基于聲發射技術的液壓滑閥內泄漏特征提取*

劉 杰 ，彭利坤，宋 飛

(海軍工程大學動力工程學院，武漢 430033)

0 引言

研究液壓滑閥的同心環形縫隙流下內泄漏特性，對維持液壓系統正常工作具有重大現實意義。近年來，滑閥內泄漏特性研究受到國內外學者廣泛關注。

內泄漏研究早期集中于數學模型推導。薛曉虎[1]建立了考慮溫度、壓力、混入空氣量等綜合因素的內泄漏率計算公式。周梓榮等[2-3]重點通過實驗探討了水介質下的環形縫隙流體特性。

后期學者開始專注以建模為基礎設計試驗。楊秀峰[4]根據渦旋產生數目劃分了環形縫隙流的層湍流界限。陳靜[5]通過CFD仿真計算了環形縫隙內泄漏量大小。Mondal M K等[6]基于層流理論重點探索閥芯閥套間重疊程度對內泄漏特性的影響。LI Xin等[7]開發了動態檢測液壓滑閥內泄漏實驗平臺。榮剛[8]通過CFD仿真分析變形因素下環形縫隙內泄漏量大小。

基于信號采集的高精度檢測技術有效克服了內漏流體建模局限性。GoharriziA Y等[9-10]使用小波分解后細節、近似系數提取壓力信號瞬態響應以實現滑閥內泄漏水平分級。經驗模態分解及希爾伯特黃變換則獲取了精確高頻分量分解結果，兩種方法均能實現0.124 L/min以上泄漏檢測。YAO Zhikai等[11]從壓力信號經小波變換后時頻圖像中提取像素特征進行識別，并嘗試用深度神經網絡提取更微小內泄漏信號[12]。Siavash S等[13]提出了自定義優化壓力信號特征提取算法實現有效檢測內泄漏水平。近年來，基于群體智能算法改進的人工神經網絡、深度置信網絡、獨立分量分析、支持向量機等模式識別方法為提高閥件內泄漏識別率提供了更多可能[14]。

前期液壓滑閥內泄漏研究集中于軟件仿真流場特性以及修正數學公式獲取內泄漏特性，且主體以壓力信號為檢測源開展內泄漏特性研究。

何毓明[15]首次將聲發射技術應用于液壓油為介質的滑閥內泄漏問題研究。但該實驗初步圍繞閥芯直徑為16 mm附近的滑閥實現變壓力工況的特征提取，實驗采集工況為60組。對變閥芯直徑、變密封長度工況下內漏聲學信號未作深入研究。

本文針對前期聲發射檢測采集樣本不足、變量因素較少的問題設計了內泄漏實驗。生產了通徑規格分別為10 mm、16 mm、20 mm的閥芯，并搭建液壓滑閥內泄漏實驗系統。通過改變閥芯直徑、間隙高度、密封長度及閥門上下游壓差，測定180種工況下內泄漏量并采集聲發射信號，進行AR模型功率譜分析及能量特征提取。

1 液壓滑閥聲發射內泄漏檢測實驗系統

液壓滑閥聲發射內泄漏檢測實驗系統主要由兩部分組成：內泄漏測試平臺及聲發射采集系統。內泄漏測試平臺由油源供應裝置、管路設備、二位二通式滑閥泄漏模擬裝置、計量設備、浮標式氣動儀組成；聲發射采集系統則包含接觸式聲發射傳感器、前置信號放大器、數據采集卡及配套數據分析軟件。聲發射傳感器的有效測量范圍為20 kHz～100 kHz；前置放大器增益為40 dB；數據采集卡采樣率為625 kHz。實驗裝置示意圖如圖1所示，裝置實體圖如圖2所示。基于Solidworks設計二位二通式換向滑閥內泄漏模擬裝置半剖圖如圖3所示，本文研究內泄漏發生在閥芯閥套間環形密封縫隙。

圖1 聲發射檢測系統示意圖

2 聲發射內泄漏信號特征參數分析

2.1 內泄漏率對比下理論流態分析

設置式(1)對各閥芯直徑下的實際內泄漏率使用MATLAB中的nlinfit函數進行公式擬合，其中p、l、m、n分別代表閥芯直徑、間隙高度、密封長度、上下游壓差指數，令上述4個參數為擬合參數，單位見表1。液壓油密度取900 kg/m3；本實驗使用L—HV型低溫液壓油，牌號46號，40 ℃下運動黏度46 mm2/s。流量q單位m3/s，乘以60 000換算為L/min。取p、l、m、n分別為1、3、1、1時，公式簡化為基于層流理論的無相對運動同心環形縫隙流公式。

圖2 聲發射檢測系統實體圖

圖3 二位二通式滑閥泄漏模擬裝置斷面圖

(1)

