Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ тенденций развития автономных электрогидравли ческих рулевых приводов летательных аппаратов 15
1.1. Основные типы автономных электрогидроприводов 16
1.1.1. Привод с объёмным регулированием скорости и реверсивным насосом 16
1.1.2. Объёмно-клапанный привод 17
1.1.3. Привод с объёмно-дроссельным регулированием скорости 18
1.2. Электрогидростатические приводы 21
1.2.1. Схема и принцип действия 21
1.2.2. Существующие реализации электрогидростатических приводов 24
1.2.3. Достоинства и недостатки 28
1.3. Выводы по главе 1 31
Глава 2. Разработка схемы и принципа действия автономного привода с повышенной чувствительностью в области малых сигналов управления 33
2.1. Разработка конструктивной схемы привода с комбинированным управлением скоростью выходного звена 34
2.2. Разработка схемы управления функциональными устройствами привода 37
2.3. Создание экспериментального образца привода 39
2.3.1. Экспериментальный образец привода 40
Глава 3. Исследование характеристик основных компонентов привода с комбинированным управлением скоростью выходного звена . 46
3.1. Определение характеристик мехатронного модуля 46
3.1.1. Регулировочная характеристика мехатронного модуля . 47
3.1.2. Механические характеристики мехатронного модуля . 47
3.1.3. Переходные процессы в мехатронном модуле 49
3.2. Экспериментальное исследование характеристик насоса 51
3.2.1. Характеристики насоса после сборки 52
3.2.2. Влияние наработки на характеристики насоса 57
3.3. Определение характеристик клапана реверса привода 59
3.4. Выводы по главе 3 64
Глава 4. Разработка математической модели привода 67
4.1. Структура компьютерной модели 68
4.2. Параметры математической модели 70
4.3. Блок управления 72
4.4. Мехатронный модуль 78
4.5. Поршневой насос с клапанным распределением жидкости . 81
4.6. Клапан реверса 87
4.7. Формирование давления насоса 90
4.8. Гидроцилиндр 90
4.9. Объект управления 92
4.10. Выводы по главе 4 95
Глава 5. Результаты математического моделирования привода . 97
5.1. Влияние настройки привода на его характеристики 97
5.2. Оценка статических характеристик привода 107
5.3. Оценка динамических характеристик привода 109
5.3.1. Соотношение режимов работы привода в динамике . 109
5.3.2. Переходные процессы при подаче скачкообразного входного сигнала 110
5.3.3. Логарифмические амплитудно-фазовые частотные характеристики 111
5.4. Исследования энергетики привода и его компонентов 116
5.4.1. Мехатронный модуль 116
5.4.2. Насос 121
5.4.3. Привод в целом 122
5.5. Выводы по главе 5 137
Глава 6. Результаты экспериментального исследования привода . 140
6.1. Оценка статических характеристик привода 140
6.2. Оценка динамических характеристик экспериментального образца привода 144
6.3. Выводы по главе 6 153
Глава 7. Системы улучшения качества характеристик привода . 155
7.1. Обеспечение стабильности характеристик привода в течение срока эксплуатации 156
7.2. Обеспечение линейности регулировочной характеристики . 165
7.3. Выводы по главе 7 173
Заключение 175
Литература 177
- Электрогидростатические приводы
- Разработка схемы управления функциональными устройствами привода
- Экспериментальное исследование характеристик насоса
- Параметры математической модели
Введение к работе
Актуальность работы
В настоящее время разработчиками летательных аппаратов проявляется значительный интерес к повышению степени их электрификации. Считается, что это позволит снизить стоимость жизненного цикла ЛА, уменьшить полётную массу и улучшить топливную экономичность, а также тактико-технические характеристики ЛА при боевых применениях, увеличит готовность к полету ЛА военного назначения.
