Математические модели газовых и пневматических рулевых приводов. Фундаментальные исследования

Цель работы

Целью лабораторной работы является изучение устройства, принципа работы и математических моделей электрических, гидравлических и пневматических рулевых приводов, а также анализ статической и динамических характеристик типового рулевого привода с помощью математической модели привода, составленной в системе программирования Матлаб.

Задание

При выполнение работы необходимо:

Изучить устройство, принцип работы и математические модели электрических, гидравлических и пневматических рулевых приводов (РП).

Нанести значения ЛАЧХ и ЛФЧХ, рассчитанные в п.4. Сравнить экспериментальное и теоретическое решения.

Порядок выполнения работы

Лабораторная работа выполняется бригадами на компьютерах.

Бригада выполняет вариант задания, выдаваемый преподавателем. Варианты различаются исходными данными для проведения расчетов.

Все расчеты проводятся в системе программирования Matlab с использованием пакета визуального программирования Simulink.

Предполагается, что начальные навыки работы в Matlab и Simulink были получены студентами при выполнении первой лабораторной работы по данной дисциплине.

Определить экспериментально путем проведения компьютерного эксперимента с моделью привода значения логарифмических амплитудной и фазовой частотных характеристик замкнутого рулевого привода при трех значениях частоты гармонического входного сигнала рад/сек.

Методика выполнения работы

Создание модели привода

Предварительно должны быть выполнены следующие действия:

Запустить MATLAB

Открыть приложение Simulink.

Создать программу моделирования линейного и нелинейного РП, показанную на рисунке.

Расчет статической характеристики привода

Статическая характеристика РП строится путем задания на вход модели привода медленно меняющегося входного воздействия, линейно возрастающего в рабочем диапазоне требуемых углов поворота рулей.

Программа моделирования приведена на рисунке. В ней помимо блоков, реализующих модели самой системы, присутствует блок Ramp на входе и два

блока XY Graph для построения графиков статической характеристики для линейной и нелинейной моделей РП.

Блок Ramp (линейно возрастающий сигнал) берется из раздела Sources (входы) библиотеки блоков пакета Simulink.

Блоки XY Graph берутся из раздела Sinks (выходы) библиотеки блоков Simulink. Они служат для построения зависимости на основе данных

Полученные графики статических характеристик для линейной и нелинейной моделей рулевого привода следует перерисовать и сравнить друг с другом.

Экспериментальное построение частотных характеристик

Для экспериментального определения отдельных точек логарифмических амплитудной и фазовой частотных характеристик РП создаем программу, показанную на рисунке. Для построения частотных характеристик используем линейную модель рулевого привода, приведенную на верхней части схемы. Нижняя часть схемы блокируется с помощью блока Terminator (раздел Sinks библиотеки).

Чтобы на графике было удобно определять амплитуду выходного гармонического сигнала и фазовый сдвиг этого сигнала по сравнению с входным, время моделирования в каждом из трех вариантов расчета следует задавать разным, приблизительно равным 4 периодам входного гармонического сигнала. Период синусоиды связан с ее частотой соотношением: , поэтому. При можно принять сек.

В каждом эксперименте с графиков входа и выхода необходимо снять следующие параметры:

Амплитуду выхода;

Интервал времени между моментами времени, когда входной и выходной гармонические сигналы, соответствующие друг другу, достигают максимальных значений, равных амплитудам этих сигналов.

Следует обратить внимание на тот факт, что при запаздывании выхода по отношению к входу интервал является отрицательной величиной.

Используя результаты экспериментов и исходные данные, необходимо рассчитать значения амплитудной и фазовой частотной характеристик системы при указанных трех частотах. Компьютерные эксперименты и вычисления удобно приводить с использованием таблицы, форма которой приведена в таблице.

Форма таблицы для построения частотной характеристики привода по точкам

		Характеристика	Частота синусоиды, рад/сек
	Период синусоиды,
	Время моделирования,
	Амплитуда выходной синусоиды,
	Запаздывание выходной синусоиды по отношению к входной, сек
	Значение логарифмической амплитудной частотной характеристики,
	Значение фазовой частотной характеристики,

Построение частотных характеристик с помощью блока LTI Viewer

Программа LTI Viwer предназначена для анализа характеристик линеаризованной модели, соответствующей заданной нелинейной модели системы, составленной в Simulink. Программа позволяет рассчитать и построить переходный процесс в системе, импульсную переходную функцию, частотную характеристику ситемы и другие.

Для подключения программы к созданной модели системы необходимо выполнить следующие действия:

Выполнить команду Tools\Linear Analysis… окна Simulink-модели. В результате выполнения команды откроется окно Model_Inputs_and_Outputs (входы и выходы модели), а также пустое окно Simulink LTI-Viewer.

Установить блок Input Point и блок Output Point в точки входа и выхода модели исследуемой системы.

В окне LTI Viewer выполнить команду Simulink\Get Linearized Model (создать линеаризованную модель).

Данная команда выполняет линеаризацию модели и сразу по умолчанию строит реакцию системы на единичное ступенчатое воздействие.

Для получения остальных характеристик системы необходимо выполнить команду Edit\Plot Configuration… в окне LTI Viewer.

Построение переходных процессов

Переходный процесс привода можно построить, подав на вход модели привода ступенчатое воздействие и наблюдая реакцию с помощью блока Scope.

Для линейной системы вид переходного процесса не зависит от величины входного воздействия, т.е. изменяется пропорционально величине ступенчатого сигнала. Поэтому при анализе линейных систем переходный процесс строят при единичном входном ступенчатом воздействии l(t).

Для нелинейных систем реакция системы зависит не только от свойств системы, но и от величины ступенчатого воздействия. Поэтому, чтобы оценить влияние нелинейностей привода на вид переходного процесса, в работе расчеты следует провести при большом ступенчатом входном сигнале.

Ступенчатое воздействие можно задать с помощью блока Step и Constant.

Чтобы сравнивать переходные процессы для линейной и нелинейной моделей гироскопа, целесообразно кривые процессов для этих двух моделей построить на одном графике. В Simulink две или несколько кривых можно построить на одном графике, объединив два или несколько скалярных сигналов в один векторный сигнал и подав этот векторный сигнал на вход блока Scope.

Объединение скалярных сигналов в векторный сигнал выполняется с помощью блока Mux из раздела Signal Routing библиотеки блоков Simulink.

Инерция рулевого привода, характеризуемая его постоянной времени T, сравнительно невелика (до 0.05 сек). Поэтому для построения переходного процесса время моделирования можно задать также небольшое, примерно равное (10-20)Т, т.е. 0.5-1 сек. Это время задается на панели инструментов программы под кнопками Simulation/Simulation Parameters/Stop Time.

Следует зарисовать и сравнить графики переходных процессов, соответствующие линейной и нелинейной моделях рулевого привода.

480 руб. | 150 грн. | 7,5 долл. ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут , круглосуточно, без выходных и праздников

Галлямов Шамиль Рашитович. Улучшение динамических характеристик рулевого привода летательного аппарата на основе имитационного моделирования: диссертация... кандидата технических наук: 05.04.13 / Галлямов Шамиль Рашитович; [Место защиты: Уфим. гос. авиац.-техн. ун-т].- Уфа, 2009.- 198 с.: ил. РГБ ОД, 61 10-5/810

Введение

Глава 1. Аналитический обзор РП ЛА 11

1.1 Состояние и перспективы развития РП ЛА 11

1.2 Анализ конструктивно-компоновочных схем РП 14

1.3 Анализ математических моделей электрогидравлических РП 24

1.4 Актуальность исследования, цель и задачи работы 41

Глава 2. Математическая модель РП с СГРМ 45

2.1 Особенности математического моделирования СГРМ 45

2.2 Влияние основных нелинейностей ЭГУ на характеристики РМ 56

2.3 Нелинейная математическая модель РП 64

2.4 Анализ результатов численного моделирования РП 81

Глава 3. Повышение качества динамических характеристик системы рулевой привод-орган управления 93

3.1 Особенности эксплуатации РП и определение факторов, влияющих на показатели качества работы 93

3.2 Имитационное моделирование СГУ в пакете Ansys CFX 111

3.3 Влияние жёсткости силовой проводки на характеристики РП 122

Глава 4. Экспериментальные исследования РП ЛА 140

4.1 Экспериментальный стенд для исследования РП Л А 140

4.2 Исследование влияния инерционной нагрузки и жесткости крепления СГРМ на динамические характеристики РП ЛА 158

4.3 Методика расчёта РП с использованием имитационного моделирования 163

4.4 Сравнительный анализ результатов численного моделирования и экспериментальных исследований РП ЛА 171

Основные результаты и выводы 178

Библиографический список 182

Введение к работе

Актуальность темы

Усовершенствование летательных аппаратов (ЛА) влечёт за собой повышение требований по надёжности, быстродействию и долговечности рулевых приводов (РП), работающих в жёстких условиях эксплуатации. Научные и производственные организации как за рубежом, так и в отечественной промышленности ведут исследования по совершенствованию РП и устройств, удовлетворяющих условиям их работы на ЛА.

РП ЛА представляет собой набор электрогидравлических и механических устройств, позволяющих с высоким быстродействием (время выхода на режим составляет менее 0.6 с.) и точностью (величина перерегулирования составляет не более 10%) развивать требуемые характеристики. Функционирование РП ЛА происходит в достаточно сложных условиях эксплуатации: воздействие вибрационных нагрузок, резкие воздействия при отстыковке ступеней ракеты, нелинейные характеристики сил трения тяг и качалок и сил инерции поворотного управляющего сопла с постоянно изменяющимся шарнирным моментом, сложные климатические условия и проблемы длительного хранения.

Максимально возможные тактико-технические характеристики беспилотных ЛА достигаются, в том числе, благодаря многочисленным конструкторским и исследовательским работам, к которым можно отнести проведение стендовых испытаний и имитационное моделирование РП. Имитационное моделирование РП с применением современных пакетов математического моделирования и С4і>проектирования позволяет снизить временные и финансовые затраты при разработке и последующей доводке РП беспилотных ЛА, исключая метод проб и ошибок. Проведение экспериментальных исследований позволяет выполнить анализ соответствия результатов численного моделирования на адекватность реальному объекту.

В данной работе разработана имитационная модель РП ЛА по результатам обработки и обобщения экспериментальных данных, полученных в ОАО «Государственный ракетный центр им. академика В.П. Макеева» и в учебно-научном инновационном центре «Гидропневмоавтоматика» на кафедре прикладной гидромеханики Уфимского государственного авиационного технического университета.

Цель и задачи работы

Улучшение динамических характеристик рулевого привода летательного аппарата на основе имитационного моделирования.

Задачи

Разработка математической модели РП и анализ результатов численного моделирования;

Проведение экспериментальных исследований РП и сравнение их результатов с результатами численного моделирования;

4. Разработка методики расчёта с применением имитационной модели РПЛА.

Методы исследования базируются на фундаментальных методах математического моделирования физических процессов, происходящих в РП ЛА в процессе эксплуатации, методах статистического анализа экспериментальных характеристик РП и методах вычислительного эксперимента.

