WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

d yГЦ t dyГЦ t ( ) ( ) mГЦ = AЭФ Pдв t - сГЦ yГЦ t - bГЦ, (8) ( ) ( ) dt2 dt здесь mГЦ – масса корпуса ГЦ (кг), сГЦ – коэффициент жёсткости крепления корпуса ГЦ (Н/м ), bГЦ – коэффициент вязкого демпфирования (Нс/м ), yГЦ t – перемещение корпуса ГЦ (м);

( ) ж) Уравнения изменения зазора люфта в силовой проводке:

dyp t dyd t ( ) ( ) c+ yd t - yb t yb t < and > ( ( ) ( ) ( ) ) dt bП dt dyp t dyb t ( ) ( ) ( ) cdyd t + yd t - yb t = yb t > 0 and < 0, (9) ( ( ) ( ) ( ) ) dt dt bП dt otherwise dyd t dyП t dyН t dyГЦ t ( ) ( ) ( ) ( ) = - -, (10) dt dt dt dt здесь yd t – разница перемещений между штоком ГЦ и инерционной нагрузкой ( ) (с учётом жёсткости силовой проводки c1 (Н/м)) (м), yb t – зазор люфта (м), ( ) – максимальный зазор люфта (м);

и) Сила упругости проводки:

dyd t dyb t ( ) ( ) Rупр = с1 yd t - yb t + bП -. (11) ( ( ) ( ) ) dt dt В РП ЛА в процессе эксплуатации возникают зазоры в механической передаче.

Люфт является одним из параметров, ухудшающих характеристики РП по таким критериям, как точность и устойчивость. При исследовании математической модели с нелинейностью типа «люфт», можно выявить зону фазового запаздывания в частотных характеристиках РП.

Рисунок 3. Люфт в Рисунок 2. Перемещение механической передаче ведущего и ведомого звеньев Рисунок 5. Управляющая Рисунок 4. Зависимость момента Мс от характеристика ЭМП угла поворота Для имитации люфта в механической связи между штоком поршня и инерционной нагрузки в математической модели предлагается использовать логическое условие (9), которое учитывает жёсткость силовой проводки с1 и величину вязкого демпфирования поршня ГЦ РМ bП. В ходе численного моделирования системы уравнений (1)-(11) были получены качественные переходные процессы перемещения поршня и инерционной нагрузки (рисунок 2) и (рисунок 3).

Присущая практически всем ЭМП электромагнитного типа неоднозначность управляющей (регулировочной) характеристики РМ является основным видом нелинейности, способной оказывать влияние на характеристики РП.

Используя доказанное экспериментальными данными (которые были получены в других работах по аналогичной тематике) положение: при перемещении якоря по крайним положениям характер изменения индукции на каждом из участков магнитной цепи преобразователя близок к предельной петле намагничивания материала, в уравнении (3) учитывается момент сопротивления МС, который является функцией от перемещения струйной трубки и управляющего сигнала i :

МС = i n (12) здесь - коэффициент магнитного гистерезиса. В ходе численного моделирования была получена расчётная область, которая определяет характеристику управления ЭМП рассматриваемой РМ (рисунок 4) и (рисунок 5).

Для анализа устойчивости РП при численном решении нелинейной математической модели (1)-(11) предлагается использовать коэффициент передачи, который определяется как отношение амплитуды перемещения поршня РМ A yП t, к амплитуде перемещения инерционной нагрузки РП A yН t :

( ) ( ) ( ) ( ) A yП t ( ) ( ) = (13) A yН t ( ) ( ) Рисунок 6. Зависимость коэффициента Рисунок 7. Зависимость коэффициента передачи от жёсткости силовой передачи от жёсткости силовой проводки и зазора люфта проводки и зазора люфта в механической передаче при 15 Гц в механической передаче при 18 Гц В ходе численного моделирования определяется зона устойчивой работы РП в зависимости от жёсткости силовой проводки с1 и люфта в механической передачи.

При устойчивой работе РП коэффициент передачи находится в пределах от 0.5 до 1.5, что подтверждается экспериментальными данными. Так, если жёсткость силовой проводки изменяется в диапазоне с1 =107-108 Н/м, то зона устойчивости при частоте колебаний f =15 Гц (частота, при которой наблюдается граница устойчивости РП) наблюдается в диапазоне = 0 -1 (максимальная величина зазора люфта составляет 2 10-4 м ), а в случае 18 Гц – в диапазоне = 0 - 0.6 ( =1.2 10-4м – зона А) (см рисунок 6 и см. рисунок 7).

В третьей главе был проведён анализ влияния внешних и внутренних факторов на показатели качества динамических характеристик. Здесь рассматривались такие показатели качества динамических характеристик как перерегулирование, время регулирования Tp, максимальное перемещение инерционной нагрузки yH и максимальная амплитуда колебаний поршня РМ Hmax. Проведённые исследования по влиянию жёсткости силовой проводки с1 на динамические характеристики РП позволили получить зависимость изменения величины перерегулирования и время регулирования Tp при её разных значениях (рисунок 8 и рисунок 9).