При повышении степени электрификации самолёта предполагается переходить от гидроприводов с питанием от централизованных гидросистем к автономным, которые питаются от электрической системы. Гидравлические следящие приводы с индивидуальными(автономными) источниками гидропитания имеют в настоящее время ограниченное применение на борту летательных аппаратов по причине ограниченной конкурентноспособности в сравнении с приводами с централизованными гидросистемами питания, в первую очередь по массо-габаритным показателям и удельным характеристикам. Однако ситуация изменяется коренным образом в связи с реализацией концепции унифицированного энергопитания бортовых приводных систем различного назначения.
Достижение минимального веса, размеров и стоимости автономного электрогидропривода является проблемой, которая часто становится ключевой при выборе одного из двух вариантов — системы автономных гидроприводов или приводов с централизованной системой питания.
Другой проблемой является обеспечение высоких показателей автономных электрогидравлических приводов, например статической и динамической точности, а также жёсткости при работе на малых управляющих сигналах. Эти качества особенно важны, например, для рулевых приводов современных аэродинамически неустойчивых самолётов, оснащённых автоматической системой управления полётом, что обуславливает необходимость работы приводов длительное время по гармоническому закону управления с малыми амплитудами перемещений выходного звена и при существенных эксплуатационных нагрузках.
Таким образом, в настоящее время является актуальным поиск решения вышеуказанных проблем автономных электрогидравлических приводов.
Цель диссертационной работы
В связи с прогрессом в области развития электротехнического и электронного оборудования представляется, что перспективным путём решения проблем автономного электрогидравлического привода будет развитие схемы электрогидростатического привода. Его усовершенство-
ванная конструкция позволит иметь высокую удельную мощность, максимальный КПД порядка 70..85% и будет хорошо управляться в области малых управляющих сигналов, не теряя при этом жёсткости. Таким образом, целями данной работы являются:
Повышение чувствительности электрогидростатического привода в области малых сигналов управления до уровня, соответствующего электрогидравлическим дроссельным приводам современных самолётов.
Повышение жёсткости автономного привода, особенно в области малых управляющих сигналов.
Улучшение динамических характеристик автономного электрогидравлического привода в области малых управляющих сигналов.
Обеспечение достижения вышеуказанных целей при сохранении энергетических характеристик (максимального КПД и энергопотребления в нейтральном состоянии) на уровне лучших автономных приводов.
Обеспечение стабильности всех вышеуказанных характеристик во время периода эксплуатации.
Научная новизна работы
Научная новизна представленной работы, по мнению автора, заключается в:
Исследовании особенностей работы привода с комбинированным управлением скоростью выходного звена, обеспечивающего реализацию режима дроссельного управления скоростью в области малых сигналов управления (до 0.5.. . 1% от максимального) и плавный переход на режим объёмного управления скоростью при увеличении сигнала управления.
Синтезе алгоритмов управления приводом, обеспечивающих как перечисленные выше свойства, так и стабильность настроек агрегатов привода.
Экспериментальном определении характеристик насосного агрегата
Анализе и исследовании рабочих процессов привода с комбинированным управлением на базе разработанной автором многоэлементной математической модели со сложными функциональными
связями и введёнными в алгоритм вычислений характеристиками реальных элементов.
Практическая ценность работы
Практическая значимость работы заключается в том, что разработанные схемные и алгоритмические решения позволяют:
Улучшить чувствительность электрогидростатического привода до уровня, позволяющего использовать привод для управления основными рулевыми поверхностями самолётов, в том числе и с аэродинамически неустойчивой компоновкой.
Улучшить частотные характеристики в области малых сигналов управления до уровня современных авиационных высококачественных электрогидравлических приводов с централизованным гидропитанием.
Увеличить жёсткость привода в области малых сигналов управления до уровня, принятых для рулевых приводов.
Снизить затраты на ремонт и обслуживание энергетического комплекса самолёта, поскольку применение разработанных технических решений рулевых приводов позволяет сократить количество гидросистем на борту самолёта, заменив гидравлические магистрали централизованных гидросистем на электрические силовые кабели.
Сократить сроки и стоимость промышленного освоения привода (и его производства), поскольку предлагаемые автором технические решения используют уже освоенные российскими заводами компоненты, обладающие подтверждённым уровнем безотказности и необходимым техническим ресурсом.
