WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 | 4 |

Реверс движения выходного звена привода осуществляется клапаном, установленным между насосом и силовым гидроцилиндром привода. Клапан реверса представляет собой четырёхдроссельный золотниковый гидрораспределитель с пропорциональным управлением, рабочие окна которого настолько велики, что в открытом состоянии пропускают максимальный расход жидкости при перепаде давления около 0.3... 0.МПа. Клапан реверса управляется линейным электродвигателем. Для обеспечения пропорциональности смещения плунжера клапана и управляющего сигнала ЛЭД используется следящий контур с датчиком положения плунжера. Установка клапана позволяет не только применить в приводе более простой и совершенный нереверсивный насос, но и, самое главное, использовать его для улучшения характеристик привода при малых управляющих сигналах.

Одновременно с регулированием скорости вращения электродвигаАлгоритм управления Силовой инвертор электромашиной теля микровычислитель управляет открытием окон клапана реверса. В нейтральном состоянии привод клапана реверса закрыт, а насос обеспечивает некоторое небольшое давление (порядка 5 МПа при максимальной величине давления в приводе 35 МПа) на его входе. При малых сигналах рассогласования следящего привода открытия окон клапана реверса малы, а насос поддерживает заданное давление подачи. В таком режиме скорость выходного звена привода определяется дросселированием жидкости в клапане реверса. По мере увеличения сигнала рассогласования и смещения золотника клапана реверса сопротивление открывающихся окон быстро падает, и скорость выходного звена привода определяется в основном подачей насоса. Таким образом, по мере увеличения абсолютной величины сигнала рассогласования исполнительный привод переходит от режима дроссельного регулирования скорости к режиму объёмного её регулирования - что и даёт нам название привода:

привод с комбинированным управлением скоростью выходного звена.

Комбинированное регулирование скорости выходного звена привода обеспечивает отработку больших и средних сигналов рассогласования привода с малыми потерями мощности, близкими к минимальным потерям при объемном принципе регулирования скоростью поршня. При малых сигналах рассогласования, при которых потребляемая приводом мощность мала и энергетические показатели не столь важны, привод переходит в режим дроссельного регулирования, для которого характерны максимальная чувствительность и минимальные ошибки воспроизведения заданного движения. При таком управлении не требуется качественного регулирования скорости БДПТ в области очень малых скоростей и можно использовать в приводе более простые и дешевые нереверсивные насосы.

Гидравлическая часть привода не просто выполняет функции редуктора, а полностью реализует весь накопленный авиационной гидроавтоматикой потенциал для улучшения характеристик привода.

Динамическая жёсткость привода зависит от объёма и упругости жидкости в камерах гидроцилиндра и присоединенных к ним полостях.

В рассматриваемом приводе упругость рабочей жидкости, а с ней и динамическая жёсткость привода, может быть доведена до уровня, соответствующего дроссельному приводу, за счёт увеличения минимального давления в нем до 2... 3 МПа.

Для экспериментального исследования характеристик привода с комбинированным управлением, совместно с ОАО «ПМЗ Восход» был создан экспериментальный образец, позволяющий оценить основные характеристики привода и его основных агрегатов, а также оценить адекватность разработанной математической модели. Его конструкция изображена на рис.Гидрокомпенсатор ПК61-Электродвигатель Гидроусилитель УГ133М-Блок насосов ПК47-Корпус ЭГПЭ-Гидродвигатель РПД8-Рис. 3. Экспериментальный образец привода с комбинированным управлением При создании экспериментального образца привода было принято решение разработать рулевой привод небольшого самолёта, развивающий максимальное усилие Fmax = 3000 кгс и имеющий максимальную скорость движения выходного звена Vmax = 6 см/с.

Были проведены расчёты параметров, которые позволили подобрать существующие элементы (гидроцилиндр, гидроусилитель, насос, электромотор) для создания экспериментального образца привода. В нём использован мехатронный модуль, разработанный ОАО «Электропривод»(г.Киров). Вместо цифрового вычислителя, управляющего двумя основными агрегатами привода - насосной станцией и клапаном реверса на 1 этапе исследований был установлен аналоговый пульт управления приводом.

Таким образом, разработанный привод с комбинированным регулированием скорости позволяет снять трудности с обеспечением высокой чувствительности и динамических характеристик автономного электрогидравлического рулевого привода для аэродинамически малоустойчивых компоновок самолётов при сохранении энергетических показателей на уровне приводов с объёмным регулированием скорости.

В третьей главе приводятся результаты исследования характеристик основных компонентов привода с комбинированным управлением скоростью выходного звена.

