高 磊

(武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院，湖北武漢430070)

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復(fù)雜腔體零件差壓式氣密性檢測建模與仿真

高 磊

(武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院，湖北武漢430070)

密封性能是密封器件的一項關(guān)鍵指標，氣密性檢測是保證密封性能最為關(guān)鍵的手段之一。通過研究復(fù)雜腔體零件在差壓式氣密性檢測中的特點、影響檢測精度的因素等，構(gòu)建檢測氣路的動態(tài)系統(tǒng)仿真模型，為優(yōu)化現(xiàn)有差壓式氣密性檢測系統(tǒng)提供理論支撐。首先依據(jù)差壓氣密性檢測系統(tǒng)的工作原理，建立了相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型,然后在模型的基礎(chǔ)上進行了Simulink仿真。通過仿真清楚地了解到檢測過程中被檢零件腔體內(nèi)的壓力和溫度的變化情況以及檢測參數(shù)的差異對差壓大小的影響，用于指導(dǎo)系統(tǒng)的實際開發(fā)。

復(fù)雜腔體零件 氣密性檢測 差壓法

0 引言

復(fù)雜腔體零件是指一類腔體形狀復(fù)雜、結(jié)構(gòu)多變、接口多而不規(guī)則的零件的總稱。復(fù)雜腔體零件往往采用鑄造、鍛壓、沖壓，焊接、快速成型等制造方法成型，再經(jīng)過數(shù)控加工中心，激光加工等技術(shù)進行機械加工[1]，最后進行成品的質(zhì)量檢測，其中氣密性檢測通常是必檢項目[2]。研究設(shè)計一套可用性強，檢測精度高，效率高的氣密性檢測設(shè)備也是目前諸多行業(yè)發(fā)展所需的[3]。氣密性檢測的方法包括氣泡法，涂抹法，化學(xué)氣體示蹤檢漏法，壓力變化法，流量法，超聲波法等[4]。傳統(tǒng)的氣密性檢測方法多采用氣泡法和涂抹法，然而這兩種方法均不能滿足目前行業(yè)高精度、高效率的生產(chǎn)要求。

本文介紹的氣密性檢測系統(tǒng)中，采用先進的傳感器技術(shù)和數(shù)據(jù)通訊技術(shù)，實現(xiàn)數(shù)據(jù)的實時采集與傳輸[5]。以此在較短的時間內(nèi)創(chuàng)建標準的檢測環(huán)境，采用閉環(huán)控制原理使系統(tǒng)檢測過程自動控制和調(diào)節(jié)，再進行信號的高速實時采集、處理，按照生產(chǎn)節(jié)拍，實現(xiàn)自動化的數(shù)據(jù)統(tǒng)計，根據(jù)數(shù)據(jù)統(tǒng)計和曲線圖，優(yōu)化現(xiàn)有差壓氣密性檢測系統(tǒng)，調(diào)節(jié)生產(chǎn)管理，實現(xiàn)利益最大化[6]。

1 復(fù)雜腔體零件差壓式氣密檢測的原理

差壓式氣密性檢測法(簡稱差壓法)的檢測原理為，首先建立一個待測工件和等容積的標準工件的比較系統(tǒng)，兩者及其管路對稱布置(圖1)，然后通過向兩者內(nèi)部同時充入相同壓力的氣體，待系統(tǒng)內(nèi)氣壓穩(wěn)定之后，利用差壓傳感器測量待測工件和標準工件之間是否存在壓力差及壓力差的大小，即可計算出待測工件的具體泄漏量[7]。其實質(zhì)是通過差壓傳感器兩端的壓力差作為判定待測工件氣密性的依據(jù)，而壓力差是由待測工件泄漏所致。在設(shè)定的檢測時間內(nèi)，標準工件無泄漏，若待測工件也沒有泄漏，則差壓傳感器處于平衡狀態(tài)，如圖1(a)所示；若待測工件發(fā)生泄漏，即使是很微小的泄漏，其腔內(nèi)的氣壓就會發(fā)生變化，導(dǎo)致差壓傳感器偏離平衡狀態(tài)輸出差壓信號，檢測系統(tǒng)通過采集并識別該差壓信號，然后依據(jù)差壓計算模型換算出被測工件的實際泄漏量，如圖1(b)所示。

圖1 差壓法檢測示意圖

與其他檢測方法相比較，差壓力變化法的優(yōu)點是檢測靈敏度高，可以克服溫度變化對測量結(jié)果的影響，使用范圍廣[8]。

2 差壓檢測過程建模

圖2 差壓檢測模型

為了能在氣密性檢測實驗裝置開發(fā)前期對節(jié)拍和精度提供比較可靠的依據(jù)，采用建立氣密性檢測SIMULINK模型，然后對壓差氣密性檢測過程進行仿真，為得出實際檢測中的時間設(shè)定提供幫助。如圖2所示，在氣密性檢測前，將壓縮氣體充入兩腔體類零件內(nèi)腔，一個為標準零件，而另一個為待檢零件，經(jīng)過一定時間，停止充氣，保持完全密閉隔離。此時，若是待測腔體零件內(nèi)腔有氣體泄漏，那么必然引起待測腔體零件內(nèi)腔的氣壓的降低，標準零件內(nèi)腔與待測腔體零件內(nèi)腔間形成壓力差，隨著時間的推移，差壓會逐漸變大，由差壓計算模型可算出待測腔體零件泄漏量。

