SIST ISO 10767-1:2016
Hydraulic fluid power - Determination of pressure ripple levels generated in systems and components - Part 1: Method for determining source flow ripple and source impedance of pumps
Hydraulic fluid power - Determination of pressure ripple levels generated in systems and components - Part 1: Method for determining source flow ripple and source impedance of pumps
ISO 10767-1:2015 establishes a test procedure for measuring the source flow ripple and source impedance of positive-displacement hydraulic pumps. It is applicable to all types of positive-displacement pumps operating under steady-state conditions, irrespective of size, provided that the pumping frequency is in the range from 50 Hz to 400Hz.
Source flow ripple causes fluid borne vibration (pressure ripple) and then airborne noise from hydraulic systems. This procedure covers a frequency range and pressure range that have been found to cause many circuits to emit airborne noise which presents a major difficulty in design of hydraulic fluid power systems. Once the source flow ripple and source impedance of hydraulic fluid power pump are known, the pressure ripple generated by the pump in the fluid power system can be calculated by computer simulation using the known ripple propagation characteristics of the system components. As such, this part of ISO 10767 allows the design of low noise fluid power systems to be realized by establishing a uniform procedure for measuring and reporting the source flow ripple and the source impedance characteristics of hydraulic fluid power pumps.
In ISO 10767-1:2015, calculation is made for blocked acoustic pressure ripple as an example of the pressure ripple. An explanation of the methodology and theoretical basis for this test procedure is given in Annex B. The test procedure is referred to here as the two pressures/two systems method. Ratings are obtained as follows:
a) source flow ripple (in the standard "Norton" model) amplitude, in cubic meter per second[m3/s], and phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
b) source flow ripple (in the modified model) amplitude, in cubic meter per second [m3/s], and phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency; and its time history wave form,
c) source impedance amplitude, in Newton second per meter to the power of five [(Ns)/m5]., and phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
d) blocked acoustic pressure ripple, in MPa (1 MPa = 106 Pa) or in bar (1 bar = 105 Pa), over 10 individual harmonics of pumping frequency; and the RMS average of the pressure ripple harmonic f1 to f10.
Transmissions hydrauliques - Détermination des niveaux d'onde de pression engendrés dans les circuits et composants - Partie 1: Méthode de détermination de l'onde de flux de la source et de l'impédance de la source des pompes
L'ISO 10767-1-1:2015 établit un mode opératoire d'essai pour le mesurage de l'onde d'écoulement de la source et de l'impédance de la source des pompes hydrauliques volumétriques. Elle s'applique à tous les types de pompes volumétriques fonctionnant dans des conditions de régime permanent, quelle que soit leur taille, à condition que la fréquence de pompage soit comprise entre 50 Hz et 400 Hz.
Fluidna tehnika - Hidravlika - Ugotavljanje tlačnih konic pri nihanju tlaka v sistemih in sestavinah - 1. del: Metoda za določevanje vira valovanja toka in impedance črpalk
Ta del standarda ISO 10767 določa preskusni postopek za merjenje vira valovanja toka in impedance hidravličnih črpalk z iztiskanjem. Uporablja se za vse vrste črpalk
z iztiskanjem, ki delujejo pri ustaljenih pogojih, ne glede na velikost, pod pogojem, da je frekvenca črpanja v obsegu od 50 Hz do 400 Hz.
Vir valovanja toka povzroča tresljaje v tekočini (tlačno valovanje) in posledično emisije hrupa hidravličnih sistemov. Ta postopek vključuje frekvenčni in tlačni razpon, ki dokazano povzročata emisije hrupa številnih krogotokov, kar predstavlja večjo težavo pri načrtovanju hidravličnih pogonskih sistemov. Ko sta vir valovanja toka in impedanca vira hidravlične pogonske črpalke znana, je z računalniško simulacijo in znanimi lastnostmi širjenja valovanja v sistemskih komponentah mogoče izračunati tlačno valovanje, ki ga ustvari črpalka v fluidnem pogonskem sistemu. Ta del standarda ISO 10767 kot tak omogoča načrtovanje tišjih fluidnih pogonskih sistemov z vzpostavitvijo enotnega postopka za merjenje in sporočanje lastnosti vira valovanja toka ter impedance vira hidravličnih pogonskih črpalk.
V tem delu standarda ISO 10767 se izračun opravi za blokirano valovanje zvočnega tlaka kot primer tlačnega valovanja. Razlaga metodologije in teoretične osnove za ta preskusni postopek je podana v dodatku B. Preskusni postopek se na tem mestu obravnava kot metoda z dvema tlakoma/sistemoma. Nazivne vrednosti so pridobljene, kot sledi:
a) amplituda vira valovanja toka (v standardnem »Nortonovem« modelu) v kubičnih metrih na sekundo (m3/s) in faza v stopnjah prek 10 ločenih harmonikov frekvence črpanja;
a) amplituda vira valovanja toka (v spremenjenem modelu) v kubičnih metrih na sekundo (m3/s) in faza v stopnjah prek 10 ločenih harmonikov frekvence črpanja ter valovna oblika v časovnem poteku;
c) amplituda impedance vira v newton-sekundah na meter na peto potenco ((Ns)/m5) in faza v stopnjah prek 10 ločenih harmonikov frekvence črpanja;
d) blokirano valovanje zvočnega tlaka v MPa (1 MPa = 106 Pa) ali v barih (1 bar = 105 Pa) prek 10 ločenih harmonikov frekvence črpanja in povprečje efektivne vrednosti harmonikov tlačnega valovanja od f1 do f10.
General Information
Relations
Standards Content (Sample)
SLOVENSKI STANDARD
01-maj-2016
1DGRPHãþD
SIST ISO 10767-1:1998
)OXLGQDWHKQLND+LGUDYOLND8JRWDYOMDQMHWODþQLKNRQLFSULQLKDQMXWODNDYVLVWHPLK
LQVHVWDYLQDKGHO 0HWRGD]DGRORþHYDQMHYLUDYDORYDQMDWRNDLQLPSHGDQFH
þUSDON
Hydraulic fluid power - Determination of pressure ripple levels generated in systems and
components - Part 1: Method for determining source flow ripple and source impedance of
pumps
Transmissions hydrauliques - Détermination des niveaux d'onde de pression engendrés
dans les circuits et composants - Partie 1: Méthode de détermination de l'onde de flux de
la source et de l'impédance de la source des pompes
Ta slovenski standard je istoveten z: ISO 10767-1:2015
ICS:
23.100.10 +LGUDYOLþQHþUSDONHLQPRWRUML Pumps and motors
2003-01.Slovenski inštitut za standardizacijo. Razmnoževanje celote ali delov tega standarda ni dovoljeno.
INTERNATIONAL ISO
STANDARD 10767-1
Second edition
2015-10-01
Hydraulic fluid power —
Determination of pressure ripple
levels generated in systems and
components —
Part 1:
Method for determining source flow
ripple and source impedance of pumps
Transmissions hydrauliques — Détermination des niveaux d’onde de
pression engendrés dans les circuits et composants —
Partie 1: Méthode de détermination de l’onde de flux de la source et
de l’impédance de la source des pompes
Reference number
©
ISO 2015
© ISO 2015, Published in Switzerland
All rights reserved. Unless otherwise specified, no part of this publication may be reproduced or utilized otherwise in any form
or by any means, electronic or mechanical, including photocopying, or posting on the internet or an intranet, without prior
written permission. Permission can be requested from either ISO at the address below or ISO’s member body in the country of
the requester.
ISO copyright office
Ch. de Blandonnet 8 • CP 401
CH-1214 Vernier, Geneva, Switzerland
Tel. +41 22 749 01 11
Fax +41 22 749 09 47
copyright@iso.org
www.iso.org
ii © ISO 2015 – All rights reserved
Contents Page
Foreword .v
Introduction .vi
1 Scope . 1
2 Normative references . 1
3 Terms and definitions . 1
4 Instrumentation . 3
4.1 Static measurements. 3
4.2 Dynamic measurements . 4
4.3 Frequency analysis of pressure ripple . 4
5 Pump installation . 4
5.1 General . 4
5.2 Drive vibration . 5
5.3 Reference signal . 5
6 Test conditions and setting . 5
6.1 General . 5
6.2 Mean flow . 5
6.3 Mean discharge pressure . 5
6.4 Pump shaft speed. 5
6.5 Fluid temperature . 5
6.6 Fluid property . 6
7 Test rig . 6
7.1 General . 6
7.2 Test pump . 6
7.3 Test fluid . 6
7.4 Inlet line . 6
7.5 Inlet pressure gauge (for static pressure) . 6
7.6 Pump discharge line . 7
7.6.1 General. 7
7.6.2 Pump discharge port connection . 8
7.6.3 Reference pipe . 8
7.6.4 Connecting pipe . 8
7.6.5 Extension pipe . 9
7.7 Pressure transducer . 9
7.7.1 Dynamic pressure transducer . 9
7.7.2 Static pressure transducer . 9
7.8 Loading valve . 9
7.9 Back pressure valve . 9
7.10 Safety valve . 9
8 Test procedure .10
8.1 General .10
8.2 Frequency analyses of pressure ripple.11
8.3 Evaluation of source flow ripple, Q , in the standard “Norton” model.11
s
8.4 Evaluation of source impedance, Z , in the standard “Norton” model .12
s
8.5 Evaluation of source flow ripple, Q *, in the modified model .12
s
8.6 Evaluation of blocked acoustic pressure ripple rating .13
9 Test report .13
9.1 General information and test conditions .13
9.2 Test results.13
10 Identification statement (Reference to this part of ISO 10767) .14
Annex A (normative) Test forms .15
Annex B (informative) Two pressures/two systems method .21
Bibliography .28
iv © ISO 2015 – All rights reserved
Foreword
ISO (the International Organization for Standardization) is a worldwide federation of national standards
bodies (ISO member bodies). The work of preparing International Standards is normally carried out
through ISO technical committees. Each member body interested in a subject for which a technical
committee has been established has the right to be represented on that committee. International
organizations, governmental and non-governmental, in liaison with ISO, also take part in the work.
ISO collaborates closely with the International Electrotechnical Commission (IEC) on all matters of
electrotechnical standardization.
The procedures used to develop this document and those intended for its further maintenance are
described in the ISO/IEC Directives, Part 1. In particular the different approval criteria needed for the
different types of ISO documents should be noted. This document was drafted in accordance with the
editorial rules of the ISO/IEC Directives, Part 2 (see www.iso.org/directives).
Attention is drawn to the possibility that some of the elements of this document may be the subject of
patent rights. ISO shall not be held responsible for identifying any or all such patent rights. Details of
any patent rights identified during the development of the document will be in the Introduction and/or
on the ISO list of patent declarations received (see www.iso.org/patents).
Any trade name used in this document is information given for the convenience of users and does not
constitute an endorsement.
For an explanation on the meaning of ISO specific terms and expressions related to conformity
assessment, as well as information about ISO’s adherence to the WTO principles in the Technical
Barriers to Trade (TBT) see the following URL: Foreword - Supplementary information
The committee responsible for this document is ISO/TC 131, Fluid power systems, Subcommittee SC 8,
Product testing.
This second edition cancels and replaces the first edition (ISO 10767-1:1996), which has been
technically revised.
ISO 10767 consists of the following parts, under the general title Hydraulic fluid power — Determination
of pressure ripple levels generated in systems and components:
— Part 1: Precision method for pumps
— Part 2: Simplified method for pumps
— Part 3: Method for motors
Introduction
The first edition of ISO 10767-1, published in 1996, was developed with a view to provide means for
measurement (experimental determination) of the set of two characteristic values consisting of source
flow ripple Q and source impedance Z of hydraulic pumps giving rise to pressure ripple (fluid born
s s
vibration) in the hydraulic power circuit., measurement of these two values for a given ripple source is
extremely important for design and development of low noise pumps and hydraulic power systems, and
for this reason, there is a valid need for such an international standard to experimental measurement
of source flow ripple Qs and source impedance Z .
s
However, as discussed in the paragraph below, the so-called “secondary source method” presented in
the first edition requires a very complex test system as well as signal processing technique, making
its implementation highly difficult; because of this, no country except for the UK, the proposer, has yet
adopted ISO 10767-1 as a national standard.