Научная новизна основных результатов работы

Впервые в математической модели РП ЛА со струйным гидравлическим усилителем (СГУ) предложено использовать нелинейную модель люфта в механической передаче и эмпирическую модель гистерезиса характеристики управления электромеханического преобразователя, что позволило повысить достоверность результатов численного моделирования.

Впервые была решена обратная задача по влиянию нежёсткости силовой проводки на изменение гидродинамического момента обратных струй, действующих на струйную трубку, вследствие чего уменьшается зона устойчивости РП. В результате проведённых исследований были получены рекомендации по снижению гидродинамического момента обратной струи.

Впервые был определён диапазон изменения коэффициента передачи РП ЛА, при котором наблюдается его устойчивая работа. Анализ результатов численного моделирования и результатов экспериментальных исследований позволили выявить зону устойчивости РП ЛА как функцию от жёсткости силовой проводки и параметров РМ.

Практическая значимость заключается в том, что разработанная методика расчёта РП ЛА позволяет исследовать устойчивость, точность и быстродействие с учётом действующих на него эксплуатационных нагрузок. Комплекс прикладных программ, выполненных в математическом пакете, позволяет провести численное исследование имитационной модели рулевого привода и сравнить полученные результаты с экспериментальными данными.

На защиту выносятся

Математическая модель РП ЛА;

Результаты численного исследования имитационной модели привода;

Результаты экспериментальных исследований РП ЛА;

Новая схема струйного гидравлического распределителя (СГР), позволяющая увеличить область устойчивости, за счёт снижения гидродинамического воздействия обратной струи на струйную трубку.

Апробация работы

Основные теоретические положения и практические результаты работы докладывались и обсуждались на всероссийской молодёжной научно-технической конференции «Проблемы современного машиностроения» (г. Уфа 2004 г.), на международной конференции «Глобальный научный потенциал» (г. Тамбов 2006 г.), на Российской научно-технической конференции, посвященной 80-летию со дня рождения чл.-кор. РАН, профессора P.P. Мавлютова «Мавлютовские чтения» (г. Уфа 2006 г.), на конкурсе молодых специалистов

авиационно-космической отрасли (Москва, ТІШ РФ, комитет по развитию авиационно-космической техники, 2008).

Основанием для выполнения работы является план исследований госбюджетной НИР «Исследование теплофизических и гидродинамических процессов и разработка теории перспективных энергонапряженных двигателей и энергетических установок» (2008-2009 гг.), № 01200802934, Государственные контракты № ИЗ 17 от 28.07.2009 «Разработка методов расчета и совершенствование рулевых приводов ракетных двигателей» и №П934 от 20.08.2009 «Электрогидравлическая система управления регулируемой двигательной установкой твёрдого топлива многократного включения» по направлению «Ракетостроение» федеральной целевой программы «Научные и педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 годы.

Публикации

Основные результаты исследований по теме диссертации представлены в 16 публикациях, в том числе в 3 статьях в рекомендованных ВАК изданиях.

Структура и объем работы

Анализ математических моделей электрогидравлических РП

В настоящее время существует достаточно много исследований РП, которые используется в разных областях отечественного машиностроения .

Среди научных трудов, которые были посвящены исследованиям РП ЛА можно выделить таких авторов как А.И. Баженов, С.А. Ермаков, В.А. Корнилов, В.В. Малышев, В.А. Полковников, В.А. Чащин - Московский авиационный университет, Д.Н. Попов, В.Ф. Казмиренко, И.А. Абаринова, В.Н. Пильгунов, В.М. Фомичёв, М.Н. Жарков, В.И. Гониодский, А.С. Кочергин, И.С. Шумилов, А.Н. Густомясов, Г.Ю. Маландин, В.А. Введенский, СЕ. Семёнов, А.Б. Андреев, Н.Г. Сосновский, М.В. Сиухин, В.Я. Бочаров - МВТУ им. Баумана г. Москва, Э.Г. Гимранов, В.А. Целищев, Р.А. Сунарчин, А.В. Месропян, Ю.К. Кириллов, A.M. Русак - УГАТУ г. Уфа и работы других авторов.

В , рассматривается влияние упругости проводки на характеристики управляемости. Авторами были получены основные теоретические зависимости, которые учитывают параметры, среди которых можно выделить коэффициент передачи силовой проводки, жёсткость проводки, трение всей проводки при её равномерном движении, люфт в силовой проводки и др. Следует отметить, что расчёт величины жёсткости проводки представляет достаточно трудную задачу, так как жёсткость зависит от большинства числа факторов, учесть которые при расчёте весьма сложно. Поэтому расчёт жёсткости авторы предлагают вести на основании расчёта и анализа экспериментальных материалов. Также можно выделить вопрос, которые авторы достаточно хорошо раскрыли, о динамических характеристиках механической проводки. Здесь представлены расчётная схема механической проводки (Рисунок 1.14) и математическая модель механической проводки.

Коэффициент передачи проводки - отношение перемещения выходного звена проводки к перемещению её входного звена . Увеличение коэффициента передачи ведёт к уменьшению приведённых к входному звену проводки люфтов и увеличению приведённого трения, увеличению потребных объёмов для размещения конструкции проводки и её веса. Существенное влияние на трение, люфт и жёсткость механической проводки оказывают также местные коэффициенты передач проводки, т.е. коэффициенты передачи отельных участков проводки. Например, если имеются элементы проводки, где сосредоточено трение, то для получения меньшего трения на входном звене проводке целесообразно уменьшить местный коэффициент передачи между этим элементом и входным звеном проводки, а затем произвести увеличение коэффициента передачи на участке от указанного элемента до выходного звена проводки.

Сила сухого трения проводки Frpl с учётом инерционной нагрузки, действующей на подшипники, представлена в следующей зависимости: где л - КПД системы передачи, установленного в проводке, FTn сухого трения проводки. Схема, представленная на рисунке 1.14, поясняет функциональные связи в самой проводке и между проводкой и присоединёнными к ней механизмами. Решение в аналитическом виде и в численном виде уравнений (1) - (3) в данном источнике не представлены, так как не было возможности численно исследовать задачи такого класса. Поэтому авторы применяют метод преобразования Лапласа для математического моделирования, которое сводится к определению степени влияния на амплитудно-фазовые частотные характеристики (АФЧХ) проводки следующих параметров: а) коэффициента полезного действия проводки, характеризующего величину силы сухого трения, пропорционального инерционной нагрузке; б) силы сухого трения в проводке FTn; в) силы сухого трения золотника FTP2; г) величины люфта в проводке А. На рисунке 1.15 представлены АФЧХ механической проводки, где a) FTn = const, А = const, FTP2 = const; б) A = const, FTP2 = const; в) FTn = const, A = const. Можно отметить, что основной демпфирующей силой в этом диапазоне частот входных сигналов следует считать силу сухого трения, пропорциональную инерционной нагрузке в проводке. Этот эффект с особой очевидностью следует из рисунка 1.15 а), на котором видно, что изменение величины КПД проводки приводит к увеличению подъёма АФЧХ на резонансной частоте в несколько раз. Силы сухого трения оказывают заметное влияние на фазовые характеристики проводки в области низких частот входных сигналов. Так, например, увеличение сил сухого трения проводки и в золотнике приводит к относительному росту фазового запаздывания в этом диапазоне частот. В области частот, лежащих выше резонансной, характер влияния на фазовые характеристики противоположен рассмотренному, для правильного отображения динамических свойств проводки необходимо учитывать, наряду с сухим трением в проводке и трением в золотниках, силу сухого трения, пропорциональную инерционной нагрузке.

Влияние основных нелинейностей ЭГУ на характеристики РМ

В исследованиях не представлено результатов численного моделирования подобных математических моделей (1.13-1.19). Все динамические характеристики оценивались по передаточным функциям системы. Так в представлены передаточные функции динамической жёсткости рулевых приводов, полученные с учётом упругости жидкости, внутренней обратной связи по нагрузке, межполосных перетечек рабочей жидкости, жёсткости проводки между РП, жёсткости опоры привода, при расположении поршня в среднем положении.

На основании проведённых исследований отмечается, что амплитудная частотная характеристика динамической жёсткости при частоте возмущающей силы определяется величинами жёсткости ряда элементов (опоры, связи между рулевым приводом и рулём), упругостью рабочей жидкости и конструкции рулевого привода и не зависит от перетечек рабочей жидкости, внутренней обратной связи по нагрузке, а также от коэффициента обратной связи.

Статическая жёсткость определяется коэффициентом обратной связи, величинами жёсткости руля, системы между РП и межполосными перетечками рабочей жидкости. Упругость рабочей жидкости не влияет на статическую жёсткость привода.

Создание баллистических ракет морского базирования, стартующих из подводного положения, потребовало от разработчиков ОАО «ГРЦ им. академика В.П. Макеева» решения множества принципиально новых технических и организационных проблем, связанных с исключительно жесткими требованиями по плотности компоновки, обеспечением возможности пуска ракет из подводного и надводного положения, особенностями гидродинамических процессов движения ракеты в шахте подводной лодки при работающем ЖРД, продолжительным временем хранения ракет, более жесткими требованиями к РП морских баллистических ракет и, в частности, к габаритам и массе при отсутствии возможности проверки правильности их функционирования на протяжении всего гарантийного срока (более 15 лет), что являлось значительным отличием от условий применения РП в ракетах с наземным стартом.

Проектирование нового типа РМ началось с проведения целенаправленных лабораторных поисковых работ с применением специального масла в качестве рабочего тела вместо газа, которые доказали работоспособность конструкции СГРМ - сопла и струйного распределителя -при рабочем давлении 36...40 атм. Лабораторные испытания подтвердили, что разработанная РМ обладает скоростными и силовыми характеристиками, заданными разработчиком ракеты РСМ-25. Первая СГРМ, развивающая усилие на штоке до 400 кгс, прошла несколько этапов лабораторных конструкторских испытаний в составе РП при огневых стендовых испытаниях ЖРД (см. рисунок 1.21). По согласованию с представителем заказчика СГРМ была допущена для применения в ракете. Златоустовский машиностроительный завод обеспечил подготовку производства, изготовление и установку рулевых машин на ракеты.

В дальнейшем при создании баллистических ракет РСМ-40 и их модификаций, отличавшихся более мощными двигателями и большей массой РО, потребовалось увеличить до 2000 кгс усилие, развиваемое СГРМ. Расчеты свидетельствовали, что при рабочем давлении 36...40 атм. силовые цилиндры СГРМ, способные развить такое усилие, становятся излишне громоздкими и тяжелыми для использования в составе ЛА. Потребовалось изменить конструкцию СГРМ для обеспечения возможности его питания рабочим телом под более высоким давлением, увеличенным до 100...200 атм., но для этого потребовалось выполнить новые теоретические расчеты, провести конструкторские изыскания, организовать десятки и сотни лабораторных испытаний различных вариантов СГРМ.