Рисунок 8 Зависимость величины Рисунок 9 Зависимость времени перерегулирования от жёсткости регулирования от жёсткости силовой проводки силовой проводки Анализ графиков, представленных на рисунке 8 и рисунке 9, показывает, что с изменением жёсткости силовой проводки (c1 =104 -106 Н/м ) величина перерегулирования уменьшается. При c1 < 3104 Н/м величина перерегулирования составляет выше 30%, что не допустимо для РП ЛА. К РП ЛА на сегодняшний день предъявляется требование по величине времени регулирования Tp, TP 0.6 - 0.7 c.

Анализ показал, что жёсткость силовой проводки ниже, чем 106 Н/м для данного РП не допускается (см. рисунок 9).

Одной из особенностей СГР является сложные физические процессы, которые протекают в струйном каскаде при работе РП. При истечении высокой напорной струи в струйном каскаде (давление на входе в струйную трубку РС = 7 - 9 МПа при расходе Q = 6 - 7 л/мин, диаметр струйной трубки dC = 0.7 -1.5 мм) возникает эжекция рабочей жидкости, гидродинамическое (г/д) воздействие обратной струи на струйную трубку. Наличие таких нелинейностей на определённых частотах работы РП (15 Гц – 18 Гц) приводит к автоколебаниям струйной трубки.

Рисунок 10. Гидродинамический Рисунок 11. Переходный процесс момент обратной струи, перемещения струйной трубки действующий на струйную трубку Автоколебания струйной трубки возникают вследствие воздействия на неё гидродинамического момента при возвратно-поступательном движении поршня и, особенно, при возникновении автоколебаний в силовой проводке. При исследовании влияния гидродинамического момента на струйную трубку было выполнено имитационное моделирование течения рабочей жидкости в струйном каскаде при помощи пакета Ansys CFX.

Изменение направления действия гидродинамического момента зависит от знака перепада давлений в полостях ГЦ РМ Pдв t, который в свою очередь может ( ) определяться жёсткостью силовой проводки с1. Переходный процесс перемещения струйной трубки z при действии гидродинамического момента и жёсткости силовой проводки с1 =106 Н/м заметно отличается от переходного процесса без учёта действия гидродинамического момента (рисунок 11).

В результате проведённых исследований была получена зависимость изменения гидродинамического момента MГД t от перемещения струйной трубки z t ( ) ( ) (рисунок 10):

k1 + b1 z t < 0.( ) 0.004 0.208 < z t < 0.625 PДВ t > ( ) ( ) ( ) k2 + b2 0.625 < z t MГД t = (14) ( ) k1 + b1 z t < 0.( ) 0.004 0.208 < z t < 0.625 PДВ t < ( ) ( ) k + b2 0.625 < z t ( ) Рисунок 13. Зависимость гидродинамического момента обратной Рисунок 12. Струйный каскад струи и устройства коррекции струйного с дополнительной гидродинамической каскада коррекцией М1 – г/д момент корректирующей устройства, М2 – г/д обратной струи В результате проведённых исследований при имитационном моделировании в пакете Ansys CFX, была предложена функциональная схема струйного усилителя, доработанная на основе существующего изобретения, которая позволяет компенсировать гидродинамический момент, действующий на струйную трубку (рисунок 12).

При анализе результатов численного моделирования была получена зависимость гидродинамического момента обратной струи Рисунок 14. Коэффициент передачи при М1, который действует при перемещении частоте колебания 15 Гц струйной трубки, и зависимость * - МГД=0, - МГД 0.

гидродинамического момента корректирующего устройства М2 (рисунок 13). Выполненный анализ влияния гидродинамического момента на устойчивость рулевого привода, показал, что при отсутствии гидродинамического момента зона устойчивости рулевого привода при частоте колебаний 15 Гц лежит во всём диапазоне изменения жёсткости силовой проводки с1 и люфта в механической передаче. В случае воздействия гидродинамического момента обратной струи на струйную трубку при частоте колебаний 15 Гц устойчивость рулевого привода наблюдается в случае, когда с1 6 107 Н/м c 0.45 и =1.2 10-4 м = 0.45 (см. рисунок 14).

( ) ( ) В четвёртой главе представлены экспериментальные исследования рулевого привода, которые проводились на экспериментальном стенде в лаборатории УНИЦ «Гидропневмоавтоматика».

Уникальный автоматизированный экспериментальный стенд для получения статических и динамических характеристик РП с СГУ был разработан в ОАО «Государственный ракетный центр им.

академика В. П. Макеева» и поставлен на кафедру «Прикладная гидромеханика» УГАТУ в рамках инновационного образовательного проекта РФ (рисунок 15). Все экспериментальные исследования проводились Рисунок 15 Экспериментальный стенд по утверждённой программе испытания рулевого привода ведущей организацией.

Полученные экспериментальные данные, обработанные по методам статистики, позволили получить статические и динамические характеристики РП.

В ходе исследований статических и динамических характеристик был проведён сравнительный анализ результатов численного моделирования и результатов экспериментальных исследований.

