气体泄漏定位（精选7篇）
气体泄漏定位 篇1
0 Introduction
Effective detection and localization of air leaks is essential in many manufacturing processes.With the development of technology,there is a growing requirement for the localization of air leaks.Most current research into the localization of leaks is focused on leaks of petroleum and natural gas pipelines,while there is very little new work being done on the leakage of vessels[1,2,3].Generally,there are three traditional ways to find tiny leaks in vessels[4,5].The first is the air bubbling test,which can be used only for vessels that can be immersed in water.The second method is mass spectrometry,which has the highest degree of precision for leak detection,but its broad application is hindered by low efficiency.The third method is ultrasonic positioning,which is prone to interference by noise.A new method is described here that was developed in an attempt to overcome the disadvantages of low efficiency and poor anti-jamming ability associated with the traditional approaches to localization of vessels’leak.
As part of the ongoing refinement of infrared technology,thermography is being used increasingly for leak detection and localization.Here,we describe a computer-based system that combines a specific pneumatic circuit with an on-line infrared camera to determine the air-tightness of a test vessel.A model has been developed for leak localization by analyzing leak throttle and heat transfer processes around the site of the leak,and Finite Element Analysis(FEA)is used for some simulations.A set of means based on a local entropy fusion algorithm has been used to find the leak site by thermal imaging.
Experiment shows that the simulation fits the results very well and verifies that the infrared thermography based leak diagnosis and localization method is both effective and sensitive.
1 Modeling and Simulation
There are two main types of heat transfer process when an air leak occurs:one is heat transfer between air leak flow and leak site in the vessel when temperatures are varied.The other is heat absorption caused by air expansion from the site of the leak,namely the Joule-Thomson effect.So,the change in temperature around the leak will be the result of superposition of the two processes described above.
Using the finite element method,the test vessel can be divided into a large number of infinitesimal surface elements.The heat transfer model is established to account for the variety of heat transfer processes among each element,the environment,and inner compressed air.Assuming there is no high-temperature heat source around the test vessel,the thermal radiation effect can be ignored.Thermal convection and conduction have been considered for simultaneously adjacent infinitesimal elements k and k+n,which are far smaller than the leak hole in dimension.If the element k joins with the leak hole,qk is defined as the quantity of heat removed by the leak flow as a result of the forced convection effect.The heat balance equation of element k is as follows:
whereλis thermal conductivity;Tk and Tk+n are the temperature of adjacent elements k and k+n respectively;Ak,k+n is the section area of thermal conduction;and Lk,K+n is effective length.The surface area of element k is Ak.Ti is the temperature of compressed air inside the test vessel,To is the temperature of the ambient air.αis the convective heat transfer coefficient,because there is natural convection both inside and outside the test vessel,so αi and αo are the two relevant constants.
Boundary condition qk=0 exists in elements that are nonadjacent to the leak hole.The temperature distribution of the vessel will be obtained by setting up the heat balance simultaneous equations for all elements.
For the sake of calculating the quantitative temperature drop related to qk,the Joule-Thomson coefficient,uj,is introduced,which is defined as the rate of temperature and pressure change during the leak throttling process[6]:
where T is the thermodynamic temperature of the air;P is air pressure;v is the air specific volume;and Cp is the air specific heat at constant pressure.Subscripts h and p stand for isenthalpic and isopiestic process respectively.Eq.(2)shows that uj will be obtained if(∂v/∂T)P is calculated by the air state equation.Then the temperature difference caused by the leak flow is obvious:
On the theoretical basis described above,simulation was done with the ALGOR finite element analysis software[7].Taking the general conditions of vessels’leak detection for reference,201.T4 sand cast aluminum was chosen as the material for the sample model,its thermal conductivity is 0.88×103 J/(kg·K).After the CAD model was meshed with brick-pyramid-tetrahedral meshes,as shown in Fig.1(a),the initial temperature of the nodes was set at 298 K,and more boundary conditions are given in Table 1.
The model dimensions are 150×150×200 in millimeter.The internal columnar cavity has a radius of 67 mm and a height of 185 mm.There are nine via holes composed of 3 rows×3 columns on the facade of the model.The holes in each row have the same radius of 0.2 mm,1 mm,and 0.5 mm,respectively(from up to down),and the holes in each column have a depth of 19.74 mm,7.92 mm,and 19.74 mm,respectively(from left to right).
In Fig.1(a),because of the great differences in size between the hole and the vessel,some refinement points are defined round the simulated leak hole in order to maintain precision.
Fig.1(b)shows the temperature field of the model test vessel when it reaches heat transient equilibrium.As the apertures are far less than the distances among holes,so thermal coupling between them can be ignored.For the sake of research on the temperature difference,points A~I near the simulated leak hole and points J and K in the non-leak region have been taken as the observational points.In virtue of the effects of both Joule-Thomson and direct heat exchange,a kind of annular distribution in temperature is presented around the simulated leak hole,and the higher the leak rate,the larger the radius of the annular distribution.Meanwhile,the smaller the depth of the leak hole,the greater the change in temperature gradient.
Simulation curves of observational points A~F and J and K are shown in Fig.1(c),where it can be seen that there is rapid drop in temperature of the observational points near the leak hole when the test starts,while 12 s later the change of temperature becomes only gradual.Since the changes of temperature are steady,differences in the depth of holes affects the temperature gradient quite distinctly.Besides,due to the good thermal conductivity of sand cast aluminum,the decrease of temperature at points J and K is approximate 1 K and 1.7 K,respectively,but these changes are far smaller than those at points A~F.
2 Experiment and Results
The pneumatic circuitry is shown in Fig.2[8,9].The FLIR A20m thermal camera was chosen as the infrared acquisition device for its strong on-line capture features.In the experiment,the object is firstly charged by cryogenic compressed air with an absolute pressure of 0.6~0.7 Mpa.Active cooler is equipped in the pneumatic circuit for the sake of enhancing the phenomenon,and flow meter is used for leak rate calculation.On account of leakiness,compressed air discharges from the leak hole to ambient,meanwhile heat-absorption effect and Joule-Thomson effect have taken place around it.The temperature field surround the vessel is monitored and acquired by the infrared camera during the entire process,and the temperature difference between the leak area and non-leak area will be reflected in the thermal images.Several frames of thermal images in time sequence are transferred to the computer for pre-processing and fusion operating,and then the leak position can be identified by means of local entropy difference algorithm.
Experiments were executed under the following conditions:the cast aluminum test vessel contained 500 mL of air,and the flow rate of the leak was 20 mL/min at 0.1 Mpa.The inflation pressure was 0.6 MPa,the temperature of the compressed air was 263 K,and the ambient temperature was 301 K.At the same time,in order to compare the effect of the method applied to metallic and metalloid test objects,we implemented the same experiments on a section of pneumatic soft nylon tube with a man-made tiny leak for reference,whose leak rate was 31 mL/min at 0.1 Mpa.
During the experiments,horizontal move of the thermal camera toward and backward the test vessel was driven by the electric linear actuator with high positioning precision.Detail Signal-to-noise Ratio(DSNR)was chosen as the auto-focusing evaluation function in order to achieve the clearest imaging.Four thermal images of the sample vessel and the nylon tube were captured utilizing the circuitry shown in Fig.2.Fig.3(a)and Fig.3(c)show the temperature fields of the vessel and the nylon tube before inflation,while Fig.3(b)and Fig.3(d)show the temperature fields of the vessel and the nylon tube at 60 s after inflation.