Для ракеты РСМ-40 было предложено СГРМ ампулизировать и также разместить в баке окислителя первой ступени. Принятое решение в корне изменило конструктивное исполнение РП второй ступени и конструкцию стыка первой и второй ступеней. РП ЖРД второй ступени оказался утопленным в кислоте бака первой ступени. Для повышения герметичности и надежности все стыковые соединения трубопроводов рабочего тела и трубопроводов с электропроводами соединялись автоматической сваркой. Ввиду малых зазоров (до 10 мм.) между деталями в местах сварки отделу В.Г. Крылова пришлось разработать и передать в серию малогабаритные автоматические сварочные аппараты. После проведения проверки СГРМ заправляли отвакуумированным маслом - заваривали заправочные гидроразъёмы и вновь проверяли герметичность.

Испытания РП на всех этапах вели высококлассные специалисты ракетного центра, на которых лежал груз ответственности за тщательную проверку работоспособности конструкции, формирование окончательных выводов и рекомендаций о допуске РП к испытаниям в составе ЛА при бросковых и летных пусках.

На кафедре прикладной гидромеханики УГАТУ была разработана математическая модель СГРМ. Так благодаря работам , который были посвящены исследованиям распространения высоконапорной струи в струйном каскаде, были получены основные теоретические и эмпирические нагрузочные характеристики струйного каскада (см. рисунок 1.22 - рисунок 1.24). Также были получены зависимости коэффициентов восстановления расхода и давления, которые позволяют получить статические характеристики СГРМ: расходная характеристика, нагрузочная характеристика, расходно-перепадная характеристика, характеристика КПД СГРМ.

Влияние жёсткости силовой проводки на характеристики РП

В результате разности двух гидродинамических моментов Мх и М2 возникает гидродинамический момент, который действует справа от струйной трубки при её смещении в левую сторону. В результате расчётов величина гидродинамического момента составила М = 1.59-10-2Нм при смещении струйной трубки на максимальную величину - 2.4 град. (см. рисунок 3.23).

В результате проведённых расчётов гидродинамического момента, действующего на струйную трубку при её смещении можно сделать вывод, что гидродинамическое воздействие может негативно сказаться на характеристиках РМ ЛА при возвратно-поступательном движении струйной трубки. Такая ситуация постоянно возникает при полёте ракеты, особенно когда имеет место знакопеременная статическая нагрузка на выходном звене (ПУС), поэтому необходимо внести изменения в конструкцию струйного каскада для уменьшения гидродинамического момента.

В ходе доводки рулевых машин в ОАО «ГРЦ им. академика В.П. Макеева» были приняты меры по снижению гидродинамического момента и улучшению динамических характеристик РП. Для снижения гидродинамического момента каналы приёмной платы были разведены по разным плоскостям относительно плоскости, в которой движется струйная трубка, поэтому обратная струя в данном случае частично оказывает воздействие на струйную трубку. Разведение каналов приёмной платы не позволили улучшить динамические характеристики. На определённых частотах колебаний движение струйной трубки переходило в неустойчивое состояние по причине возникновения автоколебаний. Чтобы избежать неустойчивого состояния движения струйной трубки, в струйном каскаде был установлен компенсатор гидродинамического воздействия, который хорошо представлен на рисунок 3.24.

В РП ЛА используется смешанный тип жёсткой силовой проводки: управляющее воздействие передаётся возвратно-поступательным движением тяг, работающих на растяжение и сжатие, и вращательным и поворотным движением валов, работающих на кручение. Величина суммарной жёсткости силовой проводки по результатам проведенных экспериментальных исследований (здесь учитывается только механическая жёсткость, как отношение усилия, воздействующего на входное или выходное звено проводки к её продольной деформации) составляет от 107...108 Н/м. На сегодняшний день существует достаточно много работ, посвященных вопросам повышения жёсткости силовой проводки, и её влияние на динамические характеристики РП , в которых рассматриваются, в основном вопросы, связанные с увеличением жёсткости силовой проводки ЛА за счёт изменения конструктивных элементов. В качестве примера в представлены некоторые конструктивные примеры по повышению жёсткости силовой проводки.

При анализе влияния подобного явления на динамические характеристики РП было сделано допущение, что увеличение зазора люфта прямо пропорционально увеличению жёсткости силовой проводки. Данное допущение было сделано при анализе экспериментальных данных, полученных в ОАО «ГРЦ им. академика В.П. Макеева». При изменении жесткости силовой проводки в диапазоне от 107 Н/м до 108Н/м, значение зазора люфта изменяется соответственно в пределах А = 0..2-4 м.

Для исследования данного явления на характеристики РП используется разработанная математическая модель, представленная в главе 2 п. 2.3 (2.67) - (2.81). Для получения множества решений был разработан цикл, который представлен на рисунке 3.26. Следует отметить, что в алгоритме вместо обозначения жёсткости силовой проводки сх используется обозначение ср.

Как и в случае анализа влияния некоторых нелинейностей на показатели качества переходных процессов, представленного в п. 3.1, тп, а, - рабочие переменные, ш х - круговая частота, с которой изменяется управляющее воздействие (в уравнение (2. 40) вместо UBX подставляется U} =UBXsmlwxt]), Ах, ср - зазор люфта и жёсткость силовой проводки, А2 и с2 - массивы, куда при каждом шаге цикла записываются новые значения зазора люфта и жёсткости силовой проводки. Анализ экспериментальных данных показал, что частота, при которой происходит фазовое запаздывание инерционной нагрузки, а коэффициент передачи при этом больше 1.5, составляет около 12-18 ГЦ, Поэтому здесь круговая частота составляет соответственно:

Исследование влияния инерционной нагрузки и жесткости крепления СГРМ на динамические характеристики РП ЛА

Анализ результатов показывает, что момент, возникающий вследствие работы устройства коррекции М[ больше г/д момента обратной струи М2, что позволит снизить итоговый момент г/д воздействия и снизить зону нечувствительности при воздействии линейного ускорения. Геометрические размеры струйного каскада не изменились. Для того, чтобы устранить воздействие г/д момента обратной струи, необходимо выполнить отверстия каналов А и Б в диапазоне dK =1.5.„2 мм при расходе через каналы QK = 8..9 л/мин.

Подводя итоги по главе 3, можно выделить следующие выводы: при численном моделировании с помощью разработанной математической модели РП ЛА был выполнен анализ влияния некоторых факторов на показатели качества динамических характеристик, среди которых можно выделить перерегулирование, время регулирования, максимальное перемещение поршня и инерционной нагрузки и др. Анализ позволил выявить степень влияния на характеристики РП таких факторов как люфт в силовой проводке, гистерезис в характеристике управления, нежёсткость силовой проводки и др. Анализ результатов численного моделирования показал, что при изменении жёсткости силовой проводки с, =10 ..106 Н/м величина перерегулирования уменьшается на 50%, а время регулирования tp при жёсткости меньше, чем сх = 106 Н/м, превышает допустимые значения (7Р 0.6..0.7 с). Следовательно, для рассматриваемого РП ЛА с однокаскадной СГРМ не допускается значение жёсткости силовой проводки менее с, =106 Н/м. Анализ результатов численного моделирования выявил значительное влияние эмпирического коэффициента магнитного гистерезиса Р на величину перерегулирования а. Когда величина Р меньше чем Р = 840Н/(Ам), величина перерегулирования достигает 100%), что недопустимо для РП ЛА. В результате проведённых исследований был выявлен диапазон 3 (1500 Н/(Ам) - 2000 Н/(Ам)). с целью определения г/д момента, который отрицательно влияет на характеристику управления, было выполнено имитационное моделирование струйного гидроусилителя в пакете Ansys CFX. В результате проведённых исследований была получена зависимость изменения г/д момента от перемещения струйной трубки для однокаскадной РМ, а также было проведено исследование по влиянию г/д момента на струйную трубку на динамические характеристики. Изменение г/д момента обратной струи происходит не пропорционально смещению струйной трубки РМ. При отсутствии г/д воздействия обратной струи на струйную трубку при частоте колебаний 15 Гц наблюдается устойчивая работа РП ЛА. В данном случае коэффициент передачи составляет меньше 1.5 (у 1.5). В случае г/д воздействия запаздывание инерционной нагрузки относительно поршня ГЦ РМ происходит при значениях с, = 6 107 Н/м и А = 1.2 10-4 м. Для снижения г/д момента обратной струи была разработана функциональная схема СГУ, доработанная на основе существующего изобретения, которая позволяет компенсировать г/д момент, действующий на струйную трубку, и уменьшить зону нечувствительности.

РП различных типов (электрические, гидравлические, пневматические, механические), а также устройства, созданные на их основе, нашли широкое распространение в самых различных областях техники. Любое автоматическое или дистанционно управляемое устройство, начиная от станков или манипуляторов и заканчивая сложными движущимися в неоднородной нестационарной среде объектами (танками, самолетами, кораблями и пр.), обязательно оснащается РП. К особому классу относятся РП для ЛА. Такие РП, создававшиеся в ОАО «ГРЦ им. академика В.П. Макеева», должны были обладать высокими заданными характеристиками и при этом удовлетворять жестким ограничениям по габаритам и массе, иметь высокую надежность, обеспечивать управление ракетой при подводном старте. Кроме основных требований, к системе управления вектором тяги-предъявляются и дополнительные требования: обеспечение необходимых управляющих усилий на активном участке траектории полёта; обеспечение наибольшей эффективности органа управления во всем диапазоне его рабочих параметров; наименьшие потери осевой тяги двигателя при работе органа управления; характеристики органа управления должны быть стабильны в течение всего времени работы ракетного двигателя.

Проектирование органов управления вектором тяги ракетного двигателя неразрывно связано с определением нагрузок, действующих на ПУС. Задача определения газодинамических сил, действующих на определённые элементы конструкции ассиметричных неподвижных сопел при симметричном течении потока по соплу, не представляет особенных трудностей и решается расчётом распределения давления по длине соплового тракта и последующим численным интегрированием сил давления в основном направлении.

Отсутствие надёжных методов расчёта силовых характеристик органов управления вектором тяги РД, учитывающих особенности изменения полётных условий при отработке программ полёта ракеты, выдвигают на первое место экспериментальные методы определения этих характеристик в наземных условиях. При этом стендовые испытания органов управления вектором тяги имеют свои особенности для каждого конкретного органа управления.

Дегтярев, Константин Юрьевич

Математическая модель рулевого привода

Для проектирования управляющей части и для расчета динамических характеристик привода будем использовать модель РП, состоящую из следующих элементов:

1. Исполнительный двигатель, описываемый следующей системой

уравнений:

2. Сумматор:

ДU = U вх - U ос

3. Релейный элемент:

U в - зона триггера,

U p - максимальное значение релейного усилителя.

4. Управляющий электромагнит:

ф - время эквивалентного запаздывания.

5. Корректирующий фильтр.

6. Датчик обратной связи: k ос = 1 В/рад.

Структурная схема такого привода будет иметь вид, представленный на рисунке:

Рис 1.8 Структурная схема РП.

Расчет автоколебательной системы ВДРП и ее динамических характеристик

Расчет автоколебательной системы воздушно-динамического РП проведем по следующему алгоритму:

1. Рассчитаем частоту автоколебаний:

- круговая частота, находится для режима наименьшей точности:

70°, Т = +50°, = 2рf = 2р 14,06 = 88,3 рад/с.

