閥門內漏聲波監測及其信號特征提取方法

林偉國， 吳石恩

(北京化工大學 信息科學與技術學院，北京 100029)

壓力容器和管道廣泛應用于石化企業中易燃易爆氣體、化工原料和危險化學品的儲存和輸送，連接及控制這些物質輸送的是各種各樣的閥門。由于腐蝕、老化、摩擦等原因造成閥門內部密封面不嚴，引發內部泄漏。閥門內部泄漏不僅會造成能源的浪費，還會造成環境污染和人員傷亡。因此，若能及時監測到閥門的泄漏，并能及時修復，對于提高生產效率和節能減排具有重大的意義。

早期用于閥門泄漏檢測的方法主要有加壓檢測法、真空檢測法和氣泡法[1]。這些方法不僅要求閥門必須處于停用狀態，而且還需要將閥門從管件上卸下進行檢測。閥門容易受到損傷、非在線檢測和效率低是這類方法不適用于工業環境下在用閥門泄漏檢測的主要原因。

針對工業現場閥門內漏的在線無損檢測，人們做了大量實驗研究,提出了壓降法、振動法、熱紅外法、超聲檢測法、光纖檢漏法和聲發射檢測法等技術。

壓降法在閥門泄漏檢測中應用很多，通過在閥門上下游各安裝一只壓力傳感器，實時監測閥門上下游的壓力，若上游壓力顯著減小而下游壓力增加，則可以確定閥門的密封性不夠好[2-3]。壓降法對于快速突發性的大泄漏具有很好的檢測效果，但對微小泄漏檢測效果不理想[4]。此外，由于需要打孔安裝壓力傳感器，因此它不是一種嚴格意義上的無損檢測方法，在實際應用中很難得到推廣應用。

熱紅外法又稱溫度記錄法，該方法對熱量損失和溫度超標的情況具有很好的檢測靈敏度[5]，根據管道上下游表面溫度的差異變化來判斷閥門是否發生泄漏，此方法受環境溫度影響比較大，只適用于流體溫度與環境溫度有顯著差別的場合[6]。

振動法是利用加速度傳感器檢測閥門內漏時引起的管道振動信號，Thompson等[7-8]做了大量實驗，研究了氣體閥門內漏時產生的振動信號的時頻域特征，結果表明該方法具有較高的檢測靈敏度。在實驗室環境下能有效檢測出較低壓差(50 kPa)和微小泄漏率(0.5 l/min)的閥門內漏，并且泄漏產生的振動信號的中心頻率只與管道直徑有關，與泄漏率、上下游壓力差、閥門種類和管道材質、厚度無關。振動檢測法的缺點是其對閥門內漏和環境噪聲具有同等敏感度，在0～20 kHz的信號頻率范圍內混疊了大量背景噪聲，抗干擾能力不強，在敲擊管道的情況下，系統也會判斷為閥門內漏。Smith[9]在工業環境背景噪聲不可控的條件下做了大量的實驗研究，結果表明振動法檢測閥門內漏具有很高的不確定性。

超聲檢測法利用超聲傳感器檢測閥門泄漏產生的超過20 kHz的超聲信號，在40 kHz頻率附近超聲能量比較大，泄漏聲和本底噪聲能量差值也最大。以40 kHz作為中心頻率，通過分析中心頻率及附近的信號頻譜，可以有效地診斷出閥門運行狀況。這種方法適用于泄壓閥和隔離閥的內漏檢測，但超聲檢漏法只能用于流經漏孔的氣體為湍流的場合，對于小漏孔、氣流為層流或分子流及液體閥門內漏，該方法很難適用[10-11]。

