Научная статья на тему 'Сравнительный Анализ рулевых приводов маневренного самолета по энергетическим критериям'

Сравнительный Анализ рулевых приводов маневренного самолета по энергетическим критериям Текст научной статьи по специальности «Машиностроение»

CC BY
649
70
Поделиться
Ключевые слова
РУЛЕВОЙ ПРИВОД / ЭЛЕКТРОГИДРОСТАТИЧЕСКИЙ ПРИВОД / БЕСКОРПУСНОЙ БЕСКОЛЛЕКТОРНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ / СИЛОВОЙ ГИДРОЦИЛИНДР

Аннотация научной статьи по машиностроению, автор научной работы — Бандурин Н. В., Ширяев Д. В., Оболенский Ю. Г., Полковников В. А.

Приведены технические требования на проектирование рулевого привода стабилизатора современного одноместного маневренного самолета. Произведены оценки предельных динамических возможностей приводов. Рассмотрены общие положения параметрического синтеза исполнительных механизмов приводов со статическими усилителями мощности. Произведен расчет требуемых параметров электрогидро статического привода, а так же была проведена примерная оценка стоимости спроектированных приводов.

Похожие темы научных работ по машиностроению , автор научной работы — Бандурин Н.В., Ширяев Д.В., Оболенский Ю.Г., Полковников В.А.,

COMPARA TIVE ANALYSIS OF THE STEERING DRIVES MANEUVERING THE AIRCRAFT ON ENERGY CRITERIA

The technical requirements for the design of modern Steering Stabilizer single maneuverable aircraft is presented. Estimates have been made to limit the dynamic capacity drives. Consider general provisions of parametric synthesis of actuator drives with static power amplifiers. Had been calculated of required parameters elektrohydrostatic drive, as well as carried out an estimate value of projected drives.

Текст научной работы на тему «Сравнительный Анализ рулевых приводов маневренного самолета по энергетическим критериям»

АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИВОДЫ И ИХ ЭЛЕМЕНТЫ

УДК 681.51

Н.В. Бандурин, инженер, info@sau.tsu.tula.ru,

Д.В. Ширяев, инженер (Россия, Москва, ФГУП «Марс»),

Ю.Г. Оболенский, нач. отделения (Россия, Москва, РСК «МИГ»),

В.А. Полковников, д-р техн. наук, проф. (Россия, Москва, МАИ)

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ РУЛЕВЫХ ПРИВОДОВ МАНЕВРЕННОГО САМОЛЕТА ПО ЭНЕРГЕТИЧЕСКИМ КРИТЕРИЯМ

Приведены технические требования на проектирование рулевого привода стабилизатора современного одноместного маневренного самолета. Произведены оценки предельных динамических возможностей приводов. Рассмотрены общие положения параметрического синтеза исполнительных механизмов приводов со статическими усилителями мощности. Произведен расчет требуемых параметров электрогидро-статического привода, а так же была проведена примерная оценка стоимости спроектированных приводов.

Ключевые слова: рулевой привод, электрогидростатический привод, бескор-пусной бесколлекторный двигатель, силовой гидроцилиндр.

Введение

В настоящее время разработчиками летательных аппаратов проявляется значительный интерес к повышению степени их электрификации [1]. Считается, что это позволит снизить стоимость жизненного цикла ЛА, уменьшит полетную массу, улучшит топливную экономичность, снизит эксплуатационные расходы на обслуживание системы управления полетом ит.д.

При повышении степени электрификации самолета предполагается замена гидроприводов с питанием от централизованных гидросистем на

автономные приводы с бортовыми электрогенераторами. На сегодняшний день решение, по-видимому, находится между двумя позициями: это электромеханический привод (ЭМП) и электрогидростатический привод (ЭГСП). Очевидно, что масса и объем привода в основном определяется силовой частью, в которой происходят основные преобразования энергии. В первом случае - это управляемый электродвигатель (ЭД) и силовой редуктор (СР), во втором - это ЭД, гидронасос (ГН) и силовой гидроцилиндр (СЦ). Однако использование ЭМП для управления основными рулевыми поверхностями сдерживается недостатками силового редуктора (СР). Сказанное определяется механическими потерями в передачах, наличием люфтов, которые могут привести к автоколебаниям, и отсюда понятные следствия, особенно, когда речь идет о рулевых приводах самолетов. Однако появление и развитие волновых передач [2] с телами качения позволяет практически исключить люфт и существенно увеличить КПД (0.9 и более) и обеспечить малые габариты и высокую надежность. Такой редуктор способен воспринимать не только крутящий, но и радиальный момент, что позволяет использовать его в качестве опорного устройства, обеспечивает малые габариты и существенный ресурс.

В ЭГСП гидравлическая часть ИМ выполняет функции механического редуктора в ЭМП. Очевидно, что при прочих равных условиях сложность конструкции ЭГСП естественно приводит к увеличению массы, габаритов и стоимости таких приводов по сравнению с ЭМП, предназначенными для решения аналогичных задач управления.

Цель настоящей работы состоит в том, чтобы показать на основании проведенных расчетов требуемых параметров исполнительных механизмов (ИМ) для указанных выше двух типов приводов рациональное, по мнению авторов статьи, направление развития рулевых приводов авиационной техники. При этом в расчетах использовались одинаковые исходные требования на проектирование силовых частей рулевых приводов, включающие в себя нередко задаваемую форму типовых законов движения рулевых поверхностей маневренных самолетов, а также параметры моментов сопротивления нагрузки.

Заметим, что обозначения, используемые в статье, соответствуют работе [3].

Технические требования на проектирование рулевого привода стабилизатора современного одноместного маневренного самолета

В качестве основы для решения поставленных задач были приняты следующие технические требования, близкие к тем, которые используются при проектировании современных маневренных самолетов [4,5]:

1. Статика.

1) Максимальный аэродинамический момент на рулевой поверхности относительно оси вращения Маэ^) тах = 20000 Н • м.

2) Момент трения на валу привода Мтр = 1000 Н • м.

3) Максимальное значение угловой скорости вращения рулевой поверхности Ос = 0,85 рад/с при нагрузке Мтр = 1000 Н • м.

2. Динамика.

Динамические свойства привода должны обеспечивать воспроизведение полосы угловых частот до ю = 55 рад/с при амплитуде колебаний выходного вала фст = 0,0145 рад и характеристиках аэродинамического момента, приведенных в табл. 1.

