(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
気体と油および水からなる多相流体が流れる流管内に、スプリングで同軸一体に接続され流れ方向に支持されたブレードの取り付け角度の異なる２つの回転可能な翼車において下流側翼車のブレード角を上流側翼車ブレード角よりも大きくした翼車と、前記流管の前記２つの翼車の周方向で軸方向に並設された２つのピックアップとからなるタービン質量流量計と、前記翼車の上流側に挿着された圧力損失が小さく高効率のホモジナイザと、前記流管内に配置された前記ホモジナイザ、前記タービン質量流量計の各構成要素に因る圧力損失を計測するための所定箇所の流体圧を計測する２つの圧力計と、前記２つの圧力計の差圧を計測する差圧計と、前記多相流体の温度を計測する温度計とを具備したことを特徴とする多相流体流量計。
【請求項２】
前記ホモジナイザとして、４５°方向に交差し固定された邪魔板で形成されたスタティックミキサエレメントを９０°位相をずらして直列に複数個接続したスタティクミキサ部と短冊状のプレートをその長手方向と直角に捻った捻れフィンエレメントをパイプ断面全面にわたって束ね接合した捻れフィン束部とを連接したホモジナイザを用いたことを特徴とする請求項１に記載の多相流体流量計。
【請求項３】
前記捻れフィンエレメントのプレート面に、透孔を設けたことを特徴とする請求項２に記載の多相流体流量計。
【請求項４】
前記所定箇所を、前記ホモジナイザの上流、前記ホモジナイザと前記タービン質量流量計の間、前記タービン質量流量計の２つの翼車の間、前記タービン質量流量計の下流としたことを特徴とする請求項１又は２に記載の多相流体流量計。
【請求項５】
請求項１乃至４のいずれか一項に記載の多相流体流量計において、
計測時間ｔの間に計測された前記翼車の回転数Ｎと、複数回計測され伝送された前記２つの翼車間に生じる偏位角に基づく回転時間差△ｔと、前記差圧計の出力である圧力損失△Ｐ、前記多相流体の温度Ｔの平均値ＴAを計算するステップと、
流体温度Ｔの平均値ＴAの多項式から、油成分の密度ρO及び水の密度ρWを計算し、前記回転数Ｎと計測時間ｔから、回転角速度ωを計算し、時間差△ｔの平均値△ｔA、計測時間ｔ、回転数Ｎ及びバネ定数ｋから見掛けの回転トルクＭを計算し、これより初期トルクＭ0を減じて回転トルクＭSを計算するステップと、ある密度階差△ρをもって、階差液相密度を計算するエリアで、初期値ρL1＝ρOを与え、ρL2＝ρO＋△ρを計算するステップと
水分率計算エリアで、初期値液相密度ρL1から、α1を計算するステップと、あるボイド率階差（△β）をもって階差ボイド率を計算する階差ボイド率計算エリアで、初期値β1＝βm1nを与え、次にβ2＝βm1n＋△βを計算するステップと、
水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数であるところの回転比εmpの式からεmp1、εmp2を計算し、計算総体積流量Ｑmp1、Ｑmp2を、前記回転角速度ω1，ω2に流路断面積Ａ、翼車の平均半径ＲAを乗じ、それぞれεmp1、εmp2で除して求め、総体積流量Ｑmp、液相密度ρLと圧力損失△Ｐの関数である計算ボイド率βE1、βE2を求め、この計算ボイド率βE1、βE2と階差ボイド率β1、β2との差の絶対値△βE1、△βE2を求めるステップと、
求められた△βE1と△βE2を比較し、△βE2≦△βE1なら、βE2とＱmp2が記憶され、△βE2＞△βE1なら、βE1とＱmp1が残り、次のβE3とＱmp3とを計算するために、以前のステップに戻り、再び△βE3と△βE2又は、△βE3と△βE1が比較されるステップと、
このようにｊ＝１〜ｎにわたって、この計算ループが、ｎ回繰り返され、最後まで勝ち残ったＱmpjとβEjが、チャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjとして残るステップと、
このチャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjを用いて、水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数である回転トルク比ξmpに、α1とβEbjを代入して、先に求めた回転トルクＭSに流路断面積Ａを乗じ、回転トルク比ξmpと最良総体積流量Ｑmpbj及び翼車の平均半径ＲAで除して総質量流量Ｇmp1を求め、この総質量流量Ｇmp1を最良総体積流量Ｑmpbjと最良液相率（１−βEbj）で除して、計算液相密度ρLE1を計算し、ρL1とρLE1との差の絶対値△ρLE1を計算し、初期値とするステップと、
次のρLiの計算のため、以前のステップに戻り、△ρLE2と△ρLE1が比較され、△ρLE2≦△ρLE1なら、ρLE2とＧmp2が記憶され、△ρLE2＞△ρLE1なら、ρLE1とＧmp1が残り、次のρLE3とＧmp3とを計算するために、以前のステップに戻り、再び△ρE3と△ρE2又は、△ρE3と△ρE1が比較されるステップと、
このように比較値が小さい方のＧmp及びρLEが、記憶データとして残り、大きい方のＧmp及びρLEは捨てられ、ｉ＝１〜ｎのｎ回循環計算が行われ、最後まで残ったチャンピオン（最良値）が最良総質量流量Ｇmpbと最良液相密度ρLbとして選ばれ、それを使って  最終的な水分率αEが計算されるステップと、
最後まで生き残った最良総体積流量Ｑmpb、最良ボイド率βEb、最良総質量流量Ｇmpb、最良液相密度ρLb、最終的な水分率αEが出力されるステップと、
