劉 杰 ，彭利坤，宋 飛

(海軍工程大學(xué)動力工程學(xué)院，武漢 430033)

0 引言

研究液壓滑閥的同心環(huán)形縫隙流下內(nèi)泄漏特性，對維持液壓系統(tǒng)正常工作具有重大現(xiàn)實意義。近年來，滑閥內(nèi)泄漏特性研究受到國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注。

內(nèi)泄漏研究早期集中于數(shù)學(xué)模型推導(dǎo)。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(nèi)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(zhì)下的環(huán)形縫隙流體特性。

后期學(xué)者開始專注以建模為基礎(chǔ)設(shè)計試驗。楊秀峰[4]根據(jù)渦旋產(chǎn)生數(shù)目劃分了環(huán)形縫隙流的層湍流界限。陳靜[5]通過CFD仿真計算了環(huán)形縫隙內(nèi)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(nèi)泄漏特性的影響。LI Xin等[7]開發(fā)了動態(tài)檢測液壓滑閥內(nèi)泄漏實驗平臺。榮剛[8]通過CFD仿真分析變形因素下環(huán)形縫隙內(nèi)泄漏量大小。

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

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

何毓明[15]首次將聲發(fā)射技術(shù)應(yīng)用于液壓油為介質(zhì)的滑閥內(nèi)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(xiàn)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(nèi)漏聲學(xué)信號未作深入研究。

本文針對前期聲發(fā)射檢測采集樣本不足、變量因素較少的問題設(shè)計了內(nèi)泄漏實驗。生產(chǎn)了通徑規(guī)格分別為10 mm、16 mm、20 mm的閥芯，并搭建液壓滑閥內(nèi)泄漏實驗系統(tǒng)。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(nèi)泄漏量并采集聲發(fā)射信號，進(jìn)行AR模型功率譜分析及能量特征提取。

1 液壓滑閥聲發(fā)射內(nèi)泄漏檢測實驗系統(tǒng)

液壓滑閥聲發(fā)射內(nèi)泄漏檢測實驗系統(tǒng)主要由兩部分組成：內(nèi)泄漏測試平臺及聲發(fā)射采集系統(tǒng)。內(nèi)泄漏測試平臺由油源供應(yīng)裝置、管路設(shè)備、二位二通式滑閥泄漏模擬裝置、計量設(shè)備、浮標(biāo)式氣動儀組成；聲發(fā)射采集系統(tǒng)則包含接觸式聲發(fā)射傳感器、前置信號放大器、數(shù)據(jù)采集卡及配套數(shù)據(jù)分析軟件。聲發(fā)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(shù)據(jù)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?；赟olidworks設(shè)計二位二通式換向滑閥內(nèi)泄漏模擬裝置半剖圖如圖3所示，本文研究內(nèi)泄漏發(fā)生在閥芯閥套間環(huán)形密封縫隙。

圖1 聲發(fā)射檢測系統(tǒng)示意圖

2 聲發(fā)射內(nèi)泄漏信號特征參數(shù)分析

2.1 內(nèi)泄漏率對比下理論流態(tài)分析

設(shè)置式(1)對各閥芯直徑下的實際內(nèi)泄漏率使用MATLAB中的nlinfit函數(shù)進(jìn)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(shù)，令上述4個參數(shù)為擬合參數(shù)，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(huán)形縫隙流公式。

圖2 聲發(fā)射檢測系統(tǒng)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(yīng)裝置自身配備水冷系統(tǒng)，根據(jù)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(jié)果為理論內(nèi)泄漏率的96%左右[1]。綜合因素下實際內(nèi)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(chǎn)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(nèi)泄漏率為基準(zhǔn)，根據(jù)環(huán)形縫隙流層流公式換算，結(jié)果在上下游壓差、密封長度變化規(guī)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(nèi)泄漏率如圖4所示。其中實線為實際內(nèi)泄漏率，虛線為以最小內(nèi)泄漏率為基準(zhǔn)根據(jù)層流縫隙流公式計算所得理論內(nèi)泄漏率。實際壓力-內(nèi)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(nèi)泄漏率在微小泄漏量下基本呈線性增長；內(nèi)泄漏率隨密封長度的減小則呈指數(shù)上升。文獻(xiàn)[3]更精確地將流態(tài)界定為層流態(tài)、流態(tài)過渡區(qū)及紊流態(tài)，雷諾數(shù)對應(yīng)分為上雷諾數(shù)及下雷諾數(shù)，下雷諾數(shù)較為穩(wěn)定，通過實驗界定為333左右。

