氣體閥門內(nèi)漏聲發(fā)射評(píng)價(jià)參量研究及其應(yīng)用

龍飛飛，劉永軒，王 瓊，李 偉

(1. 大連民族大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，遼寧大連116600；2. 東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江大慶163318；3. 中國石油化工股份有限公司青島安全工程研究院，山東青島266071)

0 引 言

在石油、石化行業(yè)的過程裝置中，閥門是必不可少的一部分，在此行業(yè)中，一直對(duì)閥門保持較高的使用率。在生產(chǎn)過程中，閥內(nèi)介質(zhì)大多為腐蝕性、有毒、易燃、易爆介質(zhì)，閥門泄漏引發(fā)的事故時(shí)有發(fā)生，且絕大部分閥門泄漏難以及時(shí)發(fā)現(xiàn)，不但對(duì)生產(chǎn)、環(huán)境造成嚴(yán)重影響，更會(huì)導(dǎo)致重大安全事故。因此，閥門泄漏檢測(cè)和泄漏量估算在閥門壽命預(yù)測(cè)、提高閥門安全性能方面具有重要意義[1]。

自19 世紀(jì)60 年代開始，國外關(guān)于閥門內(nèi)漏的研究就已展開，研究發(fā)現(xiàn)，在眾多檢測(cè)手段中，聲發(fā)射技術(shù)在閥門內(nèi)漏檢測(cè)領(lǐng)域表現(xiàn)優(yōu)異。2005 年，韓國國立大學(xué)的Lee 等[2]將聲發(fā)射技術(shù)應(yīng)用于核電站止回閥泄漏故障檢測(cè)。2007 年，Puttmer 等[3]實(shí)現(xiàn)了調(diào)節(jié)閥泄漏的聲發(fā)射在線檢測(cè)。2010 年，Kaewwaewnoi 等[4]經(jīng)過理論和實(shí)驗(yàn)研究，提出了聲發(fā)射特征參量與閥門內(nèi)漏率之間的數(shù)學(xué)模型。2011年Jirarungsatian 等[5]進(jìn)行了閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)，并研制出具有內(nèi)漏率估算功能的氣體介質(zhì)閥門檢測(cè)儀。2012 年，Meland 等[6]對(duì)常用閥門內(nèi)漏檢測(cè)方法進(jìn)行了總結(jié)，并提出兩種檢測(cè)方法，其中一種為基于數(shù)據(jù)處理的檢測(cè)方法，另一種為基于聲發(fā)射特征參量與物理參數(shù)的數(shù)學(xué)模型的方法。國內(nèi)自20 世紀(jì)70 年代初就已對(duì)聲發(fā)射技術(shù)展開研究，在閥門泄漏檢測(cè)方面的應(yīng)用研究開始于20 世紀(jì)90 年代。1996年，東北電力大學(xué)孫偉等[7]采用聲發(fā)射技術(shù)對(duì)閥門泄漏檢測(cè)進(jìn)行了研究，開發(fā)出用于閥門內(nèi)漏診斷的聲發(fā)射檢測(cè)儀。2003 年，大慶石油學(xué)院戴光等[8]采用聲發(fā)射技術(shù)對(duì)承壓閥門泄漏進(jìn)行了檢測(cè)，提出聲發(fā)射信號(hào)幅值與泄漏率二者對(duì)數(shù)存在線性關(guān)系，為閥門泄漏的定量診斷提供了指導(dǎo)。2006 年，王永濤等[9]從流體角度對(duì)閥門泄漏率與聲發(fā)射特征參數(shù)的關(guān)系進(jìn)行了研究，并開發(fā)出便攜式閥門內(nèi)漏聲學(xué)檢測(cè)儀，實(shí)現(xiàn)了閥門微小泄漏的檢測(cè)。2008 年，大連工業(yè)大學(xué)李明霞等[10]通過提取閥門泄漏聲信號(hào)(Mel-scale Frequency Cepstral Coefficients,MFCC)特征參數(shù)，對(duì)閥門泄漏進(jìn)行有效診斷，實(shí)現(xiàn)了閥門泄漏的預(yù)警。2017 年，東北石油大學(xué)李偉等[11]根據(jù)Parseval 原理研究了閥門泄漏率對(duì)聲發(fā)射參數(shù)的影響，提出在閥門泄漏檢測(cè)中，與其他參量相比，聲發(fā)射均方根電壓(Root Mean Square,RMS)具有更高靈敏度。國內(nèi)研究人員還針對(duì)閥門在不同條件下的泄漏提出了處理和預(yù)防措施。雖然國內(nèi)關(guān)于閥門內(nèi)漏的基礎(chǔ)理論已經(jīng)取得較大成果，但大多基于傳統(tǒng)聲發(fā)射參量與閥門內(nèi)漏率的關(guān)系，關(guān)于閥門內(nèi)漏聲發(fā)射評(píng)價(jià)參量的研究少之又少。