На защиту выносятся следующие основные результаты и положения:
Решение поставленных задач позволяет вынести на защиту следующие положения:
Алгоритмы управления электрогидростатическим приводом, позволяющие добиться улучшения его характеристик в области малых сигналов и исследование их эффективности
Алгоритмы управления, позволяющие обеспечить требуемую стабилизацию настроек в приводе, имеющем комбинированное управление.
3. Исследование рабочих процессов в электрогидростатическом приводе, имеющем комбинированное управление, с помощью его нелинейной математической модели, включающей экспериментальные характеристики основных агрегатов привода.
Апробация работы.
Материалы диссертации докладывались на научных семинарах и конференциях, в частности, на:
XV международный научно-технический семинар «Современные технологии в задачах управления, автоматики и обработки информации», г. Алушта, сентябрь 2006 года
XVI международный научно-технический семинар «Современные технологии в задачах управления, автоматики и обработки информации», г. Алушта, 18-25 сентября 2007 года
IX международный научно-технический симпозиум «Новые рубежи авиационной науки», г.Москва, 19-23 августа 2007 года
Структура и объем диссертации.
Электрогидростатические приводы
С начала 90-х годов наблюдается интенсивное появление информационных (в основном рекламных) материалов известных фирм в области автономных гидроприводов нового типа - так называемых электрогидростатических приводов. Это обстоятельство определяется в основном прогрессом в области бесколлекторных электродвигателей, силовой электроники и компьютерной техники.
Достижения в указанной области позволили приступить к созданию приводов нового типа, в которых: Исполнительные механизмы приводов с нерегулируемым реверсивным насосом гораздо проще и дешевле,чем у приводов с регулируемым насосом; Удельная мощность электрической части привода приближается к удельной мощности гидроагрегатов; Насосы и электродвигатели в таких приводах работают при переменной скорости вращения, что позволяет обеспечить их больший ресурс по сравнению с приводами с регулируемым насосом, в которых скорость вращения ротора постоянно поддерживается близкой к максимальной скорости; Улучшение и регулирование характеристик осуществляется в электронной части привода.
Рассмотрим типовую схему электрогидростатического привода, изображённого на рис. 1.5. Электрогидростатический привод осуществляет преобразование электрической энергии в механическое перемещение с помощью электропривода и гидростатической передачи, выполненной на основе гидроцилиндра и нерегулируемого реверсивного насоса, скорость которого регулируется электроприводом. Применение гидропередачи вместо механического редуктора объ ясняется тем, что эксплуатационные свойства использованных гидроэлементов хорошо известны авиационным конструкторам и вызывают у них высокий уровень доверия как с точки зрения надёжности и отказобезопасности, так и по подтверждённому ресурсу работы в условиях следящего рулевого привода.
Мехатронный модуль такого привода включает бесконтактную электрическую машину постоянного тока, силовой инвертор на мощных транзисторных ключах, коммутирующих обмотки электродвигателя и микровычислитель, управляющий силовыми переключающими элементами на основе информации с датчика угла поворота ротора двигателя. В целом, мехатронный модуль является следящей системой, регулирующей скорость вращения ротора пропорционально управляющему сигналу.
Для достижения высоких удельных весовых характеристик в силовом инверторе и электромашине используется постоянное напряжение 270 В. Поскольку в настоящее время целесообразность организации централизованной электросистемы такого напряжения на самолётах вызывает сомнения, то в со став привода включён преобразователь для получения нужного напряжения из бортовой сети напряжением 115 В. Создание высоковольтных твёрдотельных переключающих элементов на большие мощности, способных коммутировать токи в сотни ампер при напряжении 270 - 350 - 500 В. Развитие высокопроизводительной микрокомпьютерной техники, способной в реальном масштабе времени управлять скоростью вращения ротора электродвигателей в диапазоне 0 — 20000 об/мин и более. Новые бесконтактные автоматы защиты и коммутации электросетей, ограничивающих токи короткого замыкания.