この出力された各最良値を用いて、多相流体の体積流量ＱMPと液体質量流量ＧLおよび気体体積流量ＱG，油体積流量ＱO，水分体積流量ＱWを演算するステップと、
を備えたことを特徴とする多相流体流量演算方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、多相流体流量計に関し、より詳細には、タービン質量流量計を用い、油ガス田等から産出される油・水およびガスの混合体からなる多相流体を、各々の流量を相分離することなく、その流量を個別に得る多相流体流量計に関する。
【０００２】
【従来の技術】
石油および天然ガスは、水力・原子力と並び現在、主要なエネルギ源であるが、有限の地球資源であり、可採埋蔵量の約半分は開発環境の厳しい深海域あるいは氷海域に属し、しかも、油ガス田は小規模化してきており、これらの坑井から産出される油・水・ガスの混相流（以後、多相流と記す）の分離・精製工程においては、コスト削減のための合理化が求められている。このために、深海域等の坑井から産出される多相流体は、相分離されることなく、陸地に高圧移送され、採油井採収工程を経て分離精製され、油・ガスは目的地に向け送油・送ガスされ、水分は排水処理される。この場合、採油井採収工程に向け高圧移送された多相流体は、まず、採油井の管理や採取工程ないし出荷の管理のために流量計測される。通常、多相流の流量計測においては、相分離工程を経て、ガス・油・水等の単相流にしてから、ガス流量と油および水の各々の流量が計測される。しかし、この方法では、相分離のための設備費用が嵩むという問題点があるため、多相流体の状態のままで、気相のガスおよび液相である油と水の流量を計測できる流量計測技術が要求されている。
【０００３】
このため、従来、多相流体を相分離することなく多相流体を計測する多くの試みがなされている。例えば、可動部を持たない多相流体流量計測法として、密度計と超音波流量計を利用した相互相関法によるもので、密度計としてγ線式密度計等を用いて気液二相流の平均密度を測定し、平均密度からボイド率を求めて該ボイド率と超音波流量計で計測した多相流体の体積流量から各々の流量を求める方式である。この場合更に、水分率を計測する要素を追加することによって油および水の流量を測定できるが、γ線式密度計のように高価なセンサを必要とし、コスト高を招くという問題がある。
【０００４】
また、Ａｒｃｈｅｒ等が「水平二相流における流量計測に関するソウトウェアー技術」（ＳＰＥ Production Engneering August 1991）に記載されているように、気液二相流体が流れている直管の軸方向に定められた数箇所の位置で圧力値と断面平均ボイド率を測定して、測定された圧力と差圧変動波形の統計的特徴とボイド率の統計的特徴とを利用して気液二相流の各相の流体流量を求める方法がある。
【０００５】
また、「タービン流量計による気液二相流の各相体積流量の同時計測法」（日本機械学会論文集（Ｂ編），６２巻５９３号（1996-1)，論文No.95-0135）において、タービン流量計の羽根車の回転数と該タービン流量計の前後の差圧を測定することにより、二相流体の各相の体積流量を同時に計測する方法を提案している。すなわち、タービン流量計に気液二相流を流したときの特性において、タービン流量計の流路断面積Ａと翼車平均半径ＲAおよび回転角速度ωの積に対する体積流量Ｑの比である無次元数としての回転比εは、羽根車の軸受の摩擦トルクが単相流の場合と同じであるが、気液二相流の流体力による翼車のトルクはボイド率αにより変わること、ホモジナイザの使用により、気液二相流においては、気液体積流量比βが実ボイド率に略等しいことから、回転比εと気液体積流量比βの関係が求められることを応用したものである。
【０００６】
更に、本出願人は、以前、ブレードの取り付け角度が異なる２つの羽根車（以後、翼車と記す）をスプリングで同軸に接続し、該２つの翼車の流体トルク差に比例した捩れ偏位の時間差に比例して質量流量を計測するタービン質量流量計を用いて、油・水・ガスの多相流の各相の体積流量および質量流量を計測するものを出願している（特開昭１０−２８１８４５号公報、以下「先願発明」という）。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
上記した気液二相流の各相の流量を密度計と超音波流量計を用いて計測する方法は、水分と油とを判別できず、油採掘における油の他に水分を含む液相をもつ多相流体流量計測には適用できない。
【０００８】
また、Ａｒｃｈｅｒ等が提案した圧力波形やボイド率波形を確率的に処理して統計的特徴から各相の流速（見かけの流速）を求める方法は、油田坑口から噴出する多相流をオンラインで計測することを可能とするが、この場合も液相の油と水との流量を求めることが不可能である。更には、流管内において気液二相流の流れを一様化した状態で圧力計や差圧計およびボイド率計等のセンサにより圧力波形やボイド率波形を正しく検出し、流管上流での曲りや勾配による流動変動をなくすためには長大な流管と数多くのセンサを必要としコスト高を招くという問題がある。
【０００９】
更に、タービン流量計を用いた気液二相流の各相体積流量の同時計測法においても気液二相流が、油と水およびガスからなる多相流である場合は油と水分を判別できず、油と水各々の体積流量および質量流量を求めることは不可能である。
【００１０】
