannten Nachteil zurückzuführenden Ausgangsfehlers auf den tatsächlichen Ausgang 58 des Gerätes zu minimieren, wird der größere der beiden verfügbaren Ausgangssignale zugeführt, die mit und ohne Störsignal δf bei jedem Zyklus zweier Integrationen. zur Spitzenwertsuche erhalten werden. Mit anderen Worten werden die Inhalte der beiden Speichereinrichtungen 45 und 46 über jeweilige Verbindungen 59 bzw. 60 an einen Maximalwertwähler 61 gesandt, der an den Ausgang 58 immer das größere der beiden von den genannten Speichereinrichtungen gelieferten Werte abgibt. Auf diese Weise haben, sogar wenn während der Spitzenwertsuche einige U-Werte zu einem geringeren Wert als dem Spitzenwert führen, diese Werte keinen Einfluß auf den Ausgang sondern werden nur zur Suche nach der Verwindungsresonanzfrequenz verwendet.
Anderseits wird, um bei 58 ein Null-Ausgangssignal bei einem Null-Durchsatz zu erhalten, von dem ausgewählten Ausgangssignal 62 im Knoten 63 ein Signal subtrahiert, das physikalisch der von den magnetischen Bremsen 15 und 16 ausgeübten Differenzbremswirkung entspricht, welches Signal von einem Signalgenerator 64 geliefert wird, der auch zur Kalibrierung des Gerätes verwendet wird.
Der obenstehend offenbarte Schaltkreis zum Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz ist im wesentlichen einfach und perfekt wirksam, solange sich der Durchsatz des gemessenen Fluids nicht zu rasch ändert.
Im Falle von raschen Änderungen des Durchsatzes können Bedingungen auftreten, unter denen der Schaltkreis nicht richtig arbeitet, mit dem Ergebnis, daß für einige Zeit, d. h. bevor der Durchsatz einen stationären Zustand erreicht, die impulskrafterzeugende Frequenz nicht der Verwindungsresonanzfrequenz entsprechen kann.
Der Mechanismus, durch den ein Fehler bei der Verarbeitung der Frequenzkorrekturen auftreten kann, wenn sich der Durchsatz zu rasch ändert, kann einfach an Hand des in Fig. 14 gezeigten Falles verstanden werden, wo verschiedene Kurven gezeigt sind, die charakteristische Kurven für U-Signale als Funktion der Frequenz sind und sich auf verschiedene Durchsätze Q&sub1;, Q&sub2;und Q&sub3;beziehen, von denen die Annahme getroffen sei, daß sie zeitmäßig rasch aufeinanderfolgen.
In der Tat ist ersichtlich, daß, insbesondere bei der Frequenz f&sub0; und dem Durchsatz Q&sub1;, wobei das Ausgangssignal U&sub1; ist (Punkt "a" von Kurve Q&sub1; aus Fig. 14), wenn die Frequenz um δf erhöht wird, d. h. wenn die Frequenz auf einen neuen Wert f&sub1; erhöht wird, die Größe des neuen Ausgangssignales, anstatt sich zu erhöhen, wie sie es tun würde, wenn der Durchsatz konstant geblieben wäre (Punkt "b*", der Kurve Q&sub1;), abnimmt und den Wert Q&sub2; erreicht, weil der Durchsatz auf Q&sub2; (Punkt "b" der Kurve Q&sub2;) abgesunken ist. Der Schaltkreis zum Aufsuchen der Resonanzfrequenz berechnet unter diesen Bedingungen eine auf die Frequenz anzuwendende Korrektur mit dem Wert ΔU ΔU&sub2; - U&sub1;, die, weil sie negativ ist, klar bewirkt, daß die Frequenz von der gesuchten Verwindungsresonanzfrequenz frt abweicht.
Um solche Nachteile zu vermeiden wurde gemäß einem weiteren Merkmal der vorliegenden Erfindung eine Variante des zuvor offenbarten Schaltkreises entwickelt, die es ermöglicht, der Verwindungsresonanzfrequenz zu folgen, sogar wenn sich der Durchsatz rasch ändert.