油源供應裝置自身配備水冷系統，根據溫度傳感器顯示，本實驗控制溫度于40 ℃附近開展，綜合考慮壓力、混入空氣量結果為理論內泄漏率的96%左右[1]。綜合因素下實際內泄漏率在閥芯直徑0.005 mm時較理論泄漏量稍小，0.040 mm時較理論泄漏量稍大。主要誤差因素為：閥芯、閥座加工形位誤差；下游泄漏出口軟管彎折產生背壓；間隙高度加大后閥芯偏心及傾斜。選擇各工況下實際測定最小內泄漏率為基準，根據環形縫隙流層流公式換算，結果在上下游壓差、密封長度變化規律上均與層流公式一致。證明直接使用層流公式誤差原因主要為閥芯、閥座形位誤差。

通過改變液壓滑閥的閥芯直徑、間隙高度、密封長度及滑閥上下游壓差，獲取了180個內泄漏率如圖4所示。其中實線為實際內泄漏率，虛線為以最小內泄漏率為基準根據層流縫隙流公式計算所得理論內泄漏率。實際壓力-內泄漏率變化特性呈先急后緩趨勢上升，而后稍有下降；隨閥芯直徑增大，內泄漏率在微小泄漏量下基本呈線性增長；內泄漏率隨密封長度的減小則呈指數上升。文獻[3]更精確地將流態界定為層流態、流態過渡區及紊流態，雷諾數對應分為上雷諾數及下雷諾數，下雷諾數較為穩定，通過實驗界定為333左右。

文獻[4]詳盡分析了含偏心、傾斜情況時的液壓滑閥內部流場。該工況下實際下臨界雷諾數可低至170左右。10 mm、16 mm及20 mm在取下臨界雷諾數為170時內泄漏率分別為7.34 L/min及11.74 L/min及14.68 L/min。表1為環形縫隙層流公式參數。

表1 環形縫隙層流公式單位

(a)閥芯直徑10 mm、間隙高度0.005 mm (b) 閥芯直徑10 mm、間隙高度0.040 mm

(c)閥芯直徑16 mm、間隙高度0.005 mm(d)閥芯直徑16 mm、間隙高度0.040 mm

(e)閥芯直徑20 mm、間隙高度0.005 mm (f)閥芯直徑20 mm、間隙高度0.040 mm

根據圖4a、圖4c、圖4e可知，在間隙高度0.005 mm下內泄漏率基本符合層流公式，且內泄漏率遠遠小于7.34 L/min。根據文獻[16]可知，配合間隙0.022 mm～0.045 mm下閥芯閥套環形縫隙變形均在壓力大于10 MPa后內泄漏率下降。流量遠遠未達根據臨界雷諾數判定標準。因此閥芯直徑0.005 mm下環形縫隙流隨壓力升高后期流量下降主要由閥芯閥座配合間隙變形所致；且隨著間隙高度增加，更高壓力才能引起內泄漏率下降。而對于間隙高度為0.040 mm下的內泄漏率后期偏移層流計算規律，必然需要考慮隨著間隙高度的增加，渦旋數目不斷增大；根據泄漏率對比分析可見，實際內泄漏率開始大幅偏移層流規律的工況均為密封長度小至0.5 mm時，在密封長度大于0.5 mm時內泄漏率與層流規律基本一致。同文獻[4]分析結果一致，密封長度的減小使得環形縫隙流泄漏演化為圓管泄漏，必然向紊流流態轉化。

因此根據內泄漏率對比分析可得：對于大間隙高度下，導致流態變化的主導因素為密封長度。

2.2 公式擬合對比下理論流態分析

若從公式擬合的角度考慮，將式(1)所有通徑下閥芯取密封長度2 mm、1.5 mm時的實際小內泄漏率擬合p、l、m、n，結果為1.049 6、4.476 3、0.912、1.941 1。已知紊流狀態下內泄漏率與間隙高度的關系為小于3次方[3-4]，文獻[4]中明確界定了紊流擬合公式指數取值范圍：紊流間隙高度的指數在2.004 3左右，而本文在4左右；本文閥芯直徑、密封長度指數均接近于1，與層流公式吻合；紊流壓力的指數為0.56，本文壓力指數稍大于1。原因同文獻[6]，層流下實際內泄漏率隨壓力的升高呈先急后緩增長。

根據公式擬合，可以確定實際環形縫隙流在大密封長度、小內泄漏率下的流態基本為層流。

2.3 行業標準內泄漏判據

根據JB/T 10373-2014的液壓電液動換向閥、液動換向閥的內泄漏行業標準，公稱通徑10 mm，在公稱壓力為21 MPa下內泄漏率小于350 mL/min；公稱通徑16 mm，在公稱壓力21 MPa下內泄漏率小于400 ml/min；公稱通徑20 mm，公稱壓力21 MPa內泄漏率小于420 ml/min。根據層流公式換算得如表2所示泄漏率標準，因此在閥芯間隙高度0.005 mm下均判定為未泄漏，0.040 mm下判定為泄漏。