Таблица 1

Характеристики аэродинамического момента

№, п/п М Мc.н.c., Н ■ м сш , Н • м/рад №, п/п М Мс.^ Н ■м с ш , Н • м/р;

1 0,4 900 -12000 9 0.4 -1100 -12000

2 0,6 2500 -28000 10 0.6 -270 -28000

3 0,85 5900 -55000 11 0.85 2700 -55000

4 0,95 7800 -58000 12 0.95 2600 -58000

5 1,1 -3500 -25000 13 1.1 -12000 -25000

6 1,2 -1100 0 14 1.2 -4000 0

7 1,3 -2400 11000 15 1.3 150 11000

8 2,3 -5200 67000 - - - -

В табл. 1 приняты следующие обозначения: М - число Маха; Мс н с - постоянная (медленно меняющаяся) составляющая момента нагрузки, Н-м; сш - коэффициент шарнирного момента, Н-м/рад.

Другие параметры: момент инерции нагрузки (рулевой поверхно-

2

сти) Jн = 10 Н • м • с /рад; максимальный угол перемещения рулевой поверхности фстах = 50°.

Характер принятых требований, соответствующих задаваемым в авиационной промышленности России при разработке новых самолетов, свидетельствует о том, что при проектировании новых самолетов приводы должны обеспечивать выполнение следующих технических условий:

1. Максимальная угловая скорость рулевой поверхности с учетом реального момента трения на выходном валу привода.

2. Вращающий момент на валу привода должен быть не менее суммы МаЭр тах + МТр с тем, чтобы при всех условиях привод имел способ-

ность к реализации движения рулевой поверхности при появлении для этого соответствующего управляющего сигнала.

3. И, наконец, привод должен обеспечивать возможность воспроизведения заданной полосы частот при некотором значении амплитуды гармонических колебаний (теоретически возможно задание разных амплитуд колебаний, соответствующих своим частотам) с учетом заданного характера и значений момента сопротивления нагрузки. Эти требования учитывают выполнение динамических процессов в установившемся движении.

При расчетах также было принято: напряжение электрического силового питания 270 В постоянного тока, ддя электродвигателей рулевых приводов на самолете; максимально допустимое давление рабочей жидкости рп к = 240 атм; максимальный расход рабочей жидкости Qmax = 50 л/мин.

Постоянные времени ИМ имеют следующие начальные значения: электромагнитная постоянная БДПТ ТаЭД = 0,0005 с; механическая постоянная времени БДПТ Тм зд = 0,005 с (для ЭГСП с учетом влияния момента инерции ротора насоса Тмзд = 0,01 с); гидравлическая постоянная времени силового цилиндра, учитывающая сжимаемость рабочей жидкости Тг = 0,01 с; КПД волновой передачи - 0,9; КПД механических потерь в

подшипниках приводного ЭД - 0,98; суммарный механический КПД для ЭМП: 0,98-0,9=0,89; КПД СЦ в ЭГСП - 0,95; КПД механических потерь в ГН - 0,93; суммарный механический КПД для ЭГСП: 0,95-0,93-0,98=0,866.

Требуемая избыточность по координатам на валу привода 1,3 (по моменту); 1,1 (по скорости) равна 1,43.

Основанием для записи математических уравнений и алгоритмов, необходимых для расчета требуемых значений параметров ИМ рулевых приводов, принята теория предельных динамических возможностей приводов [3]. Теория позволяет корректно учесть особенности ИМ разной физической природы (статические и динамические свойства элементов, нелинейности, особенности практически любых требуемых законов движения выходного вала привода и моментов сопротивления нагрузки). Заметим, что в приведенных здесь формулах для простоты записи не учитывается КПД, связанный с механическими потерями, например, в силовом редукторе ЭМП, однако при расчетах эти потери учитываются, как это приведе-новТЗна проектирование приводов.

Оценки предельных динамических возможностей приводов. Поверхности предельных динамических состояний ИМ приводов

Известно, что ограничения, действующие в энергетическом канале ИМ привода, ведут к ограничению достижимых момент-кинематических координат на выходе привода, что и привело к появлению понятия предельные динамические возможности следящих приводов, которые можно

оценить с помощью поверхностей предельных динамических состоянии исполнительных механизмов (ППДСИМ) [3]. Фактически, это означает, что точки, соответствующие наиболее трудным режимам траектории движения привода по требуемому закону, должны принадлежать ППДСИМ.

Для удобства решения практических задач реальная ППДСИМ заменяется достаточным количеством касательных к ней плоскостей. В этом случае уравнение двух ]-х касательных плоскостей к ППДСИМ, соответствующих разным знакам сигнала управления и случаям, когда ИД ИМ, управляется от статического усилителя мощности, как, например, в случае ЭМП имеет вид:

о* м * М *

—г^~ + -¥- + . дв =±1, (!)

°х.х.] Мп] Мп] / Т&] где ] - номер аппроксимирующей плоскости, число плоскостей может быть произвольным и зависит лишь от желаемой точности аппроксимации; Qxx,

И5

Мп - соответственно угловая скорость при холостом ходе и пусковой момент ИД; Та - постоянная времени апериодического звена, учитывающая время запаздывания изменения момента ИД при изменении сигнала на его входе. Звездочки сверху учитывают приведение координат к выходному валу привода (для нашего случая к оси рулевой поверхности).

Часто бывает достаточно использовать четыре плоскости, две из которых описываются уравнением (1) без символов _], а две другие касательные плоскости учитывают возможное ограничение вращающего момента

ИД на уровне пускового реального момента Мп р

М дв =±М п.р (2)

Если ППДСИМ может быть аппроксимирована двумя параллельными плоскостями, описываемыми уравнениями (1) или четырьмя плоскостями, описываемыми уравнениями (1) и (2), то пространственное представление ППДСИМ, исходя из вида уравнения (1), можно свести к представлению на плоскости. Для этого достаточно в качестве осей координат * *

взять О.дв и Мдв э, где эквивалентный момент ИД равен

Мдв.э = Мдв + ТаМдв. (3)

Тогда выражение (1) можно заменить уравнением:

* *

Ва. + Ма|1+ = ±1. (4)

О. М

х.х п

В этом случае ППДСИМ может быть названа эквивалентными предельными механическими характеристиками (ПМХЭ). Вид ПМХЭ с учетом возможного ограничения момента ИД показан на рис.1.

271

М*

Рис. 1. ППДСИМ, построенная в модифицированных координатах ПМХЭ

Для того чтобы ИМ привода мог воспроизвести заданное движение, необходимо, чтобы линия динамических состояний нагрузки (ЛДСН), изображающая требуемое движение в пространстве координат ППДСИМ, находилась целиком в этом пространстве, ограниченном снаружи поверхностью ППДСИМ. При решении задачи параметрического синтеза ИМ из условия обеспечения выполнения ИМ гармонического закона движения рулевого привода требуемое движение выходного (следящего) вала привода подчиняется закону фс =ycm • sin at, а момент сопротивления нагрузки равен:

где I - суммарный момент инерции вращающихся частей, приведенный к выходному валу привода; ^, сш,Мснс - соответственно коэффициент скоростной и шарнирной, а также постоянная составляющая момента сопротивления нагрузки.