In Fig.3(a),three obvious singular temperature points can be seen in regions A and B.The one in region A is visible as a defect on the surface under normal light,whereas those in region B cannot be seen by the naked eye,and all three points are suspected to be leak holes.When comparing both the regions marked in Fig.3(a)and Fig.3(b),region A is nearly invariant between the two images,while region B in Fig.3(b)is darker than that in Fig.3(a).These phenomena are quantified by the data obtained with the thermal camera;the maximum temperature drops by 0.6 K in region A,and by 2.2 K in region B.Hence,a preliminary judgment can be made that the point in region A is a shape defect and not a leak hole,and the temperature drop is caused only by thermal conduction between the inner cryogenic compressed air and the wall of the vessel.In contrast,the temperature drop in region B is due to a leak,so there are probably one or more invisible leak holes in region B.Similar result can be gotten from Fig.3(c)and Fig.3(d).The maximum temperature drops by 1.8 K in the only marked region C.The drop is a little less than the one in metallic test vessel,because of the relatively lower thermal conductivity and smaller leak area.Some more accurate conclusions are reached in the following section by the use of a local entropy fusion algorithm with the thermal images.
3 Entropy Fusion Algorithm
Local entropy difference algorithm of infrared image fusion is adopted to diagnose and locate the leak.For an infrared image f(x,y)with a size of M×N pixels,its entropy E is defined as:
If the calculation is confined to one local area of the whole image,then local entropy is obtained[10].Due to the involvement of a logarithm,sometimes Eq.(4)can be simplified by taking the Taylor Expansion,in order to improve the real-time performance:
It is proved by the experiment introduced in section 2 that leaks will add some information to thermal images,and then this information will be reflected clearly in the local entropy matrices.Merits are found that even though there is sometimes geometric distortion in partial images,the local entropy is invariant with respect to its statistical characteristics.Moreover,the entropy depends on the computation for the whole area,so its robustness may not be influenced by several singular values of isolated pixels and its anti-noise advantage is also ensured by normalization of pij[11].
Meanwhile,from the perspective of evaluation,the entropy used as the characteristic measurement parameter of image information provides a set of scientific means to evaluate the degree of leak.Therefore,the local entropy difference algorithm is adopted for diagnosis and location of leaks.The strategy is described below.
For a thermal image F of the test vessel captured before inflation,whose size is M pixels×N pixels,an n1×n2matrix A will be taken as the computational template,and the value of every local entropy based on A will be calculated throughout F.When the work is done,a matrix EF(n1,n2)is returned,and all the local entropies are stored in the matrix.The same calculation is applied to the thermal image G,which is captured after a certain time delay following inflation,and its size is also M pixels×N pixels,and a similar matrix,EG(n1,n2),is obtained.Afterward,the difference between EG(n1,n2)and EF(n1,n2)is computed via Eq.(7),andΔE(n1,n2)becomes the critical factor for leak diagnosis and localization:
1)If thermal image G matches F well,then the value ofΔE(n1,n2)will approach zero,and the conclusion can be reached that there is no leak in the test vessel.
2)Setting the thresholdδas the criterion,if there is a salient region in the local entropy difference matrix of thermal images,and the value of ΔE(n1,n2)in that region is tenably greater thanδ,then the presence of a leak is confirmed(there is probably more than one region).
3)Calculation of reverse mapping is done for the salient region of the local entropy difference matrix ΔE(n1,n2),so that the coordinates of the leak point can be obtained subsequently.
By using the strategy described above and taking 10 pixels×10 pixels as the computational template,the absolute local entropy matrices of the two thermal images shown in Fig.3(a)and Fig.3(b)are calculated as EF(10,10)and EG(10,10)respectively,which are shown in Fig.4(a)and Fig.4(b),and then the difference matrix between them can be obtained easily as ΔE(10,10)as shown in Fig.4(c).Same calculations also have been done to Fig.3(c)and Fig.3(d),the results are shown in Fig.4(d),Fig.4(e)and Fig.4(f)for contrast.
The regions marked A and B in Fig.4(c)and C in Fig.4(f)have the same position as those shown in Fig.3.For metallic test vessel,the judging criterion is determined through repeated experiments with non-leaking vessels,and then the threshold is set asδ=2.1.By reason of the relatively poor thermal conductivity of the soft nylon tube and smallness in leak area,it is reflected in Fig.4(f)that the phenomenon of temperature drop is not so significant in local entropy difference matrix.But fortunately it is still strong enough to be detected as the marked region C.Therefore,the thresholdδwill be set respectively for different kinds of test objects,especially for metallic and metalloid ones.Hereδ=0.7 for pneumatic soft nylon tube.
In Fig.4(c),comparing the elements in ΔE(10,10)withδ,it is obvious that those with some values greater thanδappear in region B only,the maximum is 3.05 which is far greater thanδ,and thereby the conclusion can be reached that there is a leak in region B,while there is no leak in region A.In the same way,by using different threshold,similar conclusion can be made from Fig.4(f)that there is also a leak in region C,in which the maximum 0.87 emerges.Finally,the leak localization results have been confirmed by a bubbling test.
4 Conclusion
A novel method for diagnosis and localization of air-leaks is proposed by utilizing infrared image fusion,which employs a local entropy difference algorithm.The heat transfer model of air leak flow has been established.According to the results of the analyses,some conclusions can be drawn as follows:
1)The temperature difference in air leak flow is caused by both Joule-Thomson effect and heat exchange between the air and the leak site in the vessel.The temperature field of test object varies near the leak and the extent of variation relates to the aperture and depth of the hole.The changes are evident enough to be detected by infrared camera and the phenomenon is enhanced by the use of active air cooler.The application is proved to be feasible and effective by simulation and experimental results.
2)On account of the diversity in thermal conductivity among different materials of test objects,especially between metallic and metalloid ones,the criterionδ,which is used to judge whether there is a leak,should be set as different values respectively.
