книги из ГПНТБ / Костин С.В. Рулевые приводы

чеиием добротности (при q{Ax) ^ k 3) и сравнительно боль­ шим коэффициентом демпфирования £к= 0,134-0,2, а устойчивость и автоколебания следящего рулевого гидро­ привода при отсутствии входного воздействия или при малых амплитудах определяются пониженным значением добротности (при qo{x) —ki = kQx°) и очень низким значе­ нием собственного демпфирования исполнительного гид­ ропривода (£,< = 0,05). Это свойство следящего гидропри­ вода рационально и автоматически изменять динамиче­ ские параметры, при которых улучшаются запасы устойчивости (рис. 1.32), можно рассматривать как свой­ ство самонастраивающейся системы регулирования и следует использовать его при проектировании быстродей­ ствующих рулевых приводов.

Эффект автоматического снижения добротности при малых амплитудах за счет нелинейной характеристики расхода золотника можно усилить путем изменения кон­ струкции дросселирующего рабочего окна, например, за­ меняя прямоугольную форму окружностью.

Следует заметить, что улучшение устойчивости следя­ щего привода за счет уменьшения крутизны характерис­ тики золотника при малых амплитудах, но при отсутствии входного сигнала не исключает возможности появления автоколебаний при медленно меняющихся входных воз­ действиях. Этот режим движения требует дополнитель­ ного исследования и расчета [23].

Метод сопряжения частот как предварительный ме­ тод расчета динамики основан на выборе частот звеньев управления: соу и соэгу в зависимости от соотношения частоты среза соСр и базовой частоты шк слабодемпфированного (£к<0,5) исполнительного гидропривода при ус­ ловии обеспечения необходимых запасов устойчивости следящего привода.

Частота среза и добротность привода обусловливает необходимое его быстродействие и устойчивость контура стабилизации и приближенно определяются по формуле

K D= Шср > (6 — 7) «ЛА-

При .шла= 40 с '1 Ко = Шер ^ 240 — 280 с-1.

Для расчета динамических и частотных характерис­ тик привода при больших амплитудах золотника прини-

90

LjE

91

маем требуемое значение добротности KD= 300 с-1 и час­ тоты среза соСр = 300 с-1 (см. рис. 1.32).

При £к<0,5 первое необходимое условие устойчивости следящего привода

©к СОср

в расчетном примере выполняется, так как сок= 750 с-1. Однако это условие является необходимым, но еще не достаточным для обеспечения устойчивости при высокой добротности KD= 300 с-1 и малом расчетном значении коэффициента демпфирования исполнительного гидро­

привода £к= 0,13.

Действительно, если устройства управления идеальны

что является неудовлетворительным с точки зрения быст­ родействия.

Коррекцию динамических свойств рулевого гидропри­ вода с малым значением можно осуществить [1, 4] с помощью апериодического функционального звена электрогидравлического усилителя, постоянную времени ко­ торого изменяют за счет изменения конструктивных па­ раметров.

«Э Г У

иэтим самым перераспределяя запасы устойчивости по

фазе и модулю (уменьшая большой запас по фазе и уве­ личивая недостающий запас по модулю), можно добить­ ся повышения добротности K D до 300 с-1 при допустимых

При Малых амплитудах £к = 0,05, а критическое значе­ ние добротности Кскр= 380 с-1.

92

Рабочее значение добротности, при котором обеспечи­

ваются необходимые запасы устойчивости и быстродей­ ствие следящего привода, окончательно принимаем равным 300 с-1. При малых амплитудах, когда £к= 0,05, добротность будет снижаться до Кп = 200 с~’.

Второе апериодическое звено (электронного усилите­ ля) не будет существенно ухудшать динамику привода при условии, если озу^Ык-

Для этой цели можно считать целесообразным форми­ рование выходного каскада электронного усилителя на пентодах с большим внутренним сопротивлением. Посто­

Li'(co) построена для температуры жидкости —50°С. Устойчивость следящего гидропривода при отсут­

ствии. медленно меняющегося входного воздействия (0 < \х\ ^ х л) определяется амплитудной и фазовой час­ тотными характеристиками L0(со) и фо(ю), построенными при добротности 200 с-1, обусловленной понижением ко­ эффициента усиления золотника при малых амплиту­ дах.

