往复式舱底泵力源识别及故障诊断研究

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Fault diagnosis for the reciprocating bilge pumpusing load identification methodCHEN Qi ，WANG Shaojun ，ZHANG Xiangbin ，ZHANG Sensen ，CHAI Zhuoye ，LI Wanyou(1.The Military Representative Office of Naval Equipment Department，Shenyang 1 10031；2.College of Power and Energy Engineer-ing，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China)Abstract：The vibration response of the reciprocating bilge pump was analyzed using traditional vibration monitoringmethods.The analysis indicates vibration response of some measuring points increased，while some decreased.Theanalysis reveals the difficulty of distinguishing the location of fault，due to changes of the vibration response.Thispaper proposes to analyze fault in depth by adopting a load identification method.It is easy to distinguish the nor-mal state and fault state in respect of the characteristics of the excitation source by stripping the influence of trans-mission path.Th e results demonstrate accurately that the meshing wear of worm gear resulted in bilge pump faultand this approach can be used as future reference for fault diagnosis of other mechanical equipment。

Keywords：bilge pump；vibration response；load identifcation method；fault diagnosis振动是机械设备运行的伴随过程，只要机械设备开启与运行就有振动信号，而故障信息包含于振动信号之中，直接采用振动信号作为评价指标易于实现对机械设备的在线诊断和监测，因此，采用振动信号对故障进行分析的方法是经常使用的 .振动参数选择是否恰当，关系到诊断的难易.如文献[3]的研究表明，在实际生产过程中对 DH型压缩收稿日期：2012-05-15. 网络出版时间：2叭34-2。

基金项目：国家自然科学基金资助项 目(50979016)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项 目(HEUCFZ1 l15)。

机的振动监测和故障诊断存在-个问题：采用振动速度来进行振动监测时发现，无论机组正常与否，机体振动的速度值都没有明显的变化。

作为船舶上的重要设备之-，舱底泵具有压力高和适应舱底积水及生活污水等介质环境的优点。

因舱室内设备布置紧凑，出现故障后维修不便，提高舱底泵的可靠性十分重要。

通过测量舱底泵发生磨损故障前后机体上的振动加速度响应发现，无论舱底泵正常与否，机体上的振动加速度总振级没有明显的变化.而通过力源识别方法 刮得到的激励力具备舱底泵振动的源特哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报 第 34卷性，可能能够更好地表征舱底泵出现磨损前后的变化特性.F.D.Bartlet和 W.D.Flannely 开创了动态载荷识别的先河.他们利用加速度响应对直升机桨毂中心动态载荷识别方法进行了模型验证工作。

国内的许峰、陈怀海等 叫对动态载荷识别也做了相应的总结，对模态模型法及其精度进行了详细分析，提出了基于广义域模态的动态载荷识别方法.基于前人的理论和经验总结，本文提出了采用力源识别方法对舱底泵异常磨损故障进行诊断研究。

1 舱底泵机体振动加速度响应分析本文所研究的舱底泵为电动立式双缸双作用往复泵，其结构形式及工作原理如图 1所示.该泵由电机、齿轮箱、液压装置 3部分组成.其中电机的安装方式为立式，齿轮箱采用蜗轮蜗杆作为传动机构，液压装置主要由活塞和液缸组成.电机将功率输入，通过联轴器带动蜗杆转动，蜗杆蜗轮啮合驱动曲轴旋转，然后曲轴驱动连杆活塞运动.曲轴上 2个曲柄之间的夹角为90。，每个液缸上分别布置了4个单向阀.A 、、 、 分别为排出阀，A 、A 、 、日 分别为吸入阀，对于液缸A而言，当活塞从上死点运动到下死点时，吸入阀A 、排出阀A。打开，活塞上下2个表面的工作腔分别完成吸人、排出液体过程；当活塞从下死点运动到上死点时，吸入阀A 、排出阀A 打开，活塞上下2个表面的工作腔分别完成排出、吸人液体过程.液缸 的工作过程与液缸A-致.因此，当曲柄转过360。时，每个液缸活塞上下2个表面的工作腔以-个活塞行程为周期分别进行交替的吸排液体运动，即曲柄转过-周，每个液缸完成 2次吸排液体运动，故称之为双缸双作用往复泵.电机正常运行工况下，转速为1 485 r/min，蜗杆蜗轮的减速比为14.75，经过减速后曲轴的转动周期为 100 r/min。

