/
Author: Редько П.Г.
Tags: характеристика машин по способу привода общее машиностроение машиноведение транспорт авиация летательные аппараты гидравлика аэродинамика авиатехника авиастроение
ISBN: 5-98040-044-3
Year: 2004
Text
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ АГРЕГАТЫ И ПРИВОДЫ
СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ ПОЛЕТОМ
ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
Информационно-справочное пособие
Под общей редакцией Редько П.Г.
Москва, 2004 г.
1
УДК 62-82
ББК 34.447
РЗЗ
Гидравлические агрегаты и приводы систем управления полетом летательных аппаратов.
Информационно-справочное пособие. Редько П.Г., Амбарников А.В., Ермаков С.А., Карев В.И.,
Селиванов А.М., Трифонов О.Н. - М.: Издательство «Олита», 2004. - 472 с.
ISBN 5-98040-044-3
© Издательство «Олита», 2004 г.
2
Содержание
Наименование раздела Стр.
Предисловие.....................................................................7
Введение........................................................................9
Глава 1. Основы расчета и выбора параметров следящих гидроприводов ЛА
и их элементов.................................................................20
1.1. Синтез энергетических параметров следящих гидроприводов
для систем управления ЛА........................................................20
1.1.1. Анализ сил, воздействующих на приводы летательных аппаратов..............21
1.1.2. Определение энергетических параметров по методу
предельных значений усилий и скоростей..........................................28
1.1.3. Метод гиперболы равной мощности..........................................30
1.1.4. Синтез энергетических параметров для гармонического
управляющего воздействия........................................................31
1.1.5. Синтез энергетических параметров для ступенчатого
управляющего воздействия........................................................39
1.2. Определение конструктивных параметров и расчет
статических характеристик элементов энергетического канала
гидроприводов с дроссельным регулированием скорости.............................44
1.2.1. Выбор конструктивных параметров гидродвигателя (гидроцилиндра)........ 44
1.2.2. Расчет конструктивных параметров золотникового гидрораспределителя.......45
1.2.3. Характеристика регулирования расхода управляемого дросселя
золотникового типа..............................................................49
1.2.4. Статические характеристики симметричного 4-х щелевого
золотникового гидрораспределителя............................................ 56
1.3. Динамические характеристики дроссельного гидропривода
как основы энергетического канала следящего гидропривода........................61
1.4. Основы инженерной методики расчета параметров и характеристик
электрогидравлических усилителей мощности.......................................63
1.4.1. ЭГУ сопло-заслонка статического типа с пружинной синхронизацией
положения золотника (ЭГУ-1).....................................................65
1.4.2. ЭГУ сопло-заслонка с упругой механической обратной связью
по положению золотника (ЭГУ-2)..................................................71
1.4.3. Расчет и моделирование типового ЭГУ в программной среде MATLAB...........74
1.5. Динамические параметры гидравлических следящих приводов
и способы их улучшения.........................................................85
1.6. Динамическая жесткость гидравлических следящих приводов ЛА.................86
Глава 2. Электрогидравлические следящие приводы летательных аппаратов...........94
2.1. Структура и назначение элементов типовых ЭГСП.
Классификация ЭГСП..............................................................94
2.2. Основные характеристики и параметры типовых ЭГСП и их элементов...........95
3
2.3. Конструктивные особенности и технические характеристики
электрогидравлических следящих приводов ЛА....................................98
2.3.1. Электрогидравлические следящие приводы беспилотных ЛА..................100
2.3.2. Электрогидравлические следящие приводы самолетов.......................107
2.3.3. Системы приводов космического корабля
многоразового использования «Буран»...........................................118
2.4. Моделирование типового ЭГСП в программной среде MATLAB..................136
Глава 3. Гидромеханические следящие приводы в системах управления
пилотируемых ЛА..............................................................147
3.1. Схемы и конструктивные особенности гидромеханических
следящих приводов завода «Восход». Статические характеристики................147
3.2. Динамические характеристики гидромеханических систем....................151
3.3. Конструктивные особенности и технические характеристики
типовых гидромеханических следящих приводов...................................152
3.4. Проблемы повышения устойчивости и динамической жесткости
гидромеханических следящих приводов...........................................164
Глава 4. Комбинированные приводы систем управления
самолетов и вертолетов.......................................................168
4.1. Классификация, блок-схема, структурная динамическая схема
типовых комбинированных приводов.............................................168
4.2. Комбинированные приводы вертолетов......................................172
4.3. Комбинированный привод системы управления самолета......................184
4.4. Блоки комбинированных приводов (рулевые системы) для вертолетов.........190
4.5. Рулевая система для маневренного сверхзвукового самолета.................207
Глава 5. Многоканальные резервированные приводы систем управления
пилотируемых ЛА..............................................................213
5.1. Общие принципы построения резервированных приводов.
Виды и методы резервирования. Классификация приводов..........................213
5.2. Системы контроля резервированных приводов,
принципы построения, классификация............................................220
5.3. Резервированный многоканальный ЭГСП с элементами связи...................225
5.3.1. Функциональная схема и технические характеристики
типового многоканального ЭГСП с элементами связи..............................229
5.3.2. Статическая управляющая характеристика
резервированного ЭГСП с элементами связи......................................235
5.4. Многоканальный резервированный ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению.................238
5.4.1. Управляющая характеристика резервированного ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению.................240
5.4.2. Примеры реализации резервированных ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению.................245
4
5.5. Резервированные приводы с жестким соединением штоков каналов
и коррекцией по положению золотников гидрораспределителей.....................254
Глава 6. Электрогидравлические следящие приводы
бортовых систем автосопровождения для пилотируемых ЛА.........................270
6.1. Особенности элементной базы для ЭГСП бортовых
радиолокационных систем автосопровождения.....................................271
6.2.3-х координатный электрогидравлический агрегат ЭГП-5АМ....................275
6.2.1. Принципиальная схема и работа следящего привода
для системы автосопровождения с агрегатом ЭГП-5АМ.............................279
6.2.2. Динамические характеристики ЭГСП с агрегатом ЭГП-5АМ...................283
6.3. Электрогидравлический агрегат ЭГСП-6А..".................................290
6.4. Методы повышения статической и динамической точности
следящих гидроприводов для бортовых систем автосопровождения.
Применение адаптивных регуляторов.............................................294
Глава 7. Гидравлические следящие приводы и системы
с автономными источниками гидропитания........................................299
7.1. Схемотехнические решения автономных
электрогидравлических приводов................................................301
7.2. Практическая реализация АЭГП объемно-дроссельного регулирования..........303
7.2.1. Автономные агрегаты приводов систем управления
пилотируемых летательных аппаратов............................................304
7.2.2. Автономный агрегат для привода системы управления
беспилотного летательного аппарата............................................313
7.2.3. АЭГП объемно-дроссельного регулирования
на основе двухконтурных насосов...............................................318
7.3. Автономные электрогидравлические приводы объемно-клапанного типа.........325
7.4. Приводные блоки с автономным источником гидропитания.....................333
7.5 Теоретическое исследование характеристик АЭГП
в программной среде MATLAB.......:............................................340
7.5.1. Объемно-дроссельный АЭГП...............................................342
7.5.2. Объемно-клапанный АЭГП..............................:..................350
7.5.3. Основные выводы по результатам исследования............................353
Глава 8. Вспомогательные приводы и устройства систем обеспечения полета.......360
8.1. Блоки гидроцилиндров.....................................................360
8.2. Гидромоторные приводы планетарного типа для систем управления
механизацией крыла............................................................362
8.3. Механизм управления передней стойкой шасси самолета......................368
Глава 9. Элементная база следящих гидроприводов с механическим
и электрическим управлением...................................................373
9.1. Гидродвигатели. Конструктивные разновидности, основные параметры.........373
5
9.2. Золотниковые гидрораспределители. Конструктивные особенности,
расчет площади рабочих окон....................................................380
9.3. Электрогидравлические усилители...........................................386
9.4. Датчики обратной связи постоянного и переменного тока.....................411
9.4.1. Потенциометрические ДОС постоянного тока
на основе проволочных резисторов..............................................411
9.4.2. Потенциометрические ДОС постоянного тока
на основе непроволочных резисторов............................................413
9.4.3. Магнитоэлектрические (индукционные) датчики обратной связи.............417
9.4.4. Датчики обратной связи для высокоточных следящих гидроприводов
систем автосопровождения.................................................... 420
9.5. Проблема обеспечения герметичности гидроприводов.
Уплотнительные устройства.....................’...............................422
9.5.1. Условия применения уплотнителей. Особенности конструкции
эластомерных уплотнений........................................................423
9.5.2. Конструкции и типы уплотнений гидравлических приводов
и неподвижных соединений деталей типа «цилиндр»................................427
9.5.3. Конструкции и типы уплотнений подвижных
и неподвижных радиальных соединений типа «шток»................................429
9.5.4. Схемы и конструкции уплотнений для неподвижных
торцевых соединений............................................................432
9.6. Вспомогательные элементы встроенного монтажа для гидроприводов............434
9.6.1. Клапаны................................................................434
9.6.2. Дроссели...............................................................445
9.6.3. Встроенные фильтры.....................................................445
9.6.4. Стопорные устройства...................................................447
Глава 10. Некоторые технологические особенности изготовления
гидроприводов и их элементов..................................................448
10.1. Унификация конструктивных элементов и типизация
технологических процессов изготовления деталей гидроприводов...................449
10.2. Разработка и совершенствование технологических процессов.................449
10.2.1. Изготовление корпусных деталей........................................450
10.2.2. Изготовление деталей гидродвигателей..................................452
10.2.3. Изготовление золотниковых гидрораспределителей........................453
10.2.4. Изготовление деталей для электрогидравлических усилителей.............455
10.2.5. Изготовление уплотнителей.............................................456
10.2.6. Обеспечение чистоты внутренних поверхностей деталей...................457
10.3. Обеспечение прочности, несущей способности и износостойкости
деталей и узлов гидроприводов............................................... 459
10.4. Общие технологические процессы........................................ 462
10.5. Испытания гидравлических агрегатов и приводов...........................463
Заключение....................................................................466
Литература....................................................................470
6
55-летию создания организации ПМЗ «Восход» посвящается
Предисловие
Приказом Министерства авиационной промышленности СССР № 450 от 12 июля 1946 года
на базе завода по производству самолетных винтов в г.Павлово Горьковской (ныне Нижегород-
ской) области было создано новое опытно-конструкторское бюро ОКБ-467 для разработки
авиационных гидроприводов. С этой целью решением Совета Министров СССР № 7478 от
11.06.46 г. из г. Свердловска в г. Павлово был переведен коллектив ОКБ-28 в составе 61 человек
(ИТР и рабочих) во главе с первым Главным конструктором ОКБ-467 Петровым Н.Н.
С июля 1946 года начался производственный путь ОАО «ПМЗ Восход», превратившегося
за 55 лет из небольшого завода в современное промышленное предприятие, являющееся базо-
вым в отрасли и обеспечившее прогресс отечественной авиации в течение многих десятилетий.
Под руководством Главных конструкторов Куприянова Ф.Ф. (1956-1982 гг.), Парменова Ю.А.
(1982-1988 гг.), Василегина Б.Б. (1988-1994 гг.), Редько П.Г. (с 1996 г. по настоящее время) были
созданы десятки типоразмеров изделий высококачественной гидроприводной техники для ле-
тательных аппаратов различных классов, в том числе самолетов-истребителей семейства МИГ
и СУ, тяжелых пассажирских и транспортных самолетов АН и ИЛ, вертолетов семейств МИ и
КА, ракетоносителей «Протон», ВКС «Буран», крылатых ракет, ракет классов «земля-воздух»
и «воздух-воздух» и многих других.
С конца 80-х годов началась конверсия оборонной промышленности, связанная с процес-
сами реформирования отрасли, переходом на импортозамещающие технологии, созданием прин-
ципиально новых изделий для гражданских целей - металлургической, автомобильной про-
мышленности, водного и железнодорожного транспорта, лесозаготовительной отрасли, топлив-
но-энергетического комплекса.
В сложных условиях экономических реформ, рыночных отношений, перестройки произ-
водства предприятию удалось сохранить материально-техническую базу и основной кадровый
потенциал, успешно преодолеть все трудности и выйти на новый уровень своего развития. В
августе 1993 года, как и многие предприятия России, ПМЗ «Восход» преобразуется в акцио-
нерное общество - ОАО «Павловский машиностроительный завод «Восход».
В 2001 г. ОАО «ПМЗ Восход» объединяется с ОАО «Гидроагрегат» (Завод им. С.И. Кады-
шева, расположенный на общей территории) в единое предприятие под руководством Главно-
го конструктора - Генерального директора Редько П.Г., что дает потенциальную возможность
существенного расширения производства изделий гидроприводной техники, улучшения их
качественных показателей, увеличения объемов новых научных разработок и ОКР
Настоящее информационно-справочное пособие обобщает 55-летний опыт работ предпри-
ятия ОАО «ПМЗ Восход» в области создания следящих гидравлических приводов для лета-
тельных аппаратов различных классов.
7
Оно подготовлено сотрудниками предприятия, в том числе под руководством и непосред-
ственном участии Генерального директора - Главного конструктора ОАО «ПМЗ Восход» Редь-
ко П.Г., его первого заместителя Амбарникова А.В., начальников отделов и бригад, ветеранов
предприятия. Активное участие при написании ряда разделов принимали сотрудники кафед-
ры № 702 Московского авиационного института (Государственного технического университе-
та), уже более 35 лет плодотворно сотрудничающей с ПМЗ «Восход» в проведении совместных
НИР по разработке новых изделий гидроприводной техники - профессора Ермаков С.А., Ка-
рев В.И., доцент Селиванов А.М., а также профессор Московского государственного техноло-
гического университета «СТАНКИН» Трифонов О.Н.
Наряду с материалами справочного характера по типовым или наиболее интересным раз-
работкам предприятия в книге содержатся некоторые методики и теоретические положения,
отражающие специфику расчета и проектирования следящих приводов различных классов и
их элементной базы.
Книга рассчитана на инженерно-технический персонал, занимающийся вопросами проек-
тирования гидроприводных систем различного назначения, студентов средних и высших учеб-
ных заведений приводных специальностей, а также лиц, интересующихся историей развития
отечественной авиационно-космической техники.
8
Введение
Понятие «привод» в самом общем представлении подразумевает техническое устройство
(или совокупность технических устройств) для перемещения какой-либо полезной нагрузки
с помощью рабочего тела, т.е. материальной среды, через которую осуществляется передача
энергии движения.
В зависимости от вида рабочего тела различают 3 типа приводов - электрические, газо-
вые и гидравлические. В первом случае рабочим телом является магнитное поле, создаваемое
вокруг проводника с током, при этом взаимодействие данного поля с внешним магнитным
полем создает движущую силу. Рабочим телом газовых приводов является сжатый холодный
или горячий газ. И, наконец, рабочим телом гидравлических приводов служит жидкость вы-
сокого давления.
В состав любого привода обязательно входит источник энергии, а также двигатель,
перемещающий полезную нагрузку. В большинстве случаев имеется устройство управле-
ния двигателем - регулятор (хотя простейшие приводы могут состоять только из двига-
теля). Источником электрической энергии является генератор постоянного или перемен-
ного тока, аккумулятор или химическая батарея, топливные элементы и т.п. Источник
холодного сжатого газа - компрессор, газовый баллон, а горячего - пороховая шашка или
газогенератор.
Источником энергии в гидроприводах является насос с приводным двигателем или газо-
гидравлический аккумулятор вытеснительного типа.
Наряду с ними в состав гидросистемы питания привода входит также регулирующая и ком-
мутирующая аппаратура (клапаны различного назначения), гидроемкости (баки с рабочей
жидкостью и гидроаккумуляторы), устройства кондиционирования рабочей жидкости (филь-
тры, теплообменники), контрольно-измерительная аппаратура и система соединительных гид-
ромагистралей-трубопроводов.
Блок-схема типового гидропривода представлена на рис. 1.
В настоящее время гидроприводы находят широкое применение в различных технических
отраслях, в том числе являются основным типом привода авиационной и ракетно-космической
техники. Данное обстоятельство обусловлено рядом коренных преимуществ гидроприводов в
сравнении с электрическими и газовыми:
• высокий уровень давления рабочего тела (до 56 МПа и более),
• низкая сжимаемость рабочего тела,
• значительная энергоемкость (удельная мощность),
• высокое быстродействие (динамические свойства),
• относительно небольшая масса и размеры гидроагрегатов.
К недостаткам гидроприводов относится сложность монтажа, эксплуатации и высокая сто-
имость источника гидропитания, влияние температуры на характеристики, технологические
ограничения.
9
УС
ИГП - источник гидропитания; УС - управляющий сигнал; Р - регулятор; ГД - гидродвигатель; Н - полезная нагрузка.
Рис. 1. Обобщенная блок - схема типового гидропривода.
ВС
ВС - входной (управляющий) сигнал; УСО - сравнивающее усилительное устройство; Р - регулятор; Д - двигатель;
у - перемещение выходного звена; ДОС - датчик обратной связи.
Рис. 2. Структурная схема следящего привода.
10
В системах управления объектами различного назначения нашел применение особый
класс приводов - следящие, представляющие собой сложные системы автоматического ре-
гулирования с комплексом обратных связей (положительных, или чаще отрицательных).
Следящий привод предназначен для преобразования маломощного управляющего сигнала в
пропорциональное перемещение нагрузки с заданной мощностью, точностью и быстродей-
ствием.
Структурная схема простейшего следящего привода изображена на рис. 2.
Она содержит единственный контур отрицательной обратной связи по перемещению вы-
ходного звена (нагрузки), реализуемой с помощью датчика обратной связи (ДОС). Сигнал ДОС
сравнивается с управляющим сигналом (ВС) и выделенная разность после усиления поступа-
ет в регулятор (Р), управляющий двигателем Д. Движение выходного звена при этом направ-
лено в сторону уменьшения имеющейся ошибки (разности сигналов), в результате перемеще-
ние У пропорционально в установившемся режиме величине ВС, т.е. имеет место «отслежива-
ние» управляющего сигнала.
Структура на рис. 2 является наиболее общей, в частных случаях УСО может отсутство-
вать, как и ДОС в виде отдельного функционального устройства.
На рис. 3 показана функциональная схема типового гидравлического следящего при-
вода с электрическим управлением, включающая УСО в виде электрического усилителя
сигнала ошибки 5, регулятор на основе электрогидравлического усилителя (ЭГУ) сопло-
заслонка с упругой механической обратной связью по положению золотника и золотни-
кового гидрораспределителя 2, гидродвигатель 1 (гидроцилиндр с поршнем), потенцио-
метрический ДОС 6 постоянного тока и источник гидропитания 7 с регулируемым насо-
сом 8. Перемещение У выходного звена с нагрузкой (в виде массы ш) отслеживает управ-
ляющее напряжение UBX на входе привода, а источник гидропитания обеспечивает его энер-
госнабжение.
Существующее многообразие следящих гидроприводов, в том числе используемых на ле-
тательных аппаратах (ЛА), можно отразить упрощенной классификационной схемой рис. 4.
Регулятор привода, управляющий гидродвигателем базируется как правило на одном из 3-х прин-
ципов регулирования скорости - дроссельном, объемном или струйном [3]. В первом случае
регулирование скорости осуществляется за счет системы местных гидравлических сопротив-
лений (дросселей), включенных между ИГП и гидродвигателем. Данный принцип является
основным в гидроприводах ЛА.
Объемный принцип регулировайия скорости основан на непосредственном соединении ге-
нератора гидравлической энергии с гидродвигателем привода, а регулирование скорости про-
изводится изменением выходного параметра генератора (например, расхода жидкости на вы-
ходе насоса переменной производительности). Данный принцип считается наиболее экономич-
ным, но его реализация на существующем уровне технического развития связана с рядом дос-
таточно сложных проблем.
Струйный принцип регулирования скорости в классическом варианте базируется на
двойном преобразовании энергии в регуляторе - потенциальной энергии давления жидко-
сти в кинетическую энергию высокоскоростной струи (например, истекающей из сопла
струйной трубки) с последущим обратным преобразованием в энергию давления при тор-
можении струи. Этот принцип также неэкономичен и редко используется в силовых каска-
дах привода с высоким уровнем мощности, т.е. для непосредственного управления гидро-
двигателем.
На практике применяется также комбинация указанных принципов, например, объемно-
дроссельное [4] или струйно-дроссельное [2] регулирование, что позволяет использовать те
или иные преимущества каждого из них.
И
NO
5
4
7
3
Рсл
LSI
^77777777777777777777777
Рис. 3. Функциональная схема типового электрогидравлического следящего привода с источником гидропитания.
> пружина
1 - гидродвигатель (ГД); 2 - золотниковый гидрораспредели-
тель; 3 - гидроусилитель (ГУ); 4 - электромеханический пре-
образователь (ЭМП); 5 - электрический усилитель сигнала
ошибки (УСО); 6 - датчик обратной связи (ДОС); 7 - источ-
ник гидропитания; 8 - гидронасос; UBX- входное напряже-
ние; - напряжение обратной связи; I - ток управления в
обмотке ЭМП; h - смещение заслонки ГУ; р3, р4 - давление
под торцами золотника; рр р2 - давление в полостях ГД; ,рп,
р^ - давление подачи и слива; рк - давление питания ГУ; 0да
- расход жидкости в ГД; х - перемещение золотника; у - пе-
ремещение нагрузки; m - масса нагрузки.
Рис. 4. Схема классификации следящих гидроприводов.
13
По виду управляющего сигнала различаются гидромеханические следящие приводы (ме-
ханический входной сигнал) и электрогидравлические следящие приводы - электрический вход-
ной сигнал. Первые являются в настоящее время основой исполнительных устройств борто-
вых систем управления большинства пилотируемых ЛА, хотя в перспективе будут заменяться
электрогидравлическими в связи с быстрым внедрением в авиации систем электрического (а
впоследствии - оптического) дистанционного управления. Оба типа приводов достаточно под-
робно описываются ниже.
В последние десятилетия существует тенденция более широкого применения следящих
гидроприводов дискретного управления, в том числе релейных, импульсных, а главное - при-
водов с цифровым управлением, активно вытесняющих традиционные аналоговые. Хотя реа-
лизация полностью цифрового привода принципиально невозможна, поскольку выходной па-
раметр (механическое перемещение выходного звена с нагрузкой) всегда имеет аналоговую
природу, цифровые устройства могут широко использоваться при построении регулятора, а
также цепей обратной связи, включая применение микропроцессорных устройств в самом сле-
дящем контуре и в формировании управляющего сигнала.
Проблема радикального повышения надежности следящих гидроприводов ЛА может быть
решена, как показала практика, посредством резервирования (см. ниже) как основных узлов и
элементов, так и приводов в целом. Это относится в первую очередь к приводам пилотируемых
ЛА и обусловлено в значительной мере переходом от гидромеханических к электродистанци-
онным системам управления, сложность которых существенно выше.
В любом следящем приводе можно условно выделить 2 канала распространения сигна-
лов [15]:
1. Канал управления (информационный), по которому передаются сигналы управления от
входа к объекту управления. Особенностью информационного канала является низкий уро-
вень мощности управляющих сигналов, в его состав входят входные элементы регулятора (СУУ,
корректирующие цепи, электрогидравлические усилители) и ДОС.
2. Энергетический канал, по которому преобразуемая энергия распространяется от источ-
ника питания к нагрузке (объекту управления). Уровень мощности передаваемых сигналов здесь
существенно выше.
Применительно к следящим гидроприводам с дроссельным регулированием энергетичес-
кий канал включает систему «золотниковый гидрораспределитель-гидродвигатель», с объем-
ным регулированием - систему «регулируемый насос-гидродвигатель», со струйным - систе-
му «струйная трубка-гидродвигатель». Таким образом в состав энергетического канала входит
динамическая система, состоящая из основного гидрораспределителя привода и, в обязатель-
ном порядке, гидродвигателя, а также ИГП.
В более общем плане назначение информационного канала заключается в обеспечении уп-
равления энергией в энергетическом канале, а энергетического - в преобразовании энергии
источника питания в механическую энергию движения нагрузки (объекта управления).
При этом необходимо учитывать, что некоторые элементы привода являются общими для
обоих каналов.
Гидравлические следящие приводы, используемые в системах управления ЛА в качестве
исполнительных устройств, оказывают существенное влияние на параметры системы. Рис. 5
иллюстрирует аэродинамическую компоновку управляемой ракеты класса «воздух-воздух»,
рулевые поверхности которой поворачиваются следящими приводами, размещенными в от-
секе приводов. Там же представлены системы координатных осей, связанных как с Землей,
так и с ЛА.
На рис.5:0 - угол наклона вектора воздушной скорости V к горизонту; ц - угол тангажа;
а - угол атаки; 5 - угол поворота руля.
14
На рис. 6 представлена в качестве примера типовая структурная динамическая схема сис-
темы продольного управления ракеты (канал тангажа) [4], включающая в себя внутренний кон-
тур демпфирования (регулирующий параметры короткопериодического движения ЛА) и вне-
шний - контур стабилизации, обеспечивающий траекторное управление. Рулевой привод рас-
положен внутри контура демпфирования и оказывает непосредственное влияние на его харак-
теристики.
Определяющую роль в контуре демпфирования играет наиболее низкодинамичное зве-
но с передаточной функцией W;1A, характеризующее аэродинамику ЛА. Поэтому требуе-
мые динамические параметры привода должны соотноситься с быстродействием данного
звена, характеризуемого величиной постоянной времени ТЛА или собственной частотой
°biA= 1/ТЛА-
Аналогичная схема системы продольного управления используется на ЛА других классов,
например, высокоманевренных сверхзвуковых самолетах [24], с соответствующими численными
значениями входящих параметров.
Следящий привод, как элемент системы управления, непосредственно влияющий на ее ха-
рактеристики, должен проектироваться исходя из комплекса технических требований, накла-
дываемых этой системой.
К их числу относятся:
1. Энергетические требования - способность привода преодолевать действующие силовые
нагрузки и перемещать рулевые поверхности с требуемой скоростью, т.е. развивать необходи-
мую мощность.
Вопросы выбора энергетических параметров рассмотрены ниже в Главе I.
2. Статические - обеспечение заданных параметров в установившихся (статических) ре-
жимах. Они могут включать величину коэффициента передачи, линейность управляющей ха-
рактеристики, величину зоны нечувствительности (разрешающую способность) и смещения
нуля - смещения нулевого положения рулевой поверхности.
3. Динамические - быстродействие привода должно соответствовать типу и особенностям
аэродинамики ЛА, требуемым характеристикам системы управления.
Так, применительно к структуре на рис. 6 должно выполняться соотношение [3]:
Чп = 5-6(йЛА-
где <опп - полоса пропускания замкнутого следящего привода.
4. Специальные: сюда относятся массо-габаритные, ресурсные, требования по надежности,
экономические, условия применения и окружающей среды и т.п.
Например, хотя требование минимизации массы и размеров приводов является общим для
всех типов ЛА, в ряде случаев оно выходит на ведущее место. Это относится в частности к руле-
вым приводам малоразмерных управляемых ракет (рис. 5) и обусловлено необходимостью раз-
мещения узлов и агрегатов в ограниченном объеме отсека приводов при небольшом калибре
ракеты.
С другой стороны, в пилотируемых ЛА важную роль играет надежность привода и его зна-
чительный технический ресурс, особенно для пассажирских и транспортных самолетов. По-
этому именно в данной области применения широко используются многоканальные резерви-
рованные приводы (см. ниже).
Экономические требования (минимальная себестоимость при обеспечении эксплуатаци-
онных характеристик) выходят на первый план в случае массового серийного производства
данного типоразмера привода или в случае применения на ЛА с относительно низкими летно-
техническими качествами.
16
Un - управляющий сигнал (напряжение) с бортовой системы самонаведения, отслеживаемый контуром стабилизации в
виде выходного сигнала пу - вертикальной перегрузки; \¥кф, \¥ф, - передаточные функции корректирующих фильтров,
т.е. искусственных динамических звеньев, обеспечивающих требуемые характеристики контуров стабилизации и
демпфирования; Wo - передаточная функция разомкнутого следящего рулевого привода, приведенного к единичной
обратной связи; Фрп -передаточная функция замкнутого привода с единичной обратной связью; Кп - коэффициент
передачи замкнутого привода; 5 - угол поворота рулевой поверхности; W - передаточная функция"датчика угловой
скорости (демпфирующего гироскопа) тангажа; W^y - передаточнаяУ"функция датчика линейных ускорений
(акселерометра); 0 - угол наклона вектора скорости V к горизонту; и — угол тангажа.
Рис. 6. Типовая структурная динамическая схема системы продольного управления ракеты.
17
Проблема реализации заданных параметров приводов, работающих в атипичных средах и
условиях (сверхвысокие и сверхнизкие температуры окружающей среды, высокие наружные
давления и глубокий вакуум космического пространства, химически агрессивная атмосфера и
морской туман, ударные и вибрационные перегрузки и т.п.) решается в каждом конкретном
случае посредством выбора рациональных схемотехнических решений, тщательной конструк-
торской проработкой, проведением комплекса испытаний, применением передовых методов
проектирования, в том числе с использованием компьютерной техники и специального про-
граммного обеспечения.
Конкретные методы решения рассмотренных задач рассматриваются в последующих раз-
делах на примерах наиболее интересных разработок гидравлических следящих приводов для
систем управления ЛА различных типов.
Предприятие «ПМЗ «Восход» является крупнейшим разработчиком гидравлических сле-
дящих приводов для авиации и ракетостроения как в СССР, так и в Российской Федерации.
Основное направление работ предприятия составляет создание приводов для высокоманеврен-
ных сверхзвуковых самолетов, легких и средних вертолетов. Вместе с тем разработаны также
приводы для тяжелых транспортных и пассажирских самолетов, ракеты - носителя «Протон»,
беспилотных ЛА классов «земля-воздух» и «воздух-воздух», крылатых ракет воздушного и
морского базирования, ВКС «Буран» и т.п.
Предприятие работало и работает в тесном сотрудничестве с ведущими предприятиями
отрасли - Российской самолетостроительной корпорацией «МиГ»,ОАО «ОКБ Сухого», ОАО «Ту-
полев», АНТК «Антонов», МВЗ им. М.Л.Миля, ОАО «Камов», ОАО «ОКБ им. А.С.Яковлева»,
ОКБ им. Ильюшина, НПО Машиностроения, ОАО «А.Люлька-Сатурн» и др., а также институ-
тами ЦАГИ, ЛИИ, ВИАМ, НИАТ. Изделия предприятия испытаны в составе систем управле-
ния самолетов до скоростей 3500 км /час. и высот более 34 000 м, внедрены на многих серий-
ных самолетах и вертолетах. Многолетний опыт эксплуатации 55 000 самолетов, вертолетов и
беспилотных ЛА шестидесяти типов подтвердил высокую надежность и эффективность разра-
ботанных изделий. Гидроприводы и системы, внедренные в серийное производство, имеют об-
щий налет свыше 45 миллионов часов.
При разработке новых типов гидроприводов на начальном этапе проектирования произво-
дится анализ принятых технических решений на основе укрупненных зависимостей, основан-
ных на эмпирических данных и статистических исследованиях как самого предприятия, так и
приведенных в специальной литературе, и позволяющих приближенно оценить ряд важных
для практики показателей.
В частности, к таким показателям относится рабочий объем гидродвигателя V , который
рассчитывается, например, для наиболее распространенных гидродвигателей с поступатель-
ным перемещением выходного звена (гидроцилиндров) по выражению:
V = 2 М Sin ф / р ~ 2 М ф /р,
где Мтах - максимальный крутящий момент нагрузки (рулевой поверхности), заданный в ТЗ
на разработку привода; рш1т - давление питания, также оговоренное в ТЗ; ф1пах - максимальный
угол поворота нагрузки от среднего положения.
Рабочий объем на основании записанного выражения можно представить в виде: Угд = 2Апу|пах,
здесь Ап - эффективная площадь поршня, утах - максимальный ход поршня от среднего поло-
жения (тогда 2 утах - полный ход от упора до упора).
На основании рассчитанного Угд может быть получен производный ряд укрупненных за-
висимостей:
1) Масса привода: G [кг]= a Угд|>, Угд - [см3],
18
2) Объем, занимаемый приводом на летательном аппарате: V[cm3] = с Vrad, Vra - [см3],
3) Потребляемая мощность источника гидропитания: Nr = Nrnoji + NryT,
4) Потребляемая мощность системы электропитания: N3 = N3ocH + N3BCII,
при этом для гидромеханических и комбинированных приводов, где мощность потерь на утеч-
ки NryT относительно полезной мощности Nrnoji незначительна, общая потребляемая мощность
определяется выражением: Nr [кВт] ~ f рпит (dy / dt) Vгд2/3, где (dy/dt) - скорость перемещения
выходного звена (поршня) [м/с], Vгд - [м3], рпит - [Н/м2].
Для электрогидравлических приводов Nr [кВт] = 0,25 + (l+z)[n рпит (dy/dt) Угд2/3], здесь
0,25 кВт - среднестатистическая гидравлическая мощность потребления ЭГУ.
Потребляемая мощность системы электропитания разделяется на основную составляющую
N3ocH (приводные электродвигатели насосов автономных агрегатов и блоков) и вспомогатель-
ную N3Bcn, включающую в свою очередь мощность на управление N3ynp (ЭГУ, ДОС, УСО) и мощ-
ность потребления N3 ком коммутирующих устройств (электромагнитные клапаны, реле, микро-
переключатели, сигнализаторы давления).
При этом N3ocH [кВт]= ш рпит (dy/dt) Угд2/3, N3kom [Вт] =g Угд [см2] для автономных систем, а
мощность на управление N3 упр и N3 ком для ЭГСП и комбинированных приводов оценивается
фиксированными значениями.
Во всех записанных соотношениях коэффициенты a, b, с, d, f, z, m, g являются среднестати-
стическими и приближенно соответствуют конкретным разработкам предприятия. Так, для од-
нокамерных гидромеханических следящих приводов а = 0,53...0,93, b - 0,5, с = 1,5...3,5, d = 0,73,
f = (3...7) 10’5; для 2-х камерных - а = 4,5...9,5, b = 0,2, с = 5,1... 10,5, d = 0,27, f = (4,2...9,2) 10'5; для
ЭГСП а = 2...3.2, b = 0,15, с = 2,2...7,1, d = 0,09, n = (4,6...8,6) 10’5, z = 4,2 10’2; для комбинирован-
ных приводов а = 0,3...0,7, b = 0,62, с = 0,23...0,63, d = 0,74; для автономных агрегатов и блоков
а = 1,7...3,3, b = 0,6, с = 0,65...1,85, d = 1, m = (1,8...3) 10’4.
Электрические мощности для ЭГСП N3ynp = 0,2...1,38 Вт, N3K0M = 14...18 Вт, для комбиниро-
ванных приводов N3ynp = 0.7...1 Вт, N3KOM = 18...30 Вт, для автономных систем N3ynp = 0,2...2,9 (по
одному каналу управления), g = 0,25.
Все представленные выше соотношения и коэффициенты получены Ф.Ф.Куприяновым.
В авиационной промышленности одним из укрупненных показателей, характеризующих
гидравлические следящие приводы, является условная располагаемая работа, определяемая
формулой:
Арасп Рпит
а ее отношение к массе привода G (или к весу), называемое коэффициентом массовой (весо-
вой) эффективности, является одним из критериев совершенства конструкции привода. Дру-
гим критерием служит, в частности, расчетная надежность, определяемая как вероятность бе-
зотказной работы за 1 час полета. Поэтому в последующих разделах книги при рассмотрении
конкретных разработок предприятия ПМЗ «Восход» будут указаны соответствующие показа-
тели.
19
Глава 1. Основы расчета и выбора параметров
следящих гидроприводов ЛА и их элементов
Современные методы проектирования высокотехнологичных изделий различного назна-
чения, в том числе следящих гидроприводов для авиации и ракетной техники, обязательно вклю-
чают в себя этапы предварительных и поверочных расчетов, математического моделирования
и теоретического анализа процессов в разрабатываемых системах и их отдельных элементах.
Вопросы, излагаемые ниже, отражают содержание и последовательность расчетной части про-
ектирования гидроприводов различного назначения, используемой на предприятии и отражен-
ной в целом ряде руководящих технических материалов, рабочих методик и другой документа-
ции. В настоящей Главе изложены только основные положения, многие вопросы опущены или
частично отражены в других Главах пособия.
1.1. Синтез энергетических параметров следящих гидроприводов
для систем управления ЛА
Энергетические возможности следящих приводов определяют не только способности при-
вода преодолевать имеющиеся нагрузки и обеспечивать заданную скорость движения выход-
ного звена (т.е. развивать необходимую мощность), но и гарантировать воспроизведение нуж-
ного закона управления, в том числе в динамических режимах [1].
Условие движения полезной нагрузки можно представить в виде
Мл >М.
. дв с7
где Мда - движущий момент, создаваемый приводом, Мс - момент сил сопротивления движению.
Для приводов с поступательным движением выходного звена вышеприведенное соотно-
шение запишется так:
F >F
дв сопр,
F;ib, Fconp - движущая сила и сила сопротивления соответственно.
Значение Рдв определяется формой и параметрами механической характеристики привода
как функция скорости выходного звена V. В свою очередь вид механической характеристики
задается физической природой процессов в приводе, свойствами источника энергии, и, в об-
щем случае алгоритмами управления.
Правильный выбор параметров, характеризующих энергетический канал привода имеет
решающее значение и осуществляется на начальном этапе проектирования. К таким парамет-
рам относятся максимальное развиваемое (тормозное) усилие на выходном звене Fmax при ну-
20
левой скорости его движения, и Vmax - максимальная скорость выходного звена при F=0, т.е. в
режиме холостого хода (здесь F - текущее значение усилия). Указанные величины однозначно
задают предельную механическую характеристику (ПМХ) проектируемого привода, соответ-
ствующую максимально возможному значению параметра регулирования. Так, применитель-
но к гидроприводу с дроссельным регулированием скорости таким параметром является сме-
щение золотника Х3гоах, при котором рабочее окно гидрораспределителя полностью открыто.
1.1.1. Анализ сил, воздействующих на приводы летательных аппаратов
Усилие Fconp включает ряд составляющих и в общем случае может быть представлено в виде:
(d! У. / d t2)+ (d У./ d О + F„ ± F„, (1.1)
здесь тн - масса нагрузки, ун - абсолютное перемещение нагрузки, FTp - обобщенная сила
трения в нагрузке, Fm - сила, создаваемая аэродинамическим шарнирным моментом рулевых
поверхностей, Fo - постоянная составляющая, обусловленная, например, весовой нагрузкой
или воздействием перегрузок при маневрах ЛА в полете. Все составляющие учтены приведен-
ными к выходному звену привода значениями.
Соотношение указанных выше составляющих может быть различным в зависимости от типа
и характеристик ЛА, режимов полета, особенностей конструкции.
Так, последние десятилетия характеризуются неуклонным повышением инерционных на-
грузок на приводы систем управления ЛА различных типов, в том числе рулевые приводы тя-
желых самолетов, приводы цельноповоротных рулевых поверхностей (стабилизаторов и ки-
лей) сверхзвуковых маневренных самолетов, приводы поворотных сопел ЖРД и РДТТ косми-
ческих ракет-носителей и баллистических ракет и т.п. Значения тн у современных приводов
этого класса достигают несколько тысяч (и даже десятков тысяч) килограммов массы, что созда-
ет ряд не только энергетических, но и динамических проблем для разработчиков таких систем.
Сила трения FTp является в общем случае достаточно сложной функцией скорости переме-
щения нагрузки и может включать в себя «сухое» (Кулоновское) трение, линейную составляю-
щую (вязкое трение, обусловленное аэродинамическим демпфированием рулевой поверхнос-
ти в воздушном потоке) и нелинейное трение, например, квадратичное или трение с «падаю-
щей» характеристикой. Обычно скоростное трение невелико, если в системе не предусмотрена
установка стабилизирующих или противофлаттерных демпферов, однако сухое трение в ряде
случаев может оказаться значительным. Так в приводах поворотных сопел тяжелых ракет су-
хое трение на активном участке полета с работающими двигателями может достигать 40% пол-
ного тормозного усилия привода.
Составляющая Fm определяется шарнирным моментом рулевой поверхности, выражение
для которого имеет вид [38]:
M«-m„Spbp(pV72), (1.2)
где шш - коэффициент шарнирного момента, Sp, bp - площадь и хорда руля соответственно, р -
плотность воздуха на высоте полета, V - скорость полета ЛА.
Из выражения (1.2) следует, что шарнирный момент пропорционален кубу линейных раз-
меров ЛА и квадрату скорости полета.
Следовательно, шарнирная нагрузка является доминирующей для тяжелых самолетов, а
также высокоскоростных ЛА.
В свою очередь коэффициент тш включает 3 составляющих:
21
m = m “+ m 5 + m °,
ш Ш Ш Ш ’
зависящих от угла атаки а, угла отклонения рулевой поверхности б, а также постоянную со-
ставляющую тш°. В области малых значений угла 5 можно принять тш8= к8 5, а при относитель-
но медленном изменении угла атаки а коэффициент тша считать постоянным, суммируя алгеб-
раически с тш°.
Таким образом, в уравнении (1.1) член Fm запишется так:
Fm= СшУи + Fo'>
при этом постоянную составляющую Fo' можно объединить в расчетах с Fo. В представленном
выражении Сш - жесткость шарнирной нагрузки.
Коэффициент тш существенно зависит от режима полета, конструктивных параметров ру-
левой поверхности и ряда других факторов.
В качестве примера на рис. 1.1 представлены типовые зависимости тш (5) при различных
углах атаки для элеронов (а) и руля высоты (б) дозвукового самолета, иллюстрирующие изло-
женное выше [38]. Для сверхзвуковых самолетов проблема преодоления шарнирных нагрузок
существенно осложняется.
Так, в связи со смещением фокуса руля в функции числа М для сверхзвуковых самолетов
часто имеет место перекомпенсация руля по шарнирному моменту на дозвуковой скорости по-
лета (указанный момент направлен в сторону движения) и значительная недокомпенсация на
сверхзвуковой, как показано на рис. 1.2а. Данное обстоятельство может быть учтено не только
в величине и знаке Fo но также и в знаке Сш Тогда выражение (1.1) запишется в виде:
“ п>. (d2 У. / d « + F„ (d у./ d t) ± C„ y, ± F,. (1.3)
Здесь Сш и Fo учтены абсолютными значениями.
Для некоторых аэродинамических компоновок параметр шш при переходе от скорости,
соответствующей 0,8 М к 1,3 М может увеличиваться в 40...50 раз. Существенное его повыше-
ние имеет место, в частности, для элевонов треугольного (в плане) крыла, как показано на
рис. 1.26 [38].
Увеличение шарнирных моментов на рулевых поверхностях сверхзвуковых самолетов ил-
люстрируется рис. 1.3, где представлена ожидаемая зависимость Мш от режимов полета (числа
М и высоты Н) для цельноповоротного вертикального оперения (киля) маневренного сверх-
звукового самолета поколения 4+. На рис. 1.4,1.6 приведены аналогичные зависимости требу-
емых скоростей и углов перекладки данной рулевой поверхности по режимам полета.
Все указанные зависимости предоставлены предприятием АО «ОКБ Сухого» и получены
экстраполяцией результатов статистической обработки массива данных по прототипу - само-
лету-истребителю 4-го поколения.
Рис. 1.3 показывает экстремальный характер функции Мш (М), с ростом высоты полета мак-
симумы сдвигаются в сторону больших значений числа М, что можно объяснить уменьшением
плотности атмосферы по мере увеличения Н. В области малых М (до 0,4) шарнирный момент
отсутствует, это указывает на полную скомпенсированность поворотного киля по шарнирному
моменту, обеспечиваемую конструктивно. В этой области скоростей полета силы, воздейству-
ющие на привод, определяются другими составляющими общего уравнения (1.1), в частности
инерционной, а также трением.
В зоне больших чисел М наблюдается некоторое уменьшение Мш (рис. 1.3) за счет сниже-
ния коэффициента тш на сверхзвуковой скорости (хотя скоростной напор увеличивается).
22
Рис. 1.1. Типовые зависимости коэффициента шарнирного момента от угла отклонения
элеронов (а) и руля высоты (б).
23
1 2 3
Рис. 1.2. Зависимости коэффициента шарнирного момента от числа М полета для
цельноповоротного стабилизатора (а) и элевонов (б) треугольного крыла.
24
Из рис. 1.4, 1.6 следует, что наибольшие значения ожидаемых скоростей и углов отклоне-
ния рулевой поверхности имеют место в области дозвуковых скоростей, смещаясь вправо с
увеличением Н. Это объясняется тем, что зона активного маневрирования, связанная с боль-
шими потребными перемещениями и скоростями рулевых поверхностей, обычно располагает-
ся в дозвуковой области скоростей полета (взлет и посадка, воздушный бой, режим следования
за рельефом местности и т.п.). На высоких скоростях полета вследствие возрастания общего
скоростного напора и, следовательно, повышения эффективности рулей требуемые угловые
перемещения и скорости сокращаются. Это соответствует крейсерскому режиму полета на сверх-
звуковой скорости.
Совмещение графиков на рис. 1.3 и 1.4 для одинаковых значений Ми Н дает возможность
вычислить требуемую мощность нагружения как произведение момента Мш на угловую ско-
рость перекладки киля (рис. 1.5). Указанная мощность также имеет экстремум-максимум, сме-
щающийся с увеличением высоты полета Н вправо (влияние плотности атмосферы). Этот фак-
тор следует учитывать при выборе энергетических параметров привода.
Зависимости на рис. 1.3, 1.4 позволяют получить также графики «скорость-момент» как
геометрическое место точек, соответствующих одинаковому значению числа М. Указанные гра-
фики приведены на рис. 1.7. Они построены на плоскости механических характеристик приво-
да и позволяют оценить его требуемую энергетику.
Из рис. 1.7 следует, что в области малых и средних высот полета характер зависимостей
близок к гиперболическому, т.е. мощность нагружения меняется незначительно. Однако в зоне
больших высот кривые становятся выпуклыми, что указывает на явно экстремальную зависи-
мость мощности нагружения от момента. Увеличение требуемых скоростей перекладки руле-
вой поверхности в этой зоне можно объяснить уменьшением плотности атмосферы и, следова-
тельно, общим снижением эффективности рулей.
Очевидно, что энергетические параметры следящего рулевого привода необходимо назна-
чать исходя из наименее благоприятного сочетания скоростей и моментов нагружения. На
рис. 1.7 таким сочетанием обладает зона больших высот (которая, в частности, хорошо вписы-
вается в параболические кривые механических характеристик гидроприводов с дроссельным
регулированием скорости). Это автоматически означает существенное переразмеривание мощ-
ности рулевых приводов при полете на малых и средних высотах.
В общем случае шарнирная составляющая нагрузки является преобладающей для руле-
вых приводов ракет класса «воздух-воздух», приводов управления закрылками тяжелых само-
летов, интерцепторами, газовыми рулями и дефлекторами потока в системах управления век-
тором тяги ракетных двигателей, шагом винта вертолетов.
Определение величины внешней нагрузки на привод является необходимым, но не-
достаточным условием синтеза его энергетических параметров. Следует оценить также
поле возможных скоростей перемещения нагрузки, что обеспечивает вычисление требуе-
мой мощности привода на всех (или основных) режимах полета ЛА. Тогда геометричес-
кое место точек на плоскости механических характеристик, определяющих значения ско-
ростей и усилий нагрузки в каждый момент полетного времени, задает диаграмму нагру-
жения.
Совокупность диаграмм для различных режимов полета ЛА образует ряд рабочих зон, оги-
бающая которых как правило близка к гиперболической зависимости (рис. 1.7 для зоны малых
и средних высот). Это означает, что режимы, требующие больших скоростей перемещения ру-
левых поверхностей (например, взлет и посадка) связаны с относительно малыми нагрузками
на привод. И наоборот, полет со сверхзвуковой скоростью на крейсерском режиме или с боль-
шой дозвуковой скоростью у Земли обуславливает большие нагрузки, но малые значения ско-
рости движения выходного звена приводов.
25
Рис. 1.3. Зависимость шарнирного момента вертикального оперения от режима полета.
d6/dt град./с
,.Н=6000м
\^Н=9000м
\ Н=12000м
Н=3000м \\\ )м
н=о
"^^***> ^"*''"**
О 0.5 1 1.5 2 2.5
М
Рис. 1.4.3ависимость требуемой скорости перемещения рулевой поверхности
(вертикального оперения) от режима полёта.
26
мощность нагрузки
Рис. 1.5. Зависимость требуемой мощности нагружения рулевой поверхности
(вертикального оперения) от режима полета.
Рис. 1.6. Зависимость требуемых углов перемещения рулевой поверхности
(вертикального оперения) от режимов полета.
27
(1-4)
Если ПМХ привода выбрана правильно, она должна охватывать всю совокупность диаг-
рамм нагружения в соответствующих рабочих зонах.
Синтез энергетических параметров привода может осуществляться следующими ме-
тодами:
- по предельным значениям усилий и скоростей нагружения, определяемым на основе ана-
лиза рабочих зон для типовых полетных режимов, расчетных данных, результатов моделирова-
ния, аэродинамических продувок, летных испытаний аналогов,
- с использованием гиперболы равной мощности, полученной по заданному значению мак-
симальной мощности нагружения,
- по диаграммам нагружения, вычисленным на основании заданных в ТЗ на проекти-
рование регулярных законов управления с оговоренными значениями составляющих на-
грузки.
1.1.2. Определение энергетических параметров
по методу предельных значений усилий и скоростей
В этом случае определяются максимально возможные значения силы нагружения Fm и ско-
рости Vm любым из указанных выше способов, после чего назначаются искомые величины энер-
гетических параметров FmaxH Vmax из условия
F >F,V >V
max in’ max i
При этом подразумевается некоторый коэффициент запаса по указанным параметрам, ус-
танавливаемый исходя из дополнительных критериев.
Такой метод является наиболее простым и широко применяется на практике.
Нахождение величин Fm и Vm является необходимым, но не достаточным условием реше-
ния задачи энергетического синтеза. Следует вычислять также мощность нагружения N = F V с
целью определения как ее максимального значения Nm (см. рис. 1.9) так и, в общем случае зна-
чений соответствующих ей усилию Fn и скорости Vn т.е. Nm = Fn Vn.
Назначение энергетических параметров Fmax и Vmax дает возможность оценить максималь-
ную располагаемую мощность привода исходя из формы его ПМХ.
Так, для гидроприводов с дроссельным регулированием скорости выражение ПМХ при
условии постоянного давления питания имеет вид [3,4]:
V = Vmax[l-(F/Fmax) Sign Х3] (1.5)
где V, F - текущие значения скорости и усилия на выходном звене.
Тогда располагаемая мощность приводам = V F имеет экстремум-максимум при F = 2/3 Fmax
со значением мощности в этой точке N = Nmax = 0,385 Vmax Fmax
Если параметры Fmax и Vmax назначены правильно, должно выполняться наряду с соотноше-
ниями (1.4) следующее условие:
N >N . (1.6)
max m х /
Данное условие справедливо для любых типов приводов (например, с объемным или объем-
но-дроссельным регулированием скорости), при этом ПМХ может задаваться аналитически
или графически.
28
Рис. 1.7. Зависимость требуемой скорости перекладки рулевой поверхности
(вертикального оперения) от величины шарнирного момента
для различных высот полета.
v
^inax Гцил
Рис. 1.8. Варианты соотношения предельной механической характеристики'
и гиперболы равной мощности для дроссельного гидропривода.
29
1.1.3. Метод гиперболы равной мощности
Несоблюдение неравенства (1.6) при известном значении Nm указывает на необходимость
корректировки энергетических параметров привода, для чего можно применить метод гипер-
болы равной мощности (ГРМ).
Из общего выражения N = V F для точки N = Nm можно записать
V = Nm/E (1.7)
Это равенство является уравнением гиперболы на плоскости механических характеристик
привода, во всех точках которой мощность равна Nm.
В данном методе синтеза энергетические параметры определяются путем соотношения
ПМХ и ГРМ, что иллюстрируется для рассмотренного выше примера (гидропривод с дрос-
сельным регулированием скорости) рис. 1.8.
ПМХ с индексом 1 располагается целиком под ГРМ, что означает несоблюдение неравен-
ства (1.6), т.е. располагаемая мощность привода занижена и величины Vmax и Fmax выбраны не-
верно. Напротив, ПМХ с индексом 3 пересекает ГРМ в 2-х точках, это соответствует некоторой
избыточности мощности привода, хотя (1.6) формально выполняется.