更に、タービン流量計としてブレードの取り付け角度が異なる２つの羽根車（以下、「翼車」という）をスプリングで同軸に接続し、該２つの翼車の流体トルク差に比例した捩れ偏位の時間差に比例して質量流量を計測する方式のものを用いて、油・水・ガスの多相流の各相の体積流量および質量流量を計測する先願発明は、計測の理論や方法について述べられているが、その計算手法や具体的な手段、例えば、回転比や回転トルク比の求め方や各流量の演算方法等が欠落しているために、実際上、多相流量の計測は困難であった。以下、この先願発明の多相流体流量計について説明する。
【００１１】
図９は、先願発明に係る多相流体流量計の構成を示す図である。
図中、１はタービン質量流量計、２は流管（多相流体流量計管体）、３′，４′は整流器、５，６は軸受、７は第１翼車、８は第２翼車、９，１０は回転軸、１１はスプリング、１２，１３はピックアップ、１４′はラインミキサ、１５，１６は圧力計、１７は差圧計、１８′は演算部、１９は出力部、２０は温度計、２１は流管である。
【００１２】
先願発明に係る多相流体流量計は、図に示すように、タービン質量流量計１の上流側に、流入する多相流を均等に混合するラインミキサ１４′が挿着され、タービン質量流量計１の後流に多相流体の温度を計測する温度計２０が挿入された流管２１が接合されている。
ラインミキサ１４′は、４５°方向に交差し固定された邪魔板で形成されたスタティックミキサエレメントを９０°位相をずらして直列に複数個接続したスタティクミキサからなる。
【００１３】
また、圧力を測定するためにラインミキサ１４′の上流側の２ａに圧力計１５がタービン質量流量計１の下流側２ｄに圧力計１６が、圧力計１５，１６から求められる圧力損失ΔＰを計測する差圧計１７と、更に、タービン質量流量計１で計測された多相流体の体積流量ＱMPと液体質量流量ＧLおよび気体体積流量ＱG，油体積流量ＱO，水分体積流量ＱW等を演算出力する変換器１８′と出力部１９が設けられている。
以下、これら構成要素および出力の演算方法について説明する。
【００１４】
タービン質量流量計１は、既知のもので、ブレードの取り付け角度θ1の第１翼車７と、第１翼車７の後流側にスプリング１１で同軸に接続された取り付け角度θ2（θ1＞θ2）の第２翼車８が、軸受５を有する上流側の整流器３′と、軸受６を有する下流側の整流器４′に、回転軸９と回転軸１０とで回転自在に支持されている。第１翼車７と第２翼車８のブレード数は等しく、翼車の回転は、流管２の各々の翼車の周方向で軸方向に並設されたピックアップ１２，１３により電磁的に検出される。
【００１５】
以上のごとく構成されたタービン質量流量計１に、質量流量Ｇの流体が矢印方向に流速υで流入したとき、スプリング１１で連結された各々の翼車は、一体になり流速υに比例した角速度ωで回転する。また、第１翼車７と第２翼車８とはスプリング１１で連結されているので、第１翼車７と第２翼車８が流体から受けるトルク差に比例し、スプリング１１のバネ定数ｋで定まる捩り偏位角δが生ずる。
また、翼車全体は流速υに比例した回転角速度ωで回転しているので、ピックアップ１２，１３の検出信号から翼車が偏位角δだけ回転するのに要する時間ｔを検出し、捩り偏位角δを求める。
【００１６】
前記において、単相流体を計測するタービン流量計では、翼車の回転角速度ωは流速υに比例することを述べた。しかし、この比例関係は、実際のタービン流量計では高レイノルズ（Ｒｅ数）領域においては成立するが、低Ｒｅ数領域では成立せず、非線形領域が生ずる。これは、翼車のブレードに作用する単相流の粘性抵抗係数がＲｅ数特性をもっており、層流や層流と乱流の中間域では粘性抵抗係数が変化することによる。その他の理由として、翼車の回転力に比べて軸受摩擦トルクは高Ｒｅ数領域では無視できるが、低流速域では軸受摩擦域では軸受摩擦トルクの影響を無視できなくなるからである。
【００１７】
タービン流量計においては、このような特性を解析するために無次元化した特性式が用いられ、無次元値として、
回転比ε＝ＡＲAω／Ｑ
但し、Ａ：流管の通路断面積，ＲA：翼車の平均半径，Ｑ：体積流量
が求められる。回転比εは、被測定流体を理想流体として翼車の形状寸法および出口流体の遅れに相当する滑り係数のみにより定められる項と、軸受摩擦トルクや流体抵抗による遅れ要素の項の和として各々無次元化され分離算出される。
【００１８】
二相流体の場合も、同様の方法により、回転比が求められるが、二相流の場合の回転比εTPは、上記翼車の滑り係数の値が変わらず、これにボイド率αと気相流速υGおよび液相流速υLが、半径ｒ方向に一定と仮定して、二相体積流量ＱTPおよび質量流量Ｇを以下のように求める。
【００１９】
１．まず、質量流量Ｇを、第１翼車７と第２翼車８の捩り偏位角δから求める。
２．次に、先に述べた通り、ホモジナイザを使用することにより気液二相流においては、気液体積流量比βが実ボイド率に略等しく、回転比εTPと気液体積流量比βの関係が求められることから、二相体積流量ＱTPを、翼車の角速度ωと二相流の場合の回転比εTP から求める。
３．差圧計１７により求めた圧力計１５，１６の差圧から圧力損失ΔＰを計測し、ボイド率βを求め、液体量（油量＋水分量）と気体量（ガス量）を算出する。
４．１．で求めた質量流量Ｇを、２．で求めた体積流量ＱTPに液相率（１−β）を乗じた液体流量ＱTP（１−β）で割り、平均密度を計算し、水分率を求め、油量と水分量を算出する。
【００２０】
上記１．〜４．に従って求められた各流量が、十分な精度が得られない要因として、
（１）上流側に翼車ブレード角θ１が下流側翼車ブレード角θ２よりも大きかった。
（２）その演算に使用される演算式は、質量流量計１に流入する多相流が、均一に混合されたものとして理論的に求めたものであるので、スタティクミキサのみからなるラインミキサ１４′では、特に、対象が気液流体では、その混合度が十分なものが得られず、中に含まれる気泡が大きく、求められた各流量は、誤差を含んだものとなった。