The difficulty can be explained as follows.
To determine the two characteristic values of the source flow ripple, Q , and source impedance, Z , a
s s
secondary ripple source is located in the test circuit to generate wide range ripples in the test system.
Frequency characteristics of Z , arising from the secondary source, are first determined, followed by
s
measurement of Q of the test pump on the basis of the test pump itself. This means that measurement
s
of the harmonics of the pressure ripple is made with both the test pump and the secondary source
in operation. As the result, the measurement accuracy of the harmonic component of the test pump
deteriorates significantly as we come close to harmonic frequency level, where differences between
the harmonic frequency of the test pump ripple and that of the secondary source become small. To
deal with the problem, very complicated signal processing such as compensation is performed, but
its practical effect is quite limited. In addition, the standard specifies use of a rotary valve for the
secondary source of wide range (50 Hz ~ 4k Hz) ripples, but there is no provision as to the design and
frequency characteristics.
These problems arise from the requirement for the secondary source, whereas the method proposed by
[2] [3]
Weddfelt and Kojima allows measurement of delivery ripple characteristics (Q ) and the internal
s
source (Z ) on the sole basis of pressure ripple generated by the test pump. This makes the test system
s
quite simple and allows superior accuracy to be achieved without complex processing of signals. The
method according to the approaches of Weddfelt and Kojima, respectively, is the same in principle, the
only difference between the two being the arrangement of the piping. The present proposal represents
[3] [2]
the method according to Kojima, while annexing that of Weddfelt for the purpose of reference.
vi © ISO 2015 – All rights reserved
INTERNATIONAL STANDARD ISO 10767-1:2015(E)
Hydraulic fluid power — Determination of pressure ripple
levels generated in systems and components —
Part 1:
Method for determining source flow ripple and source
impedance of pumps
1 Scope
This part of ISO 10767 establishes a test procedure for measuring the source flow ripple and source
impedance of positive-displacement hydraulic pumps. It is applicable to all types of positive-
displacement pumps operating under steady-state conditions, irrespective of size, provided that the
pumping frequency is in the range from 50 Hz to 400Hz.
Source flow ripple causes fluid borne vibration (pressure ripple) and then airborne noise from
hydraulic systems. This procedure covers a frequency range and pressure range that have been found
to cause many circuits to emit airborne noise which presents a major difficulty in design of hydraulic
fluid power systems. Once the source flow ripple and source impedance of hydraulic fluid power pump
are known, the pressure ripple generated by the pump in the fluid power system can be calculated by
computer simulation using the known ripple propagation characteristics of the system components.
As such, this part of ISO 10767 allows the design of low noise fluid power systems to be realized by
establishing a uniform procedure for measuring and reporting the source flow ripple and the source
impedance characteristics of hydraulic fluid power pumps.
In this part of ISO 10767, calculation is made for blocked acoustic pressure ripple as an example of the
pressure ripple. An explanation of the methodology and theoretical basis for this test procedure is given
in Annex B. The test procedure is referred to here as the two pressures/two systems method. Ratings are
obtained as follows:
a) source flow ripple (in the standard “Norton” model) amplitude, in cubic meter per second[m /s],
and phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
b) source flow ripple (in the modified model) amplitude, in cubic meter per second [m /s], and phase,
in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency; and its time history wave form,
c) source impedance amplitude, in Newton second per meter to the power of five [(Ns)/m ]., and
phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
6 5
d) blocked acoustic pressure ripple, in MPa (1 MPa = 10 Pa) or in bar (1 bar = 10 Pa), over 10 individual
harmonics of pumping frequency; and the RMS average of the pressure ripple harmonic f to f .
1 10
2 Normative references
The following documents, in whole or in part, are normatively referenced in this document and are
indispensable for its application. For dated references, only the edition cited applies. For undated
references, the latest edition of the referenced document (including any amendments) applies.
ISO 5598, Fluid power systems and components — Vocabulary
3 Terms and definitions
For the purposes of this document, the terms and definitions given in ISO 5598 and the following apply.
3.1
source flow ripple
fluctuating component of flow-rate generated within the pump, which is independent of the
characteristics of the connected circuit
Note 1 to entry: Since there exist the following two definitions of the pump source flow ripple, it shall be used
with distinct discrimination:
— source flow ripple in the standard “Norton” model, Q , is the source flow ripple implicitly assumed to be
s
generated at the pump outlet, as shown in Figure 1 a);
— source flow ripple in the “modified” model, Q *, is the source flow ripple assumed to be generated at the
s
inner end of the discharge flow line, as shown in Figure 1 b).
Note 2 to entry: The theoretical pump source flow ripple which is calculated from computer simulation using the
dimensions and configuration of the pump, physical properties of the fluid and operating conditions corresponds
to the pump flow ripple (3.2) in the modified model, Q *.
s
3.2
flow ripple
fluctuating component of flow-rate of the hydraulic fluid, caused by interaction of source flow ripple
(3.1) with the system
3.3
pressure ripple
fluctuating component of pressure in the hydraulic fluid, caused by interaction of the source flow ripple
(3.1) with the system
3.4
blocked acoustic pressure ripple
pressure ripple (3.3) that would be generated at the pump discharge port when fluid is discharged into a
circuit of infinite impedance (3.5)
3.5
impedance
complex ratio of the pressure ripple (3.3) to the flow ripple (3.2) occurring at a given point in a hydraulic
system and at a given frequency
3.6
source impedance
impedance (3.5) of a pump at the discharge port in the standard “Norton” model
3.7
harmonic
sinusoidal component of the pressure ripple (3.3) or flow ripple (3.2) occurring at an integer multiple of
the pumping frequency (3.8)
Note 1 to entry: A harmonic can be represented by its amplitude and phase, or, alternatively, by its real and
imaginary components, provided that in this part of ISO 10767 the real and imaginary components are used in
the arithmetic calculations.
3.8
pumping frequency
frequency given by the product of the shaft rotational frequency (3.9) and the number of pumping
elements on that shaft
Note 1 to entry: It is expressed in hertz.
2 © ISO 2015 – All rights reserved
3.9
shaft rotational frequency
frequency (in hertz) given by the shaft rotational speed (in revolutions per minute) divided by 60
Note 1 to entry: Since the calculations in Clause 8 are all carried out using SI unit, all variables and constants
shall be expressed in SI units, except for reporting of the end results.
a) Standard “Norton” model
b) Modified model
Key
1 discharge passageway
2 discharge line
3 pump exit
Figure 1 — Modelling of pump pulsation source
4 Instrumentation
4.1 Static measurements
The instruments used to measure
a) shaft rotational speed,
b) mean pressure,
c) mean discharge flow-rate, and
d) fluid temperature
shall have an accuracy throughout each test within the limits specified in Table 1.
NOTE The percentage limits are the of the value of the quantity being measured and not the maximum test
values or the maximum reading of the instrument.
Table 1 — Permissible errors of static measurements
Shaft rotational Mean flow Mean pressure Temperature
frequency % % °C
%
±0,5 ±2,0 ±2,0 ±2,0
4.2 Dynamic measurements
The instruments used for measurement of pressure ripple shall have the following characteristics:
a) resonant frequency ≥ 30 kHz;
b) linearity ≤ ± 1 %.
The instruments need not respond to steady-state pressure. It can be advantageous to filter out any
steady-state signal component by using a high-pass filter. This filter shall not introduce additional
amplitude or phase error exceeding 1 % or 2°, respectively, at the pumping frequency.
4.3 Frequency analysis of pressure ripple
A suitable instrument shall be used to measure the harmonic amplitude and phase (or its real and
imaginary components) of pressure ripple, for individual harmonics of the pumping frequency up to
3,5 kHz. The instrument shall be capable of measuring the pressure ripple from two pressure transducers
simultaneously. The respective two pressure ripple signals of system 1 and system 2 shall be sampled in
an instrument using external trigger signal obtained from a fixed reference on the pump shaft.
This instrument shall have the following accuracy and resolution for harmonic measurements over the
frequency range from 50 Hz to 4 000 Hz:
a) amplitude within the range of ±1 %;
b) phase within the range of ±1°;
c) frequency within the range of ±0,5 %.
This can be achieved using a common type analysing recorder and then carrying out the spectral
analyses by calculating discrete Fourier transforms (DFTs) of the time history data on a post processing
digital computer. Annex B contains a tutorial explanation of this frequency analysis method.
NOTE In order to improve the accuracy of Fourier transformation, pump speed shall be adjusted minutely
while observing the monitor of the analysing recorder so that the higher (e.g. 10th) harmonic amplitude peak
appears nearly at the assigned higher (e.g. 10th) harmonic frequency (i.e. in case of f being 225 Hz, f = 2,25 kHz)
1 10
of the pumping frequency.
5 Pump installation
5.1 General
The pump shall be installed in the attitude recommended by the manufacture and mounted in such a
manner that the response of the mounting-to-pump vibration is minimized.
4 © ISO 2015 – All rights reserved
5.2 Drive vibration
The electric motor and associated drive coupling shall not generate torsional vibration in the pump
shaft. If necessary, the pump and the driving unit shall be isolated from each other to eliminate vibration
generated by the electric motor.
5.3 Reference signal
A means of producing a reference signal relative to the pump shaft rotation shall be included, as one of
essential elements in measurement according to this part of ISO 10767. The signal shall be an electrical
pulse occurring once per revolution, with sharply defined rising and falling edges. This signal is used
as an external trigger signal of analysing recorder, as well as for measurement of the shaft rotational
speed. A magnetic gap detector (or a photo sensor) a satisfactory means of providing the required
characteristics of reference signal mentioned above.
6 Test conditions and setting
6.1 General
Pump shaft speed, mean discharge pressure and fluid temperature are set to the values of required
test conditions. These operating conditions shall be maintained throughout each test within the limits
specified in Table 2.
Table 2 — Permissible variations in test conditions
Test parameter Permissible variation
Mean flow ±2,0 %
Mean pressure ±2,0 %
Shaft rotational speed ±0,5 %
Temperature ±2,0 °C
6.2 Mean flow
Mean flow is measured by the positive-displacement type flow meter installed on the outlet line of
loading valve 2.
6.3 Mean discharge pressure
Mean discharge pressure shall be measured electrically using a piezoresistance type transducer or a
strain gauge type transducer mounted in the adapter before loading valve 1.
A bourdon type pressure gauge shall not be used for measurement of the mean discharge pressure.
6.4 Pump shaft speed
Pump shaft speed is measured by the magnetic gap detector (or photo sensor) installed on the pump
shaft. Shaft rotational frequency (Hz) is given by the shaft rotational speed (rev/min) divided by 60.
6.5 Fluid temperature
Temperature of the fluid shall be that measured at the pump inlet.
6.6 Fluid property
Density, viscosity and bulk modulus of the test fluid shall be known to an accuracy within the limits
specified in Table 3.
NOTE The percentage limits are of the error of the estimated quantity to the real value
Table 3 — Required accuracy of fluid property data
Property Required accuracy
Density ±2,0 %
Viscosity ±5,0 %
Bulk modulus ±5,0 %
7 Test rig
7.1 General
The test rig shall be installed as shown in Figure 2. The test rig shall include all fluid filters, fluid
coolers, reservoir, loading valves and any ancillary pumps required to meet operating conditions of the
hydraulic pump. Specific features are described in 7.2 to 7.10.
7.2 Test pump
The test pump shall be installed in the “as-delivered” condition.