采用氣體狀態(tài)方程，標準零件和待檢零件內(nèi)腔的氣體狀態(tài)參數(shù)(如絕對壓力和溫度)分別為：

(1)

(2)

(3)

(4)

將壓縮氣體充入標準零件和待檢零件內(nèi)腔時，因為待檢零件內(nèi)腔泄漏氣體的流量遠小于充入零件內(nèi)腔氣體的流量，則此階段泄漏氣體的流量相對充入氣體的流量可忽略不計，所以待檢零件內(nèi)腔與標準零件內(nèi)腔氣體之間的絕對壓力以及溫度的差值可以寫為：

(5)

(6)

當(dāng)待檢零件內(nèi)腔與標準零件內(nèi)腔氣體壓力穩(wěn)定并達到檢測壓力值，可停止充氣，系統(tǒng)進入平衡階段，則待檢零件內(nèi)腔與標準零件內(nèi)腔氣體各自絕對壓力和溫度相互作用產(chǎn)生變化，所以，此階段兩零件內(nèi)腔間的氣體絕對壓力和溫度的差值可以寫為：

(7)

←[hmSh(Ta-Tm)]

(8)

從以上的方程可知，差壓氣密性檢測法的數(shù)學(xué)模型為代數(shù)方程和常微分方程，通過求解可得待檢零件內(nèi)腔與標準零件內(nèi)腔氣體在差壓檢測過程的壓力差和溫度差的變化情況[9]。

3 差壓檢測過程仿真與分析

設(shè)定仿真參數(shù)：外界溫度為298.16 K(即25℃)，大氣壓力為100 kPa，充氣絕對壓力為238 kPa，待檢腔體零件和基準腔體零件的容積均為990 mL，熱交換面積均為0.093 m2, 充、放氣孔的有效截面積均為12.6 mm2，充、排氣過程中的對流熱傳導(dǎo)系數(shù)均設(shè)置為30 W/(m2·K)，待檢腔體零件和基準腔體零件在充氣過程中其腔體內(nèi)的氣體絕對壓力和溫度的計算公式：

充氣過程中：

(9)

(10)

當(dāng)被檢腔體零件內(nèi)腔的泄漏微型孔的有效截面積為0.1 mm2時，被檢腔體零件和基準腔體零件內(nèi)腔間的氣體壓力差和溫度差的計算公式為：

←(298-Tt)

(11)

←+143.04-0.48Tt]

(12)

依據(jù)上述建立的數(shù)學(xué)模型，可建立如圖3所示的差壓氣密性檢測的SIMULINK仿真模型。通過設(shè)置圖3的差壓SIMULINK模型的不同檢測基本參數(shù)進行仿真，將得到腔體零件差壓氣密性檢測基本參數(shù)與檢測氣體狀態(tài)變量之間的關(guān)系，通過分析檢測氣體狀態(tài)變量仿真曲線圖，為腔體零件實際差壓檢測過程提供指導(dǎo)意義。

圖3 差壓檢測仿真框圖

(1)差壓與有效泄漏面積之間的關(guān)系

圖4 不同泄漏面積的差壓變化圖

在差壓模型設(shè)定的各參數(shù)中，改變被檢腔體零件的有效泄漏面積Se，不改變其他參數(shù)，采用兩次仿真將被檢腔體零件的泄露微型孔的有效截面積分別設(shè)置為0.000 1 mm2和0.000 5 mm2。由圖4可知：對于不同泄漏面積Se的兩條曲線，有效泄漏面積Se=0.000 5 mm2的近似直線斜率大于有效泄漏面積Se=0.000 1 mm2的近似直線斜率，表明差壓隨有效泄漏面積Se增大而變化加快。

(2)差壓與對流熱傳導(dǎo)系數(shù)之間的關(guān)系

在差壓模型設(shè)定的各參數(shù)中，改變被檢腔體零件的對流熱傳導(dǎo)系數(shù)h，不改變其他參數(shù)，分別將被檢腔體零件和基準腔體零件的對流熱傳導(dǎo)系數(shù)h設(shè)置為30和31 W/(m2·K)進行仿真。由圖5可知：在0 s～2.5 s階段，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓和溫差均產(chǎn)生明顯振蕩；在2.5 s～10 s階段，差壓和溫差逐漸趨于穩(wěn)定；在充氣結(jié)束瞬間(10 s時刻)，差壓和溫差均迅速下降；之后，差壓和溫差再次趨于穩(wěn)定。

圖5 不同熱傳導(dǎo)系數(shù)的差壓變化和溫差變化曲線

將上述差壓仿真過程中兩腔體零件的充氣時間t改為8 s，得到圖6(a)的差壓變化仿真曲線，原充氣時間t=10 s的差壓變化仿真曲線如圖6(b)所示，對比可得：當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的對流熱傳導(dǎo)系數(shù)h不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越大。