Примем = 6, тогда = 6М88,3 = 530 рад/с/

2. Определим требуемое время эквивалентного запаздывания управляющего электромагнита:

где ц нел - фазовая характеристика нелинейного элемента,

ц нел = - arcsin л, л. = 0,1 ?0,15;

ц к - фазовая характеристика корректирующего фильтра на частоте автоколебаний;

ц п - фазовая характеристика привода на частоте автоколебаний;

ц к = arctg

Найдем передаточную функцию привода:

Определим фазово-частотную характеристику привода при следующих данных: кг/см = 3,3НМм; кг/см = 0,72 НМм; рад/с; f = 0,01 кгМ смМc НМмМc 2 ; = =0,0436 рад; = 0,44 рад.

Время эквивалентного запаздывания электромагнита:

без влияния корректирующего фильтра.

3. Рассчитаем амплитуду автоколебаний по зависимости:

Амплитудная характеристика привода на частоте автоколебаний.

t о - время движения якоря электромагнита от упора до нейтрального положения, t о = 1,15 мс;

0,21 рад =12 0

4. Определим потребную амплитудную характеристику разомкнутого привода на рабочей частоте из условия обеспечения требуемого фазового сдвига замкнутого рулевого привода.

Фазовая характеристика электромагнита на рабочей частоте;

Фазовая характеристика нелинейного элемента;

Фазовая характеристика привода на рабочей частоте;

; = - 0,28; =0,076;

74,8 0 = 1,3 рад ; = 88,3·2,3·10 -3 = - 0,2 рад = - 11,5 0

74,8-11,5 = -86,3 0

Потребная амплитудная характеристика разомкнутого привода на рабочей частоте будет равна:

5. Определим необходимость установки корректирующего фильтра:

Так как с к > 1, то делаем вывод о том, что необходимо ставить корректитрующий фильтр.

7. Ставим корректирующий фильтр вида,

где постоянные времени определим по зависимости:

Определим фазовую характеристику фильтра на рабочей частоте:

Амплитудная характеристика фильтра на рабочей частоте:

Фазовая характеристика фильтра на частоте автоколебаний:

Амплитудная характеристика фильтра на частоте автоколебаний:

Определим параметр корректирующего фильтра на частоте автоколебаний:

Значит, выбранный параметр подходит для системы.

Определим амплитудно-фазовые характеристики системы с учетом корректирующего фильтра. Расчет произведем по следующим зависимостям:

tg= - 0,354; = - 19,4 0 .

Так как полученный фазовый сдвиг на рабочей частоте удовлетворяет требованиям, то выбранный фильтр подходит для системы.

8. Теперь необходимо рассчитать и построить динамические характеристики привода для различных режимов работы и при различных входных сигналах. Для расчета динамических характеристик воспользуемся программой, предназначенной для расчета амплитудно-фазовых характеристик замкнутой системы. Для каждого режима будем считать динамические характеристики при трех различных входных сигналах: Uвx1 = 0,088 рад; U вx2 = 0,314 рад; U вx2 = 0,44 рад.

1 режим: ; Т = +50° С; t = 9,8 с; f = 14,06 Гц, Щ м = 65,6 рад/с;

М m = 3,3 Н*м; М н = 0,72 Н*м; Р изб = 4,85 атм; w 0 = 88,3 рад/с.

Рассчитаем необходимые данные для ввода:

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.1-1.9.3.

Таблица 1.9.1

U BX = 0,088 рад

Таблица 1.9.2

2 режим: = 70°; Т = -50° С; t = 0,6 с; f = 3,59 Гц, = 65,631,5 рад/с; М т = 0,82 Н*м; М н = 0,324 Н*м; Р изб = 1,22 атм; w 0 = 22,57 рад/с, Т н = 4,5-10 -3 с, = 0,15, = 722,5.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.4-1.9.6.

Таблица 1.9.4

Таблица 1.9.6

U bx = 0,44 рад

3 режим: = 70°; Т = -50°С; t = 11,58 с; f = 11,57 Гц, = 59,6 рад/с;

М т = 2,49 Н*м; М н = 0,764 Н*м; Р изб = 3,699 атм;

т

Т н = 2,9 -10 -3 с, = 0,098, k Щ = 1367.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.7-1.9.9.

Таблица 1.9.7

U bx = 0,088 рад
Таблица 1.9.8
U bx = 0,314 рад
Таблица 1.9.9
U bx = 0,314 рад

70°; Т = -50°С; t = 11,58 с; f = 11,57 Гц, = 59,6 рад/с;

М т = 2,49; М н = 0,764 Н*м; Р изб = 3,699 атм;

w 0 = 72,76 рад/с, = 0,307, m т = 1,74, Т с = 0,024с, Т г = 0,0074с,

Т н = 2,9 -10 -3 с, = 0,098, = 1367.

4 режим: = 0°; Т = +50°С; t = 1,5 с; f = 13,75Гц, = 58,02 рад/с;

М т = 30,05 Н*м; М н = 4,8 Н*м; Р изб = 44,53 атм;

w о = 86,4 рад/с, = 0,16, m m = 10,9, Т с = 0,047с, Т г = 0,0076с,

Т н = 1,17-10- 3 с, = 0,04, k Щ = 1331.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.10-1.9.12.

Таблица 1.9.10

Таблица 1.9.12

U bx = 0,44 рад

5 режим: = 70°; Т = -50°С; t = 5,8 с; f = 12,96 Гц, = 55 рад/с;

M ffl = 8,38 Н*м; М н = 2,502 Н * м; Р изб = 12,41 атм;

w 0 = 81,4 рад/с, у = 0,3, m m = 5,686, Т с = 0,0267с, Т г = 0,008с,

Т н = 1,16 -10" 3 с, ж = 0,054, к Щ = 1261,5.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.13-1.9.15.

Таблица 1.9.13

Таблица 1.9.15

U BX = 0,314 рад

6 режим: = 0°; Т = -50°С; t = 10,1 с; f = 7,5 Гц, = 58,055,92 рад/с;

M m = 15,3 Н*м; М н = 3,75 Н*м; Р изб = 22,69 атм;

w 0 = 47,12 рад/с; у = 0,245; m m = 8,52; Т с = 0,032с;

Т г = 0,00787с, Т н = 1,33 *10 -3 с, ж = 0,044, к Щ = 1282.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.16-1.9.18.

Таблица 1.9.16

Таблица 1.9.18

U BX = 0,44 рад

С точки зрения структуры рулевой машины с дискретным управлением можно представить (рис. 2.33) в виде последовательного соединения шагового мотора (ШМ) и замкнутого по механической обратной связи гидравлического исполнительного механизма с дроссельным управлением (гидроусилителя), выходное звено которого - поршень воспроизводит в масштабе угловое перемещение валика ШМ . Функцию устройства, осуществляющего суммирование углового перемещения вала ШМ и линейного перемещения поршня, преобразованного с помощью передачи «рейка-шестерня» в пропорциональное угловое перемещение, выполняет планетарный редуктор, выходной вал которого через зубчатое зацепление связан с плоским поворотным золотником, регулирующим поток рабочей жидкости в поршневые полости гидроцилиндра.

ПР

Рис. 2.36 Функциональная схема РМ:

и - углы поворота валика ШМ и открытия золотника; Q -расход рабочей жидкости через золотниковый распределитель; x- перемещение выходного вала; ШМ - шаговый мотор; ПР - планетарный редуктор;ГР - гидравлический распределитель; ГЦ - гидроцилиндр; МОС - механизм обратной связи типа «рейка - шестерня».

Математическая модель рулевой машины, представлена системой уравнений.

При разработке математической модели принимались следующие основные допущения:

Конструкция рулевой машины является абсолютно жёсткой;

Характеристика распределителя принята идеальной, а наличие объёмных потерь, определяющих характер зависимости распределителя, учитывается коэффициентом перетечек ,потери в каналах учитываются включением эквивалентного дросселя G K в гидролинии нагнетания и слива РМ;

Считается, что при работе рулевой машины в режиме демпфера "сливная" полость гидроцилиндра влияния не оказывает.

1. Уравнение сигнала рассогласования

Как отмечалось выше, сигнал рассогласования в контуре РМ - угол поворота золотника - формируется на выходном валу планетарного редуктора как алгебраическая сумма масштабированного углового перемещения валика ШМ и преобразованного линейного перемещения штока:

где и - углы поворота валика ШМ и открытия золотника, q - передаточное отношение планетарного редуктора (ПР ) от входа до золотника, - коэффициент передачи РМ по цепи механической обратной связи (от смещения штока до угла поворота (возврата) золотника), Х- смещение поршня.

2. Уравнение сил

На шток РМ действует - шарнирная нагрузка, - сила сухого трения, - сила от момента асимметрии вектора тяги, - сила вязкого трения:

в

ас

тр

ш

F

F

F

F

A п

t

p

+

+

+

=

×

)

(

,

где - перепад давления на поршне, A п – площадь поршня.

3. Уравнение расхода жидкости

где , , - составляющие суммарного расхода, затрачиваемого соответственно на вытеснение рабочей жидкости при движении поршня, непроизводительный расход (утечки) и расход на сжимаемость объёма рабочей жидкости в полостях гидроцилиндра,

- непроизводительный расход, без учета изменения параметров вязкости жидкости при изменении температуры,

(

)

P

T

T

P

c

k

ут

e

c

k

l

e

e

b

Q

m

×

-

×

-

×

÷

÷

ø

ö

ç

ç

è

æ

×

×

+

×

÷

÷

ø

ö

ç

ç

è

æ

×

×

+

×

×

×

×

÷

÷

ø

ö

ç

ç

è

æ

-

×

×

D

=

a

l

r

l

a

r

l

п

А

t

X

Q

×

=

)

(

"

- полезный расход.

На схеме рис. 3.7 выделен зеленым цветом блок, в котором реализовано выражение непроизводительного расхода рулевых машин с учетом изменения вязкости жидкости при изменении температуры.

Считая, что гидролинии нагнетания и слива в РМ (от соответствующего гидроразъёма до распределителя) одинаковы и потери давления в них оцениваются включением последовательно с дросселирующей щелью золотника дросселя проводимостью G K:

,

где - изменение проводимости дросселирующей щели при повороте золотника на 1°.

Тогда уравнение расхода можно записать в виде:

где - входное давление, - давление в гидроцилиндре.

4. Давление в полости гидроцилиндра

ас

тр

ш

F

F

F

F

A п

s

p

+

+

+

=

×

)

(

Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже

Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.

Реферат

Хиндикайнен Е.С. Проектирование воздушно-динамического рулевого привода управляемой гиперзвуковой ракеты зенитного комплекса: Дипломный проект / ТГУ - Тула, 2006.

ВОЗДУШНО-ДИНАМИЧЕСКИЙ РУЛЕВОЙ ПРИВОД, ГАЗОРАСПРЕ-ДЕЛИТЕЛЬНОЕ УСТРОЙСТВО, РАБОЧАЯ ПОЛОСТЬ, СОПЛО, ПРИЕМНИК, ШПАНГОУТ, АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ РУЛИ, ЭЛЕКТРОМАГНИТ.