Линия ЛДСН представляет собой эллипс в пространстве координат * * . *

Мc - J - Sc + FH Ц; + сш 'Фс + M<

(5)

С.Н.С. ’

(б)

(7)

(8)

+(1+А)

^х.х.

M

дв.экв _+1

•J. — J-*

(9)

* * Т „М

где м = М + эк^ Дв экв - эквивалентный момент на выходном валу

дв.экв дв ! + р*

ИМ; ^дв.экв = ^дв + Тм эд£дВ + Та эдТм ЭДС “ эквивалентная угловая скорость выходного вала с учетом влияния свойств ЭД;

= М*. + Т"ЭД (Т + ТаЭД) М*, + Т»эдтмэдтгм *в

Тэкв Тэкв

- производная эквивалентного вращающего момента на выходном валу, где Тэкв = ТмЭД + Т + р;ТаЭД - эквивалентная постоянная времени привода,

Рт ах| I г ^

р, =------ - отношение максимального значения механической мощности

ртах ЭД

системы «ГН - СЦ» к максимальному значению механической мощности управляемого ЭД, которые определены для линеаризованных частей предельных характеристик ГН и ЭД.

При построении ЛДСН в эквивалентной системе координат (ЛДСНЭ) для ЭГСП следует иметь в виду, что ЛДСНЭ строится в координатах Мс экв и Ос экв, где Мс экв = Мс + Т'^Мр) т'>, причем

^с.экв _ ^ Тм ЭД ес ^ Та ЭДТм ЭД ^с ; (10)

М = М + ТМЭД (Тг + Т,ЭД ) ММ + Т»ЭДТМЭДТГ М

^С.ЭКВ 1У1С~ гр 1У1С~ гр 1У1С'

ТЭКВ ТЭКВ

Общие положения параметрического синтеза ИМ приводов со статическими усилителями мощности

Общая задача параметрического синтеза ИМ состоит в том, чтобы выбрать элементы ИМ, параметры которых гарантируют возможность воспроизведения требуемого движения объекта управления при минимальной мощности ИД.

К основным задачам параметрического синтеза ИМ относятся:

1. Расчет минимально возможной (граничной) мощности ИД и выбор его типа (если двигатель не конструируется).

2. Расчет граничных значений диапазона передаточных чисел редуктора (граничных значений площади поршня силового цилиндра), в пределах которого можно выбрать конкретное передаточное число редуктора или площадь поршня.

3. Расчет оптимальных значений передаточного числа редуктора по принятым критериям и выбор конкретного передаточного числа.

При решении первой задачи параметрического синтеза ИМ исполнительный двигатель выбирается по максимальному из всех значений граничных мощностей для каждого расчетного закона (законов) движения привода, т.е.

/шах > тах ртах гр т , (11)

т

где Ртах - требуемое значение максимальной механической мощности ИД; Ртах рр т - граничное (минимальное) значение максимальной механической мощности ИД для т-го расчетного закона. Знак тильды означает возможную неточность определения максимального значения мощности.

При решении второй задачи синтеза ИМ граничные значения располагаемого диапазона передаточных чисел определяются из условия существования общего диапазона передаточных чисел (площадей поршня для неэлектрических приводов с силовыми цилиндрами) для всех расчетных законов (режимов) в соответствии со следующими соотношениями:

ql = тах ды; 42 = т1п 42т , (12)

где 41, 42 - соответственно нижнее и верхнее граничные значения располагаемого диапазона передаточных чисел редуктора; 41т, д2т - то же са-

мое, но для т-х расчетных законов.

Граничные значения располагаемого диапазона площадей поршня для гидроприводов определяются из условия существования общего диапазона в соответствии со следующими соотношениями:

(К1 )1 = тах( ЛП1 )1т ; (Л/)2 = т1п(Л4 )2т , (13)

где (Ли1 )1, (Ли1 )2 - соответственно нижнее (минимальное) и верхнее (максимальное) граничные значения располагаемого диапазона произведений площади поршня ЛП! и плеча качалки 1; (Лп!\т,(Лп!)2т - то же самое, но для т-х расчетных законов.

Исполнительный двигатель (механизм) имеет достаточную мощность, необходимую для реализации приводом всех требуемых движений, если 42 > 41 или (Лп!)2 > (Лп!)1.

Так как наличие некоторого располагаемого диапазона площадей поршня (передаточных чисел редуктора) свидетельствует об избыточности мощности ИД (возможности согласования параметров ИД и нагрузки для расчетных законов движения), то равенство 42 = 41или (ЛП1 )2 = (ЛП1)} есть признак минимума мощности ИД для конкретных условий применения ИМ. Избыточность мощности ИД определяется отношением типа 42 / 41.

Решение третьей задачи синтеза ИМ в нашем случае обуславливается заданными значениями требуемой избыточности по координатам на

274

валу привода: 1,3 (момент)-1,1 (скорость)=1,43. Это означает, что увеличение мощности ИД по сравнению с граничным значением должно привести приблизительно к 42 / 41 = 1,43.

Расчетные соотношения параметрического синтеза ИМ ЭМИ

1. Статический режим.

Для обеспечения выполнения следящим приводом требуемого закона движения объекта управления параметры ИД должны удовлетворять неравенству:

(14)

Р > Р

1 шах —1 тах гр 1

где

Ртах гр 1 ^с.э 1Мс.н.э 1

(15)

- требуемое минимально возможное значение граничной мощности ИД для 1-й точке траектории движения выходного вала привода; Ос э 1 - эквивалентная угловая скорость выходного вала привода в 1-й точке траектории движения выходного вала привода:

М,

снэ 1 - эквивалентный момент сопротивления нагрузки; ^с.н.э 1 ~ Ме.н1 ^ ТаМс.н.1 .

(16)

(17)

Граничные значения диапазона передаточных чисел для точки произвольного закона и линейной ПМХ определяются следующим соотношением:

Г I--------—-----Л

41,2 1 =

а

(18)

2. Гармонический закон.