（３）さらに、上記した体積流量Ｑを求める演算式は、ボイド率のみの関数と仮定したが、水分率にも関係することが分かったこと、質量流量Ｇについては、前後翼車の位相差である偏位角δから求まると仮定したが、それ以外、ボイド率及び水分率にも依存することが明らかになったが、上記演算過程ではそれらを加味してなかった。
（４）回転比ε は、一義的に決まる定数ではなく、ボイド率と水分率の複雑な関数である。
上述４つの事項があることが、実験、解析を繰り返し行うことにより判明した。
【００２１】
本発明は、先願発明の改良に係り、上述した実情に鑑みてなされたもので、ブレードの取り付け角度が異なる２つの翼車において下流側翼車のブレード角を上流側翼車ブレード角よりも大きくした翼車をスプリングで同軸に接続し、該２つの翼車の流体トルク差に比例した捩れ偏位の時間差に比例して質量流量を計測する方式のタービン質量流量計を用いて、上流側に新たに考案した多相流体を十分に混合するホモジナイザを設け、タービン質量流量計から得られる測定値をより理論式に即したものとし、また、各流量を計算で求める際、体積流量については、ボイド率に加え、水分率を考慮するようにし、質量流量については、ボイド率及び水分率をも考慮するようにして、回転比と、本発明で新たに導入した回転トルク比のボイド率及び水分率との複雑な関数関係をベスト値選択方式を採用し取り込むようにし、より実体に即した油・水・ガスの多相流の各相の体積流量および質量流量をより精度を向上させて計測することを目的とするものである。
【００２２】
【課題を解決するための手段】
本発明は、多相流体流量計であって、気体と油および水からなる多相流体が流れる流管内に、スプリングで同軸一体に接続された流れ方向と平行に回転可能に支持されたブレードの取り付け角度の異なる２つの翼車において下流側翼車のブレード角を上流側翼車ブレード角よりも大きくした翼車と、前記流管の前記２つの翼車の周方向で軸方向に並設された２つのピックアップとからなるタービン質量流量計と、前記翼車の上流側に挿着された圧力損失が小さく高効率のホモジナイザと、前記流管内に配置された各構成要素に因る圧力損失を計測するための所定箇所の流体圧を計測する２つの圧力計と、前記２つの圧力計の差圧を計測する差圧計と、前記多相流体の温度を計測する温度計とを具備したことを特徴とするものである。
さらに、本発明は、前記ホモジナイザとして、４５°方向に交差し固定された邪魔板で形成されたスタティックミキサエレメントを９０°位相をずらして直列に複数個接続したスタティクミキサ部と短冊状のプレートをその長手方向と直角に捻った捻れフィンエレメントをパイプ断面全面にわたって束ね接合した捻れフィン束部とを連接したホモジナイザを用いたことを特徴とする。
さらに、本発明は、前記捻れフィンエレメントのプレート面に、透孔を設けたことを特徴とする。
さらに、本発明は、前記所定箇所を、前記ホモジナイザの上流、前記ホモジナイザと前記タービン質量流量計の間、前記タービン質量流量計の２つの翼車の間、前記タービン質量流量計の下流としたことを特徴とする。
【００２３】
さらに、本発明は、前記各多相流体流量計において、計測時間ｔの間に計測された前記翼車の回転数Ｎと、複数回計測され伝送された前記２つの翼車間に生ずる偏位角δの回転時間差△ｔと、前記差圧計の出力である圧力損失△Ｐ、前記多相流体の温度Ｔの平均値を計算するステップと、
流体温度Ｔの平均値ＴAの多項式から、油成分の密度ρO及び水の密度ρWを計算し、前記回転数Ｎと計測時間ｔから、回転角速度ωを計算し、時間差△ｔの平均値△ｔA、計測時間ｔ、回転数Ｎ及びバネ定数ｋから見掛けの回転トルクＭを計算し、これより初期トルクＭ0を減じて回転トルクＭSを計算するステップと、
ある密度階差△ρをもって、階差液相密度を計算するエリアで、初期値ρL1＝ρOを与え、ρL2＝ρO＋△ρを計算するステップと、
水分率計算エリアで、初期値液相密度ρL1から、α1を計算するステップと、
あるボイド率階差（△β）をもって階差ボイド率を計算する階差ボイド率計算エリアで、初期値β1＝βm1nを与え、次にβ2＝βm1n＋△βを計算するステップと、
水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数であるところの回転比εmpの式からεmp1、εmp2を計算し、計算総体積流量Ｑmp1、Ｑmp2を、前記回転角速度ω1，ω2に流路断面積Ａ、翼車の平均半径ＲAを乗じ、それぞれεmp1、εmp2で除して求め、総体積流量Ｑmp、液相密度ρLと圧力損失△Ｐの関数である計算ボイド率βE1、βE2を求め、この計算ボイド率βE1、βE2と階差ボイド率β1、β2との差の絶対値△βE1、△βE2を求めるステップと、
求められた△βE1と△βE2を比較し、△βE2≦△βE1なら、βE2とＱmp2が記憶され、△βE2＞△βE1なら、βE1とＱmp1が残り、次のβE3とＱmp3とを計算するために、以前のステップに戻り、再び△βE3と△βE2又は、△βE3と△βE1が比較されるステップと、
このようにｊ＝１〜ｎにわたって、この計算ループが、ｎ回繰り返され、最後まで勝ち残ったＱmpjとβEjが、チャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjとして残るステップと、
このチャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjを用いて、水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数である回転トルク比ξmpに、α1とβEbjを代入して、先に求めた回転トルクＭSに流路断面積Ａを乗じ、回転トルク比ξmpと最良総体積流量Ｑmpbj及び翼車の平均半径ＲAで除して総質量流量Ｇmp1を求め、この総質量流量Ｇmp1を最良総体積流量Ｑmpbjと最良液相率（１−βEbj）で除して、計算液相密度ρLE1を計算し、ρL1とρLE1との差の絶対値△ρLE1を計算し、初期値とするステップと、
次のρLiの計算のため、以前のステップに戻り、△ρLE2と△ρLE1が比較され、△ρLE2≦△ρLE1なら、ρLE2とＧmp2が記憶され、△ρLE2＞△ρLE1なら、ρLE1とＧmp1が残り、次のρLE3とＧmp3とを計算するために、以前のステップに戻り、再び△ρE3と△ρE2又は、△ρE3と△ρE1が比較されるステップと、
このように比較値が小さい方のＧmp及びρLEが、記憶データとして残り、大きい方のＧmp及びρLEは捨てられ、ｉ＝１〜ｎのｎ回循環計算が行われ、最後まで残ったチャンピオン（最良値）が最良総質量流量Ｇmpbと最良液相密度ρLbとして選ばれ、それを使って、最終的な水分率αEが計算されるステップと、
最後まで生き残った最良総体積流量Ｑmpb、最良ボイド率βEb、最良総質量流量Ｇmpb、最良液相密度ρLb、最終的な水分率αEが出力されるステップと、
この出力された各最良値を用いて、多相流体の体積流量ＱMPと液体質量流量ＧLおよび気体体積流量ＱG，油体積流量ＱO，水分体積流量ＱWを演算するステップと、
を備えたことを特徴とする多相流体流量を求める方法である。
【００２４】
【発明の実施の形態】
図１は、本発明の多相流体流量計の構成の一実施例を示す図である。なお、先願発明と同一の構成要素には、同じ符号を付している。
タービン質量流量計１、流管（多相流体流量計管体）２、軸受５，６、第１翼車７、第２翼車８、回転軸９，１０、スプリング１１、ピックアップ１２，１３、圧力計１５，１６、差圧計１７、演算部１８、出力部１９、温度計２０、流管２１は、先願発明と共通している。
３，４はサポートフィンで、単に軸受５，６を支えるもので格別整流作用は必要としない。
１４は先願発明のラインミキサ１４′に代わるもので、先願発明のラインミキサ１４′と同じ構造のスタティックミキサからなるスタティックミキサ部１４−１と、本発明特有の構造である捻れフィン束部１４−２とで構成されるホモジナイザである。
【００２５】
本発明の多相流体流量計は、タービン質量流量計１の上流側に、流入する多相流を均質に混合するホモジナイザ１４が挿着され、タービン質量流量計１の下流に多相流体の温度を計測する温度計２０が挿入された流管２１が接合されている。
また、ホモジナイザ１４の上流側２ａに圧力計１５が、タービン質量流量計１の下流側２ｄに圧力計１６がそれぞれ配置され、圧力計１５，１６から求められる圧力損失ΔＰ（Ｐ１−Ｐ２）を計測する差圧計１７と、更に、タービン質量流量計１で計測された多相流体の体積流量ＱMPと液体質量流量ＧLおよび気体体積流量ＱG，油体積流量ＱO，水分体積流量ＱW等を演算出力する演算部１８と出力部１９が設けられている。
本願発明のこれら構成要素および出力の演算方法について、以下、詳細に説明する。
【００２６】
タービン質量流量計１は、前記した通り既知のものである。但し第１翼車７のブレード取付角θ1と第２翼車のブレード取付角θ2はθ1＜θ2であること、第１翼車７と第２翼車８のブレードは各々任意の数で等しくなくともよいことである。
【００２７】
ホモジナイザ１４は、スタティックミキサ部１４−１と、捻れフィン束部１４−２からなり、スタティクミキサ部１４−１は、従来のラインミキサ１４′に用いられた４５°方向に交差し固定された邪魔板で形成されたスタティックミキサエレメントを９０°位相をずらして直列に複数個接続したものである。捻れフィン束部１４−２は、短冊状のプレートをその長手方向と直角に捻った捻れフィンエレメントをパイプ断面全面にわたって束ね接合したものである。
【００２８】
図２は、本発明のホモジナイザの一実施例を示す図である。図２（Ａ）は、正面図、図２（Ｂ）は、左側面図、図２（Ｃ）は、捻れフィンエレメントの構成を示す図である。
流管２内に、スタティックミキサ部１４−１と、捻れフィン束部１４−２からなるホモジナイザ１４が、タービン質量流量計１の上流側に挿着されている。ａ1，ａ2は、スタティックミキサ部１４−１のスタティックミキサエレメント、ｂ1〜ｂ19は、捻れフィン束部１４−２を構成する捻れフィンエレメントで、ｃ1〜ｃ19は、捻れフィンエレメントｂ1〜ｂ19を固定するリングである。
【００２９】
ホモジナイザ１４の上流側のスタティックミキサ部１４−１は、複数平板を４５°方向に交差させた邪魔板からなるスタティックエレメントａ1，ａ2を９０°位相をずらせて連接したものである。また、捻れフィン束部１４−２は、短冊状のプレートをその長手方向と直角に一回転捻った捻れフィンエレメントｂ1〜ｂ19の両端をリングｃ1〜ｃ19に固着し、そのリング同士を、図２（Ｂ）の側面図に示すようにパイプ断面全面にわたって概ね１９個束ね接合した構成となっている。
【００３０】