3A4 B3 B4图 1 舱底泵结构简图Fig.1 Structure diagram of the bilge pump对舱底泵泵体上的 1、2、3、4这 4个测点的振动加速度响应进行测试.测试系统如图2所示.舱底泵正常工况以及故障工况下，测得的编号为 1、2、3、4这4个测点的z方向(垂直大地向上)加速度响应以及总振级对比如图3和表 2所示，由于振动加速度响应在 550 Hz以后都比较小，故对 550 Hz以后的频率不进行分析，分析频带为 lO～550 Hz。

测点1(4)图2 加速度响应测试系统Fig.2 The test system for acceleration response由图3和表 1可看出，舱底泵出现故障时，各测点的谱线比较复杂，且各频率下加速度响应值变化趋势并不-致，测点 1、2、4的总振级相比正常运行工况分别增加了2.5、1.7、5.1 dB，而测点3的总振级减小了 1.0 dB，平均总振级增加了2.3 dB，变化并不大。

0.40.2曩 0， 0.3g 0.2叭 粕 O100 200 300 400 500频率/Hz(a)测点 1100 200 300 400 500频率，Hz(b)测点 2第 4期 陈奇 ，等：往复式舱底泵力源识别及故障诊断最00.60.4O- - 故障100 200 300 400 500频率/Hz(C)测点3频率，z(d)测点4图3 测点 1、2、3、4的Z方向加速度响应Fig.3 Acceleration response of the measurement points1，2。3。4 in the z-direction表 1 测点 1、2，3、4的z方向加速度总振级对比Table 1 The vibration level comparison of acceleration be-tween the measuring point 1，2，3，4 in the z-direc-tion2 舱底泵激励源故障诊断2.1 故障诊断思路采用激励源识别的方法对舱底泵进行故障诊断，故障诊断流程如图4所示.首先建立有限元模型，以实验测试得到的舱底泵模态来验证有限元模型是否合理；然后将实验测得的加速度响应(傅里叶谱)导人仿真模型中进行力源识别计算；采用最tb-乘理论对舱底泵工作时内部的载荷频谱进行识别计算，用响应误差来验证力源识别结果；最后根据故障前后的载荷频谱分析舱底泵出现故障时其激励力特性的变化。

l故障前后载荷变化分析图4 舱底泵激励源识别故障诊断流程Fig.4 Flow chart of excitation source identification forthe bilge pump2.2 舱底泵机体模态计算与实验对比分析建立如图5所示的舱底泵有限元模型并导人LMS仿真平台，调用Nastran modal solution case求解器进行模态计算，即可得到舱底泵的固有频率.采用单点激励多点响应的测试方法对舱底泵进行模态测试，测试系统如图6所示。

舱底泵固有频率的计算值与实验值如表 2所示.从表2可以看出，有限元结构的模态计算结果与实验结果相吻合，说明建立的有限元模型合理，可以通过该模型进行力源识别计算。

图5 舱底泵整体有限元模型Fig.5 The model of pump system- ∞.II)/越 器哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报 第 34卷图6 加速度测试系统Fig。6 Thetest system forthe acceleration response表 2 固有频率的实测值与计算值对比Table 2 Comparison between the measured and calculatedvalues ofthe natural frequency2.3 力源识别结果及验证分析舱底泵的轴是电机传递转矩给连杆、活塞的主要部件，假设载荷作用在轴的轴承安装处，选取编号为1、2、3的测点作为载荷识别的响应输入点，4点作为载荷识别结果的验证点，激励点和响应点的位置如图7所示.采用力源识别的方法分别计算舱底泵正常工况与故障工况下激励点 y、z这2个方向的激励力，然后将计算得到的力加载到有限元模型中计算 1、2、3、4这4个点的z方向加速度响应，并与实验测试结果进行对比，计算结果如图8和表 3所示。