Оптимальным случаем можно считать вариант 2 с касанием ПМХ и ГРМ в одной точке
(Nm = Nmax). Это поясняется графиками зависимости располагаемой мощности привода от ве-
личины усилия нагружения F для всех 3-х случаев (рис. 1.9).
Формально касание реализуется в бесконечно большом числе точек, что вносит неопреде-
ленность в выбор значений Vmax и Fmax. Указанная неопределенность устраняется посредством
учета дополнительных ограничений или начальных условий. Если, например, известны вели-
чины Fn и V , соответствующие Nm искомые параметры вычисляются просто:
Fmax = 1.5 F, Vma = 1,732 V, (1.8)
В случае задания только самого значения Nm возможны различные варианты. Так, выбор
ПМХ с большими величинами Fmax (следовательно, с невысокими Vmax) приводит к необходи-
мости увеличения эффективной площади поршня гидродвигателя, и, следовательно, завыше-
ния поперечных размеров привода. Напротив, применение высокоскоростного привода с не-
большой величиной Fmax требует увеличения плеча кинематической передачи от его выходного
звена к рулевой поверхности, и как следствие применение длинноходового привода с больши-
ми продольными размерами.
Возможны и иные, не только компоновочные, ограничения и задача решается на основе
разумного компромисса. Так, величина Fmax может быть назначена на основе метода предель-
ных значений (см. выше).
Если массо-габаритные ограничения не являются жесткими, что не характерно для ЛА,
более предпочтителен 3-й вариант ПМХ (рис. 1.9), поскольку соотношение (1.6) выполняется
на достаточно широком интервале величин F. Идеальным случаем можно считать гиперболи-
ческую (на рабочем участке) ПМХ, хотя исполнительные устройства с такой формой характе-
ристики неизвестны. Она может быть создана только искусственно путем использования спе-
циальных алгоритмов управления.
Рабочие зоны формирования диаграмм нагружения для реальных полетных режимов име-
ют как правило стохастический характер, что не позволяет формализовать задачу энергетичес-
кого синтеза в полной мере. Поэтому на практике заменяют вероятностные закономерности
изменений скоростей и нагрузок в реальном полете некоторыми регулярными законами, хотя
30
и носящими часто искусственный характер. К таким законам относится, например, гармони-
ческое управляющее воздействие с определенным спектром частот и значений амплитуд. С этим
законом связано в частности понятие частотной характеристики. Поэтому задание в ТЗ на про-
ектирование привода параметров частотной характеристики является общепринятым.
Реже рассматривается ступенчатое (скачкообразное) управляющее воздействие, посколь-
ку для подавляющего большинства приводов ЛА такой закон на практике не реализуется. Ис-
ключение составляют электрогидравлические следящие приводы управления антеннами бор-
товых радиолокационных систем автосопровождения, где отработка ступенчатых воздействий
характерна для режима картографирования местности. С другой стороны, прямая связь час-
тотной характеристики с параметрами переходной функции в системах автоматического регу-
лирования допускает замену (или дополнение) в ТЗ требований к частотной характеристике
соответствующими ограничениями на параметры переходного процесса.
1.1.4. Синтез энергетических параметров
для гармонического управляющего воздействия
Известно [6,9,15], что диаграмма нагружения при гармонических колебаниях с фиксиро-
ванной частотой со и амплитудой А представляет собой деформированный эллипс, описывае-
мый аналитическим выражением:
[(F - h V - F тр SignV - F )/ F ]2 + [V / V ]2 = 1, (1.9)
здесь F и V - текущие значения силы и скорости на диаграмме нагружения, F3 - полуось эллип-
са по оси абсцисс, Уэ - полуось эллипса по оси ординат, h - приведенный коэффициент вязкого
трения в нагрузке, F - величина сухого трения в нагрузке, Fo - значение постоянной состав-
ляющей нагрузки, направленной против движения.
В выражении (1.9)
F.-A>|(Cu,-m,y)|, (1.10)
V,~An,“' (1И)
где Сш - жесткость позиционной составляющей нагрузки; тн - масса нагрузки, приведенная к
выходному звену привода; А - амплитуда колебаний полезной нагрузки; А пр - амплитуда ко-
лебаний поршня в гидроцилиндре; со - частота колебаний.
Если считать жесткость конструктивных элементов (места крепления привода к ЛА, а так-
же кинематической передачи от выходного звена привода к полезной нагрузке) бесконечно
большой, то Апр= Ау, что соответствует «жесткой» динамической модели нагруженного приво-
да, в которой учитывается только сжимаемость рабочей жидкости.
Общий вид диаграммы нагружения при воспроизведении гармонических колебаний пред-
ставлен на рис. 1.10. Учет постоянной составляющей нагрузки F о, направленной против движе-
ния, сдвигает эллипс вправо на величину Fo, а сухое трение обуславливает разрывный характер
диаграммы нагружения, смещая верхнюю и нижнюю ее половины на величину F в противо-
положных направлениях. Вязкое трение обуславливает разворот эллипса по часовой стрелке
пропорционально значению h.
Соотношение (1.9) позволяет рассчитать и построить диаграмму нагружения на плоскости
механической характеристики для всех 4-х квадрантов с использованием общего выражения
ПМХ (1.5). Однако на практике достаточно рассмотреть лишь верхнюю половину эллипса и
сравнить ее с ПМХ для случая Х3> 0, когда (1.5) принимает вид
31
Рис. 1.9. Зависимость мощности дроссельного гидропривода от
внешней нагрузки.
32
(1-12)
V = Vmax[l-(F/Fmax)]4
a (1.9) записывается так:
[(F-hV-Fc)/F,]2+[V/V,]2-l. (1.13)
Здесь Fc= Fo+F Ip
Решая (1.13) относительно силы F, получим:
F = F3[l - (V/V3)2]0,5 + h V + Fc. (1.14)
Задаваясь значениями V в диапазоне скоростей 0... V з, можно вычислить оба корня урав-
нения (1.14):
F,- F,[1 - (V/V,)’]»-=+h V+ F„ (1.15)
F2--F, [1 - (V / V.) 2] «+ h V+ Fe,
определяющих верхнюю половину эллипса на плоскости механических характеристик приво-
да, и соотнести ее с ПМХ, рассчитанной по формуле (1.12).
Назначение в ТЗ на проектирование привода одной фиксированной частоты со и соответ-
ствующей ей амплитуды колебаний Ау является нетипичным. Как правило, задается опреде-
ленная полоса рабочих частот с ограничениями на подъем или завал амплитудно-частотной
характеристики (АЧХ). Типовая АЧХ представлена на рис. 1.11. В ТЗ на проектирование может
указываться полоса пропускания <опп по уровню - 6 дБ, величина резонансного пика L (как
правило, не более 1...2 дБ), в отдельных случаях резонансная частота сорез. Одновременно огова-
риваются и требования к фазочастотной характеристике.
Энергетическая достаточность привода определяется возможностью воспроизведения
требуемой АЧХ с учетом составляющих внешней нагрузки и оговоренной в ТЗ амплитуды
колебаний.
Поскольку любая АЧХ в общем случае подразумевает сколь угодно большой спектр частот со,
следует строить такое же количество диаграмм нагружения. Однако на практике достаточно
оценить наиболее тяжелый режим нагружения и ограничиться его исследованием. Это подра-
зумевает расчет и построение, например, одной диаграммы, или ограничение проверкой вы-
полнимости условий охвата эллипса предельной механической характеристикой, реализован-
ной в виде соответствующих машинных алгоритмов.
Наиболее сложный случай имеет место при максимальных значениях полуосей эллипса Узи
F3, которые реализуются как правило при неодинаковых, хотя и близких величинах частоты со.
Как следует из выражения (1.10) размер горизонтальной полуоси эллипса определяется
соотношением позиционной (Сш) и инерционной (шн <о2) составляющих нагрузки. Это соотно-
шение зависит от типа ЛА и конкретных особенностей системы управления. Так, в приводах
управляемых ракет класса «воздух-воздух» шарнирный момент является доминирующим, т.е.
выполняется условие Сш» тнсо2. В этом случае величина F3 сокращается по мере роста со и на
частоте со н = (Сш/ тн)05 эллипс вырождается в вертикальный отрезок прямой с длиной V ,
после чего F3 вновь начинает увеличиваться, часто уже за полосой пропускания привода. По-
этому в приводах данного класса преобладают скоростные ограничения (с точки зрения энер-
гетики), определяемые величиной V3.
Исключение составляет перекомпенсация по шарнирному моменту (Сш < 0), когда инер-
ционная и позиционная составляющие нагрузки находятся в фазе и суммируются, при этом F3
33
Рис. 1.12. Зависимость величины горизонтальной полуоси
эллипса нагрузки F3 от частоты: а) большая инерционная
нагрузка; б) большая позиционная нагрузка (режим
недокомпенсации); в) большая позиционная нагрузка
(режим перекомпенсации).
Ау - начальная амплитуда колебаний; со - частота
колебаний; со - резонансная частота; Сш - жесткость
позиционной нагрузки; F3max - максимальное значение F3;
шн - масса нагрузки.
растет пропорционально ш2. Данный случай следует считать наименее благоприятным по энер-
гетике, т.к. важны не только скоростные, но и силовые ограничения. Изложенное иллюстриру-
ется рис. 1.12 б, в.
В системах управления поворотными соплами двигателей тяжелых ракет, а также цельно-
поворотными рулевыми поверхностями самолетов доминирует инерционная нагрузка, хотя в
последнем случае существенную роль может играть и шарнирный момент.
Тогда размер горизонтальной полуоси эллипса пропорционален квадрату частоты (по-
скольку в данном случае выполняется условие тнсо2» Сш), если верно соотношение <оп < <оп|1
(рис. 1.12 а), с достижением экстремума-максимума, обусловленного общим спадом АЧХ за
частотой резонанса.
Во всех случаях размер вертикальной полуоси эллипса V3 пропорционален первой степени
(о на горизонтальном участке АЧХ. На более высоких частотах также имеет место экстремум-
максимум (рис. 1.13 а). При этом величины Узи F з прямо пропорциональны амплитуде коле-
баний Ау
Таким образом, можно ожидать наиболее сложные режимы нагружения в зоне частот у
границы полосы пропускания привода и в области максимума амплитуд колебаний, опреде-
ляемой АЧХ. Следовательно, расчет должен проводиться по верхнему допуску на амплитуду
(в районе резонансного пика АЧХ замкнутого привода) и по максимальной частоте, где данный
допуск еще указан.
Как правило за резонансной частотой привода имеет место резкий спад АЧХ с интенсивно-
стью более 40 дБ/дек, в то время как текущая частота растет с интенсивностью 20 дБ/дек. По-
этому размеры полуосей эллипса после достижения максимума начинают быстро сокращаться
(рис. 1.13 а и рис. 1.12 а).
Если не учитывать упругость элементов конструкции ЛА, можно принять Ау = Апр, в этом
случае величина V3 максимальна (рис. 1.13 а, жесткая система) и такой случай с точки зрения
энергетики следует считать неблагоприятным. Вместе с тем данная упругость в сочетании с
массой нагрузки образуют колебательную систему, собственная частота которой теоретически
может располагаться в рабочей области частот привода, т.е. в пределах полосы пропускания.
Этот фактор дает потенциальную возможность уменьшения величины V3 за счет существенно-
го сокращения амплитуды колебаний Апр.
В соответствии с [2,4] АЧХ следящего гидропривода с дроссельным регулированием ско-
рости и большой инерционной нагрузкой по координате уп имеет провал в области частоты
“с = (Скон / mn)0,5> где Ско,| = [Ск С()сн / (Ск + €_)] - обобщенная жесткость конструктивных
элементов, Ск - жесткость силовой проводки, соединяющей выходное звено привода с нагруз-
кой, Соси - жесткость места крепления привода к конструкции ЛА.
Это иллюстрируется рис. 1.13 б.
Координаты ун и уп связаны передаточной функцией колебательного звена:
Ун (s) = [1 / (Tc2s2 + 2 Tc£cs + 1)] уп (s).
Здесь Тс = 1 / <ос - постоянная времени, £с = h / [2 (Скон тн)0,5] - коэффициент относительного
демпфирования.
Вследствие относительной малости коэффициента вязкого трения в нагрузке h и высоких
значений Скон величина параметра достаточно низка и обычно не превышает 0,05. Колебатель-
ное звено оказывается слабодемпфированным, а его резонансный пик достигает 20 дБ и более.
В соответствии с этим амплитуда Апр на резонансной частоте этого звена (близкой к (ос)
может уменьшаться свыше 10 раз, как и величина полуоси эллипса Vэ (рис. 1.13 а, упругая
система).
35
co
о
Рис. 1.13. Зависимость величины вертикальной полуоси эллипса
нагрузки V, от частоты в жесткой и упругой системе
привода (а) и соответствующие ей амплитудно-частотные
характеристики (б).
<ос - собственная частота конструктивных
элементов; со - частота вынужденных
колебаний; со^ - резонансная частота
замкнутого привода; V3max - максимальная
величина вертикальной полуоси эллипса.
Таким образом, в данном случае резонансные свойства колебательной системы позволяют
получить существенный энергетический выигрыш.
Как было указано выше, частоты максимумов зависимостей V3 (со) и F3 (со) хотя и не совпа-
дают, но часто располагаются достаточно близко. В этом случае можно выделить одну общую
частоту вблизи обоих максимумов, где значения F3 и V3 незначительно отличаются от экстре-
мальных F3inax и V3roax. Данный вариант позволяет провести синтез энергетических параметров
привода по единственному эллипсу нагрузки.
Если же частоты экстремумов существенно расходятся, необходима оценка энергетики по
семейству диаграмм нагружения с целью определения наихудшего сочетания.
Задача оценки энергетических параметров привода для режима отработки гармонических
колебаний содержит 2 этапа:
1. Определение максимально возможных величин полуосей эллипса V3 и F3 или их небла-
гоприятных сочетаний.
2. Формирование ПМХ по условиям охвата одного эллипса, или семейства эллипсов.
Последний этап подразумевает, что определены не только значения V3 и F3, но и величина
усилия Fc в выражении (1.13) и, в общем случае, коэффициента h. На практике уровень вязкого
трения в типовых законах нагружения невелик и его можно не учитывать в большинстве слу-
чаев, вводя лишь некоторую небольшую поправку в вычисленные значения энергетических
параметров.
Если известны V3 F3, Fc, мощность нагружения, определяемая произведением текущих
значений силы и скорости в каждой точке эллипса, имеет экстремум-максимум с координа-
тами [3]:
F КС = 0,75 Fc + [(0,75 Fc)2 + 0,5 (F32 - Fc2)] °5,
(1.16)
V3KC = V3{l-[(F3Kc-Fc)/F3]2}4
Тогда Nm = FKcV3Kc.
В то же время максимум располагаемой мощности дроссельного гидропривода на плоско-
сти механической характеристики Nmax= 0,385 Vmax Fmax соответствует F = 2/3 Fmax [4]. Тогда це-
лесообразно совместить точки максимумов Nm и Nmax на оси абсцисс, что соответствует каса-
нию предельной механической характеристики и диаграммы нагружения в точке с моментом F3KC.
Отсюда
F =1,5F ,V = N /0,385 F , (1.17)
т.е. задача синтеза решена.
Значения, вычисленные по формулам (1.17), совпадают с полученными из условий минимиза-
ции площади под кривой ПМХ с одновременным ее касанием в одной точке с эллипсом нагрузки.
Соотношения (1.17) определяют минимально возможные значения энергетических пара-
метров, позволяющие приводу обеспечить воспроизведение заданного закона управления. На
практике полученные значения несколько увеличиваются, т.е. вводится определенный коэф-
фициент запаса по мощности исходя из дополнительных критериев.
В некоторых случаях может быть поставлена обратная задача энергетического синтеза -
оценка предельных динамических возможностей спроектированного привода с известными зна-
чениями параметров Vmax, Fmax для режима отработки гармонических колебаний. Целью реше-
ния обратной задачи является определение фактической полосы пропускания (при заданной
амплитуде) или максимально достижимой амплитуды - при указанной форме АЧХ.
37
Дефицит мощности привода отрицательно сказывается на его быстродействии, в том чис-
ле в режиме отработки гармонических колебаний. Невыполнение условий охвата диаграмм
нагружения предельной механической характеристикой означает работу приводов в режиме
насыщения по скорости.
Нелинейность типа «насыщение» является наиболее существенной с точки зрения влия-
ния на динамику. Она обуславливает сокращение полосы пропускания при отработке частот-
ной характеристики в области относительно больших амплитуд входного сигнала, сопровож-
дающееся резким возрастанием фазового запаздывания [4,6].
Если принять частоту ш за предельную, выше которой имеет место крутой спад АЧХ, мак-
симально возможное значение вертикальной полуоси эллипса нагрузки равно
V э m = Апр«рез- (1Л8)
С учетом противодействующей составляющей нагрузки Fc (наиболее неблагоприятный
режим) эллипс смещается вправо и наибольшее значение усилия нагружения равно Fm = F3m + Fc
(рис. 1.10).
Здесь F3m - максимально возможное значение горизонтальной полуоси эллипса.
Очевидно, условие охвата по усилию запишется так:
F < F . (1.19)
Скорость Vm по ПМХ в точке F = Fc определяется формулой
V =V [1-(F/F )]05. (1.20)
m max L v c' max/J v z
Отсюда условие охвата по скорости:
Чп> У,_или V > А^со . (1.21)
т э т т пр рез \ /
Неравенства (1.19) и (1.21) устанавливают зоны ограничения на величину Апр, Ау, <о (пре-
дельные динамические параметры), если известны значения V max, Fmax и составляющие момен-
та нагрузки (Fc, тн, Сш).
Поскольку в упругой системе координаты уп и ун разделены передаточной функцией коле-
бательного звена, можно записать для частоты со^:
А = к А ,
пр а у’
где ка = [(1 - Тс2 сорез2) 2 + 4 ^2 Тс2 сореэ2] °5.
Если со с»со^, тогда Апр = А, что соответствует жесткой системе.
Полученное соотношение следует учитывать при проверке выполнения неравенства (1.21).
С другой стороны, оно позволяет свести динамические ограничения, обусловленные дефици-
том мощности привода, к двум параметрам - частоте сорез и амплитуде Ау, оговариваемых в ТЗ
на проектирование.
Величина F3m зависит от соотношения позиционной и инерционной составляющих нагруз-
ки. Так, при Сш> 0 (недокомпенсация по шарнирному моменту) возможны следующие варианты:
• Сш> тнсорез2, тогда неравенство (1.19) заменяется статическим соотношением
(C.y„ + Fc)<F.„. (1.22)
38
• Сш = шнсорез2 (т.е. сореэ = сон), в этом случае должно выполняться условие
F <F , (1.23)
с max’ v '
• Сш < тн (ореэ2, это соответствует случаю преобладающей инерционной нагрузки и для оценки
предельной динамики используется общее выражение (1.19), в котором F3m = Ау (Сш - тн (о^2).
• Сш « тн <орез2 - вариант большой инерционной нагрузки с незначительной позиционной
составляющей. Тогда можно записать условия охвата в виде
A>a>p.,2<[(Fm„-Fc)/m„],
(1.24)
\k.»m<Vra[l-(Ft/F_)]«
Если же имеет место перекомпенсация по шарнирному моменту (Сш< 0), абсолютная ве-
личина горизонтальной полуоси эллипса на частоте <орез равна F3 m = Сш + шн сореэ2, что является
наиболее сложным случаем с точки зрения ограничения амплитуды и частоты, которые привод
в состоянии отслеживать с располагаемыми значениями Fmax и Vmax.
Соотношения (1.22) ... (1.24) дают возможность альтернативного выбора частоты сорез вме-
сте с амплитудой А , позволяющего в полной мере выполнить условия охвата, исходя из имею-
щихся предельных механических характеристик приводов. При этом легко заметить, что неза-
висимое задание указанных параметров неправомерно в границах имеющихся энергетических
возможностей привода. Так, увеличение амплитуды Ау автоматически означает требование сни-
жения частоты (Пред, и наоборот.
Рассмотренная выше методика синтеза энергетических параметров для режима отработки
гармонических колебаний была использована при проектировании приводов ЭГП-5АМ [22] и
ЭГСП-6А. В частности, было показано, что при указанных выше значениях энергетических
параметров последнего Q max = 1 рад/с, Мтах = 4000 Н м и оговоренных в ТЗ частотных характе-
ристиках максимальная амплитуда колебаний выходного звена при работе в линейной зоне не
может превышать 2,5°, что подтверждено в дальнейшем экспериментальными данными. Дан-
ное ограничение амплитуды обусловлено фактором насыщения по скорости при значительных
запасах привода по моменту.
1.1.5. Синтез энергетических параметров
для ступенчатого управляющего воздействия
Вопросы синтеза энергетических параметров следящих приводов для режима отработки
гармонических колебаний достаточно полно отражены в имеющейся литературе [9,15], но
для закона управления в виде ступенчатого воздействия решение данной задачи не является
простым.
Отработка приводом переходной функции также в принципе позволяет построить диаг-
рамму нагружения и произвести на ее основании расчет энергетических параметров Vmax и Fmax
(т.е. решить прямую задачу синтеза) или оценить их достаточность в процессе решения обрат-
ной задачи.
В отличие от гармонических колебаний, когда удается исключить время из исходных соот-
ношений для координаты углового перемещения выходного звена с нагрузкой, а также ее 1-й и
2-й производных и тем самым получить прямое аналитическое выражение для диаграммы на-
гружения (уравнение эллипса), переходная функция привода в общем случае представляет со-
39
бой решение дифференциального уравнения высокого порядка. Однако, согласно известному
правилу А.Ю.Ишлинского произвольную систему автоматического регулирования можно пред-
ставить с достаточной точностью типовым звеном 2-го порядка - колебательным [13,16]. Для
такого звена выражение переходной функции с соответствующими производными имеет вид:
У„ (О = У о [1 - ехр (- £>п <оп t) (Cos <0 ot + {£п/ [(1 - £ п2)]05} Sin со 01)],
Ун (О = d ун / d t = у 0 exp (- £п соп t) [<оп / (1 - £п2) °5] Sin со01, (1.25)
У„ (t) = d2 у„ / d t2 = у 0 [соп2 /(1 - £ п2) °5] [ехр (- ^соп t)] {(1 - V)05 Cos со 01 - Sin со01}.
Здесь обозначено: ун (t) - текущее значение перемещения нагрузки, у 0 - величина (ампли-
туда) скачка, Тп, £п - постоянная времени и коэффициент относительного демпфирования эк-
вивалентного колебательного звена, со п = 1 / Тп - собственная частота, <о0 = <оп [1 - ^п2] °'5-
демпфированная частота. Уравнения (1.25) справедливы при £п < 1.
Все возможные составляющие усилия нагружения отражены уравнением (1.1).
Наиболее сложный режим отработки переходной функции - движение с противодейству-
ющей силой Fo на начальном ее участке (участке разгона), когда скорость d ун / d t не меняет
знак и выражение (1.1) примет вид:
F = ш у + hy ±С y+F, (1-26)
Совместное решение уравнений (1.25) и (1.26) позволяет рассчитать диаграмму нагружения по
точкам для дискретных моментов времени на интервале (O...tp), где t - время окончания переходного
процесса, обычно обозначаемое как время регулирования. Указанная диаграмма представляет собой
логарифмическую спираль. Она может располагаться в одном или нескольких квадрантах на плоско-
сти механических характеристик, как показано на рис. 1.14 для 2-х видов переходной функции.
На практике достаточно рассчитать диаграмму нагружения в 1-м квадранте (участке раз-
гона). Данный участок энергетически наиболее критичен.
Анализ показывает, что если условие охвата выполняется в 1-м квадранте, то оно заведомо
обеспечивается и в других квадрантах плоскости механических характеристик.
В момент времени t = 0 (начало движения) согласно (1.25) ун (t) = 0, d ун /d t = О,
d 2yu / d t2 = y0 <оп2 - максимальное ускорение. Отсюда пусковое усилие
F =myft(o2 + F (1.27)
пуск Н J О п с 4 7
- исходная точка диаграммы нагружения на плоскости механических характеристик привода.
Здесь Fc = Fo + FTp (трение направлено против движения и суммируется с противодействую-
щим усилием Fo).
По мере разгона ускорение снижается, располагаемое усилие нагружения уменьшается в
соответствии с (1.26) и диаграмма наклонена влево. Интенсивность изменения усилия F оп-
ределяется знаком и градиентом шарнирной составляющей нагрузки. При недокомпенсации
(Сш > 0) по мере увеличения координаты ун растет шарнирная нагрузка и суммарное усилие
снижается медленнее по мере разгона. Напротив, перекомпенсация (Сш< 0) способствует раз-
грузке привода и быстрому уменьшению силы Е
Возможные варианты соотношения ПМХ привода и диаграммы нагружения для данного
случая представлены на рис.1.15, в том числе случаи невыполнения условий охвата, - частич-
ного (б, в) и полного (г).
40
Рис. 1.14. Возможные виды переходных функций и соответствующие
им диаграммы нагружения.
V
б)
закон движения не обеспечивается
по пусковому ускорению
Рис. 1.15. Варианты соотношения ПМХ и диаграмм нагружения
для режима отработки ступенчатого воздействия.
41
Время t = t0 соответствует максимуму скорости по переходной функции (где ускорение
d2 ун / d t2 равно 0) и обычно является конечным значением времени при практическом вычис-
лении диаграммы нагружения.
Для рис. 1.15а условие охвата выполняется, т.е. отработка переходной функции осуществ-
ляется в линейной зоне. При невыполнении этого условия по пусковому усилию (б) начальное
ускорение ниже требуемого, по скорости (в) - отработка идет с недостаточной скоростью.
Случай рис. 1.15 г наиболее неблагоприятный как по пусковому усилию, так и максималь-
ной скорости. Во всех отмеченных вариантах невыполнения условий охвата имеет место затя-
гивание отработки переходной функции во времени, т.е. в конечном счете не обеспечиваются
требования технического задания (ТЗ) на проектирование по времени регулирования.
В ТЗ на проектирование следящих приводов чаще указываются следующие параметры пе-
реходной функции: перерегулирование о (в %), время переходного процесса t по классическо-
му критерию входа в 5% трубку, в некоторых случаях число полных колебаний.
Первые 2 параметра позволяют вычислить постоянную времени эквивалентного колеба-
тельного звена Тп и коэффициент относительного демпфирования £п.
График зависимости а = f (£п), из которого легко находится £п по величине о из ТЗ, приве-
ден в [16]. С другой стороны, согласно [13] t = 3 (Тп / ^), т.е. Тп = (t £п) / 3.
Пусковое усилие на выходном звене соответствует (1.27).
Если максимальное усилие, развиваемое приводом (Fmax) известно, из условия FnyCK = Fmax
находим максимальное (пусковое) ускорение:
е = (F -F)/m. (1.28)
п v max с' ' н 4 7
Формула (1.28) однозначно задает характеристики переходной функции (у0 и Тп), которая мо-
жет быть воспроизведена приводом с фиксированным значением Fmax, т. е. определяет его пре-
дельные динамические возможности.
Условие достаточности мощности привода согласно (1.27) запишется так:
у„/тп2аел. <L29)
Неравенство (1.29) выполняется только при определенном соотношении у0 и Тп. Так, уменьше-
ние Тп в 2 раза (с целью сокращения tp) обуславливает необходимость снижения у0 в 4 раза.
Напротив, увеличение величины скачка у0 в 2 раза автоматически требует повышения Тп в
1,41 раза. Таким образом, амплитуда ступенчатого воздействия у0 непосредственно связана с
временем регулирования tp и их независимое назначение является неправомерным.
Из (1.29) следует
(9 У о / v w < е т. е. (у „ /< (е „ / 9. (1.30)
Соотношение (1.30) позволяет решить задачу оценки времени регулирования tp, зная ве-
личины еп и у 0:
tp>3[(y0/8n)]0^.
Это неравенство иллюстрирует ограничение предельных динамических возможностей при-
вода (по времени регулирования) из-за недостатка мощности.
Наличие постоянной составляющей усилия Fo, направленной против движения, увеличива-
ет tp. Напротив, помогающая сила Fo позволяет существенно повысить е п и тем самым снизить t.
42
Условие охвата по усилию записывается так
F.„^FycK, (1.31)
и дает возможность решить прямую задачу энергетического синтеза относительно параметра Fmax.
Однако ограничение по пусковому усилию не является единственным. Необходимо учесть также
фактор насыщения по скорости. Верхняя точка на диаграмме нагружения, соответствующая
текущему времени t0, определяет максимальный наклон переходной функции (т.е. величину
максимальной скорости движения выходного звена), ускорение в этой точке равно 0.
Полагая в (1.25) d2yH / dt2 = 0 и проведя необходимые преобразования, получим:
t„-[Т„ / (1 - V)“] arc tg [(1 - / У
Максимальная скорость по диаграмме нагружения равна
[У„ (О] тах = Уо ехР (" t0)[<on/ (1 - V)05] Sin co0t0.
Располагаемое усилие в точке t = t0 не содержит инерционной составляющей, т.е. F = Fc
(без учета шарнирной нагрузки) и располагаемая скорость Vm по ПМХ в этой точке определя-
ется в соответствии с (1.5) следующим выражением:
V =V [1 - F /F ]05.
Исходя из условия охвата, запишем:
Vma[yH(t)]m„. (1.32)
Неравенство (1.32) является отражением фактора насыщения по скорости и, следовательно,
насыщение оказывает непосредственное влияние на предельную динамику, снижая возможно-
сти привода. Это проявляется прежде всего в ограничении величины скачка у0 и частоты <оп
(следовательно увеличении постоянной времени Тп и через нее - времени регулирования tp).
Подставляя в (1.32) выражение Vm, получим соотношение для определения скорости Vmax, по-
зволяющее решить прямую задачу энергетического синтеза относительно скорости, поскольку
значение усилия Fmax определено выше(см. (1.31)):
V >[у (t)l /Г1 — F /F ]05) (1.33)
Если учесть позиционную нагрузку, данное неравенство примет вид:
Vmax [Ун (t)] max / {1 - [(Fc ± Сш у/) / Fmax]} ™ (1.34)
Здесь ун' - значение перемещения ун в момент времени t = t0. Знак « + » в этом выражении
соответствует Сш>0, знак « - » - Сш<0 (Сш берется абсолютным значением).
Следует указать,что установление энергетических параметров на нижнем пределе значе-
ний, подразумевающем знак равенства в соотношениях (1.31) и (1.34) не всегда правомерно,
поскольку на интервале времени 0...t 0 может иметь место локальное пересечение ПМХ и диаг-
раммы нагружения, хотя допускается только их касание в одной точке. Поэтому целесообразно
произвести расчет диаграммы на этом временном интервале с одновременной оценкой пара-
43
метров ПМХ на каждом шаге и проверкой условий охвата. В случае невыполнения этих усло-
вий осуществляется коррекция Fmax и Vmax (или одного из них) в сторону увеличения до выпол-
нения условий охвата. Эта задача легко алгоритмизируется на основе использования выраже-
ний (1.25), (1.26) и (1.5) и реализуется в соответствующей программе расчета на ЭВМ.
В заключение следует отметить, что изложенная выше методика решения прямой или об-
ратной задачи энергетического синтеза следящих гидроприводов, воспроизводящих ступенча-
тый управляющий сигнал, была реализована при создании 3-х канального электрогидравли-
ческого агрегата ЭГП-5АМ, являющегося первым представителем исполнительных устройств
приводов нового класса для перспективных систем автосопровождения, а также в более по-
здней разработке - агрегате ЭГСП-6А. В частности, по данной методике были определены ми-
нимальные реализуемые значения времени регулирования для всех 3-х каналов привода с аг-
регатом ЭГП-5АМ, исходя из имеющихся энергетических параметров каналов и величины сту-
пенчатого сигнала, т.е. произведена оценка предельной динамики на основе решения обратной
задачи энергетического синтеза. Было показано, что минимальное время регулирования для
каналов азимута и угла места составляет 0,1 с при угле 1,5°, 0,146 с при угле 3° и 0,178 с при 4,5°
даже без учета противодействующего статического момента Мо. При Мо = 40 кг м оно увеличи-
вается в 1,96 раза за счет снижения пускового ускорения в 3,86 раза.
Полученные результаты дали возможность оценить фактическую разрешающую способ-
ность системы автосопровождения при работе в режиме радиолокационного картографирова-
ния местности.
Определение параметров FmaxH Vmax на этапе энергетического синтеза позволяет вычислить
основные конструктивные характеристики привода - эффективную площадь поршня гидро-
двигателя Ап и геометрические размеры окон золотникового гидрораспределителя.
1.2. Определение конструктивных параметров и расчет
статических характеристик элементов энергетического канала
гидроприводов с дроссельным регулированием скорости
Как указывалось выше, основой энергетического канала гидроприводов с дроссельным ре-
гулированием скорости является динамическая система «золотниковый гидрораспределитель-
гидродвигатель», образующая дроссельный гидропривод (ДГП). На начальном этапе проекти-
рования выбираются конструктивные параметры и размеры гидродвигателя - максимальный
ход поршня и его эффективная площадь, диаметры поршня и штока. В качестве исходных дан-
ных используется значение Fmax, полученное на этапе энергетического синтеза и требования ТЗ
на проектирование, определяемые системой управления ЛА.
1.2.1. Выбор конструктивных параметров гидродвигателя (гидроцилиндра)
Эффективная площадь поршня Ап находится по формуле
A = F /р , (1.35)
где Рпит= (Рп ~ Рсл) “ давление питания, рп - давление подачи бортовой гидросистемы ЛА, р -
давление слива. Последние 2 параметра указываются в ТЗ и как правило соответствуют стан-
дартному ряду давлений бортовых гидросистем ЛА соответствующего класса.
Полученное значение Ап впоследствии неоднократно уточняется с учетом допусков на дав-
ления рп и р^ и фактических диаметров поршня Dn и штока <1шт, которые вычисляются по выра-
жению:
44
Dn-2|An/(l^n’)]«d„-nDB. (1.36)
Здесь n = <1шт /Dn - относительный диаметр штока, выбираемый обычно в пределах 0,3...0,6.
Назначение п более 0,6 вызывает резкое увеличение Dn и, как следствие, поперечных размеров
гидродвигателя. Выбор п по верхнему пределу обуславливается необходимостью размещения
в пустотелом штоке каналов подвода и отвода жидкости, датчиков обратной связи, шарнирных
соединений, корректирующих устройств, а также компенсационного штока для гидроцилинд-
ров с ограниченной дифференциальностью.
Полученные на основании (1.36) значения Dn и <1шт округляются до целых величин (или
чисел стандартного ряда типоразмеров для гидроцилиндров), после чего уточняется вели-
чина Ап.
Гидроцилиндры подвергаются также поверочным расчетам на продольную и поперечную
устойчивость, на статическую и усталостную прочность, жесткость (ограничения на величину
деформаций), возможности размещения уплотнительных узлов, а также весовым расчетам. В
частности, производятся расчеты прочности стенки гидроцилиндра, ее диаметральной дефор-
мации, которая не должна превышать минимально допустимого зазора по головке поршня.
Штоки проверяются по наружному и внутреннему диаметру центрального отверстия из усло-
вий как прочности, так и жесткости на изгиб. При этом линейная деформация штока во втулке
гидроцилиндра не должна превышать минимально возможного зазора при крайнем положе-
нии штока «на выпуск».
Все прочностные расчеты гидроцилиндров, а также проверки на жесткость и весовые ха-
рактеристики (с соответствующей оптимизацией) осуществляются по специальным заводским
методикам, изложенным в руководящих технических материалах (РТМ) 8К-020-79, основан-
ных на имеющейся отечественной литературе (например, [7,12, 20, 29]).
Максимальное перемещение выходного звена привода, определяющее продольные раз-
меры гидродвигателя, зависит от конструктивных характеристик ЛА и вычисляется по выра-
жению:
У = 8 1,
где ymax максимальное перемещение выходного звена от среднего положения [м], 8тах - макси-
мальный угол поворота нагрузки (рулевой поверхности) от нейтрали [рад.], 1 - плечо кинема-
тической передачи от выходного звена привода к нагрузке [м].
1.2.2. Расчет конструктивных параметров золотникового гидрораспределителя
На основании (1.35) с соответствующими уточнениями и полученного на этапе энергети-
ческого синтеза значения Vmax рассчитывается максимальный расход ()п через полностью от-
крытое рабочее окно золотника:
О =V А.
~m max п
который определяется также по выражению:
Qm = Gm[0,5pnJ^,
где Gm = ц0 Ао [2/р]0 5 - максимальная проводимость окна в гильзе, ц0 - коэффициент расхода
(его можно принять 0,71 [3]), Ао - площадь окна, р - плотность рабочей жидкости.
45
Из полученных выражений находится величина Ао:
Ао = Ап Vmax/0,71 [рпит/р]05, (1.37)
при этом Ао = Xm b, Хт, b - длина и ширина окна соответственно.
Величина Хт соответствует максимальному смещению золотника при полностью откры-
том рабочем окне, в некоторых случаях длина окна превышает данное смещение, если оно огра-
ничивается упорами.
Выбор конкретных значений Хт и b связан с выполнением ряда противоречивых требова-
ний. При фиксированной Ао значение b обратно пропорционально Хт. В общем случае b целе-
сообразно выбирать из условия максимального использования периметра окна, в пределе (окно
в виде кольцевой канавки в гильзе) braax = п d3, где d3 - диаметр бурта золотника. Для прямоу-
гольных окон из технологических ограничений можно принять b < 0,75 d3 [5].
Обычно выполняется не менее 2-х окон (но не более 4-х), расположенных на противо-
положных сторонах гильзы с целью разгрузки золотника от радиальных сил давления жид-
кости. При этом ширина каждого из них соответственно уменьшается, а суммарная ширина
равна Ь.
При большом числе окон снижается изгибная жесткость гильзы, что может привести к зак-
линиванию золотника (особенно с малыми радиальными зазорами) при монтаже гильзы в кор-
пус ЭГУ или при температурных деформациях.
Наименьшее возможное значение Хт (для кольцевой канавки) равно
Xmmin = An/Ttd,.
В целом уменьшение располагаемых Хт для цилиндрических золотников, применяемых в
ЭГУ дает известные преимущества как по быстродействию ЭГУ, так и величине потребляемой
мощности на управление [3,41,42]. Однако точное выполнение широких окон с малой длиной,
обеспечивающих необходимую линейность и повторяемость расходной характеристики золот-
ника, весьма затруднительно. Поэтому по технологическим ограничениям рабочие окна часто
выполняются с увеличенной длиной Хт. Это присуще, в частности, цилиндрическим золотни-
кам с рабочими окнами в виде системы круглых сопрягаемых отверстий, расположенных спи-
рально (см. раздел 9.2).
С другой стороны, применение широких окон определяет высокие значения коэффи-
циента усиления по расходу [4], что в ряде случаев неприемлемо, например для гидроме-
ханических следящих приводов. Увеличивается также жесткость гидродинамических сил,
воздействующих на золотник, равная Сгз = 0,5 b рпит [5], и как следствие мощность на уп-
равление.
Таким образом, вопрос выбора значений Ъ и Хт однозначно не решается, а должен учи-
тывать опыт проектировщика, возможности конкретного производства и другие факторы.
При расчете диаметра золотника d3 основным критерием являются минимальные гидрав-
лические потери в каналах золотникового гидрораспределителя. Наиболее критичен кольце-
вой зазор между шейкой золотника и внутренней поверхностью гильзы, площадь сечения ко-
торого определяет среднюю скорость течения жидкости и уровень гидравлических потерь при
расходе Qm. Указанные потери оказывают влияние на линейность расходной характеристики
золотника и значение максимального расхода, они пропорциональны уж2, где уж - средняя ско-
рость течения жидкости в кольцевом зазоре.
Считается, что потери давления имеют приемлемый уровень при уж = 15...30 м/с. Тогда
согласно [41] значение d3 находится по выражению:
46
(1.38)
где сГш = с1ш / d3 - относительный диаметр шейки золотника, a dm - ее абсолютный диаметр.
Обычно б'ш выбирается в пределах 0,5...0,6 для золотников диаметром 5... 15 мм. При мень-
ших значениях не обеспечивается необходимая жесткость золотника на изгиб и усложняется
технология, при больших - растут гидравлические потери.
На рис. 1.16 представлен расчетный график зависимости d3 = f полученный на осно-
вании формулы (1.38) при б'ш = 0,6 и 2-х значениях скорости vM - 15 м/с и 30 м/с. На графике
обозначены границы желаемых величин d3 с учетом как технологических ограничений (d3 < 4 мм),
так и ограничений по мощности на управление и быстродействию из условия применения в
типовых 2-х каскадных ЭГУ.
Из рис. 1.16 следует, что в ЭГУ данного вида целесообразно использовать цилиндри-
ческие золотники с диаметром 4... 10 мм. Применение золотников с большим диаметром
(свыше 10 мм) допускается в 3-х каскадных ЭГУ с уровнем гидравлической мощности
свыше 30 кВт.
При назначении d3 по графику на рис. 1.16 или формуле (1.38) целесообразно ориен-
тироваться на верхнюю кривую (уж =15 м/с), чтобы свести к минимуму гидравлические
потери.
Существуют и другие способы выбора d3 [5]. Площадь кольцевого канала между шейкой
золотника и гильзой должна быть не менее 4 Ао, отсюда
d3 > 2,61 А0015.
Для малорасходных золотников данное выражение дает заниженное значение диаметра d3
близкое к нижней кривой на рис. 1.16.
После нахождения d3 рассчитывается диаметр шейки: dm = d'm d3.
К конструктивным параметрам золотника относится также длина бурта, от которой зави-
сят расходы утечки и перетечки рабочей жидкости через радиальный зазор в золотниковой паре,
уровень трения, число и размеры кольцевых разгрузочных канавок. Эту длину можно прибли-
женно задавать в пределах 0,5... 1 d3. Исключение составляет средний бурт золотников в ЭГУ с
упругой механической обратной связью, который приходится увеличивать для сопряжения с
пружиной обратной связи.
Рассмотренные выше параметры являются основными. Дополнительно могут быть опре-
делены размеры золотника - длина шейки и общая длина. Однако эти размеры увязаны с на-
значением и особенностями применения золотника (например, 3-х буртовый или 4-х буртовый
золотник), с конструктивными параметрами гильзы. Наружный диаметр последней назнача-
ется из условия dr > 2 d3, определяемого необходимостью получения достаточной жесткости на
изгиб, а длина зависит от схемы золотника, типа уплотнений гильзы, наличия центрирующих
пружин ЭГУ сопло-заслонка или «струйная трубка» и т.п.
Наименьшую длину имеют гильзы без уплотнений, устанавливаемые в стальной корпус
термическим методом, не имеющие пружин и встроенных датчиков электрической обратной
связи по положению золотника.
Размеры гильз с резиновыми уплотнениями определяются нормалями на параметры уп-
лотнительных колец, защитных шайб для них, ширину и глубину канавок под уплотнения, до-
пускаемым расстоянием между ними. От этих же факторов зависит длина шейки золотника. В
общем случае на размеры гильз золотников влияют также параметры корпусных деталей, где
размещается гильза с золотником, схема и технология каналов для подвода и отвода рабочей
жидкости.
47
Рис. 1.16. Зависимость диаметра золотника от расхода.
Рис. 1.17. Схема щели дросселирования с учетом параметров микрогеометрии.
48
1.2.3. Характеристика регулирования расхода управляемого дросселя
золотникового типа
4-х щелевой симметричный золотниковый гидрораспределитель представляет собой сис-
тему 4-х управляемых дросселей, объединенных в общей конструкции и включенных по схеме
гидравлического моста. В диагонали моста расположен гидродвигатель, в области малых сме-
щений золотника X работают все 4 дросселя, а в области больших - по 2 [3].
Расходная характеристика каждого из дросселей представляет собой зависимость (X)
при Дрдр = Const, где Qip и Дрдр - расход жидкости через дроссель и перепад давления на нем
соответственно, X - смещение управляющего элемента дросселя (например, отсечной кромки
золотника) от начального положения. X может принимать как положительные значения (окно
открыто), так и отрицательное - окно перекрыто.
В настоящее время точных методов расчета данной характеристики не существует, она оп-
ределяется как правило экспериментально. Это обусловлено сложностью физических процес-
сов истечения потока через дроссель и необходимостью учета большого числа факторов, в том
числе особенностей микрогеометрии каждого конкретного дросселя.
Согласно [41] функция Q/ip (X) состоит из 3-х участков - области X > 0 (геометрическое
открытие окна дросселя), области больших перекрытий окна X < 0 (течение жидкости через
дроссель становится ламинарным) и переходной зоны средних и малых перекрытий X < 0, где
совмещается турбулентный и ламинарный режимы течения жидкости в зазоре.
На 1-м участке расход через открытое окно определяется выражением:
0,др = p(Re) So [2Дрдр/р] °-5, (1.39)
зависимость коэффициента расхода от числа Рейнольдса ц (Re) задается графически [3], So -
эффективная площадь щели дросселирования с учетом микрогеометрии дросселя. Последняя
включает в себя не только начальное перекрытие дросселя и радиальный зазор 5, но и скругле-
ние отсечных кромок золотника и гильзы (прогрессирующее со временем вследствие абразив-
ного износа и явлений микрокавитации в зоне щели дросселя), а также овальность, конусность,
бочкообразность, огранку бурта золотника. Последние 4 фактора могут учитываться поправка-
ми на величину 5.
Форма окна в гильзе отличается от идеально прямоугольной - имеют место радиусные
скругления в углах, образующие рабочего окна в общем случае криволинейны. Если криволи-
нейность образующих на современном уровне технологии электроэрозионной прошивки и до-
водки прямоугольных отверстий сведена к минимуму, то радиусы R скругления углов достига-
ют 50... 100 мкм. Это существенно сказывается на форме начального участка расходной харак-
теристики дросселя, особенно для узких окон (с малыми Ь) с большой величиной Хт.
Изложенное иллюстрируется рис. 1.17, где представлена схема щели дросселирования с
учетом расчетных параметров микрогеометрии - приведенного радиального зазора б, радиусов
скругления бурта золотника г, и кромки окна гильзы г2 (для лучших современных цилиндри-
ческих золотников указанные радиусы составляют 2...5 мкм). На рис. 1.17 X - геометрическое
открытие щели дросселя, Хф - фактическое открытие, связанное с X соотношением:
Хф = [(8 + г, + г2)2 + (X + г, + г2)2]0-5 - (Г1 + г2). (1.40)
Значения Хф, рассчитанные по формуле (1.40) для области малых открытий дросселя суще-
ственно превышают X, поскольку величины 8, rt и г2 соизмеримы, а для области больших X
можно принять X = Хф.
49
На рис. 1.18 показана форма окна в плане, при этом радиусы скругления углов рабочего
окна R приняты одинаковыми, что является известным допущением. Расчет площадей окна
ведется по участкам:
1)Точка X = О
So - (b - 2R) ([(8 + г, + г,)! + (г, + г2)=]°3 - (Г, + Г2) ), (1.41)
2)Интервал I (0 < X < R), на основании приближенного вычисления площади сегмента круга
So = (Ь - 2 R) X + 0,5 { R [8 X R + 1,87 X2]05 - 2(R - X) [X(2R - X)]05}, (1.42)
3) Интервал II [R< X < (Xm - R)]
So = b X - 0,43 R2, (1.43)
4) Интервал III [(Xm - R) < X < Xm]
So = (b - 2R) X + 2 Xm R - 0,86 R2 - 0,5 {R [8 R (Xm - X) + 1,87 (Xm - X)2]05 -
- 2 (R + X - Xm) [(Xm - X) (2 R - Xm+ X)]0’5} (1.44)
В области малых значений X, где Хф> X, фактическая площадь So щели дросселирования
больше, чем определяемая по выражениям (1.41...1.44). Однако с большой степенью точности
можно рассчитать фактическую So по указанным выражениям с заменой переменной X на Хф.
В выражение (1.39) входит функция ц (Re), определяемая графически [3]. Она может быть
аппроксимирована с высокой степенью точности функциональной зависимостью вида:
Г 0,3 Sin [2п (0,43429 In Re - 1,1 )/5,6] + 0,42 при 0,7 < Re < 530
H(Re)-1 (1.45)
10,71 при Re > 530
При этом число Рейнольдса вычисляется по формуле [4]:
Re = 4Qflp/nv, (1.46)
здесь П - смачиваемый периметр щели дросселирования, v - коэффициент кинематической
вязкости жидкости при заданной температуре и давлении.
На рис. 1.19 представлен расчетный график зависимости ц (Re), вычисленный по (1.45).
С учетом рассмотренных выше особенностей микрогеометрии вычисление П также произ-
водится по участкам (по аналогии с рис. 1.17):
1) Точка X = 0:
П = 2 [(b - 2R) + Хф], Хф соответствует точке Х=0 (см. выше). (1-47)
2) Интервал I (0 < X < R):
П = 2 {(b - 2R) + [2RX + 0,45 X2]05 + [2RX - X2]}. (1.48)
50
Рис. 1.18. Рабочее окно золотникового дросселя.
Рис. 1.19. Зависимость коэффициента расхода от числа Рейнольдса.
51
3) Интервал II (R < X < Xm):
П = 2 (b + X - 0,43 R). (1.49)
4) Интервал III (X > Xm):
П = 2(Хт + Ь)- 1,72 R. (1.50)
Данные выражения получены с использованием формул приближенного вычисления дуги
сегмента, при этом для области X —» Хт радиусы скругления в конце окна не учитываются. Это
объясняется стабилизацией коэффициента расхода при больших X на уровне 0,71, когда влия-
ние П незначительно. При этом (b + Х)»0,43 R и погрешность расчета по упрощенной форму-
ле (1.49) пренебрежимо мала.
В практических расчетах следует учитывать микрогеометрию щели дросселирования под-
становкой в (1.47)...(1.50) Хф вместо X.
Процесс вычисления ветви расходной характеристики дросселя для зоны X > 0 основан на
последовательных приближениях [3, 4, 41] и представляет собой быстро сходящийся ряд. В
зоне X < 0 при больших положительных перекрытиях можно использовать для расчета расход-
ной характеристики известную формулу для ламинарного течения в плоско-параллельной ка-
пиллярной щели [41]:
Q.p-bS3ЛРдр/ 12 vp lx I (1.51)
Данное выражение имеет физический смысл только при достаточно больших IX |, важное
значение имеет величина Хр - граница полностью ламинарного потока через перекрытую щель.
Экспериментальные исследования золотниковых пар, проведенные на предприятии, в том числе
с участием Челябинского политехнического института, показали, что при относительно неболь-
ших перепадах давления на щели вязкостная составляющая коэффициента гидравлического
сопротивления преобладает при IX | > 106. Это справедливо для золотников с радиальными
зазорами 2...5 мкм, характерными для авиационных гидроприводов. Поэтому в практических
инженерных расчетах можно использовать формулу (1.51), принимая Хр = 106. Существенное
значение имеет также острота кромок щели, способствующая турбулизации потока и тем са-
мым увеличивающая Хр. Напротив, скругленные кромки создают эффект жиклера с преобла-
дающей вязкой составляющей потерь и ламинаризацией потока.
Если в области X > 0 расход пропорционален Дрдр0-5, а в области X < Хр пропорционален
Дрдр, то в переходной зоне показатель степени Дрдр меняется от 0,5 до 1 и установить точную
зависимость £)др = f (X) не представляется возможным ввиду отсутствия проверенных данных
по этому вопросу. Поэтому задача решается посредством сопряжения кривых на участках X > 0
и X < Хр, т.е. их экстраполяцией.
Для точной экстраполяции необходимо подобрать некоторую аналитическую зависимость
F (X), для которой выполняются граничные условия на концах в виде равенства как самих
координат, так и их первых производных. Это можно представить в виде соотношений:
F(Xp) - Q, F(Xp) - k„ F(0) - Q,,, F'(0) - k„.
Величины Qo и k0 находятся численно в процессе расчета ветви расходной характеристики
для области X > 0.
Из (1.51) имеем:
52
к1 = ао/Хр2’ = а0 /ХР’ ГДе а0 = Ь 53 Д Рдр /12vP-
Функция F(X) может быть определена различными методами - параболической интерпо-
ляцией, экстраполяцией многочленом по степеням X, экстраполяцией показательной и степен-
ной функцией, методом сплайн-интерполяции.
Практика показала, что для получения наиболее простого аналитического выражения
функции F(X) необходимо выполнить ряд соотношений между величинами Qo, Qp k0, kP
С этой точки зрения наиболее предпочтительна экстраполяция линейно-степенной функ-
цией вида:
F(X) = FH + ka X + а Хп, тогда F'(X) = ka + a n Xnl.
Отсюда имеем граничные условия:
F = Q„ к = к„ кп = к + a nX nl, Q. = F +к X + а Х“.