2.4 壓滑閥內泄漏聲發射信號通道選擇及特征提取

接觸式聲發射傳感器雙通道布置如圖5所示，分別位于模擬泄漏裝置的正上方及側面。經筆者試驗，通道1位置所得特征參數提取結果在間隙高度為0.040 mm下較為穩定，而通道2位置數據容易跳躍、背景噪聲不易辨別，因此選擇通道1分析內泄漏情況,其標準數據如表2所示。

表2 內泄漏率標準

圖5 通道1、2位置實體圖

作各閥芯直徑、間隙高度下的能量與密封長度、壓差示意圖如圖6所示。對于間隙高度0.005 mm下，基本在提取能量大于10 mv·ms以上(以10為底的對數取1)，即內漏率在40 ml/min左右以上可實現內漏率隨能量特征上升；間隙高度0.040 mm下，基本在提取能量大于1.5 mv·ms以上，實現內漏率隨能量特征上升。在間隙高度0.040 mm下，大密封長度下能量隨壓差增長呈先緩后急增長；隨密封長度減小，增長規律逐漸變為先急后緩。

(a)直徑10 mm、間隙高度0.005 mm (b)直徑16 mm、間隙高度0.005 mm

(c)直徑20 mm、間隙高度0.005 mm(d)直徑10 mm、間隙高度0.040 mm

(e)直徑16 mm、間隙高度0.040 mm (f)直徑20 mm、間隙高度0.040 mm

3 聲發射信號的AR模型功率譜分析

3.1 功率譜與閥芯直徑、間隙高度、壓力關系研究

接觸式聲發射傳感器固有頻率在多處穩定存在，包含65.2 kHz左右、91 kHz左右，這些特征頻率可使用陷波器濾除；通過陷波器去除穩定固有頻率后獲取基于Burg算法的AR模型功率譜圖，定階準則使用FPE及AIC對各自數據序列確定最佳階數[17]。

為消除傳感器布置位置影響，對雙通道均作功率譜圖分析，結果表明雙通道的演化規律基本一致，但區別如下：通道2在40 kHz附近頻段的幅值呈穩定上升趨勢，但對大密封長度的內泄漏流幾乎無法識別；通道1不具備40 kHz附近穩定頻段，且變化頻段較通道2有所拓寬，但識別敏感程度較高，且背景噪聲下功率譜與內漏條件下功率譜圖有區分度。

鑒于通道1的結果更具備普遍性，將通道1的各公稱直徑、間隙高度在密封長度0.25 mm下的變壓力波形演化圖列出，如圖7所示。圖中將各工況下間隔2 MPa從0 MPa～10 MPa的平面功率譜以三維結果表示成波形演化圖。以瓦特(W)為單位的功率譜圖更好地反映波形演化過程。

由圖7所示可知，各閥芯直徑下的功率譜演化規律基本一致：當間隙高度為0.005 mm時，功率譜圖幅值基本隨閥芯直徑的增大而增大，內漏率基本不偏離層流計算結果；間隙高度為0.040 mm時，各頻段幅值隨閥芯直徑增大反而下降，這是因為對于0.25 mm的密封長度下，環狀流演化為圓管流，且閥芯直徑增加共同促使湍流程度加大。

(a)通徑10 mm、間隙高 度0.005 mm、0～4 MPa(b)通徑10 mm、間隙高 度0.040 mm、0～4 MPa(c)通徑10 mm、間隙高 度0.040 mm、6～10 MPa

(d)通徑16 mm、間隙高 度0.005 mm(e)直徑16 mm、間隙高 度0.040 mm、0～4 MPa(f)通徑16 mm、間隙高 度0.040 mm、6～10 MPa

(g)通徑20 mm，間隙高 度0.005 mm(h)通徑20 mm，間隙高 度0.040 mm、0～4 MPa(i)通徑20 mm，間隙高 度0.040 mm、6～10 MPa 圖7 密封長度0.25 mm下波形演化圖

文獻[18]對氣體泄漏通道噪聲和下游噪聲進行了聲發射信號采集，結果表明，主要噪聲出現在通道出口下游部分。結合文獻判斷，主導聲發射能量增長的渦旋位于環形密封出口位置，輻射發展并不斷裂解，而后經過下游腔室充分延展恢復層流狀態。

周期性的擾動可看成是環形密封出口射流與下游層流相互作用靜壓振蕩形成的輻射聲場。所以本文在兩個頻段產生的特征頻率功率譜，可看作幾種主要特征頻段下的周期性擾動，隨著內泄漏率增長而加強。