Целью дипломного проекта является разработка воздушно-динамического рулевого привода.

В ходе выполнения проекта необходимо обосновать выбор типа и структуры привода, составить математическую модель привода, рассчитать конструктивные параметры, произвести тепловой расчет конструкции, рассчитать управляющий электромагнит и динамические характеристики привода.

В технологической части составлены маршрутные карты и технологический процесс сборки рулевой машины.

В экономической части составить сетевой график процесса проектирования рулевого привода.

В проекте рассмотрены вопросы охраны труда, меры по недопущению вредных и опасных факторов, электробезопасность, пожарная безопасность.

Введение

1. Основная часть

1.1 Обоснование выбора типа привода и его структуры

1.2 Принцип действия РП

1.3 Математическое описание функционирования ВДРП

1.4 Расчет первоначального варианта РП

1.5 Расчет обобщенных и конструктивных параметров

1.6 Описание конструкции РП

1.7 Тепловой расчет конструкции

1.8 Математическая модель РП

1.9 Расчет автоколебательной системы ВДРП и ее динамических характеристик

1.10 Расчет управляющего электромагнита

2. Технологическая часть

2.1 Разработка приспособления

2.2 Порядок работы с приспособлением

3. Экономическая часть

3.1 Составление и расчет сетевого графика

4. Охрана труда

4.1 Анализ вредных и опасных факторов при проектировании РП

4.2 Меры по недопущению вредных и опасных факторов

4.2.1 Расчет освещенности

4.2.2 Электробезопасность

4.2.3 Пожарная безопасность

Заключение

Список использованной литературы

Введение

Любой товаропроизводитель при создании нового вида продукции преследует определенные цели; удовлетворение спроса на рынке, получение определенного объема прибыли посредством продажи данного продукта.

Чтобы достигнуть этих целей в нынешних условиях существования наших предприятий необходимо добиваться улучшения ряда показателей: повышение качества выпускаемой продукции, снижение себестоимости изготовления изделия, повышение числа дополнительных возможностей изделия, потребительских новшеств, что делает изделие более привлекательным по сравнению с аналогичными конкурирующими изделиями, и другие показатели, позволяющие привлечь потенциальных покупателей и устоять в усиливающей конкурентной борьбе товаропроизводителей.

Принципиально к военной технике, в данном случае, летательным аппаратам, предприятие - изготовитель должно работать над следующими показателями, характеризующие изделие: снижение стоимости, уменьшение общей массы летательного аппарата за счет введения в конструкцию изделия технических нововведений, постоянное повышение качества изготовления, простота эксплуатации и обслуживания.

Производя продукцию с учетом этих показателей оборонное предприятие сможет производить конкурентоспособную продукцию и удовлетворять запросы любых заказчиков.

Управление летательным аппаратом (ЛА) является важнейшей научной и практической проблемой современного самолето и ракетостроения.

Для обеспечения полета ЛА по требуемой траектории применяется совокупность различных технических средств, представляющая собой систему управления.

По функциональному назначению входящие в систему управления ЛА устройства можно разбить на три группы:

1) устройства формирования управляющего воздействия с сигнала управления;

2) органы управления, которые создают управляющие усилия;

3) рулевые приводы, приводящие органы управления в действие в соответствии с управляющим воздействием.

Так как данный дипломный проект посвящен разработке рулевого при вода, рассмотрим более подробно 3-тью группу устройств.

Рулевые приводы осуществляют в системе управления функциональную взаимосвязь между устройствами первой и второй групп. Поэтому наряду с функциональными элементами, обеспечивающими создание силового воздействия на органы управления (источники питания, кинематически связанные с органами управления исполнительные двигатели, элементы энергетических магистралей), рулевые приводы включают функциональные элементы, которые устанавливают соответствие этого силового сигнала формируемому в системе управления управляющему сигналу (преобразователи и усилители электрических сигналов, электромеханические преобразователи, различного вида датчики).

Для конкретизации областей исследования задач, стоящих при разработке рулевых приводов, в их составе выделяют силовую и управляющую системы. Силовая система объединяет функциональные элементы рулевого привода, которые непосредственно участвуют в преобразовании энергии источника питания в механическую работу, связанную с перемещением позиционно нагруженных органов управления.

Управляющую систему составляют функциональные элементы рулевого привода, которые обеспечивают изменение регулируемой величины (координаты положения органов управления) по заданному или выработанному в процессе полета ЛА закону управления.

Структура, характеристики и конструкция рулевого привода определяются типом летательного аппарата. В данном дипломном проекте рассматривается рулевой привод для малогабаритных ЛА, полет которых происходит в плотных слоях атмосферы. Такие рулевые приводы осуществляют перемещение, как правило, поворотных аэродинамических рулей ЛА и характеризуются высоким быстродействием, способностью развивать значительные усилия при низкой массе и малых габаритах конструкции. Их энергетические и габаритно-массовые характеристики существенно зависят от вида используемой энергии.

Бурное развитие ЛА в пятидесятых годах заставило применять пневмопривод с воздушным аккумулятором давления в системах управления ЛА из-за того, что он был наиболее дешевым, простым и надежным рулевым механизмом.

В шестидесятых годах получили распространение рулевой привод на горячем газе, широко применяемый и в настоящее время. Переход от воздушного аккумулятора давления в системах рулевых приводов, "занимающего значительный объем в ЛА, к малогабаритному и простому в изготовлении пороховому генератору газа позволил улучшить габаритно-массовые и эксплутационные характеристики рулевых приводов.

Создание в семидесятых годах рулевого привода без бортового источника питания - воздушно-динамического - положило начало новому этапу совершенствования рулевых приводов малогабаритных ЛА;

Следует также упомянуть о существовании электромагнитных рулевых приводов, в которых управления лопастями происходит напрямую силовым электромагнитом, напитываемым от аккумуляторной батареи. Однако они так же не получили широкого применения вследствие малой мощности и большого веса источника питания электромагнита.

1. Основная часть

1.1 Обоснование выбо ра типа привода и его структуры

Классификация приводов.

Приводы лопастей предназначены для преобразования электрических сигналов управления в механическое перемещение лопастей, жестко связанных с подвижными частями исполнительного двигателя.

Исполнительный двигатель преодолевает при этом действующие на лопасть шарнирные нагрузки, обеспечивая необходимую скорость и необходимое ускорение при обработке заданных выходных сигналов с требуемой динамической точностью.

На базе уже существующих конструкций приводы могут быть классифицированы:

1) по типу силовой системы:

Воздушно - динамические;

Пневматические;

Горячегазовые;

Электромагнитные;

2) по принципу управления лопастями:

Релейное двух и трехпозиционное управление;

Пропорциональное управление;

3) по схеме управляющей системы:

Автоколебательная с двух и трехпозиционным управлением;

Самонастраивающаяся с генератором вынуждающих колебаний и с двух и трехпозиционным управлением;

Автоколебательная с генератором вынуждающих колебаний и с двух и трехпозиционным управлением;

4) по типу исполнительного двигателя:

Одностороннего и двух стороннего действия;

Полуоткрытого и закрытого типа;

5) по типу распределительного устройства:

Поворотный золотник на входе, на выходе, на входе и выходе одновременно;

Струйная трубка;

Клапанное распределительное устройство на входе, выходе, входе и выходе одновременно.

Выбор типа РП.

Создавая новую конструкцию РП с учетом требований, изложенных в введении, необходимо выбирать такой тип привода, который обеспечивал бы требования по точности при меньшей массе и расходовал бы меньшее количество энергии по сравнению с другими типами приводов.

Для малогабаритных ракет наиболее перспективными являются рулевые привода, которые используют скоростной напор набегающего потока воздуха, получившие название -- воздушно-динамические рулевые привода.

Привода такого типа не требуют размещения на борту летательного аппарата специального источника энергии для осуществления поворота рулевых лопастей. В таком приводе поворот рулей осуществляется за счет набегающего потока воздуха. Отсутствие источника энергии улучшает массо-габаритные характеристики. Такие привода обладают следующими преимуществами перед другими приводами: простотой конструкции и обслуживания, малой металлоемкостью, небольшой трудоемкостью изготовления, надежностью работы, сравнительно невысокой стоимостью.

Воздушно-динамические рулевые привода развивают достаточную мощность и обеспечивают необходимое быстродействие, при этом аэродинамическое сопротивление, создаваемое воздухозаборником, пренебрежимо мало.

Системы приводов, использующие аэродинамический напор воздуха, обладают следующими свойствами:

Независимость габаритов силовой системы от времени работы,

Соответствие располагаемых и требуемых характеристик в широком диапазоне скоростей, постоянство фазового сдвига в широком диапазоне частот вращения.

1. В состав РП входят:

1) две рулевые машины (РМ);

2) шпангоут с аэродинамическими рулями;

3) воздухозаборное устройство;

4) блок усилителей,

5) теплоотборник

2. Основные технические требования к РП следующие:

1) РП двухканальный, воздушно-динамический. Зависимость отклонения рулей от входного сигнала пропорциональная;

2) максимальный угол отклонения рулей б m = ±25 o ±l °;

3) форма и геометрические размеры руля представлены на рис. 1.1

Рис. 1.1. Геометрическая форма и размеры руля.

4) динамические характеристики РП обеспечиваются в диапазонах:

чисел Маха (М)........................................ от 1,1 до 5,5

частот вращения по крену (Гц)....................от 3,0 до 21,0

температур воздуха на входе (Т а), К........ от 223 до 2140

шарнирных нагрузок (М ш) НМм................... от минус 0,1 до минус 6,35;

избыточных давлений (P и), Па от 1,2-10 до 38,0-10

5) РП обеспечивает заданные динамические характеристики с момента начала управления (t y) при М > 1,1:

ty= 0,59 с при Та =-50°С;

t y = 0,50 c при Та = 20°С;

t y = 0,37 c при Та = 50°С;

6) фазовые сдвиги РП при синусоидальном входном сигнале в диапазоне частот вращения f min -f max и амплитудах входного сигнала 0-25° от минус 5 до минус 25°;

7) нормированный коэффициент передачи в линейной зоне по первой гармонике при синусоидальном входном сигнале в условиях работы ракеты и с учетом погрешности изготовления при номинальном напряжении питания

8) номинальное значение коэффициента передачи, относительно ко-торого нормируется коэффициент передачи РП,

k н ом = 5,8°/В. Коэффициент передачи изменяется обратно пропорцио-нально питающему напряжению.

9) ненули на выходе РП (Дд) с момента начала управления (М? 1,1) не более 2,5°, до начала управления Дд? = ± 25°;

10) РП должен быть стойким, прочным и устойчивым на всех этапах эксплуатации к воздействию внешних факторов в соответствии с требованиями ТЗ и требованиями ГОСТ В20.39.302-76, ГОСТ В20.39.303_76, ГОСТ В20.39.304-76, ГОСТ В20.39.308-76, предъявляемыми к изделиям классификационной группы 4.3 с учетом требований групп 1.7 и 1.13;

11) время боевой работы РП на траектории не менее 18,8 с. Ресурс работы РП не менее 2 ч, в том числе с подачей пневмопитания -1ч.