н а Р 0 а Р >Ч) нар р
Рассматривая эти условия как систему 4-х алгебраических уравнений с неизвестными FH,
ka, а, п в результате ее решения получим:
F„ - Q„ к, - к,, а - (Q, - 2Q,)/ X п - (к„ X - Q,)/(Q„ - 2Q,). (1.52)
Условия реализуемости такой экстраполяции > 2QP k0 > kt не являются жесткими и
почти всегда выполняются для случая Хр > 105.
На рис. 1.20 приведен в качестве примера график начального участка расходной характе-
ристики золотникового дросселя (численные значения всех параметров даны на рис. 1.20), рас-
считанный на ЭВМ по специальной программе с использованием формул (1.39)...( 1.52) со все-
ми дополнительными соотношениями. При этом величина к0 определялась в начале координат
на интервале перемещения X = 2 мкм.
На рис. 1.20 представлен также график характеристики с учетом боковых потоков жидко-
сти в перекрытую или открытую щель дросселя. Поскольку рассмотренная выше методика рас-
чета расходной характеристики дросселя учитывает только прямые (фронтальные) потоки, а
при наличии радиального зазора 5 всегда имеются дополнительные (боковые) потоки, увели-
чивающие общий расход через дроссель, необходимо в какой-то форме прогнозировать этот
фактор в виде математических соотношений.
Точный учет боковых потоков крайне сложен, поскольку неизвестен режим течения жид-
кости в зазоре у рабочей щели и поле распределения скоростей. В [41] боковые потоки учиты-
ваются эмпирическим коэффициентом п8, находящимся в пределах 1,5...2,5 в зависимости от
величины зазора 5. Если у перекрытой щели (Х< 0) площадь отбора жидкости для боковых
потоков практически не зависит от X, то у открытой (X > 0) площадь отбора непосредственно
связана с величиной X. Очевидно, что при полностью открытом окне (X = Хт) доля боковых
потоков пренебрежимо мала.
Принимая допущение о линейном законе уменьшения расхода боковых потоков по мере
увеличения открытия щели, запишем:
Q8-Q,"-ksX, (1.5)
гДе Qe° =(п8 _ 1) Qo-ks = Qg0/Xm.
Тогда выражение полного расхода через окно дросселя примет вид:
53
Рис. 1.20. Расчетная расходная характеристика золотникового дросселя.
f Qap + Qe> приХ>0,
| | , , (i-54)
I n8 a0 / IX | при X< | Xp |,
здесь Qjp - расход, определяемый без учета боковых потоков по вышеприведенной методике.
На рис. 1.20 пунктирная линия соответствует п8 = 2. В переходной зоне график функции
F(X) описывается той же формулой с параметрами (1.52), но расходы Qp Qo и коэффициент к]
удваиваются, а к0 уменьшается на величину / Xm.
В целом влияние боковых потоков существенно в зоне малых X (порядка ± 205), хотя дан-
ная область в ряде случаев имеет важное значение.
Золотниковые дроссели характеризуются еще одним параметром микрогеометрии - по-
ложительным или отрицательным перекрытием отсечных кромок хе при X = 0. В этом слу-
чае расходная характеристика получается из исходной простым смещением вправо или влево
на величину перекрытия [3]. Тогда координата X (геометрическое открытие щели) опреде-
лится как X = Хвх ± хЕ, где Хвх - заданное смещение золотника от начального (нулевого)
положения.
Изложенная выше методика аналитического расчета расходной характеристики золотни-
кового дросселя обеспечивает ее получение при различных перепадах давления Дрдр, т.е. выде-
ление семейства характеристик. С точностью, достаточной для решения инженерных задач дан-
ная характеристика описывается выражением:
Ояр = С(Х)[Дрдр]0.5.
Здесь G(X) - базовая функция проводимости, вычисляемая один раз для выбранного значения
Дрдр' (обычно 0,5 рпит [4]). По вышеизложенной методике осуществляется расчет кривой 0,др
как функции переменной X при Дрдр'. Тогда
С(Х) = Ояр/[Дрдр']0’5, (1.55)
Базовая функция проводимости внешне повторяет типовую расходную характеристи-
ку (см., например, рис. 1.20), но с изменением масштаба по вертикали, и может задаваться в
виде числового массива или в табличной форме, а также рассчитываться для каждого X
отдельно.
Хотя с точки зрения гидродинамики введение базовой функции проводимости во всем ди-
апазоне изменений X (- Хп;...+Хт) некорректно, математически данный прием вполне оправ-
дан, поскольку функция G(X) имеет вполне реальный физический смысл и может быть полу-
чена экспериментально из проливочной характеристики конкретного дросселя.
С другой стороны, приведенные выше соотношения для аналитического определения ба-
зовой функции проводимости не учитывают влияния гидравлических сопротивлений подво-
дящих и Отводящих каналов, а также поворота потока в золотниковом дросселе. Эти факторы
влияют на линейность расходной характеристики в области больших X (и, в общем случае, на
величину максимального расхода через рабочее окно дросселя, который на практике оказыва-
ется ниже значения, определенного на основе полученных выше выражений) и с данной точки
зрения сечение каналов к золотнику необходимо по возможности увеличивать. Вопросы учета
паразитных проводимостей для золотниковых гидрораспределителей и их влияния на харак-
теристики изложены, например, в [41].
55
1.2.4. Статические характеристики симметричного
4-х щелевого золотникового гидрораспределителя
К статическим характеристикам ЗГР относятся расходная характеристика, характеристи-
ка давления и обобщенная гидравлическая. Первые 2 могут быть получены как частные случаи
последней.
Расходная характеристика является наиболее важной, т.к. определяет фактическое значе-
ние коэффициента усиления в следящем приводе и точность слежения, а также линейность его
регулировочной характеристики. Для следящих рулевых приводов аэродинамически неустой-
чивых самолетов обязательным условием является практическое отсутствие зоны нечувстви-
тельности в данной характеристике. Перепадная характеристика определяет регулирующие
свойства реального ЗГР и косвенно уровень демпфирования привода. Обобщенная гидравли-
ческая характеристика позволяет оценить степень жесткости механической характеристики
привода и его чувствительность к нагрузке.
Использование базовой функции проводимости золотникового дросселя дает возможность
аналитического определения всех статических характеристик ЗГР как системы 4-х дросселей
этого типа, объединенных в мостовую схему. При этом вводится допущение симметрии ЗГР,
означающей равенство геометрических размеров всех 4-х рабочих окон гильзы, а также одина-
ковую микрогеометрию щелей дросселирования, в том числе равенство перекрытий по щелям
нагнетания и слива. Таким образом, понятие симметрии означает полную идентичность базо-
вых функций проводимости регулируемых дросселей ЗГР.
Как будет показано ниже, требование симметрии не является строго обязательным, по-
скольку методика расчета статических характеристик в принципе позволяет провести его при
любом сочетании параметров щелей дросселирования. Но в таком случае необходимо пред-
варительно найти базовые функции проводимости каждого дросселя (теоретически или экс-
периментально).
Существенное влияние оказывает также разброс расстояний между окнами в пределах до-
пусков, затрудняющий определение начала отсчета характеристики по координате X.
На рис. 1.21 представлена функциональная схема ЗГР с цилиндрическим золотником. Про-
водимости щелей дросселирования обозначены как Gp G2 G3 G4, а расходы жидкости через них
как Qp Q2, Q3, Q4. Гидродвигатель на рис. 1.21 изображен в виде безинерционного поршня с
нулевым трением, расход в который обозначен как Qa. Перепад давлений на поршне рд равен О,
т.е. давления левой и правой полостей гидродвигателя одинаковы.
I. Расходная характеристика симметричного ЗГР.
Представляет собой зависимость = f (Хвх) при рд = 0, где Qa - расход жидкости в диаго-
наль мостовой схемы ЗГР (т.е'. в гидродвигатель), рд - перепад давления в диагонали - на гид-
родвигателе, Хвх - входная координата относительного смещения золотника в гильзе.
Согласно рис. 1.21 уравнения баланса расходов при условии пренебрежения утечками и
перетечками через бурты золотника по радиальному зазору имеют вид:
Q, - Q, - Q2. Q, - Q( - Q„ Q, - G,(X,) [(p„ - P,)] Q2 - G2(X2) [(p, - ₽„)] »=,
Q3 “ G3(X3) [(p„ - p,)]« Q, - G4(X4) [(p, - pj] (1.56)
При этом G^Xj), G2(X2), G3(X3), G4(X4) - базовые функции проводимости соответствую-
щих щелей дросселирования.
После решения данных уравнений и ряда преобразований получим:
56
Рис. 1.21. Функциональная схема золотникового гидрораспределителя.
Рис. 1.22. График расходной характеристики ЗГР в области малых значений хвх.
57
Р1 = (РпР2 + Рсл)/(1 + ₽)>
где Р = [G/Xj) + G3(X3)] / [G2(X2) + G4(X4)] - относительная проводимость щелей дросселирования.
Все записанные соотношения подразумевают неодинаковость геометрических открытий
соответствующих щелей по причине разности допусков и различия перекрытий. Если посту-
лировать равенство начальных перекрытий по щелям слива и щелям нагнетания в отдельнос-
ти, можно записать согласно рис. 1.21:
X. = Хвх - х . Х2 = - Хвх - х.. Х = - Хвх - хЕН, X = X - ХЕС (для положительных перекрытий),
1 оА С-П л* t>A си О ПЛ СП ** ПЛ CV
X. = X + хЕн, X = - Х + ХЕС, Х3 = - Хвх + X X = Хвх + X (для отрицательных перекрытий),
1 оА СП X ВЛ CV О ПЛ СП ПЛ CV
здесь хЕН, хЕс - абсолютные значения начальных перекрытий щелей дросселирования по магис-
тралям нагнетания и слива соответственно (они в общем случае не равны между собой).
Расходная характеристика ЗГР определяется из (1.56) в виде:
Q„ - Q, - Q, - [G,(X,) - G2(X2) ₽I [рп,т/ (1 + ₽')] “ (1.57)
Для симметричного ЗГР ₽- 1 и Q, - G, (X,) [0,5 рп J05 - G2(X2) [0,5 рви1]0'5 - Ql[hl - Q„p2.
Здесь 0др1, ОдР 2 - характеристики расхода золотникового дросселя для щелей 1 и 2 соот-
ветственно.
Из данного выражения следует, что график расходной характеристики ЗГР в целом может
быть получен простым суммированием кривых Одр = f (X) для обоих дросселей с учетом знака
расходов [3,41]. Данное обстоятельство иллюстрируется типовым графиком начального участ-
ка расходной характеристики, представленным на рис. 1.22 и соответствующим отрицательно-
му перекрытию в золотнике.
С практической точки зрения в ЗГР достаточно вычислить лишь правую ветвь расходной
характеристики, поскольку левая совершенно идентична. Однако для несимметричного ЗГР с
неодинаковыми базовыми функциями проводимости следует рассчитывать обе ветви, т.е. оп-
ределять фактическое значение коэффициента р.
Давление р, в полостях гидродвигателя при полностью симметричном ЗГР (Р = 1) всегда
равно (рп + рсл)/2 и не зависит от Хвх. Но в некоторых случаях перекрытия рабочих окон выпол-
няются разными по магистралям нагнетания и слива, т.е. хЕн * хЕс. Если хЕН > хес (ЗГР с предва-
рением выпуска), то G/Xj) и G3(X3) меньше проводимостей G2(X2) и G4(X4) при Хвх = 0. Тог-
да р < 1 и pt < (рп + Рсл)/2.
Напротив, у ЗГР с предварением впуска хЕн < хЕс и Р > 1, a pt > (рп + рсл)/2. В этих 2-х случаях
давление Pj зависит от координаты Хвх и может существенно меняться в области ее малых зна-
чений. Но при достаточно больших Хвх (более 205), когда одни из дросселей открываются, а
другие, напротив, почти полностью запираются, Р ~ 1 и pt = (рп + р^)/2. Следовательно, колеба-
ния давления р, имеют место только в начальной зоне смещения Хвх, когда регулируются все 4
сопротивления мостовой схемы ЗГР, а на остальном интервале изменений Хвх до Хт включи-
тельно указанное давление стабильно и соответствует полностью симметричному ЗГР.
II. Характеристика давления симметричного ЗГР.
Представляет собой зависимость рд = f (Хвх) при Од = 0. Согласно рис. 1.21 поршень гидро-
двигателя в этом случае неподвижен, давление в правой полости р2* pt и рд = р, - р2. Из (1.57)
имеем Qt = Q2, Q3 = Q4 После ряда преобразований:
58
Pi = (Рп a2 + pj / (1 + a2), p2 = (pn y2 + pj / (1 + y2),
где a = G/X,) / G2(X2), Y = G3(X3) / G4(X4).
Отсюда искомое выражение характеристики давления примет вид:
Р„ - [G,’(X,)G44X4) - G2’(X2)G?(X3)| р,„1т /IG,4X,) + G22(X2)] [G32(X3) + G4!(X4)] (1.58)
Типовая расчетная характеристика давления ЗГР представлена на рис. 1.23.
Поскольку коэффициенты а и у находятся в обратно пропорциональной зависимости, по-
вышение давления pt сопровождается уменьшением р2 и наоборот. Результирующая кривая,
полученная как разность этих давлений для каждого значения Хвх образует характеристику
давления на рис. 1.23.
Значение р, = р2 = Ро в точке Хвх = 0 определяется соотношением начальных перекрытий
окон и может находиться в широких пределах - теоретически от рп до рсл в зависимости от
выполнения ЗГР (с предварением впуска или выпуска). При больших положительных хе ха-
рактеристика в окрестности Хвх = 0 имеет уменьшенный наклон, т.е. эффективное значение ко-
эффициента усиления ЗГР по давлению в этой зоне уменьшается. Если хе отрицательны, то
указанный коэффициент снижается в целом по характеристике и она становится более линей-
ной.
Характеристика на рис. 1.23 соответствует симметричному золотнику с одинаковыми ба-
зовыми функциями проводимости G(X) для всех щелей.
III. Обобщенная гидравлическая характеристика симметричного ЗГР.
Представляет собой зависимость О.д = f (рд) при различных значениях Хвх. Из данной ха-
рактеристики могут быть получены как расходная, так и силовая характеристики ЗГР, рассмот-
ренные выше.
Из первого уравнения системы (1.56) выделяется функциональная зависимость р4= f4 (Qfl),
а из 2-го - зависимость р2 = f2 (0,д). После проведения соответствующих преобразований и ма-
тематических выкладок получим аналитическую зависимость рд = f (О.д), представляющую со-
бой «обратную» функцию по отношению к искомой характеристике:
Pa“(z + q)(z-q), (1.59)
где z = {G/Х,) [рпит (СДХ,) + G22(X2))- Q/] 05 - G2(X2) QJ / [СДХ,) + +G22(X2)],
q = { G3(X3)[pnHT (G32(X3) + G42(X4)) - Q/]05 + G4(X4) } / [G32(X3) + G42(X4)].
«Обратный» характер зависимости не имеет принципиального значения, если в результате
расчета необходимо получить графики обобщенной гидравлической характеристики, вид ко-
торых дан в качестве примера на рис. 1.24 для области малых Хвх. Однако при расчете необхо-
димо учитывать ограничения на задаваемую величину Qfl:
Q. £ Ер„„т (С,2(х,) + g2!(x2»] < [Pnni (с,л х3) + g/(x4))] ч
которые обеспечивают действительные значения q и z. В полностью симметричном ЗГР, когда
начальные перекрытия всех 4-х рабочих окон одинаковы, как и базовые функции проводимос-
ти, для каждого Хвх можно записать:
G/X,) = G4(X4) = Gn, G2(X2) = G3(X3) = Gk. Тогда:
59
Рис. 1.23. График характеристики давления ЗГР.
Рис. 1.24. Графики обобщенной гидравлической характеристики ЗГР.
60
Р., - {р.„ (С/ - Gk4) - 2Q,2(G.2 - Gk2) - 4Q, Gn Gk [pn„, (G„2+Gk2) - Q„2] «=} / (G„2 + Gk2)2.
Если Gn = Gk = Go, для характеристики, соответствующей Хвх = 0 имеем:
Р.-- {Qk^G^-Q,2]”}/^2,
откуда следует: = ± Go {рпит - [рпит2 - рд2] °’5}0,5 или из физических соображений
Qa= _ Go {рпит - [рпит2 - рд2] °'5}0’5 Sign рд.
Полученное выражение позволяет условно учесть знак расхода Qa для различных направ-
лений действия внешней нагрузки на поршень гидродвигателя, т.е. знак перепада давления рд.
Из выражения следует, что при рд = 0 расход 0,д также равен 0, а при максимальной нагрузке
(Рд = Рпит)> соответствующей тормозному усилию на выходном звене, £)д = Go рпит0,5, что очевид-
но из принципа работы ЗГР.
Если величины начальных перекрытий рабочих окон неодинаковы (используется ЗГР с
предварением впуска или выпуска), расчет обобщенной гидравлической характеристики дол-
жен производиться по общему выражению (1.59).
1.3. Динамические характеристики дроссельного гидропривода
как основы энергетического канала следящих гидроприводов
Уравнения движения и передаточные функции дроссельного гидропривода (ДГП) состав-
ляются на основе анализа его динамических моделей. В настоящее время общепринятой счита-
ется «упругая» модель, учитывающая нежесткость элементов конструкции ЛА - места крепле-
ния привода и механической передачи (силовой проводки) от выходного звена привода к на-
грузке, например, рулевой поверхности.
Модель представлена на рис. 1.25 и представляет собой колебательную систему с 4-мя сте-
пенями свободы, описываемыми независимыми координатами X, уосн, у, ун
Здесь тн - масса нагрузки, Ьн - коэффициент вязкого трения гидродвигателя и нагрузки,
Сш - жесткость позиционной составляющей силы нагружения, Ск - жесткость силовой провод-
ки, Сосн - жесткость места крепления привода к конструкции ЛА.
Дифференциальные уравнения движения, записанные в линеаризованной форме и полу-
ченные на основе анализа данной модели детально рассмотрены в [2,3,4]. Они позволяют вы-
делить передаточные функции ДГП и на их основе оценить динамические свойства. Характер-
ной особенностью «упругой» модели является представление ДГП в виде ряда передаточных
функций по различным выходным координатам. По координате абсолютного перемещения
нагрузки ун:
y,.(s>_ kv-
X(s) s(T,2s2+25.T,s+l) ’
По координате абсолютного перемещения выходного звена привода у:
y(s) kVx (Tc2s2 + 2 Т. s + 1)
WOT(s)=-----=------------------------,
X(s) s(Th2s2 + 2Th£hs+1)
Warn (S)
ДГП \ /
61
х - координата смещения золотника; Ун - абсолютное перемещение нагрузки; У - абсолютное перемещение выходного
звена; У^ - смещение привода на упругом основании; Рр Р2 - давление в полостях гидродвигателя; Рп, Р - давление
подачи и слива соответственно; Ск - жесткость кинематической передачи; Сш - жесткость позиционной нагрузки;
тн - приведенная масса нагрузки;Ьн - коэффициент вязкого трения; Сосн - жесткость места крепления привода.
Рис. 1.25. «Упругая» динамическая модель дроссельного гидропривода.
62
По координате относительного перемещения поршня в гидроцилиндре уп:
у (s) kv (Т 2s2 + 2T £ s+1)
J П V 7 VX Х КОН КОН ^КОН 7
w„ (5)------------------------------------•
X(s) s (T.! s! + 2 Тн Ij, s + 1)
В этих выражениях Тн = (шн / С£)0,5 - постоянная времени ДГП в упругой модели,
£ н = (шн Cz)0,5kQ ' / 2Ап2 + Ьн / 2 (шн Cz)0,5 - коэффициент относительного демпфирования,
Т = (шн / Ск)0^ и Ткон = (шн / Скон)0,5 - постоянные времени конструктивных элементов,
£с = Ьн / 2 (тн Ск)0,5 и £кон = Ьн / 2 (тн Скон)0,5 - коэффициенты относительного демпфирования,
Сх = Ск Сосн Сг/ (Ск Сосн + Ск Сг + Сг Сосн) - эквивалентная жесткость подвески массы тн,
Скон= Ск Сое,, / (С + С^-н) - обобщенная жесткость конструктивных элементов, Ап - эффектив-
ная площадь поршня, Сг - гидравлическая жесткость гидродвигателя [3], к^' - коэффициент
наклона обобщенной гидравлической характеристики ЗГР в точке линеаризации [4], kVx - ко-
эффициент усиления ДГП по скорости.
Передаточные функции записаны без учета позиционной нагрузки.
В двух последних случаях передаточные функции содержат помимо основного колебатель-
ного звена с постоянной времени Тн форсирующие звенья 2-го порядка с очень низким уровнем
демпфирования, что обуславливает характерный вид логарифмических частотных характерис-
тик ДГП (рис. 1.26) по координатам у и уп.
Коренным свойством ДГП является высокая колебательность, обуславливающая существо-
вание сложных проблем с обеспечением динамической устойчивости и быстродействия следя-
щих гидроприводов с дроссельным регулированием скорости [2,4].
1.4. Основы инженерной методики расчета параметров и характеристик
электрогидравлических усилителей мощности
В следящих гидроприводах с электрическим управлением нашел широкое применение осо-
бый класс управляющих устройств - электрогидравлические усилители (ЭГУ). Они содержат в
своем составе гидрораспределитель (как правило, золотниковый), устройство преобразования
электрического сигнала в механическое перемещение непосредственно золотника или элемента
управления промежуточного гидроусилителя (электромеханический преобразователь-ЭМП), а
также ряд дополнительных устройств.
Конструктивно ЭГУ выполняется обычно в виде компактного блока - так называемой го-
ловки управления, устанавливаемой на гидродвигателе привода. Входным электрическим сиг-
налом ЭГУ является ток или напряжение, подаваемые на обмотки управления ЭМП, выход-
ным - расход рабочей жидкости в гидродвигатель, величина и направление которого может
плавно регулироваться.
В настоящее время разработано большое число схем, конструкций и типоразмеров ЭГУ
различного применения. К ним относятся прежде всего ЭГУ прямого действия (ЭМП переме-
щает непосредственно золотник без использования промежуточного гидроусилителя), ЭГУ
«сопло-заслонка» статического типа [3], где введен промежуточный гидроусилитель на управ-
ляемых дросселях «сопло-заслонка», а также другие конструктивные разновидности. Схемы
ЭГУ с промежуточным гидроусилителем получили наибольшее распространение в приводах
авиационной и ракетно-космической техники.
В разработках приводов ПМЗ «Восход» в качестве такого гидроусилителя наиболее широ-
ко используется мостовая схема сопло-заслонка.
63
Lm - амплитудночастотная характеристика; <р - фазочастотная характеристика.
Рис. 1.26. Логарифмические частотные характеристики ДГП в упругой модели.
64
1.4.1. ЭГУ сопло-заслонка статического типа
с пружинной синхронизацией положения золотника (ЭГУ-1)
Функциональная схема ЭГУ представлена на рис. 1.27. В ней используется симметрич-
ный гидравлический мост с 4-мя гидросопротивлениями, два из которых регулируемые и
выполнены на основе дросселя «сопло-заслонка». В качестве нагрузки в диагональ моста
включен цилиндрический золотник, снабженный центрирующими пружинами. Смещение
заслонки h, связанной с якорем ЭМП, обуславливает изменение проводимостей перемен-
ных дросселей сопло-заслонка и, как следствие, изменение расходов жидкости в плечах
моста. Это вызывает перераспределение потерь давления на постоянных (балансных) дрос-
селях и появление в результате разности давлений в диагонали моста под торцами золотни-
ка. Последний смещается, сжимая пружины, а величина этого смещения в установившемся
режиме пропорциональна перепаду давлений, следовательно, координате h и току управле-
ния i в обмотках ЭМП.
По схеме ЭГУ-1 выполнены головки управления УГ-ЗОА, УГ-50 и некоторые другие. Вы-
сокие технические характеристики УГ-ЗОА позволяют широко использовать данный ЭГУ в
целом ряде современных разработок предприятия.
Методика расчета статических, энергетических и динамических характеристик ЭГУ-1 пред-
полагает использование набора исходных данных, начальных условий и ограничений, которые
необходимо использовать в расчетах. К ним относятся:
1) Выходные данные электрического усилителя сигнала ошибки (УСО), используемого в
приводе с данным ЭГУ - максимальное напряжение Uymax, создаваемое на нагрузке (обмотке
управления ЭМП), внутреннее сопротивление RBbix оконечного каскада УСО, наличие допол-
нительных обратных связей по току или напряжению.
2) Предполагаемый типоразмер ЭМП, критерием выбора которого может служить потреб-
ная мощность на управление, габаритно-массовые показатели, быстродействие, условия согла-
сования с УСО. По типоразмеру определяются основные параметры ЭМП - активное сопро-
тивление обмотки управления Ro, ее индуктивность L, i - максимальное значение тока уп-
равления на линейном участке тяговой характеристики ЭМП, кпэ - коэффициент противоЭДС
обмотки управления, kFi - коэффициент передачи ЭМП по усилию, Сэмп - общая жесткость
подвески якоря (с учетом магнитной пружины), Тэмп, £эмп - электромеханическая постоянная
времени и коэффициент относительного демпфирования соответственно.
Здесь же оговаривается способ соединения обмоток управления - последовательное или
параллельное с соответствующим уточнением Ro, L.
3) Характеристики нагрузки ЭГУ, в качестве нагрузки рассматривается цилиндрический
золотник в диагонали моста сопло-заслонка. К ним относятся Xm d3, Отах(см. раздел 1.2), Fo -
сухое трение золотника в гильзе, Сга - жесткость осевых гидродинамических сил, воздействую-
щих на золотник и имеющих восстанавливающий характер (т.е. направленных на закрытие зо-
лотника).
Из энергетических параметров может указываться мощность на управление Ny или частота
среза разомкнутого привода <оср, необходимая для ее вычисления. Также могут быть введены
энергетические ограничения на величину максимального расхода Q^, потребляемого гидроуси-
лителем сопло-заслонка в составе ЭГУ.
4) Условия эксплуатации - тип рабочей жидкости с соответствующими характеристи-
ками (плотность р, коэффициент кинематической вязкости при заданной температуре v,
эффективное значение модуля упругости Е), степень чистоты фильтрации жидкости у на
входе гидроусилителя, давления питания привода рп и слива рсл средняя температура рабо-
чей жидкости.
65
эмп
Рис. 1.27. Функциональная схема электрогидравлического усилителя ЭГУ-1.
Рис. 1.28.Структурная динамическая схема ЭГУ-1.
66
Рассчитанный ЭГУ должен удовлетворять требованиям ТЗ на проектирование, в том чис-
ле обеспечивать необходимые величины коэффициента передачи кэгу и зоны нечувствитель-
ности по напряжению Д Uy, заданную линейность управляющей характеристики X = f (Uy).
Не поддаются точному учету гистерезис и несимметрия ветвей данной характеристики, сме-
щение нуля.
Зона нечувствительности зависит в основном от сухого (контактного) трения в золотнике
и коэффициентов усиления контура ЭГУ и может определяться аналитически, а линейность
управляющей характеристики есть функция параметров гидроусилителя и существенно зави-
сит от их правильного выбора.
Динамические параметры ЭГУ оцениваются по критерию обеспечения заданной поло-
сы пропускания на уровне «-6 дБ» или по фазовому критерию (частоте фазового сдвига
45° или 90°).
Методика расчета параметров ЭГУ предусматривает 3 этапа: расчет электрической цепи,
синтез параметров гидроусилителя сопло-заслонка и, наконец, расчет характеристик ЭГУ в
целом с проверкой выполнения заданных требований и ограничений. Методика предусматри-
вает также обращение к некоторым эмпирическим данным и статистическим материалам, на-
пример, проливочным характеристикам дросселей сопло-заслонка, балансных дросселей, от-
крытых сопел.
I. Расчет электрической цепи ЭГУ.
Суммарное сопротивление электрической цепи: Rz = Rbmx + Ro,
Электрическая постоянная времени обмотки ЭМП: TL = L / Rz,
Максимальный ток управления обмотки: i = Uy max / R2, после чего проверяется выполне-
ние неравенства iyin < iymax
Максимальная потребляемая мощность сигнала управления: Nm = Rz iyin2.
Вычисленные параметры электрической цепи могут уточняться и пересчитываться в слу-
чае невыполнения требований к ЭГУ в целом.
II. Синтез параметров гидроусилителя сопло-заслонка.
На этом этапе определяются конструктивные (h0 - начальный зазор между соплом и зас-
лонкой в ее среднем положении, dc - диаметр сопла), настроечные (рт - максимальный расчет-
ный перепад давления на золотнике при X = Xm, hm - смещение заслонки, соответствующее рт,
рс - начальное давление под торцем золотника в среднем положении заслонки, рк - давление
питания на входе гидроусилителя) параметры моста сопло-заслонка, а также ряд коэффициен-
тов, от которых зависят все характеристики ЭГУ (см. ниже).
Величина h0 выбирается из условия h0 > 1,5 у [5], или по эмпирическому соотношению
h0 ~ 0,1 dc [3,4], что дает близкие результаты. Уменьшение h0 ниже 40 мкм нецелесообразно, т.к.
начинают проявляться эффекты облитерации. Вместе с тем значение h0 может корректироваться
по величине расхода Q. через сопло в среднем положении заслонки.
Значение рт из условия высокой чувствительности ЭГУ находится по выражению
pm > Fo / 0,02 Аэ [4], где Аэ = п d32 / 4 - площадь торца золотника.
Полученная величина также уточняется впоследствии по мощности ЭМП (с учетом реак-
ции струй) и расходу Q,.
Давление рк на входе в мост из условия хорошей линейности управляющей характеристи-
ки ЭГУ-1: рк« (рт / 0,6) + Рсл.
Давление рс находится по заданному Q. из соотношения:
Рс { Qc / л dc Ьо [2/р]°5 }2 + А рнер + Рсл,
67
здесь Д рнер - потери давления на нерегулируемой части (насадке) сопла, назначаемые по стати-
стическим данным на основании проливки свободных сопел, pz - коэффициент расхода, опре-
деляемый эмпирически [3,5]. Можно принять Ц2 = 0,65...0,7.
Проводимость начального зазора между соплом и заслонкой Go = pz п dc h0 (2/р)0,5, прово-
димость насадка сопла GHep = Q. / (Д рнер)0,5, проводимость идеального сопла Gc = п dc2 (2/р)0,5 / 4,
проводимость балансного дросселя Сдр = Q, / (рк - рс)0,5.
В этих выражениях Q = Go (рс - Д рнер - рс;1)0’5.
Отсюда вычисляются коэффициенты относительных проводимостей:
Y = Go / Сдр, 0 = Go / GHep, % = Go / Gc.
Жесткость одной из центрирующих пружин рассчитывается так:
Спп = 0,5 (С - CJ, при этом С, = р А / X
Коэффициенты усиления моста сопло-заслонка по давлению и расходу находятся по фор-
мулам [3]:
кр„ - 4 т2 (рк - р„> / [(1 + Р2 + Y2)2 h0], kQb- / [(1 + Р2) hj.
а коэффициент наклона обобщенных статических характеристик и постоянная времени гид-
роусилителя соответственно
ко = ко. / к., Т = ([А2 / С ] + [v / 2Е]) / ко .
Qp Qh 1 ph7 ry VL з / з-i L > л/ / Qp
Здесь v - объем жидкости под торцем золотника (обычно 1...2 см3), Е - эффективное значение
модуля ее упругости.
Мощность, потребляемая гидроусилителем Nbx = 2 Q. (рк - р^), при этом максимальная
мощность на управление золотником N „ mav = ri N. Здесь п, - максимальное значение
КПД гидроусилителя, вычисляемое по формуле [3,4]:
Л™. ’ (Y2 V) / [2 V (1+7=+ Р2)2 (1 + Р2)],
hm - смещение заслонки, соответствующее перепаду давлений под торцами золотника, равному рт.
Значение hm находится из характеристики давления гидроусилителя, определяемой выра-
жением:
Р, - W h (Р. - P„)l / h0 ([1 + (f+p2) (1 + h/h0)2] [1 + (Y2+ Р2) (1 - h/h„)2]}
в точке р = р .
rm
Требуемая мощность на управление золотником рассчитывается по формуле [41]:
0,25 С, Хт2/Тэгу,
и должна соотноситься с N следующим образом: N < N
пол max J Тр тах пол тах
Проверка этого соотношения производится только после вычисления постоянной време-
ни ЭГУ (Тэгу). Если оно не выполняется, следует скорректировать параметры гидроусилителя,
например, изменить Q..
68
На этом заканчивается предварительный синтез параметров гидроусилителя, однако по-
лученные значения нуждаются в уточнении с учетом особенностей работы ЭГУ в целом.
III. Расчет характеристик ЭГУ-1 и проверка выполнения технических требований.
Начальная стадия расчета включает вычисление коэффициентов реакции струй кр к2, жес-
ткости реакции струй Сзс и постоянной времени Тэгу [3]:
kj = (1 + %2) / (1 + 02), к2 = 4 (рк - pj (Р - %2) / [(1 + Р2) (1 + Р2 + Y2) h0],
^зс = \(k2 + k1 kph),
Tqrv= [T (Сэмп + k, А )] / (Сэмп + С ), А = п d2 / 4.
Проверка достаточности мощности ЭМП для преодоления реакции струй осуществляется
по выражению:
Рщ - [iym kR _ (СЭМп + k2 Ас) hm] / (kjAc).
Если это неравенство не выполняется, возможны следующие варианты:
- снижение рт ценой ухудшения чувствительности ЭГУ,
- увеличение тока iym за счет повышения Uy max (если это возможно) с риском выхода на
насыщение магнитной цепи ЭМП и ухудшения линейности характеристики,
- замена ЭМП на более мощный.
Коэффициент передачи ЭГУ определяется выражением:
k = (kF. k . А )/[R_ С_МПС (1+ С / С_мп)],
ЭГУ v Fi ph з7 ' L i ЭМП зх зс' ЭМП'-17
а зона нечувствительности по напряжению A Uy = Fo / (Аз kpU).
Здесь kpU = kFi kph / [ГЦ (Сэмп + Сзс)] - коэффициент усиления ЭГУ-1 по давлению.
Полученное значение зоны сравнивается с допустимым по ТЗ (обычно 1...3% от Uymax), в
случае несоответствия единственным способом уложиться в допуск является увеличение ко-
эффициента kph, в том числе путем его оптимизации [3]. Оценка степени линейности управля-
ющей характеристики ЭГУ-1 основывается на графоаналитическом способе ее построения,
поскольку прямое вычисление функции X = f (Uy) не представляется возможным. Данная ха-
рактеристика описывается системой уравнений:
Uy=(Rj./kFi) [к, А. рд (h) + (С эмп + к2 Ас )hj;
Х-А,рд(Ь)/С,
В этих уравнениях рд (h) - аналитическое выражение характеристики давления гидроуси-
лителя (см. выше).
Задаваясь значениями h на интервале O...hm и вычисляя каждый раз величину рд, из первого
уравнения системы можно найти Uy, а из второго - X. Полученная в результате зависимость X
(Uy) является искомой управляющей характеристикой ЭГУ-1. Учет зоны нечувствительности
A Uy смещает характеристику вправо на величину зоны.
По характеристике находится также значение напряжения U , соответствующее пере-
паду давления рт (т.е. значению X = Хт), после чего проверяется выполнение неравенства:
U <U .
ут у max
69
Степень линейности управляющей характеристики определяется линейностью характери-
стики давления ЭГУ рд = f (Uy) и записывается так:
a,-|i-[p,(u;vp/u;)j|ioo%,
здесь Дл - процентное отклонение фактической кривой от ее линейного приближения в точке,
соответствующей значению сигнала управления U ’, рд (U )ад - аналитическое выражение иде-
альной (линейной) характеристики давления, рд (иу)ф - аналитическое выражение фактичес-
кой нелинейной характеристики. Если принять, что рд (U )ад = (pm / U ) Uy, т.е. идеальная ха-
рактеристика является прямой, соединяющей начало координат с точкой с координатами
(pm, U ), тогда максимальное отклонение Дл имеет место в области очень малых Uy (Uy—> 0). В
этом случае степень линейности определяется соотношением:
Д =11-(к „и /р )1100%,
где Длдоп - процентный допуск на линейность управляющей характеристики ЭГУ-1.
В общем случае проверку данной характеристики на линейность можно не проводить,
если характеристика давления гидроусилителя рд (h) удовлетворяет этому требованию [3,41].
Соответствующая оценка осуществляется еще на этапе синтеза параметров моста сопло-зас-
лонка.
В случае невыполнения требования по линейности следует скорректировать указанные па-
раметры, например, уменьшить рт или у.
Быстродействие ЭГУ-1 проверяется в первом приближении на основании анализа его ли-
неаризованной динамической модели. Структурная динамическая схема ЭГУ представлена на
рис. 1.28, а передаточная функция имеет вид:
X(s) кэгу
W3ry(s)-----------------------------------,
U (s) а0 s4 + at s3 + а2 s2 + 3g s + 1
здесь
a»-(TLTwW)/n,
a, “ KT„ + TL) Тэмп2 + 2 Тэмп 5ЭМП T,. TJ / n,
+ (к2Ас/СЭМп)] + 2ТЭМП£ЭМПТЬ+Тэмп2 + [2ТЭМП£ЭМП + (кпэкэмп/Ry)]}/n,
аз“ TL + {Т^у. [1 + (к2Ас/Сэмп)] + 2ТЭМП ^эмп + (кпэ k3Mn/Ry) } / п,
n — U + (Сзс / СЭмп)]’ кЭмп ~ ки / СЭмгг
Полученная передаточная функция позволяет оценить динамику ЭГУ-1, например, вычис-
лить переходную функцию или частотные характеристики. При этом логарифмические час-
тотные характеристики рассчитываются по формулам:
Lm = 201g кэгу {1 / [(а0 <о4 - а2 со2 + I)2 + (л)2 (а3 - at со2)2]}05,
<р = arc tg {со [(а, со2 - а3) / (а0 ш4 - а2 ш2 + 1)]}.
70
Отсюда условие обеспечения полосы пропускания <опп ЭГУ-1 по уровню «- 6 дБ»:
{1 / [(а, - а! Ч„2 + 1)! + ч.2 (аз - а, й 0,25,
а условие непревышения фазового сдвига « - 45°» на частоте <о3
[<03 (а3 — а, (03 ) / (а0 со3 — а2 со3 + 1)] < 1.
Если в ЭГУ не выполняются данные соотношения, т. е. быстродействие недостаточно, сле-
дует уменьшать Ту (ценой увеличения Q.) и TLпосредством повышения RBblx, например, введе-
нием обратной связи по току в усилителе.
Однако расчеты показывают невозможность сокращения Ту ниже 6...8 мс при сохранении
приемлемого по энергетике уровня Q.. Предельное значение полосы пропускания даже в иде-
альном случае (Тэмп = 0, TL = 0, кпэ = 0) не может превысить 1,732/ТЭГУ [41], что реально состав-
ляет менее 400 1/с. При необходимости получения большей полосы пропускания следует выб-
рать одну из схем ЭГУ с обратной связью по положению золотника - механической или элект-
рической [4, 23].
Из вышеизложенного следует, что расчет параметров ЭГУ-1 представляет собой многосту-
пенчатый итерационный процесс, основанный на последовательных приближениях и необхо-
димости принятия компромиссных решений. В этом случае приоритетным является обеспече-
ние статических и динамических характеристик, энергетические параметры, в частности вели-
чина потребляемого расхода, оказываются как правило второстепенными.
Теоретически допускается принципиальная невозможность достижения требуемых характе-
ристик ЭГУ в рамках рассматриваемой схемы. В частности, ЭГУ-1 имеет повышенное трение
золотника вследствие его неполной разгрузки от радиальной составляющей усилия деформации
подторцевых пружин, низкую температурную стабильность характеристик и ограниченное быс-
тродействие. Это вызывает необходимость перехода к альтернативным вариантам, одним из ко-
торых является схема с упругой механической обратной связью по положению золотника.
1.4.2. ЭГУ сопло-заслонка с упругой механической обратной связью
по положению золотника (ЭГУ-2)
Функциональная схема ЭГУ представлена на рис. 1.29. Здесь используется «свободнопла-
вающий» золотник без пружин, а обратная связь реализуется с помощью упругого стержня-
пружины 2, связывающего якорь ЭМП с золотником.
Принцип работы схемы основан на сравнении сил, действующих на якорь, и обусловлен-
ных с одной стороны электромагнитными силами тока управления в обмотках ЭМП, а с другой -
силами деформации пружины обратной связи. ЭГУ-2 работает при очень малых перепадах дав-
ления под торцами золотника, в установившемся состоянии небольшой перепад давлений
(0,1...0,2 МПа) обусловлен гидродинамическими силами и сухим трением в золотнике, а также
усилием изгиба пружины обратной связи 2.
Отличительной особенностью ЭГУ-2 является функционирование ЭМП при очень малых
смещениях якоря и заслонки, т.е. в режиме «моментного мотора». Поэтому в конструкции ис-
пользуются малогабаритные быстродействующие ЭМП с высокими тяговыми характеристи-
ками. С другой стороны, можно несколько уменьшить значения h0 в сравнении с ЭГУ-1.
Методика расчета ЭГУ-2 во многом совпадает с изложенными выше позициями по ЭГУ-1.
Набор исходных данных тот же. Расчет электрической цепи полностью соответствует ЭГУ-1.
Некоторые особенности имеет синтез параметров гидроусилителя сопло-заслонка.
71
эмп
к гидродвигателю
Рис. 1.29. Функциональная схема электрогидравлического усилителя ЭГУ-2.
Рис. 1.30.Структурная динамическая схема ЭГУ-2.
72
Давление рс выбирается исходя из 2-х критериев: из условия устойчивой работы гидроуси-
лителя [5] как рс = 0,2 рк, или на основе допустимого расхода Q, в среднем положении заслонки.
Последний рассчитывается по выражению
Q.-(Qw-Q^)/2,Qyr-0,05Q„,
здесь - допускаемый расход потребления ЭГУ, - расход утечек по золотнику, оцениваемый
статистически как 5% от максимального расхода через золотник в гидродвигатель. Отсюда
Рс = 10с / ИЛ dc ho < 2/р)°5]2 + Дрнер + Р<Я1.
Значение Дрнер принимается на основании эмпирических данных - 0,4...0,6 МПа для
dc= 0,5...0,6 мм, 1 МПа для dc= 0,3...0,35 мм при расходе через сопло порядка 300 см3/мин.
Практика отработки ряда образцов ЭГУ-2 на предприятии ПМЗ «Восход» показала целе-
сообразность установки пониженных значений рс на уровне 2,5...3 МПа за счет некоторого уве-
личения зазора h0 по сравнению с расчетной величиной (до 60...70 мкм), что существенно по-
вышает стабильность характеристик ЭГУ ценой некоторого снижения быстродействия.
Поскольку ЭГУ-2 питается обычно полным давлением подачи (рк = рп), для сохранения
приемлемого уровня необходимо уменьшать проводимость балансных дросселей. В этом
случае значение коэффициента у значительно превышает аналогичное значение для ЭГУ-1 и
может достигать 2,5... 3. Данное обстоятельство обуславливает существенную нелинейность ха-
рактеристики давления гидроусилителя рд (h), что совершенно недопустимо для ЭГУ-1, но не
имеет принципиального значения в ЭГУ-2.
Расчет энергетических параметров имеет некоторую особенность, поскольку вследствие
отсутствия центрирующих пружин большой жесткости (как в ЭГУ-1) жесткость восстанавли-
вающей силы на золотнике, равная Сз = Сга + Сос, где Сос - жесткость пружины обратной связи,
в десятки раз ниже. Максимальная мощность на управление золотником (см. выше)
N = 0,5 С X 2 со .
max ’ з in ср
Значение NnoJI max рассчитывается исходя из эффективной величины т|тах для гармони-
ческих колебаний золотника с амплитудой Хт и частотой соср Согласно [42] можно принять
hm = То <оср Xm, То= A3/kQh и затем использовать для расчета КПД гидроусилителя приведен-
ное выше выражение Т|тах с последующей проверкой соотношения Nnojimax > Nmax.
Общие энергетические потери ЭГУ-2 прямо пропорциональны Q, и при высоких значени-
ях рк рассеиваемая мощность оказывается значительной. Поэтому вводятся жесткие ограниче-
ния на величину Q^..
Жесткость пружины обратной связи рассчитывается по формуле:
Сос ^Fi iyin /
и принимается несколько меньшей с учетом запаса по перемещению золотника.
Зона нечувствительности по напряжению Д Uy, обусловленная сухим трением в золотнике
рассчитывается на основании выражения для ЭГУ-1, но коэффициент усиления по давлению
определяется формулой: kpU = kFi kph / Rz Cz (выражение для Cz записано ниже).
Линеаризованные уравнения движения ЭГУ-2 [4] позволяют получить его структурную
динамическую схему, представленную на рис. 1.30, а также передаточную функцию W3ry (s).
Она идентична записанной выше для ЭГУ-1, но формулы вычисления коэффициентов иные:
73
кэгу - kn / К£ С c, a„ - T,! T„ TL Cz / Coc, a, - [T„ T C£ (T, + 2 Tjy] / C.
a," [T„ C£ (TL + 2 T, y] / CM + kB k„,T0 / R, C„ a3 - TL + T„ C£/Cot,
T - т,„п (C,Mn/C£)“s, E - y„n(C,„„/C.)M, С, - С + C,Mn + k, A .
э ЭМП ' ЭМП' 1 ~ э ^ЭМП 4 ЭМП' Ez E ос ЭМП 2 c
Логарифмические частотные характеристики ЭГУ-2 (амплитудная и фазовая) описыва-
ются теми же аналитическими выражениями, что и ЭГУ-1. На рис. 1.31 приведены в качестве
примера расчетные ЛЧХ типового ЭГУ-2 небольшой мощности, там же для сравнения показа-
ны ЛЧХ ЭГУ-1 при одинаковых конструктивных и настроечных параметрах моста сопло-зас-
лонка и характеристиках нагрузки, а также общем типоразмере ЭМП. ЛЧХ иллюстрируют бо-
лее высокое быстродействие ЭГУ-2.
В некоторых случаях ЭГУ описываются упрощенной передаточной функцией в виде звена
2-го порядка (колебательного), для оценки постоянной времени которого необходимо знать
частоту со90, где фазовый сдвиг составляет - 90°. Данная частота может быть оговорена в ТЗ на
проектирование в качестве границы допуска и определяется по формуле:
ш90 = {0,5 (а2 /а0) - [0,25 (а22 / а02)- (1/а0)]°-5]}Ч
Отличительной особенностью расчета ЭГУ-2 является отсутствие необходимости анализа
линейности управляющей характеристики X(U ). Известно, что замыкание системы автомати-
ческого регулирования жесткой отрицательной обратной связью уменьшает ее коэффициент
передачи, линеаризует характеристики и повышает быстродействие. Это относится в полной
мере и к ЭГУ-2 как замкнутой системе астатического типа с механической обратной связью.
Поэтому схема практически нечувствительна к нелинейностям внутри контура, в частности
нелинейности характеристик давления и расхода гидроусилителя сопло-заслонка. В этом со-
стоит коренное отличие ЭГУ-2 от рассмотренного выше ЭГУ-1.
Если пренебречь силами, действующими в золотнике и влиянием реакции струй на заслонку,
то X = кэгу Uy и линейность управляющей характеристики ЭГУ-2 зависит только от линейности
силовой характеристики ЭМП. При этом предполагается, что выполнение неравенства i < iy mav
автоматически означает функционирование ЭМП на линейном участке данной характеристики.
1.4.3. Расчет и моделирование типового ЭГУ в программной среде MATLAB
Современное проектирование невозможно без широкого использования вычислительной
техники с соответствующим набором программных продуктов и средств автоматизации расче-
тов и конструкторских работ.
В последние годы на предприятии ПМЗ «Восход» проводилось активное оснащение ис-
следовательских отделов и конструкторских бригад современной вычислительной техникой
на основе персональных компьютеров, обучение сотрудников навыкам работы с ней, устанав-
ливалось высокоэффективное программное обеспечение для выполнения расчетных работ, те-
оретических исследований, конструирования. Контакты служб предприятия с заказчиками и
поставщиками, информационное обеспечение отделов и бригад осуществляются с широким
использованием Интернета.
В качестве примера использования современных вычислительных средств и программных про-
дуктов может быть приведен расчет типового ЭГУ-1 на основе математической модели высокого
уровня сложности, позволяющий осуществлять высокоточные расчеты статических и динамичес-
ких характеристик устройства с учетом большого числа линейных и нелинейных факторов.
74
Рис. 1.31. Логарифмические частотные характеристики электрогидравлических
усилителей ЭГУ-1 и ЭГУ-2.
75
Поскольку расчет ЭГУ-1, представленный в разделе 1.4.1 является расчетом первого при-
ближения, основанным на линеаризованной динамической модели и фиксированных парамет-
рах элементов ЭГУ, его результаты определяют качественный характер полученных результатов
и рекомендаций. Они нуждаются в последующем уточнении на базе существенно более сложных
моделей реальных физических процессов, проходящих в рассматриваемом устройстве.
Предлагаемая модель ЭГУ реализована в среде интегрированной системы MATLAB 5.3 с
использованием пакета моделирования динамических систем Simulink 4.0.
Одной из особенностей пакета является использование удобного графического представ-
ления модели в виде структурных схем. Для облегчения рассмотрения этих схем ниже дан пол-
ный список использованных в них параметров модели (пакет Simulink допускает лишь латин-
ские буквы в обозначениях идентификаторов переменных и констант):
As -площадь сечения канала сопла, Azol - площадь торца плунжера золотника, Bvf - ко-
эффициент вязкого трения в золотнике, Сетр - жесткость подвески якоря электромеханичес-
кого преобразователя, Czol - суммарная жесткость торцевых пружин золотника, Ds - диаметр
сопла, DZemp - коэффициент демпфирования колебательного звена электромеханического пре-
образователя, Е - объемный модуль упругости жидкости, F - суммарная движущая сила на
плунжере золотника, Fhd, Fhg - гидродинамическая сила реакции струй на заслонку (в раз-
личных блоках), F_fk - сила сухого трения движения в золотнике, F_fr - текущее значение
силы сухого трения в золотнике, F_fs - сила сухого трения покоя в золотнике, Fms - сила тяги
электромагнита, Fo - внешняя сила воздействия на золотник, Fp, Fy - сила от перепада давле-
ния на торцах золотника (в различных блоках), Gdr - гидравлическая проводимость балансно-
го дросселя, Gn - гидравлическая проводимость сопла, Gs - эквивалентная гидравлическая
проводимость сопла с рабочим зазором, Gz - гидравлическая проводимость рабочего зазора
между соплом и заслонкой, Gz_id - гидравлическая проводимость рабочего зазора между со-
плом и заслонкой без учета коэффициента расхода, h - смещение заслонки на линии сопел, Iu -
ток в обмотке электромеханического преобразователя, Ki, К2 - коэффициенты в эмпиричес-
ком выражении для расчета гидродинамической силы реакции струй на заслонку [3]:
(1 + <52) . . 4-(Д2-<52)
(1+Д2) V 7’ (l + p2)(l + p2+y2)-Zo’
Keds -коэффициент противоЭДС в обмотке электромеханического преобразователя, Kfi -ко-
эффициент тяговой характеристики электромеханического преобразователя,
[2 2-л
KGz = nDs-~, Кге =----------,
у р Т] -Ds
Ml - масса плунжера золотника с торцевыми пружинами, Ми - коэффициент расхода в рабо-
чем зазоре между соплом и заслонкой, Рк - давление на входе в гидроусилитель, Рг - давление
на выходе гидроусилителя, Ру - перепад давления на торцах золотника, Pyi, Pyl, Ру2 - давле-
ния в торцевых камерах (в различных блоках), Qdr - объемный расход жидкости через баланс-
ный дроссель, Qin - расход жидкости, потребляемый гидроусилителем, Qini = Qdr, Qinl, Qjn2 -
расходы жидкости, потребляемые левым и правым гидравлическими потенциометрами гидро-
усилителя, Qs - расход жидкости, проходящий через сопло, Qy - расход жидкости, поступаю-
щий в диагональ гидравлического моста гидроусилителя, R - активное сопротивление элект-
рической цепи управления электромеханического преобразователя, Re - число Рейнольдса в
рабочем зазоре между соплом и заслонкой, Stuck - признак «зависания» плунжера золотника
из-за сухого трения в нем, Sw_Ff - «включатель» учета сухого трения в золотнике, Тетр -
76
постоянная времени колебательного звена механической системы электромеханического пре-
образователя, Ti - постоянная времени апериодического звена электрической цепи обмотки
управления электромеханического преобразователя, V - либо скорость перемещения плунже-
ра золотника, либо объем торцевой камеры (в разных блоках, по контексту), V_stateport - сиг-
нал состояния скорости перемещения золотника, U - напряжение, подаваемое на обмотки элек-
тромеханического преобразователя, Ueds - противоэдс в обмотке управления электромехани-
ческого преобразователя, Ymax - положение правого упора плунжера золотника, Ymin - по-
ложение левого упора плунжера золотника, Yo - начальное положение плунжера золотника,
X, Xz - смещение плунжера золотника (в различных блоках), Z - текущее значение зазора между
соплом и заслонкой, Zo - значение зазора между соплом и заслонкой при нейтральном поло-
жении последней, Zotn - относительное значение зазора между соплом и заслонкой, р - плот-
ность жидкости, Т| - коэффициент кинематической вязкости жидкости.