Gemäß dieser Variante werden nicht mehr 2-Perioden-Zyklen betrachtet, sondern 3-Perioden-Zyklen, so daß das analoge Signal δf, welches verwendet wird, nicht mehr länger das in der zweiten Kurve von oben in Fig. 13 gezeigte ist, sondern das in der zweiten Kurve von oben in Fig. 15 dargestellte Signal, d. h. die Erhöhung δf wird in jeder dritten Periode zu der Betriebsfrequenz addiert. Die Analyse wird daher für drei aufeinanderfolgende Werte des U-Signales durchgeführt, genauer z. B. für das Signal U&sub1;, das der Frequenz f&sub0;und dem Durchsatz Q&sub1; (siehe Fig. 14) entspricht, für den darauffolgenden Wert U&sub2;, welcher bei der Frequenz f&sub2;= f&sub1;+Δf und dem Durchsatz Q&sub2;erhalten wird und für einen dritten Wert U&sub3;, der durch Zurückführen der impulskrafterzeugenden Systemfrequenz zurück auf jenen Anfangswert erhalten wird, den sie am Anfang des Zyklus hatte, d. h. auf f&sub0; (siehe vierte Kurve von oben in Fig. 15), wobei der Durchsatz Q&sub3;geworden ist (Punkt "d" in Fig. 15).
Nun sollte in Erinnerung gerufen werden, daß die oben genannten zwei Werte U&sub1; und U&sub3;, die bei der gleichen Frequenz erhalten werden, voneinander sehr verschieden sind, wogegen sie gleich sein könnten, wenn der Durchsatz unter stationären Bedingungen gewesen wäre. Nun besteht das erfindungsgemäß entwickelte Verfahren darin, an die Basisfrequenz f&sub0;eine Korrektur Δf&sub1; anzulegen, die nicht der Differenz zwischen dem zweiten gemessenen Wert U&sub2; und dem ersten gemessenen Wert U&sub1;, sondern der Differenz zwischen diesem zweiten gemessenen Wert U&sub2;und dem Mittelwert der Werte U&sub1; und U&sub3; proportional ist, wie er für die gleiche Frequenz f&sub0; bei den Durchsätzen Q&sub1; und Q&sub3; berechnet worden ist. Mit anderen Worten wird im wesentlichen ein Näherungswert der tatsächlichen Tangente an die Kurve für den Durchsatz Q&sub2; im betrachteten Bereich berechnet, der durch die Tangente mit dem folgenden Winkel (siehe Fig. 14) dargestellt wird:
Es ist auch zu beachten, daß die oben genannte Näherung umso besser ist, je regelmäßiger die Änderung des Durchsatzes ist, sogar bis zu einem Zusammenfallen mit dem richtigen Wert im Falle von gleichen Abständen der relevanten Kurven bei den Durchsätzen Q&sub1;, Q&sub2;und Q&sub3;.
Im tatsächlichen Fall einer nicht regelmäßigen Änderung, wie z. B. in Fig. 14 dargestellt, besitzt der oben genannte Näherungswert den Vorteil, daß er zumindest die vorteilhafte Eigenschaft aufweist, daß die Tangente den richtigen Wert hat und somit eine solche Korrektur Δf für die Schwingungsfrequenz erzeugt, daß auf jeden Fall eine Annäherung an die Resonanzspitze und daher an die Verwindungsresonanzfrequenz Frt erzielt wird.
Vom Blickwinkel des elektronischen Schaltkreises aus besteht die oben offenbarte Variante in einem einfachen Ersetzen des Schaltkreisteiles 76 aus Fig. 9 durch den in Fig. 10 gezeigten Schaltkreisabschnitt, bei welchem eine dritte Speichereinrichtung 77 vorgesehen ist, die dazu ausgelegt ist, über den oben genannten, nun 3-wegigen Schalter 47 das am Ausgang des Integrators 28 während der dritten Zyklusperiode verfügbare Signal U&sub3; zu speichern.
Die beiden Speichereinrichtungen 45 und 77 werden dann an den Additionsknoten 78 angeschlossen, um am Ausgang 79 den Wert (U&sub1;+U&sub3;) zu erhalten, der im Dividierer 80 durch 2 dividiert wird, um am Ausgang 81 den Mittelwert (U&sub1;+U&sub3;)/2 zu erhalten, der wie erwähnt, zur Berechnung der Näherungstangente mit Hilfe des Differenzknotens 49 und des Anpassers 51 verwendet werden soll, die bereits für den Basisschaltkreis beschrieben worden sind.
Dann ist, analog wie für den Basisschaltkreis, auch in diesem Fall ein Maximalwertwähler 81 vorgesehen, an den die Inhalte aller drei Speichereinrichtungen 45, 46 und 77 geführt sind, um den größten unter den erfaßten U-Werten auszuwählen.
In Fig. 2 ist für Beispielszwecke eine praktische Ausführung eines erfindungsgemäßen Durchflußmessers gezeigt, die aus einem einzelnen geradlinigen Rohr 65 besteht, durch welches das Fluid in Richtung des Pfeiles 1 strömt und das durch den impulskrafterzeugenden Elektromagneten 9, der auf die Mitte des Rohres wirkt, auf jener Frequenz in Schwingung versetzt wird, die der Resonanzfrequenz mit ihrer zweiten Harmonischen 3 (siehe insbesondere Fig. 8) entspricht.