聲發射是一種廣泛應用于故障診斷的無損檢測技術[12]。閥門內漏時介質流過閥門產生的聲發射信號為連續性的高頻信號(大于25 kHz)，隨著距離的增加，信號能量迅速衰減。將濾波器的頻帶范圍設置為100～400 kHz，可以有效的濾除較低頻段的環境和結構背景噪聲，同時在一定程度上防止頻率過高信號衰減過快的現象[13]。基于聲發射技術的閥門內漏檢測方法目前得到了廣泛的應用。Sharif等[14]采用在閥門兩側法蘭上分別安裝聲發射傳感器的方法檢測氣體通過閥門的內漏信號，在110.3 kPa壓差條件下最小可檢測泄漏量為0.2 l/min。Lee等[15]實驗研究了在300 kPa、600 kPa、900 kPa壓差和不同泄漏孔徑(0.5 mm,1.0 mm,1.2 mm,1.5 mm和1.4 mm)條件下，水通過閥門內漏產生的聲發射信號的時頻域特征。實驗結果表明泄漏信號的均方根值與壓差和泄漏率相關，特征頻率與壓差和泄漏率無關，與故障模式相關。聲發射檢測法也有一定的局限性，由于其中心頻率普遍在150 kHz左右，且采樣頻率高達1 MHz以上。這個特性不僅要求硬件設備具有很高的處理速度和較大的存儲空間，而且對于信號的分析處理、特征提取和診斷建模也有較大的影響。

葉子等[16]提出了一種超高動態范圍的全光纖超聲傳感系統，針對閥門發生泄漏時伴隨產生的聲發射現象，利用光纖的光彈效應，將聲發射現象產生的超聲信號轉換為光纖中傳輸的光信號的相位變化，由光路干涉結構將光信號的相位改變量轉換為兩路干涉輸出信號的幅度量，通過相位解調還原算法和功率譜分析，實現對超聲信號的探測和提取。經過閥門泄漏實地測試驗證了全光纖超聲傳感系統的實用性和可行性,結果表明其超聲傳感系統的動態范圍高達82.5 dB,對大信號和小信號情況均可實現靈敏監測。因為此方法檢測的信號源為聲發射信號，光電探測器帶寬為200 M，數據采樣頻率高達10 GHz,具有與聲發射檢測法一樣的局限性，其硬件實現成本極高，工程實現復雜。

針對上述方法中振動法存在的抗干擾性不強和聲發射法要求采樣速率高、工程實現困難等缺點，本文提出一種基于雙聲波傳感器的液體閥門內漏非介入式監測方法，大量實驗以及可重復性結果表明，該方法靈敏度高、信號有效頻率低(小于5 Hz)，不受環境噪聲和外部干擾的影響，同時對信號采樣和處理速度要求低，非常適合于工業現場多個閥門的集中、實時、在線泄漏監測。

1 閥門內漏聲波監測原理

當閥門由于磨損、腐蝕、變形等原因導致閥門密封面出現裂縫或漏孔，閥門上下游存在的壓差促使閥體內介質從密封面的裂縫或漏孔噴射到閥門下游一個相對足夠大的空間，噴射出來的介質由于不再受邊壁的限制繼續擴散流動形成湍性射流。介質噴射到閥門的下游，必然引起閥門下游壓強的擾動，從而形成聲波；介質由裂縫或漏孔噴射而出，必然造成閥門上游側介質的流失，同樣會造成閥門上游側壓強的擾動從而形成聲波。因此，在閥門的上下游兩側的管道外壁安裝聲波傳感器，接收閥門內漏產生的聲波信號并轉換成電信號，對采集到的聲波信號進行特征分析，可以實現閥門內漏的監測。提取0～20 Hz內的次聲波信號有助于有效濾除環境噪聲和外部干擾的影響,且在傳播過程中不易被水和空氣吸收而衰減。本文提出的閥門內漏非介入式聲波監測方法，采用在閥門上下游管道外壁分別非介入式安裝兩個聲波傳感器的結構形式，如圖1所示。

理論上講，通過對上下游聲波傳感器采集到的異常信號的不同特征進行分析，可以判斷異常信號是來自于管道輸送過程中上下游的擾動還是閥門自身內漏所產生的波動信號。

如果閥門處于良好的關閉狀態，并且管道上下游沒有擾動，上游和下游聲波傳感器都不應該有異常信號輸出；如果管道上游產生擾動，上游聲波傳感器能檢測到異常信號，下游聲波傳感器不應該檢測到異常信號；如果管道下游產生擾動也是同樣的道理。