湍流發生過程過渡階段含有過渡初始階段到過流發展階段，功率譜圖上表現為單一周期性擾動到多種周期性窄帶擾動。而完全湍流態是屬于含有寬頻帶連續譜擾動的完全不規則流動。

由AR模型功率譜所示，對于間隙高度0.005 mm下的各工況而言：周期性的擾動恒定地出現在對應1～2個頻段，基本無增減，主要位于30～50 kHz段。因此結合波形演化圖，間隙高度為0.005 mm下應當判定為層流開始向湍流轉化的湍流過渡初始階段。對于間隙高度0.040 mm下的工況而言：頻段逐漸從40 kHz附近拓寬至30～60 kHz。隨著內泄漏率繼續增長，激發出75～100 kHz頻段能量。而后30～60 kHz能量大幅呈指數態增長，遠大于其余頻段能量，從波形演化圖上表現為30～60 kHz頻段穩定的周期性擾動。但實際上75～100 kHz頻段均存在周期性擾動，只是增幅較小無法在圖中體現出來。因此間隙高度0.040 mm下的實際流態為多種周期性窄帶擾動的結合，此時為過渡態中過流發展階段。

整體而言，通過功率譜圖獲取了有效分析聲發射信號的主要頻段，30～60 kHz的功率增加對聲發射的可靠檢測起到關鍵作用。結合圖4、圖6及圖7，內泄漏量增長在波形上表現為頻段加寬，特征參數上表現為RMS、ASL、幅值、能量等參數的正相關性上升。

3.2 功率譜與密封長度關系研究

為探索功率譜演化規律與密封長度間的關系，選擇閥芯直徑為20 mm，間隙高度0.005 mm、0.040 mm下6 MPa和10 MPa進行變密封長度的功率譜圖分析。如圖8所示，間隙高度0.005 mm時，密封長度從2 mm減少至0.5 mm，功率譜圖在40 kHz附近拓寬能量逐漸升至最大；對應于密封長度0.25 m時，環形縫隙流接近圓管流動，渦旋程度加大，往過流發展階段過渡，40 kHz附近頻段能量開始下降，功率譜能量往高頻段75～100 kHz附近偏移。結合功率譜圖7可知，在閥芯直徑0.005 mm下只有達到40 ml/min附近的內泄漏率才能被能量特征提取。而0.040 mm間隙高度下內漏率大于40 ml/min，波形圖能量基本隨內泄漏率增長。

(a)間隙高度5 μm,壓力6 MPa (b)間隙高度5 μm,壓力10 MPa

(c)間隙高度40 μm，壓力6 MPa (d)間隙高度40 μm，壓力10 MPa 圖8 通徑20 mm的變密封長度波形演化圖

4 內泄漏率與能量特征關系研究

對于閥芯直徑0.005 mm的能量特征提取結果表明，背景噪聲及未激發40 kHz附近能拓寬的頻段時，能量以10為底，取對數值后基本在1以下(即能量值在10 mv·ms以下)。而對于閥芯直徑0.040 mm下，我們可以初步通過能量取對數后是否大于0.1761(即1.5 mv·ms)來判定是否發生內漏。

在閥芯直徑達到0.040 mm時，對于通過對內泄漏率與能量特征對數擬合，我們發現了如下規律：同直徑下，隨著密封長度的減小，內泄漏率-能量對數特征關系圖的彎曲方向逐漸發生改變。說明隨密封長度減小，內泄漏率-能量對數關系從對數型函數轉變為指數型函數。且隨著密封長度的減小，整體圖形從左下角往右上方蔓延，如圖9所示。

(a)直徑10 mm、間隙高度0.040 mm(b)直徑16 mm、間隙高度0.040 mm

(c)直徑20 mm、間隙高度0.040 mm圖9 內泄漏率-能量對數特征關系圖

5 結論

通過構建聲發射檢測液壓滑閥內泄漏實驗系統，探索了內泄漏率與聲發射信號的關系；改變了閥芯直徑、間隙高度、密封長度、上下游壓差，獲取了180個工況下的聲發射信號，得到如下結論:

(1)對間隙高度為0.005 mm滑閥，工程實際在內泄漏率達到40 mL/min左右以上，提取能量大于10 mv·ms時，可以實現對內泄漏率的可靠檢測。間隙高度為0.040 mm滑閥，提取能量大于1.5 mv·ms時，內泄漏率與信號能量特征值基本具備正相關性。

(2)聲發射提取內泄漏信號過程首先激發出特征頻率，后拓寬為特征頻帶。30～60 kHz頻段能量起主要增長作用；75～100 kHz功率譜能量變化起次要增長作用。

(3)周期性擾動是引起功率譜頻段變化的根本原因。整個實際實驗內泄漏過程不斷激發出周期性擾動的渦旋，內泄漏流態為層流向湍流的過渡態。