7.3 Test fluid
Type of the test hydraulic fluid and the quality of filtration shall be in accordance with the pump
manufacturer’s recommendations.
7.4 Inlet line
Internal diameter of the inlet line to the pump shall be in accordance with the pump manufacturer’s
recommendations. Care shall be exercised when assembling the inlet line to prevent air leakage into the
circuit. The supply pressure shall be in accordance with the pump manufacturer’s recommendations
and, if necessary, a boost pump shall be used. If a boost pump is used, the pressure and flow ripple of
the boost pump shall be taken into account, so that they do not affect the test results.
7.5 Inlet pressure gauge (for static pressure)
The inlet pressure gauge of Bourdon tube type shall be mounted at the same height as the inlet fitting.
Otherwise, the gauge shall be calibrated for any height difference therefrom.
6 © ISO 2015 – All rights reserved
Key
1 Bourdon tube pressure gauge 7 pressure transducer (for static pressure)
2 variable speed motor 8 back pressure valve
3 direct operated relief valve 9 flow meter
4 loading valves 10 cooler
5 temperature indicator 11 strainer
6 straight rigid pipe (see Figure 3)
Figure 2 — General circuit diagram for two pressures/two systems method test rig
7.6 Pump discharge line
7.6.1 General
The discharge line shall be as shown in Figure 3. Its functional test section consists of the reference
pipe, connecting pipe, two loading valves, extension pipe, safety valve (direct operated relief valve) and
the plural number of adaptors connecting these components.
Key
1 piezoelectric pressure transducers 6 reference pipe
2 direct operated relief value 7 connecting pipe
3 loading value 1 8 mounting block for loading value relief valve and pressure transducer
4 loading value 2 9 extension pipe
5 mounting block 10 pump
Figure 3 — Arrangement of discharge pipe
7.6.2 Pump discharge port connection
The adaptor connecting the pump discharge port to the reference pipe shall have an internal diameter
identical to that of the reference pipe within the tolerance of not more than 10 % at any point. The
adaptor shall be arranged in order to prevent the formation of air pockets in it. The reference pipe shall
be mounted in line with the pump discharge port without any change in direction.
7.6.3 Reference pipe
The reference pipe shall be a uniform, rigid and straight metal pipe. Internal diameter of the reference
pipe shall be not less than 80 % and not more than 120 % of the diameter of the pump discharge port.
The reference pipe shall be supported in such a manner that pipe vibration is minimized. Length of the
reference pipe (specifically, a distance between two pressure transducers), L , shall be set according
r
to the pumping frequency. When the series of tests involves a given range of pumping frequencies, the
length shall be selected in relation to the maximum pumping frequency in that series. For example,
assuming the frequency range of interest to be from around 200 Hz to 3,5 kHz, the optimum length of
reference pipe is around 150 mm. Details of selection of length of the reference pipe (and the extension
pipe) are referred to Annex B.
7.6.4 Connecting pipe
Connecting pipe is the pipe installed subsequent to the reference pipe to eliminate the influence of flow
turbulence generated in the vicinity of the loading valve orifice on the pressure ripple of P . The length
of the connecting pipe shall be around 200 mm ~ 300 mm.
8 © ISO 2015 – All rights reserved
7.6.5 Extension pipe
Extension pipe is the pipe installed between the loading valves 1 and 2 to alter the shape of fluid
vibration mode in the reference pipe in system 1 from that in system 2. When the series of tests involves
a range of pumping frequencies, the pipe length shall be selected in relation to the maximum pumping
frequency in that series. For example, assuming that the frequency range of interest to be from around
200 Hz to 3,5 kHz, optimum length of the extension pipe, L , is around 150 mm. Provided that the length
e
of the extension pipe does not directly affect on the calculations of the source flow ripple Q and the
s
source impedance Z in 8.3 and 8.4. Details in selection of the length of the extension pipe should be
s
referred to Annex B.
For the purpose of changing the fluid vibration mode in the reference pipe in accordance with system
1 and system 2, a pressure vessel with a suitable volume capacity may be used instead of the extension
pipe. In such a case, the test procedures given from Clause 8 onwards remain the same.
NOTE It is always correct practice to install the extension pipe behind loading valve 1, with loading valve 2
fully opened for the test of system 1, and with loading valve 1 fully open for the test of system 2.
7.7 Pressure transducer
7.7.1 Dynamic pressure transducer
For the purpose of pressure ripple measurement, a pair of pressure transducers are mounted on the
adaptors connected at the both ends of the reference pipe. These transducers are to be fitted so that
their diaphragms are flush with the inside wall of the bore in the adaptor. These pressure transducers
shall be of piezoelectric type capable of accurate measurements of ripples for the pump drive shaft
frequency up to 10 kHz minimum. The part of reference pipe between the two pressure transducers
constitutes a measuring section where analysis of the standing wave is done. In this test method,
the part from outlet end of pump casing to pressure transducer for P (length 10 mm ~ 15 mm) is
considered to be a part of the discharge passageway inside a pump casing.
7.7.2 Static pressure transducer
For the purpose of measurement of the mean discharge pressure, a piezoresistance pressure
transducer or strain gauge type pressure transducer is mounted on the adaptor located immediately
before loading valve 1.
7.8 Loading valve
Loading of the pump shall be accomplished using a needle valve or equivalent. A valve with free moving
parts such as a pressure-relief valve shall not be used for the loading purpose.
7.9 Back pressure valve
A back pressure valve of needle valve type shall be installed on the outlet flow line of loading valve 2 to
prevent cavitation which can occur at the loading valve orifice.
7.10 Safety valve
The test circuit shall have a safety valve (specifically, a direct-operated relief valve) to protect both test
equipment and the personnel in attendance from the effects of extreme line pressure. This direct-operated
relief valve shall be located as close as possible to the test line to minimize branch circuit interactions. It
is desirable that the safety valve is connected directly to the adaptor immediately before loading valve 1.
Such a valve shall be set to relieve at a pressure at least 20 % greater than the mean test pressure.
The schematic arrangement of the hydraulic test circuit and that of the measuring system employed for
the two pressures/two systems method are shown in Figure 4.
Key
1 test pump 10 back pressure valves
2 loading valve 1 11 amplifier
3 loading valve 2 12 variable-speed electric motor
4 safety valve 13 revolution counter
5 PT (piezoelectric pressure transducer) 14 24 bit analysing recorder
6 reference pipe 15 CRT
7 connecting pipe 16 PC for processing
8 extension pipe 17 external trigger signal
9 magnetic gap detector
Figure 4 — Arrangement of hydraulic test circuit and measuring system for two pressures/two
systems method
8 Test procedure
8.1 General
Prior to the commencement of a series of the tests, it is necessary to operate the pump with the two
loading valve opened for a sufficient period of time to eliminate the air in the system. Then adjust pump
drive speed, mean discharge pressure and oil temperature to the values of assigned test condition by
means of a variable mechanics of electric motor control loading valve 1 or loading valve 2 and a cooler,
respectively.
This measuring method assumes that the speed of sound in test fluid in the reference pipe is known
in advance. The speed of sound in the reference pipe shall be determined by the either method
described in Annex B.
10 © ISO 2015 – All rights reserved
8.2 Frequency analyses of pressure ripple
Frequency analyses of pressure ripples are to be made in accordance with the following procedure.
a) First, immediately after setting the mean discharge pressure to a desired value by adjusting loading
valve 1, the two pressure ripple signals in system 1, p (t) and p (t), are simultaneously sampled
0 1
in the frequency analysis instrument (a commercial 24 bit analysing recorder) at the sampling
frequency of more than 10,24 kHz. Sampling of the pressure ripple signals in the frequency analysis
instrument is triggered by pulse signal obtained from the magnetic gap detector on the pump shaft.
The pressure ripple analysis instrument shall take samples of the pressure ripple signals over a
sufficiently long period of time to provide the required frequency resolution. In this method the
sampling time length shall be 0,8 s.
A 24 bit analysing recorder shall be one with a built-in anti-aliasing filter to reduce the influence of
aliasing.
b) Next, immediately after setting the mean discharge pressure by adjusting loading valve 2 to the
desired value, two pressure ripple signals in the system 2, p ′(t) and p ′(t), are sampled in the
0 1
frequency analysis instrument in the same manner as in a).
c) Measure the harmonic components of four pressure ripples, P , P , P ′ and P ′, using a commercial
0 1 0 1
24 bit analysing recorder and DFT on a PC. Record the individual harmonics of pumping frequency
until tenth harmonic or 3,5 kHz (whichever is the lower). Establish the peak amplitude and the
phase of each harmonic or its real and imaginary components. Discard any harmonic above tenth
harmonic or 3,5 kHz (whichever is the lower).
Extensive use of complex number is made in this analysis. Therefore, the harmonic components of
pressure ripple shall be expressed by complex number as follows:
P = Re (P ) + jIm (P )
0.i 0.i 0.i
P = Re (P ) + jIm (P )
1.i 1.i 1.i
P ′ = Re (P ′) + jIm (P ′)
0.i 0.i 0.i
P ′ = Re (P ′) + jIm (P ′)
1.i 1.i 1.i
where the second suffix i represents the ith harmonic of pressure ripple, and Re(x) and Im(x) the
real and imaginary component, respectively.
8.3 Evaluation of source flow ripple, Q , in the standard “Norton” model
s
The ith harmonic component of source flow ripple, Q , is calculated using Formula (1) and the values of
s.i
P , P , P ′and P ′:
0.i 1.i 0.i 1.i
1 PP01''−PP01
Qjs=
Zc PP00− 'sin βL
() ()
≡+Re()QjIm()Q (1)
ss.ii
where characteristic impedance, Z , and wave propagation coefficient of the reference pipe, β, are given
c
by Formula (B.3) and Formula (B.4) in Annex B.
Harmonic amplitude and phase of Q , |Q |, and ∠Q are obtained from Formulae (2) and (3):
s s.i s.i
|QQ|R= e( + Im(Q (2)
{} {}
ss.ii s.i
−1
∠=QQ180 π ×tanImRe Q (3)
() { () ()}
ss.ii s.i
Care should be taken to ensure that the phase lies in the correct quadrant.
8.4 Evaluation of source impedance, Z , in the standard “Norton” model
s
The ith harmonic component of the source impedance, Z , is calculated using Formula (4), using the
s.i
values of P , P , P ’ and P ’:
0.i 1.i 0.i 1.i
PP00− 'sin βL
() ()
Zjsc= Z
PP11−−''PP00− cos βL
() ()
≡+Re()ZjIm()Z (4)
ss.ii
The total length of reference pipe after the assembling of test circuit, L , to be used in Formula (1) and
r
Formula (4) shall have the accuracy of ±0,5 mm.
NOTE The process of deriving Formulae (1) and (4) is presented in detail in Annex B.
The harmonic amplitude and phase of Z , |Z | and ∠Z , is obtained from Formula (5) and Formula (6):
s s.i s.i
||ZZ= {}Re() +{}Im()Z (5)
ss.ii s.i
−1
∠=ZZ180 π ×tanImRe Z (6)
() { () ()}
ss.ii s.i
8.5 Evaluation of source flow ripple, Q *, in the modified model
s
Assuming the discharge flow line to be an equivalent single uniform pipe, having the same characteristic
impedance, Z , as that of reference pipe, the harmonic component of flow ripple in a modified model, Q *, is
c s
estimated using the measured pump source flow ripple, Q , and source impedance, Z , from Formula (7):
s s
Z
s.i
Q *= Q
s.i s.i
ZZ−
sc.i
≡+Re(*Qj)Im(Q *) (7)
ss.ii
NOTE 1 The derivation of Formula (7) is discussed in detail in Annex B. The flow ripple in the modified model
can be estimated solely from the values of measured Q and Z , without any other mathematical processes.
s s
NOTE 2 Formula (7) is applicable to the all types of oil hydraulic pumps except those in which the control
elements such as flow control valve are equipped in the outlet channel inside the pump (e.g. automotive power
steering pump).