Для определения значения Ршах гр необходимо решить задачу

ршах гр _ Ш1П^шах тр(4э) ,

(19)

где требуемоезначениемощности Ршахтр(4Э) определяется выражением:

Ршах тр (4э ) . 2 ] \Мс.н.с| Фсто ]®

44э

(

(сш _^н®2)Т _42 +( 1 + Та2®2) (сш _^н®2) + ^н2®2

1 _ ТаТдв®2 ) + Тдв®2

4 0 2

4Э - 2ю х

, (20)

где - эквивалентное передаточное число, определяемое формулой

4 э = 4л[У (21)

Граничные значения диапазона передаточных чисел для конкретных значений частоты и амплитуды требуемых колебаний рулевой поверхности определяются решением следующего уравнения относительно параметра q:

( 1 -ТТ (О2 )2 + Т

\ а дв у д

2 2 О

дв

ч4

{Мп + 2/^>2 [ ( сш - JУ ) Тэ -] } q2 +

+2Мп |мо., с| q+ф1 (1+Та2®2) [( сш - JX)2 + ^>2]-м2Н.С = о (22)

Решением уравнения будут четыре действительных значения передаточных чисел силового редуктора, взятые со знаком плюс, причем qa < qъ < qc < qd. Наличие комплексных корней свидетельствует о недостаточной мощности ИД. ИМ способен воспроизвести требуемый закон движения только при условии qъ < q < qc [3].

Расчетные соотношения для параметрического синтеза ИМ

ЭГСП

1. Статический режим.

Уравнение для определения граничных значений произведения

А/: q2 = ql

^ЧАЛ2+(А)+(1+р,^^=о, (23)

^шах т Ршах

Р

где Р* = шах , причем Ртах = Ршах ГН ; Ршах> Qшax т - СООТВеТСТВеННО МаКСИ-

ршах ЭД

мальное давление и максимальный (теоретический) расход рабочей жидкости при линейной нагрузочной характеристике ГП.

Отсюда имеем

Qmax

(АП1 )і,2 =

1 - і _ (1 + Р*)&стахМс.н.с

(24)

Из выражения (24) следует неравенство для определения параметров ИМ:

Ршах — (1 + Р* ) ^ошахМс.н.с . (25)

Для определения мощностей ЭД и ГН трудно использовать неравенство (25), так как единственное уравнение имеет два искомых параметра Ршах гн и РшахЭД. Поэтому логично ввести понятие суммарной мощности элементов [3] РЕ = Ршах гн + РшахЭД .

Учитывая соотношение для Р*, получим соотношения для Ршах гн и Ршах ЭД

P,,ax ГН = P ' 7^ i (26)

J- ""Г" -4*

Р» ЭД = P.' ^ (27)

Учитывая соотношения (26) и (27), можно получить для суммарной мощности РЕ = Pmax гн + PmaxЭд следующее неравенство:

(1 + Р )2

^ ПcmaxMс нх . (28)

Р*

Анализ выражения (28) показывает, что минимум суммарной мощности Р соответствует Ропт<, =1. Учитывая это равенство, получаем, что

Р > 4Q M (29)

sгр — cmax с.н.с • V /

На основании соотношений (26) и (27), а также с учетом того, что максимальная мощность, отдаваемая насосом силовому цилиндру, равна максимальной механической мощности системы, получаем, что параметры ЭД и ГН должны удовлетворять неравенствам

Pmax ЭД — 2^cmaxMc.H.c. (30)

PmaxГН _ Pmax — 2^cmax^MС.Н.С (31)

Согласно [3] расчет РЕгр при одновременном рассмотрении требований обеспечения максимальной скорости при некотором значении M с.н.с. и обеспечения вращающего момента на валу привода Mcmax при скорости, равной нулю, можно производить по формуле

Q • M2

т~\ c max c max

P-= (M - M ) • (32)

V cmax с.н.с /

Формула (32) справедлива, если ПМХ ЭД и нагрузочная характеристики ГН линейные.

Значения (l)Т и (Anl)2 в статике рассчитаем по формуле (24).

Для режима удержания нижнее граничное значение (АД равно Mcmax / рпк, где рПК - максимальное давление в гидромагистрали (давление настойки перепускных клапанов).

2. Гармонический закон движения привода.

Уравнение, позволяющее решить первую задачу параметрического синтеза ИМ ЭГСП для несимметричного нагружения выходного вала привода, имеет вид:

а0іФсот (Лі1_ Ь01(Лі1)э + 4(1 + Ртах |Мс.н.с. |(Лі1)э + С0

-(1 + Р*)2 М 2НХ. = 0,

(33)

где (А/)э = Ап1/^р = Ап/ / - эквивалентное значение произве-

дения Ап 1;

а01 = ®

Ь01

( 1 _ ТаЭД РмЭД®2 ) + Т

4ртах _ 2Фст® | _(сш _ 3Н® )ТмЭД.э ^

+ [(сш -3Х)Гг + Рн] .

(С -3У)2 + Рн2а2) {(1 + 1%У)Р +

+2 (1 - ГгГмЭДэ®2) Р. +(1 + Т>2) Г(1 - Тш эд Тэдю2 )2 + Т

2 ^-,2 мЭД®

2 ^Л2 мЭД®

(34)

(35)

(36)

Решая уравнение (33) относительно Ртах и учитывая соотношения (26) и (27), получаем выражение для определения требуемой суммарной р

мощности ^ ТР , необходимой для выполнения требуемого закона движения выходного вала привода:

1 + Р Г I-------------------- Л

(1 + Р* ) \м снс.| + Фо^ЙГ01(Ап/)4 + Ь02(АП1)Э + '

Р

4 Р,( Ап1)

"01

, (37)

где

=2ю2

'02

+

(сш - ./ню )ТГ + Рн

2 ^2 мЭД®

(38)

С01 определяется соотношением (36) с учетом равенства с01=Со фст .

Для минимизации суммарной мощности ИМ необходимо решить оптимизационную задачу

р „ Ргтр [р.,(А1- \ ], (39)

( Ап1 )э Р

где Р^тр [Р*,(АП/)э ] определяетсявыражением (37).

При решении задачи (39) находится оптимальное значение Р„опт, минимизирующее Ръ тр, согласно алгоритму

шт тт Р^тр [Р*, (Ап/) э ]

Р* опт _ агВ (АП1)Э Р* . (40)

Для уточнения значения гидравлической постоянной времени Тт можно воспользоваться следующей формулой [3]:

с.тах

(4/) э

|2

(41)

(1+р* ют. \ 4р=р2тр

тах

Далее определяются граничные значения мощностей ЭД и гидронасоса. После определения Ртах зд выбирается тип ЭД с учетом предполагаемой скорости насоса и желаемой избыточности суммарной мощности ИМ. Зная максимальное давление после выбора значения Ртах гн , определяем ртах, квр и Р* . Затем решается вторая задача синтеза и выбирается конкретное значение ЛП1.

Вторая задача синтеза решается с помощью преобразованного уравнения (33) с учетом следующих значений коэффициентов а0 = а01фст

и затем выбирается конкретное значение Лп1.