Рисунок 16. Значения теоретического Рисунок 17 Сравнение с и экспериментального значений экспериментом АЧХ:

коэффициента расхода струйного 1 – эксперимент, 2 – нелинейная модель, 3–линейная модель усилителя РП На рисунке 16 представлено изменение коэффициента расхода струйного гидроусилителя при ненагруженном режиме работы СГРМ, полученного при имитационном моделировании в пакете Ansys CFX, и при анализе экспериментальных данных СГРМ. Исследование позволило выявить погрешность расчётов, которая составляет меньше 5%, что послужило основанием для проведения дальнейших исследований влияния на характеристики РП гидродинамического момента обратной струи.

Анализ результатов численного моделирования частотных характеристик показывает, что погрешность результатов численного моделирования составляет меньше 5%. На рисунке 17 показана амплитудная частотная характеристика ненагруженного РП. Здесь показаны результаты численного моделирования линейной и нелинейной математической модели. Расхождение результатов численного моделирования линейной математической модели и результатов экспериментальных исследований объясняется тем, что в линейной математической модели не учитываются такие факторы как люфт в силовой проводке и гистерезис в характеристике управления струйного каскада, влияние которых определяет частоту неустойчивой работы и максимальную амплитуду колебаний.

Анализ результатов численного моделирования и результатов экспериментальных исследований позволил не только доработать математическую модель РП ЛА, но и разработать методику расчёта. Разработанная методика позволяет проектировщику или исследователю использовать разработанную программу и современные методы проведения численного эксперимента для анализа характеристик РП, который позволит сократить временные затраты на проведение расчётов проточной части РМ и расчёты, связанные с проектированием РП.

В программе представлена математическая модель, которая может изменяться пользователем в рамках поставленных целей исследования. Пользователь, не изменяя структуру языка программирования, может выбирать тип математической модели (линейная или нелинейная), тип получаемых характеристик (статические и динамические), а также выбирать значения некоторых параметров, диапазоны изменения которых были получены при экспериментальных исследованиях.

Основные выводы и результаты 1. На основании анализа опубликованных работ предложена новая математическая модель РП ЛА. Для анализа статических и динамических характеристик РП при нагруженном режиме была разработана нелинейная математическая модель, учитывающая такие нелинейности как люфт в механической передаче, гистерезис характеристики управления и гидродинамический момент обратной струи, что позволило повысить достоверность результатов численного моделирования;

2. Проведённые экспериментальные исследования позволили проверить на адекватность реальному объекту разработанную нелинейную математическую модель.

Математическая модель адекватно описывает реальный объект при действии на РП следующих нагрузок: инерционной нагрузки до 90 кг, статической нагрузки до 15000 Н.

Погрешность результатов численного моделирования не превышает 5%;

3. Разработана методика расчёта РП на основе предложенной имитационной модели. Использование данной методики позволяет разработчикам РП ЛА использовать при расчётах пакет прикладных программ в режиме «чёрного ящика» или вносить дополнительные изменения в математическую модель;

4. Проведённое исследование с помощью численного моделирования в пакете Ansys CFX при доработке математической модели РП позволило разработать схему СГР, позволяющую снизить воздействие обратной струи на струйную трубку. Снижение воздействия обратной струи позволило увеличить область устойчивости РП ЛА. Были получены рекомендации по основным геометрическим параметрам СГР с дополнительной гидродинамической коррекцией при перепаде давлений на РМ 7 – 8 МПа и расходе рабочей жидкости 6 – 7 л/мин :

• диаметр струйной трубки 1 – 1.5 мм;

• диаметр приёмных окон 2 – 3 мм;

• расстояние от среза струйной трубки до приёмной платы 1 – 1.5 мм;

• диаметр каналов коррекции А и Б 1.5 – 2 мм;

• диаметр струйной камеры 6 – 8 мм;

Список основных работ по теме диссертации В изданиях, рекомендованных ВАК России 1. Галлямов, Ш. Р. Применение эмпирических зависимостей в математической модели струйной гидравлической рулевой машины/ Ш. Р.

Галлямов, Ю. К. Кириллов, А. В. Месропян, В. А. Целищев // Вестник УГАТУ.

– Уфа, 2007. Т.9, №6 (24). – С. 56–66.

2. Галлямов, Ш. Р. Исследование гидравлического рулевого привода летательного аппарата/ Ш. Р. Галлямов, К. А. Широкова, В. А. Целищев, Д. В. Целищев // Вестник УГАТУ. – Уфа, 2008. Т.11, №2 (29) секция «Машиностроение, гидравлические машины, гидропневмоагрегаты». – С. 66–74.

3. Галлямов, Ш. Р. Численное моделирование потоков в струйно-золотниковом гидроусилителе/ Ш. Р. Галлямов, К. А. Широкова, В. А. Целищев, Д. В. Целищев// Вестник УГАТУ. – Уфа, 2008. Т.11, №2 (29) секция «Машиностроение, гидравлические машины, гидропневмоагрегаты». – С. 55–60.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»