ホモジナイザ１４は、先願発明におけるラインミキサ１４′に比べて抵抗係数及び圧力損失が小さく、捻れフィン束部１４−２では、ほとんど圧力損失を受けない。また、多相流体が、捻れフィン束部１４−２を通過する際、各捻れフィンエレメントｂ1〜ｂ19の表面に沿って流体が流れることにより、流体は回転させられ、せん断力が作用し、多相流体の中に含まれる気泡は、連続的に次々と切断され、微細化され、ホモジナイザ１４の出口では、気泡の大きさが細かく且つ均一なものとなる。そして、それは流管断面全体にわたって同様に作用し、多相流体、特に問題となる気液二相流においては気体と液体が十分に均質に混合されて、あたかも単一相の流体のごとき特性を呈することが分かった。そのため本ホモジナイザを使用することにより、多相流量計は気液体積流量比をボイド率として計測することになり、各相流量計測精度が向上する。
【００３１】
また、先願発明におけるラインミキサ１４′は、下流に旋回流を発生させるので、タービン質量流量計に流入する前に整流する必要があったが、本発明のホモジナイザ１４は、前記したように捩れフィンエレメントｂ1〜ｂ19が、それに沿って流れる流体に回転運動を与えるが、回転運動は、各捻れフィンエレメント毎に流管断面を分割してそれぞれ独立して発生するため、回転運動による遠心力は互いに打ち消しあって、遠心力のない流れ（旋回流なし）となり、下流には旋回流が発生しないので、本発明では、先願発明において採用されていた整流器３，４が不必要となり、構造上もより簡便なもので済む。
【００３２】
以上のごとく構成された本発明の多相流体流量計に、質量流量Ｇの流体が矢印方向に流速υで流入したときのタービン質量流量計１の作用は、先願発明と同様で、スプリング１１で連結された各々の翼車は、一体になり流速υに比例した角速度ωで回転する。また、第１翼車７と第２翼車８とはスプリング１１で連結されているので、第１翼車７と第２翼車８が流体から受けるトルク差に比例し、スプリング１１のバネ定数ｋで定まる捩り偏位角δが生ずる。この捩り偏位角δは、多相流の質量流量Ｇmp及び体積流量Ｑmpによって変化する。
【００３３】
そして、翼車全体は流速υに比例した回転角速度ωで回転しているので、ピックアップ１２，１３の検出信号から翼車が偏位角δだけ回転するのに要する時間△ｔを検出し、捩り偏位角δを求める。
この時間差△ｔは、総質量流量Ｇmpを決定するために使われ、翼車全体の回転角速度ωは総体積流量Ｑmpを決定するために使用される。また、温度計により計測された流体温度Ｔは、液体の密度ρLを補正するために使用される。
この多相流体流量計は、翼車の回転角速度ω、時間差△ｔ、流体温度Ｔ及び圧力損失△Ｐを測定することによって、油、水及びガスからなる三相流体の各流量を求めるものである。
【００３４】
総体積流量Ｑmpは、前記無次元化した特性式における無次元値である回転比εmpとの関係から次式で表わされる。
Ｑmp＝ＡＲAω／εmp                            …（１）
ただし      Ａ：流管断面積＝π（Ｒa2−Ｒb2）
ここで
Ｒa：翼車外半径
Ｒb：翼車内半径
ＲA：翼車の平均半径
（＝｛（Ｒa2＋Ｒb2）／２｝1/2  ）
【００３５】
また、圧力損失△Ｐは、次式で表わされる。
△Ｐ＝ｃ1ρL（１−β）2-Z  Ｑmp2                  …（２）
ここで
ρL：液相密度
β：ガスボイド率
ｃ1：実験によって定まる定数
Ｚ：実験によって定まる指数
【００３６】
そして、２つの翼車７，８間に生じた偏位角度δと翼車が流体のエネルギーから受ける回転トルクＭSの間には、次の釣合関係式が得られる。
0003678618.tif 000002
ここで
ρmp：流体密度
υmp：流体速度
Ｇmp：流体の質量流量
ξmp：回転トルク比
【００３７】
従って、三相流の質量流量 Ｇmpは
Ｇmp ＝ｋ・δ・Ａ／〔ξmp・Ｑmp・ＲA〕        …（４）
また、液相密度ρLは
ρL  ＝Ｇmp  ／〔（１−β）・Ｑmp 〕          …（５）
と表わされる。
一方、油の密度ρo及び水の密度ρWは、一般的に温度Ｔの関数であるから、流体の温度を測定することによって計算でき、
ρO＝ｆ3（Ｔ）                                …（６）
ρW＝ｆ4（Ｔ）                                …（７）
と表わされる。
水分率αは、液相密度ρLとの関係で次式が成り立つ。
ρL＝αρW＋（１−α）ρO                    …（８）
【００３８】
従って、水分率αは
α＝（ρL−ρO）／（ρW−ρO）                …（９）
よって、液相の体積流量ＱLは
ＱL＝（１−β）Ｑmp                          …（１０）
なので、油の体積流量ＱO及び水の体積流量ＱWは
ＱO＝（１−α）ＱL                            …（１１）
ＱW＝α・ＱL                                  …（１２）
と表すことが出来る。
液相流の質量流量ＧL、油の質量流量ＧO、及び水の質量流量ＧWは、それぞれ、
ＧL＝ρL・ＱL                                  …（１３）
ＧO＝ρO・ＱO                                  …（１４）
ＧW＝ρW・ＱW                                  …（１５）
と表わされる。
【００３９】
以上（１）〜（１５）式を、演算部１８で、繰り返しのループ計算方式により自動的に計算する。
図３は、この繰り返しのループ計算方式の処理手順を示すフローチャート図である。
これらの式において最も重要なファクタは、回転比εmpと回転トルク比ξmpであるが、これらは一義的に決まる定数ではなく、実験の結果、ガスボイド率βと水分率α（Ｗ／Ｃ）の複雑な関数であることが分かった。