Для расчета значения (ЛпI )1 при учете влияния предохранительных клапанов ((ЛпI)2 для вертикальной части нагрузочной характеристики

ГН) необходимо воспользоваться следующей формулой:

Расчет требуемых параметров ЭМП, гарантирующих воспроизведение заданных законов движение рулевых поверхностей.

Определим граничные значения мощностей, необходимых для реализации требуемых режимов технического задания.

х (1 _ ТмЭДТаЭД®2)2 + ТмЭД®2

(44)

(45)

Рассчитаем значение Ртах гр для статического режима технического задания, исходя из формул (5) - (8).

р _ (Маэр тах ^

Мтр) пс _ 21000.0,85 _ 5014 я

Ртахгр.стат - 4“^ - 4 _ 0,89 _ 5014 ЬТ.

Рассчитаем Ртахгр в полосе частот до со = 55рад/с для дискретных значений, учитывая параметры моментов нагрузки режимов технического задания согласно алгоритму (19), (20). Результаты расчета представлены в табл. 2. При расчетах значения постоянных времени полагались сначала равными Та = 0,005 с, Гдв = 0,0005 с.

Реальные расчеты производились с помощью разработанного авторами программного обеспечения на основе соотношений и алгоритмов, приведенных в [3].

Таблица 2

Резулътатырасчетов Ртах гр, Вт для полосы частот

а = (10...55) рад/с

р 1 тах гр т = 10 т = 20 т = 30 т = 40 т = 50 ш = 55

1. М с н.с = 1900; сш =-12000 309,61 616,35 918,71 1215,0 1504,5 1647,05

2. М _ = 3500; сш =-28000 571,1 1135,8 1692,1 2236,7 2766,0 3024,0

3.М_ = 6900; сш =-55000 1125,7 2238,5 3335,2 4410,8 5459,4 5971,35

4.М0Л_0 = 8800; сш =-58000 1433,8 2853,4 4254,6 5631,6 6976,9 7635,2

5. М _ =-4500; сш =-25000 732,78 1459,0 2175,7 2878,4 3561,8 3894,6

6.М_ =-2100; сш = 0 341,95 682,18 1017,6 1344,8 1661,2 1815,1

7.М_ =-3400; сш = 11000 555,4 1110,3 1660,2 2199,3 2721,3 2974,1

8. М снс =-6200; сш = 67000 1028,4 2065,9 3105,6 4138,7 5154,6 5652,6

9. М _ = -2100; сш =-12000 342 681 1015,1 1342,2 1660,7 1816,9

10. М снс =-1270; сш = 28000 214,16 425,34 635,22 845,52 1058,6 1167,0

11.Мснс = 3700; сш = 55000 610,71 1210,9 1800,0 2375,8 2936,4 3210,4

12. М 0Л_0 = 3600; Сш =-58000 595,96 1181,1 1755,0 2316,1 2862,5 3129,7

13. М _ = 13000; сш =-25000 2115,6 4221,8 6312,5 8379,3 10412 11412

14.М_ =-5000; сш = 0 814,31 1626,1 2430,8 3222,5 3993,9 4369,7

15.М_ = 1150; сш = 11000 189,82 378,76 562,96 739,64 909,55 993,61

Как видно из табл. 2, максимальное значение Ртах гр = 11412Вт необходимо для отработки режима № 13 технического задания при максимальной

частоте колебаний выходного вала ш _ 55 Рад^с . Необходимо выбрать тип двигателя ИМ, мощность которого удовлетворяет условию Рдв > Ртах гр,

где Ртах гр = 11412 Вт , или несколько двигателей, сумма мощностей которых

удовлетворяет этому условию. В нашем случае этому условию удовлетво-

ряет система из двух параллельно соединенных двигателей К500150 серии Kit [6], имеющая следующие значения параметров:

Mп = 52 Н • м; Qхх = 600 рад/с; Та = 0,0056 с; Тдв = 0,0004 с

и схемное ограничение максимального момента Могр = 26 Н • мс учетом решения 2-й задачи параметрического синтеза ИМ.

Для решения второй задачи параметрического синтеза ИМ рассчитываем по формулам (12) ,(18) и (22) граничные значения диапазонов передаточных чисел для статического и динамических режимов, учитывая кусочно-линейную аппроксимацию механической характеристики эквивалентного двигателя. Конечная цель поиска свойств ИД - обеспечение отношения q2 / q1 = 1,43. Окончательные результаты расчетов показаны в табл.3.

Таблица 3

______________Диапазоны передаточных чисел___________

Q min Ятпах

Динамические режимы 1-я аппроксимация 183.82 579.74

2-я аппроксимация 323.44 ю

Статический режим 1-я аппроксимация 208.05 6850.77

2-я аппроксимация 403.276 ю

Граничные значения результирующего диапазона передаточных чисел д = 403,3;д2 = 579,7и д2/д = 1,44, следовательно, условие ТЗ по необходимой ширине диапазона передаточных чисел выполняется. Поэтому выбираем результирующее передаточное число редуктора равным д = д2/1,1 = 525.

Для демонстрации правильности полученных результатов на рис.2 построены ПМХЭ и ЛДСНЭ для ИМ ЭМП привода с использованием выражений (2) и (3). На рис.2 точки соответствуют заданным статическим режимам.

-ео -40 -20 О 20 40 60

Момент Н*м

Рис. 2. ПМХЭ и ЛДСНрулевого ЭМП, обеспечивающего q2/ qi =1,43

Расчет требуемых параметров ЭГСП, гарантирующих воспроизведение заданных законов движения рулевых поверхностей

Определим граничные значения мощностей, необходимых для реализации требуемых режимов технического задания. Рассчитывая значение РЕір формуле (32) для обеспечения заданных в ТЗ статических режимов

при линейных ПМХ ЭД и нагрузочной характеристики ГН по формуле (32). В результате имеем

р = Пс.т,ах •Модах = 0,85 • (21000)2 = 21600 Вт

їгр (Мстах -М,н. сХ (21000-1000)• 0,8658 '

Используя алгоритм (39) с учетом (37), определяем Р2гр для дискретных значений частоты в полосе частот до ю = 55 рад/с с учетом значений сшиМснс., представленных в табл.1. Результаты расчета приведены в табл. 4.