The ith harmonic amplitude and phase of Q *, |Q *|, and ∠Q * is calculated from Formula (8) and
s s.i s.i
Formula (9), respectively:
|*QQ|R= e( *I+ m(Q * (8)
{} {}
ss.ii s.i
−1
∠=QQ*t180 π × an Im *Re*Q (9)
() { () ()}
ss.ii s.i
Furthermore, a close approximation of source flow ripple in the modified model, Q *, to time history
s
waveform, q (t)*, can be obtained by summing up the individual sinusoidal components taking into
s
account their relative phases as explained below. It is sometimes desirable that reconstruction of
12 © ISO 2015 – All rights reserved
waveform of the source flow ripples be done in this way. In order to do this, the values of the phases of
the source flow ripple are required in addition to values of amplitude.
qt **=+Qfcos 2πψt (10)
() ()
∑ s.i ii
i=1
where
f is the ith harmonic frequency of pumping frequency;
i
t is time;
ψ is equal to ∠Q *.
i s.i
8.6 Evaluation of blocked acoustic pressure ripple rating
The harmonic amplitude of the
...
INTERNATIONAL ISO
STANDARD 10767-1
Second edition
2015-10-01
Hydraulic fluid power —
Determination of pressure ripple
levels generated in systems and
components —
Part 1:
Method for determining source flow
ripple and source impedance of pumps
Transmissions hydrauliques — Détermination des niveaux d’onde de
pression engendrés dans les circuits et composants —
Partie 1: Méthode de détermination de l’onde de flux de la source et
de l’impédance de la source des pompes
Reference number
©
ISO 2015
© ISO 2015, Published in Switzerland
All rights reserved. Unless otherwise specified, no part of this publication may be reproduced or utilized otherwise in any form
or by any means, electronic or mechanical, including photocopying, or posting on the internet or an intranet, without prior
written permission. Permission can be requested from either ISO at the address below or ISO’s member body in the country of
the requester.
ISO copyright office
Ch. de Blandonnet 8 • CP 401
CH-1214 Vernier, Geneva, Switzerland
Tel. +41 22 749 01 11
Fax +41 22 749 09 47
copyright@iso.org
www.iso.org
ii © ISO 2015 – All rights reserved
Contents Page
Foreword .v
Introduction .vi
1 Scope . 1
2 Normative references . 1
3 Terms and definitions . 1
4 Instrumentation . 3
4.1 Static measurements. 3
4.2 Dynamic measurements . 4
4.3 Frequency analysis of pressure ripple . 4
5 Pump installation . 4
5.1 General . 4
5.2 Drive vibration . 5
5.3 Reference signal . 5
6 Test conditions and setting . 5
6.1 General . 5
6.2 Mean flow . 5
6.3 Mean discharge pressure . 5
6.4 Pump shaft speed. 5
6.5 Fluid temperature . 5
6.6 Fluid property . 6
7 Test rig . 6
7.1 General . 6
7.2 Test pump . 6
7.3 Test fluid . 6
7.4 Inlet line . 6
7.5 Inlet pressure gauge (for static pressure) . 6
7.6 Pump discharge line . 7
7.6.1 General. 7
7.6.2 Pump discharge port connection . 8
7.6.3 Reference pipe . 8
7.6.4 Connecting pipe . 8
7.6.5 Extension pipe . 9
7.7 Pressure transducer . 9
7.7.1 Dynamic pressure transducer . 9
7.7.2 Static pressure transducer . 9
7.8 Loading valve . 9
7.9 Back pressure valve . 9
7.10 Safety valve . 9
8 Test procedure .10
8.1 General .10
8.2 Frequency analyses of pressure ripple.11
8.3 Evaluation of source flow ripple, Q , in the standard “Norton” model.11
s
8.4 Evaluation of source impedance, Z , in the standard “Norton” model .12
s
8.5 Evaluation of source flow ripple, Q *, in the modified model .12
s
8.6 Evaluation of blocked acoustic pressure ripple rating .13
9 Test report .13
9.1 General information and test conditions .13
9.2 Test results.13
10 Identification statement (Reference to this part of ISO 10767) .14
Annex A (normative) Test forms .15
Annex B (informative) Two pressures/two systems method .21
Bibliography .28
iv © ISO 2015 – All rights reserved
Foreword
ISO (the International Organization for Standardization) is a worldwide federation of national standards
bodies (ISO member bodies). The work of preparing International Standards is normally carried out
through ISO technical committees. Each member body interested in a subject for which a technical
committee has been established has the right to be represented on that committee. International
organizations, governmental and non-governmental, in liaison with ISO, also take part in the work.
ISO collaborates closely with the International Electrotechnical Commission (IEC) on all matters of
electrotechnical standardization.
The procedures used to develop this document and those intended for its further maintenance are
described in the ISO/IEC Directives, Part 1. In particular the different approval criteria needed for the
different types of ISO documents should be noted. This document was drafted in accordance with the
editorial rules of the ISO/IEC Directives, Part 2 (see www.iso.org/directives).
Attention is drawn to the possibility that some of the elements of this document may be the subject of
patent rights. ISO shall not be held responsible for identifying any or all such patent rights. Details of
any patent rights identified during the development of the document will be in the Introduction and/or
on the ISO list of patent declarations received (see www.iso.org/patents).
Any trade name used in this document is information given for the convenience of users and does not
constitute an endorsement.
For an explanation on the meaning of ISO specific terms and expressions related to conformity
assessment, as well as information about ISO’s adherence to the WTO principles in the Technical
Barriers to Trade (TBT) see the following URL: Foreword - Supplementary information
The committee responsible for this document is ISO/TC 131, Fluid power systems, Subcommittee SC 8,
Product testing.
This second edition cancels and replaces the first edition (ISO 10767-1:1996), which has been
technically revised.
ISO 10767 consists of the following parts, under the general title Hydraulic fluid power — Determination
of pressure ripple levels generated in systems and components:
— Part 1: Precision method for pumps
— Part 2: Simplified method for pumps
— Part 3: Method for motors
Introduction
The first edition of ISO 10767-1, published in 1996, was developed with a view to provide means for
measurement (experimental determination) of the set of two characteristic values consisting of source
flow ripple Q and source impedance Z of hydraulic pumps giving rise to pressure ripple (fluid born
s s
vibration) in the hydraulic power circuit., measurement of these two values for a given ripple source is
extremely important for design and development of low noise pumps and hydraulic power systems, and
for this reason, there is a valid need for such an international standard to experimental measurement
of source flow ripple Qs and source impedance Z .
s
However, as discussed in the paragraph below, the so-called “secondary source method” presented in
the first edition requires a very complex test system as well as signal processing technique, making
its implementation highly difficult; because of this, no country except for the UK, the proposer, has yet
adopted ISO 10767-1 as a national standard.
The difficulty can be explained as follows.
To determine the two characteristic values of the source flow ripple, Q , and source impedance, Z , a
s s
secondary ripple source is located in the test circuit to generate wide range ripples in the test system.
Frequency characteristics of Z , arising from the secondary source, are first determined, followed by
s
measurement of Q of the test pump on the basis of the test pump itself. This means that measurement
s
of the harmonics of the pressure ripple is made with both the test pump and the secondary source
in operation. As the result, the measurement accuracy of the harmonic component of the test pump
deteriorates significantly as we come close to harmonic frequency level, where differences between
the harmonic frequency of the test pump ripple and that of the secondary source become small. To
deal with the problem, very complicated signal processing such as compensation is performed, but
its practical effect is quite limited. In addition, the standard specifies use of a rotary valve for the
secondary source of wide range (50 Hz ~ 4k Hz) ripples, but there is no provision as to the design and
frequency characteristics.
These problems arise from the requirement for the secondary source, whereas the method proposed by
[2] [3]
Weddfelt and Kojima allows measurement of delivery ripple characteristics (Q ) and the internal
s
source (Z ) on the sole basis of pressure ripple generated by the test pump. This makes the test system
s
quite simple and allows superior accuracy to be achieved without complex processing of signals. The
method according to the approaches of Weddfelt and Kojima, respectively, is the same in principle, the
only difference between the two being the arrangement of the piping. The present proposal represents
[3] [2]
the method according to Kojima, while annexing that of Weddfelt for the purpose of reference.
vi © ISO 2015 – All rights reserved
INTERNATIONAL STANDARD ISO 10767-1:2015(E)
Hydraulic fluid power — Determination of pressure ripple
levels generated in systems and components —
Part 1:
Method for determining source flow ripple and source
impedance of pumps
1 Scope
This part of ISO 10767 establishes a test procedure for measuring the source flow ripple and source
impedance of positive-displacement hydraulic pumps. It is applicable to all types of positive-
displacement pumps operating under steady-state conditions, irrespective of size, provided that the
pumping frequency is in the range from 50 Hz to 400Hz.
Source flow ripple causes fluid borne vibration (pressure ripple) and then airborne noise from
hydraulic systems. This procedure covers a frequency range and pressure range that have been found
to cause many circuits to emit airborne noise which presents a major difficulty in design of hydraulic
fluid power systems. Once the source flow ripple and source impedance of hydraulic fluid power pump
are known, the pressure ripple generated by the pump in the fluid power system can be calculated by
computer simulation using the known ripple propagation characteristics of the system components.
As such, this part of ISO 10767 allows the design of low noise fluid power systems to be realized by
establishing a uniform procedure for measuring and reporting the source flow ripple and the source
impedance characteristics of hydraulic fluid power pumps.
In this part of ISO 10767, calculation is made for blocked acoustic pressure ripple as an example of the
pressure ripple. An explanation of the methodology and theoretical basis for this test procedure is given
in Annex B. The test procedure is referred to here as the two pressures/two systems method. Ratings are
obtained as follows:
a) source flow ripple (in the standard “Norton” model) amplitude, in cubic meter per second[m /s],
and phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
b) source flow ripple (in the modified model) amplitude, in cubic meter per second [m /s], and phase,
in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency; and its time history wave form,
c) source impedance amplitude, in Newton second per meter to the power of five [(Ns)/m ]., and
phase, in degree, over 10 individual harmonics of pumping frequency;
6 5
d) blocked acoustic pressure ripple, in MPa (1 MPa = 10 Pa) or in bar (1 bar = 10 Pa), over 10 individual
harmonics of pumping frequency; and the RMS average of the pressure ripple harmonic f to f .
1 10
2 Normative references
The following documents, in whole or in part, are normatively referenced in this document and are
indispensable for its application. For dated references, only the edition cited applies. For undated
references, the latest edition of the referenced document (including any amendments) applies.
ISO 5598, Fluid power systems and components — Vocabulary
3 Terms and definitions
For the purposes of this document, the terms and definitions given in ISO 5598 and the following apply.
3.1
source flow ripple
fluctuating component of flow-rate generated within the pump, which is independent of the
characteristics of the connected circuit
Note 1 to entry: Since there exist the following two definitions of the pump source flow ripple, it shall be used
with distinct discrimination:
— source flow ripple in the standard “Norton” model, Q , is the source flow ripple implicitly assumed to be
s
generated at the pump outlet, as shown in Figure 1 a);
— source flow ripple in the “modified” model, Q *, is the source flow ripple assumed to be generated at the
s
inner end of the discharge flow line, as shown in Figure 1 b).