圖1 閥門內漏非介入式監測傳感器安裝示意圖

如果閥門運行狀態發生了變化(如發生內漏)，閥門上下游存在的壓力差促使介質從高壓側噴射至低壓側。如圖1中實線箭頭所示，介質噴射到下游產生壓強擾動形成聲波，下游聲波傳感器能檢測到明顯的異常信號；介質由縫隙或漏孔噴射而出，造成閥門上游側介質的流失，同樣會造成閥門上游側壓強的擾動從而形成聲波，上游聲波傳感器同樣能檢測到明顯的異常信號。

采用雙聲波傳感器結構可以有效排除閥門上下游管道產生的異常擾動信號(調泵，調閥、敲擊管道等)對閥門內漏檢測的干擾。由于拾取的聲波信號的低頻特性(0～20 Hz內)，能夠有效消除環境噪聲和系統機械結構噪聲的影響，且大大地降低了信號采樣頻率和對數據存儲空間的要求，使閥門內漏監測具有更好的實時性，有利于工程實現。

2 實驗裝置與檢測系統

圖2為閥門內漏監測系統實驗平臺。該裝置由兩部分組成，第一部分為閥門內漏故障模擬實驗平臺，由穩壓泵、壓力表、計量容器、管道和閥門等部件組成；第二部分為內漏信號檢測系統，包括兩個聲波傳感器、信號變送器、數據采集卡和計算機等，用來采集并顯示聲波信號和管道壓力信號。實驗采用壓電式壓力傳感器,頻率響應范圍為0～500 Hz,靈敏度分別為54 200 pC/105Pa和54 000 pC/105Pa,工作溫度范圍為-20～60 ℃，測量范圍為0～2 000 kPa。聲波信號經截止頻率為20 Hz的二階切比雪夫低通濾波器濾波后，再經V/I轉換后遠傳，系統采樣頻率為50 Hz。

圖2 閥門內漏監測系統實驗平臺

圖3為實驗用被測閥門及傳感裝置。閥門為J41W-16型截止閥，公稱直徑為Φ20 mm，耐壓1.6 MPa。根據閥門的線性行程可以近似得到閥門開度，閥桿擰出5個螺距對應閥門全開，一個螺距約對應20%閥門開度。

圖3 被測閥門及傳感裝置

基于非介入式監測的目的，本文設計了圖4所示的傳感器裝置，包括兩個可開關的磁力表座、嵌入于外螺紋套筒內的聲波傳感器和聲波信號變送器。通過旋轉磁力表座的開關控制磁力表座有無磁性，方便傳感裝置的拆卸。磁力表座通過螺釘固定在連接鋁板兩端，鋁板中間為內螺紋，套筒穿過鋁板中間內螺紋后固定在變送器盒上。聲波傳感器通過螺紋旋入套筒內，通過旋轉外螺紋套筒上的六角螺母調節傳感器感測面與管道外壁接觸程度，由鎖緊螺母固定位置。傳感器輸出的聲波信號經電荷放大、電壓放大、低通濾波后，V/I轉換成4～20 mA電流信號遠傳至數據采集RTU進行信號采集及處理。

圖4 傳感裝置結構

3 閥門內漏聲波信號特征提取

3.1 閥門內漏故障信號及時頻域特征分析

采用研究者普遍使用的手動轉動閥門方式來模擬閥門內漏故障[17-18]。實驗條件如表1所示，多次重復實驗，得到閥門內漏及閥門密閉良好條件的聲波信號如圖5所示，其對應的功率譜圖如圖6所示。

表1 實驗條件

(a) 閥門泄漏

(b) 閥門正常

由時域波形(見圖5)可見，當閥門關閉且密封良好時，聲波信號呈隨機分布狀態；當閥門發生內漏時，聲波信號幅值發生了明顯的突變。由頻域功率譜(見圖6)可見，閥門內漏的聲波信號能量主要集中在1.5 Hz以內，而閥門正常時的聲波信號能量分布相對較寬，在0～8 Hz內都有分布。因此，從信號能量頻域分布的角度是完全可以分辨閥門內漏和正常狀態的。