(a)t=8 s (b)t=10 s圖6 不同充氣時間下的差壓放大波形

(3)差壓與腔體零件容積之間的關(guān)系

在差壓模型設(shè)定的各參數(shù)中，改變腔體零件的容積V，不改變其他參數(shù)，分別將被檢腔體零件和基準腔體零件的容積V設(shè)置為990 mL和1 000 mL進行仿真。由圖7可知：在0 s～2.5 s階段，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓和溫差均產(chǎn)生劇烈振蕩；在2.5 s～10 s階段，差壓和溫差逐漸趨于穩(wěn)定；在充氣結(jié)束瞬間(10 s時刻)，差壓和溫差均迅速下降；之后，差壓和溫差再次趨于穩(wěn)定，差壓保持在200 Pa左右，而溫差接近0。

(a)差壓變化曲線 (b)溫度變化曲線圖7 不同容積的差壓變化和溫差變化曲線

對于上述差壓仿真過程，當(dāng)將兩腔體零件的充氣時間t改為8 s再次實施仿真，得到圖8(a)的差壓變化仿真曲線，原充氣時間t=10 s的差壓變化仿真曲線如圖8(b)所示，對比可得：當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的容積V不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越小。

(a)t=8 s (b)t=10 s圖8 不同充氣時間下的差壓放大波形

(4)差壓與熱交換面積之間的關(guān)系

在差壓模型設(shè)定的各參數(shù)中，改變腔體零件的熱交換面積Sh，不改變其他參數(shù)，分別將被檢腔體零件和基準腔體零件的熱交換面積Sh設(shè)置為930 cm2和935 cm2進行仿真。由圖9可知：在0～0.5 s階段，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓產(chǎn)生明顯振蕩，溫差明顯下降；在0.5 s～10 s階段，差壓和溫差逐漸趨于穩(wěn)定，差壓迅速下降至0，而溫差逐漸上升至0，最終差壓和溫差保持在零值附近。

(a)差壓變化曲線 (b)溫度變化曲線圖9 不同熱交換面積的差壓變化和溫差變化曲線

將上述差壓仿真過程中兩腔體零件的充氣時間t改為8 s，再次進行仿真，得到圖10(a)的差壓變化仿真曲線，原充氣時間t=10 s的差壓變化仿真曲線如圖10(b)所示，對比可得：當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的熱交換面積Sh不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越大。

(a)t=8 s (b)t=10 s圖10 不同充氣時間下的差壓放大波形

4 總結(jié)

由以上仿真結(jié)果可知：差壓隨有效泄漏面積Se增大而變化加快；當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的對流熱傳導(dǎo)系數(shù)h不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越大；當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的容積V不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越??；當(dāng)被檢腔體零件和基準腔體零件的熱交換面積Sh不同時，充氣時間越短，兩腔體零件內(nèi)腔間的差壓就越大。由此可見，在被檢腔體零件與基準腔體零件內(nèi)腔均沒有泄漏的條件下，腔體零件的容積、外界溫度、有效泄漏面積、對流熱傳導(dǎo)系數(shù)、熱交換面積等參數(shù)均能使被檢腔體零件與基準腔體零件內(nèi)腔間的差壓和溫差發(fā)生變化。因此，在實際的差壓氣密性檢測中，為了提高檢測結(jié)果的準確度，就要在實際檢測中采取措施使得被檢回路和基準回路的測試參數(shù)盡可能的一致，并根據(jù)實際檢測條件合理選取充氣時間。

本文主要使用氣體狀態(tài)方程和熱力學(xué)方程推導(dǎo)并建立腔體類零件差壓氣密性檢測的數(shù)學(xué)模型，并據(jù)此創(chuàng)建Simulink仿真模型，然后對腔體零件充、排氣過程進行仿真，并通過修改氣密性檢測參數(shù)的仿真結(jié)果對比分析，得出各仿真參數(shù)與腔體零件內(nèi)腔的差壓和溫差之間的關(guān)系，為差壓氣密性檢測系統(tǒng)設(shè)計的參數(shù)優(yōu)化提供了指導(dǎo)。

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Modeling and simulation of the airtightness test of complex cavity parts by differential pressure method

GAO Lei

The sealing performance is a key indicator of the quality of sealing devices, and airtightness test is one of the most important methods to ensure the sealing performance. In this study, we analyzed the general and special requirements and the factors affecting the measurement accuracy of the differential pressure airtightness test of complex cavity parts, established the dynamic system simulation model of the testing gas circuit, and provided theoretical basis for the optimization of the differential pressure airtightness test system. Firstly, we established the mathematical model according to the working principles of the differential pressure airtightness test system. Then we carried out the simulation with Simulink. The simulation clearly showed the pressure and temperature changes inside the cavity of the tested parts, and the influence of testing parameters on the differential pressure. The results can be used to guide the development of the system.

complex cavity part, airtightness test, differential pressure method

TB42

A

1002-6886(2016)05-0015-05

高磊(1991-)，男，碩士研究生，研究方向為企業(yè)信息化。

2016-03-09