由于傳統(tǒng)聲發(fā)射的評(píng)價(jià)參量的誤差較大，不能滿足工程應(yīng)用需要，研究成果不能付諸工程實(shí)踐。為降低評(píng)價(jià)參量誤差、滿足工程應(yīng)用要求，本文提出了一種新的聲發(fā)射參量對(duì)閥門內(nèi)漏進(jìn)行定量評(píng)價(jià)，并提出基于新參量的閥門內(nèi)漏評(píng)價(jià)模型，進(jìn)行閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)。采用新聲發(fā)射參量對(duì)實(shí)驗(yàn)閥門內(nèi)漏進(jìn)行評(píng)價(jià)，驗(yàn)證了新聲發(fā)射參量的可行性以及評(píng)價(jià)精確度，可為提高閥門內(nèi)漏率聲發(fā)射評(píng)價(jià)準(zhǔn)確性、將聲發(fā)射技術(shù)應(yīng)用于閥門內(nèi)漏工程監(jiān)測(cè)提供指導(dǎo)。

1 聲發(fā)射評(píng)價(jià)參量研究

目前聲發(fā)射檢測(cè)評(píng)價(jià)常采用的聲發(fā)射特征參量有幅度、能量、計(jì)數(shù)、事件、上升時(shí)間、持續(xù)時(shí)間等，同時(shí)還包括表征波形特征的中心頻率、核心頻率等。因此，要對(duì)閥門內(nèi)漏進(jìn)行聲發(fā)射評(píng)價(jià)，首先要確定用于閥門內(nèi)漏評(píng)價(jià)的最佳聲發(fā)射參量，該參量應(yīng)具備以下性質(zhì)：

(1) 對(duì)閥門內(nèi)漏率變化比較敏感，或者能夠隨內(nèi)漏率的變化呈現(xiàn)一定的趨勢(shì)和規(guī)律；

(2) 對(duì)同一類型的閥門應(yīng)具有普遍適用性，即對(duì)同一類型、不同尺寸的閥門均可用同一參量進(jìn)行評(píng)價(jià)，或者任意類型的閥門內(nèi)漏均可采用此參量進(jìn)行評(píng)價(jià)；

(3) 內(nèi)漏率之外的因素如氣壓、溫度等，對(duì)該參量的影響不大；

(4) 對(duì)電子噪聲、機(jī)械噪聲等外界干擾具有一定的免疫能力，即抗干擾能力較強(qiáng)。

閥門內(nèi)漏信號(hào)為連續(xù)性信號(hào)，在已知的聲發(fā)射參數(shù)中，常用于連續(xù)型信號(hào)評(píng)價(jià)的聲發(fā)射參量有平均信號(hào)電平(Average Signal Level, ASL)、均方根電壓(RMS)等。本文基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，就ASL、RMS 在閥門內(nèi)漏聲發(fā)射評(píng)價(jià)中的表現(xiàn)與本文提出平均聲發(fā)射能量進(jìn)行比較，以期確定最佳評(píng)價(jià)參量。