Note 2 to entry: The theoretical pump source flow ripple which is calculated from computer simulation using the
dimensions and configuration of the pump, physical properties of the fluid and operating conditions corresponds
to the pump flow ripple (3.2) in the modified model, Q *.
s
3.2
flow ripple
fluctuating component of flow-rate of the hydraulic fluid, caused by interaction of source flow ripple
(3.1) with the system
3.3
pressure ripple
fluctuating component of pressure in the hydraulic fluid, caused by interaction of the source flow ripple
(3.1) with the system
3.4
blocked acoustic pressure ripple
pressure ripple (3.3) that would be generated at the pump discharge port when fluid is discharged into a
circuit of infinite impedance (3.5)
3.5
impedance
complex ratio of the pressure ripple (3.3) to the flow ripple (3.2) occurring at a given point in a hydraulic
system and at a given frequency
3.6
source impedance
impedance (3.5) of a pump at the discharge port in the standard “Norton” model
3.7
harmonic
sinusoidal component of the pressure ripple (3.3) or flow ripple (3.2) occurring at an integer multiple of
the pumping frequency (3.8)
Note 1 to entry: A harmonic can be represented by its amplitude and phase, or, alternatively, by its real and
imaginary components, provided that in this part of ISO 10767 the real and imaginary components are used in
the arithmetic calculations.
3.8
pumping frequency
frequency given by the product of the shaft rotational frequency (3.9) and the number of pumping
elements on that shaft
Note 1 to entry: It is expressed in hertz.
2 © ISO 2015 – All rights reserved
3.9
shaft rotational frequency
frequency (in hertz) given by the shaft rotational speed (in revolutions per minute) divided by 60
Note 1 to entry: Since the calculations in Clause 8 are all carried out using SI unit, all variables and constants
shall be expressed in SI units, except for reporting of the end results.
a) Standard “Norton” model
b) Modified model
Key
1 discharge passageway
2 discharge line
3 pump exit
Figure 1 — Modelling of pump pulsation source
4 Instrumentation
4.1 Static measurements
The instruments used to measure
a) shaft rotational speed,
b) mean pressure,
c) mean discharge flow-rate, and
d) fluid temperature
shall have an accuracy throughout each test within the limits specified in Table 1.
NOTE The percentage limits are the of the value of the quantity being measured and not the maximum test
values or the maximum reading of the instrument.
Table 1 — Permissible errors of static measurements
Shaft rotational Mean flow Mean pressure Temperature
frequency % % °C
%
±0,5 ±2,0 ±2,0 ±2,0
4.2 Dynamic measurements
The instruments used for measurement of pressure ripple shall have the following characteristics:
a) resonant frequency ≥ 30 kHz;
b) linearity ≤ ± 1 %.
The instruments need not respond to steady-state pressure. It can be advantageous to filter out any
steady-state signal component by using a high-pass filter. This filter shall not introduce additional
amplitude or phase error exceeding 1 % or 2°, respectively, at the pumping frequency.
4.3 Frequency analysis of pressure ripple
A suitable instrument shall be used to measure the harmonic amplitude and phase (or its real and
imaginary components) of pressure ripple, for individual harmonics of the pumping frequency up to
3,5 kHz. The instrument shall be capable of measuring the pressure ripple from two pressure transducers
simultaneously. The respective two pressure ripple signals of system 1 and system 2 shall be sampled in
an instrument using external trigger signal obtained from a fixed reference on the pump shaft.
This instrument shall have the following accuracy and resolution for harmonic measurements over the
frequency range from 50 Hz to 4 000 Hz:
a) amplitude within the range of ±1 %;
b) phase within the range of ±1°;
c) frequency within the range of ±0,5 %.
This can be achieved using a common type analysing recorder and then carrying out the spectral
analyses by calculating discrete Fourier transforms (DFTs) of the time history data on a post processing
digital computer. Annex B contains a tutorial explanation of this frequency analysis method.
NOTE In order to improve the accuracy of Fourier transformation, pump speed shall be adjusted minutely
while observing the monitor of the analysing recorder so that the higher (e.g. 10th) harmonic amplitude peak
appears nearly at the assigned higher (e.g. 10th) harmonic frequency (i.e. in case of f being 225 Hz, f = 2,25 kHz)
1 10
of the pumping frequency.
5 Pump installation
5.1 General
The pump shall be installed in the attitude recommended by the manufacture and mounted in such a
manner that the response of the mounting-to-pump vibration is minimized.
4 © ISO 2015 – All rights reserved
5.2 Drive vibration
The electric motor and associated drive coupling shall not generate torsional vibration in the pump
shaft. If necessary, the pump and the driving unit shall be isolated from each other to eliminate vibration
generated by the electric motor.
5.3 Reference signal
A means of producing a reference signal relative to the pump shaft rotation shall be included, as one of
essential elements in measurement according to this part of ISO 10767. The signal shall be an electrical
pulse occurring once per revolution, with sharply defined rising and falling edges. This signal is used
as an external trigger signal of analysing recorder, as well as for measurement of the shaft rotational
speed. A magnetic gap detector (or a photo sensor) a satisfactory means of providing the required
characteristics of reference signal mentioned above.
6 Test conditions and setting
6.1 General
Pump shaft speed, mean discharge pressure and fluid temperature are set to the values of required
test conditions. These operating conditions shall be maintained throughout each test within the limits
specified in Table 2.
Table 2 — Permissible variations in test conditions
Test parameter Permissible variation
Mean flow ±2,0 %
Mean pressure ±2,0 %
Shaft rotational speed ±0,5 %
Temperature ±2,0 °C
6.2 Mean flow
Mean flow is measured by the positive-displacement type flow meter installed on the outlet line of
loading valve 2.
6.3 Mean discharge pressure
Mean discharge pressure shall be measured electrically using a piezoresistance type transducer or a
strain gauge type transducer mounted in the adapter before loading valve 1.
A bourdon type pressure gauge shall not be used for measurement of the mean discharge pressure.
6.4 Pump shaft speed
Pump shaft speed is measured by the magnetic gap detector (or photo sensor) installed on the pump
shaft. Shaft rotational frequency (Hz) is given by the shaft rotational speed (rev/min) divided by 60.
6.5 Fluid temperature
Temperature of the fluid shall be that measured at the pump inlet.
6.6 Fluid property
Density, viscosity and bulk modulus of the test fluid shall be known to an accuracy within the limits
specified in Table 3.
NOTE The percentage limits are of the error of the estimated quantity to the real value
Table 3 — Required accuracy of fluid property data
Property Required accuracy
Density ±2,0 %
Viscosity ±5,0 %
Bulk modulus ±5,0 %
7 Test rig
7.1 General
The test rig shall be installed as shown in Figure 2. The test rig shall include all fluid filters, fluid
coolers, reservoir, loading valves and any ancillary pumps required to meet operating conditions of the
hydraulic pump. Specific features are described in 7.2 to 7.10.
7.2 Test pump
The test pump shall be installed in the “as-delivered” condition.
7.3 Test fluid
Type of the test hydraulic fluid and the quality of filtration shall be in accordance with the pump
manufacturer’s recommendations.
7.4 Inlet line
Internal diameter of the inlet line to the pump shall be in accordance with the pump manufacturer’s
recommendations. Care shall be exercised when assembling the inlet line to prevent air leakage into the
circuit. The supply pressure shall be in accordance with the pump manufacturer’s recommendations
and, if necessary, a boost pump shall be used. If a boost pump is used, the pressure and flow ripple of
the boost pump shall be taken into account, so that they do not affect the test results.
7.5 Inlet pressure gauge (for static pressure)
The inlet pressure gauge of Bourdon tube type shall be mounted at the same height as the inlet fitting.
Otherwise, the gauge shall be calibrated for any height difference therefrom.
6 © ISO 2015 – All rights reserved
Key
1 Bourdon tube pressure gauge 7 pressure transducer (for static pressure)
2 variable speed motor 8 back pressure valve
3 direct operated relief valve 9 flow meter
4 loading valves 10 cooler
5 temperature indicator 11 strainer
6 straight rigid pipe (see Figure 3)
Figure 2 — General circuit diagram for two pressures/two systems method test rig
7.6 Pump discharge line
7.6.1 General
The discharge line shall be as shown in Figure 3. Its functional test section consists of the reference
pipe, connecting pipe, two loading valves, extension pipe, safety valve (direct operated relief valve) and
the plural number of adaptors connecting these components.
Key
1 piezoelectric pressure transducers 6 reference pipe
2 direct operated relief value 7 connecting pipe
3 loading value 1 8 mounting block for loading value relief valve and pressure transducer
4 loading value 2 9 extension pipe
5 mounting block 10 pump
Figure 3 — Arrangement of discharge pipe
7.6.2 Pump discharge port connection
The adaptor connecting the pump discharge port to the reference pipe shall have an internal diameter
identical to that of the reference pipe within the tolerance of not more than 10 % at any point. The
adaptor shall be arranged in order to prevent the formation of air pockets in it. The reference pipe shall
be mounted in line with the pump discharge port without any change in direction.
7.6.3 Reference pipe
The reference pipe shall be a uniform, rigid and straight metal pipe. Internal diameter of the reference
pipe shall be not less than 80 % and not more than 120 % of the diameter of the pump discharge port.
The reference pipe shall be supported in such a manner that pipe vibration is minimized. Length of the
reference pipe (specifically, a distance between two pressure transducers), L , shall be set according
r
to the pumping frequency. When the series of tests involves a given range of pumping frequencies, the
length shall be selected in relation to the maximum pumping frequency in that series. For example,
assuming the frequency range of interest to be from around 200 Hz to 3,5 kHz, the optimum length of
reference pipe is around 150 mm. Details of selection of length of the reference pipe (and the extension
pipe) are referred to Annex B.
7.6.4 Connecting pipe
Connecting pipe is the pipe installed subsequent to the reference pipe to eliminate the influence of flow
turbulence generated in the vicinity of the loading valve orifice on the pressure ripple of P . The length
of the connecting pipe shall be around 200 mm ~ 300 mm.
8 © ISO 2015 – All rights reserved
7.6.5 Extension pipe
Extension pipe is the pipe installed between the loading valves 1 and 2 to alter the shape of fluid
vibration mode in the reference pipe in system 1 from that in system 2. When the series of tests involves
a range of pumping frequencies, the pipe length shall be selected in relation to the maximum pumping
frequency in that series. For example, assuming that the frequency range of interest to be from around
...
NORME ISO
INTERNATIONALE 10767-1
Deuxième édition
2015-10-01
Transmissions hydrauliques —
Détermination des niveaux d’onde de
pression engendrés dans les circuits
et composants —
Partie 1:
Méthode de détermination de l’onde
de flux de la source et de l’impédance
de la source des pompes
Hydraulic fluid power — Determination of pressure ripple levels
generated in systems and components —
Part 1: Method for determining source flow ripple and source
impedance of pumps
Numéro de référence
©
ISO 2015
DOCUMENT PROTÉGÉ PAR COPYRIGHT
© ISO 2015, Publié en Suisse
Droits de reproduction réservés. Sauf indication contraire, aucune partie de cette publication ne peut être reproduite ni utilisée
sous quelque forme que ce soit et par aucun procédé, électronique ou mécanique, y compris la photocopie, l’affichage sur
l’internet ou sur un Intranet, sans autorisation écrite préalable. Les demandes d’autorisation peuvent être adressées à l’ISO à
l’adresse ci-après ou au comité membre de l’ISO dans le pays du demandeur.