Таким образом, в гидростатических приводах представляется целесообразным использовать либо вентильный электродвигатель,либо SR-машину (вентильный индукторный двигатель с коммутируемым потоком).Рассмотрим особенности этих электромашин.
Для проверки концепции и оценки эффективности перехода на автономный привод с объёмным регулированием скорости (гидростатического типа) были проведены оценочные лётные испытания [13] по программе JSF1 на истребителе F-18, которые полностью потдтвердили преимущества применения электрогидростатических приводов. По данным фирмы Локхид реализация концепции децентрализованной ГС и РП гидростатического типа обеспечило: Уменьшение взлётного веса - на 6% (318 кг). Уменьшение поражаемой площади - на 15% Снижение стоимости самолёта - на 5% Снижение стоимости жизненного цикла - на 2-3%
Разработка схемы управления функциональными устройствами привода
Величины сигнала рассогласования, соответствующие тому или иному режиму, и характер перехода между ними зависят от применяемых алгоритмов управления подачей насоса и клапана реверса. Для работы и синхронизации этих алгоритмов используются сигналы одного или двух датчиков перепада давления, установленных до и после клапана реверса (на рис. 2.1 обозначены ДПД). В приводе могут использоваться различные варианты алгоритмов управления, однако при любом из них скорость выходного звена при малых сигнала рассогласования определяется преимущественно открытием окон клапана ре верса, а в остальных случаях - скоростью вращения вала электродвигателя. Малые сигналы управления отрабатываются приводом в режиме, который обеспечивает максимальную крутизну перепадной характеристики , следовательно, высокую чувствительность привода.
При малых управляющих сигналах сравнительно низкая энергетическая эффективность дроссельного регулирования не столь важна, кроме того, абсолютные потери мощности в окнах золотникового клапана ограничены низким давлением на его входе. Хорошие энергетические характеристики необходимы при больших мощностях, развиваемых приводом, т.е. при больших сигналах рассогласования. На этих режимах окна клапана реверса открыты, они вызывают небольшие потери давления, и, следовательно, по своим энергетическим свойствам рассматриваемый привод приближается к ЭГСП.
Использование клапана реверса позволяет реализовать алгоритм повышения жёсткости механической характеристики автономного привода при помогающей нагрузке без использования энергозатратных гидромеханических ограничителей расхода, а также улучшить динамические характеристики привода при малых сигналах рассогласования.
Описанные положительные качества автономного привода принципиально можно получить только при использовании клапана реверса, практически их можно реализовать при соответствующих алгоритмах синхронного управления этим клапаном и электродвигателем насоса.
Желаемая жёсткость механических характеристик исполнительного привода обеспечивается обратными связями по скорости вращения вала электродвигателя и, при необходимости, перепаду давления подачи насоса. Первая из них компенсирует просадку скорости электромашины под нагрузкой, вторая -уменьшение скорости выходного звена привода из-за утечек в насосе и клапане реверса.
Датчик перепада давления на насосе используется, прежде всего, в системе стабилизации настройки привода при изменении температуры рабочей жидко сти и деградации характеристик насоса вследствие его износа. Кроме того, он весьма полезен для организации системы контроля работоспособности привода. Для предотвращения перегрузки мехатронного блока и ограничения потребляемой приводом мощности в микровычислителе осуществляется алгоритмическое ограничение предельной механической характеристики исполнительного механизма, которое не связано с энергопотерями в переливных клапанах. В общем случае предельная механическая характеристика не зависит от вида частных механических характеристик и может задаваться любой желаемой формы в пределах развиваемой мощности привода. Форма предельной механической характеристики привода может задаваться зависимой от температуры силовых элементов мехатронного блока. В этом случае при достаточно низкой температуре привода он может быть на некоторое время форсирован по мощности, по мере нагрева конструкции допустимая мощность будет ограничиваться.
Для экспериментального исследования характеристики 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.