Таким образом, учитывая диапазон изменения темпе­ ратур и амплитуд, обусловленных нелинейностью харак­ теристики расхода золотника, можно построить семейство логарифмических амплитудных и фазовых характерис­ тик (см. рис. 1.32), определяющих основные динамиче­ ские свойства рулевого привода.

Если запасы устойчивости и качество переходного процесса следящего привода при расчетном значении ра­ бочей добротности (например, при K D —300.с-1), окажут­ ся неудовлетворительными, то следует корректировать

93

Рис. 1.33. Схема следящего гидропривода с корректирую­ щей обратной связью по динамическому давлению па вспо­ могательный золотник

Рис. 1.34. Схема следящего гидропривода с корректирующей обратной связью по динамическому давлению на распреде­ лительный золотник

Динамику (увеличивать демпфирование) исполнительно­ го гидропривода с помощью обратной связи по динамиче­ скому давлению [4, 7]. Схемы гидропривода с коррек­ тирующими обратными связями приведены на рис. 1.33 и 1.34.

Расчет элементов

Передаточная функция электрогидравлического уси­ лителя с позиционной обратной связью (см. рис. 1.28) выражается апериодическим звеном

Qc

h p i l max

Со.с :== ------------- •

Xm

^ЭГУ =kp]jc0 c.

Вариируя конструктивными параметрами d c, ho, Qc, xm, hFJ и другими, необходимо так спроектировать элек­ трогидравлический усилитель, чтобы его постоянная вре­ мени

7’эгу ——-— = 2 - ІО-3 с, а Qc < 2,5 см3/с.

“ ЭТУ

Расчеты показывают, что поставленные требования удовлетворяются при следующих значениях параметров:

d3 = 0,6 ом; хт = 0,03 ом; dc = 0,04 см; Qc = 2,5 см3/с;

/і0= 0,0027 см; ß=0,5; гэмп=17Н/см;

kpj — 0,04 Н/мА; 7гаах = 35 мА, R = 300 Ом;

с0.с = 47 Н/см.

95

При этом коэффициент передачи ЭГУ

Коэффициент усиления золотникового парораспредели­ теля при больших сигналах управления

Коэффициент усиления (динамическая крутизна) элект­ ронного усилителя

Расчет рулевого привода заканчивается построением частотных характеристик следящего контура на сигна­ лах до насыщения и с учетом насыщения по скорости *

* Методика построения и анализ частотных характеристик с уче­ том нелинейности типа насыщения рассмотрены в гл. III.

96

(рис. 1.35), а также исследованием влияния нелинейных характеристик насыщения по давлению и трения гидро­

двигателя на устойчивость следящего рулевого гидропри­ вода [4].

Рис. 1.35. Логарифмические частотные характеристики следящего гидропривода при различных сигналах управления с учетом насы­ щения по расходу:

и„

и п

и.Етах

4—3354

2.1. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ ОДНОКОНТУРНЫХ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПРИВОДОВ

Бурное развитие авиационной и ракетной техники, особенно в сороковых годах, заставило применять пнев­ мопривод в системах управления летательных аппаратов из-за того, что он был наиболее простым и дешевым ав­ томатическим рулевым устройством, надежно работаю­ щим в сложных климатических условиях.

Первые немецкие самолеты-снаряды типа ФАУ для управления полетом имели пневматические рулевые ма­ шины статического действия с газовыми усилителями со струйной трубкой и мембранными двигателями в первом каскаде усиления мощности управляющего сигнала.

На рис. 2.1 показана принципиальная схема двухкас­ кадного рулевого привода статического действия, где воздух под давлением ргі подается в струйную трубку, которая в зависимости от управляющего сигнала а пере­ распределяет потоки газа в левую или правую полости мембранного двигателя первого каскада. Создается пе­ репад воздушного давления, действующий на мембрану и вызывающий перемещение оси мембраны и золотника на величину х. Это перемещение является усиленным сигналом управления второго (силового) каскада золот­ никового газового усилителя (ГУ). Таким образом, соот­ ветственно величине и.знаку управляющего сигнала руль поворачивается на угол б благодаря ходу штока (хш) поршневого газового двигателя (ГД) от воздействия входного давления (pz).

В летательных аппаратах реже встречается пневмо­ привод с двухкаскадным усилителем сигнала, а чаще — привод с однокаскадными газовыми усилителями со струйной трубкой или с соплом-заслонкой.

98