Ein solcher Durchflußmesser, dessen Vorteile klar ersichtlich sind, u.zw. sowohl vom Blickwinkel der Minimierung der Druckverluste als auch vom Blickwinkel der Minimierung der Kosten und der strukturellen Komplikationen, insbesondere was die Probleme der Zentrierung und Ausrichtung betrifft, ist abgesehen von dem wirklich schwingenden Rohr 65 mit einem zweiten Rohr 66 versehen, das außerhalb und koaxial zum Rohr 65 liegt und die zweifache Aufgabe des Verbindens der beiden Anschlußflansche 67 und 68 und des Abstützens des impulskrafterzeugenden Elektromagneten 9 und der beiden elektromagnetischen Bremsen 15 und 16 erfüllt, die mit dem B-Bewegungs- Sensor 17 bzw. dem A-Bewegungs-Sensor 18 ausgestattet sind, welche beide den gleichen Aufbau und die gleiche Funktion haben wie die entsprechenden für das portalförmige Rohr 4 verwendeten Sensoren.
Dann wurde, insoweit als dieser Durchflußmessertyp speziell für große Rohre angezeigt ist, wo die notwendige impulskrafterzeugende Kraft sehr beträchtlich werden kann, gemäß der vorliegenden Erfindung eine Maßnahme gefunden, die zur beträchtlichen Reduzierung dieser Kraft und der damit korrespondierenden Abmessungen des impulskrafterzeugenden Elektromagneten geeignet ist.
Diese Maßnahme besteht im Verbinden des äußeren Rohres 66 mit dem inneren Rohr 65 an einem Punkt, der mit der Achse des impulskrafterzeugenden Elektromagneten 9 ausgerichtet ist, über eine elastische Metallmembran 69, d. h. mittels einer elastischen Komponente, die in der Lage ist, die Gesamtelastizitätskonstante des durch das Rohr und seine Abhängigkeiten gebildeten Systems zu erhöhen, so daß der Wert der Resonanzfrequenz mit der ersten Harmonischen (äquivalent zur Biegeresonanzschwingung) erhöht wird. In der Tat führt die Anwesenheit dieser zusätzlichen Einrichtung, insofern als diese exakt in der Mitte des Rohres angeordnet ist und somit in Übereinstimmung mit dem Knoten 70 (siehe Fig. 8) der Resonanzschwingung der zweiten Harmonischen (äquivalent zur Verwindungsresonanzschwingung) liegt, zu keinerlei Veränderungen der Resonanzfrequenz dieser zweiten Harmonischen, obwohl sie deren erste Harmonische verändert. Anderseits ist es durch eine geeignete Wahl dieser zusätzlichen Elastizitätskonstante möglich, die Resonanzfrequenz des ersten Vibrationsmodus (der ersten Harmonischen) des Rohres nahe an die Resonanzfrequenz des zweiten Vibrationsmodus (der zweiten Harmonischen) anzunähern, so daß, wenn die Steuerung der Bewegung weiterhin so durchgeführt wird, daß die Suche nach der der zweiten Harmonischen entsprechenden Resonanzfrequenz ausgeführt wird, die notwendige impulskrafterzeugende Leistung wesentlich geringer sein wird, weil das Rohr bereits auf einer Frequenz in der Nähe seiner Eigenresonanzfrequenz (der Biegeresonanzfrequenz) entsprechend der ersten Harmonischen schwingt.
Schließlich ist ein weiterer Vorteil dieser Art von praktischer Ausführungsform mit einem geradlinigen schwingenden Rohr durch die Tatsache gegeben, daß der Durchflußmesser gegenüber seismischen Störungen unempfindlich gemacht werden kann, ohne daß elastische Abstützungen erforderlich sind, weil das Gerät an eben diesen Anschlußflanschen 67 und 68 abgestützt werden kann, mit denen es nicht wechselwirkt, unter der Bedingung, daß es so dimensioniert wurde, daß das äußere Rohr in der entgegengesetzten Richtung zum inneren Rohr schwingt und keine Flanschrotation auftritt. Zu diesem Zweck genügt es, daß die Steifigkeit des inneren schwingenden Rohres und die Steifigkeit des äußeren Abstützrohres, an dem die magnetischen Bremsen und der impulskrafterzeugende Elektromagnet befestigt sind, zueinander in einem Verhältnis stehen, das dem Verhältnis ihrer jeweiligen Massen proportional ist.