Для создания экспериментального образца привода было решено взять за цель создание рулевого привода небольшого самолёта, развивающего максимальное усилие Fmax = 3000 кгс и имеющего максимальную скорость движения выходного звена Vmax = 6 см/с.
Для использования в экспериментальном образце электрогидростатического привода был выбран гидродвигатель РПД8-100, обладающий площадью поршня Ап — 14.45 см2 и максимальный ходом 8 см, а также блок насосов ПК47-610, с характерным объёмом WH = 0.0747 см2,/рад.
Принципиальная схема экспериментального образца привода показана на рис. 2.2. В нём использован мехатронный модуль, разработанный ОАО «Электропривод» имеющий встроенные пульт управления и преобразователь напряжения силового канала. Вместо вычислителя, управляющего двумя основными агрегатами привода - насосной станцией и клапаном реверса, установлен аналоговый пульт управления приводом. Для измерения скорости вращения вала электродвигателя установлен внешний по отношению к мехатронному модулю датчик. Этот датчик и датчики давления ДД в экспериментальном образце привода с аналоговым управлением использовались только для наблюдения за параметрами и в работе привода не участвовали.
Экспериментальное исследование характеристик насоса
При исследовании насоса было проведено 3 серии испытаний: 1. испытания нового насоса (в составе насосной станции с мехатронным модулем) перед его установкой в привод 2. испытания нового насоса (дублёра) на технологическом стенде с приводом от гидромотора, 3. 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 кроме параметров ме-хатронного модуля (в частности, скорости вращения вала) фиксировались величина расхода на выходе насоса и перепад давления на нём. Эти данные позволяют оценить фактическую величину расхода Qym утечки в насосе и соотнести её с величиной перепада давления и скоростью вращения Q вала насоса: Номинальное значение характерного объёма насоса WH = 0.0747 . Зависимости величины расхода утечки насоса, определённой по указанной методике, от перепада давления на насосе АРР и скорости вращения вала насоса Q показаны соответственно на рис.3.5 и рис.3.6. Для обобщения экспериментальных зависимостей было опробовано несколько вариантов аппроксимирующих полиномов различных степеней (до третьей включительно) от скорости вращения вала Q и перепада давления на насосе АРР. Аппроксимация производилась методом наименьших квадратов. Анализ полученных ошибок аппроксимации (не превышают 12% в максимальных случаях (на концах отрезков исследованного диапазона) и в среднем составляют около 2%) показал, что для аналитического описания функции можно ограничиться аппроксимационным многочленом первого порядка по перепаду где ao,ai, 02,61,62 — постоянные коэффициенты аппроксимации. Выбранный многочлен обеспечивает отсутствие утечки при нулевом давлении и нулевой скорости вращения, т.е. физическую корректность описания при граничных условиях. При описании функции утечки нового насоса были получены значения ап-проксимационных коэффициентов, приведённые в таблице 3.1. Результаты аппроксимации показаны на рис.3.7 и рис.3.8, где изображены полученные расчётные кривые и наложенные на них экспериментальные точки. Если зависимость расхода утечки от перепада давления на насосе вполне ожидаема, то характер зависимости утечки насоса от скорости вращения его насосе(л/лшн); . Рис. 3.6: Экспериментальная зависимость расхода утечки насоса от скорости вращения вала насоса вала в настоящий момент не имеет определённого объяснения. Причиной может быть инерционность работы подпружиненных клапанов насоса, нестабильный характер потоков в радиальных зазорах между движущимися поршнями и цилиндрами, или неполное заполнение камер насоса при всасывании. Учитывая это, правильнее будет говорить не об утечках в насосе,а о потерях расхода в нём. Дублёр нового насосного блока ПК-47-600 был испытан на технологическом стенде с приводом от гидромотора. Оборудование стенда позволяло определять зависимость момента на валу насосного блока М при различных скоростях вращения вала Q и перепада давления на силовом насосе PST = Ps — Рг. По полученным данным были определены зависимости момента суммарного трения в насосе Mfr от условий его работы: Обозначения: ох: ДР — перепад давления на насосе(Ла-105); оу: Qym — объёмный расход утечки в насосе(л/лшн); На графике отмечены снятые экспериментально точки и построены прямые, отражающие аппроксимацию экспериментальных данных. Семейство характеристик образуется из прямых, разных для каждой скорости вращения вала электродвигателя: от 1? = 0 в области малых утечек до Q — 1200 рад /с в области максимальных.