図４及び図５は、ガス−油−水からなる三相流の回転比εmpと回転トルク比ξmp それぞれの水分率α（Ｗ／Ｃ）をパラメータとしたガスボイド率βの特性の測定例を示す図である。
この図から分かるように、回転比εmpと回転トルク比ξmpは、両方ともボイド率βの上昇に伴ってスリップが大きくなってくると言える。しかも、水分率α（Ｗ／Ｃ）が、パラメータとなって上下している。  これは、油と水の混相では、油中水と水中油で劇的な粘度変化があり、それにガスがからまった三相粘度が、複雑に翼車の軸と軸受けの摩擦係数に影響を与えているからと推察される。
しかしながら、ガスボイド率βと水分率α（Ｗ／Ｃ）の関数として表せないことはない。したがって、便宜的に
εmp＝ｆ1（α，β）                        …（１６）
ξmp＝ｆ2（α，β）                        …（１７）
として表すことにする。
【００４０】
本発明に係るループ計算方式を若干説明すると、ボイド率βと水分率α（Ｗ／Ｃ）が、全ての流量値に絡んでくるため、液相密度決定のための大ループ計算と、その中に含まれるボイド率決定のための小ループ計算から構成されている。これは数学的に表現すれば、ｉ×ｊ個のマトリックス計算をしていることになる。
図６は、液相密度ρLとボイド率βの関係のマトリックスを示す図である。
即ち１計測ポイントにおいて、図６のごとく液相密度のキャンディデートｉ個とボイド率のキャンディデートｊ個の中から例えば斜線部に示す最良値１組が選ばれる手法である。
【００４１】
以下、図３のフローチャートを、詳細に説明する。
まず、翼車の平均半径ＲA、流路断面積Ａ、バネ定数ｋ、スプリング初期トルクＭO及び以後の計算に必要な円周率（π）の値、重力加速度（ｇ）の値など定数設定を予め演算部１６に入力する（ステップＳ１）。
計測時間ｔの間に、計測された翼車の回転数Ｎと、複数回計測され伝送された前記測定値である時間差△ｔ、圧力損失△Ｐ、流体温度Ｔの平均値を計算する（ステップＳ２）。
流体温度Ｔの平均値ＴAの多項式から、油成分の密度ρO及び水の密度ρWを計算し、前記回転数Ｎと計測時間ｔから、回転角速度ωを計算し、時間差△ｔの平均値△ｔA、計測時間ｔ、回転数Ｎ及びバネ定数ｋから見掛けの回転トルクＭを計算し、これより初期トルクＭ0を減じて回転トルクＭSを計算する（ステップＳ３）。
【００４２】
ある密度階差△ρをもって、階差液相密度を計算するエリアで、初期値ρL1＝ρOを与え、ρL2＝ρO＋△ρを計算する（ステップＳ４）。
水分率計算エリアで、初期値液相密度ρL1から、α1を計算するステップＳ５）。
あるボイド率階差（△β）をもって階差ボイド率を計算する階差ボイド率計算エリアで、初期値β1＝βm1nを与え、次にβ2＝βm1n＋△βを計算する（ステップＳ６）。
水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数であるところの回転比εmpの式からεmp1、εmp2を計算し、計算総体積流量Ｑmp1、Ｑmp2を、前記回転角速度ω1，ω2に流路断面積Ａ、翼車の平均半径ＲAを乗じ、それぞれεmp1、εmp2で除して求め、総体積流量Ｑmp、液相密度ρLと圧力損失△Ｐの関数である計算ボイド率βE1、βE2を求め、この計算ボイド率βE1、βE2と階差ボイド率β1、β2との差の絶対値△βE1、△βE2を求める（ステップＳ７）。
【００４３】
次に、求められた△βE1と△βE2を比較し、△βE2≦△βE1なら、βE2とＱmp2が記憶され、△βE2＞△βE1なら、βE1とＱmp1が残り、次のβE3とＱmp3とを計算するために、ステップＳ６に戻り、ステップＳ７を介し、再び△βE3と△βE2又は、△βE3と△βE1が比較される（ステップＳ８）。
このようにｊ＝１〜ｎにわたって、この計算ループが、ｎ回繰り返され、最後まで勝ち残ったＱmpjとβEjが、チャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjとして残る（ステップＳ９）。
次に、このチャンピオン（最良値）ＱmpbjとβEbjを用いて、水分率α（Ｗ／Ｃ）とボイド率βの関数である回転トルク比ξmpに、α1とβEbjを代入して、先に求めた回転トルクＭSに流路断面積Ａを乗じ、回転トルク比ξmpと最良総体積流量Ｑmpbj及び翼車の平均半径ＲAで除して総質量流量Ｇmp1を求め、この総質量流量Ｇmp1を最良総体積流量Ｑmpbjと最良液相率（１−βEbj）で除して、計算液相密度ρLE1を計算し、ρL1とρLE1との差の絶対値△ρLE1を計算し、初期値とする（ステップＳ１０）。
【００４４】
そして、次のρLiの計算のため、ステップＳ４に戻り、ステップＳ５〜Ｓ１０を経て、△ρLE2と△ρLE1が比較され、△ρLE2≦△ρLE1なら、ρLE2とＧmp2が記憶され、△ρLE2＞△ρLE1なら、ρLE1とＧmp1が残り、次のρLE3とＧmp3とを計算するために、ステップＳ４に戻り、ステップＳ５〜Ｓ１０を介し、再び△ρE3と△ρE2又は、△ρE3と△ρE1が比較される（ステップＳ１１）。
このように比較値が小さい方のＧmp及びρLEが、記憶データとして残り、大きい方のＧmp及びρLEは捨てられ、ｉ＝１〜ｎのｎ回循環計算が行われ、最後まで残ったチャンピオン（最良値）が最良総質量流量Ｇmpbと最良液相密度ρLbとして選ばれ（ステップＳ１２）、それを使って  最終的な水分率αEが計算される（ステップＳ１３）。
【００４５】
そして、最後まで生き残った最良総体積流量Ｑmpb、最良ボイド率βEb、最良総質量流量Ｇmpb、最良液相密度ρLb、最終的な水分率αEが出力される（ステップＳ１４）。