Общая структурная схема модели ЭГУ, а также входящих в нее составляющих блоков по-
казаны на рис. 1.32,1.33. Она состоит из трех функциональных блоков - электромеханического
преобразователя (блок ‘ЕМТГ, рис. 1.33а), гидравлического усилителя «сопло-заслонка», точ-
нее, его гидравлической части (блок ‘Hydraulic Amplifierl’, рис. 1.326) и блока типовых нагру-
зок (блок ‘Load3’, рис. 1.336). Каждый из этих блоков в зависимости от поставленной в иссле-
довании задачи может содержать более или менее подробно описанные связи между внутрен-
ними координатами состояния.
Входными переменными основного блока гидроусилителя являются смещение заслонки h
и скорость движения плунжера золотника V, при выбранном функциональном разбиении мо-
дели ЭГУ структурно необходимыми выходными переменными приняты сила от перепада дав-
ления на торцах золотника Fy и гидродинамическая сила реакции струй на заслонку Fhd. Кро-
ме того, в качестве справочных выходных параметров выведены перепад давления на торцах
золотника Ру и расход жидкости, потребляемый гидроусилителем, Qin.
Структурная схема модели гидравлической части усилителя приведена на рис. 1.326. Кро-
ме структур формирования выходных переменных она содержит два одинаковых блока
‘Left H Poten’ и *Right_H_Poten’, представляющих собой модель гидравлического потенцио-
метра и формирующих давление Pyi в торцевой камере золотника. Внутренняя структура обо-
их блоков показана на рис. 1.32в. Среди особенностей использованной модели гидравлическо-
го потенциометра можно отметить динамическое формирование давления Pyi упругой жидко-
сти как результат баланса расходов, втекающих в торцевую камеру и выходящих из нее, а также
учет изменения коэффициента расхода Ми в рабочем зазоре «сопло-заслонка». Последний
вычисляется по эмпирическим графикам Mu = f(Re, Zotn), приведенным в [3]. Для устранения
алгебраического замкнутого контура Mu-Gz-Gs-Qs-Re-Mu в него вставлено звено задержки сиг-
нала на один шаг интегрирования ‘Memory’ с начальным значением коэффициента расхода 0,71.
Входными переменными блока электромеханического преобразователя являются управ-
ляющее напряжение U и гидродинамическая сила реакции струй на заслонку Fhg, структур-
ной выходной переменной принято смещение заслонки h. Кроме того, в качестве справочного
выходного параметра выведен ток в обмотке преобразователя Iu. Структурная схема модели
электромеханического преобразователя показана на рис. 1.33 а.
В качестве модели механической системы гидроусилителя используется блок типовых на-
грузок ‘Load3’. Входными переменными этого блока являются сила от перепада давления на
торцах золотника Fp и внешняя сила Fo. В качестве последней может выступать гидродинами-
ческая сила воздействия потоков в золотнике на его плунжер (она формируется моделью зо-
лотникового гидрораспределителя) или внешняя «технологическая» сила, необходимая для
организации вычислительного эксперимента. Выходными переменными являются смещение
X и скорость перемещения V золотника.
77
Структурная схема модели электрогидравлического
усилителя "сопло-заслонка" статического типа
Структурная схема модели гидравлической части
усилителя "сопло-заслонка” (маскированный блок "Hydraulic FmplifieH")
Структурная схема модели одного плеча
усилителя "сопло-заслонка" (блоки "Left_H_Poten" и "RigM_H_Poten")
78
Структурная схема модели электромеханического пребразователя
сигнала (маскированный блок «ЕМТ1»)
а)
Структурная схема модели механической системы гидроусилителя
«сопло-заслонка» (маскированный блок «Load3»).
Friction Model
Структурная схема модели сухого трения (блок «Friction Model»)
Рис. 1.33.
в)
79
Структурная схема модели механической системы гидроусилителя приведена на рис. 1.336.
Эта модель корректно формирует значения X, V и ускорения плунжера золотника при на-
личии любых комбинаций типовых нагрузок, включая силу F_fr сухого трения с различны-
ми значениями силы F_fk трения движения и максимальной силы F_fs трения покоя, а так-
же упор плунжера в ограничители его хода при X = Хтах и X = Xmin. Для вычисления
текущего значения силы сухого трения служит модельный блок ‘Friction Model’, структура
которого показана на рис. 1.33в. Этот блок, кроме того, определяет момент прохождения
координаты скорости через нулевое значение (с помощью стандартного для ‘Simulink’ бло-
ка ‘Hit Crossing’) и меняет при этом значение сигнала-признака Stuck этого состояния мо-
дели с «О» на «1».
Интегратор скорости золотника также имеет сигнал состояния, который принимает нену-
левое значение при выходе координаты X на границы диапазона [Ymin; Ушах]. Факт появле-
ния ненулевого значения этого сигнала состояния или сигнала Stuck приводит к сбросу накоп-
ленного значения скорости в интеграторе ускорения. Такая логика обеспечивает корректное
моделирование движения плунжера с учетом как явления его «зависания» на сухом трении,
так и выхода золотника на упор.
Учет сухого трения в золотнике вносит в его модель нелинейность разрывного типа,
это чаще всего приводит к необходимости использования при моделировании процесса ра-
боты ЭГУ методов численного интегрирования с постоянным шагом, что существенно за-
медляет расчет. На практике для экономии времени сначала проводят предварительное ис-
следование объекта без учета сухого трения, а затем уточняют полученные результаты, учи-
тывая и силу сухого трения. Принимая во внимание это обстоятельство, модель типовых
нагрузок имеет возможность удобного «отключения» силы сухого трения. Для этого слу-
жит сигнал - «включатель» учета сухого трения в золотнике Sw_Ff. При задании нулевого
значения этого сигнала блок сухого трения ‘Friction Model’ не работает, его выходные сиг-
налы имеют постоянное нулевое значение. Для устранения в модели механической систе-
мы гидроусилителя алгебраических замкнутых контуров в ней используется дифференци-
рование смещения золотника для вычисления силы вязкого трения, а также специальная
координата состояния скорости плунжера V_stateport вместо самой скорости V для вы-
числения силы сухого трения.
В целом представленная математическая модель ЭГУ-1 учитывает следующие процессы и
особенности его работы:
- динамическое запаздывание, вносимое индуктивностью обмоток электромеханического
преобразователя,
- наличие противоЭДС в электромеханическом преобразователе,
- колебательное динамическое звено механической системы электромеханического пре-
образователя,
- силовое воздействие струй, вытекающих из сопел, на заслонку гидроусилителя,
- возможный упор заслонки в сопла,
- изменение коэффициента расхода в рабочих зазорах «сопло-заслонка» от числа Рейноль-
дса и величины зазора,
- наличие собственного нерегулируемого сопротивления сопел,
- сжимаемость жидкости в торцевых камерах золотника,
- инерционную массу плунжера золотника,
- вязкое трение в золотнике,
- сухое трение в золотнике с учетом явления «зависания» плунжера на этом трении,
- ограничение хода плунжера золотника из-за упоров.
80
Кроме того, в модели предусмотрены возможности учета гидродинамического воздействия
потоков жидкости, проходящих через золотник, а также задания различных параметров право-
го и левого плеч гидроусилителя.
Ниже приведены характеристики типового ЭГУ-1, полученные с помощью представлен-
ной модели.
Исходные данные при моделировании:
Электромеханический преобразователь: Kfi = 70 Н/А; Keds = 65 В-с/м; R = 600 Ом;
Ti = 1,33-Ю'3 с; Сешр = 1,36-104 Н/м; Тетр = 0,5-10'3 с; DZemp = 0,2.
Гидравлическая система гидроусилителя: Ds = 0,5-Ю’3 м; Zo = 0,5-10'4 м; Gn = 6,23-10’9 м3,5 -кг^/с;
Gdr = 2,164 О’9 м35 кг °-5/с; Dzol = 6 10 3 м; V = 1,975-Ю* м3; Pk = 107 Па; Рг = 106 Па; Е = 109 Па;
г| = 2 10’5 м2/с; р = 880 кг/м3, (производные параметры, полученные на основании исходных:
As = 1.96-10*7 м2; Go - 2,66-10’9 м35-кг05/с; у = 1,23; 0 = 0,427; 5 = 0,284; К1 = 0,914 Н/(Па-м2);
КК2 = 0,254-104 м1; Azol = 2,83-10*5 м2).
Механическая система гидроусилителя: Ml = 5-10’3 кг; Czol = 1,85-105 Н/м; Bvf = 3,5 Н-с/м;
F_fs = 3 Н; F_fk = 3 Н; Ymax - 10 3 м; Ymin = -10 3 м.
На рис. 1.34а приведена управляющая характеристика ЭГУ во всем диапазоне управле-
ния без учета сухого трения в золотнике. На рис. 1.346 показан участок этой характеристи-
ки, соответствующий малым сигналам управления. Эти характеристики, как и все показан-
ные далее статические характеристики, вычислены методом «статика через динамику», т.е.
получены с помощью динамической модели ЭГУ при сравнительно медленно изменяющемся
сигнале. Такой подход экономит время за счет отказа от разработки частных методик реше-
ния системы нелинейных алгебраических уравнений, описывающей статические характе-
ристики объекта исследования. Однако использованный метод значительно увеличивает
время расчета статических характеристик из-за необходимости снижения скорости изме-
нения сигналов для уменьшения динамических искажений изменяющихся параметров. В
частности, на рис. 1.346 управляющая характеристика ЭГУ без учета сухого трения пред-
ставлена двумя прямыми, соответствующими прямому и обратному направлению измене-
ния напряжения U. В данном случае это «расщепление» характеристики вызвано недоста-
точно низкой скоростью изменения напряжения. На этом же рисунке приведены началь-
ные участки петлевой управляющей характеристики, полученной с учетом сухого трения
при прямом и обратном направлении изменения напряжения. Реальную зону нечувстви-
тельности ЭГУ, вызванную сухим трением в золотнике, следует определять на рисунке пу-
тем вычитания ширины петли характеристики без трения из ширины петли характеристи-
ки с трением.
На рис. 1.35 приведены различные расчетные статические характеристики ЭГУ и его ком-
понентов, в частности такие важные для оценки качества гидроусилителя, как расходная (в),
перепадная (а) и обобщенная гидравлическая (б, для первого и второго квадрантов поля) ха-
рактеристики. На графике рис. 1.34в дана также характеристика потребляемого расхода ЭГУ
Qin = f(U).
На рис. 1.36 представлены переходные процессы отработки ЭГУ ступенчатого входного
сигнала величиной U=3 В, а также график движения заслонки при этих условиях. Приведен-
ные переходные процессы дают возможность оценить постоянную времени ЭГУ, равную в дан-
ном случае 74 О 3 с. На рисунке представлены переходные процессы при различных давлениях
питания и величине сухого трения в золотнике, позволяющие оценить влияние вариаций этих
параметров на точность отработки входного сигнала ЭГУ. Из графиков следует вывод, что су-
хое трение в золотнике вызывает уменьшение коэффициента передачи ЭГУ вследствие «зави-
сания» золотника и, как следствие, «недохода» до требуемого уровня.
81
Рис. 1.34.
U, В
82
Рис. 1.35.
83
Xz,h,
1.8 г——
Переходные процессы в ЭГУ-1
при скачкообразном сигнале U = 3 В
I I I
1.6
1.5
1.4
1.3
12
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
02
0.1
0
..да=.иим1п»_
9УЛогР.ТР.ен^я 30Л0Р4Ика
......jpk-r.’iHaT".'’"!
\ без учета сухого ггрения золотника
^X'ZZS“M~ZS=1,24o!na7
< сухое трение золот^йюа 'З Н
\.....Гхг-ед ГйГ®Т67п4........
сухое тренйё золотника 3' А
S......Й-=Ж.....iPk=.1-0i.nal........
сухое трение золотника 6 Н
h = f(t)
0.01
0.015 0.02 0.025 0.03
0.035 0.04
t, с
Рис. 1.36.
84
С другой стороны, уменьшение давления питания ЭГУ обуславливает не только снижение
его коэффициента передачи, но и ухудшение быстродействия.
1.5. Динамические параметры гидравлических следящих приводов
и способы их улучшения
Вопросы динамического анализа и повышения быстродействия электрогидравлических и
гидромеханических следящих приводов детально исследованы как в отечественной, так и зару-
бежной технической литературе, где рассмотрены принципы составления уравнений движе-
ния элементов приводов (как линеаризованных, так и нелинейных), структурных динамичес-
ких схем, представлены расчеты динамических параметров, предложены способы улучшения
устойчивости и динамических свойств приводов различных классов.
Динамика следящих приводов как систем автоматического регулирования оценивается по
реакции привода на типовые тестовые воздействия - гармоническое и ступенчатое. В первом
случае задание спектра частот входного сигнала дает возможность построения и анализа час-
тотных характеристик - амплитудной (АЧХ) и фазовой (ФЧХ). При этом амплитудно-частот-
ная характеристика определяет изменение коэффициента передачи привода по частоте, а ФЧХ -
временное запаздывание выходного сигнала относительно входного. Реакция на ступенчатое
воздействие (переходная функция) дает возможность оценки величины временного запазды-
вания привода, его колебательности (через перерегулирование и декремент затухания), общего
времени регулирования.
Примеры структурных динамических схем электрогидравлических и гидромеханических
следящих приводов, а также их логарифмических частотных характеристик представлены в
последующих разделах пособия. Улучшение динамических свойств приводов в подавляющем
большинстве случаев достигается традиционными методами - повышением быстродействия
входящих элементов, увеличением частоты среза разомкнутого контура привода (за счет выбо-
ра соответствующего коэффициента добротности при сохранении необходимых запасов устой-
чивости), введением корректирующих устройств различного вида.
Особый случай связан с проблемой динамики гидроприводов с большой инерционной
нагрузкой [2,4]. В приводах этого класса постоянная времени Тн колебательного звена ДГП
(см. выше) соизмерима или превышает постоянные времени элементов информационного
канала привода - УСО и ЭГУ, оказывая определяющее влияние на его динамику. В случае
значительного превышения динамические свойства указанных элементов-не учитываются
и передаточная функция разомкнутого привода включает наряду с коэффициентом доб-
ротности и интегрирующим звеном (при отсутствии позиционной составляющей нагруз-
ки) слабодемпфированные колебательное звено и форсирующее звено 2-го порядка - для
вариантов замыкания по координатам у и уп. Данный случай оказывается наиболее слож-
ным с точки зрения обеспечения заданных динамических параметров или подавления ав-
токолебаний.
Характерной особенностью следящих гидроприводов с большой инерционной нагрузкой,
класс которых в последние десятилетия значительно расширился (в том числе и в разработках
ПМЗ «Восход»), является недопустимо низкое значение критической добротности контура
привода, а также запаса устойчивости по амплитуде при явно избыточном - до 90° запасе по
фазе [3]. Критическая добротность может быть увеличена не только за счет снижения постоян-
ной времени Тн, но и увеличения коэффициента демпфирования ^и. Последнее достигается как
пассивными методами демпфирования (искусственным введением канала утечек и перетечек в
золотнике и гидродвигателе, увеличением вязкого трения в нарузке [4]), так и активными ме-
тодами - специальной динамической коррекцией.
85
Данная коррекция реализуется различными способами:
• включением; в контур привода последовательного запаздывающего звена с ослаблением
амплитуды, постоянная времени которого превышает величину Тн, т.е. привод искусственно
переводится в класс приводов со «средней» инерционной нагрузкой. Таким звеном является
обычно апериодическое, позволяющее увеличить запас устойчивости по амплитуде ценой со-
кращения избыточного запаса по фазе, а также критическую добротность. Вопросы выбора оп-
тимальной постоянной времени такого звена детально изложены в [4].
Апериодическое звено легко реализуется в УСО с помощью RC - цепочки. В отдельных
случаях аналогичный эффект дает снижение быстродействия ЭГУ, условием которого являет-
ся выполнение неравенства Тэгу > Тн.
• введением отрицательной обратной связи по усилию нагружения, обычно реализуемой
на практике в виде обратной связи по статическому или динамическому перепаду давлений в
гидродвигателе. При преобладающей инерционной составляющей усилия обратная связь по
статическому давлению эквивалентна обратной связи по ускорению нагрузки. Одним из спо-
собов реализации связи по давлению является искусственное создание перетечек жидкости
между полостями гидродвигателя как в статических, так и динамических режимах [2].
• использованием комбинированной отрицательной обратной связи по скорости и ускоре-
нию нагрузки, в том числе с использованием устройств выделения сигнала коррекции на осно-
ве непрямого измерения координат состояния (например, с использованием редуцированного
наблюдателя состояния Льюинбергера [42]),
• применением специальной коррекции нелинейными фильтрами или на основе адаптив-
ных регуляторов.
В практической деятельности предприятия ПМЗ «Восход» использовалась гидромеханичес-
кая коррекция по динамическому перепаду давления в гидродвигателе с целью повышения дина-
мической устойчивости и демпфирующих свойств следящего привода с механическим управле-
нием (бустер БД-1), а также электрогидравлическая коррекция по динамическому давлению в
3-х координатном приводе управления антенной бортовой РЛС на основе агрегата ЭГП-5АМ
(см. Главу 6). Адаптивный регулятор был применен в аналогичном однокоординатном приводе
для управления массивной антенной типа «фазированная решетка», где использовался агрегат
ЭГСП-6А.
Вопросы расчета параметров корректирующих устройств на основе обратных связей по
давлению и с использованием наблюдателя состояния рассмотрены в работах [2,4,42].
1.6. Динамическая жесткость гидравлических следящих приводов ЛА
Динамическая жесткость как показатель реакции привода на внешнее силовое воздействие,
приложенное к выходному звену, имеет важное значение для рулевых приводов систем управле-
ния ЛА, т.к. непосредственно связана с одним из явлений аэроупругости - рулевым флаттером.
Флаттер представляет собой высокочастотные колебания несущих поверхностей и других
элементов конструкции планера самолета в аэродинамическом потоке, обычно сочетающие
изгиб и кручение. Устойчивость к флаттеру оценивается так называемой критической скорос-
тью флаттера vKp, представляющей собой скорость полета (потока воздуха, обтекающего ЛА),
при которой возникает флаттер. Очевидно, что vKp должна превышать максимально достижи-
мую скорость полета, например, скорость пикирования.
Рулевая поверхность со следящим приводом и в комплексе с упругим планером образуют
колебательную систему, содержащую источники энергии для возникновения колебаний - аэро-
динамический поток и систему гидропитания привода. Если поступление энергии в систему
превышает ее рассеивание, развивается рулевой флаттер.
86
Способы увеличения vKp хорошо известны [24]. Одним из них является введение в колеба-
тельную систему демпфирования, обеспечивающего диссипацию энергии колебаний. На прак-
тике оно достигается установкой специальных гидравлических демпферов на рулевой поверх-
ности, что связано с ухудшением энергетических, габаритно-массовых, стоимостных и эксплу-
атационных характеристик системы управления ЛА. С этой точки зрения предпочтительнее
проектирование рулевого привода с демпфирующими свойствами.
Динамическая жесткость представляет собой обратную передаточную функцию упругой
системы:
G(s)-R(s)/y(s),
где R(s) - силовое воздействие, приложенное к системе (входной сигнал), y(s) - смещение си-
стемы (выходной сигнал). При гармоническом входном сигнале R(t) = AR Sin (о t перемещение
y(t) = Ау Sin (<o t ± ср), здесь AR и Ay - амплитуды силы и смещения соответственно, <р - фазовый
сдвиг между ними. Тогда зависимость (AR / Ау) = f (<о) представляет собой амплитудно-частот-
ную характеристику (АЧХ) динамической жесткости, а ф (<о) - фазочастотную (ФЧХ).
Работа внешней силы, поглощаемая упругой системой за период колебаний равна AR Ау Sin ф
и положительна, если <р > 0, т.е. сила опережает смещение во времени. Это соответствует «пас-
сивной» системе, имеющей демпфирующие свойства. В случае ф < О упругая система является
«активной», совершая работу против силы R, что возможно лишь при наличии в системе внут-
реннего источника энергии.
Случай ср = 0 соответствует «идеальной пружине», аккумулирующей без потерь энергию
приложенного силового воздействия.
Очевидно, с точки зрения увеличения vKp следует выбирать параметры рулевого привода
из условия ф > 0 во всей полосе рабочих частот или по крайней мере на частотах возникнове-
ния флаттера.
Согласно [4] операторное выражение динамической жесткости линеаризованных электро-
гидравлических и гидромеханических следящих приводов с дроссельным регулированием ско-
рости имеет вид:
Tts+1
G(s) = Gc-------, (1.60)
Т„ s + 1
IX.
где Gc = Кд / kM - статическая жесткость привода, Кд - коэффициент добротности контура
привода, км - коэффициент наклона механической характеристики в области малых смеще-
ний золотника, Tj = 1 / Кд - постоянная времени замкнутого контура ненагруженного привода,
TR = 1 / км С£ - постоянная времени силового воздействия, Cz = [С С / (Сг + Сосн)] - обоб-
щенная жесткость, учитывающая сжимаемость жидкости (через Сг) и жесткость основания (С ).
Данное выражение справедливо для ЭГСП при условии пренебрежения запаздыванием
элементов информационного канала привода (УСО, ЭГУ, ДОС), учитываемых только коэф-
фициентами передачи [4], а также всех схем бустеров с внутренней обратной связью (для них
Кд = Чх)-
Из (1.60) следует, что в зависимости от соотношения постоянных времени Т, и TR, т. е.
соответствующего выбора параметров привода, возможны 3 варианта реакции привода на внеш-
нее силовое воздействие:
1) Tj > TR, фазовый сдвиг положителен во всей частотной области, привод имеет демпфи-
рующие свойства («пассивная» упругая система).
87
2) Т4 = TR, <p = 0, G(s) = Gc, что соответствует «идеальной пружине».
3) Tj < TR, фазовый сдвиг отрицателен («активная» упругая система).
Изложенное иллюстрируется частотными характеристиками динамической жесткости на
рис. 1.37 для всех перечисленных вариантов. Очевидно, с точки зрения подавления флаттера
предпочтителен 1-й вариант. Привод с абсолютно жестким местом крепления к конструкции
ЛА, работающий на несжимаемой жидкости всегда имеет демпфирующие свойства (TR = 0).
Однако на практике эти условия не выполняются и демпфирование возможно только при дос-
таточно большом значении параметра кж = 1 / TR = км Сг В обычных условиях ввиду малости
коэффициента км и ограниченной жесткости С£ постоянная времени TR оказывается существен-
ной и обеспечить демпфирующие свойства как правило не удается.
В области больших частот привод (без учета присоединенных к выходному звену масс)
приобретает свойства «идеальной пружины» с жесткостью С£ и <р —> 0. Здесь прекращается
гидравлическая подпитка через золотник полостей гидро двигателя и имеет место адиабатичес-
кий процесс сжатия замкнутых объемов жидкости в указанных полостях.
Вследствие достаточно высоких значений TR, имеющих место на практике, получить при-
емлемое демпфирование возможно только за счет увеличения собственных запасов устойчиво-
сти привода, т.е. снижения Кд. С другой стороны, поскольку увеличение Сх проблематично,
возможна искусственная организация канала утечек и перетечек в золотнике и гидродвигате-
ле, т.е. повышение км путем увеличения радиального зазора в ЗГР, использования проточных
золотников с отрицательным перекрытием, шунтирования гидродвигателя регулируемым дрос-
селем [2]. Однако снижение Кд ухудшает статическую и динамическую точность привода, а
гидравлические потери на утечки - его энергетические параметры.
С другой стороны, снижение Кд обуславливает также уменьшение статической жесткости
привода Gc, следовательно, увеличение статической ошибки при воздействии шарнирной на-
грузки на рулевую поверхность или наличии сухого трения. В приводах с демпфирующими
свойствами и расположением фазы в области положительных значений ф всегда Gc < С£, т.е.
имеет место рост амплитудной составляющей по частоте.
В общем плане при учете динамики элементов информационного канала числитель выра-
жения (1.60) включает обратную передаточную функцию замкнутого контура [4], поэтому сни-
жение быстродействия привода автоматически означает общее улучшение его демпфирующих
свойств, хотя с точки зрения качества системы управления ЛА снижение быстродействия крайне
нежелательно.
Проведенный анализ влияния динамики управляющей части ЭГСП на характеристики его
динамической жесткости показал [4], что хотя для улучшения демпфирующих свойств приво-
да желательно повышать быстродействие управляющих устройств, в частности ЭГУ, существен-
ного эффекта получить не удается (например, заметного выхода ФЧХ в область положитель-
ных значений ф).
Для гидромеханических следящих приводов выражение динамической жесткости иден-
тично (1.60) со спецификой отсутствия элементов информационного канала с ограничени-
ем по быстродействию. Динамическая жесткость определяется не только параметрами бус-
тера, но и его конструктивной схемой. Наилучшими демпфирующими свойствами, как и
запасами устойчивости обладает схема с кинематической обратной связью и отрицатель-
ным коэффициентом передачи [2, 4], что обусловлено наличием в этой схеме структурной
обратной связи по упругости основания, направленной на закрытие золотника при действии
внешней силы. В некоторых случаях такая структурная связь может быть организована
искусственно [4] для всех конструктивных схем, что позволяет не только существенно улуч-
шить динамическую устойчивость системы управления, но и устойчивость по отношению к
флаттеру (см. Главу 3).
88
Рис. 1.37. Частотные характеристики динамической жесткости
гидравлического следящего привода.
Рис. 1.38. Динамическая модель упругой системы «привод-нагрузка».
89
Рулевая поверхность, перемещаемая следящим гидроприводом, представляет для него ком-
плексную нагрузку, включающую в себя инерционную и позиционную составляющие, а также
трение, в том числе обусловленное аэродинамическим демпфированием руля в воздушном по-
токе. Указанный поток воздействует в полете на рулевую поверхность, а не на выходное звено
привода, поэтому необходимо рассматривать динамическую жесткость упругой системы при-
вод-нагрузка с точки зрения наличия (или отсутствия) демпфирующих свойств.
Динамическая модель такой системы представлена на рис. 1.38 для случая замыкания приво-
да по координате у. При этом все обозначения соответствуют «упругой» модели ДГП на рис. 1.25
из раздела 1.3. Согласно [2,4] операторное выражение динамической жесткости при условии
представления G(s) соотношением (1.60) и Сш = 0 имеет вид:
(TH1s+l)
GH (s) = GCH--------(V s’ + 2 Тн2 ^H2 s + 1), (1.61)
(THRs + l)
здесь GCH = CK Gc / (CK + Gc) - статическая жесткость упругой системы на рис. 1.38, а постоян-
ные времени Тн1, ThR, Тн2 и коэффициент демпфирования £,н2 определяются комбинацией ее ис-
ходных параметров (при этом Тн2 ~ Тн, см. раздел 1.3).
Типовые ЛЧХ динамической жесткости в соответствии с выражением (1.61) имеют вид,
показанный на рис. 1.39 при различных величинах коэффициента вязкого трения в нагруз-
ке Ьн. Наименьшее его значение соответствует неустойчивой системе, т.е. £н2 < 0. В этом слу-
чае ФЧХ располагается в области отрицательных значений угла ср. Если внешняя диссипа-
ция энергии колебаний отсутствует (Ьн = 0), условием устойчивости системы является соот-
ношение Tj > TR, т.е. демпфирующие свойства привода [4]. Несоблюдение данного неравен-
ства эквивалентно введению «отрицательного» трения в нагрузке, что весьма неблагоприят-
но с точки зрения динамической устойчивости нагруженного привода. Из рис. 1.39 следует,
что вязкое трение в нагрузке способствует переходу ФЧХ динамической жесткости в поло-
жительную область (область демпфирования флаттерных колебаний) при относительно низ-
ких частотах. Это подтверждает опыт увеличения критической скорости рулевого флаттера
путем установки на рулевой поверхности специальных демпферов [24]. С другой стороны,
высокая колебательность системы, обуславливающая значительное снижение величины ее
жесткости (см. АЧХ) на частоте, близкой к <он = 1 / Тн, может способствовать развитию руле-
вого флаттера на данной частоте.
Учитывая отмеченную выше непосредственную связь между запасами устойчивости замк-
нутого привода, в том числе нагруженного, и его демпфирующими свойствами можно утверж-
дать, что все способы повышения динамической устойчивости (рассмотренные в разделе 1.5)
пригодны для целей увеличения критической скорости рулевого флаттера vKp.
Поскольку непосредственная диссипация энергии колебаний путем увеличения парамет-
ра км (см. выше) или коэффициента Ьн нежелательна ввиду ухудшения энергетических пара-
метров привода, более предпочтительно целенаправленное изменение и преобразование сиг-
налов в его информационном канале, т.е. применение динамической коррекции. Основные ее
виды рассмотрены в разделе 1.5. Согласно [4] использование последовательной коррекции в
прямой цепи в целях улучшения демпфирующих свойств привода или системы «привод-на-
грузка» сравнительно малоэффективно, более предпочтительно применение параллельной кор-
рекции обратными связями по статическому и динамическому давлению в гидродвигателе.
Последние реализуются на основе гидромеханических устройств [2], пригодных как для ЭГСП,
так и бустеров (в том числе в варианте реализации перетечкой в динамических режимах), или
электрогидравлических - только для ЭГСП.
90
жесткости упругой системы «привод-нагрузка».
91
Рис. 1.40. Логарифмические частотные характеристики динамической жесткости
типового ЭГСП с коррекцией по динамическому давлению при различных
коэффициентах усиления цепи коррекции.
92
Эффект демпфирования достигается за счет ухудшения характеристик в области низких
частот (резкое падение амплитуды по частоте и увеличение отрицательных углов ф) с одновре-
менным образованием локальной зоны подъема АЧХ с выходом фазы в область положитель-
ных ф на более высоких частотах, близких к возможным частотам флаттера. Данное положение
иллюстрируется расчетными ЛЧХ динамической жесткости следящего гидропривода с обрат-
ной связью по динамическому давлению, представленными на рис. 1.40 [4]. При этом наиболь-
ший эффект достигается в основном увеличением глубины связи по динамическому давлению.
Это справедливо также для упругой системы «привод-нагрузка», хотя избыточная коррекция
может привести к опасному снижению резонансной частоты при относительно небольшом при-
ращении коэффициента демпфирования, что означает ухудшение динамических свойств замк-
нутого нагруженного привода.
Примером практического использования гидромеханической коррекции по динамическо-
му давлению с целью улучшения демпфирующих свойств является разработка предприятием
ПМЗ «Восход» бустера БД-1, эффективность коррекции была подтверждена эксперименталь-
ными исследованиями совместно с ЦАГИ.
В электрогидравлических следящих приводах используется демпфирование с помощью
локальной (местной) коррекции на базе электрических устройств или глобальной коррекции
по динамическому давлению, охватывающей весь привод. Вопросы выбора параметров такой
коррекции рассмотрены в [2]. Представляет практический интерес также коррекция глобаль-
ными электрическими обратными связями по производным от перемещения нагрузки - скоро-
сти и ускорению, в том числе их комбинацией. Необходимый уровень демпфирования достига-
ется при этом за счет изменения передаточной функции замкнутого контура.
Основной проблемой такой коррекции является техническая реализация связи по уско-
рению, т.е. создание эффективного быстродействующего акселерометра (сигнал скорости
может быть получен интегрированием сигнала ускорения). С этой точки зрения представля-
ет интерес создание в последние годы серии электронных датчиков ускорения в виде интег-
ральных микросхем с широким диапазоном измеряемых перегрузок и малой зоной нечув-
ствительности.
Одним из способов организации связей по скорости и ускорению нагрузки могут являть-
ся также устройства косвенного измерения этих параметров на основе наблюдателей состоя-
ния [42].
Рекомендации по выбору параметров корректирующих связей по скорости и ускорению с
целью улучшения демпфирующих свойств гидроприводов изложены в [4].
93
Глава 2. Электрогидравлические следящие приводы
летательных аппаратов
Следящие гидроприводы с электрическим управлением, часто называемые электро-
гидравлическими следящими приводами (ЭГСП), получили широкое распространение в
бортовых системах ЛА различного назначения. Область применения ЭГСП на борту бес-
пилотных ЛА - исполнительные устройства систем управления, перемещающие аэроди-
намические рулевые поверхности ракет классов «земля-воздух», «воздух-земля» или «воз-
дух-воздух», а также поворотные камеры сгорания ЖРД баллистических и космических
ракет.
В последние годы в связи с широким внедрением в авиацию систем электрического дис-
танционного управления, вытесняющих традиционные гидромеханические системы, ЭГСП
становятся основным видом исполнительных устройств и на борту пилотируемых ЛА. Они
используются там не только для управления рулевыми поверхностями (элеронами, рулями
высоты и направления, передним горизонтальным оперением, интерцепторами и т.д.), но и
выполняют множество других функций: управление механизацией крыла (закрылками, пред-
крылками, управляемым носком крыла и т.п.), изменение стреловидности крыла в полете, уп-
равление передней стойкой шасси и воздухозаборниками двигателей, антеннами РЛС, уста-
новками оснащения, вектором тяги двигателя.
2.1. Структура и назначение элементов типового ЭГСП.
Классификация ЭГСП
В состав типового ЭГСП входит электрический усилитель для формирования и усиления
сигнала ошибки (УСО) в следящем контуре, а также ряд преобразующих, усилительных, ин-
формационных и исполнительных устройств, как правило, конструктивно объединенных в еди-
ный блок - электрогидравлический агрегат [3,24]. При этом электрический усилитель обычно
размещен дистанционно от агрегата и соединен с ним электропроводкой. Электрогидравличес-
кий агрегат устанавливается на борту ЛА непосредственно у объекта управления и к нему под-
водятся трубопроводы системы гидропитания, а также электрический жгут системы электро-
питания и передачи управляющих сигналов.
Блок-схема типового ЭГСП представлена на рис. 2.1. Помимо УСО в состав привода обя-
зательно входит электромеханический преобразователь сигналов (ЭМП), преобразующий элек-
трический сигнал с выхода УСО в пропорциональное перемещение выходного звена, гидрав-
лический усилитель мощности (ГУ) для управления основным гидрораспределителем, напри-
мер, золотниковым (ЗГР) и исполнительный гидродвигатель (ГД). Сигнал отрицательной об-
ратной связи формируется датчиком (ДОС), выходной сигнал которого подается в УСО, замы-
кая следящий контур привода.
94
ЭМП и ГУ образуют единую динамическую систему, называемую электрогидравлическим
усилителем (ЭГУ). В ряде случаев ГУ не используется, а ЗГР управляется непосредственно с
помощью ЭМП достаточно большой мощности, образуя ЭГУ «прямого действия». Такие ЭГУ
считаются в настоящее время перспективными, поскольку практически не имеют непроизво-
дительных расходов рабочей жидкости.
ЗГР вместе с ГД также рассматриваются совместно, образуя дроссельный гидравлический
привод (ДГП), являющийся исполнительной частью ЭГСП в целом и основой его энергетичес-
кого канала.
В некоторых случаях УСО не включается в контур привода, а формирование сигнала ошибки
осуществляется механически, воздействием на якорь ЭМП (см. ниже). Сигнал обратной связи
представляет собой в этом случае усилие или перемещение, пропорциональное смещению вы-
ходного звена привода у. Такие ЭГСП относятся к относительно малочисленному классу при-
водов с механической обратной связью.
Особенности конструкции и характеристики элементной базы ЭГСП рассмотрены в соот-
ветствующих разделах книги.
Классификация существующих разновидностей ЭГСП пилотируемых и беспилотных ЛА вклю-
чает в себя как ряд общих классификационных признаков, присущих всем гидравлическим следя-
щим приводам (рис. 4), так и их некоторые специфические особенности. ЭГСП подразделяются:
• По принципу регулирования скорости ГД (дроссельное, объемное, струйное, комбиниро-
ванное),
• По способу реализации обратной связи (электрическая или механическая),
• По роду управляющего сигнала на входе привода (аналоговый или дискретный),
• По наличию резервирования (одноканальные или многоканальные приводы),
• По типу ЭГУ (прямого действия, с промежуточным ГУ),
• По виду источника гидропитания (централизованный, автономный),
• По типу ГД (поступательного действия, вращательного действия).
Перечисленные классификационные признаки можно отнести к основным, хотя могут быть
включены и дополнительные.
Рассматриваемые ниже наиболее интересные образцы различных ЭГСП разработки пред-
приятия ПМЗ «Восход» хорошо согласуются с предлагаемой классификацией.
2.2. Основные характеристики и параметры типовых ЭГСП и их элементов
В установившихся режимах работы основные элементы привода могут быть представлены
статическими характеристиками, имеющими для большинства случаев линейный вид с неко-
торыми отклонениями, определяемыми погрешностями реализации или рядом принципиаль-
ных особенностей функционирования.
В качестве УСО используются как правило унифицированные электронные блоки на ос-
нове многослойных печатных плат или микросборок с широким применением интегральных
микросхем, выполненные на базе операционных усилителей. Поскольку в них осуществляется
непосредственная связь между каскадами без промежуточных емкостей, динамические свой-
ства усилителей очень высоки, полоса пропускания составляет десятки килогерц, что дает ос-
нование считать УСО практически безинерционными.
УСО содержат внутренние контуры обратных связей по напряжению и току в нагрузке,
обеспечивающие требуемые характеристики устройства, например, линейность или стабиль-
ность выходного тока. В ряде случаев цепи обратных связей могут содержать реактивные эле-
менты для формирования в УСО специальных динамических звеньев или диодные мостики
для обеспечения нелинейной характеристики в целях коррекции.
95
ЭГУ ДГП
УСО - электрический усилитель сигнала ошибки; ЭМП - электромеханический преобразователь сигналов;
ГУ - гидравлический усилитель; ЗГР - золотниковый гидрораспределитель; ГД - гидродвигатель; ДОС - электричес-
кий датчик обратной связи; ЭГУ - электрогидравлический усилитель; ДГП - дросельный гидропривод.
UBX - управляющее напряжение с бортовой системы управления ЛА, отслеживаемое приводом; - напряже-
ние обратной связи; iy - ток управления в рабочих обмотках ЭМП; h - механическое перемещение выходного звена
ЭМП; х - перемещение золотника гидрораспределителя; Q - расход жидкости в гидродвигатель; у - перемещение
выходного звена привода.
Рис. 2.1. Блок-схема типового электрогидравлического следящего привода.
UBX “ управляющее напяжение; - напряжение обратной связи; Ue - напряжение сигнала ошибки; Uy - выход-
ное напряжение УСО; iy - ток управления в обмотках ЭМП; X - перемещение золотника; у - перемещение выходного
звена привода; ку - коэффициент усиления УСО по напряжению; 1/RZ - коэффициент передачи электрической цепи
ЭМП; TL - электрическая постоянная времени ЭМП; к^, Тэгу - коэффициент передачи и постоянная времени ЭГУ;
kvx - коэффициент усиления ДГП по скорости; Тк, ^-постоянная времени и коэффициент относительного демпфиро-
вания ДГП; Kqc - коэффициент обратной связи.
Рис. 2.2. Линейная структурная динамическая схема типового ЭГСП.
96
Статическая характеристика УСО - зависимость выходного напряжения (напряжения на-
грузки) от входного напряжения (напряжения сигнала ошибки) в большинстве случаев прак-
тически линейна, основная нелинейность - насыщение по напряжению, обусловленное огра-
ничением по питанию. Однако рабочая зона выбирается как правило на линейном участке, по-
этому в практических расчетах УСО может быть представлен усилительным звеном с коэффи-
циентом усиления ку как в статических, так и динамических режимах.
Нагрузкой УСО являются обмотки управления ЭМП, обладающие как активным сопро-
тивлением, так и индуктивностью. Это определяет наличие некоторого запаздывания тока уп-
равления по отношению к подводимому напряжению, характеризующегося электрической по-
стоянной времени TL.
На нее оказывает определенное влияние противоЭДС движения якоря ЭМП [11], способ-
ствующая увеличению TL.
В качестве ЭМП используются малогабаритные преобразователи поляризованного типа, вы-
полненные как правило по мостовой схеме магнитной цепи. Рабочие зазоры, в которых переме-
щаются концы якоря защищены от воздействия рабочей жидкости с содержащимися в ней маг-
нитными микрочастицами загрязнений благодаря специальной конструкции ЭМП (см. ниже).
ЭМП проектируются как высоколинейные электромагнитные устройства, поэтому их ста-
тические характеристики имеют обычно небольшие отклонения от линейности в рабочей зоне.
Основная статическая характеристика ЭМП - управляющая, представляющая собой зависи-
мость перемещения выходного звена (якоря) h от тока управления iy. В статических режимах
ЭМП можно представить усилительным звеном с коэффициентом усиления khi, определяемым
наклоном управляющей характеристики. Специфическими нелинейностями данной характе-
ристики является небольшой гистерезис (не превышающий 2...3% максимального тока iy) и
участок насыщения, расположенный как правило за областью рабочих токов. Он обусловлен
магнитным насыщением якоря и магнитопроводов ЭМП.
Современные ЭМП характеризуются высоким быстродействием, их собственная частота
составляет сотни Гц, поэтому в инженерных расчетах динамика ЭМП часто не учитывается в
сравнении с другими элементами привода и преобразователи описываются только коэффици-
ентами усиления. С другой стороны ЭМП обычно рассматриваются в составе ЭГУ и в таком
случае описание ЭМП как независимого динамического звена теряет практический смысл,
можно говорить лишь о статической характеристике и быстродействии ЭГУ в целом [2, 4]. В
упрощенном варианте ЭГУ может быть представлен усилительно-апериодическим звеном с
коэффициентом передачи кэгу и постоянной_времени Тэгу [3].
Основной статической характеристикой дроссельного гидропривода как основы энергетичес-
кого канала ЭГСП является регулировочная, представляющая собой зависимость скорости пере-
мещения выходного звена привода V от смещения золотника X в режиме холостого хода. Данная
характеристика должна обладать достаточной линейностью, оговариваемой в ТЗ на проектирова-
ние. Типовые нелинейности данной характеристики - зона нечувствительности, начальный учас-
ток с малым наклоном, насыщение по скорости при полностью открытом рабочем окне золотнико-
вого гидрораспределителя. В линейной зоне дроссельный гидропривод представляется в простей-
шем варианте усилительно-колебательным звеном (см. Главу I), с постоянной времени Тк и коэф-
фициентом относительного демпфирования а также коэффициентом передачи kvx.
Датчики обратной связи потенциометрического типа постоянного тока относятся к бези-
нерционным элементам. Датчики магнитоэлектрического типа (индукционные) имеют запаз-
дывание, обусловленное наличием фильтра высокочастотных помех на выходе демодулятора.
Современные ДОС этого типа при частоте питающего напряжения переменного тока 2 кГц и
выше характеризуются весьма малыми значениями постоянной времени фильтра и их также
можно считать безинерционными. Поэтому в большинстве случаев ДОС может быть представ-
лен в структуре привода коэффициентом передачи кос.
97
На рис. 2.2 представлена линейная структурная динамическая схема типового ЭГСП с уче-
том описанных выше особенностей элементов привода, содержащая ряд стандартных динами-
ческих звеньев. Коэффициент передачи контура кп = 1/кос определяется требованиями систе-
мы управления ЛА и не может устанавливаться произвольно.
Важнейшим параметром привода является общий коэффициент усиления замкнутого кон-
тура - добротность Кд, равный произведению всех коэффициентов передачи элементов пря-
мой цепи и цепи обратной связи:
К = k (1/Ry)k kv к [1/с]
Д у \ ' Е' эгу VX ОС L ' J
Добротность определяет статическую точность привода в режиме слежения с постоянной
скоростью, точность позиционирования в реальной нелинейной системе при наличии сухого
трения и зон нечувствительности. С увеличением добротности повышается быстродействие
замкнутого привода и уменьшаются «вождения» выходного звена - низкочастотные нестацио-
нарные колебания небольшой амплитуды, имеющие случайный характер.
Вместе с тем высокая добротность обуславливает значительную колебательность следя-
щего привода и может привести к потере устойчивости и возникновению автоколебаний.
Динамические параметры ЭГСП оцениваются по реакции привода на тестовые воздействия -
ступенчатое и гармоническое (см. Главу I). На рис. 2.3 приведены в качестве примера логарифми-
ческие частотные характеристики (ЛЧХ) разомкнутого типового ЭГСП со структурой, соответ-
ствующей рис. 2.2. Там же пунктирной линией нанесены ЛЧХ замкнутого привода. При этом пере-
даточная функция разомкнутого ЭГСП, приведенного к единичной обратной связи имеет вид:
Кд
W0(s)=---------------------------------------,
s (TLs + 1) (ТЭ1у s + 1) (Тк2 s2 + 2 TK^s + 1)
а передаточная функция замкнутого привода определяется выражением:
®(s)-W,(s)/[l+W,(s)).
ЛЧХ разомкнутого привода позволяют оценить частоту среза соср, запасы устойчивости по фазе
у и амплитуде h, критическую и оптимальную добротность контура и тем самым получить важ-
ную информацию о свойствах замкнутого привода.
По ЛЧХ замкнутого привода определяется полоса пропускания <ош1 по уровню - 6 дБ (как
основной критерий быстродействия), частота резонанса <0^ и величина резонансного пика L ,
фазовый сдвиг фк на контрольной частоте <ок Дополнительно может оцениваться частота <о90, на
которой фазовый сдвиг составляет 90°.
Динамические свойства ЭГСП зависят от величины Кд, а также быстродействия элементов
контура. Существенного улучшения динамики привода можно достичь использованием спе-
циальной коррекции (см. Главу I).
2.3. Конструктивные особенности и технические характеристики
электрогидравлических следящих приводов летательных аппаратов
Начальные разработки электрогидравлических следящих приводов на предприятии ПМЗ
«Восход» относятся к периоду 1953-1956 гг., когда в отечественной авиации стали внедряться
системы автоматизации полета, в том числе обеспечивающие повышение запасов продольной
и путевой устойчивости самолетов.
98
К=200 1/с, Т. =0,002 с, Т =0,005 с, Т=0,001 с, ^=0,15.
Lm (Wo), ф (Wq) - ЛЧХ разомкнутого привода (амплитудно-частотная и фазочастотная характеристи-
ки соответственно); Lm (Ф), ф (Ф) - ЛЧХ замкнутого привода; у - запас устойчивости по фазе [град.];
h - запас устойчивости по амплитуде [дБ]; со - круговая частота; соср - частота среза разомкнутого
привода; сопп - полоса пропускания замкнутого привода; шрЕЗ - частота резонанса;
LpE3 - величина резонансного пика; фк - фазовый сдвиг на контрольной частоте.
Рис. 2.3. Логарифмические частотные характеристики (амплитудная
и фазовая) разомкнутого и замкнутого приводов со структурой рис. 2.2.
99
Первые ЭГСП выполняли функции рулевых машин автопилотов, преобразуя электричес-
кие сигналы в механическое перемещение, отрабатываемое затем силовым гидромеханичес-
ким приводом. Они характеризовались небольшой мощностью, ограниченной надежностью,
относительно низким быстродействием. В качестве гидроусилителей использовались как пра-
вило устройства на основе игольчатых дросселей.
Рулевые машины РА-5, РА-16 использовались на самолете АН-10, а также самолетах, со-
зданных коллективами Генеральных конструкторов А.С. Яковлева и П.О. Сухого. Впоследствии
маломощные рулевые машины для систем управления самолетов и вертолетов разрабатыва-
лись, как правило, в составе комбинированных приводов (см. Главу IV).
2.3.1. Электрогидравлические следящие приводы беспилотных ЛА
Примером силового ЭГСП для управления рулями беспилотного разведывательного са-
молета разработки ОКБ А.Н.Туполева (изделия «Стриж», «Рейс») является привод с агрега-
том РМ-100, созданный на предприятии в середине 60-х гг. и являющийся примером весьма
удачной конструкции, значительно опередившей свое время. Технические характеристики дан-
ного привода соответствуют большинству современных требований, он выпускается серийно и
используется на ряде летательных аппаратов.
Агрегат РМ-100 выпускался в 3-х модификациях, различающихся уровнем выходной мощ-
ности и массо-габаритными характеристиками. Варианты РМ-100-2 и РМ-100-3 были рассчи-
таны на перемещение внешних элевонов, руля направления и сектора газа (РМ-100-2), а также
внутренних элевонов (РМ-100-3). Если в РМ-100-2 максимальное усилие составляло 1000 кгс
при давлении подачи 21 МПа, то в РМ-100-3 равнялось 2500 кгс. Агрегаты обеспечивали за-
данные характеристики при температуре жидкости до +120°С (окружающей среды - до+140°С)
при гарантийном ресурсе 210 летных часов.
Удельные характеристики агрегатов соответствовали лучшим известным мировым образ-
цам своего времени. Улучшенные динамические свойства приводов с данными агрегатами (по-
стоянная времени 8 мс, фазовые сдвиги 4° на частоте 2 Гц и 18° на частоте 10 Гц) обеспечива-
лись высокими значениями рабочей добротности контура - 200 1/с.
В агрегатах использовался специально разработанный высококачественный унифициро-
ванный ЭГУ сопло-заслонка с пружинной синхронизацией положения золотника УГ-ЗОА, экс-
плуатационные параметры которого существенно превосходили ранее применявшиеся на пред-
приятии типы ЭГУ Так, зона нечувствительности в расходной характеристике не превышала
5% максимального тока управления, линейность характеристики составляла 5...8%. Использо-
вание золотника малого диаметра (5 мм) и оптимизация параметров моста сопло-заслонка по-
зволили уменьшить постоянную времени ЭГУ до 6...7 мс.
Для УГ-ЗОА был разработан и освоен в производстве новый тип электромеханического пре-
образователя ПЭМ-5А, имеющий малые размеры и вес, высокие тяговые свойства и быстро-
действие. Он отличался повышенной надежностью благодаря защите рабочих зазоров от воз-
действия жидкости и температурной стабильностью характеристик.
В УГ-ЗОА были использованы также новые конструкторские и технологические решения - приме-
нены малорасходные сопла с диаметром 0,5 мм, однодиафрагменные балансные дроссели с отверсти-
ями 0,2 мм, давление на входе моста сопло-заслонка стабилизировалось редукционным клапаном.
В целом данный ЭГУ по своим технико-эксплуатационным параметрам и экономичности значи-
тельно опередил свое время и с успехом использовался в целом ряде последующих разработок пред-
приятия. Используется он и в настоящее время, выпускается серийно, технологически хорошо от-
работан. Кроме того, высокая виброустойчивость УГ-ЗОА обеспечила ему базовую область приме-
нения - автономные ЭГСП беспилотных летательных аппаратов с высокими летно-тактическими
характеристиками (крылатых ракет, управляемых ракет классов «воздух-воздух» и «земля-воздух»).
100
1.
2
3,
1 - корпус гидродвигателя; 2 - шток поршня гидродвигателя; 3 - блок дат-
чиков обратной связи; 4 - корпус ЭГУ; 5 - встроенный фильтроэлемент;
6, 15 - синхронизирующие пружины золотника; 7, 14 - балансные дроссе-
ли моста «сопло-заслонка»; 8 - золотник гидрораспределителя; 9 - редук-
ционный клапан; 10, 12 - сопла гидроусилителя; 11 - ЭМП; 13 - заслонка
гидроусилителя.
Рис. 2.4. Функциональная схема и внешний вид агрегата РМ-100.
Функциональная схема агрегата РМ-100 и его внешний вид представлены на рис. 2.4. Кор-
пус гидродвигателя выполнен из легкого алюминиевого сплава АК-6 с твердым покрытием зер-
кала гидроцилиндра. В хвостовике установлен стандартный блок сдвоенных потенциометри-
ческих датчиков перемещения выходного звена ПОС-ЗА на проволочной основе, один из кото-
рых используется в качестве датчика обратной связи основного контура привода, другой - для
телеметрии. ЭГУ устанавливается непосредственно на корпус гидродвигателя и закрывается
защитной крышкой.