Успех проектирования зависит не только от типа привода, но и от его структуры. При выборе структуры привода необходимо принимать во внимание требования, предъявляемые к приводу: ограничения по динамическим характеристикам, массо-габаритные характеристики, величина потребляемого тока от источника энергии. В системах приводов применяются структуры систем непрерывного и релейного действия. Системы приводов непрерывного действия более трудоемки в сравнении с системами релейного действия, так как их элементы должны иметь линейные статические характеристики. В системах приводов релейного действия используются более простые элементы: усилитель мощности, электромагнит, распределитель функционируют в двухпозиционном режиме. Автоколебания системы приводов не требуют обеспечения устойчивости. Наиболее просты разомкнутые системы приводов, но по сравнению с системами приводов с обратной связью требуемые динамические характеристики в них обеспечиваются за счет повышения мощности привода. Привод с большой мощностью требует большого расхода энергии: электромеханический преобразователь должен иметь большой электромагнитный момент, что обуславливает увеличение его объема и массы; от усилителя мощности требуется большая мощность для управления. Все это приводит к существенному увеличения объема и массы системы привода. В замкнутой системе привода вводятся датчик обратной связи, измеритель ошибки. Обычно они занимают малые объемы, имеют малые массы. Автоколебательные системы имеют лучшие динамические характеристики.

Поэтому, приходим к выводу, что при заданных нагрузках и требуемых динамических характеристиках целесообразно, для обеспечения минимальных габаритов и массы летательного аппарата, применение замкнутого автоколебательного рулевого привода, использующего в качестве рабочего тела скоростной напор встречного потока воздуха.

Перспективность проектирования рулевого привода релейного действия обусловлена следующими преимуществами: в замкнутом контуре обеспечиваются высокочастотные автоколебания малой амплитуды, благодаря которым линеаризуются нелинейности в механической передаче (люфт, трение покоя), в электромагните (зона нечувствительности) и практически исключается их влияние на преобразование управляющих сигналов; достигается высокая динамическая точность; система состоит из меньшего числа элементов по сравнению с системами непрерывного действия; система релейного действия проста в изготовлении, так как не требует регулировки; требует минимального объема проверок.

1.2 Принцип действия РП

При полете управляемой ракеты набегающий поток воздуха через носовой воздухозаборник, теплообменник и распределительное устройство проходит в рабочие полости РМ. С блока усилителей сигнал ошибки, равный разности сигналов управления и датчика обратной связи, подается поочередно на одну или другую обмотки управляющего электромагнита. При поступлении сигнала в одну из обмоток якорь притягивается к ней и устанавливает струйную трубку напротив соответствующего окна приемника. Воздух поступает в рабочую полость, и в ней устанавливается максимальное давление, одновременно вторая полость оcвобождается. Под действием разницы рабочих давлений в рабочих полостях рули смещаются пропорционально входному сигналу, совершая при этом высокочастотные автоколебания. При отсутствии - входного сигнала автоколебания совершаются относительно нулевого положения рулей.

1.3 Математическое описание функционирования воздушно-динамического привода

Состояние физического тела -- однородного газа -- в некотором проточном объёме W i в каждый момент времени характеризуется совокупностью следующих параметров:

Давления P i

Удельного веса г i

Температуры T i .

Для этого газа, полагая его идеальным, справедливо уравнение состояния:

(1.3.1)

Из этого уравнения следует, что независимых величин, характеризующих состояние газа в проточной полости, две. В термодинамике для их определения используются два закона:

Закон сохранения энергии;

Закон сохранения массы.

Принимаем допущения о том, что параметры газа являются медленно меняющимися по сравнению с изменением сигналов управления.

Это позволяет разбить уравнение нелинейной нестационарной модели привода на две группы уравнений:

Уравнения с медленно меняющимися координатами;

Уравнения с быстро меняющимися координатами.

Учитывая выше изложенное, применим для описания функционирования привода законы сохранения энергии.

Расчетная схема канала РП представлена на рисунке 1.3.1

Рис 1.3.1 Расчетная схема рулевого привода

Закон сохранения энергии можно записать в следующем виде:

Для полости теплоотборника

Для рабочей полости

Для полости отсека

Закон сохранения массы:

Для полости теплоотборника

Для рабочей полости

- для полости отсека

Удельный приход (расход) энергии находим по зависимостям:

Массовый секундный приход (расход) газа в рабочей полости определяется по формулам:

Функции режима течения определяются по формулам:

Математическое описание двигателя включает а себя еще и уравнения, полученные из уравнения состояния. Они имеют вид:

Для полости теплоотборника

Для рабочей полости

Для полости отсека

С учетом теплообмена будем иметь следующие зависимости:

Для стенок теплоотборника

Для стенок рабочей полости

Для стенок отсека

Механическая подсистема описывается следующими уравнениями:

Эффективные сечения входного и выходного отверстий распределительного устройства типа «струйная трубка» с достаточной для инженерной практики точностью можно описать с помощью полинома первой степени.

Для входного сечения:

Для выходного сечения:

Используя выражение для параметров можно записать:

где и - соответственно, фактический и максимальный углы поворота распределителя.

Полное нелинейное математическое описание (МО) исполнительного механизма имеет вид:

Математическое описание исполнительного механизма будет иметь следующий вид:

(1.3.21)

где Т г =

где Т ум - постоянная времени управляющего электромагнита;

ж - коэффициент колебательности;

k ум - коэффициент аппроксимации;

U bx - напряжение входного сигнала;

P Пi - давление в полостях привода;

k - показатель адиабаты;

П то - удельный расход энергии в теплоотборнике;

G to - удельный массовый секундный расход рабочего тела в теплоотборнике;

П П1,2 - удельный расход энергии в рабочих полостях;

G П1,2 - удельный массовый секундный расход рабочего тела в полостях;

S П - площадь поршня;

д, д m - угол поворота и максимальный угол поворота рулей;

W 1,2 - объем рабочих полостей;

Т П1,2 - температура рабочего тела в полостях;

г П1,2 - удельный вес рабочего тела в полостях;

R - универсальная газовая постоянная;

I ? - приведенный суммарный момент инерции подвижных частей;

f - коэффициент вязкого трения;

m ш (д) - жесткость шарнирной нагрузки;

М стр - момент сухого трения;

k о - газодинамический коэффициент;

P ТО - давление в ресивере;

Y П1,2 , Y ТО1,2 - газодинамические функции режима течения;

µS b x 1,2 , µS bыx1,2 - эффективные площади втекания и истечения в рабочих полостях;

P о - давление в отсеке;

с - коэффициент, характеризующий регулируемое втекание;

б, б m - угол поворота и максимальный угол поворота якоря управляющего электромагнита;

б, б у - коэффициенты, характеризующие регулируемое истечение.

Структурная схема исполнительного механизма будет иметь следующий вид:

Рис 1.3.2 Структурная схема исполнительного механизма.

1.4 Расче т первоначального варианта ВДРП

Проанализируем диапазон чисел Маха на участке управляемого полета:

В таблице 1.1 отражена зависимость коэффициента от чисел Маха:

Таблица 1.1

Значения коэффициента подъемной силы c n = f (M, б э ф) и относительного положения центра давления x d = f (б э ф, М) приведены, соответственно, в таблицах 1.2 и 1.3

Таблица 1.2 коэффициент с п

					центр давления

Выбираем положение оси вращения руля:

Х ов = (0,05 ? 0,1) - (X dmax - X dmin) + X dmin

Значение х ов = 52 мм

Рассчитаем значения шарнирных нагрузок по зависимости:

q = 0,725 М 2 ;

в р - аэродинамическая хорда; в р = 86 мм;

S xap - площадь сечения ракеты; S xap = 28,27 см 2 ;

с п - коэффициент подъемной силы;

x d - относительное положение центра давления;

Значения шарнирных нагрузок приведены в таблице 1.4

Таблица 1.4

значения шарнирных нагрузокМ н [кгсм]

Зависимость шарнирных нагрузок от чисел Маха и от эффективных углов приведены на рисунке 1.4.1.

Рассчитаем значения избыточных давлений при соответствующих числах Маха по зависимости:

при, Р ст = 1 ат;

при, Р ст = f(H,T);

Определим изменения параметра характеризующего соотношение момента нагрузки и развиваемого приводом момента:

Избыточное давление,

с п - коэффициент подъемной силы,

х ов - положение оси вращения руля,

х d - относительное положение центра давления,

М - число Маха.

Рассчитаем значение энергетической функции, которая характеризует отношение мощности потребной и мощности развиваемой:

где N потр =,

Потребная скорость;

Потребный момент;

Максимальный момент;

- максимальная скорость;

где f в p - частота вращения, Гц

М н - момент нагрузки,

Y n - газодинамическая функция расхода,

Т - температура газа в рабочей полости.

Все данные, рассчитанные по выше изложенным зависимостям, представлены в таблицах 1.5-1.8.

Таблица 1.5 ,Т = -50°С

Таблица 1.6 ,Т = +50°С

Р изб,атм

Таблица 1.7 ,Т = -50°С

Р изб, атм

Таблица 1.8 ,Т = +50°С

М н, Кг/см
Р изб, атм

Из полученных расчетных данных определим режимы полета, на которых будем в дальнейшем производить расчеты конструктивных и обобщенных параметров, проводить тепловой расчет.

Конструктивный расчет S n l будем определять на режиме, где параметр k у, характеризующий соотношения момента нагрузки и развиваемого момента имеет экстремум.

k у = 0,0098 при, T = -5O°C, t = O,6 c.

Расчет потребной скорости будем проводить на режиме, где энергетическая функция с э имеет экстремум, или, другими словами, где потребная мощность максимально приближена к развиваемой мощности привода.

с э = 11,57 при 0 = 70°, Т =-50° С, t = 5,8 с.

Тепловой расчет будем проводить на режиме, где достигается максимальная скорость полета: ,Т = +50°С.

1.5 Расчет обобщенных и конструктивных пара метров

Расчет конструктивного параметра S n l.

Расчет конструктивного параметра будем проводить, исходя из обеспечения допустимого значения по зависимости:

(1.5.1)

S n - площадь поршня,

- максимальный относительный перепад давлений,

где Р n 1,2 - давление в рабочих полостях.

Для распределительного устройства типа "струйная трубка" можно принять k у находится как экстремум функции k у = 0,0098.

о- коэффициент, учитывающий утечки в полостях и потери в системе о=0,9

Принимаем S n l = 9-10 -6 м 3 = 9 см 3 .

Расчет развиваемого момента.

Расчет развиваемого момента будем проводить, исходя из следующего соотношения:

Р ИЗб выбирается для экстремума с энерг

с энерг = -11,57, Ризб =12,41 атм.

Тогда М т = 9 * 0,75 * 12,41 = 83,8 кг/см.

Зная момент нагрузки М т = 25,02 кг- см, можно определить значение параметра у:

Отсюда видно, что у < у доп при у доп = 0,4.