采樣時(shí)間內(nèi)所獲得的聲發(fā)射實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)S 包含m個(gè)撞擊信號(hào)，撞擊信號(hào)采樣點(diǎn)數(shù)為 n，即S=記，記為，則均方根電壓RMS、平均信號(hào)電平ASL 表示為

式中：GPre為前置放大器增益值，單位dB；i、j 分別為采樣點(diǎn)序號(hào)、撞擊信號(hào)序號(hào)；Vref=1 μV，為參考電壓。

式(1)、(2)中，LAS、VRMS根據(jù)單一撞擊信號(hào)計(jì)算得到，其中VRMS針對(duì)采樣周期內(nèi)信號(hào)進(jìn)行平均，能準(zhǔn)確反應(yīng)當(dāng)前信號(hào)波動(dòng)，而LAS通過對(duì)數(shù)運(yùn)算對(duì)參數(shù)變化進(jìn)行壓縮，能夠更好地反映當(dāng)前信號(hào)的強(qiáng)度。然而LAS、VRMS只能反映單一撞擊信號(hào)所包含的信息，不能完整體現(xiàn)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)信息，無法對(duì)不同內(nèi)漏情況下全過程聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行對(duì)比和評(píng)價(jià)。在以往研究中，往往在眾多撞擊信號(hào)中挑選單一撞擊信號(hào)計(jì)算LAS、VRMS等參數(shù)，并在不同實(shí)驗(yàn)之間進(jìn)行比較，進(jìn)而得到聲發(fā)射參數(shù)隨內(nèi)漏率變化的規(guī)律。然而，無論以什么原則挑選，單一撞擊信號(hào)不能充分體現(xiàn)一段采樣時(shí)間內(nèi)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所包含的信息，很容易造成信息遺漏，因此本文構(gòu)造出新的聲發(fā)射參量，該參量以VRMS參量為基礎(chǔ)對(duì)實(shí)驗(yàn)信號(hào)能量進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)采用對(duì)數(shù)和平均算法，算法覆蓋范圍從單一撞擊信號(hào)擴(kuò)展至整個(gè)采樣時(shí)間內(nèi)所有撞擊信號(hào)，兼顧了信號(hào)的連續(xù)性和能量，所構(gòu)造參量表達(dá)算法如式(3)所示：

式中，m 為撞擊信號(hào)數(shù)。

2 實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置及方案

為驗(yàn)證ERMS,A參量的實(shí)用性，用閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)裝置對(duì)不同類型、尺寸的閥門以不同壓力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1 所示，實(shí)驗(yàn)采用的閥門尺寸基本涵蓋了工業(yè)常用閥門尺寸、類型。

表1 閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)內(nèi)容Table 1 Contents of simulation experiment on valve inner leakage

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由閥門內(nèi)漏模擬系統(tǒng)以及聲發(fā)射采集系統(tǒng)兩部分組成，如圖1 所示。

圖1 閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)檢測(cè)系統(tǒng)Fig.1 The simulation testing system for valve inner leakage

通過調(diào)節(jié)閥門開度模擬閥門內(nèi)漏并控制內(nèi)漏率，并采用數(shù)字流量計(jì)測(cè)定，在內(nèi)漏率分別為4、8、12、16、20、24 L·min-1時(shí)，在一定時(shí)間內(nèi)采集實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

聲發(fā)射采集系統(tǒng)主要由傳感器、前置放大器、聲發(fā)射數(shù)字采集卡以及聲發(fā)射分析軟件四部分組成。傳感器采用R3a 傳感器，前置放大器選用2/4/6型前置放大器，可選增益為：20、40、60 dB，采用PCI-II 聲發(fā)射采集卡以及AEwin 軟件對(duì)實(shí)驗(yàn)信號(hào)進(jìn)行采集、處理。實(shí)驗(yàn)中采樣頻率為1 MHz，采樣長度為2 000 個(gè)采樣點(diǎn)，前置放大器增益為40 dB。