(a) 閥門泄漏

(b) 閥門正常

3.2 干擾信號的時域波形及時頻域特征分析

在閥門的工作環境中存在著各種外部干擾，如管道的敲擊、起泵、停泵等，這些干擾隨時發生，并對閥門內漏監測聲波傳感器的信號輸出造成影響。圖7所示為外部敲擊管道、閥門在良好關閉狀態的啟泵和閥門在開啟狀態(閥門開度20%)的啟泵三種情況下上下游聲波傳感器的信號輸出，圖8為對應信號的功率譜圖。

(a) 敲擊管道

(b) 閥門關閉

(c) 閥門開啟

(a) 敲擊管道

(b) 閥門關閉

(c) 閥門開啟

當敲擊管道時，上下游聲波傳感器輸出聲波信號的幅值都比較突出，反映在頻域則是聲波能量分布較寬且功率譜幅值較大。當閥門處于良好關閉狀態啟泵時，上游聲波傳感器輸出信號出現明顯大幅值的波動，在頻域表現出與閥門泄漏聲波相似的特征；相比于上游聲波傳感器的輸出信號，下游聲波傳感器輸出信號很小且平穩，頻域功率譜幅值很小。當閥門處于開啟狀態啟泵時，上下游聲波傳感器輸出聲波信號的幅值都比較突出且持續時間較長，但上游聲波傳感器輸出信號超前于下游聲波傳感器的輸出，表現出介質流動的特性；在頻域表現與閥門泄漏類似。

3.3 閥門內漏監測聲波信號的特征提取

通過對閥門內漏、閥門正常、管道敲擊、閥門在良好關閉狀態和開啟狀態啟泵5種狀態下上下游聲波傳感器輸出信號的分析、比較，可以得到閥門內漏與其它工況下聲波輸出信號的特征差別(見表2)。

表2閥門內漏與其它工況下聲波輸出信號的特征差別

Tab.2Featuredifferenceofacousticsignalsbetweenvalveinternalleakandotherconditions

狀態閥門內漏閥門正常信號能量在頻域分布帶寬明顯不同。敲擊管道信號能量在頻域分布帶寬明顯不同。閥門關閉狀態啟泵閥門內漏上下游聲波信號的頻域分布和幅值幾乎相同,啟泵引起的上下游聲波信號頻域幅值完全不同。閥門開啟狀態啟泵信號能量在頻域分布帶寬相似,但閥門開啟狀態下啟泵引起的上下游聲波信號有明顯時間差,閥門內漏時間差不明顯。

根據上述閥門內漏與其它工況下聲波輸出信號的特征差別，提出相應的閥門內漏聲波信號特征提取方法。

(1) 對上述5種狀態下上下游聲波傳感器的輸出信號作尺度為L的小波包分解，重構得到2L個子頻帶的重構信號F(j,i)，其中j為子頻帶序號，i為信號的序號，i=1～N，N為信號長度。

(2) 對每個子頻帶重構信號F(j,i)作功率譜分析，得到各個子頻帶信號的功率譜Pow(j,i)。利用式(1)計算每個子頻帶重構信號的能量，并按式(2)將各子頻帶能量作歸一化處理，得到各子頻帶能量分率。

(1)

(2)

式中：M為對應信號處理頻帶上限的子頻帶結束序號。

取小波包分解尺度L=8，采用小波基db9，N=4 096，根據有效信號頻率范圍(0～5 Hz)，取M=50。結果如圖9～圖13所示。

(1) 閥門正常和敲擊管道情況下聲波信號小波包能量分率分布都較分散(見圖9和圖10)，閥門正常時主要能量集中在中高頻子帶，敲擊管道時集中在中低頻子帶。

(2) 閥門內漏狀態和閥門開啟狀態啟泵兩種聲波信號小波包能量分率分布非常相似(見圖11和圖12)，主要能量都集中在低頻段，兩者可以歸為同類信號，即都為閥門密封面不嚴時的信號。