3)Because of the irregularity in shape,thermal distribution differs considerably all over the body of tes object.While cryogenic air is charged in,the temperature drop in smooth area is much more distinct than that in edge area.If the leak position is only acquired by the difference calculation among thermal images rather than local entropy matrices,the result is very susceptible to interference from the information of the shape.The advantage of the local entropy difference algorithm is demonstrated by experiments,especially in eliminating the surface defects’affection and shapes’influence.After entropy operation,the contrast between a leak area and a non-leak area is much more conspicuous.Meantime,the noise and geometric distortion are suppressed effectively
参考文献
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可燃性气体泄漏防护系统 篇2
关键词：报警,单片机,传感器,自动拨号
在家庭及一些可以封闭的房室内装有煤气等可燃性烷烃气体管道的场所经常因为设备的老化或没有及时关闭阀门, 而引起气体的泄露导致火灾甚至爆炸。严重威胁了人们的生命财产安全。为了避免上述情况的发生, 我们通过市场调查研究, 设计本系统可以防患于未然。这里涉及到系统的功能、可靠性以及系统在使用过程中是否简单方便, 便于编程及产品是否实惠等一系列问题。经过一段时间的调查, 从技术与经济的角度上认真分析, 我们的设计可以实现功能健全, 价格低廉, 使用方便的最终要求。
本设计名称为可燃性气体泄露防护系统, 属于智能化报警监控系统, 无需人的监视, 通过可燃气体传感器检测, 便可自行投入工作。该设计以78E58单片机为核心, 通过可燃气体传感器与单片机连接, 将其采集到的信号传递给单片机, 通过单片机分析处理, 会将信息通过LCD显示器显示出来并同时通过PM60芯片转换成语音, 进行语音提示, 告知家人或附近人有可燃性气体泄漏, 并及时采取措施处理。若附近没有人员在场, 该系统将通过PCD3311自动拨号芯片在检测泄露之后30s, 将自动通过家庭或附近电话拨通求救电话, 通知相关人员进行处理 (该功能为模拟功能) 。
1 系统硬件电路设计和实现
系统总体结构框图如图1。
1.1 单片机78E58
78E58是华邦电子公司出产的低压, 高性能COMS8位单片机片内含4kbytes的可反复擦写的只读程序存储器 (PEROM) 和128bytes的随机存取数据存储器 (RAM) , 片内置通用8位中央处理器 (CUP) 。其内部组成包括CUP、存储器、可编程I/O口、定时器/计数器、串行口, 各部分通过内部总线相连。
1.2 HD7279串行驱动芯片
HD7279是一片具有串行接口的, 可以同时驱动8位共阴式数码管的智能显示驱动芯片, 该芯片同时还可以连接多达64键的键盘矩阵, 单片即可完成LED显示、键盘接口的全部功能。其主要特点包括串行接口, 无需外围元件可以直接驱动;各位独立控制译码/不译码及消隐和闪烁属性; (循环) 左移/ (循环) 右移指令;具有段寻址指令, 方便控制独立LED;64键键盘控制器, 内含去抖动电路。在我们设计过程中, 我们选用HD7279的键盘控制功能。HD7279采用串行方式与单片机通讯, 串行数据从DATA引脚送入芯片, 并由CL K端同步。当片选信号变为低电平后, DATA引脚上的数据在CLK引脚的上升沿被写入HD7279的缓冲寄存器。
1.3 PM60智能语音芯片
PM60系列是中青世纪科技公司于2007年薪推出的一款智能语音产品。该系列芯片可以烧录和放音, 具有长秒数, 高品质, 易录放的特点。是一个整合了录放音电路, 快闪存储, ADPCM编、解码器, 功率放大器, 稳压器等线路的全功能录放系统。其主要特点:长秒数 (125s~4000s) 、麦克风直接录音、8个输入脚4个输出脚、不需要额外元件、自由组合录音段和声音段、宽范围的采样频率 (5k Hz~40k Hz) 、弹性的工作电压 (3V~6 V) 内置抗干扰精密稳压器、多种LED闪烁频率 (1Hz~12Hz) 、按键直接触发串并行微控器触发。本设计选用串行输入接口, 在串行输入接口工作方式下, K1为数据端, K2为同步时钟端, O1为忙信号端。地址数据在时钟上升沿锁存输入到PM60芯片内。语音段的地址为0x80H~0x FFH。外部单片机直接送入要放音的段地址即可播放, 结束时PM60的忙信号拉低, 在判断一段语音结束时, 外部单片机再送下一段语音的段地址。
1.4 PCD3311芯片
双语多频编码芯片PCD3311外围电路见图2所示。
1.5 PCF8563时钟芯片
PCF8563是飞利浦公司推出的一款工业级内含I2C总线接口功能的具有极低功耗的多功能时钟/日历芯片。PCF8563有16个8位寄存器分别为:可自动增量的地址寄存器、内置32.768k Hz的振荡器 (带有一个内部集成的电容) 、分频器 (用于给实时时钟RTC提供源时钟) 、可编程时钟输出、定时器、报警器、掉电检测器和400kHzI2C总线接口。
所有16个寄存器设计成可寻址的8位并行寄存器, 但不是所有位都有用。前两个寄存器 (内存地址00H, 01H) 用于控制寄存器和状态寄存器, 内存地址02H~08H用于时钟计数器 (秒~年计数器) , 地址09H~0CH用于报警寄存器 (定义报警条件) , 地址0D H控制CL KO UT管脚的输出频率, 地址0EH和0FH分别用于定时器控制寄存器和定时器寄存器。秒、分钟、小时、日、月、年、分钟报警、日报警寄存器, 编码格式为BCD, 星期和星期报警寄存器不以BCD格式编码。
2 系统软件设计
2.1 程序流程图
如图3所示。
2.2 子程序
2.2.1 键盘输入子程序
根据键盘输入技术指标以及HD7279芯片的工作特性, 选择W78E058的P2.1、P2.2、P2.3、P3.3为命令控制输出口分别连接HD7279的DATA、CLK、CS和KEY引脚。
(1) 控制指令说明
HD7279A的控制指令分为二大类——纯指令和带有数据的指令。由于本次只是利用HD7279A构成键盘用LCD显示, 而不需要用段数码管显示, 因此设计中用到的HD7279A的控制指令只有复位 (A4H) 和读键盘 (15H) 指令。
(1) 复位指令 (A4H) :当HD7279A收到该指令后, 将所有的显示清除, 所有设置的字符消隐、闪烁等属性也被一起消除。执行该指令后, 芯片所处的状态与系统上电后所处的状态一样。
(2) 读键盘指令 (15H) :该指令从HD7279A读出当前的按键代码。与复位指令不同, 此命令的前一个字节15H为微控制器传送到H D7279A的指令, 而后一个字节d0—d7则为H D7279A返回的按键代码, 本次采用4×4键盘, 则各键键盘代码分别定义为00H—0FH。此指令的前半段, HD7279A的DATA引脚处于高阻输入状态, 以接受来自微处理器的指令;在指令的后半段, DATA引脚从输入状态转为输出状态, 输出键盘代码的值。