В корпусе гидродвигателя размещен индивидуальный фильтроэлемент, штуцеры подачи и
слива, штепсельный разъем для присоединения внешнего электрожгута крепится к корпусу с
помощью кронштейна.
Основные технические характеристики агрегата РМ-100 (для варианта РМ-100-3):
Рабочая жидкость — АМГ-10
Давление подачи, МПа — 20,3 ...22
Давление слива, МПа — 0,1... 0,45
Максимальный ход выходного звена, мм — ±30
Максимальная скорость холостого хода
выходного звена (при токе управления 20 мА), мм/с — 110...150
Зона нечувствительности, мА, не более — 0,6
Смещение нуля, мА, не более — 2
Нелинейность скоростной характеристики, %, не более — ± 10
Максимальное (тормозное) усилие, кгс, не менее — 2500
Напряжение питания ДОС, В — 27 ± 2,7
Активное сопротивление ДОС, Ом — 740 ± 74
Витковая чувствительность, вит./мм, не менее — 10
Активное сопротивление обмотки ЭМП, Ом — 800 ±120
Соединение 2-х обмоток параллельное.
Температурный диапазон применения, °C — -60...+120
Масса с рабочей жидкостью, кг, не более — 4,5
Общий вид агрегата с габаритно-присоединительными размерами показан на рис. 2.5.
Среди наиболее интересных разработок предприятия ПМЗ «Восход» в области электро-
гидравлических следящих приводов следует отметить также приводы системы управления ги-
перзвуковой крылатой ракеты, создаваемой в СССР в середине 80-х гг. КБ «Радуга» под руко-
водством Генерального Конструктора И.С.Селезнева (изделие «Х-90»).
Питание приводов Ц-071 и Ц-072 осуществлялось от топливной системы ракеты, давление
при этом отбиралось от турбонасосного агрегата двигателя, а в качестве рабочей жидкости ис-
пользовалось топливо Т-6.
На гиперзвуковом участке полета внешняя температура у приводов вследствие кинетичес-
кого нагрева конструкции ракеты достигала 400°С, а температура жидкости линейно нарастала
по времени полета до 270°С на конечном участке, что определяло жесткие ограничения на кон-
структивные параметры и технологию следящих гидроприводов. В температурной области, ха-
рактерной лишь для приводов с жидким металлом в качестве рабочей жидкости, необходимо
было обеспечить не только функционирование приводов, но и требуемые статические и дина-
мические характеристики.
Существующие проблемы были успешно решены благодаря специальным схемотехничес-
ким и конструкторским решениям:
102
232
Ia
Рис.2.5. Общий вид агрегата РМ - 100 с габаритно-присоединительными размерами.
• в приводах использовался ЭГУ с упругой механической обратной связью по положению
золотника и стальным корпусом, обладающий высокой температурной стабильностью харак-
теристик и достаточным быстродействием,
• корпус агрегата выполнялся из титанового сплава ВТ 3-1, что обеспечило достаточную
жесткость и прочность при минимальном весе,
• в качестве ДОС применялся термостойкий магнитоэлектрический (индукционный) дат-
чик переменного тока поворотного типа 45Д-20-2,
• использовались усиленные уплотнительные узлы на основе силиконовых резин, практи-
чески исключающие наружные утечки рабочей жидкости, следовательно, опасность пожара или
взрыва.
• электрический усилитель привода имел отрицательную обратную связь по току, компен-
сирующую увеличение активного сопротивления рабочих обмоток ЭМП при нагреве (для мед-
ного провода данное увеличение составляет 40% на каждые 100°С).
Применение в ЭГУ сопел увеличенного до 0,5мм диаметра потребовало разработки нового
усиленного ЭМП, в котором использовались постоянные магниты поляризации из сплава с вы-
сокими значениями точки Кюри (не менее 600°С), особо термостойкий провод ПЭТ-имид 0,12 в
рабочих обмотках, высокотемпературная изоляция выводов на основе стекловолокна и полиамид-
ной пленки (провод ИС-4), термостойкие вилки разъемов. Пайка проводников осуществлялась
припоями на основе серебра, а изоляция катушек с рабочими обмотками ЭМП-слюденитом.
При сборке агрегатов применялись термостойкие клеи (ВК-20МП) и смазки (ВНИИНП-501),
а также защитные лаки. Внешние кожухи ЭГУ и узла ДОС выполнялись из кремнепласта
ПКО-2-2. Элементы конструкции, недостаточно омываемые рабочей жидкостью, снабжались
внешней теплоизоляцией стеклолентой, на агрегат после монтажа на изделии надевался тер-
мочехол.
Особенностью функционирования приводов Ц-071 и Ц-072 являлось наличие 2-х режи-
мов работы. 1-й соответствовал активному маневрированию ракеты при отделении от самолета -
носителя и выходе на траекторию полета, 2-й - крейсерскому режиму.
Функциональная схема агрегатов обоих приводов представлена на рис. 2.6 и является типо-
вой. Особенностью схемы является наличие 2-х электрических датчиков давления ДМ П-250А
потенциометрического типа в полостях гидродвигателя для системы телеметрии, а также встро-
енного в шток поршня шарнирного соединения выходного звена. Это позволяет компенсировать
вертикальные перемещения последнего при работе привода на качалку рулевой поверхности,
поскольку корпус привода закреплен неподвижно.
Технические характеристики электрогидравлического агрегата Ц-071:
Давление питания (разность давлений подачи и слива), МПа
1-й режим - 21
2-й режим - 14,7
Давление слива, МПа
1-й режим - 0,1...0,8
2-й режим - 1,8... 4
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс
1-й режим - 4600...5060
2-й режим - 3200...3520
Максимальное перемещение выходного звена, мм - ± (32...34)
Зона нечувствительности, мА, не более - 2,1
Смещение нуля, мА, не более - 3
104
Рис. 2.6. Функциональная схема агрегата Ц-071 (Ц-072).
о
сл
о
о
J7=E2i
150 max
161 max
M64xl,5
065
235 ±3
Рис. 2.7. Общий вид агрегата Ц-071 с габаритно-присоединительными размерами.
Максимальная скорость перемещения выходного звена
без нагрузки при максимальном токе управления
в параллельно соединенных обмотках ЭМП 30 мА, мм / с
1-й режим - 190
2-й режим - 95
Непроизводительный расход рабочей жидкости, л / мин., не более - 1,7
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 8
Общий вид агрегата Ц-071 с габаритно-присоединительными размерами дан на рис. 2.7.
Агрегат Ц-072 отличается увеличенным выходным усилием и несколько большими разме-
рами и массой.
2.3.2. Электрогидравлические следящие приводы самолетов
Примером реализации электрогидравлического агрегата небольшой мощности в 2-х камер-
ном исполнении может являться рулевая машина РМ-190, разработанная предприятием в се-
редине 70-х гг. и входящая в состав промежуточного следящего привода для управления сило-
вым бустером самолета СУ-27. РМ-190 используется также на всех модификациях самолета
СУ-30.
Функциональная схема агрегата и его внешний вид представлены на рис. 2.8. Питание
агрегата осуществляется от 2-х независимых бортовых гидросистем самолета, при этом ра-
бота в следящем режиме осуществляется от левой камеры (гидросистема II). Правая каме-
ра является резервной (гидросистема I) и используется в случае потери давления в основ-
ной (П-й) гидросистеме. При отказе обоих гидросистем полости гидродвигателей камер
кольцуются и возвратная пружина 6 выставляет выходное звено-качалку 7 в нейтральное
положение.
Включение камер производится электромагнитными клапанами 1 и 8. При срабатывании
последнего поршни гидродвигателя смещаются влево на упор (если нет давления в гидросис-
теме II) и качалка 7 поворачивается против часовой стрелки в крайнее положение.
Нормальная работа осуществляется после включения клапана 1, при этом полости гидро-
цилиндра левой камеры раскольцовываются клапаном 9 и подключаются к выходным магист-
ралям ЭГУ. В агрегате используется отработанная конструктивно и технологически элемент-
ная база - малогабаритный ЭГУ сопло-заслонка с упругой механической обратной связью по
положению золотника (ПМ 15-500), высоконадежные электромагнитные клапаны шариково-
го типа, индукционный датчик обратной связи поворотного действия (45Д-32-2) с высокочас-
тотным питанием.
Основные технические характеристики агрегата РМ-190:
Полный ход выходного звена (качалки), мм Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс, не более Зона нечувствительности, мА, не более Смещение нуля, мА, не более Максимальная скорость выходного звена без нагрузки при подаче тока 10 мА в 2 последовательно соединенные обмотки электромеханического преобразователя ЭГУ, мм/с - 31.5...34 - 300 - 2 - 1 - 33...55
Скорость выходного звена при включении правой камеры, мм/с - 40...60
107
ex
4 5
2
14 13
12 П 10
Рис. 2.8. Функциональная схема и внешний вид агрегата РМ-190.
напор II
напор I
1
слив II
слив Г
1,8 - клапан электрогидравлический;
2 - встроенный фильтроэлемент;
3 - микропереключатель; 4 - ДОС;
5 - шток поршня гидродвигателя;
6 - возвратная пружина; 7 - выход-
ная качалка; 9 — клапан кольцевания;
10 - ЭГУ; 11 - заслонка гидроусили-
теля; 12- ЭМП; 13-соплогидроуси-
лителя; 14-золотник.
Усилие удержания выходного звена в крайнем положении
при выключенных электромагнитных клапанах или
отсутствии давления в гидросистемах, кгс, не менее - 20
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 6
Давление подачи гидросистем, МПа - 27...29,5
Давление слива, МПа, не более - 0,6
Температурный диапазон применения
с рабочей жидкостью АМГ-10, °C - -60...+150
Общий вид агрегата РМ-190 с габаритно-присоединительными размерами дан на рис. 2.9.
В конце 70-х гг. в связи с разработкой тяжелого транспортного самолета АН-124 «Руслан»
был спроектирован и изготовлен мощный электрогидравлический агрегат РМ-400 в составе
следящего привода электродистанционной системы управления интерцепторами. Впоследствии
он использовался также в системе управления самолета АН-225 «Мрия», специально создан-
ного для транспортировки ВКС многоразового использования «Буран».
В агрегате реализован ряд интересных технических решений, впоследствии примененных
и развитых в целом ряде последующих разработок предприятия.
Функциональная схема агрегата изображена на рис. 2.10. Ее особенностями являются:
- использование дифференциального гидроцилиндра, позволившего сократить продоль-
ные размеры агрегата,
- применение вынесенной реечной передачи для привода блока датчика обратной связи и
концевых микропереключателей фиксации положения выходного звена,
- встроенный шарнирный коллектор для подвода жидкости к подвижному (в процессе ра-
боты) агрегату,
- система перевода выходного звена в убранное положение при обесточенном электромаг-
нитном клапане включения,
- наличие клапанов разности давления с целью ограничения его уровня в полостях гидро-
двигателя.
В агрегате применены высококачественные элементы - специально разработанный ЭГУ
сопло-заслонка с упругой механической обратной связью по положению золотника РМ 400-400,
3-х секционный блок потенциометрических датчиков постоянного тока СП 4-8 на основе то-
копроводящей пластмассы, малогабаритный электромагнитный клапан шарикового типа.
Положение элементов агрегата на рис. 2.10 соответствует обесточенному электромагнит-
ному клапану включения И. При этом давление подачи через обратный клапан тарельчатого
типа поступает в правую полость гидроцилипдра и его поршень смещается влево - на уборку.
Скорость смещения ограничивается дросселем. Золотник клапана переключения 14 находится
в крайнем левом положении под действием возвратной пружины. Питание ЭГУ отсутствует, а
его выходной канал отсоединен от правой полости гидроцилиндра.
При включении клапана 11 его якорь смещается влево, давление подачи переводит золот-
ник клапана включения 16 влево, после чего происходит переключение золотника клапана 14 в
правое положение с одновременным открытием обратного клапана и соединением правой по-
лости гидродвигателя с соответствующим выходным каналом ЭГУ. Далее управление агрегата
осуществляется в нормальном режиме от ЭГУ.
В случае падения давления в гидросистеме золотники клапанов 14, 16 возвращаются в
исходное (по схеме) положение даже при включенном клапане И. Под действием внешней
нагрузки со стороны интерцептора самолета поршень смещается на уборку, подпитываясь
жидкостью через обратный клапан. Этот же клапан блокирует возможное смещение поршня
вправо.
109
Рис. 2.9. Общий вид агрегата РМ - 190 с габаритно-присоединительными размерами.
напор
1 - фильтры;
2 - микропереключатель
убранного положения
штока;
3 - реле;
4 - диод;
5 - микропереключатель
ограничения хода
штока;
6 - микропереключатель
выпущенного положения
штока;
7 - датчик обратной связи;
8 - датчик синхронизации;
9 - датчик телеметрии;
10 - гидроцилиндр;
11 - электрогидравлический
клапан;
12 - корпус;
13 - гидроклапаны разности
давления;
14 - клапан переключения;
15-ЭГУ;
16 - клапан включения.
слив
'12
Рис. 2.10. Функциональная схема агрегата РМ-400.
Выходное звено агрегата через зубчатую реечную передачу поворачивает входное колесо
приборного редуктора. На его выходном валу установлен блок датчиков положения (одна из
секций используется в качестве датчика обратной связи контура следящего привода, другая - в
схеме синхронизации положений интерцепторов, третья - в целях телеметрии) и блок кулач-
ков с микропереключателями убранного (2) и выпущенного (6) положения штока, а также ог-
раничения хода штока (5). Последний управляет реле 3, обеспечивающим прохождение сигна-
ла управления в ЭГУ (после срабатывания микропереключателя) для перемещения выходного
звена на полный ход. Расположенный в редукторе диод 4 пропускает сигнал в ЭГУ на уборку
штока при выключенном реле 3.
Колеса редуктора снабжены устройством выборки люфтов.
Основные технические характеристики агрегата РМ-400:
Полный ход выходного звена, мм - 159...161
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене
при давлении питания 21 МПа, кгс
навыпуск - 11420...12420
на уборку - 8880...9680
Максимальная скорость выходного звена
без нагрузки при токе управления 10 мА, мм/с, не менее
на выпуск - 120
на уборку - 110
Давление подачи в гидросистеме, МПа - 20,3...22,0
Давление слива, МПа, не более - 1,5
Температурный диапазон применения, °C - -60...+85
Масса агрегата без рабочей жидкости, кг, не более - 14
Общий вид агрегата РМ-400 с габаритно-присоединительными размерами показан на рис. 2.11.
Апробированные технические решения для агрегата РМ-400 были использованы в даль-
нейшем в агрегате РМ-220М для электродистанционной системы управления интерцепторами
самолетов АН-72, АН-74. Отличие заключалось в типе ЭГУ - использовался ЭГУ сопло-зас-
лонка с пружинной синхронизацией положения золотника УГ-ЗОА, применен гидроцилиндр с
ограниченной дифференциальностыо (с компенсационным штоком), реечная передача полно-
стью закрыта и расположена внутри компенсационного штока, приборные редукторы датчи-
ков положения и кулачков микропереключателей разделены. Мощность и массо-габаритные
параметры агрегата существенно ниже.
Из базовых разработок предприятия ПМЗ «Восход» в области электрогидравлических сле-
дящих приводов и агрегатов следует отметить также привод РМ-120 для электродистанцион-
ной системы управления интерцепторами самолета СУ-24, спроектированный и изготовлен-
ный в конце 60-х гг.
Отличительной особенностью данного привода является принадлежность к относительно
малораспространенному классу приводов с механической обратной связью по положению вы-
ходного звена.
Приводы этого класса активно разрабатывались как в нашей стране, так и за рубежом с
начала 60-х гг. в связи с ограниченной надежностью используемой элементной базы электрон-
ных компонентов на основе транзисторов и простейших однослойных печатных плат, а также
недостаточно отработанной технологии монтажа и настройки электрических усилителей в кон-
туре ЭГСП.
112
Рис. 2.11. Общий вид агрегата РМ - 400 с габаритно-присоединительными размерами.
w
Наряду с электрическими усилителями ограниченной надежностью характеризовались
также датчики обратной связи, особенно магнитоэлектрические (индукционные) ДОС пере-
менного тока с электронной демодуляцией сигналов и специальными фильтрами для защиты
от пульсаций. Выход из строя источников электропитания усилителей и ДОС вызывает немед-
ленный отказ привода в целом. При этом отказ ДОС часто приводит к активному отказу приво-
да с уходом выходного звена в крайнее положение.
В схемах следящих гидроприводов с механической обратной связью из замкнутого кон-
тура полностью исключаются электрические блоки, хотя входной управляющий сигнал ос-
тается электрическим. Это позволяет сохранить гибкость и универсальность электричес-
кой системы управления при уровне надежности, близком к гидромеханическим следящим
приводам.
В приводах с механической обратной связью принципиально необходим электромеха-
нический преобразователь сигналов (из электрических в механические), поскольку сигнал
механической обратной связи - в виде перемещения или усилия - должен алгебраически
суммироваться с входным сигналом аналогичной природы. В большинстве разработанных
схем приводов этого класса имеет место суммирование усилий на якоре ЭМП с усилием
устройства обратной связи. Суммирование перемещений реализовать сложнее ввиду абсо-
лютной малости полных смещений якоря современных быстродействующих ЭМП, обычно
не превышающих 0,1 мм.
К середине 60-х г.г. в нашей стране и за рубежом был разработан ряд образцов сле-
дящих гидроприводов данного класса. Они нашли применение, в частности, на тяжелой
ракете-носителе «Сатурн-5» и ВКС многоразового использования «Спейс шаттл»
(США), на ряде отечественных космических носителей в системах управления векто-
ром тяги и т. п.
Вместе с тем исключение усилителя из контура, как основного элемента регулирова-
ния коэффициента усиления, не позволяет достичь достаточного уровня добротности при-
водов с механической обратной связью, особенно для вариантов замыкания по усилию.
Поэтому данные приводы характеризуются относительно низким быстродействием, что
существенно ограничивает области их применения (например, на самолетах целесообразно
использовать эти приводы в системах механизации крыла, а не в качестве рулевых). Ма-
лая добротность контура обуславливает также наличие нестационарных низкочастотных
подвижек - «вождений» - выходного звена, имеющих случайный характер и обусловлен-
ных шумами гидроусилителей и облитерационными процессами в золотниковых распре-
делителях.
В рассматриваемом ниже приводе РМ-120 удалось обеспечить значение рабочей доброт-
ности около 20 1/с путем оптимизации конструктивных и настроечных параметров, что потре-
бовало проведения специальной НИОКР с участием МАИ.
С другой стороны, таким приводам присущ температурный дрейф нуля, обусловленный
тепловыми деформациями конструктивных элементов узла обратной связи.
Привод РМ-120 обеспечивает выпуск и уборку интерцепторов в пределах 0...45’ в соответ-
ствии с электрическими сигналами от рычага управления в кабине летчика, и фиксацию вы-
ходного звена в убранном положении.
Функциональная схема привода и его внешний вид представлены на рис. 2.12. Обратная
связь реализована типовым (для приводов этого класса) способом - посредством силового воз-
действия на якорь ЭМП, пропорционального смещению выходного звена. В качестве управля-
ющего устройства используется ЭГУ сопло-заслонка с пружинной синхронизацией положе-
ния золотника.
114
1,5 - балансный дроссель гидроусилителя сопло-заслонка; 2 - золотник; 3 - встроенный фильтроэлемент; 4 - дроссель
ограничения давления питания гидроусилителя; 6 - ЭМП; 7, 16 - сопло гидроусилителя; 8 - заслонка; 9 - плунжер
обратной связи; 11 - ламельное устройство; 12 - микропереключатель; 13 - рычаг обратной связи; 14 - выходное звено;
15 - пружины обратной связи; 17 - втулка гидрозамка; 18 - пружина гидрозамка; 19 - клапан переключения гидросис-
тем; 20 - пружина клапана переключения; 22 - сухари гидрозамка.
Рис. 2.12. Функциональная схема и внешний вид привода РМ-120.
Су-24
115
К приводу подключены обе бортовые гидросистемы питания самолета, однако нормальная
работа осуществляется от одной из них (на рис. 2.12 обозначена как первая). Вторая находится
в «горячем» резерве. При падении давления в основной гидросистеме ниже допустимого уров-
ня золотник клапана переключения 19 смещается усилием пружины 20 влево, давление подачи
2-й гидросистемы поступает в полость IV левой камеры гидродвигателя, полость III правой
камеры и правые полости обоих камер соединяются со сливом 1-й гидросистемы. Поршень с
выходным звеном смещается вправо (на уборку) и ставится на гидрозамок.
Выходные каналы В и Г золотникового распределителя 2 соединяются через соответству-
ющие проточки клапана 19 с полостями гидродвигателя правой камеры, одновременно давле-
ние в канале Г поступает в полость левой камеры (правая полость IV при этом соединена со
сливом 2-й гидросистемы). Поэтому усилие на выпуск существенно превышает усилие на уборку.
Сила давления в канале Г смещает втулку 17 гидрозамка, сжимая пружину 18. Втулка освобож-
дает сухари 22, обеспечивая свободное движение штока.
В приводе предусмотрено смещение нуля золотникового гидрораспределителя на уборку штока
при отсутствии электрического управляющего сигнала, когда заслонка гидроусилителя занимает сред-
нее положение. Мост сопло-заслонка питается пониженным давлением, обеспечиваемым дросселем
4 на входе. Механическая обратная связь реализуется с помощью рычага 13, соединенного с выход-
ным звеном 14. Перемещение рычага на малом плече передается на плунжер 9 и размещенные в нем
пружины 15, передающие усилие на заслонку гидроусилителя 8 и соединенный с ней якорь ЭМП.
Поскольку силовой шток 14 привода перемещается только на выход от убранного положе-
ния, в ЭМП подается токовый управляющий сигнал одной полярности. Крайние положения
рычага обратной связи 13 фиксируются с помощью микропереключателя 12 (на выпуск) и ла-
мельного устройства 11 - на уборку.
Основные технические характеристики привода РМ-120:
Рабочий ход выходного звена при управляющем
токе 28 мА в обмотках ЭМП, мм - 40...46
Амплитуда вождения выходного звена около установившегося
положения при частоте не выше 1 Гц, мм, не более - ±0,15
Максимальное усилие на выходном звене
при давлении подачи 20,3...22 МПа, кгс
на выпуск
на уборку
при аварийной уборке
Время перемещения выходного звена на 95% установившегося
значения без нагрузки при токе управления в последовательно
соединенных обмотках ЭМП 28 мА, с, не более
Зона нечувствительности после снятия с замка, мА, не более
Ток начала движения с замка без нагрузки, мА
Усилие удержания гидрозамка, кгс
Давление переключения на 2-ю гидросистему, МПа
Давление подачи в гидросистемах, МПа
Давление слива, МПа
Температурный диапазон применения, °C
Масса привода без рабочей жидкости, кг, не более
4000 ± 10%
2500 ± 10%
1500 ± 10%
0,6
2
1,8 ...4
4000
5...15
20.3...22.0
0,4...0,6
-60...+ 100
7
Общий вид РМ - 120 с габаритно - присоединительными размерами дан на рис. 2.13.
116
76 ±3
не более 126
Рис. 2.13. Общий вид агрегата РМ - 120 с габаритно-присоединительными размерами.
2.3.3. Системы приводов космического корабля
многоразового использования «Буран»
Помимо большого числа разработок электрогидравлических следящих приводов для сис-
тем управления ЛА воздушного применения (пилотируемых ЛА - самолетов, вертолетов, эк-
ранопланов, беспилотных ЛА - ракет классов «земля-воздух», «воздух-воздух», крылатых ра-
кет) на предприятии ПМЗ «Восход» создавались также системы приводов космического при-
менения. Так, в 1966 г. был разработан комплекс приводов для систем управления вектором
тяги 2-й и 3-й ступени тяжелой ракеты-носителя «Протон», включающий в себя изделия 11Л224
(225,226) - приводы как централизованного гидропитания, так и автономного, а также специ-
альные насосные станции. Управление двигателями 2-й ступени осуществлялось комплектом
из 4-х ЭГСП типа РМ-50Б с питанием от общей насосной станции, на 3-й ступени использова-
лись автономные агрегаты АРМ-60Б.
Более чем 35-летний опыт эксплуатации ракеты-носителя «Протон» подтвердил высокие
эксплуатационные качества и надежность указанных изделий. Они выпускаются малой серией
до настоящего времени.
Приводы комплекса 11Л224 (225,226) выполнялись по типовым схемам и с использовани-
ем элементной базы своего времени, они не имеют каких-либо принципиальных особенностей,
за исключением несколько повышенных требований по герметичности и уплотнениям. Поэто-
му их детальное рассмотрение в настоящем пособии опущено.
В конце 70-х гг. высшим руководством СССР было принято решение о разработке отече-
ственной промышленностью пилотируемого космического корабля - воздушно-космического
самолета (ВКС), аналога американского «Спейс шаттл». В связи с данным обстоятельством
предприятию ПМЗ «Восход» было поручено создание всего комплекса приводов рулевой груп-
пы ВКС - приводов корневой и концевой секций элевонов (приводы PC-2, РС-1), привода
руля направления и воздушного тормоза (РС-3) и привод балансировочного щитка - РС-4.
Схема размещения указанных приводов на ВКС «Буран» представлена на рис. 2.14.
Технические задачи такого уровня как предприятием, так и смежными отраслями авиаци-
онно-космической промышленности прежде не решались и соответствующий опыт полностью
отсутствовал. В условиях очень жестких сроков проектирования, проведения необходимых ОКР
и изготовления агрегатов приводного комплекса потребовалось коренное материально-техни-
ческое перевооружение предприятия, оснащение новейшим технологическим и испытатель-
ным оборудованием, внедрение высочайшей культуры производства, оперативное взаимодей-
ствие с предприятиями-смежниками (в основном разработчиками электронных систем).
Создание приводных систем ВКС «Буран» явилось важным историческим этапом в раз-
витии предприятия. В 1986 году был построен новый механический корпус №70, оснащен-
ный специальными станками для изготовления элементов приводов ВКС, созданы изотер-
мические сборочные и испытательные участки, спецлаборатории с климатическим режимом
(температура, влажность, содержание пыли и т.п.), близким к условиям электронной про-
мышленности, установлено высококачественное испытательное оборудование (термобаро-
камеры, вибростенды, центрифуги и т.д.), подготовлены квалифицированные кадры для ра-
боты в новых условиях.
Отличительной особенностью этой работы явилось то обстоятельство, что предприятие
впервые обеспечивало поставки на пусковую площадку космодрома «Байконур» не отдельные
агрегаты рулевой группы, а приводы в целом, укомплектованные электронными блоками, т.е.
сдавало контур. В связи с этим были усилены бригады и подразделения, отвечающие за прием-
ку и входной контроль электроники, ее усовершенствование, а также стыковку и отладку со-
вместно с исполнительными устройствами.
118
Буран
Рис. 2.14. Схема размещения приводов PC - 1, РС - 2 , РС - 3 , РС - 4 на
ВКС «Буран» .
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
1 PCI (ТТМ16+БУК6) Рулевая система концевых элевонов 2
2 РС2 (ПМ17+БУК7) Рулевая система корневых элевонов 2
3 РСЗ (ПМ18+БУК8+ БУК9) Рулевая система руля направления и воздушного тормоза 1
4 РС4 (ПМ19+БУК10) Рулевая система балансировочного щитка 1
119
Большое число необходимых комплектов приводов, высокие требования к качеству продук-
ции обусловили значительную нагрузку на механическое производство предприятия. Сборочный
цех в течение нескольких лет работал без выходных и праздников. Работы на космодроме проводи-
лись вахтовым методом, на «Байконуре» постоянно находились специалисты ПМЗ «Восход».
Успешный испытательный полет ВКС «Буран» в автоматическом режиме в 1988 г. под-
твердил правильность технических решений, заложенных при создании приводных систем, их
высокие статические и динамические характеристики, обеспечившие точную посадку корабля
на конечном участке полета.
Разработка рулевых приводов и систем обеспечения полета для ВКС связана с существо-
ванием ряда специфических проблем:
- совместимость с бортовой цифровой вычислительной машиной (БЦВМ), являющейся
основой пилотажно-навигационного комплекса ВКС,
- минимальное энергопотребление всех систем в условиях дефицита располагаемой мощ-
ности бортовых источников электропитания,
- атипичные условия окружающей среды, в том числе глубокий вакуум (до 10'6 мм. рт.ст.),
широкий температурный диапазон применения (до -150°С на теневом участке орбиты и
+150°С - на освещейном),
- вибрационные и ударные воздействия в широком спектре частот и амплитуд перегрузки
как на участке выведения на орбиту, так и на этапе схода с орбиты и посадки,
- высочайшие требования к надежности бортовых систем и безопасности полета, обеспечива-
емые многоуровневым резервированием исполнительных устройств и источников энергопитания,
- жесткие массо-габаритные ограничения.
Наибольший интерес с точки зрения использованных схемотехнических решений, элемен-
тной базы, статических и динамических характеристик представляют основные приводы руле-
вой группы - приводы PC-1, РС-2 управления концевыми и корневыми секциями элевонов
соответственно, а также привод РС-3 руля направления и воздушного тормоза.
Каждый из указанных приводов включает исполнительное устройство - рулевой агрегат (имею-
щий обозначение ПМ 16 для РС-1, ПМ 17 для РС-2, ПМ 18 для РС-3) и электронную часть - блок
управления и контроля (БУК) с комплектом внутрисистемных соединительных электрожгутов.
Таким образом, контур привода образован комплексом управляющих (БУК) и исполни-
тельных (ПМ) устройств - БУК 6 + ПМ 16 для РС-1, БУК 7 + ПМ 17 для РС-2, БУК 8 + БУК 9 +
+ ПМ 18 для РС-3.
Поскольку система управления ВКС «Буран» электродистанционная, все ее каналы (вклю-
чая приводы) имеют 4-х кратное резервирование.
Каждый из рассматриваемых приводов выполнен по единой 2-х контурной схеме (рис. 4.4) -
замкнутый контур сервопривода, управляющего основным гидрораспределителем силовой ча-
сти, расположен внутри внешнего силового контура. При этом сервопривод 4-х канальный, ре-
зервированный, а силовая часть - одноканальная.
Приводы РС-1, РС-2, включая БУК, схемотехнически одинаковы, а различаются между со-
бой только выходной мощностью, массо-габаритными параметрами, некоторыми характеристи-
ками. На рис. 2.15 представлен внешний вид рулевых агрегатов ПМ 16 и ПМ 17, а на рис. 2.16 -
их функциональная схема.
Гидравлическое питание агрегатов осуществляется от 3-х независимых бортовых гидроси-
стем ВКС (гидросистемы А, Б, В) по принципу замещения с «горячим» резервом. Замещение
обеспечивается автоматическим клапаном переключения 10, срабатывающим при уменьшении
давления подачи основной гидросистемы (система А) ниже определенного уровня. В этом слу-
чае питание осуществляется от резервной системы Б, а при падении давления в ней произво-
дится дальнейшее переключение на систему В.
120
ПМ-17
ПМ-16
Рис. 2.15. Внешний вид агрегатов ПМ-16, ПМ-17.
nd
ND
1, 3, 5, 7 - индукционный датчик обратной
связи основного контура; 2, 4, 6 - встроен-
ный фильтроэлемент; 8,9 - клапан управле-
ния; 10 - клапан переключения гидросистем;
11, 12, 13 - сигнализатор давления; 14, 19,
42,43 - клапан прокачки; 20 - блок гидропи-
тания; 15, 16, 17, 18, 21, 22 - обратный кла-
пан; 23 - клапан кольцевания; 24, 25, 35,
40 - плунжеры гидродвигателей рулевых ма-
шин; 26 - гидроцилиндр коррекции; 27 - кла-
пан коррекции; 28 - индукционный датчик
положения поршня коррекции; 29 - электро-
гидравлический усилитель; 30 - клапан элек-
тромагнитный; 31, 32, 33, 34 - рулевая ма-
шина сервопривода; 36,37,38,39 - индукци-
онный датчик обратной связи сервопривода;
41 - плоский золотник основного гидрорас-
пределителя; 45 - блок управления; 46 - гид-
родвигатель.
Рис. 2.16. Функциональная схема агрегатов ПМ-16, ПМ-17.
Если давление в любой из отказавших гидросистем А и Б восстанавливается, клапан авто-
матически переводит питание приводов на нее (с приоритетом системы А).
Важное значение при этом имеет конструкция клапана переключения, обеспечиваю-
щая минимальные перетечки рабочей жидкости из одной гидросистемы в другую. В ПМ 16,
17 применен переключатель питания золотникового типа с 3-мя парами - по количеству
гидросистем - дублированных обратных клапанов тарельчатого исполнения 15, 16, 17, 18,
21,22, состоящий из 4-х соосно расположенных золотниковых пар. Гидросистемы разделя-
ются буртами золотников указанных пар, имеющих уплотнение типа «плоское фтороплас-
товое кольцо, армированное резиновым кольцом» только по сливным магистралям. При
переключении с одной гидросистемы на другую бурт с данным уплотнением проходит че-
рез ряд отверстий в гильзе клапана, диаметр которых (2,5 мм) меньше ширины плоского
фторопластового кольца.
На рис. 2.16 золотники клапана переключения показаны в положении работы от основной
гидросистемы А.
Надежное функционирование клапана переключения 10 обеспечивается по принципу сер-
водействия управляющими клапанами 8,9, работающими с гидросистемами А и Б. Переключе-
ние на систему В осуществляется непосредственно, силой ее давления под правым торцем кла-
пана переключения.
В связи с тем, что температура окружающей среды при орбитальном полете в тени Земли
может опускаться до -120°С и ниже, для поддержания температурного режима, обеспечиваю-
щего работоспособность уплотнительных узлов (особенно у наружной цилиндровой втулки),
и исключения замерзания рабочей жидкости в агрегатах предусмотрена система ее прокачки.
Жидкость при этом постоянно циркулирует по специальным каналам внутри приводов. Про-
качка обеспечивает прогрев рабочей жидкости за счет ее дросселирования в специальных кла-
панах - клапанах прокачки 14, 19, 42, 43, снабженных набором дросселирующих шайб с не-
большими проходными отверстиями.
Прокачка имеет место только при работе гидросистем в «спящем» режиме, когда все 3 сис-
темы функционируют в энергосберегающем состоянии, поддерживая минимум давления на
уровне 1.2 МПа. «Спящий» режим обеспечивается на этапе вывода ВКС на орбиту с помощью
ракеты-носителя «Энергия», а также на стадии орбитального полета. Выход гидросистем на
штатный режим с давлением 21 МПа осуществляется только на этапе схода с орбиты, атмос-
ферном участке полета и посадке.
На рис. 2.16 положение клапанов прокачки соответствует «спящему» режиму. При подаче
полного давления клапаны переводятся в состояние прекращения прокачки.
Входные фильтроэлементы 2, 4, 6, клапаны управления 8, 9, клапан переключения гидро-
систем 10, клапаны прокачки 14, 19, система обратных клапанов 15...18, 21, 22 конструктивно
входят в состав блока гидропитания 20 агрегата. К нему относятся также дублированные элек-
трические сигнализаторы давления 11...13, формирующие сигналы в систему встроенного кон-
троля БУК.
Давление подачи из блока 20 поступает далее:
- в блок управления 45, включающий 4 рулевые машины 31...34 сервопривода, выпол-
ненные на основе стандартных электрогидравлических модулей для многоканальных резер-
вированных приводов с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению
(см. Главу 5),
- в основной гидрораспределитель 41 на базе высоконадежного плоского золотника с по-
ступательным перемещением кольца,
- на 2 плунжерных клапана прокачки 42,43 с дросселями,
- на клапан разности давлений 44.
123
Кольцо золотника 41 перемещается с помощью поворотного коромысла, на которое опира-
ются оппозитно расположенные плунжеры 24,25,35,40, выполняющие функции поршней гид-
родвигателей рулевых машин (на рис. 2.16 показаны 4 плунжера из 8-ми). К каждой паре плун-
жеров подводится рабочее давление от электрогидравлического усилителя соответствующей
рулевой машины. Угол поворота коромысла измеряется 4-мя датчиками обратной связи 36...39,
каждый из которых обеспечивает замыкание контура канала сервопривода.
При отсутствии давления подачи в блок управления 45 или работе гидросистем в «спя-
щем» режиме гидродвигатели рулевых машин кольцуются клапаном 23 и рабочие полости плун-
жеров 24,25,35,40... соединяются со сливом. Пружины под торцами плунжеров 25,35 развора-
чивают коромысло по часовой стрелке (как показано на рис. 2.16) и кольцо золотника распре-
делителя 41 соединяет линию подачи с левой полостью силового гидроцилиндра 46, а правую
полость - со сливом.
Давление подачи в «спящем» режиме (1,2 МПа) переводит поршень гидродвигателя впра-
во - на уборку - в обогреваемую зону, исключая промерзание штока в теневой части орбиты
ВКС. Одновременно указанное давление подается через клапаны прокачки 42,43 во внутрен-
ние каналы корпуса и полости силового гидродвигателя, обеспечивая необходимый прогрев
блока управления 45 и гидроцилиндра 46.
Клапан разности давлений 44 реализует перепуск рабочей жидкости между полостями си-
лового гидроцилиндра в случае превышения давления в любой из них заданного предельного
уровня.
Каждая из рулевых машин 31...34 содержит миниатюрный ЭГУ 29 с упругой механичес-
кой обратной связью по положению золотника (типа ПМ 15-500), электромагнитный шари-
ковый клапан включения 30, клапан кольцевания 23 и набор элементов системы коррекции
по интегралу от перепада давлений в гидродвигателе канала. В набор входит золотниковый
клапан коррекции 27, гидроцилиндр коррекции 26 с поршнем и гидропружиной, а также ин-
дукционный датчик положения поршня коррекции 28. Работа системы коррекции, обеспечи-
вающей существенную разгрузку от внутренних сил взаимонагружения каналов детально рас-
смотрена в Главе 5.
Поршень силового гидродвигателя перемещает движки 4-х датчиков обратной связи внеш-
него контура 1,3, 5,7, обеспечивающих работу следящего привода в целом.
При подаче полного давления питания на участке схода ВКС с орбиты плунжеры клапанов
прокачки 14,19,42,43 смещаются влево, перекрывая соответствующие магистрали, а поршень
гидроцилиндра коррекции 26 переходит Б нижнее положение вместе с движком датчика 28.
Включение рулевых машин (каналов сервопривода) осуществляется подачей напряжения
на электромагнитные клапаны 30, их якорь с шариками смещается вниз и высокое давление
поступает к ЭГУ, клапану 23 (раскольцовывая гидродвигатели каналов 24, 35, 25, 40...) и под
нижний торец гидропружины гидроцилиндра коррекции 26. В результате корректирующий
поршень вместе с датчиком 28 смещается вверх и занимает среднее положение.
Давление от соответствующего ЭГУ подается к плунжерам гидродвигателей рулевых ма-
шин. Коромысло силового золотника возвращается в нейтральное положение (если отсутству-
ет управляющий сигнал на входах замкнутых контуров каналов) и кольцо золотника 41 разоб-
щает полости силового гидродвигателя с линиями подачи и слива.
Привод готов к работе.
На рис. 2.17 представлена функциональная блок-схема привода в целом, включая БУК,
иллюстрирующая работу привода с сопутствующими системами в замкнутом контуре.
Как указывалось ранее, в состав приводов РС-1, РС-2 входит рулевой агрегат ПМ16Д7 и
электронный блок усиления и контроля - БУК. Последний содержит 4 независимых канала,
как и сервопривод.
124
го
СП
Рис. 2.17. Функциональная блок-схема приводов РС-1 ,РС-2.
Управляющий сигнал в каждый из каналов привода формируется Б ЦВМ летательного аппа-
рата в виде несимметричного ШИМ-сигнала, представляющего собой серии положительных (или
отрицательных, в зависимости от требуемого направления перемещения выходного звена) им-
пульсов различной длительности, следующих с фиксированной частотой около 250 Гц. Таким
образом, максимальная длительность импульса не превышает 0,004 мс (точнее — 4088 мкс). При
такой длительности импульсы сливаются, создавая на входе привода постоянный уровень на-
пряжения соответствующей полярности, равный амплитуде импульсного сигнала - 8 В.
Длительность импульсов определяет величину перемещения выходного звена привода в
замкнутом контуре.
С целью преобразования ШИМ-сигнала в аналоговую форму входная цепь БУК включает
электронный преобразователь «ШИМ-аналог», представляющий собой типовой фильтр Бат-
терворта 3-го порядка с частотой среза 35 Гц и формирующий передаточную функцию вида
1
WJs)-----------------------------------------.
0,111 10‘6 s3 + 0,04664 10‘3 s2 + 9,6 IO’3 s + 1
Аналоговый сигнал с выхода фильтра поступает вместе с сигналами других каналов в кво-
рум-элемент («мажоритар») МСУ, где обрабатывается и передается на вход соответствующего
канала. В сумматор подается наряду с входным сигналом также отфильтрованный сигнал
обратной связи по положению выходного звена привода в виде кворумированного значения
аналогичных сигналов других каналов, поступающего с кворум-элемента МОС. Выделенная
разность усиливается с ограничением по уровню и поступает в сумматор S2 контура сервопри-
вода, где алгебраически суммируется с демодулированными (с помощью фазочувствительных
выпрямителей - ФЧВ, выполненных на базе амплитудных детекторов АД) сигналами индук-
ционных датчиков положения выходного звена сервопривода-коромысла силового золотника
на рис. 2.16, и коррекции по давлению. Результирующий сигнал подается в усилитель мощнос-
ти УМ и далее в управляющие обмотки ЭГУ соответствующего канала.
С целью исключения зоны неопределенности при кворумировании четного числа сигна-
лов в МСУ и МОС поступают для обработки только 3 из 4-х соответствующих сигналов, а 4-й
находится в «горячем» резерве и подключается к голосованию при отказе и отключении любо-
го из основных. Поэтому кворум-элементы имеют дополнительную систему контроля входных
сигналов, основанную на сравнении достоверного значения на их выходе с текущим значением
каждого из сигналов, участвующих в голосовании. В случае отличия, превышающего допусти-
мый порог, соответствующий информационный канал отключается (с формированием сигнала
«Перестройка») и замещается.резервным. Одновременно снимается сигнал «Перестройка» с
данного резервного канала. При последующих отказах перестройка не производится - проис-
ходит переключение отказавшего канала и система контроля блокируется.
Одним из способов решения проблемы энергосбережения бортовых источников электро-
питания ВКС явилась специальная схема питания электромагнитных клапанов включения ру-
левых машин сервоприводов. При этом питание клапана производится от импульсного генера-
тора тока (ИГТ). В момент включения к обмотке клапана подводится полное напряжение бор-
тсети 27 В на короткий промежуток времени (0,05...0,15 с) - режим форсажа. Длительность
данного режима определяется особым устройством - формирователем длительности форсажа
(ФДФ). После этого питание обмотки производится прямоугольными импульсами от специ-
ального мультивибратора со скважностью 2, а интегральное значение тока в обмотке после сгла-
живающего фильтра Ф соответствует току удержания электромагнита клапана. Указанный ток
составляет 50% от форсажного.
126
ИГТ управляется встроенной системой контроля соответствующего канала сервопривода
и в случае индикации отказа подается сигнал на прекращение генерации тока удержания, пос-
ле чего электромагнитный клапан отключает неисправный канал от гидропитания.
Важное значение для цифровых электродистанционных систем управления летательных
аппаратов, в том числе ВКС «Буран», имеет защита от шумовых помех, наводок, случайных
импульсных электрических и электромагнитных воздействий. С этой целью электропитание
наиболее важных в функциональном отношении устройств обеспечивается специальной филь-
трацией. Так, питание микропереключателей 3-х сигнализаторов давления И...13 (рис. 2.16)
осуществляется блоком формирователя питания, содержащим набор фильтров помех и токо-
ограничивающих резисторов, и создающим из 4-х бортовых источников системы электроснаб-
жения ВКС с напряжением 27 В постоянного тока набор 3-х стабилизированных напряжений
для питания микропереключателей сигнализаторов.
Работа системы встроенного контроля ВСК (на рис. 2.17 обозначена как «формирователь
отказа канала») основана на факте превышения сигнала датчика коррекции по давлению за-
данного предельного уровня, что воспринимается как отказ соответствующего канала. Пере-
менное напряжение с вторичной обмотки индукционного датчика коррекции (ДК), пропорци-
ональное отклонению его движка от среднего положения, подается в амплитудный детектор
АД, где преобразуется в постоянное напряжение с амплитудой, равной амплитуде переменного
напряжения с датчика. Полученное напряжение подается в пороговое устройство ПУ с уров-
нем срабатывания 1,5 В. В случае превышения порога формируется сигнал отказа, поступаю-
щий через устройство гальванической развязки (УГР) на элемент временной задержки на ве-
личину t и далее - в запоминающее устройство (У П) и через контактную группу в импульсный
генератор тока на отключение ЭГК и канала сервопривода.
Задержка сигнала отказа на время t повышает помехоустойчивость системы контроля путем
отфильтровывания случайных помех меньшей длительности, а также блокирует срабатывание
системы при кратковременных отказах. Запоминание отказа исключает повторное восстановле-
ние работоспособности канала, если сигнал ДК уменьшится ниже порога настройки ПУ.
Канал может быть введен в работу только после подачи в У П напряжения 27 В, т.е. ручного
включения, или подачи специального внешнего сигнала «Снятие памяти» при наземных про-
верках.
Сигнал отказа с выхода УП подается не только на отключение соответствующего канала
сервопривода, но одновременно формируется команда «Перестройка», поступающая в систе-
мы контроля других каналов, а также через устройство гальванической развязки передается
информация «Исправность канала РМ» в систему бортовых измерений (СБИ), систему уплот-
нения технологической информации (СУТИ) и на контрольно-поверочную аппаратуру (КПА).
Разрешение на прохождение сигнала «Отказ» в системе контроля возможно только при
наличии не менее 2-х из 3-х сигналов «Гидропитание подано» с соответствующих микроперек-
лючателей сигнализаторов давления. Если, например, сигнал поступает только с одного из них,
работа ВСК блокируется.
Другая цепь блокировки системы контроля базируется на исправности других каналов сер-
вопривода. Команда «Перестройка», формируемая при индикации отказа системой контроля
поступает в логическое устройство 3-х других каналов, которое при наличии 2-х из 3-х сигна-
лов (т.е. отказа 2-х соседних каналов) не позволяет отключить контролируемый канал.
От рулевых систем PC-Г, РС-2 в бортовые контрольные системы ВКС передается следую-
щая информация:
- в систему управления об исправности 1, 2,3,4 каналов приводов,
- в систему бортовых измерений и основную систему уплотнения технологической
информации о подаче электропитания всех 4-х каналов привода, подаче гидропитания всех
127
3-х бортовых гидросистем, об исправности всех каналов сервопривода и всех каналов уп-
равляющих сигналов, а также исправности датчиков обратной связи каналов. Дополнительно
передается информация о положении выходного звена привода и аналоговый управляю-
щий сигнал,
- в систему отображения информации поступают данные о положении выходного звена
привода,
- в дополнительную систему уплотнения технологической информации передаются све-
дения по контролю стыковки разъемов.
Рулевые системы сохраняют работоспособность (без изменения характеристик) после
2-х любых последовательных отказов каналов сервопривода, датчиков обратной связи основ-
ного контура, управляющих сигналов и гидропитания при условии безотказной работы взаи-
модействующих систем.
Основные технические характеристики приводов элевонов PC-1, РС-2 (в скобках):
Скорость движения выходного звена при давлении
питания 19... 19,5 МПа при постоянной противодействующей
нагрузке 0 и 60% от максимального усилия (14500... 15500 кгс
для РС-1,15900... 16900 кгс для РС-2) при скорости
изменения ШИМ-сигнала на входе замкнутого контура
2319 мкс/с, мм/с -
Максимальное (тормозное) усилие на выходном
звене при давлении подачи 21,4...22 МПа, кгс -
Максимальный ход выходного звена, мм -
Рабочий ход выходного звена от нейтрального
положения при ШИМ-сигнале на входе
замкнутого контура 4088 мкс, мм
- положительной полярности (на выпуск) -
- отрицательной полярности (на уборку) -
Примечание: За нейтральное положение выходного
звена принимается его положение при входном
ШИМ-сигнале 1184 мкс положительной полярности.
Зона нечувствительности в замкнутом контуре, мкс, не более -
Самопроизвольное перемещение выходного
звена без нагрузки, мм, не более -
Продольный размер в нейтральном положении
выходного звена, мм -
Переключение гидропитания с основной
гидросистемы А на гидросистему Б происходит
при снижении давления в первой до 11,5... 14 Мпа.
В процессе переключения гидросистем допускается снижение
скорости выходного звена (в том числе остановка) под нагрузкой
на время не более 0,2 с.
Перетечки рабочей жидкости из гидросистемы с давлением
20,3...22 МПа в каждую гидросистему с нулевым давлением,
см3 / час, не более -
61...71 (112...136)
24500...26500
(26900...28900)
244...246 (459...461)
76...88 (142...164)
142... 154 (270...292)
32
1,5
982...990
(1512...1523)
128
Внутренние утечки рабочей жидкости при номинальном
давлении в гидросистемах А, Б, В, л / мин, не более
- по гидросистеме А - 3,8 (4)
- по гидросистеме Б - 0,5
- по гидросистеме В - 0,5
Расход рабочей жидкости в режиме прокачки
по гидросистемам А, Б, В, л/мин - 1...1,8
Динамические характеристики:
Фазовый сдвиг не более 15° на частоте 0,5 Гц и 40° на частоте 2 Гц.
Подъем амплитудночастотной характеристики не более 1,5 дБ
на частотах 0,1... 1,5 Гц и 6...20 Гц, 3,5 дБ на частотах 2...5 Гц.
Примечание: Частотные характеристики проверяются при амплитуде
перемещения выходного звена 4 мм (РС-1) и 8 мм (РС-2)
на частоте 0,1 Гц для частотного диапазона 0,1...2 Гц, и амплитуде
2 мм (РС-1) и 4 мм (РС-2) для частотного диапазона 2,5—5 Гц.
Приведенная к выходному звену масса нагрузки, кг - 4500 (3300)
Масса PC без электрожгутов, с рабочей жидкостью,
кг, не более - 98(131)
Коэффициент передачи в замкнутом контуре, мм / мкс - 0,0282 (0,053)
Давление подачи на входе привода, МПа - 20,5...21,5
Давление слива, МПа - 0,2...0,5
Особенностью аэродинамической схемы ВКС «Буран» является совмещение руля направ-
ления на вертикальном хвостовом оперении с воздушным тормозом. При этом руль направления
выполняется из двух половин-створок, каждая из которых управляется отдельным приводом. На
атмосферном участке схода с орбиты створки руля разводятся на определенный угол, создавая
эффект аэродинамического торможения и одновременно обеспечивая курсовое управление ВКС.
В рулевой системе РС-3 конструктивно объединены многоканальные резервированные при-
воды руля направления и воздушного тормоза, имеющие вращательное перемещение выход-
ных звеньев. В качестве гидродвигателей приводов используются аксиально-поршневые гид-
ромоторы, работающие на 4 силовых редуктора с 8 соединительными валами. Указанные ре-
дукторы одновременно являются шарнирными узлами подвески створок рулевых поверхнос-
тей и имеют по 2 выходных звена в виде подвижных колец.
Исполнительная часть привода РС-3 представляет собой рулевой агрегат ПМ-18, функци-
ональная схема которого представлена на рис. 2.18.
В соответствии с ней. агрегат включает в себя две 4-х канальные рулевые машины
(РМ1...РМ8), выполненные по схеме многоканального резервированного привода с жестким
соединением штоков каналов и коррекцией по давлению (как в РС-1, РС-2) и 3-х канальную
силовую часть на основе плоского золотникового гидрораспределителя и гидромотора. Кольцо
каждого золотника перемещаются кулисой, жестко соединенной с выходными звеньями кана-
лов сервопривода. Гидропитание силового канала осуществляется напрямую от соответствую-
щей независимой гидросистемы А, Б или В.
Гидропитание рулевых машин (каналов) сервопривода осуществляется от 3-х независи-
мых бортовых гидросистем А, Б, В по методу замещения с «горячим» резервом. Замещение
гидросистем производится клапанами переключения КПр1 и КПр2, конструктивно отличаю-
щимися от примененных в РС-1 и РС-2. Клапаны переключения работают совместно с систе-
мой дублированных обратных клапанов тарельчатого типа. Надежное срабатывание клапанов
переключения обеспечивается дифференциальными клапанами КД1.
129
№6
М¥
№5
7??5
12
тнз
ftp
НФ
77?
25
26
3
S
I
о
£
Рсл
24
РАВ-
рта-
Же
23 22
н
аж?