Расчет потребной и максимальной скорости.

Расчет потребной скорости будем проводить, исходя из отработки угла д 0 на частоте f при действии нагрузки, по зависимости

где д 0 = д m - угол отклонения рулей, д 0 = 0,44 рад.

Параметр для газораспределительного устройства типа "струйная трубка" можно принять 1;

щ = 2*f = 2* f вр 1,5 + 2*1,5 + 2*1,5 - круговая частота вращения объекта рассчитывается с учетом разброса на конструктивные параметры и частоты управления.

щ =2* 12,96*2* 1,5* 2* 1,5 = 100 с -1 ,

59,5 рад/с.

Максимальная скорость находится из следующего соотношения:

где - коэффициент, учитывающий разброс конструктивных параметров, = 1,15;

k тр = 0,9 - коэффициент, учитывающий трение,

Расчет эффективной площади выходного отверстия ГРУ.

Эффективная площадь выходного отверстия газораспределительного устройства может быть определена из зависимости для определения максимальной скорости:

где Т п - температура рабочего тела в полости, Т п = 900 К,

Y - газодинамическая функция расхода, Y = 1 при Р изб = 12,41 атм.

R, k о - параметры, характеризующие рабочее тело,

k о - показатель адиабаты, k о = 21,4,

R - универсальная газовая постоянная R = 2927 кг. см / кг-К

Эффективная площадь выходного отверстия ГРУ будет равна:

Эффективная площадь входного отверстия ГРУ будет равна:

Коэффициент расхода, - коэффициент расхода, = 0,85?0,9.

Выходные и входные площади отверстий ГРУ будут равны, соответственно:

S вых = 0,024 см 2 ; S BX = 0,021 см 2 .

1.6 Описание конструкции РП

В состав двухканального РП входят две рулевые машины, обеспечи-вающие управление каждым каналом, шпангоут с двумя парами аэродинамических рулей, воздухозаборник, теплоотборник, блок усилителей, конструктивно располагающийся в электронной аппаратуре ракеты.

Разработанный привод представляет собой пропорциональный рулевой привод, использующий энергию набегающего потока воздуха с исполнительным релейным двигателем двухстороннего действия и распределительным устройством "струйная трубка".

Поршень исполнительного двигателя имеет уплотнения, обеспечивающие плотное прилегание поршня к стенкам цилиндра, что обеспечивает отсутствие перетекания между полостями. Уплотнение поршня комбинированное состоит из фторопластовых колец, подпружиненных изнутри воротничковыми манжетами.

Основными сборочными единицами РП являются шпангоут и рулевые машины.

В шпангоуте на подшипниках качения установлены аэродинамические рули. На шпангоут с помощью винтов крепятся с двух сторон рулевые машины. Поступательное движение штока рулевой машины преобразуется во вращательное движение рулей посредством промежуточной тяги.

В состав рулевой машины входит силовой цилиндр двухстороннего действия, поршень с уплотнениями, потенциометрический датчик обратной связи, распределительное устройство. Распределительное устройство состоит из поворотного сопла, закрепленного на оси управляющего электромагнита и неподвижного приемника, который имеет два прямоугольных окна, связанные через подводные каналы с полостями рабочего цилиндра.

При торможении воздушного потока от элемента конструкции привода выделяется большое количество тепла, в результате чего конструкция нагревается. Поэтому необходимо использовать материалы для изготовления, способные выдерживать высокую температуру. Носовой обтекатель будет изготавливаться из цинко-молибденового сплава ЦМ-2А, аэродинамические рули из хромо-никелевого сплава ЖСБК~Ви. Остальные детали конструкции, менее подверженные тепловому воздействию будут изготавливаться из нержавеющей стали. Для охлаждения воздуха, попадающего через воздухозаборник в рабочие полости, в передней части РП установлен теплоотборник, состоящий из тонких металлических трубок, проходя через которые, воздух охлаждается.

1.7 Тепловой расчет

Тепловой расчет конструкции проводится после предварительной компоновки РП по алгоритму, приведенному на рис. 1.7 в следующем порядке:

1) определяется температура газа на входе в воздухозаборное устройство

Т вх =Т а (1+0,2М 2);

2) по первоначально выбранному q j , определяется температура рабочего тела в j-том элементе конструкции

3) определяются параметры,

4) рассчитывается критерий Био:

5) определяются коэффициенты уравнений для расчета температуры рабочего тела и стенок конструкции j-того элемента:

6) рассчитывается параметр

Если отличие заданного значения и рассчитанного составляет более 15%, то проводится повторный расчет, и в качестве берется рассчитанное значение.

Результаты расчета тепловых процессов используются для уточнения обобщенных параметров привода и выбора материалов конструкции.

Алгоритм расчета температур рабочего тела и стенок конструкции

	Выбор режима расчета и первоначального значения q ч
	Расчет температуры газа в трубопроводе
	Расчет параметра k ат и коэффициентов теплоотдачи б п и б вт
	Расчет температуры воздуха в трубопроводе и температуры стенки
	Расчет параметра q з
	Выбор первоначального значения q ф1
	Расчет параметра k ап и коэффициентов б п и б вт
	Определение коэффициентов уравнений для расчета температур
	Расчет температуры воздуха в фильтре и температуры стенки фильтра
	Расчет параметра q ф
	Выбор первоначального значения q пi
	Расчет параметра k ф1 и коэффициентов теплоотдачи б п и б вых
	Расчет критерия ВИО для полости
	Определение коэффициентов уравнений для расчета температур
	Расчет температуры воздуха в полости и температуры стенки
	Расчет параметра q п
	Определение Т от (t), Т т (t), Т оф (t), Т ф (t), Т оп (t), Т п (t)
	Выпуск отчетной документации

По приведенным выше математическим моделям рассчитаны параметры силовой и управляющей частей РП, управляющего электромагнита и температуры рабочего тела.

В качестве расчетных выбраны режимы (рис. 1.7, 1.8):

1) для расчета S n l - режим, соответствующий экстремуму k у:

Т а =223 К, t = 0,6 c, М=1,124, Р н =1,22М10 5 Па

k у min = - 0,0094, x ов = 61мм, М н = - 0,324 Нм, f в p = 3,6 Гц;

2) для расчета требуемой скорости и размеров распределительного устройства - режим, соответствующий экстремуму С э:

Т а =323 К, t = 4,8 c, М=5,014, Р н =18,2М10 5 Па, Х ов = 61 мм

М н = -3,68 Нм, f вp = 15,1 Гц. Н = 5200 м, Т вх = 1748 К, Дf вр = 3,0 Гц,

f y = 1,0 Гц, С min =-1,8;

3) для расчета управляющей части - режим, на котором имеют место максимальные фазовые сдвиги на рабочих частотах:

Т а = 323 К, t = 9,8 с, М = 5,23, Р и = 4,98М10 5 Па, Х ов = 61 мм, М н = = - 0,916 Нм, f в p = 14,06 Гц, Н = 14686 м, Т вх = 1475 К, Дf в p = 2,8 Гц, f y = 1,0 Гц;

4) для расчета тепловых процессов - режим, на котором имеют место максимальные температуры потока воздуха в воздухозаборнике:

Т а = 323 К, t = 1,38 с, М m ах = 5,308, Р а = 35,7·10 5 Па, Н = 0,

Т вх mах = 2132 К.

При b с = 9,7 10 -2 м, S p = 28,3М10 -4 м 2 , Дс m = 0,75, у доп = 0,4, о= 0,4, д m = =0,436 рад,

получены следующие основные конструктивные и обобщенные параметры исполнительного двигателя:

произведение площади поршня на плечо S n l, м 3 ...............9,0М10 - 6 ;

плечо 1, м..........................................................................1,05 10 - 2 ;

требуемая скорость Щ , 1/с...............................................76,03.

эффективная площадь истечения из рабочей полости

µS вых, м 2 ........................................................................... 2,00 10 -6 ;

эффективная площадь втекания в рабочую полость,

µS вх, m 2 ............................................................................. 1,8 10 -6 .

Зависимости параметра k у времени для различных режимов работы

Зависимость энергетической функции от времени для различных режимов работы

В конструкции реализовано S n l = 10,0-10 -6 м 3 .

В результате расчета управляющей части РП при = 6, = 88,3с - 1 ,

0,0393 рад, = -20°, = 76,4 с- 1 , М рп, = 3,36 Нм, J = 0,000025 кгм 2 , f = 0,001 Нмс, Мстр = 0,15

Нм определены параметры и структура привода:

частота автоколебаний, 1/с.................................... 530

амплитуда автоколебаний д а,рад................................ 0,277

время эквивалентного запаздывания УЭМ t э y M, с.......0,0016

величина зоны неоднозначности релейного усилителя, приведенная к

выходу ДОС U в........................................................ 1,0

параметр корректирующего фильтра С к.................... 1,76

амплитудная характеристика разомкнутого РП А р (). 2,505

фазовая характеристика замкнутого ) .........минус 20°

Для реализации С к = 1,76 использован корректирующий фильтр с передаточной функцией вида:

где: T i = 0,004 с, Т г = 0,012 с.

Основные параметры управляющего электромагнита, рассчитанные из условия обеспечения времени эквивалентного запаздывания t э = 0,0016 с при напряжении питания U n = 30 В, угле поворота = 0,0393 рад и максимальном допустимом токе потребления на канал J д? 0,8 А, следующие:

сопротивление обмотки при 20°С R о, Ом...................62±3;

число витков W, не менее....................................... 900;

провод ПЭТВ-0,112;

плечо якоря l я, м............................................... 1,15-10 - 2 ;

площадь якоря S a , м 2 ........................................... 0,2-10 -4 ;

площадь минимального сечения магнитопровода, м 2 .... 0,2-10 -4 ;

эквивалентная длина магнитопровода l ст, м............0,675-10";

жесткость пружины С пр, Нм/рад..............................1,7.

Время срабатывания рассчитанного УЭМ не более 0,002 с. Температура рабочего тела в трубопроводе Т Т, теплоотборнике Т ф, рабочих полостях Т п стенок Т ст, Т сф, Т сп для наиболее тяжелого с точки зрения нагрева режима превышают допустимых для легированных жаропрочных сталей, рис. 1.9. Расчет проведен при следующих исходных данных:

0,03-10 - 4 м 2 , F T = 14,1-10 -4 м 2 , t = 1,38 с, Т вх = 2132 К, Р вх = 36-10 5 Па, R = 29,27 Дж/(Н-К), k = 1,4, = 8,51Вт-м/(НМК),

0, J T = 0,015 кг, С т = 1087 Дж/(кг-К), б оф = 63,85Вт-м/(Н-К),

0,03-10 - 4 м 2 , Р ф = 203-10 -4 м 2 , J ф = 0,174 кг, С ф = 627 Дж/(кг-К), В i ф = 0

0, Р ф = 34 -10 5 Па, = 0,02-10 -4 м 2 , = 21,28 Вт-м/(Н-К), Р п = 20-10 5 Па, F n = 14,94- 10 -4 м 2 , = 420 Вт/(м 2 - К).