Рис. 3.7: Аппроксимированные характеристики расхода утечки насоса как функции перепада давления Обозначения: ox: Q — скорость вращения вала электродвигателя(ра ?/с); оу: Qym — объёмный расход утечки в насосе(слс3/с); Семейство характеристик образуется из зависимостей, разных для каждого из давлений: от АР = 0 в области малых утечек до ДР = 200 Яа-105 в области максимальных Рис. 3.8: Аппроксимированные характеристики расхода утечки насоса как функции скорости вращения вала Таблица 3.1: Коэффициенты функции аппроксимации утечек нового насоса Анализ этих экспериментальных характеристик позволил получить оценки величин момента сухого и вязкого трения насосного блока привода: постоянный момент сухого трения насоса - 1.1 кГс-см, коэффициент вязкого трения в насосном блоке 3.98-Ю-4 кГс-см-с/рад. Обозначения: ox: Q — скорость вращения вала насоса (рад/ с); оу: М/г — момент суммарного трения в насосе(кГссле); Пунктиром обозначены графики зависимости момента на вспомогательном насосе, а сплошными линиями - на основном. Точками изображена аппроксимационная прямая. Рис. 3.9: Экспериментальная зависимость момента трения блока насосов привода от скорости вращения вала Анализ этих экспериментальных характеристик позволил получить оценки величин момента сухого и вязкого трения насосного блока привода: постоянный момент сухого трения насоса - 1.1 кГс-см, коэффициент вязкого трения в насосном блоке - 3.98-10-4 кГс-см-с/рад. В процессе испытаний автономного привода используемый насос существенно снизил реальную подачу настолько, что для поддержания принятого уровня давления подачи в нейтрали Рр = 50 Па-105 это привело к необходимости увеличения минимальной скорости вращения вала насоса до 500 об/мин даже при полностью закрытом шунтирующем дросселе насоса. Для выяснения причин снижения подачи насос, наработавший к этому моменту 270 часов, был разобран, проверен и собран заново, после чего была проведена вторая серия испытаний насосной станции, результаты которых подверглись аналогичной обработке. Во второй серии испытаний снимались характеристики при давлении всасывания Рвс — 3.8 Яа-105 и Рвс = 6 Яа-105. Результаты измерений показали, что характеристики насоса при этом практически не изменялись. На рис.3.10... 3.12 для сравнения приведены зависимости утечек нового насоса, и после наработки им 270 часов. 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. В среднем, полученные величины утечек насоса после наработки им 270 часов несколько больше, однако эта разница сравнима с достаточно большими погрешностями измерений во второй серии испытаний. Этой же причиной можно объяснить и неразличимый во второй серии испытаний параболический характер зависимости утечек от скорости вращения вала. Осмотр деталей насоса показал их малую изношенность.
Параметры математической модели
В блоке «Контурная часть» осуществляется согласованное управление ме-хатронным модулем и усилителем клапана реверса. В зависимости от решаемых при моделировании задач этот блок имитирует работу либо пульта управления экспериментального образца привода, либо микропроцессорного блока управления цифрового варианта привода, что позволяет реализовать сложные ало-гритмы управления агрегатами привода. Данная модель устанавливает лишь необходимые функциональные связями между входными и выходными координатами микропроцессорного блока управлениям не учитывает такие технологические факторы, как разрядность микропроцессора и ЦАП/АЦП, частота квантования микропроцессора и вносимое им запаздывание в передачу сигналов, поскольку предполагается, что современная электроника обладает достаточным быстродействием для решения поставленных задач.