(a) 閥門正常-上游

(b) 閥門正常-下游

圖9 閥門正常狀態下聲波信號小波包能量分率

Fig.9 Wavelet packet energy ratio of acoustic signal under valve normal condition

(a) 敲擊管道-上游

(b) 敲擊管道-下游

圖10 敲擊管道時聲波信號小波包能量分率

Fig.10 Wavelet packet energy ratio of acoustic signal when pipe tapping occurred

(a) 閥門泄漏-上游

(b) 閥門泄漏-下游

圖11 閥門泄漏狀態下聲波信號小波包能量分率

Fig.11 Wavelet packet energy ratio of acoustic signal under valve leak condition

(a) 閥門開啟-上游

(b) 閥門開啟-下游

圖12 閥門開啟狀態下啟泵聲波信號小波包能量分率

Fig.12 Wavelet packet energy ratio of pump start acoustic signal under valve opened condition

(3) 閥門良好關閉狀態下啟泵上下游聲波信號小波包能量分率分布完全不同(見圖13)，其它4種情況上下游聲波信號小波包能量分率分布相似。

4 最小可檢測泄漏量實驗及其結果分析

本文通過加工4種不同孔徑(0.8 mm、1 mm、2 mm、3 mm)的鋁薄片漏孔夾持在法蘭中間來在線模擬閥門的內漏故障，對4種尺寸漏孔分別進行5次實驗，借助計量容器通過計算5次重復實驗的平均泄漏量得到4種泄漏孔徑的泄漏量，實驗條件和結果如表3所示。

(a)閥門關閉-上游(b)閥門關閉-下游

圖13 閥門關閉狀態下啟泵聲波信號小波包能量分率

Fig.13 Wavelet packet energy ratio of pump start acoustic signal under valve closed condition

表3 最小可檢測泄漏量實驗條件和結果

由表3可見：在實驗室條件下，采用本文提出的方法和裝置可獲得5.5 ml/s的最小可檢測泄漏量 (泄漏孔徑0.8 mm，上游壓力210 kPa，下游壓力101 kPa條件下)。該結果具有和振動分析檢測法相當的閥門內漏檢測靈敏度。

采用本文提出的基于小波包能量分率的閥門內漏聲波信號特征提取方法，得到4種泄漏孔徑條件下上下游聲波信號的小波包能量分率,結果如圖14和圖15所示。由圖可見：上、下游聲波信號能量均分布在低頻段，表現出相同的閥門內漏聲波信號特性。

圖14 不同泄漏孔徑上游聲波信號小波包能量分率

Fig.14 Wavelet packet energy ratios of upstream acoustic signal under different leak hole sizes

計算上下游聲波信號前15個子帶(信號頻率小于1.5 Hz)的小波包能量分率之和，得到其與泄漏量之間的關系如圖16所示。在一定范圍內，上游聲波信號前15個子帶小波包能量分率之和隨泄漏量增大而增大；下游聲波信號前15個子帶小波包能量分率之和與泄漏量大小基本無關。

圖15 不同泄漏孔徑下游聲波信號小波包能量分率

Fig.15 Wavelet packet energy ratios of downstream acoustic signal under different leak hole sizes

圖16 聲波信號小波包能量分率之和與泄漏量之間的關系

Fig.16 Relationship between the sum of wavelet packet energy ratios and the leakage rate

5 結 論

本文提出的基于雙聲波傳感器結構的液體閥門內漏非介入式監測方法和裝置，能夠有效監測閥門內漏，并實現裝置的快速裝卸和移動。

基于小波包能量分率的聲波信號特征提取方法，能夠有效區分閥門內漏、背景噪聲和外部干擾，為后續的閥門內漏診斷建模奠定了基礎，該方法具有較強的抗干擾能力和檢測靈敏度，大大降低了信號采樣頻率以及特征提取和診斷建模的難度，為液體閥門內漏監測提供了一種新的技術手段。

參 考 文 獻

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