(3) HD7279A采用串行方式与微处理器通讯, 串行数据从DATA引脚送入芯片, 并由CLK端同步。当片选信号变为低电平后, DATA引脚上的数据在CLK引脚的上升沿被写入HD7279A的缓冲寄存器。当HD7279A检测到有效的按键时, KE Y引脚从高电平变为低电平, 并一直保持到按键结束。在此期间, 如果HD7279A接收到“读键盘数据指令”, 则输出当前按键的键盘代码;如果在收到“读键盘指令”时没有有效按键, HD7279A将输出FFH。另外, 由于HD72 79A芯片内部含有去抖动电路, 软件编程时不需要键盘的消抖动程序, 而且HD7279A的控制指令也使得软件编程更简单。
(2) 读取键盘程序设计
根据对整个系统的输入按键的功能分析, 设计14个按键功能如下。
(1) 10个数字键:S0、S1、S2、S3、S4、S5、S6、S7、S8和S9。
(2) 6个功能键 (退出键、确认键、方向上、方向下键、方向左键、方向右键) :S10、S11、S12、S13、S14、S15、S16。
读键盘数据指令 (15H) , 宽度为16个BIT, 前8个为微处理器发送到HD7279A的指令, 后8个BIT为HD7279A返回的键盘代码。执行此指令时, HD7279A的DATA端在第9个CLK脉冲的上升沿变为输出状态, 并与第16个脉冲的下降沿恢复为输入状态, 等待接收下一个指令。如图4即为读键盘指令的时序图。
通过分析HD7279A控制指令 (CS、CLK、DATA、KEY) , 以及读键盘指令的时序图, 设计读取键盘获得键值的程序流程图如图5所示。
2.2.2 时钟子程序
根据技术指标以及PCF8563芯片的工作特性, 选择W78E058的P3.0、P3.1为命令控制输出口分别PCF8563连接的VSDA和VSCL引脚。
工作时通过I2C总线的虚拟技术, 在使用虚拟I2C总线时有一个通用的傻瓜化界面, 一个主方式下的虚拟I2C总线通用软件包VIIC并在VICC基础上给出了归一化操作命令, 使用虚拟I2C总线时装入VIIC软件包后在应用程序设计中只须使用三条归一化操作命令。
3 系统的改进
本系统只有对可燃气体检测, 并通过单片机进行相应的处理:指示灯亮、语音提示等。而对自动拨号的只是采用模拟, 通过一些调查用继电器拨号十分的不可靠, 对方是否有应答等一系列问题都没有办法解决。
参考文献
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气体泄漏定位 篇3
针对危险化学品、生化制剂、放射性或核物质 (CBRN) 事故, 事故情景模拟是研究公众保护策略的一个关键内容, 其中有毒气体泄漏是CBRN事故中的一种典型的事故类型[1]。一旦发生毒物泄漏事故, 除了可能造成巨大的人员伤亡和财产损失外, 还可能牵涉到大批人员的紧急疏散[2,3,4,5]。国内外学者针对不同场景下的人员疏散开展过大量研究, 如Togawa提出了许多关于群体运动的技术观点和经验数据[6];国际海事组织 (IMO) 自1995年起即要求在滚装船体设计阶段就测试其人员疏散效果[7];Weston[8]和Dotson K.J.[9]等人曾对区域疏散效率的影响因素进行了研究, 认为公众对政府预警信息发布方式的熟悉程度, 以及挨家挨户的通知方法有助于提高疏散效率, 但疏散过程中的交通事故、事故致死人员数量、疏散活动致伤人员数量、自发性的疏散人员、拒绝疏散的人员和疏散过程中的抢劫或犯罪行为, 会对疏散效率产生不利影响。西方国家研究区域疏散时, 一般仅考虑有交通工具的情况, 很少考虑人员步行疏散情景, 因而相关疏散时间估算和疏散模拟就转化交通流模拟问题。总体上讲, 有关建筑物火灾、核物质泄漏等技术灾难, 飓风、地震、洪水和森林大火等自然灾害引起的疏散问题已有大量研究文献, 但针对危险化学品泄漏、高含硫化氢气田井喷等事故诱发的大规模人员疏散问题研究文献相对较少, 相关文献内容一般都是事后调查访谈资料, 或仅涉及其中某个局部问题的内容, 如最佳疏散路线选择等[10]。
本文针对危险化学品泄漏、高含硫化氢气田井喷等事故诱发的大规模人员疏散问题进行研究, 通过SLAB模型模拟有毒气体泄漏扩散, 并在此基础上分析疏散范围和估算疏散规模, 以期为制定合理的应急疏散方案提供参考。
1 方法
1.1 重气扩散模拟模型
疏散区域和疏散人数的确定与有毒气体泄漏扩散的影响范围相关, 气体在大气中的扩散过程可以通过各种模型进行模拟。据统计, 在因毒物泄漏造成的人员伤亡中, 约有90%与重气泄漏有关, 现阶段可用的重气扩散模拟模型包括拉格朗日模型、三维数值模型和浅层模型[11,12], 其中, 浅层模型计算最为快速, 相关参数易于获取, 适合开展事故发生后的快速预测、疏散区域识别与辅助决策支持。
浅层模型典型代表是SLAB模型, 可以模拟连续泄漏、间断性泄漏、瞬时泄漏的情况, 获得有毒气云随时间空间的分布[3]。SLAB模型中可采用稳态烟羽模式和瞬时阵喷模式两种大气扩散模式[13], 其模拟过程包括泄漏源识别与扩散初始化、计算气体扩散和计算时均浓度三个阶段, 如图1所示。泄漏源识别决定模拟过程采取何种扩散模式, 对于持续时间较长的泄漏源, 一般选择稳态烟羽模式;对于持续时间有限的泄漏源, 泄漏初期和持续期的模拟一般也选择稳态烟羽模式, 当泄漏源终止时转而选择瞬时烟团模式模拟气体随后的扩散过程;对于瞬时性泄漏, 一般采用瞬时烟团模式计算整个扩散过程。
1.2 疏散范围的确定
疏散范围影响疏散规模, 针对毒气泄漏事故的人员疏散, 目前确定疏散区域的方法主要有先期隔离距离和防护距离[14,15]和应急计划区 (Emergency planning zone, EPZ) [16,17]。其中疏散区域边界确定时, 需要知道多大浓度对人生命安全和健康构成危险, 常见的“临界”浓度的确定方法包括急性暴露准则级别 (Acute Exposure Guideline Levels, AEGL) 浓度, 紧急响应计划指南 (Emergency Response Planning Guidelines, ERPG) 浓度以及立即威胁生命及健康浓度 (Immediately Dangerous to Life or Health concentration, IDLH) 法。其中, IDLH方法实际上属于一种梯阶式方法, 即优先使用人体急性毒性数据, 接着是使用动物吸入的急性毒性数据, 最后使用动物经口急性毒性数据。如果相关的急性毒性数据不足或没有, 则考虑使用慢性毒性数据或类比某种具相似毒性效应的化学品。为便于修订, 首先使用二次毒理数据, 一旦初步确定IDLH浓度, 将其与现有IDLH浓度和其他浓度相比较 (如现有的短期暴露指标和爆炸下限) [18]。因此疏散区域外边界可以选择立即威胁生命及健康浓度, 即1倍或2倍的IDLH浓度可能扩散的最远距离为半径来确定。
2 基于SLAB模型的毒气泄漏扩散模拟
某山东企业集团地处烟台市区, 其中MDI光气生产设备为潜在有毒气体释放源。据统计, MDI生产系统1km范围内潜在最大疏散人口估计超过80573人; (1~2) km范围内潜在最大疏散人口估计超过105300人。光气为剧毒物质, 立即威胁生命安全健康浓度 (IDLH) 为2ppm。本次模拟初始条件分别为圆孔泄漏源、离地高度20m、泄漏源压力0.2MPa、连续泄漏10min、原料气温度280K、大气温度283K、相对湿度75%、大气稳定程度5、地表粗糙度为14, 其中泄漏孔径分别为50mm和100mm, 大气风速分为0.5、1、1.5和2m/s情况进行模拟。
2.1 结果分析
利用SLAB模型模拟可以获得扩散条件下不同浓度气体最远扩散距离、不同浓度有毒气云抵达不同地点所需时间及在该地点的超过此浓度的持续时间。表1所示为上述条件下, 2倍、1倍和0.5倍光气IDLH浓度最远扩散距离, 从表中可知, 不同浓度光气最远扩散距离可能超过光气大泄漏时的先期隔离距离, 泄漏源周边居民有疏散要求。如果选择1倍光气IDLH浓度最远扩散距离作为疏散区域边界确定依据, 则在泄漏孔径100mm, 大气风速1.5m/s的情况, 疏散区域半径应不小于1397m。表2所示为不同泄漏孔径, 光气在不同风速影响下, 指定地点处浓度最先达到2倍、1倍和0.5倍IDLH浓度的时间, 以及超过该浓度的持续时间。从表中可知, 对于100mm泄漏孔, 大气风速1.5m/s的情况下, 下风向距泄漏源1000m的人员如果不想吸入1倍IDLH浓度的光气, 其可用疏散时间不超过846s。