Перед созданием экспериментального образца привода были проведены исследования всех его компонентов, которые позволили определить их точные характеристики, выявить конструктивные достоинства и недостатки, а также подобрать соответствующие коэффициенты для математической модели каждого из элементов привода.

Для определения характеристик и параметров мехатронного модуля и насоса были проведены испытания насосной станции, состоящей из этих агрегатов. Получены механические характеристики мехатронного модуля, а также сняты параметры его переходного процесса.

Высокая жёсткость механических характеристик мехатронного модуля обеспечивается работой обратной связи по скорости, предусмотренной в блоке управления вентильным двигателем.

Параметры переходного процесса мехатронного модуля определялись при отработке им ступенчатого сигнала, поданного на вход системы управления модулем, в составе автономного привода.

При исследовании насоса было проведено 3 серии испытаний: испытания нового насоса перед его установкой в привод; испытания нового насоса (дублёра) на стенде; повторные испытания насоса, снятого с привода после наработки им 270 часов и подвергнутого промывке и переборке.Целью испытаний было определение механических и объёмных потерь в насосе и степень деградации параметров насоса после наработки 270 часов.

В процессе испытаний насосной станции привода фиксировались величина расхода на выходе насоса и перепад давления на нём. Эти данные позволяют оценить фактическую величину расхода утечки в насосе и соотнести её с величиной перепада давления и скоростью вращения вала насоса. Для обобщения экспериментальных зависимостей было опробовано несколько вариантов аппроксимирующих полиномов различных степеней от скорости вращения вала и перепада давления на насосе.

Анализ полученных ошибок аппроксимации показал, что для аналитического описания функции можно ограничиться аппроксимационным многочленом первого порядка по перепаду давления и второго порядка по скорости вращения вала: Qут = (a2·2 + a1· + a0)·Pp + (b2·2 + b1·), где a0, a1, a2, b1, b2 — постоянные коэффициенты аппроксимации.

Экспериментальные данные по утечкам в насосе и их аппроксимация представлены на рис.4:

Дублёр нового насосного блока был испытан на технологическом стенде с приводом от гидромотора. Оборудование стенда позволяло определять зависимость момента на валу насосного блока при различных скоростях вращения вала и перепада давления на силовом насосе. По полученным данным были определены зависимости момента суммарного трения в насосе от условий его работы. Анализ этих экспериментальных характеристик позволил получить оценки величин момента сухого Qут, л /мин Qут, см3/c 0.delP = 200 атм 0.5 delP = 180 атм delP = 160 атм 0.4 delP = 140 атм dP=180 delP = 120 атм 0.3 delP = 100 атм delP = 80 атм 0.delP = 60 атм 0.delP = 40 атм delP = 20 атм dP=delP =, рад/с, рад/с -0.0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 0 200 400 600 800 1000 1200 Выбранный многочлен обеспечивает отсутствие утечки при нулевом давлении и нулевой скорости вращения. Ошибки аппроксимации не превышают 12% в максимальных случаях (на концах отрезков исследованного диапазона) и в среднем составляют около 2%.

Рис. 4. Экспериментальная зависимость величины утечек в насосе от скорости вращения вала в насосе и её аппроксимация.

и вязкого трения насосного блока привода.

Результаты повторных испытаний насосной станции показали, что характер зависимости расхода утечек от давления и от скорости не изменился, а его величина сравнима с утечками нового насоса.

Целью испытаний клапана реверса было определение его фактических расходных характеристик и параметров математической модели клапана для проведения исследований экспериментального образца привода методом математического моделирования. Кроме того, была получена оценка динамических возможностей клапана. Для обобщения полученных характеристик клапана были построены зависимости гидравлической проводимости дросселя клапана от смещения его плунжера.

Исследования показали, что в динамических режимах клапан достаточно точно описывается колебательным звеном.

В четвёртой главе рассматривается математическая модель привода.

Она представляет собой объединение отработанных и достоверных математических моделей отдельных агрегатов и элементов привода и предлагаемых алгоритмов их управления. Полученная при этом модель отражает основные свойства системы взаимодействия элементов привода в процессе функционирования. Такой подход к моделированию позволил увеличить достоверность полученных оценок рабочих процессов и характеристик привода и исследовать возможные варианты схемы привода на базе имеющихся компонентов. Моделирование проводилось в системе Matlab/Simulink. Вид общей модели привода показан на рис.5.

Математическая модель разбита на блоки, представляющие собой основные функциональные узлы привода: контурная часть, мехатронный модуль, насос, клапан реверса, ЛЭД, цилиндр с клапанами и объект управления.