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

表1 環(huán)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(jù)圖4a、圖4c、圖4e可知，在間隙高度0.005 mm下內(nèi)泄漏率基本符合層流公式，且內(nèi)泄漏率遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于7.34 L/min。根據(jù)文獻(xiàn)[16]可知，配合間隙0.022 mm～0.045 mm下閥芯閥套環(huán)形縫隙變形均在壓力大于10 MPa后內(nèi)泄漏率下降。流量遠(yuǎn)遠(yuǎn)未達(dá)根據(jù)臨界雷諾數(shù)判定標(biāo)準(zhǔn)。因此閥芯直徑0.005 mm下環(huán)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(nèi)泄漏率下降。而對于間隙高度為0.040 mm下的內(nèi)泄漏率后期偏移層流計算規(guī)律，必然需要考慮隨著間隙高度的增加，渦旋數(shù)目不斷增大；根據(jù)泄漏率對比分析可見，實際內(nèi)泄漏率開始大幅偏移層流規(guī)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(nèi)泄漏率與層流規(guī)律基本一致。同文獻(xiàn)[4]分析結(jié)果一致，密封長度的減小使得環(huán)形縫隙流泄漏演化為圓管泄漏，必然向紊流流態(tài)轉(zhuǎn)化。

因此根據(jù)內(nèi)泄漏率對比分析可得：對于大間隙高度下，導(dǎo)致流態(tài)變化的主導(dǎo)因素為密封長度。

2.2 公式擬合對比下理論流態(tài)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(nèi)泄漏率擬合p、l、m、n，結(jié)果為1.049 6、4.476 3、0.912、1.941 1。已知紊流狀態(tài)下內(nèi)泄漏率與間隙高度的關(guān)系為小于3次方[3-4]，文獻(xiàn)[4]中明確界定了紊流擬合公式指數(shù)取值范圍：紊流間隙高度的指數(shù)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(shù)均接近于1，與層流公式吻合；紊流壓力的指數(shù)為0.56，本文壓力指數(shù)稍大于1。原因同文獻(xiàn)[6]，層流下實際內(nèi)泄漏率隨壓力的升高呈先急后緩增長。

根據(jù)公式擬合，可以確定實際環(huán)形縫隙流在大密封長度、小內(nèi)泄漏率下的流態(tài)基本為層流。

2.3 行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)泄漏判據(jù)

根據(jù)JB/T 10373-2014的液壓電液動換向閥、液動換向閥的內(nèi)泄漏行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，公稱通徑10 mm，在公稱壓力為21 MPa下內(nèi)泄漏率小于350 mL/min；公稱通徑16 mm，在公稱壓力21 MPa下內(nèi)泄漏率小于400 ml/min；公稱通徑20 mm，公稱壓力21 MPa內(nèi)泄漏率小于420 ml/min。根據(jù)層流公式換算得如表2所示泄漏率標(biāo)準(zhǔn)，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(nèi)泄漏聲發(fā)射信號通道選擇及特征提取

接觸式聲發(fā)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(cè)面。經(jīng)筆者試驗，通道1位置所得特征參數(shù)提取結(jié)果在間隙高度為0.040 mm下較為穩(wěn)定，而通道2位置數(shù)據(jù)容易跳躍、背景噪聲不易辨別，因此選擇通道1分析內(nèi)泄漏情況,其標(biāo)準(zhǔn)數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 內(nèi)泄漏率標(biāo)準(zhǔn)

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(shù)取1)，即內(nèi)漏率在40 ml/min左右以上可實現(xiàn)內(nèi)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(xiàn)內(nèi)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(guī)律逐漸變?yōu)橄燃焙缶彙?/p>

(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(fā)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(guān)系研究

接觸式聲發(fā)射傳感器固有頻率在多處穩(wěn)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(wěn)定固有頻率后獲取基于Burg算法的AR模型功率譜圖，定階準(zhǔn)則使用FPE及AIC對各自數(shù)據(jù)序列確定最佳階數(shù)[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(jié)果表明雙通道的演化規(guī)律基本一致，但區(qū)別如下：通道2在40 kHz附近頻段的幅值呈穩(wěn)定上升趨勢，但對大密封長度的內(nèi)泄漏流幾乎無法識別；通道1不具備40 kHz附近穩(wěn)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(nèi)漏條件下功率譜圖有區(qū)分度。