Таблица 4

Резулътатырасчета Р-^гр,Вт для ЭГСП дляреализации ______________гармонических движений_________________

Рт Егр со = 10 а = 20 а = 30 а = 40 а = 50 а = 55

1. М с н.с = 1900; сш =-12000 1332 2608 4011 5528 7165 8045

2.М_ = 3500; сш =-28000 2484 4836 7395 10127 13080 14642

3.Мснс = 6900; сш =-55000 7333 9557 14537 19959 25778 28734

4.М0Л_0 = 8800; сш =-58000 6205 13348 18515 25455 32651 36499

5. М снс =-4500; сш =-25000 3047 6337 9451 12939 16711 18727

6.М_ =-2100; сш = 0 1420 2869 4392 6029 7807 8751

7.М_ =-3400; сш = 11000 2329 4649 7209 9766 12579 14166

8.М_ =-6200; сш = 67000 4558 9356 13371 18009 23257 26126

9. М _ = -2100; сш =-12000 1420 2883 4420 6095 7888 8845

10. М_ =-1270; сш = 28000 897 1830 2833 3939 5168 5842

11.М_ = 3700; сш = 55000 2623 5708 7924 10868 14049 15695

12. М _ = 3600; сш =-58000 2489 5089 7744 10612 13733 15336

13. М снс = 13000; сш =-25000 10063 19445 28330 39010 48423 55744

14.Мснс =-5000; сш = 0 3394 6921 10448 14321 18506 20730

15.М_ = 1150; сш = 11000 780 1577 2409 3297 4276 4810

Анализ данных табл.4 для суммарной мощности ИМ ЭГСП показывает, что наибольшее значение РЕ = 55700 Вт. Это значение соответству-

ет Д = 0,8283 и (Лп/)э = 147,5 (Н • м • с)1/2для режима № 13, для которого числоМахаМ=1,1, сш =-25000Н• м/рад и Мснс =-13000Н• м.

Определяем максимальные мощности насоса Ртах н и двигателя Ртахпдпо формулам (25) и (27):

Р 0 8283

Ртах гн = Руго--= 55700--------------= 25300 Вт;

тах ГН Егр 1 + Р*0ПТ 1 + 0,8283

РтахЭД = РЕгр _ РтахГН = 55700 “ 25300 = 30400Вт.

Для режима, соответствующего наибольшей мощности, уточним значение Тгпо формуле (41) и учтем получаемые значения Тг в алгоритме (39) до тех пор, пока значение Тг на очередной итерации будет отличаться от предыдущего значения Тг не более чем на 1 %. В результате расчетов получим Т = 0,0442 с.

Исходя из рассчитанного выше значения требуемой максимальной мощности, выберем из каталога [6] бескорпусной бесколлекторный двигатель постоянного тока К254150-5У мощностью 12,9 кВт, для которого постоянные времени ТаЭД = 0,0125 с,ТмЭД = 0,002097с. Максимальный момент на

валу выбранного двигателя согласно [6]: Мх=74Нм., Ц,х=697,3 рад/с.

На основе рассчитанного выше двигателя может быть создана новая конструкция двигателя. При этом возрастет пусковой момент двигателя и, как следствие, его мощность, прочие же характеристики останутся неизменными (как было показано выше). Мощность такого двигателя была рассчитана на основании [6] и составила 25,8 кВт.

Произведем перерасчет суммарной граничной мощности ЭГСП Р.грНО формулам (37) - (39) после выбора двигателя К254150-5У с постоянными времени, определенными выше. Результаты расчета Р2гр представлены в табл. 5.

Как видно из табл. 5, наибольшее значение Р2гр = 41100 Вт. Это значение соответствует параметрам Р* = 0,856 и (Лп/)э = 169 (Н• м • с)/2 для

режима № 13 (как и при первоначальном расчете), при котором число М=1,1, сш =-25000 Н • м/рад, Мснс =-13000 Н • м.

Произведем перерасчет максимальной мощности насоса Ртах гн и двигателя РтахдцПО формулам (25) и (27):

Ртахт = Рсго • Рф°ПТ = 41100 • 0,8562 = 19000Вт;

тахгн Егр ! + ! + 0,8562 7

Ртах ЭД = Р^гр " Ртах ГН = 41100 - 19000 = 22100 Вт.

Таблица 5

Резулътатырасчетов PSrp, Вт

Pv Егр о = 10 оз = 20 оз = 30 оз = 40 оз = 50 оз = 55

1. M с н.с = 1900; сш =-12000 1244 23ВВ 3317 3942 4213 4236

2.M_ = 3500; сш =-28000 22ВВ 4372 6130 7473 В2В9 В490

3.M_ = 6900; сш =-55000 452В 10773 1232В 15223 17454 1В162

4.M_ = ВВ00 ; сш =-58000 7322 11197 15900 2031В 24437 24469

5.M_ =-4500; сш =-25000 3090 5747 В141 10307 11443 11970

6.M_ =-2100; сш = 0 1414 2749 3939 4В16 5262 5340

7.M_ =-3400; сш = 11000 2311 4611 6734 В5В3 991В 10323

В.M_ =-6200; сш = 67000 4601 9034 13676 1ВВ92 22544 24010

9.M_ = -2100; сш =-12000 1391 2641 3720 4456 47В2 4В20

10.M_ =-1270; сш = 2В000 В21 14В7 1964 2252 2395 2433

11.Mснс = 3700; сш = 55000 246В 4450 6109 7292 79В2 В167

Окончательно выберем двигатель мощностью Pmaxэд =25900 Вт.

Для проектируемого привода выбираем насос НП 100-3 со следующими показателями [7]:

3

- рабочий объем насоса q = 8 см /об ;

- номинальное давление нагнетания рнагн. = 210 атм;

- номинальная частота вращения вала насоса nmax гн = 7000 об/мин, в то время, как максимальная частота вращения вала

выбранного двигателя

Птах = 3000 об/мин( Пх х = 6655 об/мин) ^ Qmax ГН > ^max ;

- расход при номинальной частоте вращения Qmaxp = 47 л/мин;

- для линейного участка нагрузочной характеристики насоса: Pmax ГН = 240Л МПа;

- Q = 3,46-10-12м5/(Н• с);

- максимальная реальная мощность насоса, равная произведению рпк. и соответствующему ему значению расхода Pmax гн р = 16100 Вт.

В итоге суммарная мощность насоса и двигателя р = Pmax ЭД + PmaxГН.р = 25900 + 16100 = 42000 Вт.

Для решения второй задачи параметрического синтеза ИМ рассчитаем значения (AJ) и (AJ)2 для ПМХ, соответствующей линейному участку механической характеристики. Воспользуемся формулами (42) - (45) с учетом суммарного механического КПД=0,8658. Полученные значения (AJ)1 и (Anl)2 представлены в табл. 6 и 7 соответственно.