Уравнения, описывающие вычисление сигнала рассогласования Ue:Сигнал управления золотником Ux может вычисляться по двум различным алгоритмам: с использованием модельной скорости (в цифровом варианте привода) и без неё. Об алгоритме модельной скорости см.7.2. В первом случае, сигнал управления золотником вычисляется согласно уравнениям: fi[Pd-sign(V)] — таблично заданная кусочно-линейная функция (таб.4.2), ограничивающая открытия золотника при появлении помогающей нагрузки.
При действии помогающей нагрузки на привод при открытых окнах клапана реверса повышается давление в гидрокомпенсаторе и полости всасывания насоса, что, как минимум, требует чрезмерного упрочнения их корпусов. Для исключения такого увеличения давления в приводе необходима установка обратного клапана, шунтирующего насос, однако открытие этого клапана вызывает потерю жёсткости исполнительного привода при помогающей нагрузке. Для устранения просадки выходного звена привода при действии помогающих нагрузок требуется закрытие окон клапана реверса в указанных режимах. Для реализации этого алгоритма при формировании управляющего напряжения клапана реверса Ux напряжение Ue\ умножается на ограничивающий коэффициент Кие, меняющий свое значение от 1 до 0 в зависимости от величины помогающей нагрузки (перепада давления на поршне). Появление помогающей нагрузки определяется по отрицательному знаку произведения Pd-sign(V), требуемая зависимость ограничивающего коэффициента Кие от указанного произведения задается кусочно-линейной функцией, которая подбирается в процессе проектирования привода.
Уравнения, описывающие вычисление сигнала управления мехатронным модулем Um /2[P fsign(V)] — таблично заданная кусочно-линейная функция (см.таб.4.3), задающая предельную механическую характеристику, a Ustab — дополнительное управляющее напряжение от системы стабилизации, которая рассматривается в 7.1. При отключенной системе стабилизации эта добавка равна нулю. U\m — напряжение управления мехатронного модуля, полученное после прохождения сигналом управления форсирующего звена, улучшающего динамику мехатронного модуля.
Для ограничения потребляемой приводом мощности и формирования требуемой от него предельной механической характеристики на управляющее напряжение мехатронного модуля накладывается динамически изменяющееся в процессе работы ограничение сверху Кцт, величина которого задается в виде функционала от нагрузки привода, разбитого для удобства на безразмерную характеристику, заданную в виде кусочно-линейной зависимости, и масштаб 75ный коэффициент Ummax. Ограничение работает в первом и третьем квадрантах механической характеристики. В дальнейшем, например, при необходимости защиты электродвигателя от перегрева, легко сделать ограничение зависимым и от температуры привода или электродвигателя. Поскольку при помогающей нагрузке предусматривается прикрытие окон клапана реверса, в этих режимах (во втором и четвертом квадрантах механической характеристики) необходимо одновременное снижение скорости вращения вала мехатронного модуля. Для этого безразмерная зависимость функционала включает падающий участок при уменьшении отрицательного значения произведения Pj-sign(V).
На рисунках 4.2-4.6 приведены структурные схемы компьютерной модели, созданные на основе вышеописанных уравнений. характеристики
Математическая модель мехатронного модуля реализует его регулировочную и механическую характеристики, полученные в результате экспериментальных исследований использованного в приводе образца. Характеристики динамики модели приближённо аппроксимируют определённые в эксперименте динамические свойства реального агрегата.
В контроллере мехатронного блока происходит замыкание обратных связей по скорости вращения вала О и по току 1ет. Постоянная времени Tpwm характеризует динамику работу усилителя ШИМ.Уравнения, описывающие формирование управляющего напряжения электродвигателя Uem:
Модель электромотора представляет собой стандартное описание электромашины, учитывающее её основные свойства. Такая модель адекватно описывает применяемый в эксперименте электромотор и была одобрена разработчками двигателя (ОАО «Электропривод», г.Киров), которые передали для такой модели точные значения всех коэффициентов.Уравнения, описывающие вычисление развиваемой электромотором скорости вращения вала Q и момента на валу двигателя Мет, с учётом сухого и