この出力された各最良値を用いて、多相流体の体積流量ＱMPと液体質量流量ＧLおよび気体体積流量ＱG，油体積流量ＱO，水分体積流量ＱW等を演算部１８で演算し、出力部１９から出力する。
このようにして求められた各流量は、実体にあったもので、十分に実用に耐える精度を有することが証明された。
【００４６】
図７は、本発明のホモジナイザの他の実施例を示す図である。図７（Ａ）は、正面図、図７（Ｂ）は、左側面図、図７（Ｃ）は、捻れフィンエレメントの構成を示す図である。
本実施例に係るホモジナイザは、図２のものと比べ全体構成は、同じであるが、捻れフィンエレメントの構成が相違する。図７（Ｃ）に示すように、各捻れフィンエレメントに円形の透孔ｄ1〜ｄN（Ｎは任意数）が、並べて設けられている。
本実施例の特性も、図２のものとほとんど変わらないが、ホモジナイザ下流の気・液混合流体に含有される気泡の大きさは、捻れフィンエレメントｂ′1〜ｂ′19に開けられた透孔ｄ1〜ｄNにより、気泡の切断が促進され、図２のものに比べて、さらに細かく且つ均一になることが分かった。
この実施例に係るホモジナイザを使用することにより、より測定精度の向上をはかることができる。
【００４７】
図８は、本発明の多相流体流量計の差圧を取り出すための圧力計の設置箇所の他の例を示す図である。
図１の実施例では、多相流体流量計の差圧を取り出すための圧力計の設置箇所を、ホモジナイザ１４の上流側２ａとタービン質量流量計１の下流側２ｄに配置し、差圧ΔＰを採用したが、多相流体流量計が設置された流管２内に配置された前記ホモジナイザ１４、前記タービン質量流量計１の各構成要素に因る圧力損失を計測できる箇所ならどこでもよく、例えば、図８に示すようにホモジナイザ１４の上流２ａ、ホモジナイザ１４とタービン質量流量計１の間２ｂ、タービン質量流量計１の第１翼車７と第２翼車８の間２ｃ、タービン質量流量計１の下流２ｄのうちの任意の２カ所を選択し、その差圧△Ｐ、△Ｐ1〜△Ｐ5を演算に採用すればよい。
【００４８】
【発明の効果】
本発明によれば、上流側に測定対象の油・水・ガスからなる多相流体の混合効率が高く、気泡の微細化、均質化に優れているホモジナイザ、下流側にタービン質量流量計を設け、ホモジナイザの上流とタービン質量流量計の下流の間の圧力損失を生ずる任意の箇所の差圧を計測するようにしたので、遠隔移送された油・水・ガスからなる多相流体を相分離することなく安価に正確な油体積流量，水体積流量およびガス体積流量を計測することができる。
【００４９】
さらに、本発明によれば、ホモジナイザは、下流に旋回流を発生しないので、間に整流器を設けなくてもタービン質量流量計の測定精度に影響を与えなく、高精度な質量流量および体積流量を計測することができる。
【００５０】
さらに、本発明によれば、検出された測定値から各流量を計算で求める際、体積流量にボイド率に加え、水分率を考慮し、質量流量については、ボイド率及び水分率をも考慮するようにして、その上、回転比と、回転トルク比のボイド率及び水分率との複雑な関数関係をベスト値選択方式を採用し取り込むようにし、より実体に即した油・水・ガスの多相流の各相の体積流量および質量流量を得ることができる。
また、ベスト値選択方式による計算は、繰り返し演算は必要であるものの演算そのものは簡単で、演算部のマイクロコンピュータなら短時間で計算可能で、オンラインで各流量を求めることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明の多相流体流量計の一実施例の構成を示す図である。
【図２】  図１の多相流体流量計に用いられるホモジナイザの一実施例の構成を示す図である。
【図３】  本発明の多相流体流量計において実施される多相流体流量を求める演算処理手順を示すフローチャート図である。
【図４】  ガス−油−水からなる三相流の回転比εmp の水分率α（Ｗ／Ｃ）をパラメータとしたガスボイド率βの特性の測定例を示す図である。
【図５】  ガス−油−水からなる三相流の回転トルク比ξmpの水分率α（Ｗ／Ｃ）をパラメータとしたガスボイド率βの特性の測定例を示す図である。
【図６】  本発明の多相流体流量を求める演算処理の一部を説明するための液相密度ρLとボイド率βの関係のマトリックスを示す図である。
【図７】  図１の多相流体流量計に用いられるホモジナイザの他の実施例を示す図である。
【図８】  本発明の多相流体流量計の差圧を取り出すための圧力計の設置個所の他の例を示す図である。
【図９】  先願発明に係る多相流体流量計の構成を示す図である。
【符号の説明】
１…タービン質量流量計、２…流管（タービン質量流量計管体）、３，４…サポートフィン、３′，４′…整流器、５，６…軸受、７…第１翼車、８…第２翼車、９，１０…回転軸、１１…スプリング、１２，１３…ピックアップ、１４…ホモジナイザ、１４′…ラインミキサ、１５，１６…圧力計、１７…差圧計、１８…演算部、１９…出力部、２０…温度計、２１…流管。
【図１】
0003678618.tif 000003
【図２】
0003678618.tif 000004
【図３】
0003678618.tif 000005
【図４】
0003678618.tif 000006
【図５】
0003678618.tif 000007
【図６】
0003678618.tif 000008
【図７】
0003678618.tif 000009
【図８】
0003678618.tif 000010
【図９】
0003678618.tif 000011