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

本文所有試驗(yàn)均采用相同實(shí)驗(yàn)設(shè)置對(duì)不同閥門進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，數(shù)據(jù)分析結(jié)果表明，不同閥門實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有的相同規(guī)律，且相同閥門的泄漏信號(hào)峰值頻率分布范圍相似，即相同閥門泄漏信號(hào)的頻率特性一致，故本文以DN65 閘閥為例進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。

對(duì)采樣時(shí)間內(nèi)所有撞擊信號(hào)進(jìn)行傅里葉分析，定位各撞擊信號(hào)頻譜峰值頻率，統(tǒng)計(jì)其最大、最小峰值頻率，進(jìn)而確定實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)峰值頻率的分布，所有撞擊信號(hào)均包含在該頻率分布范圍內(nèi)。不同實(shí)驗(yàn)壓力下DN65 閘閥內(nèi)漏信號(hào)峰值頻率分布如表2 所示。

表2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)峰值頻率分布Table 2 Peak frequency distribution of experimental data

為降低實(shí)驗(yàn)噪聲對(duì)信號(hào)分析結(jié)果影響，對(duì)實(shí)驗(yàn)信號(hào)進(jìn)行小波包分解，以達(dá)到消噪的目的。實(shí)驗(yàn)信號(hào)主要成分為閥門內(nèi)漏信號(hào)，與噪聲相比信號(hào)幅值較高，因此可以認(rèn)為表2 所給出的峰值頻率分布即閥門內(nèi)漏信號(hào)的頻率分布。

根據(jù)傅里葉分析結(jié)果，本文采用Sym6 小波對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行小波包分解、重構(gòu)，基于平均聲發(fā)射能量算法，采用MATLAB 軟件重新計(jì)算生成聲發(fā)射參量(ERMS,A、VRMS)。根據(jù)最大幅值原則，本文將每個(gè)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)內(nèi)VRMS最大值與該實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)重新生成的ERMSA值進(jìn)行對(duì)比，得到重構(gòu)信號(hào)隨內(nèi)漏率的變化曲線如圖2 所示，圖2 中橫坐標(biāo)Q 表示內(nèi)漏率。

圖2 不同內(nèi)漏壓力下ERMS,A和VRMS 隨內(nèi)漏率Q 變化曲線Fig.2 Variation curves of ERMS,A and of VRMS with inner leakage flow rate Q under different pressures

如圖2 所示，ERMS,A曲線光滑度明顯優(yōu)于VRMS曲線，更有利于擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和分析數(shù)據(jù)變化規(guī)律。近年來研究表明[11-13]，聲發(fā)射參量隨閥門內(nèi)漏率的增加而增加，且二者對(duì)數(shù)存在線性關(guān)系，經(jīng)過研究，VRMS曲線與ERMS,A曲線相比，對(duì)已知模型的擬合方差較大，評(píng)價(jià)效果較差。

對(duì)不同壓力下ERMS,A曲線進(jìn)行橫向比較，結(jié)果如圖3 所示。

對(duì)圖中5 條曲線進(jìn)行擬合，所有函數(shù)均符合lg Q = a lg ERMS,A+ b 模型，其中a、b 為擬合系數(shù)，各條曲線擬合確定系數(shù)(R-square)均大于0.9。以0.5 MPa 的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為例， 擬合函數(shù)為lg Q =2.825lg ERMS,A- 3 .408， 此 時(shí) R-square 為0.9502。因此，所研究的新聲發(fā)射參量ERMS,A可以應(yīng)用于企業(yè)閥門的監(jiān)測(cè)。

圖3 不同壓力下ERMS,A隨內(nèi)漏率Q 變化曲線Fig.3 Variation curves of ERMS,A with inner leakage flow rate Q under different pressures

3 聲發(fā)射參量應(yīng)用研究

為驗(yàn)證平均聲發(fā)射能量的評(píng)價(jià)效果，采用2.1節(jié)的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和實(shí)驗(yàn)參數(shù)，對(duì)DN50 球閥進(jìn)行閥門內(nèi)漏模擬實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)壓力為0.5 MPa。對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)做傅里葉變換，得到各壓力下實(shí)驗(yàn)信號(hào)的峰值頻率分布，并確定實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)應(yīng)的小波包分解節(jié)點(diǎn)如表3 所示。