2.2 影响区域划分
通过扩散模拟获得有毒气体浓度的时间空间分布数据后, 可计算不同地点的毒负荷并按照毒负荷[19]的大小将伤害范围划分成致死区、重伤区、轻伤区和吸入反应区[20,21]。致死区、重伤区、轻伤区和吸入反应区的划分可辅助确定疏散方案, 决定是否疏散以及确定具体的疏散时机。图2中所示即为上述示例中泄漏孔径100mm, 大气风速1.5m/s时, 通过扩散模拟获得在泄漏15min和35min后光气影响区域情况。图中由里及外色块分别表示光气毒害死亡、重伤和轻伤分区。从图中可以看出, 随时时间推移, 光气不断沿下风向扩散, 致死区、重伤区和轻伤分区的范围随之发生变化。
3 区域疏散分析
3.1 业务流程和数据流程分析
3.1.1 业务流程分析
根据前述各章节中对毒气泄漏事故情景下的区域疏散分析需求分析, 可以将完整的区域疏散分析过程划分为事故基本信息获取、有毒气体影响范围分析与预测、区域疏散优化分析三个阶段, 如图3所示。
注:tarrive表示指定地点有毒气体浓度最先达到规定浓度的时间, 单位s;Δt表示指定地点有毒气体浓度超过规定值的持续时间, 单位s。
3.1.2 数据流程分析
区域疏散分析系统数据流程如图4所示, 接到毒气泄漏事故报警信息后, 系统中通过事故现场在地图上定位、利用视频查看现场情况和搜索危险源信息等功能, 访问相关数据库表, 实现相关信息的确认, 为气体扩散模拟和其他后续流程提供输入。
3.2 疏散范围分析与疏散规模估算
3.2.1 疏散范围
有毒气体扩散影响范围预测为区域疏散分析提供基础。系统中采用匙孔形疏散区域[17]确定方法, 其中扇形部分圆心角选择90°, 半径等于光气泄漏时防护距离, 小圆半径等于光气大泄漏时先期隔离距离。初步确定的疏散区域为扇形与圆形的并集。将初步确定的疏散区域与居民区图层, 即疏散亚区域进行叠加分析, 可以得出可能受影响的居民小区或疏散亚区域对象, 见图5中多边形所示区域。利用系统为用户提供的绘图工具, 区域疏散分析人员可以绘制出最终需要疏散的范围, 即图6中多边形所示区域。
3.2.2 疏散规模
根据确定的疏散范围与事故发生时间, 系统实现人口规模估算等, 可以确定各疏散亚区域或居民区中应疏散的人口数。图6中即为事故发生时间为早上8点时周边居民区应疏散人口数估计情况。表3为晚上12点时周边87个疏散亚区域中应疏散人口数估算结果, 初步估算87个亚区域应疏散人口数约为151478人。
若假定光气发生泄漏, 相应警报系统立即发出疏散警报, 即光气泄漏基本与疏散通知同步发生时, 利用基于SLAB模型、离散时间网络流的区域疏散分析模型和GIS网络分析技术建立的区域疏散分析系统原型可以模拟光气扩散过程和人员疏散过程, 如图7所示为光气泄漏扩散与周边人员疏散在泄漏事故发生后10min和30min的动态变化情况。从图中可以看出部分人员疏散时可能暴露在光气扩散形成的死亡区域。当人员在疏散过程中的累积毒负荷达到极限毒负荷时, 采取疏散策略并不可行, 应考虑采取就地避难的人员保护措施以减少人员伤亡。
4 结论
1) 介绍了现阶段可用的重气扩散模模型, 提出采用SLAB模型模拟有毒气体泄漏扩散, 并给出了气体扩散模拟实验的具体流程。然后介绍了针对CBRN事故的区域疏散分析系统的设计与实现, 给出了具体的技术路线和疏散分析流程。
2) 选择光气作为泄漏物, 在假定条件下模拟得出了2种泄漏孔径, 4种大气风速下的扩散结果, 包括3种浓度值的最远扩散距离, 指定地点达到规定浓度的时间和超过该浓度的持续时间, 以及不同时间下风向有毒气体影响区域的动态变化情况。模拟结果为疏散方案的制定提供了参考和依据。
3) 通过针对光气泄漏事故的算例测试了区域疏散分析系统的应用效果, 结果表明系统实现了最初的事故信息获取、划定事故影响区域、确定疏散范围并对疏散人口进行预测的目的, 为合理制定针对CBRN事故的应急疏散方案提供了技术支持。
4) 毒性气体泄漏后, 危险区域内的人员采取相应的保护措施可防止和减少人员中毒伤亡。究竟是就地避难还是应急疏散, 则需要通过对一系列的因素进行分析后作出综合的判断。如采用疏散措施时, 确定具体的疏散时机则显得尤为重要。
摘要：针对CBRN事故中的毒气泄漏场景进行研究, 采用SLAB模型模拟有毒气体的泄漏扩散, 并给出模拟流程。以山东某企业光气泄漏灾害应急疏散项目为例, 计算不同风速和泄漏孔径的毒气泄漏的最远扩散距离、到达时间与持续时间。通过模拟获得有毒气体浓度的时间空间分布数据, 得出致死区、重伤区和轻伤分区的范围变化情况。证明随时间的推移, 光气不断向下风向扩散。最后通过系统设计与程序运算, 实现了事故信息的获取、划定事故影响区域和疏散范围以及对疏散人口进行预测的目的。有毒气体扩散模拟与区域疏散分析对于合理制定针对CBRN事故的应急疏散方案具有重要意义。
气体泄漏定位 篇4
一、气体微泄漏的原因
1. 轮胎材料本身的原因
汽车轮胎内的气体压力一般为0.2～0.25MPa, 也就是说轮胎内气体分子的密度是胎外气体分子密度的2～2.5倍, 这样在轮胎内外就形成了气体分子的浓度差, 从微观的角度来看, 气体分子穿过轮胎橡胶层向外渗透扩散, 这种渗透扩散过程非常细微, 用常规的方法无法检测到, 最后导致轮胎的压力会逐渐降低。
当同一种气体渗透过不同的材料时, 气体渗透量主要取决于气体在材料中的扩散系数。气体的扩散现象遵循菲克定律 (Fick Law) :
上面的公式1中, J为扩散量, 单位g/s;A为扩散发生的截面积, 单位为m2;D为扩散系数, 单位为m2/s;C1为浓度, 单位g/m3;Z为距离, 单位为m。
上面的公式中, D是决定物体本身性质的常数, 它取决于气体和材科之间的系数。不同橡胶材料的D是不同的, 即使是同一种橡胶材料, 由于原料、生产工艺的不同, 其物性常数D也会有所差异。需要强调的是, 橡胶材料在使用过程中, 会逐渐老化, 其常数D也会随之变化。
2. 温度的原因
D与温度有关, 温度越高, 高分子链运动越剧烈, 气体分子扩散越容易。D随温度的升高而增加, 其和温度的关系如下面的公式:
上面的公式2中, D0是无限稀释情况下渗透组分的扩散系数, 单位为m2/s;ΔE0为扩散活化能量, 单位为J/mol;R为气体常数, R=8.3143 J/moL;T为温度, 单位为K。
3. 轮胎内充填气体的影响
汽车轮胎充填压缩空气时, 通常含有水分、油污, 会使轮圈电镀层被空气中的氧气氧化而导致密封不严密, 造成轮胎内气体外泄, 同时由于有水分、油污的存在, 也会加剧轮胎橡胶的老化, 而加速气体的渗透。
(公式2) 中的ΔE0随气体分于直径的增加而增大, 分子直径的微小变化会引起ΔE0的迅速增加, 从而导致分子扩散困难。表1列举了空气中含量比较高的几种气体分子的直径。经试验证明, 对于同一种橡胶, 氧气的渗透量约是氮气的4倍, 二氧化碳气的渗透量更大, 是氮气的8倍, 这就是为什么轮胎总是选择充氮气的原因。
二、减少气体微泄漏的方法
1. 平时注意的几个问题
(1) 轮胎温度升高会加大气体微泄漏, 所以, 夏季应尽量避免轮胎长时间在阳光下暴晒, 轮胎在阳光下暴晒也会加剧橡胶的老化, 使气体微泄漏更甚之。
(2) 更换轮胎或轮毂时, 二者结合处要清理干净, 做到一尘不染。
(3) 小车不要在深10cm以上的水中长时间停留。
(4) 轮胎缺气要及时补充。
(5) 小车停驶10天以上 (尤其是轮胎缺气者) , 每10天要移动一下车辆, 换一下轮胎着地位置。
(6) 汽车轮胎应尽量充填纯净的氮气, 氮气分子直径比较大, 还有相当的惰性, 在相同条件下, 不仅其渗透量比较小, 而且还可以减缓轮胎橡胶的老化。
2.