и
33
sass
выход на
редуктор Р-35
3
2
1
13
14
15
16
17
18_
19
20
27^
28 ]
29
30
зГ
32
3
X
ю
М
CQ
U
g
гидросистема В гидросистема Б гидросистема А
Рис. 2.18. Функциональная схема агрегата ПМ-18.
I
&
1, 2, 6, 33 - обратный клапан; 3, 24,27, 30 - фильтр;
4, 15, 26, 29, 32 - сигнализатор давления; 5 - основ-
ной гидрораспределитель; 7 - клапан включения;
8 - электромагнитный клапан; 9 - предохранитель-
ный клапан; 10 - дренажная полость; И - электро-
механический преобразователь; 12-электромагнит-
ный клапан; 13 - электрогидравлический усилитель;
14 - микропереключатель сигнализатора давления и
системы контроля; 16 - стопор; 17 - клапан разности
давления; 18 - фрикционный пакет; 19 - индукцион-
ный датчик обратной связи канала сервопривода;
20- клапан кольцевания; 21 - дифференциальный
клапан; 22, 23 - клапан переключения гидросистем;
25, 28, 31 - клапан прокачки; РМ1...РМ4 - рулевые
машины сервопривода (руль направления); РМ5...РМ8 -
рулевые машины сервопривода (воздушный тормоз);
БР1...БРЗ - блок распределения (руль направления);
БР4...БР6 - блок распределения (воздушный тормоз);
МФ - муфта тормозная; М - гидромотор.
Сигнализаторы давления ВР1 установлены на входе каждой из гидросистем. В агрегате
также предусмотрена система прокачки рабочей жидкости в «спящем» режиме работы борто-
вых гидросистем. Клапаны прокачки КД2 не имеют встроенных дросселей, дросселирование и
разогрев жидкости осуществляется на кромках буртов указанных клапанов.
Гидромоторы совмещены с тормозными фрикционными муфтами, управляемыми давле-
нием в рабочих камерах гидромотора. Дренаж всех гидромоторов частично соединен со сли-
вом, частично объединен в общую камеру, снабженную предохранительным клапаном.
Питание золотника основного гидрораспределителя подается после включения электро-
магнитного клапана КЭ. Якорь с шариками смещается вниз и давление подачи поступает под
торец клапана включения КВк, переводя его влево и открывая доступ высокого давления через
обратный клапан КОЗ в центральное отверстие кольца золотника. Одновременно срабатывает
микропереключатель сигнализатора давления ВР2 «питание подано».
Давление жидкости в камерах гидромоторов растормаживает фрикционные муфты МФ,
вращение валов через редуктор руля направления или, соответственно, воздушного тормоза
(работающие по принципу суммирования скоростей каналов силовой части) передается далее
на суммирующий планетарный редуктор и далее - на редуктор Р-35 створок руля направле-
ния. Приборные безлюфтовые редукторы воздушного тормоза и руля направления обеспечи-
вают поворот индукционных датчиков обратной связи, через которые производится замыка-
ние контура соответствующего привода.
Конструкция рулевой машины существенно отличается от используемой в приводах РС-1,
РС-2, хотя многональный сервопривод РС-3 также относится к классу резервированных при-
водов с жестким соединением штоков и коррекцией по интегралу от перепада давлений в гид-
родвигателе канала. Гидроцилиндр выполнен подвижным и может перемещаться относитель-
но корпуса РМ под действием перепада давлений на поршне со скоростью, пропорциональной
данному перепаду. В гидроцилиндре размещены обмотки индукционного датчика положения
поршня, а якорь датчика закреплен на поршне. Тогда перемещение якоря относительно обмо-
ток (т.е. сигнал обратной связи) равно алгебраической сумме относительного смещения порш-
ня в гидроцилиндре и переносного смещения самого гидроцилиндра с поршнем в корпусе РМ.
Последнее представляет собой сигнал коррекции по давлению.
При подаче команды на включение канала с помощью электромагнитного клапана КЭ1
давление подачи от гидросистемы поступает в ЭГУ, на клапан кольцевания КК (полости гидро-
двигателя разобщаются) и под верхний торец иглы клапана разности давлений КДЗ. Игла осу-
ществляет фиксацию гидроцилиндра канала относительно корпуса РМ, воздействуя на него
через пакет фрикционных прокладок. Одновременно под торцы подвижных гильз клапана КДЗ
подаются полостные давления из гидроцилиндра. При достижении определенного перепада
указанных давлений гильзы смещаются вверх, поднимая иглу и освобождая гидроцилиндр для
относительного перемещения в корпусе. Таким образом создается необходимый порог сраба-
тывания коррекции по давлению (см. Главу 5).
Давление подачи одновременно поступает под плунжер сигнализатора давления ВРЗ и че-
рез поворотное коромысло вызывает срабатывание микропереключателя SP «питание канала
подано».
Величина относительного смещения гидроцилиндра рулевой машины относительно корпу-
са (т.е. уровень сигнала коррекции по давлению) является критерием возникновения отказа. Если
это смещение превысит допустимый предел, стержень стопора СТ сместится вверх, повернет ко-
ромысло и отключит микропереключатель SP. Система контроля зафиксирует отказ канала.
Функциональная блок-схема привода РС-3 вместе с БУК дана на рис. 2.19. Она соответ-
ствует как приводу канала воздушного тормоза, так и руля направления, поскольку оба канала
выполнены идентично, а электронные блоки БУК 8 и БУК 9 совершенно одинаковы.
131
GO
ЬО
Рис. 2.19. Функциональная блок-схема привода РС-3.
Сравнивая рис. 2.17 и рис. 2.19, нетрудно убедиться в тождественности основных функцио-
нальных цепей, входящих в БУК 6, БУК 7, БУК 8 и БУК 9. Это относится к цепи прохождения
управляющих сигналов и сигналов обратной связи сервопривода и основного контура, формиро-
вателю питания электромагнитного клапана включения рулевой машины сервопривода, встро-
енной системе контроля («формирователю отказа канала»), формирователю питания микропе-
реключателей сигнализаторов давления в гидросистемах А, Б, В. Добавлен формирователь пита-
ния электромагнитного клапана включения силовой части (ЭГК ГМ), т.е. клапана подачи пита-
ния в золотник основного гидрораспределителя, запитывающийся отфильтрованным напряже-
нием с формирователя контрольного питания (ФКП ЭГК ГМ). Микропереключатели сигнали-
затора давления «Гидропитание подано» и системы контроля «Отказ РМ» питаются от независи-
мых формирователей питания. Напряжение с ФКП ЭГК ГМ подается в цепь микропереключате-
ля системы контроля через устройства согласования (УСГ). Все используемые формирователи
питания выдают на выходе набор отфильтрованных стабильных напряжений даже при наличии
на входе только одного (из 4-х) источников бортовой электросети ВКС «Буран».
Вся необходимая информация о наличии гидро - и электропитания, состоянии каналов
сервопривода, исправности управляющих сигналов и сигналов обратной связи, о положении
выходного звена и отказах передается в бортовые контрольные и технологические системы (СУ,
СБИ, СОИ, основную и дополнительную СУТИ) корабля, как и в приводах РС-1, РС-2.
Рулевая система РС-3 по обоим каналам (PH и ВТ) сохраняет работоспособность (с изме-
нением характеристик) после 2-х любых последовательных отказов каналов сервопривода, дат-
чиков обратной связи основного контура, управляющих сигналов и гидропитания при условии
безотказной работы сопутствующих систем.
Основные технические характеристики РС-3 для каналов PH и ВТ:
Скорость вращения выходных валов PH при скорости
изменения управляющего сигнала 2668 мкс/с в режиме
холостого хода, противодействующей нагрузке
7,1кгсмили помогающей нагрузке3,2кгсм,об./мин - 1905±127
Скорость вращения выходных валов ВТ при скорости
изменения управляющего сигнала 284 мкс /с в режиме
холостого хода, противодействующей нагрузке 31 кгс м
или помогающей нагрузке 13,9 кгс м, об./мин - 381±76
Максимальный (тормозной) момент на выходных
валах при давлении подачи 21.4...22 МПа, кгс м, не менее
для PH - 11,8
для ВТ - 43,1
Максимальный действующий момент от внешней
нагрузки, удерживаемый выходными валами, кгс м - 21
(на каждый выходной вал)
Угол поворота выходных валов от среднего
положения при управляющем сигнале 4088 мкс
положительной и отрицательной полярности, об
для PH (соответственно по и против часовой стрелки) - 48,7±2,4
для ВТ (по часовой стрелке для правого вала и
против часовой стрелки - для левого) - 92±4,6
Примечание: В режиме ВТ управляющий ШИМ-сигнал
отрицательной полярности отсутствует.
133
Зона нечувствительности в режиме
PH и ВТ, мкс, не более -
Давление переключения с гидросистемы А
на гидросистему Б, МПа -
Время переключения гидросистем, с, не более -
Расходы рабочей жидкости в режиме прокачки
при давлении 1,2... 1,3 МПа и температуре
жидкости - 8...-10 град. С, л /мин.
по гидросистеме А -
по гидросистеме Б -
по гидросистеме В -
Динамические требования:
Фазовый сдвиг канала PH на частоте 0,5 Гц не более 16°
при работе всех гидросистем, на частоте 2 Гц - не более 45°.
Фазовый сдвиг канала ВТ на частоте 0,5 Гц - не более 60°.
Подъем амплитудно-частотной характеристики канала PH
не более 1,5 дБ на частотах 0,1...1,5 Гц, 3,5 дБ на частотах 2...5 Гц.
Подъем АЧХ канала ВТ в диапазоне частот 0,1...20 Гц - не более 1,5 дБ.
Амплитуды выходного сигнала при измерении частотных характеристик
составляют ± 760° в диапазоне 0Д...2 Гц (канал PH) и ± 305°
в диапазоне 2,5...2О Гц (канал PH) и диапазоне 0,1...20 Гц (канал ВТ).
Угловой люфт, приведенный к выходным
валам, град, не более -
Коэффициент передачи в замкнутом
контуре, град. / мкс
по каналу PH -
по каналу ВТ -
Масса РС-3 с рабочей жидкостью без
жгутов и редукторного комплекса, кг, не более -
При падении давления подачи всех 3-х гидросистем до 5...7 МПа
выходные валы каналов PH и ВТ стопорятся. Моменты инерции
нагрузки на каждом выходном валу - 0,115±0,005 кгс см с2.
24
10,0±30
0,2
0,6...1,4
2,05...2,85
2,6...3,4
25,4
4,266±0,3413
8,075±0,646
275
Внешний вид агрегата РС-3 представлен на рис. 2.20.
Рулевая система РС-4 управления балансировочным щитком ВКС «Буран» включает ис-
полнительное устройство - 3-х канальный гидромоторный рулевой агрегат ПМ 19 и 4-х ка-
нальную электронную часть (БУК 10).
Выходные валы гидромоторов подключены к суммирующему силовому редуктору и далее -
к 4-м силовым редукторам Р-36, являющимся одновременно узлами подвески створок балан-
сировочного щитка ВКС. Гидромоторы совмещены с тормозными фрикционными муфтами,
освобождающими выходной вал гидромотора при подаче давления в канал. Каждый из 3-х ка-
налов агрегата питается от отдельной независимой бортовой гидросистемы А, Б или В.
Каналы снабжены клапаном прокачки, клапаном включения питания (с управлением от
шарикового электромагнитного клапана), сигнализатором давления. Сервопривод в РС-4 от-
сутствует, а рулевая система работает в релейном режиме. Управление гидромотором осуще-
ствляется с помощью цилиндрического золотника с центрирующими пружинами (клапана
реверса), снабженного датчиком положения - датчиком направления вращения вала гидро-
мотора.
134
Рис. 2.20. Внешний вид агрегата ПМ-18.
В свою очередь клапан реверса управляется малогабаритным ЭГУ с упругой механической
обратной связью типа ПМ 15-500 (аналогичные ЭГУ применены также в РС-1, РС-2, РС-3).
Ток управления в обмотках электромеханического преобразователя ЭГУ может принимать либо
нулевое, либо максимальное значение соответствующей полярности.
Суммирующий силовой редуктор имеет выход на безлюфтовой приборный редуктор, пе-
ремещающий движки 4-х индукционных датчиков положения выходного звена (обратной свя-
зи). Сигналы 3-х из них поступают в соответствующие каналы БУК, управляющие тремя фун-
кциональными каналами рулевого агрегата ПМ 19.4-й канал БУК сформирован искусственно
и является модельным. Для своей работы он использует сигнал 4-го датчика обратной связи.
Функциональная блок-схема РС-4 вместе с электронной частью в своей основе базируется
на схемотехнических решениях, использованных в рулевых системах РС-1, РС-2, РС-3. Отли-
чие заключается в отсутствии 2-го сумматора для сервопривода и наличии релейного усилите-
ля с зоной нечувствительности перед усилителем мощности. Электрогидравлический клапан
включения канала также питается импульсным формирователем питания с форсажом, а на-
пряжение на контакт микропереключателей сигнализаторов давления каналов подается от спе-
циального формирователя питания (см. выше).
Встроенная система контроля в основном соответствует использованной ранее. При этом
сигнал отказа формируется в результате сравнения достоверного значения выходного напря-
жения с усилителя мощности (входного напряжения в ЭГУ), полученного в результате квору-
мирования 3-х указанных напряжений с функциональных каналов и 4-го напряжения с мо-
дельного канала БУК, с предварительно обработанным сигналом датчика направления враще-
ния вала гидромотора и текущим значением выходного напряжения с усилителя мощности
данного канала.
Логическая обработка всей указанной информации позволяет надежно индицировать от-
каз как функциональных, так и модельного канала с последующим отключением. Отказ и от-
ключение функционального канала обуславливает снижение скорости на выходе силового ре-
дуктора на 1/3.
Если система контроля определяет отказ и выдает команду на отключение неисправного
канала, информация об отказе помимо бортовых контролирующих систем (СБИ, СУТИ, КПА)
поступает на логические элементы блокировки контроля в виде команды «перестройка», а так-
же в цепь отключения входного сигнала данного канала в кворум-элемент ВСК.
2.4. Моделирование типового ЭГСП в программной среде MATLAB
Комплекс программного обеспечения для персональных ЭВМ, используемых в конструк-
торских бригадах и расчетно - исследовательских отделах предприятия ПМЗ «Восход» включа-
ет современные и высокопроизводительные программные средства для расчета и моделирования
не только основных функциональных элементов приводов, например, ЭГУ (см. раздел 1.4.3), но
и приводов различных типов в целом с учетом действующих нагрузок и набора эксплуатацион-
ных факторов.
Представленная ниже математическая модель типового электрогидравлического следяще-
го привода с дроссельным регулированием скорости предназначена для изучения влияния кон-
структивных и режимных параметров основных узлов привода, в частности - электрогидрав-
лического усилителя (ЭГУ), на его статические и динамические характеристики.
Рассматриваемый привод относится к классу ЭГСП небольшой мощности, аналогичному
приводу с агрегатом РМ-100 (см. раздел 2.3.1), но вместо ЭГУ сопло-заслонка с пружинной
синхронизацией положения золотника (ЭГУ-1, вариант У Г-30 А) в нем используется ЭГУ со-
пло-заслонка с упругой механической обратной связью по положению золотника - ЭГУ-2.
136
Модель ЭГСП реализована в среде интегрированной системы MATLAB 5.3 с использова-
нием пакета моделирования динамических систем Simulink 4.0.
Список использованных в структурных схемах параметров модели:
Ар - эффективная площадь поршня гидроцилиндра, As - площадь отверстия сопла гидроуси-
лителя, Azol - площадь торца плунжера золотника, Bvf — коэффициент вязкого трения в золотнике
и гидроцилиндре (в разных подблоках модели), Сетр - жесткость подвески якоря электромеха-
нического преобразователя, Cfb - жесткость пружины обратной связи в ЭГУ, Cgdz - жесткость
гидродинамической силы воздействия струй жидкости на плунжер золотника, Ds - диаметр сопла
гидроусилителя, DZemp - коэффициент демпфирования колебательного звена электромеханичес-
кого преобразователя, Dzol - диаметр золотника, Е - объемный модуль упругости жидкости, Fgz -
гидродинамическая сила воздействия струй жидкости на плунжер золотника, Ffb - сила воздей-
ствия пружины обратной связи, Fhg, Fhd - гидродинамическая сила воздействия струй на заслон-
ку ЭГУ (в различных подблоках модели), Fms -сила тяги электромагнита, Fo - внешняя сила воз-
действия на золотник или поршень гидроцилиндра (в различных блоках), Fp, Fy - сила от перепа-
да давления на торцах золотника или на поршне гидроцилиндра (в различных блоках), G - гидрав-
лическая проводимость дросселя, h - смещение заслонки на линии сопел, Iu - ток в обмотке элект-
ромеханического преобразователя, Ki, К2 - коэффициенты в эмпирическом выражении для расче-
та гидродинамической силы реакции струй на заслонку [4]:
(1+52) z ч 4-(Д2-<52)
К1 = 9----(, К2 = КК2 -(Pk-Pr), где КК2 = ----—L—------,
(1 + Д2) V ' (1 + Д2)-(1 + Д2+у2)-2о
Keds - коэффициент противоЭДС в обмотке электромеханического преобразователя, Kfi - ко-
эффициент тяговой характеристики электромеханического преобразователя, Kqh - коэффи-
циент усиления гидроусилителя «сопло-заслонка» по расходу
Kqh = KKqh• JPk-Pr , где KKqh =--------5°.— =, Go = 0.71n-Ds Zo- I— ,
Zo-(l+j82)--y/l+Д2+у2 VP
Kqp - коэффициент скольжения выходного расхода гидроусилителя под нагрузкой
Kqp =
ККдр
\jPk-Pr
, где KKqp =
Со-(1 + Д2+Г2)3'2
4-у2-(1+Д2)
Kqs - постоянный сомножитель в выражении величины расхода, потребляемого ЭГУ,
Kqs = Go-(l + 02 +у2) ,
Kos - коэффициент позиционной обратной связи привода, Ku - коэффициент усиления электрон-
ного усилителя привода, Pl, Р2 - давления в полостях гидроцилиндра, Pith, P2th - входное и
выходное давления золотникового дросселя, Pd - перепад давления на поршне гидроцилиндра, Рк -
давление на входе в гидроусилитель, Рг - давление на выходе привода, Ps - давление на входе в
привод, Ру - перепад давления на торцах золотника, Qi, Qcl - расход, входящий в первую полость
гидроцилиндра (в различных подблоках),Q2, Qc2 - расход, выходящий из второй полости гидро-
цилиндра (в различных подблоках), Qd - выходной расход золотникового гидрораспределителя,
Qin - расход жидкости, потребляемый гидроусилителем или золотниковым гидрораспределите-
лем (в различных подблока^), Qthl...Qth4 - расходы жидкости, протекающие через золотниковые
дроссели, R - активное сопротивление электрической цепи управления электромеханического пре-
137
образователя, Temp - постоянная времени колебательного звена механической системы электро-
механического преобразователя, Ti — постоянная времени апериодического звена электрической
цепи обмотки управления электромеханического преобразователя, V, V_1 - скорость перемещения
поршня (в различных блоках), Vc - объем торцевой камеры золотника или полости гидроцилиндра
(в различных блоках), U - напряжение, подаваемое на обмотки электромеханического преобразо-
вателя, Ucom - управляющее напряжение следящего привода, Ueds - противоЭДС в обмотке уп-
равления электромеханического преобразователя, Umax - максимальное напряжение на выходе
электронного усилителя, Uoc - напряжение в цепи обратной связи привода, Y, Yp - положение
поршня привода (в различных блоках), Ycom - требуемое положение поршня привода, X, Xz -
смещение плунжера золотника (в различных блоках), Хе1 - перекрытие первого золотникового
дросселя, Zo - значение зазора между соплом и заслонкой при нейтральном положении последней.
Общая структурная схема модели привода показана на рис. 2.21 а). Она состоит из следую-
щих функциональных блоков: электронного усилителя (блок ‘El. Amplifier_S’). электрогидрав-
лического усилителя (блок ‘EHSV2_1 ’), золотникового гидрораспределителя (блок ‘Spool Valve2’),
гидроцилиндра (блок ‘Cylinderl_l’) и блока типовых нагрузок (блок *Load3’). Структурная схе-
ма содержит также служебные блоки генераторов сигналов и блоки, задающие давления питания
привода и гидроусилителя.
На рис. 2.21 б) показана структура математической модели электрогидравлического уси-
лителя. Она состоит из трех маскированных блоков: электромеханического преобразователя
(блок ‘ЕМТ2’), гидравлического усилителя «сопло-заслонка» с упругой обратной связью с зо-
лотника на заслонку (блок ‘Hydraulic Amplifier_2’) и блока типовых нагрузок, используемого
для моделирования движения плунжера золотника (блок ‘Load3_EHSV’).
Использованная блочная структура модели привода и ЭГУ упрощает процесс модифика-
ции модели при изменении поставленной в исследовании задачи и связанной с этим необходи-
мой степени детализации математического описания физических процессов и связей.
Структурная схема модели электромеханического преобразователя показана на рис. 2.21 в).
Входными переменными модели ЭМП являются управляющее напряжение U, сила упругости
пружины обратной связи Ffb и гидродинамическая сила реакции струй на заслонку Fhg, струк-
турной выходной переменной принято смещение заслонки h. Кроме того, в качестве справоч-
ного выходного параметра выведен ток в обмотке преобразователя Iu.
Входными переменными основного блока гидроусилителя являются смещение заслонки
h, смещение плунжера золотника X, а также скорость его движения V. При выбранном функци-
ональном разбиении модели ЭГУ структурно необходимыми выходными переменными при-
няты сила от перепада давления на торцах золотника Fy, сила, развиваемая пружиной обрат-
ной связи Ffb, и гидродинамическая сила реакции струй на заслонку Fhd. Структурная схема
модели гидроусилителя показана на рис. 2.21 г).
В рассматриваемом гидроусилителе вследствие воздействия упругой обратной связи, ох-
ватывающей контур, нелинейности его гидравлических характеристик оказывают слабое вли-
яние на выходные характеристики ЭГУ. Учитывая это, при описании гидроусилителя его обоб-
щенная гидравлическая характеристика принимается линейной, т.е. представлена в виде се-
мейства параллельных наклонных прямых. Предусмотрена возможность контроля, в случае
необходимости, величины потребляемого гидроусилителем расхода Qin.
В качестве модели выходной механической системы гидроусилителя используется блок
типовых нагрузок ‘Load3’, описанный ранее в разделе 1.4.3, посвященном моделированию ра-
боты ЭГУ-1. Входными переменными этого блока являются сила от перепада давления на тор-
цах золотника Fp и внешняя сила Fo, в качестве которой выступает сила гидродинамического
воздействия потоков золотника на его плунжер Fgz. Выходными переменными являются сме-
щение X и скорость перемещения V золотника.
138
Un.O^fWfatarFo
Структурная схема модели дроссельного электрогидравлическога привода
Структурная схеме модели электрогидравлического усилителя "сопло-заслонка*
с упругой связью с золотника на заслонку (блок "EHSV2_1")
Структурная схема модели электромеханического преобразователя (маскированный блок "ЕМТ2")
Структурная схема модели гидравлического усилителя (маскированный блок "Hydraulic АптрМ1ег_2")
Рис. 2.21.
139
Представленная математическая модель ЭГУ учитывает следующие особенности его работы:
- динамическое запаздывание, вносимое индуктивностью обмоток электромеханического
преобразователя,
- наличие противоЭДС в электромеханическом преобразователе,
- колебательное динамическое звено механической системы электромеханического пре-
образователя,
- силовое действие пружины обратной связи как на заслонку, так и на плунжер золотника,
- силовое воздействие струй, вытекающих из сопел, на заслонку гидроусилителя,
- возможный упор заслонки в сопла,
- наличие собственного нерегулируемого сопротивления сопел,
- влияние давления питания на характеристики гидроусилителя,
- сжимаемость жидкости в торцевых камерах золотника,
- инерционную массу плунжера золотника,
- вязкое трение в золотнике,
- сухое трение в золотнике с учетом явления «зависания» плунжера на этом трении,
- силовое гидродинамическое воздействие потоков жидкости в золотнике на его плунжер,
- ограничение хода плунжера золотника из-за упоров.
Структурная схема модели электронного усилителя-сумматора с датчиком позиционной об-
ратной связи показана на рис. 2.22 а). В этом блоке вычисляется также величина требуемого поло-
жения выходного звена привода Ycom, удобная для анализа работы следящей системы привода.
Схема модели золотникового гидрораспределителя представлена на рис. 2.22 б). Эта мо-
дель описывает четыре гидравлических дросселя, соединенных в мостовую схему. Кроме того,
в показанной на рисунке модели гидрораспределителя представлен простейший вариант опи-
сания гидродинамической силы воздействия потоков жидкости на плунжер золотника Fgz. В
структурной схеме модели предусмотрена возможность получения величины потребляемого
гидрораспределителем расхода жидкости Qin.
Структурная схема модели золотникового дросселя показана на рис. 2.22 в). В ней зависи-
мость гидравлической проводимости дросселя G от его открытия Xth = (X-Xel) задается таб-
лично в стандартном блоке ‘Look-Up Table’. Такой подход позволяет использовать как расчет-
ные дроссельные характеристики (см. раздел 1.2.3), так и наиболее достоверные нелинейные
характеристики золотниковых дросселей, полученные экспериментально.
Модель гидроцилиндра, структурная схема которой показана на рис. 2.22 г), описывает про-
цесс формирования полостных давлений Р1 и Р2 как результат сжатия жидкости в соответ-
ствии с законом Гука. При этом изменения полостных объемов при смещении поршня не учи-
тываются. Полученные интегрированием полостные давления ограничиваются физически кор-
ректной областью положительных значений.
Динамическая система нагруженного поршня гидродвигателя моделируется с помощью
блока типовых нагрузок ‘ЬоабЗ’(рис. 2.21 а), позволяющего учесть все типовые нагрузки при-
вода: инерционную и шарнирную нагрузку, сухое и вязкое трение, а также упор поршня в стен-
ку цилиндра. Входными переменными этого блока являются сила от перепада давления на пор-
шне гидроцилиндра Fp и внешняя сила Fo, необходимая для организации некоторых числен-
ных экспериментов. Выходными переменными являются смещение Y и скорость перемещения
V выходного звена привода. Как уже было сказано выше, структура этого блока описана в раз-
деле, посвященном математическому моделированию работы ЭГУ «сопло-заслонка» статичес-
кого типа. Принятая модель силовой динамической системы привода предполагает жесткое
крепление гидроцилиндра на основании и жесткое соединение нагрузки со штоком привода. В
каталоге моделей, используемых на предприятии, имеются также модели, учитывающие упру-
гость указанных конструктивных элементов.
140
Структурная схема модели усилителя*сумматора (маскированный блок "В. Amplifiers")
Структурная схема модели золотникового гидрораспределителя
Структурная схема модели золотникового дросселя (блоки "G1"..."G4")
Структурная схема модели гидроцилиндра (маскированный блок "CylinderM")
141
В целом представленная математическая модель ЭГСП учитывает следующие процессы и
особенности его работы:
- ограничение величины выходного напряжения электронного усилителя,
- все основные особенности работы электрогидравлического усилителя «сопло-заслонка»
с упругой обратной связью с золотника на заслонку (перечислены выше),
- одновременную работу всех четырех дросселей в золотниковом гидрораспределителе,
- ограничение величины расхода жидкости, пропускаемого через золотниковые дроссели,
вызванное размерами их окон, и другие нелинейности характеристики гидравлической прово-
димости этих дросселей,
- наличие перекрытий золотниковых дросселей в гидрораспределителе,
- силовое воздействие потоков жидкости, протекающих через золотник, на его плунжер,
- процессы формирования давлений упругой жидкости в полостях гидроцилиндра,
- влияние давления питания на характеристики золотникового гидрораспределителя,
- инерционную массу поршня и нагрузки привода,
- вязкое трение в гидроцилиндре и нагрузке привода,
- сухое трение в гидроцилиндре и нагрузке привода с учетом явления «зависания» выход-
ного звена привода на этом трении,
- шарнирную (позиционную) нагрузку привода,
- ограничение хода выходного звена привода из-за упора поршня в стенки гидроци-
линдра.
Ниже представлен пример расчета характеристик электрогидравлического следящего при-
вода на основе предлагаемой модели.
Исходные данные при моделировании:
Электронный усилитель и датчик обратной связи привода: Ku = 9 В/В; Kos = 150 В/м;
Umax = 15 В.
Электромеханический преобразователь: Kfi = 70 Н/А; Keds = 65 В-с/м; R = 800 Ом; И = 10'3 с;
Сетр = 1.36-104 Н/м; Тетр = 0,3-10’3с; DZemp = 0,2.
Гидравлическая система гидроусилителя: Ds = 0,4-10'3 м; Zo = 0,4-10’4 м; £ = 0,578; у = 2,64;
Dzol = 5-103 м; Cfb = 3,28103 Н/м; Vc = 1,5-106 м3; Pk = 28-Ю6 Па; Рг = 106 Па; Е = 109 Па; р = 880 кг/м3,
(производные параметры, полученные на основании исходных,: As = 1,257-Ю'7 м2;
Go = 1,7-10’9 м3’5-кг°’5/с; 5 = 0,284; К1 = 0,81 Н/(Па- м2); КК2 = 0,229-Ю4 м1; Azol = 1,96-105 м2;
KKqh = 1,11-Ю’5 м3/(с-Н05); KKqp = 1,091О'9 м3-5-кг‘°-5/с; Kqs = 5,9-Ю10 м3-5-кг°-5/с).
Механическая система гидроусилителя: Ml = 4-10‘3 кг; Czol = 0; Bvf = 3,5 Н-с/м; F_fs = 2,5 Н;
F_fk = 2,5 Н; Ymax = 5-104 м; Ymin = -5-104 м.
Золотниковый гидрораспределитель: зависимость гидравлической проводимости дроссе-
лей от их открытия G = f(Xth) задана таблично, при этом максимальному открытию дросселя
(Xth)max = 4-10’4 м соответствует максимальная проводимость Gmax = 27,6-10'9 м3/(с-Па0,5);
Хе1 = Хе2 = ХеЗ = Хе4 = 15-Ю’6 м; Cgdz = 1,5-10’4 Н/м.
Гидроцилиндр: Ар = 5-10’4 м2; Vc = 5-Ю’5 м3; Е = 109 Па.
Блок нагрузок привода: Ml = 100...500 кг; Cl = 104 Н/м; Bvf = 4-103 Н-с/м; F_fs = 420 Н;
F_fr = 400 Н; Ymax = 0,1 м; Ymin = -0,1 м.
Давления в гидросистеме: Ps = 28-106 Па; Рг = 106 Па.
. При заданных параметрах добротность привода К = 2 с1.
Статические характеристики разомкнутого привода, полученные способом «статика через
динамику», представлены на рис. 2.23...2.26. Характеристика регулирования расхода в гидро-
двигатель имеет зону нечувствительности, обусловленную совокупным влиянием трения в зо-
лотнике и гидродвигателе, а также положительного перекрытия золотника. Участок насыще-
ния по расходу на рис. 2.23 не показан.
142
143
144
Обобщенная гидравлическая характеристика имеет область линейности в зоне малых сиг-
налов управления, которая в масштабе рис. 2.24 не выделяется. Небольшой излом силовой ха-
рактеристики привода на рис. 2.25 обусловлен особенностями табличной формы задания рас-
ходной характеристики дросселя ЗГР и на практике как правило не наблюдается.
Управляющая характеристика ЭГУ-2 на рис. 2.26 имеет небольшую петлю гистерезиса (типа
«люфт»), обусловленную влиянием сухого трения в золотнике, и отличается высокой линей-
ностью, что характерно для всех схем ЭГУ с обратными связями по положению золотника.
Динамические характеристики привода отражены переходными функциями на рис. 2.27
(по перемещению поршня гидродвигателя) и рис. 2.28 - по скорости. На основной переход-
ный процесс, имеющий апериодический характер вследствие очень низкой заданной рабочей
добротности замкнутого контура привода, наложен затухающий колебательный процесс, обус-
ловленный влиянием слабодемпфированного колебательного звена дроссельного гидропри-
вода с учетом инерционной нагрузки и сжимаемости рабочей жидкости в полостях гидродви-
гателя [2].
Данный колебательный процесс особенно виден на рис. 2.28, при этом частота колебаний
практически совпадает с собственной частотой массы MI нагрузки, «подвешенной» на пружи-
не с жесткостью, равной гидравлической жесткости гидродвигателя.
В Таблице 1 представлены сводные данные по основным разработкам предприятия в обла-
сти электрогидравлических следящих приводов для систем автоматического управления (САУ)
самолетов, систем улучшения устойчивости и управляемости (СУУ), электродистанционных
систем управления (ЭДСУ), приводов антенн для бортовых радиолокационных систем авто-
сопровождения (многокоординатных), а также приводов ракетной и космической техники.
Наряду с массовыми и энергетическими показателями включены графы оценки быстро-
действия и величины максимальной добротности замкнутого контура, расчетной надежности
за 1 час полета (применения).
145
Таблица 1
Электрогидравлические рулевые приводы самолетов и вертолетов.
Тип летательно- го аппарата Обозначение привода Массе, кг Условная располагае- мая работа, кге-м Энергоотдача, кге-м/кг Полоса пропуска- ния, Гц Максимальная добротность, 1/с Надежность (расчетная) за час полета
Рулевые машины САУ
АН-8 АН-10 АН-12 РА-5В 4,6 30,4 6,66 5 30 0,9999914
СУ-7Б РА-16 5,4 17 3,22 6 30 0,99999489
СУ-15 СУ-17 РА-ЗОА 5,4 17 3,22 6 30 0,99999489
СУ-24 РМ-130 4,4 13,6 3,09 15 200 0,9999919
СУ-27 РМ-130Б 4,5 3,06 0,68 15 250 0.999985
РМ-190 6 9.6 1.6 25 400 0,9999933
Приводы СУУ
СУ-7ЛЛ ПМ-ЗБ 13 3,6 0,27 30 350 0,9999992
МИГ-29ЛЛ ПМ-6 27 14 0,518 45 470 0,999999997
СУ-27 СУ-27К СУ-27М СУ-27КУБ ПМ-15БА 16 14,28 0,89 40 450 0,9999998
ЯК-41 РС-6 45 48 1,06 0,99997
МИГ-29К МИГ-29М РС-7 28 39 1.4 0.999995
МИГ-31 РС-8 40 43,7 1,08 0,999999996
Приводы для ЭДСУ механизации крыла с секционированными поверхностями
СУ-24 РМ-120 7 216 31,25 2 12 0,9999969
АН 72 РМ-220М 5 0,9999941
ГП-72П 8,9 8 0.9 0,99998
ГП-72У 12,8 8 0.7 0,99998
АН-70 РМ-500А 18 736 41 2,6 48 0,9999994
ГП-400-01 24,2 24 0,98 0,99999991
АН-124 РМ-400-01 17,2 1920 11,2 0,999994
многокоординатные приводы
ЭГП-5АМ 73 50 0,68 6 0,999965
СУ-ЗОМКИ ЭГСП-6А 40 390 9,7 7 0,999993
*) Добротность по внутреннему контуру - 700 1/с
Добротность по наружному контуру - (15:..20) 1/с
Приводы для ракетной и космической техники
Тип летательного аппарата Обозначение привода Масса, кг Условная располагаемая работа, кгем Энергоотдача, кгем/кг Полоса пропускания. ГЦ Максимальная добротность. 1/с Надежность (расчетная) за 1 применение
«Рейс» РМ-100 2,3 27 11,76 12 370 0.999991
«Стриж» РМ-100-2 2.5 60 24,39 35 370 0,999991
РМ-100-3 4,5 153 34,48 12 310 0,999991
8К82К РМ-50Б 7 170 24,5 3.2 40 0,99985
Ц-071 8 294 36,7 4 55 0,999942
Ц-072 9 477 53 4 55 0,999942
146
Глава 3. Гидромеханические следящие приводы
в системах управления пилотируемых ЛА
Проблема снижения усилий на управление существенно обострилась в конце 30-х гг., ког-
да в разных странах мира были созданы скоростные истребители и тяжелые транспортные са-
молеты и бомбардировщики, поскольку согласно (1.2) шарнирный момент рулевых поверхно-
стей пропорционален квадрату скорости полета и кубу линейных размеров самолета. Первые
попытки применения следящих приводов, в том числе гидравлических, для управления поле-
том относятся к 1940 г., однако основное развитие техники гидромеханических следящих при-
водов-бустеров связано с реактивной авиацией околозвуковых и сверхзвуковых скоростей конца
40-х и начала 50-х гг.
Упрощенная схема эволюции систем управления самолетов с начала 40-х гг. до наших дней
и на перспективу отражена рис. 3.1, начиная от простейших систем непосредственного механи-
ческого управления рулевой поверхностью до перспективных цифровых систем оптического
дистанционного управления. '
Хотя гидромеханические системы управления постепенно вытесняются альтернативными, не
имеющими механической проводки для передачи сигналов от рычагов управления к рулевому при-
воду, большинство пилотируемых ЛА, находящихся в эксплуатации или стадии проектирования
оснащены (будут оснащены) бустерным управлением с различной степенью автоматизации. В те-
чение ряда лет неизбежно сосуществование различных схем управления, поэтому вопросы проек-
тирования и эксплуатации гидромеханических систем сохранят актуальность еще достаточно долго.
3.1. Схемы и конструктивные особенности гидромеханических следящих приводов.
Статические характеристики
Существующее многообразие схемотехнических решений для бустеров может быть клас-
сифицировано по следующим основным признакам [4]:
1. Передача усилий с нагрузки к рычагам управления (обратимые и необратимые бустеры).
2. Тип гидродвигателя (поступательного или вращательного действия).
3. Способ реализации обратной связи (внутренняя или кинематическая).
Внутренняя подразделяется на схемы «золотник в штоке» и «золотник в корпусе», а кине-
матическая - по знаку и величине коэффициента передачи.
4. Тип золотникового гидрораспределителя (цилиндрический или плоский). Последний
подразделяется по виду перемещения золотника на поступательное или вращательное.
5. Способ резервирования гидросистем питания (замещение «горячим» резервом или па-
раллельное дублирование). В первом случае разделение гидросистем обеспечивается исполь-
зованием однокамерных бустеров с клапаном переключения, во втором - применением много-
камерных (по числу независимых бортовых гидросистем) бустеров.
147
00
Система механического
дистанционного управления
Середина 40 -х г.г.
Гидромеханическая система
управления с обратимым бустером
Конец 40-хг.г.
Гидромеханическая система
управления с необратимым
бустером
Начало 50-х г.г. - середина 60-х г.
Автоматизированная гидромеханическая ’
система необратимого бустерного
управления
• Начало 70-х г т. - конец 70-х г.г.
Система электрического
дистанционного управления
Начало 80-х г.г. конец 90-х г.г.
2
СА
PM
11
отАБСУ
И
13 от СУУ
Обозначения: 1 - рычаг управления; 2 - ру-
левая поверхность; 3 - аэродинамический
триммер; 4 - устройство отключения; 5 -
механизм переключения; 6 - обратимый гид-
ромеханический следящий привод (бустер);
7 - резервная линия механической провод-
ки; 8 - механизм изменения передаточного
числа проводки управления; 9 - необратимый
бустер; 10 - электрогидравлический привод
системы загрузки; 11 - датчики положения
рычага управления; 12 - резервированный
сервопривод АБСУ; 13 - резервированный
сервопривод СУУ; 14 - электронные блоки
системы управления; 15 - многоканальный
резервированный силовой привод; 16 - бо-
ковая ручка управления с встроенными оп-
тическими цифровыми датчиками положе-
ния; 17 - опто-электронный преобразователь;
18 - блок усиления; 19 - блок управления;
20 - интегрированный силовой резервиро-
ванный привод.
АП - автопилот; РМ АП - рулевая машина
автопилота; МТЭ - механизм триммерного
эффекта; АУ - автомат усилий; АБСУ - ав-
томатическая бортовая система управления;
СУУ - система обеспечения устойчивости и
управляемости самолета; СА - сигналы ав-
томатики; ДСУП - датчики системы управ-
ления полетом; ОЦВМ - оптическая цифро-
вая вычислительная машина.
Система оптического
дистанционного управления
Начало XXI в.
отДСУП
[L ОЦВМ
2
18 19
20
механическая связь
электрическая проводка
волоконно-оптическая линия
СВЯЗИ
Рис. 3.1. Схема эволюции бортовых систем
управления самолетов.
6. Тип источника гидропитания (централизованный - в большинстве случаев, или автономный).
На рис. 3.2 представлены в качестве примера наиболее часто применяемые конструктив-
ные схемы различных бустеров как с кинематической, так и с внутренней обратной связью.
Схема рис. 3.2а и 3.26 имеют положительный коэффициент передачи (направления перемеще-
ний входной точки А и выходной точки Б в процессе слежения одинаковы), схема на рис. 3.2в -
отрицательный. Величина коэффициента передачи определяется при этом соотношением плеч
рычага обратной связи. Так, для рис. 3.2а эта величина меньше 1, для рис. 3.26 - больше 1.
Последняя схема по ряду причин используется редко.
Бустер по схеме рис. 3.2в может иметь коэффициент передачи как больший, так и меньший 1.
Все схемы с внутренней обратной связью, (рис. 3.2г,д) характеризуются положительным единич-
ным коэффициентом передачи.
Поскольку любой бустер представляет собой в структурном отношении гидропривод с дрос-
сельным регулированием скорости [38], охваченный отрицательной обратной связью по поло-
жению выходного звена, статические характеристики бустеров не имеют принципиальных от-
личий от соответствующих характеристик типовых дроссельных гидроприводов за исключе-
нием некоторых специфических особенностей.
Основной статической характеристикой является механическая (нагрузочная) - зависимость
установившейся скорости V движения выходного звена привода от внешней силы R, воздействую-
щей на это звено при различных значениях смещения золотника X от среднего положения. Согласно
[2,4] данная характеристика представляет собой семейство парабол, развернутых по часовой стрелке
на некоторый угол, пропорциональный величине перетечек жидкости в золотнике и гидродвигателе.
Как частный случай из механической характеристики выделяются 2 другие статические
характеристики - силовая и регулировочная (скоростная). Первая представляет собой зависи-
мость усилия R от величины X при заторможенном выходном звене (V = 0) и отражает харак-
теристику давления реального золотника [3]. Вторая является зависимостью V от X в режиме
холостого хода (R = 0), легко определяется экспериментально и считается наиболее важной.
На рис. 3.3 представлены типовые формы регулировочных характеристик различных бус-
теров. Они имеют следующие особенности:
• относительно большая зона нечувствительности, определяемая положительным перекрытием
в золотнике (величина последнего может достигать 0,5 мм), вводимым как с целью снижения непро-
изводительных расходов - утечек в приводе, так и с целью «загрубления» контура ручного управле-
ния ЛА, когда вибрации механической проводки управления и случайные небольшие подвижки ры-
чагов управления поглощаются зоной и не передаются через бустер к рулевым поверхностям.
• сравнительно низкий осредненный коэффициент усиления по скорости kvx, определяе-
мый наклоном характеристики и составляющий величину порядка 20...70 1/с (в зависимости
от типа ЛА), что требует в ряде случаев значительного рабочего хода золотника, применения
длинных и узких щелей дросселирования, либо специального профилирования буртов цилин-
дрических золотников [2,38].
• начальный участок характеристики часто имеет малый наклон, обеспечивающий плав-
ность управления при низком уровне сигналов и некоторое повышение динамической устой-
чивости гидромеханической системы в целом [2].
Значительные перекрытия бустерных золотников обуславливают также нелинейность си-
ловой характеристики в зоне малых X и даже появление зоны нечувствительности. Определен-
ное влияние оказывает также технологический разброс перекрытий по кромкам нагнетания и
слива, от которой зависят начальные давления в полостях гидродвигателя при X = 0. В много-
камерных бустерах несовпадение нулей и разброс параметров силовых характеристик отдель-
ных камер может привести к их существенному взаимному нагружению и, как следствие зна-
чительному искажению формы статических характеристик при совместной работе камер.
149
Рис. 3.2. Конструктивные схемы гидромеханических следящих приводов.
зона нечувствительности. Штриховой линией показано механическое ограничение хода
золотника
Рис. 3.3. Формы регулировочных характеристик гидромеханических следящих приводов.
Wf(S)
а - исходная: б - преобразованная (расчетная)
Рис. 3.4. Структурные динамические схемы типовой
гидромеханической системы управления.
150
3.2. Динамические характеристики гидромеханических систем
Гидромеханическая система помимо исполнительного устройства (бустера) включает в себя
достаточно сложную колебательную систему - механическую проводку управления, а также
силовую проводку с нагрузкой (рулевой поверхностью). Уравнения движения системы, опи-
сывающие ее динамическое состояние, составляются по отдельности для каждого из элемен-
тов, а затем стыкуются через общие переменные.
Принципы составления указанных уравнений как в линейной постановке задачи, так и с уче-
том нелинейных факторов достаточно подробно изложены в работах [2,4]. Необходимо подчер-
кнуть, что вовлечение проводки управления в динамические процессы, проходящие в гидромеха-
нической системе осуществляется через силы, действующие в золотниковом гидрораспредели-
теле бустера (инерционные, сухое и вязкое трение, гидродинамическая составляющая), передаю-
щиеся к его входной точке и, следовательно, оконечному участку проводки. Учет проводки уп-
равления существенно повышает порядок системы и осложняет анализ ее динамики. В осталь-
ном уравнения бустера с нагрузкой соответствуют уравнениям типового дроссельного гидропри-
вода, что обуславливает идентичность рекомендаций по улучшению быстродействия.
Проблемы динамики гидромеханических систем связаны в основном с вопросами обеспе-
чения их динамической устойчивости или подавления автоколебаний [38]. Указанные вопро-
сы возникли еще в начале 50-х гг. при разработке гидромеханических систем управления с нео-
братимыми бустерами для сверхзвуковых самолетов, имеющих цельноповоротные рулевые
поверхности (стабилизаторы и кили) с большой приведенной массой. Таким образом, пробле-
ма устойчивости гидромеханической системы сводится к общей проблеме динамики дроссель-
ных гидроприводов с большой инерционной нагрузкой в условиях относительно высокой уп-
ругости элементов конструкции ЛА [2,3].
На рис. 3.4 представлена в качестве примера структурная динамическая схема (исходная и пре-
образованная) типовой гидромеханической системы с бустером с внутренней обратной связью в
линеаризованном варианте записи исходных уравнений [4]. На ней обозначено: Fy - управляющее
силовое воздействие на рычаге управления; уп - перемещение выходного звена бустера; увх - пере-
мещение входной точки бустера; X - смещение золотника бустера от среднего положения; R - уси-
лие на выходном звене бустера; тр, Ьр, Ср - масса, коэффициент вязкого трения проводки управле-
ния и жесткость пружины автомата усилий соответственно; Ь3 - коэффициент вязкого трения зо-
лотника; kvx - коэффициент усиления по скорости (наклон регулировочной характеристики); км -
коэффициент наклона механических характеристик в рабочей точке; С£ - обобщенная жесткость,
учитывающая сжимаемость рабочей жидкости и упругость основания бустера; Ск - жесткость си-
ловой проводки; тн, Ьи - масса и коэффициент вязкого трения нагрузки; Т, = [т / Ср]0,5 - постоян-
ная времени проводки управления; = b/2 [m) CJ0,5, = (Ьр + Ь3) / 2 [m С ]0^- коэффициенты
относительного демпфирования; Т2 = [т'п / Ск]^5 - постоянная времени упругой конструкции ЛА;
Т3 = [m|i/(l+kMb|) Сх']0'5- постоянная времени дроссельного гидропривода; £2 = b|/2[mi[ CJ05,
£3 = kM [mn Cz ]0,5 / 2 [ 1 + км bii]0,5 + Ьп / 2 [тп Cs' (1+км Ьп)]0'5 - коэффициенты относительного демп-
фирования; С/ = Cz Ск / (Cz +СК) - обобщенная жесткость подвески массы шн.
Влияние проводки, учитываемой передаточной функцией W (s) эквивалентно включе-
нию последовательного корректирующего звена в замкнутый контур нагруженного бустера (с
единичной обратной связью). Передаточная функция W6 (s) идентична передаточной функ-
ции дроссельного гидропривода с инерционной нагрузкой и с учетом упругости конструктив-
ных элементов [2,4].
Если инерционная нагрузка велика, постоянная времени Т3 превышает Т2 и Тр и слабодем-
пфированное колебательное звено с постоянной времени Т3 полностью определяет динамику
системы, в том числе ее устойчивость.
151
Методы улучшения динамических свойств дроссельных гидроприводов с большой инер-
ционной нагрузкой хорошо известны [2, 42] и также применимы к гидромеханическим систе-
мам. Влияние проводки управления описано в [4].
3.3. Конструктивные особенности и технические характеристики
типовых гидромеханических следящих приводов завода «Восход»
В 1948-1949 гг. были разработаны, а в 1950 году внедрены в серийное производство первые
гидромеханические следящие приводы БУ-1У и БУ-4 для реактивных самолетов МИГ-15 и
МИГ-17. Разработка осуществлялась конструкторской бригадой под руководством Ф.Ф.Куп-
риянова, впоследствии - Главного конструктора предприятия.
Применение бустеров позволило решить проблему управляемости и устойчивости указан-
ных самолетов, существенно улучшить их тактико-технические характеристики. Это наглядно
подтвердил опыт боевого применения истребителей МИГ-15 и МИГ-17 во время войны в Ко-
рее (1950-1953 гг.), обеспечивших господство в воздухе над реактивной авиацией ВВС США,
оснащенной истребителями «Сейбр», при соотношении потерь в воздушных боях 1:4 в пользу
МИГ-15 и МИГ-17.
В 1951 году Главный конструктор Петров Н.Н. и группа инженеров-конструкторов (в том
числе и Куприянов Ф.Ф.) были удостоены Сталинской премии III степени за создание первого
серийного бустера БУ-1У, признанного самым удачным и надежным.
В последующие годы на предприятии были разработаны образцы гидромеханических рулевых
приводов для сверхзвуковой авиации (БУ-13, БУ-14 МС для самолета МИГ-19,2-х камерные бус-
теры БУ-49, БУ-51 МС для МИГ-21 и ряд других моделей), работающих с несколькими бортовы-
ми гидросистемами питания и отличающихся повышенной надежностью и безопасностью.
Существенный интерес представлял бустер БУ-45А, разработанный в конце 50-х годов для
управления элеронами сверхзвукового истребителя МИГ-21. В этом агрегате были воплощены
самые передовые технические идеи того периода, многие из которых значительно (на десяти-
летия) пережили свое время и получили применение в целом ряде последующих разработок.
Чрезвычайно высокая надежность данного привода обеспечивалась комплексным использо-
ванием ряда схемотехнических и конструкторских решений. Питание бустера осуществлялось
от 2-х независимых гидросистем самолета (бустерной и шассийной), резервированных по методу
замещения «горячим» резервом с применением специального автоматического клапана переклю-
чения, использованием дублирующего золотника, обеспечивающего приемлемые характеристи-
ки управляемости в случае заклинивания основного золотника в гильзе, и, наконец, наличием
режима перехода на чисто ручное управление при выходе из строя обоих бортовых гидросистем.
Внешний вид и функциональная схема (при работе на основном золотнике) бустера БУ-45А
представлены на рис. 3.5. Он выполнен по схеме с внутренней обратной связью «золотник в
штоке» (см. рис. 3.2г).
Основные конструктивные особенности агрегата:
• выполнение подводящих и отводящих магистралей (Г и Д) от золотникового гидрорасп-
ределителя к гидродвигателю в полом штоке, что существенно повысило надежность привода
и его энергоемкость,
• применение дублирующего золотника, обеспечивающего сохранение работоспособности
при заклинивании основного цилиндрического золотника 1 в гильзе 2 в любом положении.
Узел распределителя содержит наряду с золотником 1 внутреннюю и наружную гильзу, при
этом внутренняя гильза 2, снабженная центрирующей пружиной 3 с предварительным поджа-
тием, и системой дросселирующих кромок выполняет функции дублера, перемещаясь внутри
наружной гильзы. При этом соответственно возрастает усилие на управление.
152
Золотник перемещен влево, исполнительный
шток движется вправо
магистраль
1 - основной золотник; 2 - дублирующий золотник; 3 - пружина дублирующего золотника; 4 - гидро-
цилиндр; 5 - поршень; 6,10 - клапаны безударного перехода на ручное управление; 7, 8 - встроенные
фильтроэлементы; 9 - клапан переключения гидросистем; И - клапан кольцевания; 12 - вилка; 13 -
штифт ограничителя хода золотника; 14 - гидростопор.