284

Таблица 6

Резулътатырасчета (ДА,м3

(Л1X • 10 5 со = 10 а = 20 а = 30 а = 40 а = 50 а = 55

1- М сн.с = 1900; сш =-12000 1,01 0,99 0,93 0,98 1,16 1,29

2.М_ = 3500; сш =-28000 1,33 1,41 1,54 1,75 2,02 2,19

3.Мснс = 6900; сш =-55000 1,63 1,68 1,76 1,90 2,11 2,24

4.М0Л_0 = 8800; сш =-58000 1,64 1,69 1,79 1,95 2,19 2,34

5-М _ =-4500; сш =-25000 1,79 1,84 1,94 2,11 2,34 2,49

6.М_ =-2100; сш = 0 2,77 2,76 2,71 2,71 2,88 2,99

7-М_ =-3400; сш = 11000 3,06 3,13 3,26 3,44 3,70 3,86

8. М снс =-6200; с ш = 67000 3,50 3,60 3,78 4,03 4,28 4,40

9. М _ = -2100; с ш =-12000 3,54 3,64 3,81 4,05 4,35 4,53

10. М _ =-1270; с ш = 28000 3,81 3,87 3,98 4,10 4,36 4,53

11. М снс = 3700; с ш = 55000 3,92 3,95 4,00 4,15 4,39 4,55

12. М _ = 3600; с ш =-58000 5,63 5,73 5,85 5,93 5,93 5,89

13. М _ = 13000; сш =-25000 6,03 6,10 6,24 6,43 6,70 6,86

14. М _ =-5000; с ш = 0 7,54 7,60 771 788 812 829

15.Мснс = 1150; сш = 11000 10,45 10,51 1058 1065 1072 1078

Таблица 7

Резулътатырасчета (Д/)2,м3

(Л1) 2 • 10 3 со = 10 а = 20 со = 30 а = 40 а = 50 а = 55

1. М с н.с = 1900; сш =-12000 5,64 2,79 1,848 1,386 1,116 1,022

2.М_ = 3500; сш =-28000 5,675 2,826 1,888 1,428 1,160 1,065

3. М _ = 6900; сш =-55000 5,69 2,838 1,895 1,431 1,160 1,067

4.М_ = 8800; сш =-58000 5,692 2,842 1,903 1,443 1,176 1,083

5. М _ =-4500; с ш =-25000 5,703 2,853 1,913 1,451 1,182 1,088

6.М_ =-2100; сш = 0 5,708 2,859 1,929 1,459 1,191 1,097

7. М _ =-3400; с ш = 11000 5,716 2,865 1,924 1,462 1,193 1,099

8. М _ =-6200; с ш = 67000 5,716 2,867 1,928 1,467 1,199 1,105

9. М _ = -2100; сш =-12000 5,716 2,867 1,929 1,469 1,202 1,109

10. М _ =-1270; сш = 28000 5,716 2,868 1,930 1,470 1,203 1,11

11. М снс = 3700; с ш = 55000 5,726 2,876 1,936 1,474 1,206 1,112

12. М _ = 3600; сш =-58000 5,727 2,877 1,937 1,476 1,208 1,114

13. М снс = 13000; сш =-25000 5,728 2,878 1,939 1,478 1,209 1,115

14. М снс =-5000; с ш = 0 5,733 2,882 1,942 1,480 1,211 1,117

15. М _ = 1150; сш = 11000 5,734 2,884 1,945 1,485 1,217 1,123

Определим (\/)1 по формуле: (Лп/ X = тах(Лп/)1т , где т - номер

т

гармонического режима. Как видно из табл.б, наибольшее значение (Л//)1

з

соответствует 0,0001078 м . Также по формуле (Лп/)2 = тт(Лп/)2т опреде-

т

лим значение (Лп/)2 = 0,001022м3. Учет влияния предохранительных клапанов на граничное значение (Лп/)1 производится по формуле (45). Результаты расчета (Лп/)1, связанной с влиянием предохранительных клапанов, представлены в табл. 8.

Таблица 8

Резулътатырасчета (ЛД,м3 > учитывающие влияние ___________предохранительных клапанов _________________

(Лп 1 )1 • 10 3 со = 10 а = 20 а = 30 а = 40 а = 50 а = 55

1. М с н.с = 1900; сш =-12000 0,636 0,615 0,579 0,601 0,665 0,702

2.М_ = 3500; сш =-28000 0,831 0,852 0,888 0,938 1,002 1,039

3. М _ = 6900; сш =-55000 1,026 1,048 1,083 1,13 1,197 1,235

4.Мсас = 8800; сш =-58000 1,039 1,061 1,096 1,15 1,21 1,248

5. М _ =-4500; сш =-25000 1,125 1,146 1,182 1,23 1,296 1,333

6.М_ =-2100; сш = 0 1,742 1,721 1,685 1,71 1,771 1,808

7. М _ =-3400; с ш = 11000 1,927 1,948 1,984 2,03 2,098 2,135

8. М _ =-6200; с ш = 67000 2,19 2,211 2,247 2,3 2,361 2,398

9. М снс = -2100; с ш =-12000 2,218 2,239 2,275 2,32 2,389 2,426

10. М _ =-1270; с ш = 28000 2,397 2,418 2,454 2,5 2,568 2,605

11. М _ = 3700; с ш = 55000 2,464 2,486 2,522 2,57 2,636 2,673

12. М сас = 3600; с ш =-58000 3,517 3,496 3,46 3,41 3,346 3,309

13. М _ = 13000; сш =-25000 3,79 3,812 3,847 3,9 3,961 3,999

14. М снс =-5000; с ш = 0 4,745 4,767 4,802 4,85 4,916 4,954

15. М снс = 1150; сш = 11000 6,574 6,596 6,631 6,68 6,745 6,783

Наибольшее значение (Лп/)1 = 0,000678м3.

Также рассчитаем значения (Лп/>1 и (Лп/) для режима наибольшей скорости по формуле (24):

3

. . .. 0,833-10-

(АП1 )і 2 =------------

п 1,2 2 • 0,85

і 1,856 • 0,85 -1000

1 + л 1 - -------------------

50000

гДе Ршах = Ршах ГИ = 50000 Вт, К.нх

--Мтр = 1000 н.

Получаем значения (Лп1)1 = 0,00000786 м3 и (ЛпI)2 = 0,000972

м

Получим значение (ДА) Для режима удержания:

М

Щ)! - сшах

20000Н • м ЛЛПЛП з ^0,0000833м ,

240,096 МПа

/’ГН.шах

где Мснс = 20000 Н • м.

Рассчитаем ширину диапазона

тп(Дп/)у

шэх (ЛП/)1у’

где ]=1 - расчет значений (ДА) и (Д/^ в динамике для ПМХ-1, ]=П - расчет

значений (ДД и (Д/)2 в динамике при учете влияния предохранительных клапанов, где ]= III - расчет значений (ДА и (Д/^ Для режима наибольшей

скорости, где ]= IV- расчет значений (Дп/)1 для режима удержания. Для

шт(Дп/ )^

определения ширины диапазона —--------------- проанализируем значения

тах(Дп/

(ДА и (ДА, представленные в табл.9.