ISO copyright office
Ch. de Blandonnet 8 • CP 401
CH-1214 Vernier, Geneva, Switzerland
Tel. +41 22 749 01 11
Fax +41 22 749 09 47
copyright@iso.org
www.iso.org
ii © ISO 2015 – Tous droits réservés
Sommaire Page
Avant-propos .v
Introduction .vi
1 Domaine d’application . 1
2 Référence normative . 2
3 Termes et définitions . 2
4 Instrumentation . 4
4.1 Mesurages statiques . 4
4.2 Mesurages dynamiques . 4
4.3 Analyse de fréquence de l’onde de pression . 4
5 Installation de la pompe . 5
5.1 Généralités . 5
5.2 Vibration de l’entraînement . 5
5.3 Signal de référence . 5
6 Conditions d’essai et réglage . 5
6.1 Généralités . 5
6.2 Écoulement moyen . 5
6.3 Pression de refoulement moyenne . 6
6.4 Vitesse de l’arbre de la pompe. 6
6.5 Température du fluide . 6
6.6 Propriétés du fluide . 6
7 Montage d’essai . 6
7.1 Généralités . 6
7.2 Pompe d’essai. 6
7.3 Fluide d’essai . 6
7.4 Conduite d’aspiration . 6
7.5 Manomètre à l’aspiration (pour la pression statique) . 7
7.6 Conduite de refoulement de la pompe . 7
7.6.1 Généralités . 7
7.6.2 Raccordement à l’orifice de refoulement de la pompe . 8
7.6.3 Tuyauterie de référence . 8
7.6.4 Tuyauterie de raccordement . 8
7.6.5 Tuyauterie d’extension . 9
7.7 Capteur de pression . 9
7.7.1 Capteur de pression dynamique . 9
7.7.2 Capteur de pression statique . 9
7.8 Soupape de charge . 9
7.9 Soupape de retenue . 9
7.10 Soupape de sûreté . 9
8 Mode opératoire d’essai.10
8.1 Généralités .10
8.2 Analyses de fréquence de l’onde de pression .11
8.3 Évaluation de l’onde d’écoulement de la source, Qs, dans le modèle «Norton» normalisé 11
8.4 Évaluation de l’impédance de la source, Z , dans le modèle «Norton» normalisé .12
s
8.5 Évaluation de l’onde d’écoulement de la source, Q *, dans le modèle modifié .12
s
8.6 Évaluation de la valeur nominale de l’onde de pression acoustique de court-circuit .13
9 Rapport d’essai .13
9.1 Informations générales et conditions d’essai .13
9.2 Résultats d’essai .14
10 Phrase d’identification (Référence à la présente partie de l’ISO 10767) .14
Annexe A (normative) Formulaires d’essai .15
Annexe B (informative) Méthode des deux pressions/deux systèmes .22
Bibliographie .29
iv © ISO 2015 – Tous droits réservés
Avant-propos
L’ISO (Organisation internationale de normalisation) est une fédération mondiale d’organismes
nationaux de normalisation (comités membres de l’ISO). L’élaboration des Normes internationales est
en général confiée aux comités techniques de l’ISO. Chaque comité membre intéressé par une étude
a le droit de faire partie du comité technique créé à cet effet. Les organisations internationales,
gouvernementales et non gouvernementales, en liaison avec l’ISO participent également aux travaux.
L’ISO collabore étroitement avec la Commission électrotechnique internationale (IEC) en ce qui
concerne la normalisation électrotechnique.
Les procédures utilisées pour élaborer le présent document et celles destinées à sa mise à jour sont
décrites dans les Directives ISO/IEC, Partie 1. Il convient, en particulier de prendre note des différents
critères d’approbation requis pour les différents types de documents ISO. Le présent document a été
rédigé conformément aux règles de rédaction données dans les Directives ISO/IEC, Partie 2 (voir www.
iso.org/directives).
L’attention est appelée sur le fait que certains des éléments du présent document peuvent faire l’objet de
droits de propriété intellectuelle ou de droits analogues. L’ISO ne saurait être tenue pour responsable
de ne pas avoir identifié de tels droits de propriété et averti de leur existence. Les détails concernant
les références aux droits de propriété intellectuelle ou autres droits analogues identifiés lors de
l’élaboration du document sont indiqués dans l’Introduction et/ou dans la liste des déclarations de
brevets reçues par l’ISO (voir www.iso.org/brevets).
Les appellations commerciales éventuellement mentionnées dans le présent document sont données
pour information, par souci de commodité, à l’intention des utilisateurs et ne sauraient constituer
un engagement.
Pour une explication de la signification des termes et expressions spécifiques de l’ISO liés à
l’évaluation de la conformité, ou pour toute information au sujet de l’adhésion de l’ISO aux principes
de l’OMC concernant les obstacles techniques au commerce (OTC), voir le lien suivant: Avant-propos —
Informations supplémentaires.
Le comité chargé de l’élaboration du présent document est l’ISO/TC 131, Transmissions hydrauliques et
pneumatiques, sous-comité SC 8, Essais des produits.
Cette deuxième édition annule et remplace la première édition (ISO 10767-1:1996), dont elle constitue
une révision technique.
L’ISO 10767 comprend les parties suivantes, présentées sous le titre général Transmissions
hydrauliques — Détermination des niveaux d’onde de pression engendrés dans les circuits et composants:
— Partie 1: Méthode de précision pour les pompes
— Partie 2: Méthode simplifiée pour les pompes
— Partie 3: Méthode pour les moteurs
Introduction
La première édition de l’ISO 10767-1, publiée en 1996, a été élaborée en vue d’offrir un moyen de
mesurer (détermination expérimentale) le jeu de deux valeurs caractéristiques composé de l’onde
d’écoulement de la source, Qs, et de l’impédance de la source, Zs, des pompes hydrauliques engendrant
l’onde de pression (vibration transmise par le fluide) dans le circuit de transmissions hydrauliques. Le
mesurage de ces deux valeurs pour une source d’onde donnée est très important pour la conception et
la mise au point de systèmes de transmissions hydrauliques et de pompes à bruit réduit; c’est pourquoi
l’établissement d’une telle Norme internationale traitant de la détermination expérimentale de l’onde
d’écoulement de la source, Qs, et de l’impédance de la source, Zs, répond à un besoin légitime.
Toutefois, comme évoqué dans le paragraphe ci-dessous, la « méthode de la source secondaire »
présentée dans la première édition nécessite le recours à un système d’essai et à une technique de
traitement de signaux extrêmement complexes, ce qui rend sa mise en œuvre particulièrement difficile;
de ce fait, aucun pays, à l’exception du Royaume-Uni, qui est à l’origine de sa proposition, n’a jusqu’ici
adopté l’ISO 10767-1 comme norme nationale.
Cette difficulté peut s’expliquer par ce qui suit.
Pour déterminer les deux valeurs caractéristiques de l’onde d’écoulement de la source Qs et Zs
de l’impédance de la source, on place une source d’onde secondaire dans le circuit d’essai afin
d’engendrer des ondes longue période dans le système d’essai. On commence alors par déterminer les
caractéristiques de fréquence de l’impédance de la source, Zs, provenant de la source secondaire, avant
de mesurer l’onde d’écoulement de la source, Qs, de la pompe d’essai sur la base de la pompe d’essai elle-
même. Cela signifie que le mesurage de l’harmonique de l’onde de pression est réalisé alors que la pompe
d’essai et la source secondaire sont en fonctionnement; par conséquent, la précision de mesurage de la
composante harmonique de la pompe d’essai diminue de façon significative à mesure que l’on approche
du niveau de fréquence harmonique où les différences entre la fréquence harmonique de l’onde de la
pompe d’essai et celle de la source secondaire sont faibles. Pour régler ce problème, on a recours à des
techniques de traitement de signaux extrêmement complexes, comme la compensation, qui s’avèrent
avoir peu d’effet dans la pratique. En outre, cette norme prescrit l’utilisation d’un tiroir rotatif pour la
source secondaire d’ondes longue période (50 Hz~4 kHz), mais ne prévoit aucune disposition en ce qui
concerne les caractéristiques de conception et de fréquence.
Les problèmes résultent tous de la nécessité de la source secondaire, alors que les méthodes proposées
[2] [3]
par Weddfelt et Kojima permettent de mesurer les caractéristiques de l’onde fournie (Qs) et la
source interne (Zs) en se basant uniquement sur l’onde de pression engendrée par la pompe d’essai. Leur
emploi permet de simplifier le système d’essai, et d’obtenir une plus grande précision sans passer par
un traitement complexe des signaux. La méthode basée respectivement sur les approches de Weddfelt
et Kojima, sont identiques dans leur principe, la seule différence entre elles concernant la disposition de
[3]
la tuyauterie. La présente proposition correspond à la méthode proposée par Kojima , tandis que la
[2]
méthode de Weddfelt est incluse en annexe à titre de référence.
vi © ISO 2015 – Tous droits réservés
NORME INTERNATIONALE ISO 10767-1:2015(F)
Transmissions hydrauliques — Détermination des
niveaux d’onde de pression engendrés dans les circuits
et composants —
Partie 1:
Méthode de détermination de l’onde de flux de la source et
de l’impédance de la source des pompes
1 Domaine d’application
La présente partie de l’ISO 10767 établit un mode opératoire d’essai pour le mesurage de l’onde
d’écoulement de la source et de l’impédance de la source des pompes hydrauliques volumétriques.
Elle s’applique à tous les types de pompes volumétriques fonctionnant dans des conditions de régime
permanent, quelle que soit leur taille, à condition que la fréquence de pompage soit comprise entre
50 Hz et 400 Hz.
L’onde d’écoulement de la source provoque la vibration transmise par le fluide (onde de pression)
puis des bruits aériens émis par les systèmes hydrauliques. Le mode opératoire couvre une gamme
de fréquences et de pressions connues pour provoquer l’émission, par de nombreux circuits, de
bruits aériens constituant une difficulté majeure dans la conception de systèmes de transmissions
hydrauliques. Si l’onde d’écoulement de la source et l’impédance de la source de la pompe de
transmissions hydrauliques sont connues, l’onde de pression engendrée par la pompe dans le système
de transmissions hydrauliques peut être calculée au moyen d’une simulation sur ordinateur, à partir
des caractéristiques connues de propagation d’onde des composants du système. La présente norme
permet ainsi de concevoir des systèmes de transmissions hydrauliques à bruit réduit, en établissant un
mode opératoire uniforme pour le mesurage et la consignation des caractéristiques d’onde d’écoulement
de la source et d’impédance de la source des pompes de transmissions hydrauliques.
Dans la présente partie de l’ISO 10767, le calcul est réalisé pour l’onde de pression acoustique de
court-circuit, qui constitue un exemple d’onde de pression. Une explication de la méthodologie et des
fondements théoriques du mode opératoire d’essai est donnée en Annexe B. Dans ce texte, le mode
opératoire d’essai est appelé méthode des deux pressions/deux systèmes. Les valeurs nominales sont
obtenues sous les formes suivantes:
a) l’amplitude de l’onde d’écoulement de la source (dans le modèle « Norton » normalisé), en
mètres cubes par seconde [m /s], et sa phase, en degrés, sur 10 harmoniques individuelles de la
fréquence de pompage;
b) l’amplitude de l’onde d’écoulement de la source (dans le modèle modifié), en mètres cubes par
seconde [m /s], et sa phase, en degrés, sur 10 harmoniques individuelles de la fréquence de
pompage, et l’historique de sa forme d’onde;
c) l’amplitude de l’impédance de la source, en Newtons secondes par mètre à la puissance cinq [(Ns)/
m ], et sa phase, en degrés, sur 10 harmoniques individuelles de la fréquence de pompage;
6 5
d) l’onde de pression acoustique de court-circuit, en MPa (1 MPa = 10 Pa) ou en bar (1 bar = 10 Pa),
sur dix harmoniques individuelles de la fréquence de pompage, et la moyenne efficace des
harmoniques f à f de l’onde de pression.
1 10
2 Référence normative
La présente partie de l’ISO 10767 s’applique à tous les types de pompes volumétriques fonctionnant
dans des conditions de régime permanent, quelle que soit leur taille, à condition que la fréquence de
pompage soit comprise entre 50 Hz et 400 Hz.
ISO 5598, Transmissions hydrauliques et pneumatiques — Vocabulaire
3 Termes et définitions
Pour les besoins de la présente partie de l’ISO 10767, les termes et définitions donnés dans l’ISO 5598
ainsi que les suivants s’appliquent.