Auf diese Weise erfolgen tatsächlich, indem das System bei einer höheren Frequenz als der Eigenresonanzfrequenz jedes der beiden Rohre in eine erzwungene Schwingung versetzt wird, die Schwingungen der beiden Rohre in gegenseitiger Phasenlage und somit ohne Rotation der Flansche, insofern, als auf diesen die Biegemomente der beiden Systeme gleich sind und sich gegenseitig aufheben; darüberhinaus bleibt der Schwerpunkt des Systems auf Grund der Tatsache, daß sich die beiden Massen in entgegengesetzter Phasenlage bewegen, praktisch stationär, mit dem Ergebnis, daß mit der Außenumgebung keine Wechselwirkungen bestehen. Die Grenze dieser Konfiguration ist aber durch die Anforderung gegeben, die externe Masse an die Masse des gemessenen Fluids anzupassen, so daß, wenn letzteres sich in einem beträchtlichen Ausmaß ändert, Einschränkungen der Geometrien und der Abstützungen für die in das System eintretenden Rohre vorgesehen werden müssen, um die Wechselwirkungen wiederholbar und gesteuert zu machen, insoweit, als sie selbst ein Teil des schwingenden Systems werden.
Aber durch einfaches Verdoppeln des Rohres und des Schlauches und dadurch, daß sie in entgegengesetzter Phasenlage in Schwingung versetzt werden, immer auf einer Frequenz, die mit der zweiten Harmonischen zusammenfällt, und in der Folge mit einer Erhöhung der Kosten und der strukturellen Komplexität ist es auf jeden Fall möglich, ein Meßsystem zu erhalten, das praktisch unempfindlich gegenüber sowohl Änderungen der Masse des Fluids als auch der Geometrie der Anschlußrohre ist.
In Fig. 16 ist ein weiterer Typ eines Durchflußmessers, ebenfalls in Übereinstimmung mit der Erfindung, gezeigt, der solch ein doppeltes geradliniges Rohr 71 und 71' aufweist und der eine ursprüngliche Lösung für die Anordnung sowohl der magnetischen Bremsen 15 und 16 als auch des impulskrafterzeugenden Elektromagneten 9 verwendet.
Diese Konstruktion ermöglicht die Erzielung eines doppelten Ausgangswertes oder die Reduzierung der Gesamtabmessungen bei gleicher Wirkung sowohl der Sensor/Bremsen-Anordnungen als auch des Anregers bzw. impulskrafterzeugenden Elektromagneten durch Erhöhung deren Hebelarmes sowie eine Gewichtserleichterung der bewegenden Teile, indem die oben genannten magnetischen Elemente stationär gemacht werden und nicht an einem schwingenden Träger befestigt sind.
Zusammengefaßt besteht die Trägereinrichtung für jede der oben genannten drei magnetischen Einheiten im wesentlichen aus einem Hebel 72 (siehe auch Fig. 17), der an einem Ende 73 mit dem beweglichen Teil des Elektromagneten oder den Bremsen und an seinem anderen Ende mit dem oberen Rohr 71' und mit dem unteren Rohr 71 über die elastische Klinge 74 bzw. die beiden elastischen Klingen 74' und 74'' verbunden ist, die untereinander über eine Versteifungsplatte 75 verbunden sind, wobei die beiden Klingensätze 74 und (74', 74'') sehr nahe nebeneinander angeordnet sind.
Die Verstärkung der Bewegung und der Kräfte ergibt sich damit proportional zum Verhältnis der Länge des Hebelarmes 72 zum Abstand zwischen den beiden Sätzen elastischer Klingen, die auch zur Abstützung dieses Hebelarmes dienen, wobei die stationären Körper der Bremsen 15 und 16 und des Elektromagneten 9 auf einem eigenen stationären Träger montiert werden können.
Mit Hilfe dieses Systems ist es einfach möglich, eine 100-fache Verstärkung und in der Folge eine beträchtliche Reduktion der Abmessungen der oben genannten magnetischen Einheiten bei gleicher Wirkung zu erzielen.