Таблица 9

Результатырасчета (дп/)2и (Д/)2 для всех расчетных режимов

Результаты расчета Динамические режимы по ТЗ Учет влияния предохранительных клапанов Режим наибольшей скорости Режим удержания

(Д /)., м 3 п 1 0,0001078 0,0006783 0,00000786 0,0000833

(д /и,м3 п 2 0,001022 да 0,000972 да

Полученная в результате расчета ширина диапазона соответствует

)2 г

j 4 0,000972 . _

значению ширины диапазона -----------——— = —--------------= 1,43, определенному

шах(Дп/) . 0,0006783

j .

в техническом задании. Верхнюю границу рассчитанного диапазона определяет величина (Д/)2 =0,000972 м3, рассчитанная для режима наибольшей скорости, нижняя граница (Д1/)1 =0,0006783 м3 обусловлена ограничением, связанным с наличием предохранительных клапанов, давление срабатывания которых соответствует 240 атм.

Выберем конкретное значение Д/ с учетом 30 % запаса по моменту, установленного в ТЗ: ДА = 1,3 • (Дп/)1 = 1,3 • 0,0006783 = 0,00088 м3.

Таким образом, запасы по моменту и по скорости составят 30 % и 10 % соответственно. Для рассчитанного значения Д/ гидравлическая постоянная времени может быть рассчитана по формуле (40)

10“ 9 ^тах(А„тдр )“

(1+р»)0Ш,х

І 4Р* р тр

10~9 • 0,8726• 0,00088/(3,46• 10~12)0,5 _ 0 138с

(1 + 0,856)• (0,833• 10 3)2

4 • 0,856 • 41976

Для построения ПМХЭ и ЛДСНЭ для ИМ ЭГСП воспользуемся выражениями (5) - (8). Построенные характеристики представлены на рис. 3.

Наклонные прямые линии соответствуют предельным характеристикам двигателя ПМХЭ. На рис. 3 также показаны точки, соответствующие режиму удержания и режиму максимальной скорости. Эллипсы нагрузки для расчетных гармонических режимов и точек статических режимов находятся в пространстве, ограниченном ПМХЭ, следовательно, параметры ИМ привода обеспечивают выполнение требований, указанных в техническом задании. Ограничение момента на выходном валу привода определяется максимальным давлением жидкости, соответствующим работе перепускных клапанов.

Максимальный момент двигателя, приведенный к выходному валу, составляет:

^^дв.п.р. _ 1,1' Рп.кАр _ 1,1' Рп.к.^р ' /эД ' ^Ор ~

= 1,1 • 0,23536• 10^0,65 • 0,529 • 3,46 • 10“12 « 28,24Н • м.

Здесь коэффициент 1,1 учитывает некоторую избыточность момента ЭД с учетом схемотехнического ограничения тока в обмотках ЭД с тем, чтобы максимальный момент на выходном валу привода определялся работой перепускных клапанов.

Очевидно, что момент-кинематические состояния ИМ на плоскости ПМХЭ ограничиваются вертикальными линиями, работой перепускных клапанов, т.е. величиной

мгпп.к. = Риж.(ДА) = 0,00088 • 0,23536 -108 = 20711,6 Н/м2.

На рис. 3 показаны ПМХЭ, а также ЛДСНЭ для исполнительного механизма ЭГСП для всех заданных законов движения рулевой поверхности. Рис. 3 показывает, что параметры ИМ ЭГСП обеспечивают выполнение всех заданных законов движения привода с принятой в ТЗ избыточностью по координатам.

Рис. 3. ПМХЭ и ЛДСНЭ для ИМ ЭГСП

Заключение

В работе приведены математические уравнения и алгоритмы, позволяющие производить необходимые расчеты требуемых параметров ИМ электромеханического и электрогидростатического рулевых приводов самолета. Для принятого технического задания на проектирование рулевых приводов стабилизатора маневренного самолета были проделаны необходимые расчеты по определению требуемых параметров ИМ, гарантирующих выполнение рулевым приводом требований ТЗ при минимальной мощности ИМ ЭМП и минимальной суммарной мощности силовых элементов ЭГСП. В результате расчетов получено, что требуемое максимальное значение установленной мощности ЭД ЭМП составляет 15,6 кВт, а суммарная мощность ЭД и ГН ЭГСП 42 кВт.

В процессе проектирования была проведена примерная оценка стоимости спроектированных приводов. Стоимость производства одного серийного образца ЭГСП почти в 3 раза превысила стоимость производства ЭМП. Таким образом, очевидно, что по стоимости, мощностным и габаритным параметрам ИМ ЭМП существенно превосходит ИМ ЭГСП.

Заметим, что для принятия решения необходимо провести ресурсные испытания ЭМП с волновым редуктором.

289

Список литературы

1. Final programme including short abstracts and proceedings. «ICAS 2006» 25th Congress of the International Council of the Sciences. HAMBURG, Germany, 3-8 September, 2006.

2. Геращенко A.H., Постников B.A., Самсонович С.Л. Пневматические, гидравлические и электрические приводы летательных аппаратов на основе волновых исполнительных механизмов. М.: МАИ - ПРИНТ. 2010. 548 с.

3. Полковников В.А. Предельные динамические возможности следящих приводов систем управления летательных аппаратов. М.: МАИ -ПРИНТ. 2010. 472 с.

4. Близнова Т.Б., Оболенский Ю.Г., Полковников В.А. Определение предельных динамических характеристик рулевого привода на основе предельных режимов полета самолета // Сб. докладов VIII Всероссийской юбилейной научно-технической конференции «Проблемы совершенствования робототехнических и интеллектуальных систем летательных аппаратов». М.: МАИ-ПРИНТ, 2010. С. 260-269.

5. Оболенский Ю.Г. Управление полетом маневренных самолетов. М.: Воениздат, 2007. 480 с.

6. Catalogue: 192-062013 N1/UK«Frameless Servo Motors», Version 1, January 2006, 12 c.

7. Справочник по насосам на сайте корпорации «Рубин».

N.V. Bandurin, Y.G. Obolensky, V.A. Polkovnikov, D.V. Shiryaev

COMPARATIVE ANALYSIS OF THE STEERING DRIVES MANEUVERING THE AIRCRAFT ON ENERGY CRITERIA

The technical requirements for the design of modern Steering Stabilizer single maneuverable aircraft is presented. Estimates have been made to limit the dynamic capacity drives. Consider general provisions of parametric synthesis of actuator drives with static power amplifiers. Had been calculated of required parameters elektrohydrostatic drive, as well as carried out an estimate value of projected drives.

Key words: steering, elektrohydrostatic drive, open-frame brushless motor, hydraulic power cylinder.

Получено 03.10.11