气体泄漏定位 篇5
随着汽车技术的不断发展,整车气动元件对密封性的测试提出了更高的要求,各厂家对不同的气动元件,如气阀等提出了在不同环境温度下的密封性能要求,详细规定了不同气动元件气体泄漏量的数值指标,比如要求气阀在常温状态下,从进气口通入0.8MPa气体,开关转换前后,要求泄漏量<3sccm (每分钟3毫升)。我们以往对气动零部件的密封测试所采用的主观泄漏评判方法和压降法已经不能满足规范中对气动元件的测试要求,需要寻求一种新的测量方法。
结合现有试验设备,通过改变测试方法并采用专用的测试仪表,我们设计了一种新的测量气动元件泄漏量的精准测试方法,即质量流量法。采用该种方法检测气动元件的密封性能,可以在不同环境温度下精确地测试出气动元件的泄漏量。本文对压降法测试气体泄漏量和采用质量流量法测试气体泄漏量的两种试验方法做以简单介绍。
1、两种试验方法分析比较
1.1 压降法
1.1.1 测试原理图
1—气源2—截止阀3—标准储气罐4—压力表
1.1.2 测试原理
在一定压力下的密闭容器中的气体,随着时间的推移或多或少会产生一定的泄漏,随着泄漏量的增加,容器内的气体质量减少,气压将不断下降。
泄漏量与压降和容积的关系可以通过如下公式(1—1)进行计算:
式中:P—标准大气压力;
V1一为标准储气罐容积:
V2—为被试件及气路的容积;
q—为气体流量。
P1—初始压力值
P2—最终压力值
t1—初始时间
t2—最终时间
1.1.3 测试过程
1.1.3.1连接好被试件后,打开截止阀2,对储气罐3及被试件进行充气;
1.1.3.2充气完成,压力表4的值稳定后,关闭截止阀2,记录压力值P1,并开始计时t1;
1.1.3.3等待一段时间,结束计时t2,并记录压力值P2;
1.1.3.4按上述(1-1)公式计算泄漏量及速率。
1.1.4 压降法的特点
1.1.4. 1 效率低,要求测试仪器精度高。
为了稳定压力,试验中设置了标准储气罐3来进行保压。采取这种方法测量大容积的小泄漏量时,由于泄漏速度较慢,如果采用常用的分辨率为0.01MPa普通压力表来读数,那么需要的测试时间会很长,试验效率非常低。
举例来说,标准储气罐容积为1升,初始压力值为0.80MPa,假设测试件泄漏速率为5sccm (每分钟5毫升),如果使用分辨率为0.01MPa压力表来读数,要使压力表读数从0.80MPa降至0.79MPa,通过计算,将需要200分钟左右。而如果使用分辨率为0.001MPa高精度压力表,要使压力表读数从0.800MPa降至0.799MPa,至少也需要20分钟以上。如果泄漏速率<5sccm,那测试时间将更长,效率非常低。如果采用更高精度的压降测量专用设备,造价很高。
1.1.4. 2 测试值不准确。
公式中容积V1、V2的值都不是很精确。V1不仅报告标准容积体积,还应加上相通的管路容积;特别是被测件的容积V2,由于其内部结构复杂,无法通过计算获得其准确容积,导致通过(1一1)公式计算的泄漏量不准确。
1.1.4. 3 不能测试稳压条件下的泄漏测试。
上述测试过程是一个压降过程,不能保持压力,所以不能对被测件在某一固定压力下的泄漏特性进行测试。
1.1.4. 4 环境温度变化对测量结果影响较大。
在个别特殊工况下,要求对被测件在不同环境温度下进行密封性能测试,低温要求-40℃,高温要求+120℃。考虑到其它测试仪器的耐高低温性能,测试时仅将被测件置于高、低温环境仓中。这样在进行测试时,被测件中的气体和常温储气罐中的气体会有较大的温度差,当储气罐的气体去补充被测件中的泄漏气体时,在热胀冷缩的作用下,由储气罐进入被测件中的气体将和被测件中泄露出去的气体体积不同,直接导致测试值和实际泄露值产生较大差异,造成测试不准确。如低温试验要求-40℃,被测件中-40℃的气体泄漏出去,必须从常温气罐中补充,相同质量的气体在常温下和在-40℃下的体积是不同的,将会使测试值偏高。
1.2 质量流量法
1.2.1 测试原理图
1.2.2 测试原理
将被测件和气源接通,在一定气体压力下,被测件产生泄漏后,气源能够对被测件进行气体补充,泄漏出多少,气源就会补充相同压力下的气体多少。补充的气体均流经质量流量计,质量流量计将直接显示出流入被测件的气体量。
该种方法不受被测件所处的环境温度影响,所补充进被测件的气体先经过质量流量计计量后再送至被测件中,不受气体随温度变换而产生的热胀冷缩影响。
1.2.3 测试过程
1.2.3.1连接好上述气路及被测件,调节调压阀,读取压力表值,使气压稳定至设定气压;
1.2.3.2根据被测件的泄漏范围,选择“流量计1”或“流量计2”。(注:“流量计1”和“流量计2”是不同量程的气体质量流量计。)例如选择“流量计1”的量程,则关闭“开关阀2”和“开关阀3”;
1.2.3.3稳定20秒左右,读取“流量计1”读数,此即为测试件状态下的气体泄漏流量,测试即完成。
如换向阀类,在进行测量时需要进行气路转换,此时则要关闭“开关阀1”和“开关阀2”,打开“开关阀3”,给被测件供气,完成气路转换后,关闭“开关阀3”,再重复2.2.3.2和2.2.3.3步骤。
1.2.4 质量流量法的特点
1.2.4.1测量精度高,操作方便,被测件的泄漏流量可直接读取,不用计算;
1.2.4.2测量系统直接采用质量流量计获取泄漏流量,不用依赖体积的计算确定泄漏量,任何不规则形状的被测件均可进行准确测试;
1.2.4.3可以在某一稳定压力下,在不同的温度条件下,对气动元件的泄漏流量进行测量,测试结果不受环境温度影响。
2、结束语
虽然传统的压降法是一种重要的气动元件密封性能的测试方法,但其在测量气动元件泄漏量过程中存在效率低、受环境温度变化影响大、计算复杂等缺陷,使得测试结果可能偏离真实情况,影响了测试的准确性。采用质量流量法测试气动元件密封性能的试验方法,是在传统的压降法不能满足一些气动元件的准确测试要求的情况下,通过改变测试方法并采用专用的测试仪表一质量流量计,开发的一种新的气动元件泄漏量的测试方法,这种新方法很好地解决了传统的压降法进行气动元件密封性能检测时存在的效率低下、准确性不高、计算复杂的局限性,该方法可对气动元件的气体泄漏量进行精准测量,适用于变速器上不同用途,不同形状,不同联接的气动元件的密封性检测,并且联接简单、操作方便、测试精度高,试验结果直观准确。该方法的使用对提高气动元件密封性能测试的准确性和效率具有重要的意义。
摘要：气动零部件密封性能很重要,压降法和流量法各有优缺点,选择合适的方法很重要。
气体泄漏定位 篇6
1 泄漏源查找