Claims

1. Verfahren zum Messen des Massendurchsatzes eines Fluids unter Verwendung der Corioliskraft, umfassend:

- Durchleiten des Fluids durch zumindest ein Rohr, das an seinen Enden an einem Träger befestigt ist,

- Versetzen des Rohres in Schwingung bei im wesentlichen seiner Verwindungsresonanzfrequenz mit Hilfe einer elektromagnetischen Krafterzeugungseinrichtung an einem Punkt in der Mitte seiner Länge,

- Erfassen der Ortsänderungen des Rohres unter Verwendung von Sensormitteln, die in einem Abstand von den beiden Seiten der elektromagnetischen Mittel zwischen diesen Mitteln und den Enden des Rohres jeweils angeordnet sind, um Meßsignale zu entwickeln, deren Amplituden die jeweiligen Ortsänderungen darstellen, und

- Ableiten eines Differenzsignales, das die Differenz zwischen den Meßsignalen darstellt, und Verwenden dieses Signales, um das Verwindungsmoment zu bestimmen, das durch die auf das Rohr und das darin strömende Fluid wirkenden Corioliskräfte erzeugt wird, um ein Ausgangssignal zu erzeugen, das für den Massendurchsatz des Fluids durch das Rohr repräsentativ ist, wobei

- das Differenzsignal dazu verwendet wird, das Signal zu steuern, welches an die elektromagnetischen Krafterzeugungsmittel angelegt wird, gekennzeichnet durch:

- Anlegen des Differenzsignales an einen Filterschaltkreis, um davon einen Mittelwert über ein bestimmtes Zeitintervall zu bilden und dadurch Störungen zu entfernen, die von Versorgungsänderungen, seismischen Störungen oder Fehlausrichtungen der Vorrichtung herrühren,

- Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz durch Verändern der Schwingungsfrequenz in Schritten und Erfassen des Maximalwertes des gemittelten Differenzsignales, das während dieses Veränderns auftritt,

- Aufbringen einer Bremskraft auf das Rohr an den Orten der Sensormittel proportional zu der Geschwindigkeit, mit der das Rohr seinen Ort ändert, und mit einer Intensität, die größer ist als die Corioliskraft.

2. Verfahren nach Anspruch 1, bei welchem die Bremswirkung an einem der Orte stärker ist als an dem anderen, wobei das Ausgangssignal kompensiert wird, um diese Differentialbremswirkung zu ermöglichen.