Проведенный тепловой расчет показал, что прогрев элементов конструкции достаточно высок, и необходимо при конструктивной проработке экспериментальных исследованиях обратить особое внимание на следующие "слабые" места в конструкции:

1) зазор между струйником и приемником из-за линейного удлинения струйника Дl c = 0,09 мм должен быть не менее 0,11- 0,12мм;

2) возможно нарушение целостности уплотнений по поршню и перетекание воздуха из полости в полость;

3) обмотки управляющего электромагнита, датчик обратной связи и монтаж должны быть защищены от воздействия горячего воздуха;

4) ленточный кабель должен быть теплоизолирован;

5) теплоотборник должен быть изолирован от обтекателя и иметь максимальную массу;

6) рабочий воздушный поток следует тормозить на входе теплоотборника;

7) пайки проводников следует по возможности заменить на сварку, промежуточные пайки исключить;

8) должен быть продолжен поиск новых обмоточных и монтажных проводов в случае увеличения времени работы привода, используемые в данной конструкции на пределе возможностей.

Зависимости температур стенок конструкции РП и воздуха на его входе от времени

1.8 Математическая модель рулевого привода

Для проектирования управляющей части и для расчета динамических характеристик привода будем использовать модель РП, состоящую из следующих элементов:

1. Исполнительный двигатель, описываемый следующей системой

уравнений:

2. Сумматор:

ДU = U вх - U ос

3. Релейный элемент:

U в - зона триггера,

U p - максимальное значение релейного усилителя.

4. Управляющий электромагнит:

ф - время эквивалентного запаздывания.

5. Корректирующий фильтр.

6. Датчик обратной связи: k ос = 1 В/рад.

Структурная схема такого привода будет иметь вид, представленный на рисунке:

Рис 1.8 Структурная схема РП.

1.9 Расчет автоколебательной системы ВДРП и ее динами ческих характеристик

Расчет автоколебательной системы воздушно-динамического РП проведем по следующему алгоритму:

1. Рассчитаем частоту автоколебаний:

(1.9.1)

- круговая частота, находится для режима наименьшей точности:

= 70°, Т = +50°, = 2рf = 2р 14,06 = 88,3 рад/с.

Примем = 6, тогда = 6М88,3 = 530 рад/с/

2. Определим требуемое время эквивалентного запаздывания управляющего электромагнита:

(1.9.2)

где ц нел - фазовая характеристика нелинейного элемента,

ц нел = - arcsin л, л. = 0,1 ?0,15;

ц к - фазовая характеристика корректирующего фильтра на частоте автоколебаний;

ц п - фазовая характеристика привода на частоте автоколебаний;

ц к = arctg

Найдем передаточную функцию привода:

Определим фазово-частотную характеристику привода при следующих данных: кг/см = 3,3НМм; кг/см = 0,72 НМм; рад/с; f = 0,01 кгМ смМc НМмМc 2 ; = =0,0436 рад; = 0,44 рад.

Время эквивалентного запаздывания электромагнита:

без влияния корректирующего фильтра.

3. Рассчитаем амплитуду автоколебаний по зависимости:

Амплитудная характеристика привода на частоте автоколебаний.

t о - время движения якоря электромагнита от упора до нейтрального положения, t о = 1,15 мс;

0,21 рад =12 0

4. Определим потребную амплитудную характеристику разомкнутого привода на рабочей частоте из условия обеспечения требуемого фазового сдвига замкнутого рулевого привода.

Фазовая характеристика электромагнита на рабочей частоте;

Фазовая характеристика нелинейного элемента;

Фазовая характеристика привода на рабочей частоте;

; = - 0,28; =0,076;

74,8 0 = 1,3 рад ; = 88,3·2,3·10 -3 = - 0,2 рад = - 11,5 0

74,8-11,5 = -86,3 0

Потребная амплитудная характеристика разомкнутого привода на рабочей частоте будет равна:

5. Определим необходимость установки корректирующего фильтра:

Так как с к > 1, то делаем вывод о том, что необходимо ставить корректитрующий фильтр.

7. Ставим корректирующий фильтр вида,

где постоянные времени определим по зависимости:

Определим фазовую характеристику фильтра на рабочей частоте:

Амплитудная характеристика фильтра на рабочей частоте:

Фазовая характеристика фильтра на частоте автоколебаний:

Амплитудная характеристика фильтра на частоте автоколебаний:

Определим параметр корректирующего фильтра на частоте автоколебаний:

Значит, выбранный параметр подходит для системы.

Определим амплитудно-фазовые характеристики системы с учетом корректирующего фильтра. Расчет произведем по следующим зависимостям:

tg= - 0,354; = - 19,4 0 .

Так как полученный фазовый сдвиг на рабочей частоте удовлетворяет требованиям, то выбранный фильтр подходит для системы.

8. Теперь необходимо рассчитать и построить динамические характеристики привода для различных режимов работы и при различных входных сигналах. Для расчета динамических характеристик воспользуемся программой, предназначенной для расчета амплитудно-фазовых характеристик замкнутой системы. Для каждого режима будем считать динамические характеристики при трех различных входных сигналах: U вx1 = 0,088 рад; U вx2 = 0,314 рад; U вx2 = 0,44 рад.

1 режим: ; Т = +50° С; t = 9,8 с; f = 14,06 Гц, Щ м = 65,6 рад/с;

М m = 3,3 Н*м; М н = 0,72 Н*м; Р изб = 4,85 атм; w 0 = 88,3 рад/с.

Рассчитаем необходимые данные для ввода:

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.1-1.9.3.

Таблица 1.9.1

U BX = 0,088 рад

Таблица 1.9.2

U вх = 0,314 рад
Uвх = 0,44 рад

2 режим: = 70°; Т = -50° С; t = 0,6 с; f = 3,59 Гц, = 65,631,5 рад/с; М т = 0,82 Н*м; М н = 0,324 Н*м; Р изб = 1,22 атм; w 0 = 22,57 рад/с, Т н = 4,5-10 -3 с, = 0,15, = 722,5.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.4-1.9.6.

Таблица 1.9.4

U BX = 0,088 рад

Таблица 1.9.5

U BX = 0,314 рад

Таблица 1.9.6

U bx = 0,44 рад

3 режим: = 70°; Т = -50°С; t = 11,58 с; f = 11,57 Гц, = 59,6 рад/с;

М т = 2,49 Н*м; М н = 0,764 Н*м; Р изб = 3,699 атм;

т

Т н = 2,9 -10 -3 с, = 0,098, k Щ = 1367.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.7-1.9.9.

Таблица 1.9.7

U bx = 0,088 рад
Таблица 1.9.8
U bx = 0,314 рад
Таблица 1.9.9
U bx = 0,314 рад

70°; Т = -50°С; t = 11,58 с; f = 11,57 Гц, = 59,6 рад/с;

М т = 2,49; М н = 0,764 Н*м; Р изб = 3,699 атм;

w 0 = 72,76 рад/с, = 0,307, m т = 1,74, Т с = 0,024с, Т г = 0,0074с,

Т н = 2,9 -10 -3 с, = 0,098, = 1367.

4 режим: = 0°; Т = +50°С; t = 1,5 с; f = 13,75Гц, = 58,02 рад/с;

М т = 30,05 Н*м; М н = 4,8 Н*м; Р изб = 44,53 атм;

w о = 86,4 рад/с, = 0,16, m m = 10,9, Т с = 0,047с, Т г = 0,0076с,

Т н = 1,17-10- 3 с, = 0,04, k Щ = 1331.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.10-1.9.12.

Таблица 1.9.10

U bx = 0,088 рад

Таблица 1.9.11

U bx = 0,314 рад

Таблица 1.9.12

U bx = 0,44 рад

5 режим: = 70°; Т = -50°С; t = 5,8 с; f = 12,96 Гц, = 55 рад/с;

M ffl = 8,38 Н*м; М н = 2,502 Н * м; Р изб = 12,41 атм;

w 0 = 81,4 рад/с, у = 0,3, m m = 5,686, Т с = 0,0267с, Т г = 0,008с,

Т н = 1,16 -10" 3 с, ж = 0,054, к Щ = 1261,5.

Результаты расчета приведены в таблицах 1.9.13-1.9.15.

Таблица 1.9.13

U BX = 0,088 рад

Таблица 1.9.14

U BX = 0,314 рад

Таблица 1.9.15

U BX = 0,314 рад

Подобные документы

Проект рулевого привода для малогабаритных летательных аппаратов, полет которых происходит в плотных слоях атмосферы. Технические требования к составным частям автоколебательной системы рулевого привода. Конструкции и принцип действия рулевого привода.

дипломная работа , добавлен 10.09.2010


Кинематический и энергетический расчет привода. Подбор электродвигателя, расчет открытой передачи. Проверочный расчет шпоночных соединений. Описание системы сборки, смазки и регулировки узлов привода. Проектирование опорной конструкции привода.

курсовая работа , добавлен 06.04.2014


Обоснование выбора нового привода коробки скоростей. Разработка зубчатой передачи и расчет шпинделя на усталостное сопротивление. Проектирование узлов подшипников качения и прогиба на конце шпинделя, динамических характеристик привода и системы смазки.

курсовая работа , добавлен 09.09.2010


Производители, описание конструкции, преимущества использования системы верхнего привода в буровых работах. Обоснование выбора кинематической схемы привода, проектирование валов редуктора. Укрупненный технологический процесс изготовления детали.

дипломная работа , добавлен 18.04.2011


Проектирование исполнительного двигателя системы газового рулевого привода. Анализ применения пневматических и газовых исполнительных устройств. Построение принципиальной схемы рулевого тракта. Обзор функциональных элементов систем рулевого привода.

курсовая работа , добавлен 20.06.2012


Обоснование выбора электродвигателя и кинематический расчет привода к машине для прессования кормов. Расчет общих параметров зубчатых передач, валов и подшипников привода. Конструктивные элементы соединений валов привода и расчет клиноременной передачи.

контрольная работа , добавлен 29.08.2013


Выбор структурной схемы привода и гидроцилиндра. Расчет конструктивных элементов гидропривода: насоса, электродвигателя, предохранительного клапана, гидрораспределителя. Нюансы построения нелинейной математической модели гидропривода. Переходные процессы.

курсовая работа , добавлен 24.10.2012


Обзор приводов и систем управления путевых машин. Расчет параметров привода транспортера. Разработка принципиальной гидравлической схемы машины. Расчет параметров и подбор элементов гидропривода, механических компонентов привода и электродвигателей.

курсовая работа , добавлен 19.04.2011


Кинематический и энергетический расчет привода электродвигателя и открытой клиноременной передачи. Проверочный расчет шпоночных соединений и подбор муфты. Описание конструкции рамы автомобиля, сборки, регулировки и смазки узлов привода электродвигателя.

курсовая работа , добавлен 17.06.2017


Проектирование и расчет привода, зубчатой передачи и узла привода. Силовая схема привода. Проверочный расчет подшипников качения, промежуточного вала и шпоночных соединений. Выбор смазочных материалов. Построение допусков для соединений основных деталей.