Блок «Насос» реализует зависимость расхода подачи насоса и момента сопротивления на его валу как функции скорости вращения вала и перепада давления на насосе. Эта зависимость учитывает установленную экспериментально связь расхода утечек в насосе экспериментального образца привода от скорости вращения вала и перепада давления на насосе, а также позволяет учитывать искусственно вносимые перетечки через заданный шунтирующий дроссель. Вычисляемый момент сопротивления учитывает моменты вязкого и сухого трения в насосе,также установленные в процессе экспериментальных исследований насоса, использованного в экспериментальном образце привода.

Блок «ЛЭД» описывает работу сервопривода на основе линейного электродвигателя, который перемещает золотник в клапане реверса.

Блок «Клапан реверса» описывает гидравлические характеристики четырёхдроссельного распределителя золотникового типа, с проводимостями окон, установленными в процессе экспериментальных исследований привода. Модель гидравлической части клапана представлена симметричным четырёхдроссельным гидроусилителем с кусочно-линейной расходной характеристикой. Динамика клапанов и утечки в золотнике не учитывались.

Блок «Гидроцилиндр» представляет собой математическую модель динамического формирования полостных давлений упругой жидкости и силы на поршне гидроцилиндра с учётом ограничений этих давлений, вызванных работой предохранительных клапанов. В данной модели утечки в гидроцилиндре не учитывались.

Блок «Формирование давления» моделирует динамический процесс формирования давления подачи насоса с учётом ограничения, вносимого работой предохранительного клапана.

Блок «Объект» описывает движение объекта регулирования под действием приложенной к нему силы, развиваемой гидроцилиндром, и стандартного набора возможных силовых нагрузок, включая силу вязкого и сухого трения с различными значениями максимальной силы трения покоя и шарнирную нагрузку. Упругость связи исполнительного двигателя с инерционным объектом не учитываем.

В «Блоке управления» (рис.6) осуществляется согласованное управление мехатронным модулем и усилителем клапана реверса.Там формируется управляющее напряжение, которое является параметром, синUx Ycom Ux X X LED Pp Mem Ycom Pp Qstep Pd Mem Omega Qs Mp Q1 Pd Qlik_Step Ux Pp Fp Ucom X Omega Q1 Qc1 Pd Omega Qs P Pp Q2 Y Um Um Power Uinput Y Qp Pr Q2 -1 Qc2 Fp Fp Y Ucom Pr PControl PumpPressure Mehatronic Qin Yl PPmodule Pump Pr Qp Fo V V Reverse valve Vl PUm Power Cylinder Object Fin Pr P1 PFinput Sensors Рис. 5. Вид общей модели привода с комбинированным управлением 1/Kos Ycom Ue U 3 Kx U V Ux Ucom Pd Get_Ux SwV Sw U Ux V Ux Pd Kos Get_Ux2 0.5_ Tfz.s+U Taz.s+Y 4 du/dt V Pd Um 2 Pd Um 1 Pp Pp Get_Um Рис. 6. Компонент модели «Блок управления» хронизирующим работу двух управляющих контуров привода. В зависимости от решаемых при моделировании задач этот блок имитирует работу либо пульта управления экспериментального образца привода, либо микропроцессорного блока управления цифрового варианта привода. Данная модель устанавливает лишь необходимые функциональные связями между входными и выходными координатами микропроцессорного блока управления,и не учитывает такие технологические факторы, как разрядность микропроцессора и ЦАП/АЦП, частота квантования микропроцессора и вносимое им запаздывание в передачу сигналов, поскольку считается, что современная электроника обладает достаточным быстродействием для решения поставленных задач.

Приведём уравнения, которые определяют вычисление управляющих сигналов для двух контуров привода: сигнала Ux для управления золотником и сигнала Um для управления мехатронным модулем.Входными данными являются сигнал рассогласования Ue, скорость штока привода V и значения перепада давления в гидроцилиндре Pd и давления подачи насоса Pp.

Ue = Ucom -Kos·Y Ue1 =Kx·Ue (1) Сигнал управления золотником может вычисляться по двум различным алогоритмам: с использованием модельной скорости и без неё. Об алгоритме модельной скорости см. главу 7. В первом случае, сигнал управления золотником вычисляется по формуле:

f1[Pd· sign(V )] при (Pd· sign(V )) < 0, Ux = Ue1·KUe, KUe =, 1 при [Pd· sign(V )] 0.

(2) f1[Pd· sign(V )] — таблично заданная кусочно-линейная функция,а нормированный коэффициент KUe задаёт ограничения на сигнал в зависимости от помогающей нагрузки, действующей на привод.

При использовании в процессе управления скорости модели привода, сигнал Ux вычисляется при помощи следующего уравнения:

dUx = (Vmod - V )·Kv (3) dt При этом скорость модели определяется выражениями:

Pages:     | 1 || 3 | 4 |






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