泄漏是一种很普通的现象, 凡是存在浓度高低、温度差异、压
力不同的地方都会有泄漏存在。要针对不同的泄漏情况有效地采取针对性的补救措施, 首先要能及时地查找到泄漏的根源。根据本人在变电站电气设备安装过程中, 不断与厂家探讨、研究, 发现SF6断路器气体泄漏源地查找, 存在于一下几处关键点部位:
1) 液压机构的泄漏。对不同的液压机构, 其泄漏的部位及情况会有所不同, 但总的来说, 主要泄漏部位有以下几处: (1) 阀门和密封圈、密封垫。三通阀、放油阀、一级阀、二级阀、保护阀等。造成泄漏的原因有阀芯关闭不严、接触面加工精度不够而不平正;阀体有砂眼、密封处没压紧、放气螺栓没拧紧; (2) 压力表、压力继电器接头处。这些接头的密封垫、密封圈不平正或者失效没有弹性易造成渗漏; (3) 据厂家提供, 工作缸活塞杆、储压筒活塞的密封面。因为这些部位的密封圈、密封垫经常受到活动的摩擦, 容易发生变形, 变位或者受损。液压机构存在泄漏而造成的后果是显而易见的, 小的泄漏既影响到设备的清洁, 也必然会引起油泵的频繁打压或补压时间过长;阀体大量的渗油会造成失压故障, 液压油进入储压筒使气体侧会造成压力异常升高, 从而导致临修、误动、成为设备缺陷, 影响设备的安全运行。
2) 本体及连接部位的泄漏。 (1) 焊缝。焊接时由于电流过大, 焊缝烧穿, 开始有微漏, 过一段时间后漏气量逐渐增加;在两种不同材料的连接处, 由于局部应力过大, 焊缝开裂同样会造成泄漏, 这种情况由于现在厂家制造工艺的提高与改进, 在现场安装以及运行过程中出现的比率较小; (2) 支持瓷套与法兰联接处。由于这部分压强较大, 若密封不严密极易泄漏, 如瓷套结合面加工粗糙, 结合面不严密, 密封圈不平正、粘接不牢固; (3) 管路接头、密度继电器接口、压力表接头、三联箱盖板等处。这些部位是接头、接口、密封和焊缝多的部位, 是密封的难点和薄弱点, 泄漏的可能性较大。
对SF6气体而言, 不论那个部位的密封面都必须保持十分清洁, 否则, 在密封面处即使卡入微小的异物 (例如直径是60微毫的头发丝) , 都可使泄漏速率达到0.001MPa.Ml/s数量级, 这是设备所不允许的。因此, 安装前必须用白布或优质卫生纸粘酒精仔细轻擦密封面和密封垫, 仔细检查, 确认无缺陷后才能装配。同时, 还应擦净法兰、螺栓孔及连接螺栓上的灰尘, 以免带入密封面, 尤其是在装配直立密封环节时, 要认真处理。
3) 气动机构的泄漏。 (1) 连接管路、活塞和阀的密封部分、传动机构的密封部分。连接管路中紧固部位的松动, 活塞与动杆的密封圈或密封垫、阀体的密封垫等部位, 会因操动机构的运动而发生松动、磨损而变位, 也有密封未能放入槽内等引起泄漏。气动机构中由于活塞, 各种阀和密封面比较多, 所以由这些部件造成漏气的比例也比较高; (2) 储气罐。储气罐是气动机构中压缩空气储藏和分配的罐体, 它与各部分机构连结的管道和阀门比较多, 如有安全阀、排水阀、检查阀, 有连结到各相气动机构的管道等, , 这些连结部位的密封是个薄弱点。气动机构的漏气点不易查找, 特别是慢跑气, 由于不留痕迹而查找困难, 所以要特别注重安装、施工的工艺和质量。
2 检漏方法
在施工现场, SF6气体的检漏方法也是多种多样的, 主要分为定性检漏和定量检漏。
2.1 定性检漏
定性检漏只是判断SF6断路器泄漏情况的相对程度, 而不是测量其具体泄漏率, 定性检漏有如下几种方法:1) 抽真空检漏。抽真空至133Pa, 继续抽真空30min以上停泵, 静观30min后读值A, 再静观5h后读值B, 如B-A<67Pa可以认为密封良好。2) 发泡液检漏。这是一种较为简单的定性泄漏方法, 能够较准确地发现泄漏点。发泡液可采用一份中性肥皂加入二份水配制而成, 将发泡液涂在被检测部位, 如果起泡即表明该处漏气, 起泡越多越急, 说明漏气越严重。采用这种方法可大体上能发现漏气率为0.1ml/min地漏气部位。3) 检漏仪检漏。检漏仪检漏是将检漏仪探头沿断路器各连接口表面和铝铸件表面移动, 根据检漏仪读书判断气体的泄漏情况。使用此方法应掌握以下技巧: (1) 探头移动速度应慢, 以防移动过快而错过漏点; (2) 检漏时不应在风速大的情况下, 避免泄漏气体被风吹走而影响检漏; (3) 检漏仪选择灵敏度高响应速度小的检漏仪, 一般使用检漏仪的最低检出量即泄漏量的体积分数小于10-6, 响应速度小于5s较为合适。4) 分割定位法。分割定位法适用三相SF6气路连通的断路器。如已确认有泄漏但难于定位时, 可把SF6气体系统分割成几部分, 再进行检漏, 从而可以减少盲目性。5) 压力下降法。压力下降法适用于设备漏气量较大时。
2.2 定量检漏
定量检漏是测定SF6断路器的泄漏率, 判断标准为年漏气率不大于1%。主要方法有:1) 局部包扎法:用0.1mm厚的塑料薄膜按密度部位的几何形状围一圈半, 接缝向上, 尽可能构成圆形或方形, 经整形后用胶带粘贴密封。塑料薄膜与被测品应保持一定的间隙, 一般为5mm左右, 包扎后经24h测定包扎腔内SF6气体的浓度, 应取不同位置四点的平均值。该密封环节的漏气率可用下式计算:
式中:F-绝对漏气率, 单位时间内的漏气MPa·m3/s;
△C-泄漏气体浓度的测量平均值, ppm;
△t-测量△C的间隔时间, s;
△V-被试品与塑料薄膜间所包围的容积, m3;
P-绝对大气压, 为0.1MPa。
每个气室的年泄漏率Fy:
式中:V-气室内SF6气体的容积, m3;
Pr-额定SF6气体气压, MPa, (表计值) 。
在进行以上计算时较难确定的是以下参数:
△V:由于被试品与塑料薄膜间所包围的容积是不规则形状, 其容积不能直接计算取得, 可采用试验的方法, 利用其它气体或液体通过流量计向包扎腔室内灌注而取容积数据。
V和W:气室内充注SF6, 气体的容积和质量, 该数据厂方都未提供, 可在订货技术条件中要求厂方提供准确数据, 还可在充气过程中采用计量方法来取得较准确的数据。
2) 挂瓶检漏法:在绝缘子检漏孔处悬挂一个瓶子经过数小时后, 再用检漏仪测量瓶内是否有泄漏的SF6气体。
3 结论
SF6断路器是变电站正常运行的重要设备, 是变电站内变压器除外的另一个神经中枢, SF6气体的泄漏对环境造成污染和破坏生态平衡、产生温室效应, 对SF6断路器气体泄漏故障的排除要力求做到快和准, 我们要继续深入研究和探讨SF6断路器气体泄漏的分析和处理的各种先进快速的方法。
参考文献
[1]国家标准.GB767472.5kV及以上气体绝缘金属封闭开关设备.