表3 DN50 球閥實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)峰值頻率分布Table 3 Peak frequency distribution of the experimental data for DN50 ball valve

根據(jù)傅里葉分析結(jié)果，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)以Sym6 小波進(jìn)行小波包分解，并在節(jié)點(diǎn)＜4,0>處重構(gòu)信號(hào)，得到重構(gòu)信號(hào)的ERMS,A值以及VRMS最大值(如無說明，以下均記為VRMS,max)，列于表4。

根據(jù)GB/T4213-92 規(guī)定，DN50 球閥微小泄漏、小泄漏、中等泄漏流量分別為0～39、39～390、390～1 950 L·min-1，在三個(gè)泄漏等級(jí)內(nèi)分別挑選6#、10#、12#數(shù)據(jù)作為實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)據(jù)，其他數(shù)據(jù)作為擬合數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合。根據(jù)閥門泄漏發(fā)聲機(jī)理微小泄漏與小泄漏、中等泄漏及更高泄漏的發(fā)聲機(jī)理不同，故本文對(duì)ERMS,A-Q、VRMS,max-Q 進(jìn)行分段擬合,結(jié)果如公式(4)、(5)所示：

表4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)小波包分解后重構(gòu)信號(hào)的ERMS,A及VRMS值Table 4 ERMS,A and VRMS of the restructured signal after wavelet packet decomposition of experimental data

按照式(4)、(5)擬合的曲線如圖4 所示。

圖4 DN50 球閥的Q-ERMS,A和Q-VRMS,max 擬合曲線Fig.4 Fitting curves of Q-ERMS,A and Q-VRMS,max of ball valve

根據(jù)式(4)、(5)，對(duì)6#、10#、12#實(shí)驗(yàn)ERMS,A數(shù)值對(duì)應(yīng)泄漏流量進(jìn)行估算并計(jì)算估算誤差，結(jié)果如表5 所示。

表5 內(nèi)漏率及其相關(guān)參數(shù)的估算Table 5 Estimates of internal leakage flow Q and the relevant parameters ERMS,A and VRMS,max

VRMS,max在小泄漏流量范圍估算誤差達(dá)到了24%；ERMS,A估算誤差最大為9.82%，最小值為4.45%，估算精度符合工程應(yīng)用要求。

4 結(jié) 論

本文針對(duì)工程閥門泄漏檢測(cè)需求，對(duì)多種閥門類型、閥門尺寸在不同壓力下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，基于理論分析和實(shí)驗(yàn)研究得到如下主要結(jié)論：

(1) 構(gòu)造新的閥門內(nèi)漏聲發(fā)射評(píng)價(jià)參量ERMS,A，并通過模擬內(nèi)漏實(shí)驗(yàn)將ERMS,A-Q 曲線與VRMS-Q 曲線比較，結(jié)果表明ERMS,A與VRMS曲線變化趨勢(shì)相同，且ERMS,A曲線估算誤差更小，即ERMS,A在閥門內(nèi)漏評(píng)價(jià)方面具有更高估算精度；

(2) 相同實(shí)驗(yàn)壓力下，ERMS,A與內(nèi)漏率分別取對(duì)數(shù)后二者呈線性函數(shù)關(guān)系；相同內(nèi)漏率下，實(shí)驗(yàn)壓力越高，ERMS,A值越大；

(3) 傅里葉分析結(jié)果表明，對(duì)于相同閥門，在不同壓力下泄漏信號(hào)峰值頻率的分布范圍相同，處于同一小波包分解頻帶內(nèi)；

(4) 在微小泄漏、小泄漏、中等泄漏三個(gè)泄漏等級(jí)下，采用ERMS,A對(duì)泄漏量的估算誤差低于10%，表明ERMS,A參量能準(zhǔn)確應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)閥門的內(nèi)漏監(jiān)測(cè)評(píng)價(jià)。