图7 舱底泵激励点和响应点Fig.7 The selection of excitation point and re-sponse point鬻0.1嚣 q频率/Hz(a)测点1故障状态- 测试响应- 计算响应l 。l L .。 Iji 上血 吐 I. 址i i l j. 。

童饕嚣频率倡(b)测点 1正常状态频-/Hz(C)测点 2故障状态频率/Hz(d)测点 2正常状态- 测试响应- 计算响应. I。从 从频率/Hz(e)测点 3故障状态- 测试响应- 计算响应‰ - l Il -譬邑0(f)测点3正常状态。

- 测试响应k - -频率/Hz(g)测点 4故障状态- .口I)/ 器 - s.雹)/越 器第 4期 陈奇，等：往复式舱底泵力源识别及故障诊断e景- 测试响应- 计算响应。

(h)测点4正常状态图8 l、2、3、4测点 z方向加速度计算与测试响应对比Fig.8 Comparison of the acceleration response be-tween the measuring point 1，2，3，4 in the Z di-rectiOn表 3 10-550Hz测点 1、2、3、4 Z方向加速度总振级对比Table 3 The vibration level comparison of acceleration be-tween the measuring point 1，2，3，4 in the z-direc-tion in the frequency of 10-550Hz从图8和表 3可以看出，舱底泵正常工况与故障工况测点 1、2、3的实测响应值与计算响应值吻合较好，总振级误差均小于 2 dB，说明了载荷识别结果具有-定的准确性.测点 1、2、3是参与识别计算的测点，不具有普遍性，将识别的载荷频谱施加在模型上计算这3个点的响应实际上是-个求逆过程，即测点 1、2、3的响应误差小只能说明识别的载荷对这 3个测点的真实载荷效果相同，但是不能说明识别的载荷对其他点的真实载荷也产生相同的效果。

由于测点4未参与力源识别计算，计算其响应的过程不仅仅是-个求逆的过程，计算过程还包含了舱底泵有限元模型的误差，因此测点 4的响应误差是由计算误差和建模误差综合作用引起的.从计算结果可以看出，测点 4的总振级误差均在 1 dB范围内，因此可以证明载荷识别结果的准确性。

2.4 故障诊断分析图9分别为舱底泵正常工况与故障工况激励点)，、z这2个方向的激励力.从图9可以看出，与正常工况相比，舱底泵故障工况激励点y、 这 2个方向的激励力幅值明显增大.从激励点。方向的频谱图可以看出，舱底泵 出现故障时，激励力幅值在 99.5、199、298.5 Hz频率下明显增大，这 3个频率与蜗轮蜗杆的啮合频率及其倍频相吻合(表4)，且经过计算分析未发现舱底泵中存在该频率下的其他激励力。

400300曩20奁怒 1000频率/Hz(a)激励点 方向(b)激励点 方向图9 激励点y，z方向的激励力Fig.9 The energizing force for the excitation po ints inthe Y and Z directions因此判断舱底泵出现的异常振动故障是由蜗轮蜗杆啮合磨损引起的.经与厂家协商对舱底泵进行拆检后发现，传动部件磨损严重，蜗轮局部齿面出现大量划痕，油底壳中滑油污染严重，出现大量铜屑(蜗轮齿圈材料)。

表4 蜗轮蜗杆啮合频率计算结果Table 4 The calculation results of worm gear mesh fre-quency3 结论通过力源识别的方法对舱底泵进行故障诊断研究得出以下结论：1)准确地找到了舱底泵出现故障部位及原因，∞ ∞ 如 0， 1 1 N/ 菸· 476· 哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报 第 34卷即蜗轮蜗杆的啮合磨损严重；2)通过对舱底泵磨损的故障诊断，说明了利用振动响应不易判断的故障，采用力源识别方法进行激励源识别能更清晰地看清故障，力源识别方法在故障诊断中是可行的；3)为往复机械的故障诊断提供了-种新思路。