Рис. 3.5. Внешний вид и функциональная схема гидромеханического привода БУ-45А.
153
• использование встроенного золотникового клапана 9 автоматического переключения гид-
росистем при отказе бустерной гидросистемы питания.
Конструкция клапана обеспечивает приоритет по питанию от бустерной гидросистемы. Он
имеет небольшой гистерезис.
• переход в режим ручного управления при отказе обоих гидросистем с превращением бу-
стера в жесткую безлюфтовую тягу с низким уровнем усилия на перемещение. Режим обеспе-
чивается фиксацией вилки 12, связанной с золотником 1, с помощью гидростопора 14 относи-
тельно корпуса, кольцеванием каналов А и В (т.е. полостей гидродвигателя) клапаном И, при-
менением системы обратных клапанов 6, 10 для постепенного (безударного) перехода на руч-
ное управление при резком падении давления подачи в питающей гидросистеме.
• использование встроенных индивидуальных фильтроэлементов 7,8 в каналах подачи обо-
их гидросистем, допускающих оперативную замену.
Переход в режим ручного управления имеет место при падении давления в бустерной и
основной (шассийной) гидросистемах до 0,5...0,8 МПа. Клапан кольцевания соединяет при этом
полости гидродвигателя между собой и со сливом.
Переключение гидросистем клапаном 9 происходит при падении давления в бустерной гид-
росистеме до 8...9,5 МПа, если давление в ней снова увеличится до уровня 9... 10,5 МПа, исход-
ное питание привода восстанавливается. Для исключения режима гидрозамка в моменты пере-
ключения клапана 9 его золотник выполнен с отрицательным перекрытием. В золотнике пре-
дусмотрено также жиклерное отверстие для обеспечения форсированной перекладки золотни-
ка в моменты переключения, через это отверстие одновременно сообщаются магистрали пода-
чи и слива бустерной гидросистемы при работе от основной.
Низкий уровень трения при перемещении бустера как жесткой тяги в режиме ручного уп-
равления достигается не только кольцеванием гидроцилиндра, но и применением в качестве
уплотнений поршня 5 разрезных подпружиненных фторопластовых колец, допускающих не-
большие внутренние межполостные перетечки рабочей жидкости.
Дросселирующие кромки буртов основного и дублирующего золотников имеют наклон-
ные проточки («лыски»), обеспечивающие необходимую крутизну расходной характеристики
и увеличивающие динамическую устойчивость привода.
Основные технические характеристики БУ-45А:
Рабочая жидкость
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене
при давлении подачи 21 МПа, кгс, не менее
Рабочий ход выходного звена, мм
Максимальный ход основного золотника,
приведенный к входной точке, мм
Зона нечувствительности, приведенная к
входной точке, мм, не более:
для основного золотника
для дублирующего золотника
Максимальная скорость холостого
хода при давлении 21 МПа, мм / с
- АМГ-10
- 18...21
- 0,3, допускается
кратковременный
заброс до 1,6 МПа
- 1900
- 80 (± 40)
- 2,7...3,15
- 0,3
- 1
- 100...130
154
ел
СП
Ь92*0.7
102
Рабочий ход исполнительного штока равен 40 мм в ту и другую
сторону от среднего положения, показанного на чертеже.
бустерная нагнетающая бустерная сливная
магистраль магистраль
Рис. 3.6. Общий вид привода БУ-45 А с габаритно-присоединительными размерами.
Трение по основному золотнику,
приведенное к входной точке, кгс, не более - 1,3
Усилие на перемещение дублирующего золотника,
приведенное к входной точке, кгс, не более - 24
Диапазон рабочих температур, °C - -60...+110
Масса привода с рабочей жидкостью, кг, не более - 8,5
Общий вид бустера БУ-45 А с габаритно-присоединительными размерами дан на рис.3.6.
Рассмотренная выше конструкция оказалась весьма удачной и с успехом применялась на
самолетах последующих поколений (транспортных самолетах АН-72 и АН-74, штурмовике
СУ-25 и др.). Отдельные технические решения актуальны и в настоящее время. Так, примене-
ние дублирующих цилиндрических золотников в рулевой системе PC-60F для вертолетов
КА-32А, поставляемых в Канаду, позволило обеспечить специальные требования Заказчика в
части безопасности полетов в сложных метеоусловиях, а использование дополнительной сис-
темы искусственного стопорения основного золотника - реализовать летную подготовку пер-
сонала при работе на дублирующем золотнике (см. Главу 4).
В начале 60-х гг. на предприятии ПМЗ «Восход» были созданы первые конструкции
высоконадежных плоских золотниковых гидрораспределителей для гидромеханических сле-
дящих приводов, практически нечувствительных к загрязнению рабочей жидкости, харак-
теризующихся высокой ремонтопригодностью, низкими уровнями трения и межполостных
перетечек. К концу 60-х годов были разработаны перспективные образцы многокамерных
бустеров с плоскими золотниковыми распределителями для сверхзвуковых самолетов 3-го
поколения.
Типичным представителем агрегатов данного класса является 2-х камерный бустер сред-
ней мощности БУ-170, различные модификации которого с успехом применялись впоследствии
на самолетах-истребителях МИГ-23, МИГ-25, МИГ-27, МИГ-31, транспортном самолете АН-22
(«Антей») и т. п. Агрегат проектировался на повышенные рабочие температуры жидкости и
окружающей среды вследствие ожидаемого кинетического нагрева.
Бустер выполнен по схеме с внутренней обратной связью (вариант «золотник в корпу-
се», рис. 3.2д), имеет единичный коэффициент передачи. В отличие от БУ-45 резервирова-
ние по гидропитанию осуществляется не методом замещения гидросистем в случае отказа,
а их параллельным дублированием. Поэтому каждая гидросистема работает на отдельную
камеру бустера, клапан переключения отсутствует, что повышает надежность работы при-
вода в целом.
Внешний вид привода показан на рис. 3.7, а его функциональная схема - на рис. 3.8.
Входная точка 10 соединена системой рычагов и качалок с валиками узлов гидрораспреде-
лителей, выполненных на основе плоских поворотных золотников 1,2. Последние перемещают-
ся в зазоре, образованном опорным кольцом, расположенным между прижимной пятой и распре-
делительной плитой. Пята с помощью сил давления подачи под торцем плунжеров 4 и сил сжа-
тия пружин 3 прижата к опорному кольцу, допуская возможность вертикального смещения под
действием местной концентрации давления при попадании частиц загрязнений в рабочий зазор
(или при забросах давления в полостях) и обеспечивая эффект самоочищения распределителя.
Конструктивные особенности бустера БУ-170:
• в агрегате применены унифицированные гидрораспределители с плоским поворотным
золотником и осевым приводом от управляющего валика,
• кинематическая передача от входной точки 10 к валикам распределителей включает экс-
центриковые болты для совмещения гидравлических нейтралей обоих золотников и снижения
взаимонагружения камер,
156
Рис. 3.7. Внешний вид гидромеханического привода БУ-170 серия 03.
-м— Нагнетание бустерной системы
Нагнетание общей системы
—^Слиб бустерной системы
—*-Слиб общей системы
Рис. 3.8. Функциональная схема привода БУ-170.
1,2- плоский золотник; 3 - пружина плунже-
ра; 4 - плунжер опорной пяты распределите-
ля; 5 - блок управления; 6 - шариковые
обратные клапаны; 7 - встроенные фильтроэ-
лементы; 8 - шток гидродвигателя; 9 - гидро-
цилиндр; 10 - входная точка.
II -г&К&КкЛ
ж
ZZZZZZZZZ
• привод содержит встроенные индивидуальные фильтроэлементы 7, допускающие замену
фильтропакетов без разборки агрегата и потери рабочей жидкости,
• в магистралях подачи установлены шариковые обратные клапаны 6, ограничивающие ско-
рость просадки выходного звена при вытеснении жидкости в линию подачи гидросистемы в случае
воздействия внешней нагрузки, превышающей тормозную, а также отказе обоих гидросистем.
• поскольку в процессе работы корпус привода 9 постоянно перемещается вместе с выход-
ным звеном, подвод жидкости к бустеру осуществляется через шарнирные соединения с систе-
мой поворотных трубок от неподвижного кронштейна.
Схема функционирования гидродвигателей с плоскими золотниковыми распределителя-
ми иллюстрируется рис. 3.9. При синхронном повороте золотников 1 от управляющего валика
на угол а (по часовой стрелке на рис. 3.9) отверстие канала подачи соединяется через рабочее
окно М (М') с полостью Ж (Ж') гидроцилиндра, а вытесняемая при движении поршня из поло-
сти 3 (3') жидкость через второе рабочее окно Н (Н') поступает в канал слива.
Несмотря на то, что форма рабочего окна образуется наложением круглого отверстия в
золотнике и прямоугольного отверстия в распределительной плите 4, расходная характеристи-
ка распределителя практически линейна. В теле золотника выполнены сквозные отверстия с
цековками на противоположной стороне, обеспечивающие его гидростатическую разгрузку и
тем самым снижающие усилие на перемещение.
Основные технические характеристики бустера БУ-170 серия 03:
Рабочая жидкость
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
Полный ход выходного звена, мм
Максимальный ход золотников,
приведенный к входной точке, мм
Зона нечувствительности, приведенная
к входной точке, мм, не более
Максимальная скорость холостого хода, мм / с
Несимметрия скоростной характеристики, %, не более
Максимальное (тормозное) усилие при давлении
подачи 21 МПа и слива 0,2 МПа, кгс:
при работе от одной гидросистемы
при работе от двух гидросистем
Трение в гидрораспределителе,
приведенное к входной точке, кгс, не более
Внутренние утечки рабочей жидкости
в каждой системе, см3 / мин., не более
Температурный диапазон применения, °C
Допускается кратковременное повышение температуры
окружающей среды до 250°С и рабочей жидкости до 180°С.
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более
- 7-50с-3
- 18,0...22,0
- 0,4 (допускается
кратковременный
заброс до 2,5МПа)
157...161
- 4,5...б
- 0,3
- 70...90
- 15
- 3350...3650
- 6700...7300
- 1,5
- 700
- -60...+150
- 22
Общий вид привода БУ-170 с габаритно-присоединительными размерами представлен на
рис. 3.10.
159
о
1 - плоский золотник; 2 - опорное кольцо;
3 - прижимная пята; 4 - распределитель-
ная плита; 5 - ось вращения золотника.
Рис. 3.9. Схема работы распределителя с плоским поворотным золотником
и гидро двигателя в приводе БУ-170.
Wt
МИГ-23
Рис. 3.10. Общий вид гидромеханического привода БУ-170 серии 03 с габаритно-
присоединительными размерами.
Примером конструкции гидромеханического следящего привода, вполне удовлетворяю-
щего современным требованиям к приводам данного класса может являться 2-х камерный бус-
тер РП-260А, разработанный на предприятии в конце 70-х годов для управления цельнопово-
ротным стабилизатором маневренного сверхзвукового самолета МИГ-29 и с успехом применя-
ющийся до настоящего времени в ряде модификаций этого самолета. На самолете устанавли-
ваются 2 привода, соответственно для левой и правой частей стабилизатора.
Бустер выполнен по перспективной схеме с кинематической обратной связью и отрица-
тельным коэффициентом передачи [2], обеспечивающей повышенную динамическую устойчи-
вость гидромеханической системы управления и улучшенные демпфирующие свойства по от-
ношению к рулевому флаттеру.
Внешний вид привода и его функциональная схема представлены на рис. 3.11.
По конструктивным особенностям РП-260А в основном соответствует выше рассмотрен-
ному бустеру БУ-170, в том числе здесь применен гидрораспределитель с плоским золотни-
ком. Отличие состоит в использовании 2-х камерного гидроцилиндра с ограниченной диффе-
ренциальностыо (с компенсационным штоком), что позволило обеспечить высокие удельные
параметры привода за счет небольшой несимметрии по усилию при движении выходного звена
на выпуск и уборку. Кроме того предусмотрен аварийный режим работы после отказа обоих
бортовых гидросистем самолета путем подключения привода к топливной системе питания ре-
активного двигателя.
Основные технические характеристики РП-260А:
Рабочая жидкость
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
Максимальный ход выходного
звена, мм
Максимальный ход входной точки, мм
Максимальное (тормозное) усилие на выходном
звене при давлении подачи 20,5...21Мпа и
отсутствии противодавления на сливе, кгс:
при работе симметричной камеры
при работе несимметричной камеры
(с компенсационным штоком)
при работе обоих камер
Максимальный ход золотников,
приведенный к входной точке, мм
Зона нечувствительности, приведенная
к входной точке, мм, не более
Максимальная скорость холостого
хода при давлении подачи 20,5...21МПа
без противодавления на сливе, мм / с
- АМГ-10,
в аварийном случае -
топливо Т-1, ТС-1 или РТ
18.3...22
- 0,2...0,8 (допускается
кратковременное
повышение до 5)
148...152
- 78...88
- 5600...6100
- 6250...6750 (на выпуск),
5600...6100 (на уборку)
- 11950...12750 (на выпуск),
11300... 12100 (на уборку)
- 4...5,5
- 0,12
162
3 2
1 - гидроцилиндр; 2 - выходное звено; 3 - компенсационный шток; 4 -
рычаг обратной связи; 5 - тяга гидрораспределителя; 6 - плоский золот-
ник; 7 - встроенный фильтроэлемент; 8 - шариковый обратный клапан.
Рис. 3.11. Внешний вид и функциональная схема гидромеханического привода РП-260А.
при работе симметричной камеры
при работе несимметричной камеры
(с компенсационным штоком)
при работе обоих камер
Трение в гидрораспределителе,
приведенное к входной точке, кгс, не более
Температурный диапазон применения, °C
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более
120...145
- 110... 140 (на выпуск),
110... 135 (на уборку)
- 110...150 (на выпуск),
110... 145 (на уборку)
- 2
- -60...+125
- 20,45
Общий вид привода РП-260А с габаритно-присоединительными размерами показан на
рис. 3.12.
За время существования предприятия были разработаны десятки различных моделей бус-
теров, доведенных до высокой степени совершенства, в том числе по уровню эксплуатацион-
ной надежности. Накопленный опыт проектирования таких приводов, стандартизация и уни-
фикация элементной базы обеспечивают прочную основу для создания новых образцов, не ус-
тупающих зарубежным аналогам.
3.4. Проблемы повышения устойчивости и динамической жесткости
гидромеханических следящих приводов
Как отмечалось в Главе I, динамическая устойчивость и демпфирующие свойства сле-
дящих гидроприводов (следовательно, устойчивость по отношению к рулевому флатте-
ру) напрямую связаны между собой. Так, привод с высокими запасами устойчивости кон-
тура регулирования обладает лучшими демпфирующими качествами, и наоборот. С этой
точки зрения все возможные способы обеспечения устойчивости однозначно улучшают
характеристики динамической жесткости как самого бустера, так и гидромеханической
системы в целом. Вместе с тем снижение рабочей добротности контура привода как часто
применяемый способ увеличения запасов устойчивости или демпфирования часто ока-
зывается в противоречии с другими требованиями - по статической точности или быст-
родействию [13, 16].
Повышение устойчивости и демпфирующих свойств гидромеханических приводов и сис-
тем обеспечивается следующими способами:
• правильным выбором конструктивной схемы бустера.
В этом плане наилучшей является схема рис. 3.2в, поскольку упругость места крепления
данного бустера к конструкцйи ЛА создает структурную обратную связь по внешнему усилию,
направленную на закрытие золотника в процессе упругих деформаций основания, что увели-
чивает запасы устойчивости системы и ее демпфирующие свойства [2].
• рациональным назначением параметров привода - коэффициента kvx (по возможному
низшему пределу), гидравлической жесткости Сг [3] за счет использования короткоходовых
бустеров с большой эффективной площадью поршня и вакуумирования рабочей жидкости,
перетечек жидкости через зазоры в золотниковой паре, величины максимальной скорости и
зоны нечувствительности и т.п.
• использованием различных способов демпфирования - установкой демпфера вязкого
трения на золотнике (увеличивающего отдачу в проводку управления и тем самым уменьшаю-
щего открытие золотника бустера), шунтированием полостей гидродвигателя через регулируе-
мый дроссель.
164
Рис. 3.12. Общий вид привода РП-260А с габаритно-присоединительными размерами.
о
• искусственным введением структурных отрицательных обратных связей по усилию R с
использованием фактора упругости основания на основе перекомпоновки монтажной схемы ус-
тановки привода на ЛА [4,24], гидромеханических связей по статическому и динамическому дав-
лению в гидродвигателе, в том числе в варианте реализации перетечками в гидродвигателе [2].
Большинство перечисленных выше способов в той или иной степени использовалось на
предприятии при разработке и отладке бустеров различных типов. В частности, совместно с
ЦАГИ проводились исследования по улучшению демпфирующих свойств бустеров на основе
перечисленных выше способов. Так, введение комбинированной обратной связи по смещению
упругого основания и статическому давлению, а также динамическому давлению в бустере
БУ-190 позволило увеличить критическую скорость рулевого флаттера самолета в 2 раза. При
этом на частотах 20...23 Гц амплитудная составляющая динамической жесткости равнялась
2500...3000 кгс/мм, а фазовая - +80°.
В бустере РП-270 введение коррекции только по смещению основания обеспечило увели-
чение критической скорости флаттера на 60...70%. На частотах 20...23 Гц амплитудная состав-
ляющая динамической жесткости данного бустера составила 2500 кгс/мм, а фазовая - +20°
(без коррекции фаза равнялась - 10°).
На основе проведенных исследований на предприятии был создан экспериментальный об-
разец бустера БД-1 с устройством обратной связи по динамическому давлению, конструкция
защищена авторским свидетельством.
Важное значение в обеспечении динамических характеристик гидромеханических систем
имеют конструкторско-технологические факторы. Так, применение гидродвигателей с компен-
сационным штоком (например, в бустере РП-260) позволило не только сократить продольные
размеры привода, но и увеличить общую жесткость цилиндровой группы и тем самым улуч-
шить устойчивость и динамическую жесткость привода.
С другой стороны, в многокамерных бустерах имеет место взаимное нагружение камер
вследствие несовпадения нейтралей золотниковых гидрораспределителей, сопровождающее-
ся значительными забросами давления в полостях гидроцилиндров и общим ухудшением экс-
плуатационных характеристик. Разработанная на предприятии технология подстройки сим-
метрии зон нечувствительности с точностью 20 мкм позволила, в частности, у типового 2-х ка-
мерного бустера снизить забросы давления до 30 МПа (при давлении подачи 21 МПа), умень-
шить временное запаздывание переходной функции с 26 мс до 6 мс, время регулирования со-
кратить с 0,156 с до 0,116 с, увеличить амплитудную составляющую динамической жесткости с
6000 кгс/мм до 7800 кгс/мм.
В Таблице 2 представлены сводные данные по основным разработкам гидромеханических
следящих приводов за время существования предприятия. Разделы 1.1...1.5 соответствуют осо-
бенностям бортовой гидросистемы питания ЛА. При этом односистемные приводы рассчита-
ны на работу с одной бортовой гидросистемой, 2-х системные - с двумя. Все двухкамерные
бустеры являются 2-х системными.
Блочная конструкция означает исполнение привода в виде единого компактного агрегата,
содержащего все необходимые функциональные элементы. В раздельной конструкции узел гид-
рораспределителей установлен дистанционно от гидро двигателей, поэтому в соответствующих
графах указан как тип распределительных механизмов, так и блока гидроцилиндров.
166
Таблица 2
Гидромеханические рулевые приводы самолетов и вертолетов.
Тип летательного аппарата Обозначение привода Масса, кг Условная располагаемая работа, кгс* м Коэффициент энергоотдачи, кгсм/кг Надежность (расчетная) за час полета Некоторые конструктивные особенности
Однокаме рные одно-системные
МИГ-15 БУ-1У 3,25 43 13,3 0,99989
МИГ-17 БУ-1М 3,25 56,2 17,54 0,99989
ЯК-25 БУ-5А 5,8 192 52,63 0,99989
БУ-8А 4,8 162 34,48 0,99989
МИ-1 БУ-50М 2.8 29,3 10,52 0.99987
МИГ-23 БУ-270 7,5 72 9,67 0,99989 со стопором золотника
АН-70 РП-300 12,5 590 47 0,9999929 с клапаном кольцевания, с развязывающей пружиной
АН-124 РП-320 16 1480 93 0,999997 с демпфером штока, с развязывающей пружиной
Однокаме рные двух системные (с клапаном переключения)
МИ-4 БУ-10П 6.5 55 8,47 0,9999939
ЯК-36М БУ-150 12 215 18,18 0.9999939 со стопором золотника
МИГ-21 БУ-45А 8,5 152- 18,18 0.9999979 со стопором золотника
АН-72 РП-230 23 882 38,46 0,999992 со стопором штока
Двухкамерные блочной конструкции
СУ-7 СУ-9 СУ-15 БУ-49 15,6 251,6 16,13 0,9999989
МИГ-21 БУ-51 МС 24 418,1 17,42 0,9999989
СУ-15 БУ-220 19,5 251,6 14,38 0,9999989
АН-22 БУ-170ТК 21 800 38,1 0.9999989
БУ-170ТД 25 800 32 0,9999989
БУ-190ТК 18 300 16,67 0,9999989
АН-22А РП-410Т 34 1650 48,5 0,99995 с переходом на сервоуправление
РП-420Т 34 200 5,88 0,99995 с переходом на сервоуправление
МИГ-23 БУ-1 ЭОЛ 17.5 1120 64 0.9999989
БУ-170Л 17,5 1120 64 0.9999989
МИГ-27 РП-210 27 2106 78 0,9999989
БУ-175 25 1600 64 0,9999989
БУ-170Э-02 25 1120 45 0,9999989
БУ-190-02 25 1120 45 0,9999989
МИГ-29 РП-260А 20 1758 88 0,9999999
РП-270 13 288 22,2 0,9999989
РП-280 16 528 33 0,9999999
МИ-38 РП-10 17,5 880 50 нет данных
РП-15 17,5 880 50 нет данных
Двухкамерные раздельной конструкции
ИЛ-86 МР-ЗОТН ГЦ-1 он 10,4 740 71 0,9999945 0,9999999
ТУ-22М МР-40 БГЦ-10Т 15.2 234 15,4 0.99999 0,999999999 *
ЯК-48 МР-60В ГЦ-60 10,5 80 7.6 0,9999953 0.999999991
ЯК-48 МР-80В ГЦ-40-03 10 190 19 0,9999953 0,9999995
СУ-ЗОМКИ МР-60БМ ГЦ-80 29 1940 67 0,99999998 0,999999993
МР-70М ГЦ-45М 12,5 335 27 0,99999998 0,999999996
С автономным источником питания
ИЛ-76 АРМ-62Р 50 110,6 2.2 0,9999859
АРП-86 36 640 17,8 нет данных
167
Глава 4. Комбинированные приводы систем управления
самолетов и вертолетов
В начале 60-х годов в связи с быстрым развитием и внедрением в авиацию бортовых сис-
тем автоматизации полета была поставлена задача разработки следящих сервоприводов неболь-
шой мощности, преобразующих электрические сигналы системы автоматического управления
(САУ) в пропорциональное механическое перемещение выходного звена. Указанное переме-
щение в виде отклонения рулевых поверхностей ЛА обеспечивало необходимое изменение
(улучшение) характеристик устойчивости и управляемости последнего.
К этому времени большинство находящихся в эксплуатации или проектируемых самоле-
тов и вертолетов оснащались гидромеханическими системами необратимого бустерного управ-
ления. Поэтому сервоприводы САУ рассчитывались на управление золотниками силовых бус-
теров и включались в механическую проводку управления ЛА по параллельной или последо-
вательной («раздвижная тяга») схемам. В первых образцах САУ (автопилотов) в качестве та-
кого сервопривода применялись электромеханические приводы (например, привод с широко
известной «раздвижной тягой» РАУ-107), обладающие невысокой надежностью, большими
размерами и низкими динамическими характеристиками.
Перед промышленностью встала проблема разработки высокоэффективных элекгрогид-
равлических сервоприводов для САУ, лишенных отмеченных выше недостатков. Она была ус-
пешно решена путем создания семейства комбинированных приводов (комбинированных аг-
регатов управления), объединяющих в единой конструкции электрогидравлический привод
САУ и силовой гидромеханический следящий привод-бустер [24].
4.1. Классификация, блок-схема, структурная динамическая схема
типовых комбинированных приводов
Комбинированные приводы обеспечивали управление рулевыми поверхностями само-
летов или шагом винта вертолетов в 3-х основных режимах - ручное управление (сервопри-
вод отключен), полностью автоматическое управление без участия летчика и комбинирован-
ное управление в режиме демпфирования колебаний ЛА в короткопериодическом движении.
Конструктивное объединение электрогидравлического сервопривода и силового гидроме-
ханического привода в единый агрегат обеспечило ряд потенциальных преимуществ:
1. Увеличение надежности за счет сокращения числа гидросоединений и питающих трубо-
проводов, а также исключения механического редуктора электропривода.
2. Существенно большее быстродействие как за счет использования электрогидравличес-
кого сервопривода (в сравнении с электромеханическим), так и непосредственной передачи
управляющего сигнала к золотнику бустера (отсутствует механическая проводка между сер-
воприводом САУ и бустером).
168
Комбинированные
приводы ЛА
Рис. 4.1. Схема классификациии комбинированных следящих приводов
летательных аппаратов.
3. Улучшение массо-габаритных параметров приводной системы «сервопривод-бустер»,
обусловленное объединением корпусных и посадочных элементов конструкции в общий блок.
4. Упрощение монтажа на ЛА и удешевление обслуживания.
За 40 лет проектирования, изготовления и испытаний на предприятии ПМЗ «Восход» созда-
на обширная номенклатура типоразмеров комбинированных приводов для систем управления
ЛА с различными характеристиками и особенностями применения - агрегаты РБ-80,КАУ-30Б,
КАУ-60, КАУ-110, КАУ-120 (125), работающие с централизованными системами гидропитания,
а также ряд разработок с автономными источниками питания - агрегаты группы АРМ-62, АРМ-76,
и некоторые другие. Спроектированы и изготовлены блоки комбинированных приводов для вер-
толетов, обеспечивающие управление по всем каналам.
Схемотехнические и конструктивные особенности комбинированных приводов предприятия
ПМЗ «Восход» могут быть отражены в виде классификационной схемы на рис. 4.1. Большинство
разработок относится к 2-х режимным агрегатам, допускающим как ручное управление, так и со-
вместную работу с сервоприводом САУ, в том числе такой специфический режим как «перегонка»
(КАУ-ЗОБ, РА-60Б, КАУ-110). 3-х режимные агрегаты обеспечивают также полностью электро-
гидравлическое управление на полный ход выходного звена с отключением ручного управления,
но с сохранением возможности вмешательства летчика в случае необходимости (КАУ-120, КАУ-125).
Гидравлическое питание комбинированных приводов осуществляется как правило от цент-
рализованных бортовых гидросистем самолета или вертолета, однако ряд разработок оснащен
автономными источниками гидроэнергии (АРМ-62, АРМ-76 и др.). Сервоприводы агрегатов могут
выполняться в одноканальном варианте, так и многоканальном (с резервированием). К после-
дним относятся, в частности, приводы РС-6 и АРМ-76. Они рассчитаны на сохранение характе-
ристик после отказа одного канала сервопривода или отказа одной гидросистемы питания.
В некоторых случаях комплекс комбинированных приводов объединяется в единый кон-
структивный блок, образуя рулевую систему. Это позволяет сократить размеры и массу блока в
сравнении с раздельным исполнением агрегатов, или повысить надежность системы. Так, в 4-х ка-
нальном блоке РС-60 объединены все каналы управления вертолета (продольное, поперечное,
шагом основного и хвостового винта), при этом удалось исключить 18 соединительных трубо-
проводов и 9 гидравлических клапанов.
Блок-схема типового комбинированного привода, включающего бустер с внутренней еди-
ничной обратной связью [2] и сервопривод на стандартных элементах представлена на рис. 4.2.
Суммирование перемещения выходного звена сервопривода усп и перемещения ур рычага уп-
равления в кабине летчика осуществляется на входной точке бустера.
В состав сервопривода на рис. 4.2 входит электрический усилитель сигнала ошибки (УСО),
электрогидравлический усилитель (ЭГУ) и исполнительный гидродвигатель (ГД) с датчиком
обратной связи (ДОС). Бустерная часть содержит золотниковый гидрораспределитель (ЗГР),
управляющий силовым гидроцилиндром (СГЦ) комбинированного привода.
По этой блок-схеме выполнены рассмотренные ниже приводы КАУ-ЗОБ, РА-60Б, КАУ-110
и некоторые другие. Ряд разработок базируется на схемах бустеров с кинематической обратной
связью (КАУ-60, КАУ-120 и др.), при этом суммирование перемещений сервопривода и ручно-
го управления осуществляется с помощью дифференциальных качалок.
Вопросы расчета статических и динамических характеристик, выбора основных конструктив-
ных параметров комбинированных приводов не имеют принципиальных отличий от существую-
щих методик проектирования электрогидравлических и гидромеханических следящих приводов.
Особенностью комбинированных приводов является работа сервопривода при низких эксплуата-
ционных нагрузках (в большинстве случаев определяемых силами, действующими в ЗГР бустер-
ной части), т.е. практически в режиме холостого хода. Это дает потенциальную возможность мини-
мизации массо-габаритных характеристик сервоприводов и увеличения их быстродействия.
170
гидромеханический следящий
привод ( бустер)
Обозначения: UBX - управляющее напряжение с бортовой системы управления ЛА; усп - перемещение выходного звена
сервопривода; ур - механическое перемещение рычага управления в режиме ручного управления; Fy - управляющее усилие на
рычаге управления; у - перемещение выходного звена комбинированного привода; УСО - электрический усилитель сигнала
ошибки; ДОС - датчик обратной связи; ЭГУ - электрогидравлический усилитель; ГД - гидродвигатель; ЗГР - золотниковый
гидрораспределитель бустера; СГЦ - силовой гидроцилиндр бустера; РП - рулевая поверхность.
Рис. 4.2. Блок-схема типового комбинированного привода.
Рис. 4.3. Структурная динамическая схема типового комбинированного привода.
Обозначения: UBX - управляющее напряжение с бортовой системы управления ЛА; уС11 - перемещение выходного звена
сервопривода; у - перемещение выходного звена силового привода; УСО1 - усилитель сигнала ошибки основного контура;
УСО2 - усилитель сигнала ошибки контура сервопривода; ДОС1 - датчик обратной связи сервопривода; ДОС2 - датчик
обратной связи основного контура; ЭГУ - электрогидравлический усилитель; ГД - гидродвигатель сервопривода; ЗГР -
золотниковый гидрбраспределитель основного контура; СГЦ - силовой гидроцилиндр основного контура.
Рис. 4.4. Блок-схема электрогидравлического следящего привода с управляющим сервопри-
водом внутри основного контура.
171
В качестве примера на рис. 4.3 дана линеаризованная структурная динамическая схема ти-
пового комбинированного привода, соответствующая блок-схеме на рис. 4.2. Контур сервопри-
вода приведен к единичной обратной связи, при этом учитываются только динамические свой-
ства ЭГУ (апериодическое звено с постоянной времени Тэгу).
На рис. 4.3 обозначено: Кос - коэффициент обратной связи контура сервопривода; Кдсп -
добротность замкнутого контура сервопривода; UBX - управляющее напряжение с бортовой ав-
томатической системы управления ЛА (входной сигнал сервопривода); усп - перемещение вы-
ходного звена сервопривода, пропорциональное UBX; Fy - усилие на рычаге управления, созда-
ваемое летчиком в процессе пилотирования; тр, Ьр, Ср - параметры механической проводки
управления (масса, коэффициент вязкого трения, жесткость пружины автомата усилий [24],
соответственно), приведенные к входной точке бустера; Тр £ р - параметры передаточной
функции (постоянная времени и коэффициенты относительного демпфирования), отражаю-
щей влияние проводки управления и вязкого трения в ЗГР на динамику бустерной системы [4];
Кдб - коэффициент добротности замкнутого контура бустера; Т2, £2, Т3, £3 - параметры переда-
точной функции (постоянные времени и коэффициенты относительного демпфирования), учи-
тывающей динамику бустерной системы с учетом инерционной нагрузки и упругости конст-
руктивных элементов ЛА. Соответствующие выражения для Т , Тр £/, Т2, ^2, Т3, приведе-
ны в [4].
В режиме автоматического или комбинированного управления быстродействие приво-
да в целом определяется двумя последовательно включенными динамическими звеньями -
сервопривода и нагруженного бустера. Это накладывает определенные ограничения по бы-
стродействию, которые могут быть преодолены, например, охватом обоих звеньев общей
отрицательной обратной связью. Если имеет место охват замкнутого сервопривода и бусте-
ра, система в целом приобретает статическую ошибку по положению. Для ее исключения
целесообразно разомкнуть цепь отрицательной обратной связи бустера, при этом после-
дний превращается в силовой исполнительный гидропривод с дроссельным регулировани-
ем скорости, а его интегрирующее звено обеспечивает свойство астатизма замкнутого ос-
новного контура.
Блок-схема 2-х контурного следящего привода с управляющим сервоприводом внутри ос-
новного (внешнего) контура представлена на рис. 4.4. Вспомогательный внутренний контур
сервопривода обеспечивает управление ЗГР основного контура. При этом перемещения усп вы-
бираются в пределах максимального требуемого хода золотника ЗГР, т.е. существенно мень-
шим в сравнении с блок-схемой на рис. 4.2.
Блок-схема на рис. 4.4 впервые была применена в многорежимном комбинированном при-
воде КАУ-120 (см. ниже), приводах РС-1, РС-2 (ВКС «Буран»), а также ряде силовых много-
канальных резервированных приводов для электродистанционных систем управления сверх-
звуковых маневренных самолетов.
4.2. Комбинированные приводы вертолетов
Наиболее типичными представителями номенклатуры комбинированных приводов
для вертолетов, отражающими основные особенности схемотехники и конструкторских
решений для систем этого класса являются приводы КАУ-ЗОБ (РА-60Б), разработанные
предприятием П-МЗ «Восход» в середине 70-х гг. Они использовались в системе управле-
ния тяжелого вертолета В-8 для снижения усилий на рычагах управления. При этом агре-
гаты КАУ-ЗОБ устанавливались в системах продольного и поперечного управления об-
щим шагом несущего винта, а РА-60Б - в системе путевого управления (шагом хвостово-
го винта).
172
Кроме выполнения основных функций необратимых бустеров, разгружающих рычаги уп-
равления от аэродинамических и других сил, агрегаты обеспечивают также комбинированное
управление в режимах демпфирования и стабилизации от бортового автопилота.
В агрегате КАУ-ЗОБ ход выходного звена в режиме автоматического управления ограни-
чен (не более 17% полного хода в бустерном режиме), что является достаточным для основных
полетных режимов вертолета по каналам продольного и поперечного управления. В путевом
канале возможны ситуации существенного расширения диапазона перемещений в автомати-
ческом режиме (вплоть до полного хода бустерного режима), но использование длинноходово-
го сервопривода существенно увеличивает продольные размеры агрегата и его вес. В приводе
РА-60Б эта проблема решена оригинальным способом - введением специального режима мед-
ленной автоматической «перегонки» педалей летчика в пределах полного перемещения с одно-
временной возможностью пересиливания летчиком действия автопилота в этом режиме.
Агрегаты КАУ-ЗОБ и РА-60Б работают от 2-х бортовых гидросистем вертолета в режиме
замещения «горячим» резервом (с переключением). При выходе из строя или отключении обо-
их гидросистем агрегаты преобразуются в жесткие тяги, допуская ручное управление вертоле-
том в ограниченных пределах.
Общий вид агрегатов представлен на рис. 4.5.
Основные технические характеристики приводов КАУ-ЗОБ (РА-60Б):
Рабочая жидкость -
Давление подачи, МПа -
Давление слива, МПа -
Температурный диапазон рабочей жидкости, °C -
Полный ход выходного звена, мм -
Рабочий ход выходного звена, мм -
Полный ход головки относительно штока
при автопилотном управлении, мм -
Максимальный ход золотника бустера,
приведенный к входной точке, мм, не более -
Максимальное (тормозное) усилие, кгс, не менее -
Зона нечувствительности бустера, приведенная
к входной точке, мм, не более -
Средняя скорость движения выходного звена
в режиме бустерного управления под нагрузкой
1400... 1600 кгс, мм/с, не менее -
Максимальная скорость движения выходного
звена без нагрузки в автопилотном режиме, мм/с -
Скорость медленного перемещения выходного звена
без нагрузки в режиме «перегонка», мм/с -
Усилие преодоления движения выходного
звена в режиме «перегонка», кгс -
Усилие трения золотника в режиме бустерного
управления, приведенное к входной точке, кгс, не более -
Коэффициент обратной связи в автопилотном режиме, в/мм, -
АМГ-10
4, 2...8,2
0,7
-60...+80
73...75
±35
11,2...14
1,2 (КАУ-ЗОБ),
2,1 (РА-60Б)
1700
0,25
60 (КАУ-ЗОБ),
50 (РА-60Б)
37...55
2...10
(только для РА-60Б)
31...50
1,8
2
173
Рулевой агрегат КАУ-ЗОБ
Рулевой агрегат РА-60Б
Рис. 4.5. Общий вид агрегатов КАУ-ЗОБ и РА-60Б.
174
Критическая добротность замкнутого контура
при автопилотном управлении, 1/с, не менее - 50
Масса агрегата, кг, не более - 16
Приводы КАУ-ЗОБ и РА-60Б имеют идентичные по функциональному назначению и кон-
структивному исполнению узлы и элементы, различие заключается только в наличии режима
«перегонка» у РА-60Б.
Функциональная схема агрегата КАУ-ЗОБ представлена на рис. 4.6.
Бустерная часть привода выполнена по необратимой схеме, с внутренней единичной обратной
связью и конструктивным исполнением «золотник в штоке» [2]. На штоке 14 закреплена головка 7,
в которой размещены все основные функциональные элементы как бустера, так и сервопривода.
Головка может смещаться относительно штока и поршня 17 в соответствии с сигналами автопило-
та, данное перемещение является выходным сигналом сервопривода и дослеживается бустером.
Таким образом, общее смещение штока 14 в установившемся режиме является алгебраической сум-
мой перемещения входной точки бустера (ушко 21) и перемещения головки относительно штока.
Входная точка бустера качалкой 20 соединена с 4-х щелевым цилиндрическим золотни-
ком 19, осуществляющим регулирование подачи рабочей жидкости в полости силового гидро-
цилиндра 13 через каналы в штоке 14. Гидроцилиндр 13 крепится к конструкции вертолета с
помощью цапф. При ручном (бустерном) управлении обратная связь, обеспечивающая следя-
щий режим, осуществляется за счет перемещения головки вместе с исполнительным штоком и
закрепленной в ней гильзой золотника 19 с рабочими окнами.
Питание агрегата производится от 2-х бортовых гидросистем вертолета (основной и дуб-
лирующей) через клапан переключения 2. При наличии нормального давления в обоих гидро-
системах разность площадей торцев золотника клапана 2 обеспечивает приоритет основной
гидросистемы по питанию. В случае выхода ее из строя (падения давления) давление дублиру-
ющей гидросистемы автоматически переводит золотник клапана 2 на питание привода от этой
же системы и работоспособность привода сохраняется.
Сервопривод агрегата КАУ-ЗОБ включает в себя:
- электрогидравлический усилитель (ЭГУ) золотникового типа, состоящий из электромеха-
нического преобразователя сигналов (ЭМП) 6 и гидроусилителя типа «золотник в золотнике»,
- гидроцилиндр с поршнем 17,
- магнитоэлектрический (индукционный) датчик обратной связи 15, измеряющий смеще-
ние головки 7 относительно штока 14. Движок датчика, закрепленного на головке, соединен
рычажной передачей со штоком 14.
Схема гидроусилителя «золотник в золотнике» также представлена на рис. 4.6. Она вклю-
чает миниатюрный 2-х щелевой управляющий золотник 1, соединенный тягой (толкателем 4) с
якорем ЭМП и расположенный внутри основного распределительного 4-х щелевого золотника
2 сервопривода. Питание гидроусилителя осуществляется от общей гидросистемы агрегата че-
рез редукционный клапан 4 пониженным давлением. Это обеспечивает стабильную работу ус-
тройства при колебаниях давления подачи и уменьшает мощность на перемещение управляю-
щего золотника от ЭМП.
Давление в камере А под торцем распределительного золотника изменяется при регулиро-
вании проходных сечений В и Г за счет смещения управляющего золотника 1 относительно
распределительного. Давление в камере Б постоянно и равно давлению настройки редукцион-
ного клапана. Такая конструкция обеспечивает слежение золотника 2 за золотником 1 с еди-
ничным коэффициентом передачи. При этом золотник 2 занимает такое положение относи-
тельно золотника 1, в котором имеет место равновесие сил давления в камерах А и Б (в устано-
вившемся режиме).
175
J
От pywu
управления
Подача оспоблой
системы “"*
Слид основной
системы -*“ва
Слаб дублирующей
системы
ЭМП
1 - управляющий золотник;
2 - распределительный
золотник;
3 - дроссели;
4 - толкатель
Подача дублирующей
системы
Пмпулос 6*лючения_
на работу __________
gm яомбиниродаммоео
управления
б управляемой
aotauHoaru
1,3- фильтр;
2 - клапан включения;
4 - редукционный клапан;
5 - распределительный клапан;
6 - реле РЭП-8Т (ЭМП);
7 - корпус головки;
8 - штепсельный разъем;
9 - регулировочный дроссель;
10 - клапан кольцевания;
11 - клапан включения комбинирован-
ного управления;
12 - механизм возврата головки;
13 - силовой гидроцилиндр;
14 - исполнительный шток;
15 - индукционный ДОС;
16 - цилиндр комбинированного
управления;
17 - шток;
18 - стопор;
19 - золотник ручного управления;
20 - входная качалка;
21 - ушко
Рис. 4.6. Функциональные схемы агрегата КАУ-ЗОБ и гидроусилителя золотникового типа.
Смещение распределительного золотника вслед за управляющим вызывает открытие ра-
бочих окон и поступление жидкости в полости гидроцилиндра сервопривода, под действием
перепада давления в'которых происходит перемещение головки агрегата относительно штока.
Данное перемещение измеряется ДОС 15 и в виде электрического сигнала подается в электри-
ческий усилитель сервопривода, замыкая контур слежения.
Применение гидроусилителя золотникового типа с внутренней единичной обратной свя-
зью по положению распределительного золотника позволяет обеспечить необходимую точность
управления и быстродействие, а также существенно снизить непроизводительные утечки ра-
бочей жидкости.
Помимо основных функциональных узлов и элементов сервопривод включает ряд вспо-
могательных - ограничительные дроссели 9 в магистралях подвода жидкости от распредели-
тельного золотника к гидродвигателю, клапан кольцевания 10, гидрофиксатор 18, устройство
12 (пружина) принудительного выставления поршня сервопривода в нейтраль.
Включение сервопривода осуществляется подачей импульса давления от внешнего электро-
гидравлического клапана, как показано на схеме. Указанное давление воздействует на поршень
И гидрофиксатора, смещая его в нижнее положение вместе с конусом и освобождая головку от
жесткого сцепления со штоком. Одновременно золотник клапана кольцевания 10 переводится в
крайнее правое положение, разъединяя полости 16 гидроцилиндра. Сервопривод готов к работе.
Влияние пружины 12 преодолевается его рабочим усилием в процессе функционирования.
При снятии давления включения золотник клапана 10 закольцовывает полости гидроцилинд-
ра 16, пружина 12 выставляет головку в нейтраль, а конус гидрофиксатора закрепляет ее в этом
положении. Распределительный золотник 5 сервопривода может перемещаться при этом в соот-
ветствии с управляющими электрическими сигналами (если они имеются), но его выходной рас-
ход также кольцуется клапаном 10. Указанные сигналы поступают в агрегат через элекгроразъем 8.
Потеря давления в обоих гидросистемах питания также приводит к фиксации головки от-
носительно штока в среднем положении. Агрегат превращается в жесткую тягу и может пере-
мещаться вместе с нагрузкой летчиком вручную. Кольцевание полостей гидроцилиндра бусте-
ра не предусмотрено и переток жидкости между ними осуществляется через рабочие окна бус-
терного золотника 19 (со значительным сопротивлением).
При этом между входной и выходной точками бустера образуется свободный ход (люфт) в
пределах полного хода золотника 19. В режиме ручного управления усилия на рычагах летчика
существенно возрастают, что резко ограничивает управляемость вертолета.
Конструкция агрегата КАУ-ЗОБ иллюстрируется элементами сборочного чертежа на рис. 4.7.
Как указывалось выше, полный ход головки агрегата относительно штока в режиме авто-
пилотного управления не превышает 17% полного хода бустера. Этого вполне достаточно для
управления вертолетом по каналам продольного и поперечного управления (шагом основного
винта) в типовых полетных режимах. Малый ход сервопривода позволяет сократить продоль-
ные размеры и вес агрегата, а значительный запас хода по бустерной части дает возможность
летчику преодолеть вручную возможный отказ сервопривода, связанный с уходом головки в
одно из крайних положений.
Вместе с тем путевое управление (шагом хвостового винта) требует расширения режима
автопилотного управления до 100% хода бустера. Одним из способов реализации данного тре-
бования без существенной доработки агрегата является использование принципа «перегонки»,
реализованного в агрегате РА-60Б.
Функциональная схема этого агрегата представлена на рис. 4.8. Она полностью идентична
схеме на рис. 4.6 за исключением дополнительных конструкторских усовершенствований, по-
зволяющих осуществить режим «перегонки». Схема на рис. 4.8 соответствует положению эле-
ментов агрегата именно в этом режиме.
177
00
4 - вилка штепсельного разъема;
5 - втулка цилиндра;
6 - цилиндр;
7 - поршень;
8 - гайка цилиндра;
9 - контровка;
клапана;
13,15,16- болт;
14 - пробка клапана включения;
17 - штуцер клапана включения
комбинированного управле-
ния;
21 - тяга;
22 - рычаг;
24 - пробка стопора;
25 - штуцер слива;
26 - регулировочный винт,
27 - шпонка;
31 - пробка редукционного
клапана;
33 - ушко;
35 - качалка;
36 - эксцентриковый болт;
37 - серьга.
Рис. 4.7. Конструкция агрегата КАУ-ЗОБ.
1,3-фильтр;
2 - клапан включения;
4 - редукционный клапан;
5 - распределительный
клапан;
6-реле РЭП-8Т (ЭМП);
7 - корпус головки;
8 - штепсельный разъем;
9 - регулировочный дроссель;
10 - клапан кольцевания;
11 - клапан включения
комбинированного
управления;
12 - механизм возврата
головки;
13 - силовой гидроцилиндр;
14 - исполнительный шток;
15 - индукционный ДОС;
16 - цилиндр комбинирован-
ного управления;
17 - шток;
18 - стопор;
19 - золотник ручного управ-
ления;
20 - входная качалка;
21 - ушко;
22 - регулировочный винт;
23 - пружина;
24 - стакан;
25 - тяга;
26 - рычаг;
27 - концевой микровыключа-
тель
Рис. 4.8. Функциональная схема и скоростная характеристика агрегата РА-60Б.
При большой величине сигнала на входе сервопривода головка становится в крайнее по-
ложение (на упор), как показано на рис. 4.8. При неподвижной входной точке бустера 21 ры-
чаг 20 поворачивается и смещает своим верхним концом золотник бустера 19, что обеспечи-
вает движение поршня бустера на дослеживание перемещения сервопривода. Нижний конец
рычага 20 через тягу 25 поворачивает механизм «перегонки» 26 и последний упирается под-
пружиненным торцем в ограничительный винт 22. Это не позволяет рычагу 21 отклониться
на достаточную величину для полного закрытия золотника 19 и, следовательно, остановки
выходного звена агрегата. Золотник оказывается смещенным на некоторую фиксированную
величину М (рис. 4.8) относительно среднего положения и выходное звено продолжает дви-
гаться с постоянной (небольшой) скоростью вместе с головкой и, через механическую про-
водку, с педалями в кабине летчика. Стабильная скорость «перегонки» обеспечивается спе-
циальной формой скоростной характеристики бустера, как показано на рис. 4.8. Винты 22
регулируются таким образом, чтобы смещение золотника М при «перегонке» находилось в
середине горизонтального участка характеристики. Это обеспечивает стабильную скорость
«перегонки» независимо от изменений эксплуатационных параметров.
«Перегонка» продолжается до тех пор, пока на вход сервопривода не поступит от автопи-
лота сигнал обратного знака и головка не сойдет с крайнего положения относительно штока 14.
После этого сервопривод обеспечивает перемещение выходного звена в пределах 17% полного
хода бустера, как и в агрегате КАУ-ЗОБ.
При установке поршня сервопривода на упор, когда включается режим «перегонки», одно-
временно срабатывает один из микровыключателей 27, замыкающий цепь управления внеш-
ней электромагнитной муфты. Последняя отключает механизм искусственной загрузки педа-
лей, что позволяет устранить рывок педалей при подключении этого механизма после оконча-
ния режима «перегонки».
В процессе «перегонки» летчик всегда имеет возможность ножного управления, прилагая
к педалям усилие, достаточное для сжатия пружины 23 механизма «перегонки». При этом вос-
станавливается обычный бустерный режим функционирования агрегата.
Конструкция агрегата РА-60Б иллюстрируется элементами сборочного чертежа на рис. 4.9,
а также чертежа узла агрегата с механизмом «перегонки» (рис. 4.10).
Обобщая изложенное выше, можно сформулировать основные схемотехнические и конст-
руктивные особенности агрегатов КАУ-ЗОБ и РА-60Б:
• бустерная часть выполнена по схеме «золотник в штоке» с внутренней единичной обрат-
ной связью, характеризующейся компактностью и отсутствием кинематических рычажных зве-
ньев для суммирования механических сигналов,
• выходное перемещение сервопривода формируется в виде смещения головки относительно
общего штока, что определяется выбранной конструктивной схемой бустерной части,
• в агрегатах используется экономичный и быстродействующий гидроусилитель золотни-
кового типа, выполненный по схеме «золотник в золотнике»,
• в качестве устройства электрической обратной связи сервопривода применен высо-
конадежный бесконтактный индукционный датчик, обладающий большим техническим ре-
сурсом,
• с целью повышения плавности управления и динамической устойчивости гидромехани-
ческой системы управления вертолета в распределительный золотник бустера встроен демп-
фер на основе шарикового обратного клапана,
• для подвода жидкости от золотникового гидрораспределителя к полостям силового гид-
роцилиндра использованы внутренние каналы в штоке, что позволяет исключить внешние тру-
бопроводы или шарнирные соединения,
• в агрегатах широко используются стандартные и унифицированные узлы и элементы.
180
00
1 - головка;
2 - пробка фильтра;
3 - шлиц-шарнир;
10,34 - масленка;
11 - наконечник;
12 - пробка распределительного
18 - винт;
19 - распределитель;
20 - шток;
27 - шпонка;
28 - гайка;
29 - дроссель;
4 - вилка штепсельного разъема; клапана; 21 - тяга; 30,32 - штуцер подачи;
5 - втулка цилиндра; 13,15,16 - болт; 22 - рычаг; 31 - пробка редукционного клапана;
6 - цилиндр; 14 - пробка клапана включения; 23-ДОС; 33 - ушко;
7 - поршень; 17 - штуцер клапана включения 24 - пробка стопора; 35 - качалка;
8 - гайка цилиндра; комбинированного управле- 25 - штуцер слива; 36 - эксцентриковый болт;
9 - контровка;
ния;
26 - регулировочный винт; 37 - серьга;
121 - кожух механизма “перегонки”.
Рис. 4.9. Конструкция агрегата РА-60Б.
1 - головка;
20 - шток;
33 - ушко;
76 - стопор;
117 - эксцентриковый болт;
119 - шарикоподшипник;
121 - кожух;
122 - регулировочный винт;
123,129 - качалка;
124 - стакан;
125,128,133-болт;
126 - пружина;
127 - вилка;
130 - скоба;
131 - стойка;
132 - кронштейн;
134 - микровыключатель
Рис. 4.10. Конструкция механизма “перегонки” агрегата РА-60Б.
Все основные схемные и конструкторские решения, использованные при создании агрега-
тов КАУ-ЗОБ и РА-60Б защищены авторскими свидетельствами, а многие из них внедрены в
последующих разработках.
Примером такой разработки может являться агрегат КАУ-110, представляющий собой усо-
вершенствованный вариант агрегата РА-60Б с использованием улучшенной элементной базы.
При создании агрегата был учтен опыт производства и эксплуатации предшествующих моде-
лей, при аналогичцом назначении. Режим «перегонки» реализован для всех каналов управле-
ния вертолета.