3.1
onde d’écoulement de la source
composant fluctuant de débit engendré à l’intérieur de la pompe, qui est indépendant des caractéristiques
du circuit relié
Note 1 à l’article: Étant donné qu’il existe deux définitions (voir ci-dessous) pour l’onde d’écoulement de la source
de la pompe, celle-ci doit être clairement identifiée:
— onde d’écoulement de la source dans le modèle «Norton» normalisé, Qs: onde d’écoulement de la source que
l’on suppose implicitement être engendrée au refoulement de la pompe, comme illustré à la Figure 1(a);
— onde d’écoulement de la source dans le modèle «modifié», Qs*: onde d’écoulement de la source que l’on suppose
être engendrée à l’extrémité intérieure de la conduite de refoulement, comme illustré à la Figure 1(b).
Note 2 à l’article: L’onde d’écoulement théorique de la source de la pompe, calculée au moyen d’une simulation sur
ordinateur à partir des dimensions et de la configuration de la pompe, des propriétés physiques du fluide, et des
conditions de fonctionnement correspond à l’onde d’écoulement de la pompe dans le modèle modifié, Qs*.
3.2
onde d’écoulement
composant fluctuant de débit du fluide hydraulique, provoqué par l’interaction entre l’onde d’écoulement
de la source et le système
3.3
onde de pression
composant fluctuant de pression dans le fluide hydraulique, provoqué par l’interaction entre l’onde
d’écoulement de la source et le système
3.4
onde de pression acoustique de court-circuit
onde de pression qui serait engendrée à l’orifice de refoulement de la pompe en cas de refoulement du
fluide dans un circuit d’impédance infinie
3.5
impédance
rapport complexe entre l’onde de pression et l’onde d’écoulement se produisant à un point donné d’un
système hydraulique et à une fréquence donnée
3.6
impédance de la source
impédance d’une pompe à l’orifice de refoulement dans le modèle «Norton» normalisé
2 © ISO 2015 – Tous droits réservés
3.7
harmonique
composant sinusoïdal de l’onde de pression ou de l’onde d’écoulement se produisant à un multiple entier
de la fréquence de pompage
Note 1 à l’article: Une harmonique peut être représentée par son amplitude et sa phase, ou bien par ses composants
réel et imaginaire, à condition que pour la présente partie de l’ISO 10767, les composants réel et imaginaire soient
utilisés dans les calculs arithmétiques.
3.8
fréquence de pompage
fréquence donnée par le produit de la fréquence de rotation de l’arbre et le nombre d’éléments de
pompage présents sur cet arbre
Note 1 à l’article: Elle est exprimée en hertz.
3.9
fréquence de rotation de l’arbre
fréquence, en hertz, donnée par la vitesse de rotation de l’arbre, en tours par minute, divisée par 60
Note 1 à l’article: Tous les calculs de l’Article 7 étant effectués à l’aide d’unités SI, l’ensemble des variables et des
constantes doivent être exprimées en unités SI, excepté pour la consignation des résultats finaux.
(a) Modèle «Norton» normalisé
(b) Modèle modifié
Légende
1 passage de refoulement
2 conduit de refoulement
3 sortie de la pompe
Figure 1 — Modélisation de la source de pulsation de la pompe
4 Instrumentation
4.1 Mesurages statiques
Les instruments utilisés pour mesurer
a) la vitesse de rotation de l’arbre,
b) la pression moyenne,
c) le débit de refoulement moyen et
d) la température du fluide
doivent garder une précision contenue dans les limites spécifiées dans le Tableau 1 tout au long de
chaque essai.
NOTE Les limites en pourcentage s’appliquent à la valeur de la grandeur mesurée et non aux valeurs
maximales de l’essai ou à l’indication maximale de l’instrument.
Tableau 1 — Erreurs admissibles des mesurages statiques
Fréquence de rota-
Écoulement moyen Pression moyenne Température
tion de l’arbre
% % °C
%
± 0,5 ± 2,0 ± 2,0 ± 2,0
4.2 Mesurages dynamiques
Les instruments utilisés pour mesurer l’onde de pression doivent présenter les caractéristiques suivantes:
a) fréquence de résonance ≥ 30 kHz;
b) linéarité ≤ ± 1 %.
Il est inutile que les instruments réagissent à la pression de régime permanent. Il peut être avantageux
de filtrer tout composant de signal de régime permanent en utilisant un filtre passe-haut. Ce filtre ne doit
pas introduire d’amplitude ou d’erreur de phase supplémentaire dépassant 1 % ou 2°, respectivement,
à la fréquence de pompage.
4.3 Analyse de fréquence de l’onde de pression
Un instrument approprié doit être utilisé pour mesurer l’amplitude et la phase d’harmonique (ou
des composants d’harmonique réels et imaginaires) de l’onde de pression, pour des harmoniques
individuelles de la fréquence de pompage jusqu’à 3,5 kHz. L’instrument doit pouvoir mesurer l’onde de
pression depuis deux capteurs de pression simultanément. Les signaux d’onde de pression respectifs
du système 1 et du système 2 doivent être échantillonnés dans un instrument à l’aide du signal de
déclenchement externe provenant d’une référence fixe située sur l’arbre de la pompe.
Cet instrument doit présenter une précision et une résolution conformes à ce qui suit pour les mesurages
d’harmoniques, sur la gamme de fréquences comprise entre 50 Hz et 4 000 Hz:
a) amplitude: ± 1 %;
b) phase: ± 1°;
c) fréquence: ± 0,5 %.
Il est possible d’obtenir cela en utilisant un enregistreur-analyseur de type courant, puis en effectuant
les analyses spectrales en calculant les transformées de Fourier discrètes (TFD) des données historiques
4 © ISO 2015 – Tous droits réservés
sur un calculateur numérique de post-traitement. L’Annexe B comporte une explication pratique de
cette méthode d’analyse de fréquence.
NOTE Pour améliorer la précision de la transformation de Fourier, il faut régler minutieusement la
vitesse de la pompe tout en observant le moniteur de l’enregistreur-analyseur, de telle sorte que la pointe de
ème
l’amplitude d’harmonique la plus élevée (par exemple, la 10 ) apparaisse quasiment au niveau de la fréquence
ème
harmonique la plus élevée (par exemple, la 10 ) assignée (c’est-à-dire que si f = 225 Hz, f = 2,25 kHz) de la
1 10
fréquence de pompage.
5 Installation de la pompe
5.1 Généralités
La pompe doit être installée dans la position recommandée par le fabricant, et montée de sorte à
minimiser la réaction du montage à sa vibration.
5.2 Vibration de l’entraînement
Le moteur électrique et l’accouplement d’entraînement associé ne doivent pas engendrer de vibration
torsionnelle de l’arbre de la pompe. Si nécessaire, la pompe et l’unité d’entraînement doivent être isolées
l’une de l’autre pour éliminer la vibration engendrée par le moteur électrique.
5.3 Signal de référence
Un moyen de produire un signal de référence correspondant à la rotation de l’arbre de la pompe doit
être inclus, comme il s’agit d’un des éléments essentiels du mesurage selon la présente partie de
l’ISO 10767. Le signal doit être une impulsion électrique se produisant une fois par tour, et présentant
des flancs montant et descendant bien définis. Ce signal est utilisé comme signal de déclenchement
externe de l’enregistreur-analyseur, ainsi que pour le mesurage de la vitesse de rotation de l’arbre. Un
détecteur magnétique (ou un capteur photo-électrique) constitue un moyen satisfaisant pour fournir
les caractéristiques exigées pour le signal de référence, telles que mentionnées ci-dessus.
6 Conditions d’essai et réglage
6.1 Généralités
La vitesse de l’arbre de la pompe, la pression de refoulement moyenne et la température du fluide sont
réglées sur les valeurs correspondant aux conditions d’essai exigées. Ces conditions de fonctionnement
doivent être conservées, tout au long de chaque essai, dans les limites spécifiées dans le Tableau 2.
Tableau 2 — Écarts admissibles dans les conditions d’essai
Paramètre d’essai Écart admissible
Écoulement moyen ± 2,0 %
Pression moyenne ± 2,0 %
Vitesse de rotation de l’arbre ± 0,5 %
Température ± 2,0 °C
6.2 Écoulement moyen
L’écoulement moyen est mesuré par le débitmètre de type volumétrique installé sur la conduite de
refoulement de la soupape de charge 2.
6.3 Pression de refoulement moyenne
La pression de refoulement moyenne doit être déterminée par mesurage électrique à l’aide d’un capteur
de type piézorésistance ou de type extensomètre, monté dans l’adaptateur avant la soupape de charge 1.
NOTE Il n’est pas admis d’utiliser un manomètre de Bourdon pour mesurer la pression de refoulement
moyenne.
6.4 Vitesse de l’arbre de la pompe
La vitesse de l’arbre de la pompe est mesurée par le détecteur magnétique (ou le capteur photo-
électrique) installé sur l’arbre de la pompe. La fréquence de rotation de l’arbre, en hertz, est donnée par
la vitesse de rotation de l’arbre, en tours par minute, divisée par 60.
6.5 Température du fluide
La température du fluide doit être celle mesurée à l’aspiration de la pompe.
6.6 Propriétés du fluide
La masse volumique, la viscosité et le module de compressibilité du fluide d’essai doivent être connus
avec une précision contenue dans les limites prescrites dans le Tableau 3.
NOTE Les limites en pourcentage s’appliquent à l’erreur de la grandeur estimée par rapport à la valeur réelle.
Tableau 3 — Précision exigée pour les données de propriété du fluide
Propriété Précision exigée
Masse volumique ± 2,0 %
Viscosité ± 5,0 %
Module de compressibilité ± 5,0 %
7 Montage d’essai
7.1 Généralités
Le montage d’essai doit être installé comme représenté à la Figure 2. Le montage d’essai doit comporter
tous les filtres de fluide, refroidisseurs de fluide, réservoirs, soupapes de charge et pompes annexes
exigés pour satisfaire aux conditions de fonctionnement de la pompe hydraulique. Les caractéristiques
spécifiques sont décrites de 7.2 à 7.10.
7.2 Pompe d’essai
La pompe d’essai doit être installée telle qu’elle a été livrée.
7.3 Fluide d’essai
Le type du fluide hydraulique d’essai et la qualité de la filtration doivent être conformes aux
recommandations du fabricant de la pompe.
7.4 Conduite d’aspiration
Le diamètre intérieur de la conduite d’aspiration de la pompe doit être conforme aux recommandations
du fabricant de la pompe. Lors de l’assemblage de la conduite d’aspiration, il faut prendre les
précautions nécessaires pour empêcher toute fuite d’air dans le circuit. La pression d’alimentation doit
être conforme aux recommandations du fabricant de la pompe, et une pompe relais doit être utilisée si
6 © ISO 2015 – Tous droits réservés
nécessaire. En cas d’utilisation d’une pompe relais, il faut prendre en compte l’onde d’écoulement et de
pression de cette pompe afin qu’elle n’affecte pas les résultats d’essai.
7.5 Manomètre à l’aspiration (pour la pression statique)
Le manomètre à tube de Bourdon placé à l’aspiration doit être monté à la même hauteur que le raccord
de l’aspiration. Sinon, il doit être étalonné pour toute différence de hauteur.
Légende
1 manomètre à tube de Bourdon 7 capteur de pression (pour la pression statique)
2 moteur à vitesse variable 8 soupapes de retenue
3 soupape de sûreté à commande directe 9 débitmètre
4 soupapes de charge 10 refroidisseur
5 indicateur de température 11 crépine
6 tuyauterie rigide droite
(voir Figure 3)
Figure 2 — Schéma de circuit général du montage d’essai de la méthode des
deux pressions/deux systèmes
7.6 Conduite de refoulement de la pompe
7.6.1 Généralités
La conduite de refoulement doit être telle que représentée à la Figure 3. La section d’essai fonctionnel se
compose de la tuyauterie de référence, de la tuyauterie de raccordement, des deux soupapes de charge,
de la tuyauterie d’extension, de la soupape de sûreté (soupape de sûreté à commande directe) et des
différents adaptateurs raccordant ces composants.