鑒于通道1的結(jié)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(jié)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(guī)律基本一致：當(dāng)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(nèi)漏率基本不偏離層流計算結(jié)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(huán)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(xiàn)[18]對氣體泄漏通道噪聲和下游噪聲進(jìn)行了聲發(fā)射信號采集，結(jié)果表明，主要噪聲出現(xiàn)在通道出口下游部分。結(jié)合文獻(xiàn)判斷，主導(dǎo)聲發(fā)射能量增長的渦旋位于環(huán)形密封出口位置，輻射發(fā)展并不斷裂解，而后經(jīng)過下游腔室充分延展恢復(fù)層流狀態(tài)。

周期性的擾動可看成是環(huán)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(chǎn)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(nèi)泄漏率增長而加強。

湍流發(fā)生過程過渡階段含有過渡初始階段到過流發(fā)展階段，功率譜圖上表現(xiàn)為單一周期性擾動到多種周期性窄帶擾動。而完全湍流態(tài)是屬于含有寬頻帶連續(xù)譜擾動的完全不規(guī)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(xiàn)在對應(yīng)1～2個頻段，基本無增減，主要位于30～50 kHz段。因此結(jié)合波形演化圖，間隙高度為0.005 mm下應(yīng)當(dāng)判定為層流開始向湍流轉(zhuǎn)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(nèi)泄漏率繼續(xù)增長，激發(fā)出75～100 kHz頻段能量。而后30～60 kHz能量大幅呈指數(shù)態(tài)增長，遠(yuǎn)大于其余頻段能量，從波形演化圖上表現(xiàn)為30～60 kHz頻段穩(wěn)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(xiàn)出來。因此間隙高度0.040 mm下的實際流態(tài)為多種周期性窄帶擾動的結(jié)合，此時為過渡態(tài)中過流發(fā)展階段。

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

3.2 功率譜與密封長度關(guān)系研究

為探索功率譜演化規(guī)律與密封長度間的關(guān)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(jìn)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(yīng)于密封長度0.25 m時，環(huán)形縫隙流接近圓管流動，渦旋程度加大，往過流發(fā)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(jié)合功率譜圖7可知，在閥芯直徑0.005 mm下只有達(dá)到40 ml/min附近的內(nèi)泄漏率才能被能量特征提取。而0.040 mm間隙高度下內(nèi)漏率大于40 ml/min，波形圖能量基本隨內(nèi)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(nèi)泄漏率與能量特征關(guān)系研究

對于閥芯直徑0.005 mm的能量特征提取結(jié)果表明，背景噪聲及未激發(fā)40 kHz附近能拓寬的頻段時，能量以10為底，取對數(shù)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(shù)后是否大于0.1761(即1.5 mv·ms)來判定是否發(fā)生內(nèi)漏。

在閥芯直徑達(dá)到0.040 mm時，對于通過對內(nèi)泄漏率與能量特征對數(shù)擬合，我們發(fā)現(xiàn)了如下規(guī)律：同直徑下，隨著密封長度的減小，內(nèi)泄漏率-能量對數(shù)特征關(guān)系圖的彎曲方向逐漸發(fā)生改變。說明隨密封長度減小，內(nèi)泄漏率-能量對數(shù)關(guān)系從對數(shù)型函數(shù)轉(zhuǎn)變?yōu)橹笖?shù)型函數(shù)。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(nèi)泄漏率-能量對數(shù)特征關(guān)系圖

5 結(jié)論

通過構(gòu)建聲發(fā)射檢測液壓滑閥內(nèi)泄漏實驗系統(tǒng)，探索了內(nèi)泄漏率與聲發(fā)射信號的關(guān)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(fā)射信號，得到如下結(jié)論:

(1)對間隙高度為0.005 mm滑閥，工程實際在內(nèi)泄漏率達(dá)到40 mL/min左右以上，提取能量大于10 mv·ms時，可以實現(xiàn)對內(nèi)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(nèi)泄漏率與信號能量特征值基本具備正相關(guān)性。

(2)聲發(fā)射提取內(nèi)泄漏信號過程首先激發(fā)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(nèi)泄漏過程不斷激發(fā)出周期性擾動的渦旋，內(nèi)泄漏流態(tài)為層流向湍流的過渡態(tài)。