3. Durchflußmesser, der unter Verwendung der Corioliskraft gemäß dem Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 arbeitet, mit

- zumindest einem Rohr (4), durch welches das Fluid geleitet wird, wobei das Rohr an seinen Enden an einem Tragteil (7) befestigt ist,

- einem Elektromagnet (9), der so angeordnet ist, daß er das Rohr an einem Punkt in der Mitte seiner Länge in Schwingung versetzt,

- zwei Sensoren (17, 18), die an Orten zwischen dem Elektromagnet und den Enden des Rohres angeordnet sind und Ortsänderungen des Rohres erfassen, um Signale zu entwickeln, welche die jeweiligen Ortsänderungen darstellen,

- einem Verarbeitungsschaltkreis, der mit einem Differenzsignal arbeitet, welches die Differenz zwischen den Sensorsignalen darstellt, und es verwendet, um das Verwindungsmoment zu bestimmen, das durch die auf das Rohr und das darin strömende Fluid wirkenden Corioliskräfte erzeugt wird, um ein Ausgangssignal zu erzeugen, welches für den Massendurchsatz des Fluids durch das Rohr repräsentativ ist, und um das an die elektromagnetischen Krafterzeugungsmittel angelegte Signal zu steuern, dadurch gekennzeichnet, daß:

- die Verarbeitungsmittel aufweisen

- einen Filterschaltkreis (28, 29), dem das Differenzsignal zugeführt ist, um davon einen Mittelwert über ein bestimmtes Zeitintervall zu bilden und dadurch Störungen zu entfernen, die von Versorgungsänderungen, seismischen Störungen oder Fehlausrichtungen der Vorrichtung herrühren, wobei der Filterschaltkreis auch einen Mittelwert eines Signales liefert, das die Summe der Sensorsignale darstellt, und

- Mittel (76, 50, 52, 54, 32, 42) zum Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz durch Verändern der Schwingungsfrequenz in Schritten und Erfassen des Maximalwertes des gemittelten Differenzsignales, das während dieses Veränderns auftritt, und daß der Durchflußmesser ferner aufweist

- elektromagnetische Bremsmittel (14, 15, 16, 17), die Spulen beinhalten, welche am Tragteil befestigt und so angeordnet sind, daß sie eine Bremskraft auf das Rohr an den Orten der Sensormittel proportional zu der Geschwindigkeit, mit der das Rohr seinen Ort ändert, und mit einer Intensität aufbringen, die größer ist als die Corioliskraft, wobei die Bremswirkung an einem der Orte stärker ist als an dem anderen, und wobei die Verarbeitungsmittel Mittel zum Kompensieren des Ausgangssignales aufweisen, um diese Differenzbremswirkung zu ermöglichen.

4. Durchflußmesser nach Anspruch 3, bei welchem das Rohr im wesentlichen die Form eines Portales hat, d. h. einen oberen horizontalen Mittelabschnitt hat, der mit zwei vertikalen Abschnitten verbunden ist, deren untere bzw. freie Enden an horizontale Einlaß- und Auslaßrohrabschnitte angeschlossen sind, welche an Schultern des Tragteiles befestigt sind, wobei der Tragteil eine im allgemeinen vertikale Platte ist, die über einen elastischen Teil (21) auf einer Basis montiert ist, und wobei die Bremsmittel in den oberen Ecken des Portales, d. h. an den Verbindungsstellen des oberen horizontalen Abschnittes des Rohres mit den vertikalen Abschnitten, angeordnet sind.

5. Durchflußmesser nach Anspruch 3, bei welchem das Rohr geradlinig und am Tragteil über Verbindungsflansche befestigt ist.

6. Durchflußmesser nach Anspruch 3, bei welchem zwei geradlinige Rohre vorhanden sind, und die elektromagnetischen Mittel und die Bremsmittel auf beide Rohre wirken.

7. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß der impulskrafterzeugende Elektromagnet und die beweglichen Spulen der beiden obigen magnetischen Bremsen zwischen den beiden Rohren angeordnet sind, wobei jede(r) von ihnen jeweils mit Hilfe eines Armes angebracht ist, der an einem Ende mit dem beweglichen Teil des impulskrafterzeugenden Elektromagnetes bzw. den Spulen der Magnetbremsen und an seinem anderen Ende mit zwei elastischen Metallklingen verbunden ist, die am Ende des Armes sehr nahe beieinanderliegend angeordnet und jeweils an einem der beiden geradlinigen Rohre befestigt sind.

8. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Schwingung des Rohres bzw. der Rohre mit Hilfe von zwei impulskrafterzeugenden Elektromagneten erzielt wird, die mit gleichen Kräften bezüglich der beiden Wirkpunkte der Magnetbremsen wirken.

9. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Ortsänderungssensoren Geschwindigkeitssensoren sind, die in den Elektromagnetbremsen integriert sind.

10. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6, dadurch gekennzeichnet, daß die obigen Filtermittel im wesentlichen aus einem analogen Integrator bestehen, an dessen Eingang das Summensignal und das Differenzsignal der Ortsänderungen geschickt werden, nachdem diese Signale zyklisch mit der Abfolge der Werte 1; 0,5; -0,5; -1; -0,5; 0,5 multipliziert worden sind, u.zw. auf Befehl eines Sequenzers, der die Synchronisierung und den Takt für die Integrationszeit vorgibt.

11. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6 und 10, dadurch gekennzeichnet, daß die obigen Mittel zum Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz bei konstantem Durchsatz im wesentlichen aus zwei Speichereinrichtungen bestehen, in denen die Ergebnisse zweier aufeinanderfolgender Integrationen des analogen Integrators über einen vom Sequenzer gesteuerten Schalter gespeichert werden, wobei die Ausgänge der Speichereinrichtungen an einen Differenzknoten geführt sind, welcher mit einem Anpassungsmultiplizierer verbunden ist, der mit einer vorgegebenen Konstante multipliziert und seinerseits an eine Analogspeichereinrichtung angeschlossen ist, in welcher er seinen Ausgangswert nur am Ende jeder Gruppe von Integrationsperioden akkumuliert, die durch zwei Perioden von Integrationen auf Befehl des Sequenzers gebildet ist, welcher ferner einen Störgenerator steuert, um jede zweite Periode ein kleines Analogsignal (δf) an einen Additionsknoten abzugeben, an den ferner der Ausgang der Analogspeichereinrichtung geführt ist, wobei der Ausgang dieses Additionsknotens mit einem Spannungs/ Frequenz-Wandler verbunden ist, dessen Ausgang an eine PID-Einheit geführt ist, um das den Anregungsschaltkreis des impulskrafterzeugenden Elektromagneten steuernde Konstantamplitudensignal in der Frequenz zu modulieren, sowie an den Sequenzer zur Basissynchronisation geführt ist.

12. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6 und 11, dadurch gekennzeichnet, daß die obigen Mittel zum Suchen und Aufrechterhalten der Verwindungsresonanzfrequenz bei variablem Durchsatz im wesentlichen aus drei Speichereinrichtungen bestehen, in denen die Ergebnisse dreier aufeinanderfolgender Integrationen des analogen Integrators über einen vom Sequenzer gesteuerten Schalter gespeichert werden, wobei die Ausgänge der beiden Speichereinrichtungen, die den ersten und den dritten integrierten Wert enthalten, an einen Additionsknoten geführt sind, welcher mit einem Dividiert-durchzwei-Teller verbunden ist, der seinerseits mit dem Differenzknoten aus Anspruch 11 verbunden ist, welcher mit denselben Elementen wie in Anspruch 11 angegeben verbunden ist, mit dem einzigen Unterschied, daß nun Zyklen aus drei Integrationsperioden berücksichtigt werden, und folglich der Störgenerator ein Analogsignal (δf) immer und nur während der zweiten Periode der drei Perioden sendet.

13. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach Anspruch 3 oder 4 oder 6 und 11 oder 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Mittel zum Auswählen des maximalen Ausgangs aus einem Maximumwähler bestehen, an dessen Eingang die Ausgänge der Speichereinrichtungen geführt sind.

14. Meßinstrument oder Durchflußmesser nach den vorhergehenden Ansprüchen, dadurch gekennzeichnet, daß die Mittel zum Kompensieren der Differenzwirkung der Magnetbremsen aus einem Differenzknoten bestehen, an den der Ausgang des Maximumwählers und der Ausgang eines Signalgenerators geführt sind.