Légende
1 capteurs de pression piézoélectriques 6 tuyauterie de référence
2 soupape de sûreté à commande directe 7 tuyauterie de raccordement
3 soupape de charge 1 8 bloc de montage pour soupape de charge, soupape de
sûreté et capteur de pression
4 soupape de charge 2 9 tuyauterie d’extension
5 bloc de montage 10 pompe
Figure 3 — Disposition de la tuyauterie de refoulement
7.6.2 Raccordement à l’orifice de refoulement de la pompe
L’adaptateur raccordant l’orifice de refoulement de la pompe à la tuyauterie de référence doit présenter
un diamètre intérieur identique à celui de cette tuyauterie à 10 % près, en tout point. L’adaptateur doit
être disposé de façon à empêcher la formation de poches d’air à l’intérieur de la tuyauterie. La tuyauterie
de référence doit être montée dans le prolongement de l’orifice de refoulement de la pompe, sans aucun
changement de sens.
7.6.3 Tuyauterie de référence
La tuyauterie de référence doit être une tuyauterie métallique droite, rigide et uniforme. La valeur
du diamètre intérieur de la tuyauterie de référence doit être comprise entre 80 % et 120 % de celle
du diamètre de l’orifice de refoulement de la pompe. La tuyauterie de référence doit être soutenue de
sorte à minimiser sa vibration. La longueur de la tuyauterie de référence (précisément, une distance
entre deux capteurs de pression), L , doit être fixée en fonction de la fréquence de pompage. Lorsque la
r
série d’essais comporte une gamme de fréquences de pompage donnée, la longueur doit être choisie par
rapport à la fréquence de pompage maximale de cette série. Par exemple, si l’on suppose que la gamme
de fréquences concernée s’étend environ de 200 Hz à 3,5 kHz, la longueur optimale de la tuyauterie de
référence se situe autour de 150 mm. Les détails concernant le choix de la longueur de la tuyauterie de
référence (et de la tuyauterie d’extension) sont donnés dans l’Annexe B.
7.6.4 Tuyauterie de raccordement
La tuyauterie de raccordement est la tuyauterie installée après la tuyauterie de référence afin d’éliminer
l’influence de la turbulence d’écoulement engendrée au voisinage de l’orifice des soupapes de charge,
sur l’onde de pression de P . La longueur de la tuyauterie de raccordement doit être comprise entre
200 mm et 300 mm environ.
8 © ISO 2015 – Tous droits réservés
7.6.5 Tuyauterie d’extension
La tuyauterie d’extension est la tuyauterie installée entre les soupapes de charge 1 et 2 afin de modifier
la forme du mode de vibration du fluide dans la tuyauterie de référence du système 1 de sorte qu’elle
diffère de celle du système 2. Lorsque la série d’essais comporte une gamme de fréquences de pompage,
la longueur de la tuyauterie doit être choisie par rapport à la fréquence de pompage maximale de
cette série. Par exemple, si l’on suppose que la gamme de fréquences concernée s’étend environ de
200 Hz à 3,5 kHz, la longueur optimale de la tuyauterie d’extension, L , se situe autour de 150 mm. À
e
condition que la longueur de la tuyauterie d’extension n’ait pas d’incidence directe sur les calculs de
l’onde d’écoulement de la source, Q , et de l’impédance de la source, Z , en 7.3. Il convient de consulter
s s
l’Annexe B pour les détails concernant le choix de la longueur de la tuyauterie d’extension.
Pour modifier le mode de vibration du fluide dans la tuyauterie de référence selon le système 1 et le
système 2, il est permis d’utiliser un réservoir sous pression de capacité volumique appropriée à la
place de la tuyauterie d’extension. Dans ce cas, les modes opératoires d’essai de l’Article 7 ci-dessous
restent inchangés.
NOTE Il est toujours préférable d’installer la tuyauterie d’extension derrière la soupape de charge 1, avec
la soupape de charge 2 entièrement ouverte pour l’essai du système 1, et la soupape de charge 1 entièrement
ouverte pour l’essai du système 2.
7.7 Capteur de pression
7.7.1 Capteur de pression dynamique
Pour les besoins du mesurage de l’onde de pression, une paire de capteurs de pression est montée sur
les adaptateurs raccordés aux deux extrémités de la tuyauterie de référence. Ces capteurs doivent être
montés de telle sorte que leur diaphragme affleure la paroi intérieure de l’alésage dans l’adaptateur.
Ces capteurs de pression doivent être de type piézoélectrique et pouvoir mesurer précisément les
ondes pour la fréquence de l’arbre d’entraînement de la pompe jusqu’à 10 kHz minimum. La partie de la
tuyauterie de référence située entre les deux capteurs de pression constitue une section de mesurage
au niveau de laquelle est effectuée l’analyse de l’onde stationnaire. Dans la présente méthode d’essai, la
partie comprise entre l’extrémité de refoulement du corps de pompe et le capteur de pression associé
à P (longueur 10 mm~15 mm) est considérée comme faisant partie du passage de refoulement à
l’intérieur d’un corps de pompe.
7.7.2 Capteur de pression statique
Pour les besoins du mesurage de la pression de refoulement moyenne, un capteur de pression
de type piézorésistance ou de type extensomètre est monté sur l’adaptateur situé juste avant la
soupape de charge 1.
7.8 Soupape de charge
Le chargement de la pompe doit s’effectuer au moyen d’un robinet à pointeau ou d’un dispositif
équivalent. Une soupape dotée de pièces mobiles, comme un limiteur de pression, ne doit pas être
utilisée pour le chargement.
7.9 Soupape de retenue
Une soupape de retenue de type robinet à pointeau doit être installée sur la conduite de refoulement de
la soupape de charge 2 afin d’empêcher la cavitation qui peut se produire à l’orifice de cette soupape.
7.10 Soupape de sûreté
Le circuit d’essai doit être doté d’une soupape de sûreté (précisément, une soupape de sûreté à
commande directe) protégeant l’équipement d’essai et le personnel présent des effets d’une pression
de fluide extrême. Cette soupape de sûreté à commande directe doit être aussi proche que possible
de la conduite d’essai afin de minimiser les interactions du circuit de dérivation. Il est souhaitable de
raccorder la soupape de sûreté directement à l’adaptateur, juste avant la soupape de charge 1. Cette
soupape doit être réglée de sorte à réduire la pression lorsque celle-ci est supérieure d’au moins 20 % à
la pression d’essai moyenne.
La Figure 4 illustre la disposition schématique du circuit d’essai hydraulique et du système de mesurage
employés dans la méthode des deux pressions/deux systèmes.
Légende
1 pompe d’essai 10 soupapes de retenue
2 soupape de charge 1 11 amplificateur
3 soupape de charge 2 12 moteur électrique à vitesse variable
4 soupape de sûreté 13 compte-tours
5 pt (capteur de pression piézoélectrique) 14 enregistreur-analyseur 24 bits
6 tuyauterie de référence 15 crt
7 tuyauterie de raccordement 16 pc de post-traitement
8 tuyauterie d’extension 17 signal de déclenchement externe
9 détecteur magnétique
Figure 4 — Disposition du circuit d’essai hydraulique et du système de mesurage
de la méthode des deux pressions/deux systèmes
8 Mode opératoire d’essai
8.1 Généralités
Avant de commencer une série d’essais, il est nécessaire de faire fonctionner la pompe avec les
deux soupapes de charge ouvertes pendant une durée suffisante pour éliminer l’air du système. Il faut
ensuite régler la vitesse d’entraînement, la pression de refoulement moyenne et la température d’huile
de la pompe sur les valeurs correspondant aux conditions d’essai assignées, au moyen d’une commande
mécanique variable de moteur électrique, d’une soupape de charge 1 ou 2 et d’un refroidisseur,
respectivement.
10 © ISO 2015 – Tous droits réservés
Cette méthode de mesurage suppose que la vitesse du son dans le fluide d’essai, dans la tuyauterie de
référence est connue à l’avance. La vitesse du son dans la tuyauterie de référence doit être déterminée à
l’aide d’une des méthodes décrites dans l’Annexe B.
8.2 Analyses de fréquence de l’onde de pression
Les analyses de fréquence des ondes de pression doivent être réalisées selon la procédure suivante.
a) D’abord, après avoir réglé la pression de refoulement moyenne sur la valeur souhaitée en réglant la
soupape de charge 1, procéder à l’échantillonnage simultané des deux signaux d’onde de pression du
système (1), p (t) et p (t), dans l’instrument d’analyse de la fréquence (un enregistreur-analyseur
0 1
24 bits du commerce), à une fréquence d’échantillonnage supérieure à 10,24 kHz. L’échantillonnage
des signaux d’onde de pression dans l’instrument d’analyse de la fréquence est déclenché par
l’impulsion issue du détecteur magnétique situé sur l’arbre de la pompe.
L’instrument d’analyse de l’onde de pression doit prélever des échantillons de signaux d’onde
de pression sur une durée suffisante pour fournir la résolution de fréquence exigée. Dans cette
méthode, la durée d’échantillonnage doit être de 0,8 s.
L’enregistreur-analyseur 24 bits utilisé doit être doté d’un filtre anti-repliement intégré afin de
réduire l’influence du repliement.
b) Ensuite, après avoir réglé la pression de refoulement moyenne en réglant la soupape de charge 2 sur
la valeur souhaitée, procéder à l’échantillonnage de deux signaux d’onde de pression du système 2,
p ’(t) et p ’(t), dans l’instrument d’analyse de la fréquence, de la même manière que ci-dessus a).
0 1
c) Mesurer les composantes harmoniques de quatre ondes de pression, P , P , P ’ et P ’, à l’aide d’un
0 1 0 1
enregistreur-analyseur 24 bits du commerce et des TFD, sur un PC. Enregistrer les harmoniques
ème
individuelles de la fréquence de pompage jusqu’à la 10 ou jusqu’à 3,5 kHz (selon la valeur la plus
faible des deux). Établir l’amplitude de pointe et la phase de chaque harmonique, ou ses composants
ème
réel et imaginaire. Écarter toutes les harmoniques situées au-delà de la 10 ou de 3,5 kHz (selon
la valeur la plus faible des deux).
Cette analyse utilise beaucoup les nombres complexes. Il faut par conséquent exprimer les
composantes harmoniques de l’onde de pression à l’aide de nombres complexes, comme suit:
P = Re (P ) + jIm (P )
0.i 0.i 0.i
P = Re (P ) + jIm (P )
1.i 1.i 1.i
’ ’ ’
P = Re (P ) + jIm (P )
0.i 0.i 0.i
’ ’ ’
P = Re (P ) + jIm (P )
1.i 1.i 1.i
ème
où le deuxième suffixe, i, représente la i harmonique de l’onde de pression, et Re(x) et Im(x)
représentent respectivement le composant réel et le composant imaginaire.
8.3 Évaluation de l’onde d’écoulement de la source, Qs, dans le modèle «Norton»
normalisé
ème
La i composante harmonique de l’onde d’écoulement de la source, Q , est calculée à partir de la
s.i
’
Formule (1) et à l’aide des valeurs de P , P , P et P ’:
0.i 1.i 0.i 1.i
1 PP01''−PP01
Qjs= (1)
Zc PP00− 'sin βL
() ()
≡+Re()QjIm()Q
ss.ii
où l’impédance caractéristique, Z , et le coefficient de propagation d’onde de la tuyauterie de référence,
c
β, sont donnés par la Formule (B.3) et la Formule (B.4) de l’Annexe B.
L’amplitude et la phase d’harmonique de Q , |Q | et ∠Q , s
...
Questions, Comments and Discussion
Ask us and Technical Secretary will try to provide an answer. You can facilitate discussion about the standard in here.
Loading comments...