[2]电力设备交接和预防性实验规程.国家电网公司DL/T596GB50150-2006.
[3]徐元哲, 刘县, 胡智慧, 周红晶.东北电力大学电气工程学院.SF6断路器的泄漏检测技术.
气体泄漏定位 篇7
关键词：气压给水稳压系统,泄漏,止回阀,空气压缩机
引言
消防气压给水稳压系统, 以维持消防管网 (+0.00m标高处) 压力为13bar (abs) , 并提供火灾初期70S消防用水。在某项目建设中, 由于气压给水稳压系统气体管路多次出现泄漏, 系统压力难保证, 影响项目安全。
1 气体管路流程图
气压给水稳压系统由2台气压罐、2台稳压水泵、2台空气压缩机、控制设备和阀门管路等组成。稳压泵通过液位开关和压力开关联动控制启停, 空气压缩机通过压力开关控制启停, 系统流程图见图1:
空气压缩机为系统提供压缩空气, 空气压缩机的出力为15Nm3/h, 压力开关监测系统压力, 为空气压缩机提供启停信号。
挠性软管连接空气压缩机和管道。电磁阀排出空压机运行中的水及停机状态下的残气, 电磁阀为常开型, 在空气压缩机运行时关闭。止回阀确保空气压缩机停机状态下, 下游气体不逆流, 并通过电磁阀排出。
2 气体管路泄漏分析
结合气压给水稳压系统调试实践, 气体管路泄漏主要表现在挠性软管、止回阀处泄漏, 故障分析如下:
2.1 空气压缩机长时间运行, 下游管路超温, 影响设备密封性
2.1.1 空气压缩机运行时间长
空气压缩机设计仅作为系统补气, 不宜长时间运行, 不作为系统建立初压的气源, 但气压给水稳压系统没有外界气源, 系统启动时, 必须通过空气压缩机建立初压。根据理想气体的状态方程PV=n RT (克拉伯龙方程) , 气压给水稳压系统设置2台容积75m3的稳压罐, 其中水容积25m3, 气体50m3, 系统初压13bar (abs) 。在系统建立初压时, 两台空压机同时运行, 计算时间t为:t=PV/QP1, 其中Q为空气压缩机出力。经计算, 两台空气压缩机需同时连续运行40h, 才能为两台稳压罐建立13bar (abs) 初压。在调试过程中, 考虑空气压缩机效率、气体泄漏等原因, 空气压缩机需同时连续运行2天多才能为系统建立初压。
2.1.2 空气压缩机运行, 温度很高
本系统采用2级活塞式空气压缩机, 设计运行压力17.6bar (表压) , 在空气压缩机运行过程中, 空气被压缩, 根据热力学第一定律, 对于绝热过程, 热力学系统始终不与外界交换热量, 即Q=0的过程, 外界对热力学系统做的功等于内能的增加, 空气压缩机出口温度高。在调试过程中, 空气压缩机出口温度高达100℃。
2.1.3 高温影响下游设备密封性
由于系统设计未考虑空气压缩机出口温度的影响, 挠性接管、止回阀等设备选型均按照常温进行选型。挠性软管采用橡胶软管, 空气压缩机长期运行, 导致橡胶老化, 出现软管泄漏。止回阀采用升降式止回阀, 通过弹簧提供密封预紧力, 密封材料为EPDM (三元乙丙橡胶) , 空气压缩机长期运行产生的高温, 导致橡胶老化, 使止回阀泄漏。止回阀结构图见图2。
在调试过程中, 由于空气压缩机长时间运行 (连续运行超过48h) , 下游管道温度高, 影响挠性软管、止回阀密封性, 导致设备泄漏。
2.2 空气压缩机润滑油进入空气管路, 影响止回阀密封性
空气压缩机为2级活塞式压缩机, 在运行过程中, 部分润滑油随空气进入下游管道, 影响止回阀密封性。在调试过程中, 检查泄漏止回阀发现, 止回阀沾污严重, 阀瓣、弹簧处均有黑色润滑油, 阀瓣吸收润滑油变形, 弹簧卡涩不能关闭阀门, 最终导致止回阀泄漏。
2.3 系统设置不合理, 增加泄漏点
根据运行规定, 空气压缩机停机状态下, 需要排除残气及运行积水, 本系统设置了电磁阀, 电磁阀为常开型, 空压机运行电磁阀关闭, 空压机停止电磁阀打开。
电磁阀为常开型, 运行中止回阀防止气体逆流, 在设计中, 止回阀不作关断阀, 该电磁阀的设置增加了系统泄漏点。
在调试过程中, 由于止回阀失效, 导致JPD气压给水稳压系统内空气通过电磁阀排出。
3 解决办法
3.1 优化系统设计, 减小空气压缩机对下游影响
项目中有稳定气源, 压力为0.7~0.8MPa, 通过该气源为气压给水稳压系统建立初压, 使系统压力达到8bar (abs) 。再通过稳压泵为系统补水, 稳压罐容积75m3, 水容积25m3, 当到达额定水位后, JPD气压给水稳压系统的压力达到12bar (abs) 。最后投入空气压缩机, 通过空气压缩机使系统压力达到13bar (abs) 。根据理想气体状态方程PV/n T=R, 经计算两台空压机同时投运下, 系统只需3.3h即可为系统建立初压。经改造后再进行调试, 空气压缩机只需运行4h即可建立初压, 极大地缩短了空气压缩机的运行时间, 缩短了气压给水稳压系统的调试时间, 也确保了后续管路的密封性。
3.2 优化设备选型, 降低空气压缩机出口温度
采用自带空气缓冲罐的压缩机, 空气缓冲罐容积为150L, 空气压缩机自带止回阀和自动排气阀, 空压机图纸见图3。
空气压缩机只有在气压给水稳压系统建立初始压力时才是长期运行, 其余阶段均为断续运行, 运行时间不超过2h。通过设置空气缓冲罐, 一方面通过混合冷热空气方式, 降低了空气压缩机出气温度, 另一方面相当于增设了一台换热器, 也降低了空气压缩机出气温度。正常运行中, 通过空气压缩机自带排气阀排出活塞腔内残气, 通过缓冲罐自带排水阀定期排出积水。取消电磁阀, 避免将缓冲罐的空气排空。对于150L的空气缓冲罐, 压力达到13bar (abs) , 空气压缩机需运行0.12h, 将导致系统启动滞后。
3.3 优化系统设计, 提高下游设备耐高温耐腐蚀性
空气压缩机出口温度较高, 且运行中产生油污, 挠性软管、止回阀、截止阀等设备应选用耐高温、抗油污的设备。挠性软管选用金属软管, 以避免高温下出现泄漏。止回阀、截止阀的阀瓣选用耐高温、耐油污材料, 以防止高温、油污引起的阀瓣变形, 建议选用密特隆材料。
4 结束语
文章介绍了气压给水稳压系统气体管路泄漏问题的分析及解决办法, 在后续项目调试中若出现以上问题, 可以参考文章进行系统优化及设计改进, 可有效解决调试中的各类问题, 确保系统可用;如参考文章进行设计, 可以减少系统设计的多样化的风险, 确保系统稳定可靠, 减少后续运行维护成本。
参考文献
[1]GB50045.高层民用建筑防火规范[S].
[2]林玲.民用建筑高位消防水箱增压设施的设计探讨.
[3]CECS 76:95气压给水设计规范.