Общий вид агрегата КАУ-110 (серия 01) представлен на рис. 4.11. Там же показана функ-
циональная схема и конструкция механизма «перегонки».
Технические характеристики в сравнении с РА-60Б изменены незначительно:
• несколько увеличено давление подачи (до 6,3...9МПа) и снижено давление слива до
0,5МПа,
• уменьшено максимальное (тормозное) усилие до 1000 кгс, а также максимальный ход
золотника по входной точке в бустерном режиме (до 1,6 мм),
• максимальная скорость холостого хода возросла до 95 мм/с,
• усилие трения золотника, приведенное к входной точке бустера уменьшено до 1 кгс,
• полный ход штока при работе сервопривода составляет 12,5... 15 мм (18% максимального
хода бустера),
• максимальная скорость движения выходного звена в автопилотном режиме при холос-
том ходе находится в пределах 21...40 мм/с,
• масса агрегата снижена до 15 кг.
Согласно функциональной схеме на рис. 4.11 значительные изменения претерпела конст-
рукция агрегата:
1. Головка жестко соединена с исполнительным штоком 22 и не имеет возможности отно-
сительного перемещения по сигналам автопилота. Поршень сервопривода со штоком 12 вы-
полнен отдельным узлом (с сопутствующими элементами - стопором 13, ДОС 20 и механиз-
мом «перегонки») и перемещается в головке. Суммирование перемещений входной точки бу-
стера и поршня сервопривода при комбинированном управлении осуществляется с помощью
рычага 7.
Это дало возможность упростить и удешевить конструкцию и технологию изготов-
ления головки, облегчить регулировку (она может быть выполнена отдельно) и сборку
агрегата.
2. Гидроусилитель золотникового типа, характеризующийся сравнительно низкой темпе-
ратурной стабильностью и чувствительностью к загрязнению рабочей жидкости заменен на
гидроусилитель сопло-заслонка статического типа (с пружинами на золотнике).
3. Взамен цилиндрического золотникового гидрораспределителя бустера применен
высоконадежный распределитель с плоским золотником, отличающийся малой чувстви-
тельностью к загрязнению жидкости и линейностью характеристик. Распределитель снаб-
жен поршневым демпфером с калиброванным отверстием малого диаметра (сечение А-А
на рис. 4.11).
4. В агрегате использованы конструктивно и технологически отработанные унифициро-
ванные узлы - универсальный гидрораспределитель с плоским золотником УР-4Д и ЭГУ со-
пло-заслонка УГ-50.
5. Из схемы исключен отдельный клапан кольцевания полостей цилиндра сервопривода
при отключении автопилотного режима, что позволило упростить и удешевить конструкцию, а
также повысить ее надежность.
Он совмещен с клапаном 6 включения автопилотного управления.
183
Принцип действия ЭГУ сопло-заслонка статического типа основан на равновесии и дисбалан-
се гидравлического моста, включающего 2 одинаковых постоянных (балансных) дросселя 4 и 24 и
2 регулируемых, образованных соплами 2 и 26 и расположенной между ними заслонкой 27. После-
дняя укреплена на якоре ЭМП 1. При отсутствии электрического тока в обмотках управления ЭМП
якорь с заслонкой занимает среднее положение, зазоры между соплами и заслонкой равны и мост
сбалансирован. Давления под торцами золотника 5 одинаковы и он находится в нейтральном поло-
жении, запирая камеры,! 1 гидроцилиндра сервопривода, поршень которого неподвижен.
При подаче электрического тока в обмотки ЭМП заслонка смещается в соответствующую
сторону, проводимости регулируемых дросселей изменятся и равновесие моста сопло-заслон-
ка нарушится. Возникающая при этом разность давлений смещает золотник 5 и открывает дос-
туп жидкости в камеры гидроцилиндра сервопривода. Поршень перемещается в одну из сто-
рон. Если полярность электрического сигнала изменится, золотник сместится в другом направ-
лении и поршень движется в противоположном направлении. Сила тока управления определя-
ет величину скорости смещения поршня.
Распределитель УР-4Д содержит плоский золотник, выполненный в форме кольца и пере-
мещающийся поступательно с помощью специального рычага-водила. Последний соединен с
входным валом распределителя. Схема работы плоского золотника показана на рис. 4.11. Осо-
бенностью работы распределителей с плоским золотником является способность к самоочи-
щению, поскольку золотник имеет возможность «всплывать» над распределительной плитой с
дросселирующими отверстиями в случае попадания твердой частицы загрязнения в рабочий
зазор. При этом нарушается режим обтекания золотника в зазоре и создается концентрация
давления в зоне нахождения частицы, обуславливающая «всплытие» золотника с отжимом вер-
хней плиты. После этого частица загрязнения смывается струей жидкости на слив. Процесс
самоочищения носит динамический характер и занимает небольшое время.
Если частица оказывается в верхнем зазоре (над золотником), отжимается только верхняя
плита с аналогичным эффектом.
В агрегате КАУ-110 также предусмотрена возможность автоматического перехода с режи-
ма комбинированного управления на режим «перегонки».
При переходе поршня сервопривода в любое из крайних положений упоры 8 (рис. 11) пре-
пятствуют повороту входной качалки 7 в сторону смещения бустерного золотника к нейтрали,
т.е. имеет место отключение жесткой механической обратной связи в бустерной части агрегата.
В этом случае исполнительный шток 22 продолжает двигаться с небольшой скоростью в ту же
сторону и через входную точку бустера смещает механическую проводку вместе с рычагом уп-
равления соответствующего канала.
Особенностью функционирования КАУ-110 в системе управления вертолета является при-
менение в качестве загрузочного устройства проводки управления специального гидравличес-
кого демпфера. Как показал опыт эксплуатации агрегата РА-60Б, использование такого уст-
ройства (имитирующего увеличение вязкого трения в проводке) стабилизирует режим «пере-
гонки» при воздействии внешних факторов, в частности скорость движения.
Как и в агрегате РА-60Б всегда имеется возможность пересиливания летчиком механизма
«перегонки» и сохранение режима ручного управления с перекладкой выходного звена агрега-
та в сторону, обратную «перегонке».
4.3. Комбинированный привод системы управления самолета
В рамках реализации различных направлений в «самолетной» тематике предприятия ПМЗ
«Восход» были разработаны образцы комбинированных приводов для систем управления са-
молетов различных классов. Примером таких конструкций может служить, например, агрегат
184
Подача
Основная
система
Аудирующая
система
_______-в
Ладача
Управляющая
точка агрегата
Слиб
Слиб
24
25
26
27
Импульс ЗоЬеыия но
5 комбиниробоннам режиме
Полость I полость и
цап<ры цилиндра ислабио
подернуты на За
Механизм “перегонки”:
1 - пломба; 2 - винт; 3 - упор; 4- сферическая
пята; 5 - качалка.
womuaKOM
Схема работы распределительного устройства с плоским
(вращательное движение золотника целебно заменено поступательным)
С-слаб, П-подача ПГполость!, Пя•полостьИ
nt п nt С
П Пг С
1ЦП ЛгС
Управляющая точка агре-
гата перемещается впра-
во, а распределительны!
диск - влево
Управляющая точка агре-
гата и распределитель-
ный диск не подвижны
Управляющая точка агре-
гата перемещается влево,
а распределительны!
диск - вправо
1 - электромеханический преобразователь сигналов; 2, 26 - сопла; 3 - гидроусилитель; 4, 24 -
дроссели; 5 - распределитель; 6 - клапан включения; 7 - входная качалка; 8 - упор; 9 - пята;
10, 23 - пружины; И - камеры цилиндра рулевой машины; 12 - шток рулевой машины; 13 -
стопор; 14 - демпфер; 15 - распределитель ручного управления; 16 - жиклер; 17 - шариковый
обратный клапан; 18 - клапан переключения; 19 - фильтр; 20 - датчик обратной связи; 21 -
силовой гидроцилиндр; 22 - исполнительный шток; 25 - редукционный клапан; 27 - заслонка.
Рис. 4.11. Функциональная схема, общий вид и
конструкция механизма перегонки агрегата КАУ-110.
КАУ-125, используемый в системе управления цельноповоротным стабилизатором самолета
СУ-24. Разработка агрегата позволила апробировать ряд принципиально новых технических и
схемных решений, не только обобщающих опыт целого ряда предшествующих разработок, но и
определяющих тенденции проектировании на последующие годы. Так, многие особенности
конструкции агрегата КАУ-125 были использованы при создании на предприятии ряда сило-
вых электрогидравлических многоканальных резервированных приводов для электродистан-
ционных систем управления скоростных маневренных самолетов.
Агрегат имеет следующие основные технические характеристики:
Рабочая жидкость -
Номинальное давление подачи, МПа -
Номинальное давление слива, МПа -
Рабочий ход входной точки в бустерном режиме, мм -
Рабочий ход выходного звена, мм - -
Максимальное усилие на выходном звене, кгс
при работе от 2-х гидросистем -
при работе от одной гидросистемы -
Максимальная скорость холостого хода, мм/с -
Ход бустерных золотников, приведенный к входной точке, мм -
Зона нечувствительности бустера, приведенная
к входной точке, мм, не более -
Усилие на перемещение входной точки, кгс, не более
страгивания -
при скорости перемещения выходного звена 70 мм/с -
Максимальная скорость движения выходного звена при
работе сервопривода, мм/с -
Зона нечувствительности при
работе сервопривода, мА, не более -
Смещение нуля при работе сервопривода
в процессе эксплуатации, мА, не более -
Время запаздывания в автопилотном режиме, с, не более -
Ход выходного звена агрегата в автопилотном режиме
(при неподвижной входной точке привода), мм -
Усилие на входной точке бустера для
преодоления гидрофиксатора, кгс -
Масса агрегата, кг, не более -
АМГ-10
21
0,5
110
220
21700...26450
10850... 13225
150...170
4...6
0,6
1,3
3
100...150
1,5
1,5
0,04
± (5,5...6,5)
25...35
48
Функциональная схема агрегата КАУ-125 представлена на рис. 4.12. Его схемотехничес-
кие особенности сводятся к следущим:
1. Агрегат выполнен по 2-х камерному принципу с питанием от двух независимых борто-
вых гидросистем самолета (с использованием параллельного дублирования источников гидро-
питания). В отличие от рассмотренных выше агрегатов здесь отсутствует золотниковый кла-
пан переключения гидросистем, что существенно повышает надежность работы привода.
2. Бустерная часть агрегата выполнена по схеме с кинематической обратной связью и отри-
цательным коэффициентом передачи, равным 2 [4]. Данная схема обеспечивает повышенную
динамическую устойчивость гидромеханической системы управления самолета, а также более
высокие демпфирующие свойства по отношению к рулевому флаттеру.
186
1 - гидродвигатель;
2 - выходное звено;
3 , 41 - распределительный
золотник;
4 ,42 - дроссельный распреде-
литель жидкости;
5 - ограничитель хода золот-
ников;
6 - гидрофиксатор;
7 - шарнир;
8 - входная качалка;
9 - тяга демпфера;
10 - дифференциальная
качалка;
11,15,19, 22,26,27,36,38,48-
пружина;
12 - микропереключатели;
13 - силовая втулка;
14 - шток-поршень;
16 - шток демпфера;
17 - сервоцилиндр;
18 - стопор;
20,25, 29,39 - плунжер;
21 - клапан кольцевания;
23,45 - датчик обратной связи;
24, 28 - электроклапан;
30 - ЭМП;
31 - заслонка;
32 - ЭГУ;
33 - сопла;
34 - дроссели;
35 - редукционный клапан;
37 - золотник;
40 - опорная шайба;
43 - обратный клапан;
44 - фильтр;
46 - рычажная передача;
47 - тяга гидрофиксатора
00
Рис. 4.12. Функциональная схема агрегата КАУ-125.
3. Гидродвигатель с тандемно расположенными камерами I и II имеет ограниченную диф-
ференциальность (с использованием компенсационного штока), что позволяет существенно со-
кратить продольные размеры агрегата и уменьшить массу.
4. В качестве основных гидрораспределителей, управляющих гидродвигателями агрегата
используются высоконадежные плоские золотники, малочувствительные к загрязнению рабо-
чей жидкости.
5. Агрегат допускает работу в электрогидравлическом режиме (с отключением бустер-
ной части), что позволяет использовать его в псевдоэлектродистанционных системах управ-
ления, где основной электрический канал управления дублируется резервным гидромехани-
ческим.
6. В конструкции широко используются унифицированные узлы и элементы, в том числе
гидравлические электроклапаны, плоские золотниковые распределители поворотного типа,
малогабаритный быстродействующий ЭГУ сопло-заслонка УГ-ЗОА с центрирующими пру-
жинами на золотнике, высокоэффективные индукционные датчики линейного перемеще-
ния и т. п.
В соответствии со схемой на рис.4.12 давление подачи из бортовых гидросистем самолета
через обратные клапаны 43 (предназначенные для уменьшения просадки выходного звена при
силовой перегрузке), встроенные фильтроэлементы 44 поступает к основным гидрораспреде-
лителям 4,42 с плоскими золотниками 3,41. Золотники синхронно управляются от рычажной
передачи 46 с ограничителем хода 5.
В бустерном режиме работы перемещение входной точки бустера А (от рычага управле-
ния в кабине летчика через механическую проводку) с помощью качалки 8 и дифференци-
альной качалки 10 передается на рычажную передачу 46 и далее к основным гидрораспреде-
лителям. При этом выходное звено сервопривода («демпфера») 16 с тягой 9 зафиксировано
стопором 18 в среднем положении. Рабочая жидкость от основных гидрораспределителей
поступает в камеры гидродвигателя и выходное звено 2 перемещается в направлении, проти-
воположном перемещению точки А. Жесткая отрицательная обратная связь через систему
рычагов 8, 10 возвращает золотники в нейтральное положение, при этом перемещение вы-
ходного звена прямо пропорционально смещению входной точки А от среднего положения.
Коэффициент пропорциональности определяется соотношением плеч рычага обратной свя-
зи - качалки 8.
Принцип работы гидрораспределителя с плоским золотником в агрегате КАУ-125 иллюс-
трируется рис. 4.13. Здесь применен плоский золотник поворотного типа относительно оси 5 с
боковым приводом. Принцип его работы в основном соответствует рассмотренному выше для
агрегата КАУ -110.
Для реализации автопилотного (электрогидравлического) режима работы в электрокла-
паны 25 и 28 подается сигнал на включение и давление рабочей жидкости поступает в ЭГУ, на
стопор 18 и клапан кольцевания 21. Поршень сервопривода освобождается и подключается к
выходу ЭГУ. Сервопривод готов к работе.
Одновременно давление от клапана 24 поступает к гидрофиксатору 6, шток которого уста-
навливает шарнир 7 в определенное положение. При этом точка В фиксируется в неподвиж-
ном состоянии и перемещение выходного звена сервопривода 16 через тягу 9 и качалку 10 пе-
редается к рычажной передаче 46 и далее к основным гидрораспределителям. Выходное звено
2 приходит в движение, поворачивая рулевую поверхность самолета, а сигнал электрической
обратной связи с ДОС 45 основного контура поступает в электрический усилитель привода.
Тем самым обеспечивается слежение выходного звена за электрическими сигналами системы
управления.
188
1 - плоская шайба;
2 - опорное кольцо;
3 - крышка распределителя;
4 - плоский золотник;
5 - ось.
Рис. 4.13. Схема работы распределителя с плоским поворотным золотником.
189
Поскольку точка В рычага обратной связи в этом режиме неподвижна, в процессе движения
выходного звена рычаг вместе с входной точкой А также смещается и перемещает одновременно
через механическую проводку ручку управления в кабине летчика, выдавая ему информацию о
функционировании автопилота. Летчик может всегда восстановить ручное управление, прикла-
дывая к ручке (и, следовательно, к входной точке А) усилие, достаточное для сжатия пружины 48
гидрофиксатора. Точка В получает возможность перемещения, обеспечивая рычажной системе
способность управлять тягой 46 и через нее основными гидрораспределителями.
В режиме комбинированного управления работают одновременно электрический и механи-
ческий входы. При этом включен только электроклапан 28, клапан 24 обесточен. Дифференци-
альная качалка 10 в этом режиме является суммирующим элементом для перемещений рычага 8
(ручное управление) и штока сервопривода 16. Таким образом, суммарное входное перемещение
сравнивается с помощью механической обратной связи с перемещением выходного звена 2.
Однако в данном режиме сервопривод обеспечивает только часть этого перемещения
(± 5,5...6,5 мм) в обе стороны от положения, заданного точкой А при ее неподвижном положе-
нии в диапазоне 94% полного хода.
Этого достаточно для уверенного демпфирования колебаний самолета в короткопериоди-
ческом движении, а также траекторного управления.
Если по какой-либо причине электрические сигналы на входе сервопривода превышают уро-
вень, соответствующий максимальному смещению выходного звена, концевые микровыключа-
тели 12 отключают сервопривод и сохраняется только бустерный режим ручного управления.
Конструкция агрегата КАУ-125 иллюстрируется элементами сборочного чертежа на рис. 4.14.
Агрегат состоит из 3-х составных частей - узла сервопривода с сопутствующими элементами,
узла гидрораспределителей и блока гидродвигателей, соединенных между собой. В конструкцию
входит также система рычагов и качалок для суммирования и передачи механических сигналов.
В сервоприводе агрегата использован малогабаритный унифицированный ЭГУ типа УГ-ЗОА,
разработанный предприятием ПМЗ «Восход». Его размеры и вес существенно ниже, чем ЭГУ типа
УГ-50 (агрегат КАУ-110). Схема и принцип работы обоих ЭГУ идентичны (см. выше). В УГ-ЗОА
применен высокоэффективный ЭМП поляризованного типа (с подмагничиванием от постоянных
магнитов) с мостовой схемой магнитной цепи марки ПЭМ-5Б, также разработанный и внедренный
на предприятии. Особенностью конструкции ЭГУ является использование миниатюрных сопел и
однодиафрагменных дросселей, комплектуемых попарно по проливочным характеристикам.
В агрегате применены специальные индукционные бесконтактные ДОС линейного пере-
мещения: датчик ИД-5 используется в сервоприводе и рассчитан на перемещение ±10 мм, дат-
чик ИД-4 устанавливается в полом штоке гидродвигателя и обеспечивает измерение переме-
щения выходного звена агрегата до ± 110 мм. Датчики разработаны предприятием и широко
используются в целом ряде конструкций.
4.4. Блоки комбинированных приводов (рулевые системы) для вертолетов
Важным направлением развития приводных систем пилотируемых ЛА, в основном - вер-
толетов, с середины 70-х годов явилась их дальнейшая интеграция,т.е. конструктивное объеди-
нение нескольких комбинированных приводов различных органов управления в единый ком-
пактный блок, получивший название рулевой системы (РС). Это позволило обеспечить неко-
торое улучшение массо-габаритных показателей РС в сравнении с раздельной установкой при-
водов, повышение надежности и ремонтопригодности, снижение числа гидросоединений. Так,
создание рулевой системы PC-60 (РС-60М) для вертолета КА-32 дало возможность исклю-
чить 18 трубопроводов и 9 гидравлических клапанов, что снизило интенсивность возможных
отказов на 11 % при сохранении суммарного веса приводного комплекса.
190
1 - узел демпфера с гидроусилителем;
4 - узел распределителей жидкости;
8 - узел гидродвигателя;
11 - соединительная тяга;
18 - входная качалка;
24 - дифференциальная качалка.
Рис. 4.14. Конструкция агрегата КАУ-125.
/7
Рис. 4.14. Конструкция агрегата КАУ-125 (продолжение).
192
Функциональная схема РС-60 представлена на рис. 4.15, а схема размещения на вертолете -
на рис. 4.16. Она объединяет 4 комбинированных агрегата - для управления по тангажу, крену,
курсу, а также общим шагом винта. PC содержит в себе ряд элементов гидросистемы питания
приводов - фильтры, датчики и сигнализаторы давления, клапаны автоматического переключе-
ния гидросистем (дублированные), предохранительные клапаны, электрогидравлические клапа-
ны отключения гидросистем.
РС-60М питается от 2-х независимых гидросистем вертолета и в условиях эксплуатации
взаимозаменяема.
Согласно рис. 4.15 конструктивное исполнение всех 4-х приводов одинаково, каждый из них
содержит гидромеханическую часть на основе однокамерного бустера с плоским золотниковым
гидрораспределителем (типа УР-4Д), а также одноканальный электрогидравлический сервоп-
ривод стандартного исполнения. Последний включает ЭГУ сопло-заслонка статического типа с
встроенным редукционным клапаном (УГ-50А) и цилиндрическим золотником, управляющим
поршнем гидродвигателя. Поршень фиксируется гидромеханическим стопором с устройством
принудительного приведения в нейтраль. Датчик обратной связи индукционного типа. В состав
сервопривода входит также электрогидравлический клапан включения и клапан кольцевания.
Левая часть схемы на рис. 4.15 относится к гидравлической части PC, функционально вхо-
дящей в систему гидропитания рулевого блока. Она содержит дублированные клапаны пере-
ключения, фильтры в линиях подачи и слива, предохранительные клапаны, набор сигнализа-
торов и датчиков давления, электрогидравлический клапан искусственного переключения гид-
росистем при наземных проверках.
Основные технические характеристики приводов РС-60М:
Рабочая жидкость - АМГ-10 ГОСТ6794-75
Полный ход выходного звена, мм
в бустерном режиме - 67,5...68,5
в автопилотном режиме - 13,3... 14,7
Полный ход входной точки бустера, мм - 76...80
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс
каналов тангажа, курса, крена - 1000... 1200
канала управления общим шагом - 2000...2400
Максимальная скорость выходного звена без нагрузки
в бустерном режиме, мм / с - 50...63
Скорость движения выходного звена в автопилотном
режиме при токе обмоток ЭМП 3 мА, мм / с - 25...37
Зона нечувствительности
в бустерном режиме, мм, не более - 0,5
в автопилотном режиме, мА, не более - 0,25
Давление подачи, МПа - 6,4...9
Давление переключения с основной на
дублирующую гидросистему, МПа - 4,5 ...5,5
Активное сопротивление обмотки ЭМП, Ом - 5100...6900
Максимальный ток управления в обмотке ЭМП, мА - 5
Предельный температурный диапазон применения
по рабочей жидкости, град. С - -60...+85
Масса PC с рабочей жидкостью, кг, не более - 90
Общий вид системы дан на рис. 4.17.
193
co
4X
Рис. 4.15. Функциональная схема рулевой системы РС-60М.
1,11,13,27,46-фильтр;
2,10 - датчик давления;
3,4,6 - сигнализатор
давления;
5 - клапан переключения;
7 - обратный клапан;
8 - штепсельный разъем;
9,24,44 - дроссель;
12,47 - предохранительный
клапан;
14 - клапан кольцевания;
15 - опорное кольцо;
16 - золотник;
17 - пята;
18 - рычаг;
19 - ЭГУ;
20 - ЭМП;
21 - заслонка;
22 - сопло;
23 - редукционный клапан;
25 - вилка;
26 - распределитель;
28 - поршневой демпфер;
29-ДОС;
30 - стопор;
31,45 - электрокран;
32,41,42,43 - рулевой
привод;
33,40 - гидроцилиндр;
34 - рычаг управления;
35,37 - качалка;
36,38 - тяга;
39 - шатун.
КА-32
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
1 РС-60 Блок комбинированных агрегатов управления по тангажу, крену, курсу, шаг-газ 1
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
1 РС-80А Блок комбинированных агрегатов управления 1
Рис. 4.16. Схемы размещения рулевых систем на вертолетах КА-32, КА-50.
195
с©
ст>
Рис. 4.17. Общий вид рулевой системы РС-60М с габаритно-
присоединительными размерами (начало).
1 - блок фильтров;
2 - усилитель электрогидравлический;
3 - датчик обратной связи;
4 - стопор;
5 - гидрораспределитель;
6 - рулевой механизм верхний;
7 - рычаг управления;
8 - качалка;
9 - блок цилиндров;
10 - рулевой механизм нижний;
11 - клапан переключения;
12 - штуцер слива отстоя;
13 - электрокран включения комбинированного управления (ЭМ1,
ЭМ2);
14 - сигнализаторы перехода на работу от дублирующей системы
(СДЗ, СД4);
15 - электрокран переключения на дублирующую систему (ЭМ);
16 - штуцеры гидросистем;
17 - штуцер к вспомогательным потребителям;
18 - датчик давления основной системы (ИП1);
19 - фильтр;
20 - разъем электросоединителя рулевого привода (Ш1, Ш2);
21 - клапан предохранительный;
22 - датчик давления дублирующей системы (ИП2);
23 - сигнализатор давления дублирующей системы (СД2);
24 - сигнализатор давления основной системы (СД1).
Рис. 4.17. Общий вид рулевой системы РС-60М с габаритно-
присоединительными размерами (окончание).
В связи с продажей партии вертолетов КА-32 в Канаду (конструктивная модификация
КА-32 Al 1 ВС) система РС-60М была доработана под международные требования летной год-
ности FAR и в составе вертолета с обозначением PC-60 F получила сертификат Канады.
Доработка состояла в использовании 2-х камерных бустеров (вместо однокамерных в
РС-60М), снабженных цилиндрическими дублированными золотниками. В случае заклинива-
ния основного золотника 12 в гильзе 4, последняя выполняет функции дублирующего, смеща-
ясь летчиком вручную (через заклиненный золотник и с возрастанием усилий на управление)
и обеспечивая приемлемое управление гидродвигателем соответствующего бустера. При этом
необходимо отметить, что заклинивание основного золотника в области его больших открытий
обуславливает существенные внутренние перетечки жидкости в процессе работы дублирую-
щего и уменьшение располагаемых усилий привода.
Одновременно срабатывает микропереключатель 3 сигнализации летчику о переходе на
работу от дублирующего золотника.
Дополнительно в PC-60 F введено (по просьбе заказчика) устройство искусственного зак-
линивания основного золотника, позволяющее проводить тренировку летчиков по пилотиро-
ванию вертолета с приводами, работающими на дублирующих золотниках. Отличительной осо-
бенностью рулевой системы PC-60 F является также возможность нормальной работы не толь-
ко на масле АМГ-10, но и ряде рабочих жидкостей, используемых в зарубежной авиации:
- Aeroshell fluid 41 MIL-H-5606F,
- Grade ОМ-15 DEFSTAN 91-48 / 1
Grade superclean AIR 3520 / B,
- Brayco micronic 756 D MIL-H-5606F,
- Royco micronic 756 В MIL-H-5606F,
- FH 51 AIR 3520/В,
- FH 15 MIL-H-5606F
DEFSTAN 91-48/1.
Все указанные жидкости совместимы с АМГ-10 и при переходе с одной на другую перекон-
сервации и подрегулировки PC-60F не требуется.
При отказе одной из гидросистем вертолета все характеристики приводов блока сохраня-
ются кроме развиваемого усилия, снижающегося вдвое.
Функциональная схема системы PC-60 F представлена на рис. 4.18.
Основные технические характеристики PC-60 F, имеющие отличие от РС-60:
Полный ход выходного звена в бустерном режиме, мм
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кге
каналов тангажа, курса, крена
канала управления общим шагом
Максимальная скорость выходного звена
без нагрузки, мм / с
Скорость движения выходного звена в автопилотном
режиме при токе обмоток ЭМП 3 мА, мм / с
- 67...6Э
- 1000... 1200 (на
одной гидросистеме)
- 2000...2400 (на
двух гидросистемах)
- 2000...2400 (на
одной гидросистеме)
- 4000...4800 (на
двух гидросистемах)
- 40...73
- 21...40
198
1 - усилитель электрогид-
равлический (ЭГУ);
2 - блок управления;
3 - микропереключатель;
4 - гидрораспределитель
(золотник) резерв-
ный;
5 - клапан предохрани-
тельный;
6 - сигнализатор давле-
ния;
7 - электрический датчик
давления;
8 - клапан электромаг-
нитный;
9 - фильтр;
10 - блок гидроцилинд-
ров;
11 - шток поршня гидро-
двигателя;
12 - гидрораспределитель
(золотник) главный;
13 - шток поршня сервоп-
ривода;
14 - гидростопор;
15 - датчик обратной
связи сервопривода;
16 - клапан кольцевания.
со
со
Рис. 4.18. Функциональная схема рулевой системы PC-60F.
Зона нечувствительности
в бустерном режиме на основном золотнике, мм, не более - 0,6
в бустерном режиме при работе от одного основного и
одного дублирующего золотника, мм, не более - 1,4
в автопилотном режиме, мА, не более - 0,6
Давление подачи, МПа - 7,5...9
Давление слива, МПа, не более - 0,9
Масса PC с рабочей жидкостью, кг, не более - 108
Эффект искусственного заклинивания основного золотника создается специальной выточ-
кой А в гильзе (дублере) 4, куда при необходимости подается давление от электрогидравличес-
кого клапана 8 (рис. 4.18). Это приводит к одностороннему прижатию золотника к гильзе и
переходу на работу от дублирующего. Смещение гильзы при этом в любую сторону вызывает
срабатывание микропереключателя 3 системы сигнализации о переходе на дублер.
Несмотря на использование 2-х камерных силовых приводов общая масса PC-60 F в срав-
нении с РС-60М увеличилась незначительно. Это достигнуто применением новой элементной
базы (в частности, малогабаритных электромагнитных клапанов), исключением гидравличес-
кой части и использованием современных методов конструирования.
Схемотехнические, конструкторские и технологические решения, апробированные при от-
работке и эксплуатации рулевой системы PC-60 F нашли применение в более поздней разра-
ботке конца 90-х годов - блоке приводов КАУ-165, предназначенном для управления перспек-
тивным многофункциональным гражданским вертолетом КА-226 в каналах продольного, по-
перечного, путевого управления, а также управления общим шагом несущих винтов. Вертолет
КА-226 создан ОАО « Камбв» для поставок как в РФ, так и страны СНГ и в дальнее зарубежье.
В последнем случае привозной блок должен обеспечивать возможность сертификации по меж-
дународным требованиям FAR. Схема размещения блока на вертолете показана на рис. 4.19.
КАУ-165 отличается от PC-60 F применением однокамерных гидромеханических приво-
дов, а также использованием более современной и малогабаритной элементной базы. Конст-
руктивная компоновка блока нестандартна для вертолетных PC и близка к компоновке много-
канальных резервированных приводов для электродистанционных систем управления манев-
•ренных самолетов.
Общий вид рулевой системы КАУ-165 представлен на рис. 4.20, а ее функциональная схе-
ма - на рис. 4.21. Агрегат рассчитан на работу от единственной бортовой гидросистемы верто-
лета и допускает переход в режим чисто ручного (безбустерного) управления при отсутствии
давления подачи. Схема предусматривает возможность организации режима искусственного
заклинивания основного цилиндрического золотника (как и в PC-60F) посредством подачи
давления в проточку А от электрогидравлического клапана, после чего работа привода осуще-
ствляется на дублирующем золотнике с увеличенным усилием на управление.
В блоке используются малогабаритные элементы: шариковые электромагнитные клапаны,
ЭГУ сопло-заслонка статического типа У Г-ЗОА, существенно превышающий по массо-габарит-
ным и техническим параметрам ранее использованный (в РС-60) ЭГУ У Г-50, встроенные филь-
троэлементы новой конструкции и т.п.
Особенностью функциональной схемы на рис. 4.21 является наличие обратного клапана,
препятствующего вытеканию рабочей жидкости из привода в случае потери давления подачи, а
также гидроаккумулятора, создающего при этом запас жидкости в сливной магистрали. Оба
устройства обеспечивают нормальный переход на чисто ручное управление при выходе систе-
мы гидропитания вертолета из строя и плавное без рывков движение выходного звена под на-
грузкой.
200
Рис. 4.19. Схемы размещения рулевых систем на вертолетах КА-226, Ансат.
201
202
1, 2, 3, 4 - гидроцилиндр;
5, 6, 7, 8 - блок управления;
9 - ушко;
10 - рым-болт;
11 - блок гидроцилиндров;
12 - штуцер слива;
13 - заглушки;
14 - штуцер напора.
Рис. 4.20. Внешний вид рулевой системы КАУ-165.
1 - входное звено;
2,3 , И, 15-качалка;
4,29 - клапан электромаг-
нитный;
5 - блок управления;
6 - клапан разности
давлений;
7 - обратный клапан;
8,10,12,14-тяга;
16 - основной распреде-
литель;
17 - дублирующий
распределитель;
18 - микропереключатель;
19 - клапан кольцевания;
20-ЭГУ;
21 -заслонка;
22 - ЭМП;
23 - сопло;
24 - дроссель балансный;
25 - клапан редукцион-
ный;
26 - золотник;
27-ДОС;
28 - гидростопор;
30 - направляющая;
31 - поршень аккумулято-
ра;
32 - плунжер;
33 - блок гидродвигателя;
34 - выходное звено;
35 - фильтроэлемент.
ьо
Рис. 4.21. Функциональная схема рулевой системы КАУ-165.
Основные технические характеристики блока КАУ-165:
Максимальный ход выходного звена, мм
в бустерном режиме - 79,2...80,8
в автопилотном режиме - ± 7,3...8,7
Максимальный ход управляющей точки бустера, мм - 82...86
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс, при работе
от основного золотника - 235...310
от дублирующего золотника - 80...310
Максимальная скорость выходного звена без нагрузки, мм /с
в бустерном режиме на основном золотнике - 115...200
в бустерном режиме на дублирующем золотнике, не менее - 90
в автопилотном режиме при токе в
обмотках ЭМП 15 мА, не более - 92
Зона нечувствительности
в бустерном режиме (основной золотник), мм, не более - 0,6
в бустерном режиме (дублирующий золотник), мм, не более - 1,6
в автопилотном режиме, мА, не более - 1,7
Смещение нуля в автопилотном режиме, мА, не более - 2,4
Усилие страгивания входной точки бустера без выдержки в покое, кгс,
при работе на основном золотнике, не более - 1,6
при работе на дублирующем золотнике, не более - 12
Время перемещения выходного звена вручную
при отсутствии давления подачи на ход 75 мм и усилии
на входной точке 30 кгс, с, не более - 3
Время просадки выходного звена на величину 60 мм под внешней
нагрузкой 90 кгс и отсутствии давления подачи, мин., не менее - 1,5
Активное сопротивление обмотки ЭМП, Ом - 192...258
Максимальный ток управления в обмотке ЭМП, мА, не более - 25
Давление подачи гидросистемы, МПа - 7,5...8,5
Предельный температурный диапазон рабочей жидкости, град.С - -60...+125
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 45
Динамические требования: Переходная функция замкнутого привода, входящего в блок, на
скачок входного напряжения ± 4 В должна иметь апериодический характер или колебательный с
перерегулированием не более 30 %, полное время регулирования не выше 0,2 с (оценивается по
времени входа кривой переходной функции в ± 9%-ю трубку от установившегося значения).
Рулевая система РС-60 явилась базовой разработкой, на основе которой был создан ряд последу-
ющих модификаций приводных блоков для отечественных вертолетов. Следует отметить, например,
приводную систему РС-80А, спроектированную на предприятии ПМЗ «Восход» в конце 80-х годов
для многоцелевого боевого вертолета КА-50 («Черная акула»), обладающего уникальными летно -
техническими характеристиками. Схема расположения РС-80А на вертолете показана на рис. 4.16.
РС-80А регулирует общий и дифференциальный шаг несущего винта, обеспечивая про-
дольное и поперечное управление вертолета. Функциональная схема РС-80А практически иден-
тична схеме РС-60 (рис. 4.15), использована в основном та же элементная база, различие состо-
ит в конструктивной перекомпоновке блока под конкретные требования размещения на дан-
ном вертолете, изменении конструкции выходных качалок и т.д. Отличаются и отдельные тех-
нические характеристики:
204
ЬО
о
СП
010
Рис. 4.22. Общий вид рулевой системы РС-80А с габаритно-
присоединительными размерами (начало).
ьо
о
СП
Рис. 4.22. Общий вид рулевой системы РС-80А с габаритно-
присоединительными размерами (окончание).
579 шах
Максимальное (тормозное) усилие на выходном
звене в приводе общего шага, кгс - 3500...3800
Максимальная скорость выходного звена без
нагрузки в бустерном режиме, мм / с
привод курса - 50...73
приводы крена и тангажа - 88...112
привод общего шага - 60...80 .
Смещение нуля скоростной характеристики
электрогидравлического сервопривода, мА, не более - 0,9
- 1,2 при температуре
рабочей жидкости
+60...+90°С
Время установки штока сервопривода из крайнего
положения в нейтраль после отключения, с, не более - 1,5
Предельный эксплуатационный диапазон температур
рабочей жидкости, град. С - -60...+ 125
Масса блока без рабочей жидкости, кг, не более - 100
Прочие неуказанные выше технические характеристики соответствуют блоку РС-60.
Общий вид рулевой системы РС-80А дан на рис. 4.22.
4.5. Рулевая система для маневренного сверхзвукового самолета
Хотя основная номенклатура РС, разрабатываемых предприятием ПМЗ «Восход», отно-
сится к системам управления вертолетами, на предприятии имеется опыт создания рулевых
систем для маневренных самолетов. Примером такой разработки является агрегат РС-7, спро-
ектированный и изготовленный для самолета-истребителя МИГ-29М и осуществляющий уп-
равление рулем направления и элеронами.
Блок выполнен по нетрадиционной конструктивной схеме, отличающейся от вертолет-
ных РС. Если последние содержат в своем составе однотипные приводы (обычно 4), состоя-
щие из электрогидравлического сервопривода малой мощности и исполнительного гидроме-
ханического следящего привода-бустера, то в РС-7 входят 2 промежуточных длинноходовых
2-х канальных резервированных сервопривода системы улучшения устойчивости и автома-
тического управления рулем направления и элероном, а также 2 промежуточных 2-х камер-
ных предбустера гидромеханической системы поперечного управления самолета. В верто-
летных РС выходные звенья (качалки) непосредственно связаны с органами управления, в
РС-7 выходные звенья соединены с входными точками силовых бустеров, управляющих эле-
ронами (2 бустера РП-280) или рулями направления (2 бустера РП-270) самолета. Блок пи-
тается от 2-х независимых бортовых гидросистем.
Функциональная схема РС-7 представлена на рис. 4.23. Гидромеханическая часть бло-
ка (2-х камерный промежуточный бустер) выполнена по схеме с кинематической обратной
связью с использованием плоских золотниковых гидрораспределителей. Электрогидрав-
лическая часть представляет собой 2-х канальный резервированный привод с жестким со-
единением штоков каналов и коррекцией по давлению. Его основой являются унифициро-
ванные модули с встроенной гидромеханической системой разгрузки от внутренних сил,
разработанные предприятием для целого ряда резервированных многоканальных приво-
дов этого класса.
207
208
Выходные звенья РМ
Выходные звенья РП
6
14 VTK
Входное звено РП
к
ю
5
б
а
е
10
И
I гидросистема
12
13
Рис. 4.23. Функциональная схема блока приводов РС-7.
ч
1-ЭГУ;
2 - датчик коррекции;
3 - клапан коррекции;
4 - поршень коррекции;
5 - клапан включения;
6 - электрогидравлический клапан
7-ДОС;
8 - шток поршня рулевой машины;
9 - механизм привода в нейтраль;
10 - дроссель;
11 - клапан выключения;
12 - фильтр;
13 - шток поршня РП;
14 - качалка;
15 - распределитель;
16 - рычажный механизм;
а, б, е, с, ю, к - рабочие камеры.
Модуль содержит дополнительный золотник (клапан коррекции) и поршень коррекции с
индукционным датчиком перемещения, формирующие электрический сигнал по интегралу от
перепада давления в гидродвигателе каждого из каналов. Детальное описание модуля и работы
коррекции дано в Главе V.
В электрогидравлической части агрегата используется механизм принудительного выстав-
ления выходного звена в нейтраль при отключении привода. Он состоит из 2-х плунжеров, при
нормальной работе привода давление подается в полости С, удерживая плунжеры в убранном
положении. При отключении одного из каналов (например, системой контроля) давление по-
дачи поступает в камеры А, частично уравновешивая силу давления в полости С. После отклю-
чения 2-го канала давление подачи подается под торцы плунжеров (полость Е), оба плунжера
выдвигаются, выставляя выходное звено в среднее положение с удержанием в нем.
Основные технические характеристики РС-7:
1.2-х камерный бустер.
Максимальный ход выходного звена, мм - 58,5...61,5
Максимальная скорость выходного звена без
нагрузки при давлении подачи 20,5...21МПа, мм / с - 32...55
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс
на одной гидросистеме - 300...400
на двух гидросистемах - 600...800
Зона нечувствительности по входной точке бустера, мм, не более - 0,25
Усилие страгивания золотника, приведенное к входной
точке и температуре жидкости 25...45°С, кгс, не более - 1
II. 2-х канальный электрогидравлический резервированный сервопривод.
Полный ход штока, мм - 58,5...61,5
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс
на одной гидросистеме - 170...270
на двух гидросистемах - 320...520
Усилие, передаваемое на выходное звено механизмом приведения
в нейтраль после отключения обоих каналов, кгс - 90... 170
Смещение нуля одного канала, соответствующее
движению выходного звена на уборку, мА - 1...10
Максимальная скорость выходного звена одного канала без
нагрузки и токе в обмотках ЭМП 40 мА, мм / с, не более - 65
Время установки выходного звена в нейтраль
при отключении обоих каналов, с, не более - 1
III. Общие требования.
Давление подачи, МПа - 20.5...22
Давление слива, МПа - 0,2...1,5
Предельный температурный диапазон применения
для рабочей жидкости, град. С - -60...+125
Масса РС-7 с рабочей жидкостью, кг, не более - 28
Динамические требования: Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц
и амплитуде колебаний выходного звена 2 мм, град., не более - 10
Подъем амплитудно-частотной характеристики на резонансной
частоте при той же амплитуде, дБ, не более - 2,5
Общий вид блока с габаритно-присоединительными размерами дан на рис. 4.24.
209
Рис. 4.24. Общий вид блока приводов РС-7 с габаритно-
присоединительными размерами.
Н - направление
К-крен
Как отмечалось выше, создание рулевых систем (в основном, для вертолетов) обуславли-
валось тенденциями развития гидромеханических систем управления параллельно с внедре-
нием электрических систем автоматизации полета, определившим появление комбинирован-
ных приводов.
В связи с общепринятой мировой концепцией постепенного отказа от гидромеханичес-
ких систем управления полетом и перехода к системам электрического дистанционного уп-
равления, в том числе цифровым и с широким использованием волоконной оптики, комби-
нированные приводы трансформируются в многоканальные резервированные системы с раз-
ветвленной и многоуровневой электронной системой контроля. Таким образом, структура
приводных систем самолетов и вертолетов становится идентичной и не будет иметь суще-
ственных различий.
Примером этого может служить система управления многофункционального вертолета
АНСАТ, разработанного Казанским вертолетным заводом с расчетом на дальнюю перспекти-
ву. Система является полностью электродистанционной, в ней используются 2-х канальные
резервированные приводы РПД-14А для управления несущим винтом в количестве 3-х шт. и
2-х канальный привод РПД-14Б раздельного исполнения (2-х канальный электрогидравли-
ческий распределитель ЭГР-14 и 2-х камерный исполнительный двигатель тандемного типа
ГЦ-14) для управления хвостовым рулевым винтом.Такое исполнение обеспечивает сниже-
ние массы привода и позволяет разместить гидро двигатель в редукторе хвостового винта вер-
толета соосно с тягой управления хвостовым винтом. Схема расположения приводов на вер-
толете показана на рис. 4.19.
Таблица 3 обобщает сводные данные по основным разработкам предприятия в области
комбинированных приводов и рулевых систем (блоков КАУ). При этом двухрежимные аг-
регаты обеспечивают как чисто ручное, так и комбинированное (совместно с автопилотом)
управление для демпфирования собственных колебаний ЛА в короткопериодическом дви-
жении.
Трехрежимные реализуют дополнительно отдельный режим автоматического управления
от бортовой САУ самолета.
211
N3
Комбинированные агрегаты управления
Тип летательного аппарата Обозначение привода Масса, кг Условная располагаемая работа, кгсм Энергоотдача, кгсм/кг Надежность (расчетная) за час полета
Двухрежимные
ЯК-28П РБ-80А 9,5 234 24,63 0,9999
ЯК-28Р РБ-80 9,5 267 28,1 0,9999
МИ-4 РА-10 8,8 55 6,25 0,9999
МИ-8 РА-60Б 16 125,8 7,86 0,9999
КАУ-ЗОБ 16 125,8 7,86 0,9999
В-12 КАУ-100А 15 29,6 1,97 0,9999
МИ-24 КАУ-110 11 74 6,72 0,9999
МИ-26 КАУ-140 40 686 17,15 0,9999
КАУ-140-01 39 425 10,89 0,9999
МИ-28 КАУ-150 18 575 32 0,99999995
КАУ-155 18 210 11,6 0,99999995
КА-60 КА-62Р КАУ-170 16 177 11,1 0,99999998
Таблица 3
Трехрежимные
СУ-24 КАУ-120 37,5 3375 90 0,99997
СУ-24М КАУ-125 48 5175 107,8 0,999928
Блоки КАУ
КА-27 КА-32 РС-60 85 374 4,4 0,9998
КА-50 РС-80А 100 333 3,3 0,9999992 *
КА-226 КАУ-165 41 20 0,49 0,9999999992
КА-60 КА-62Р КАУ-175 47 248 5,3 0,9999992
Автономные
ИЛ-62,62М АРМ-62Т 60 47,4 0,79 0,999
ИЛ-76 АРМ-62Э 60 47,9 0,79 0,999
АРМ-76 75 96 1,28 0,9999
Глава 5. Многоканальные резервированные приводы систем
управления пилотируемых ЛА
Существенное повышение требований к безопасности полета пилотируемых ЛА с начала
70-х годов связано со значительным усложнением систем обеспечения. Безопасность полета
зависит, в первую очередь, от правильного и безотказного функционирования системы управ-
ления ЛА, определяемого ее надежностью. Усложнение систем управления неизбежно привело
к уменьшению их надежности в границах традиционных схем.
Проблема обеспечения надежности системы управления пилотируемых ЛА, в том числе
исполнительных устройств - рулевых следящих приводов имеет определяющее значение в сле-
дующих случаях:
- управление аэродинамически неустойчивыми самолетами, у которых продольная и (или)
поперечная устойчивость обеспечивается только средствами автоматики,
- управление низколетящими самолетами, снабженными автоматической системой следо-
вания за рельефом местности,
- управление пассажирскими самолетами.
Качественно новым этапом развития систем управления пилотируемых ЛА стало внедрение
систем электрического дистанционного управления (СЭДУ), предназначенных для замены су-
ществующих гидромеханических систем и имеющих ряд преимуществ перед последними [2,4].
Однако по существующим оценкам уровень надежности гидромеханической системы «ры-
чаг управления - механическая проводка - гидромеханический следящий привод (бустер)»
превышает соответствующий уровень для одноканальной СЭДУ «рычаг управления - датчик
положения (усилия) - электрический тракт передачи, усиления и преобразования - электро-
гидравлический следящий привод» в 3000 раз, поэтому внедрение СЭДУ в авиацию стало воз-
можным в результате значительного повышения их надежности.
5.1. Общие принципы построения резервированных приводов.
Виды и методы резервирования. Классификация приводов
Проблема повышения надежности технических устройств может решаться различными спо-
собами:
- максимально возможным упрощением,
- облегчением режимов работы по нагрузкам, условиям окружающей среды,
- использованием наиболее высококачественных и надежных составных элементов,
- широким применением стандартизации и унификации,
- резервированием.
Упрощение неизбежно связано с ухудшением параметров устройства и находится в проти-
воречии с тенденциями технического прогресса. Облегчение режимов работы не всегда дости-
213
жимо и требует дополнительных затрат за счет переразмеривания по мощности, завышения
коэффициентов прочности, применения специальной экранировки, охлаждения и т.п. Выбор
особо надежных элементов приводит к значительным материальным затратам, требует прове-
дения большого объема исследовательских работ.
В авиационной и космической технике использование высококачественных элементов яв-
ляется обязательным. Именно в этих отраслях реализуются самые передовые достижения на-
учной и технической мысли, применяются лучшие современные материалы, прогрессивные тех-
нологические процессы, а к проектированию привлечены высококвалифицированные научные
и инженерные кадры.
Стандартизация и унификация в разработке изделий этой техники является обязательной.
Радикальным способом повышения надежности технических устройств следует считать
резервирование, позволяющее получить теоретически очень высокий уровень надежности даже
при использовании элементов с ограниченной надежностью и качеством.
Под резервированием понимается применение дополнительных средств и (или) возмож-
ностей с целью сохранения работоспособного состояния объекта (в нашем случае - привода)
при отказе одного или нескольких его элементов [10, 32]. Чаще используется структурное
резервирование, т.е. искусственное введение структурной избыточности с целью повышения
надежности любой технической системы. Резервированная система содержит несколько оди-
наковых узлов, блоков, каналов, работающих параллельно, что значительно повышает ее на-
дежность.
Как правило, резервированию подлежат наиболее функционально важные части техни-
ческой системы, обеспечивающие ее работоспособность и основные характеристики. Приме-
нительно к авиационным и ракетно-космическим системам управления такой частью явля-
ется следящий исполнительный привод, преобразующий формируемые системой электри-
ческие или механические сигналы в перемещение органов управления ЛА. Функциональное
значение привода в системе трудно переоценить, т.к. его статические и динамические харак-
теристики во многом определяют качество системы управления, а отказ привода эквивален-
тен выходу ее из строя.
Типовая структура электрогидравлического следящего привода (ЭГСП) содержит ряд бло-
ков, представляющих собой совокупность функционально взаимосвязанных элементов, при
выходе из строя любого из которых отказывает весь блок. Блоком является, например, ЭГУ,
состоящий из электромеханического преобразователя и гидравлического усилителя, дроссель-
ный исполнительный гидропривод (включающий золотниковый гидрораспределитель и гид-
родвигатель) или индукционный датчик обратной связи, работающий в комплексе с фазочув-
ствительным выпрямителем - демодулятором.
В зависимости от того, что именно резервируется в ЭГСП, различают следующие виды
резервирования:
• поэлементное,
• поблочное,
• поканальное,
• смешанное.
Конкретный вид определяется в результате качественного и количественного анализа на-
дежности всех элементов, узлов и блоков, входящих в привод. Если имеются элементы или
блоки с повышенной надежностью, целесообразно использовать поэлементное или поблочное
резервирование элементов (блоков) с более низким ее уровнем. Этот вид соответствует раз-
дельному резервированию [32].
В качестве иллюстрации на рис. 5.1 представлены структуры различных видов резервиро-
вания, в том числе поэлементое резервирование электромеханических преобразователей и дат-
214
Обозначения: УСО - электрический усилитель сигнала ошибки, ЭМП - электромеханический преоб-
разователь сигналов, ГУ - гидроусилитель, ЗГР - золотниковый гидрораспределитель, ГД - гидродви-
гатель, ДОС - датчик обратной связи, ЭГУ - электрогидравлический усилитель.
Uy - управляющее напряжение на входе привода, у - перемещение выходного звена, Q - расход жидко-
сти на выходе ЭГУ.
Рис. 5.1. Виды резервирования следящих электрогидравлических приводов: а) - поэлемент-
ное (раздельное), б) - поблочное (раздельное), в) - поканальное (общее).
215
чиков обратной связи (рис.5.1 а), поблочное резервирование ЭГУ (на гидродвигателе размеще-
ны 3 головки, работающие одновременно по принципу суммирования расходов) - рис. 5.16 и,
наконец, поканальное. В последнем случае схема объединяет 3 одинаковых ЭГСП со всеми вхо-
дящими устройствами, работающих на общее выходное звено (рис. 5.1 в). Каждый из этих ЭГСП
является каналом резервированного привода в целом. Данный вид соответствует общему ре-
зервированию [32].
Поскольку достигнутый уровень технического развития обеспечивает примерно равную
надежность элементов ЭГСП, а общая надежность привода не может считаться достаточной,
основным видом резервирования в настоящее время (и, вероятно, в обозримом будущем) явля-
ется поканальное (общее).
Однако внутри каждого канала допускается поэлементное и поблочное резервирование (т.е.
в итоге имеет место смешанное резервирование), хотя и не используется на практике.
Резервирование как метод повышения надежности имеет существенный недостаток - оно
связано с удорожанием системы и ухудшением массогабаритных характеристик. Общее коли-
чество используемых элементов, блоков, каналов определяет уровень резервирования привода
и зависит, с одной стороны, от требований по надежности, с другой - от числа выдерживаемых
приводом отказов. В частности, для многоканальных резервированных приводов должно со-
блюдаться неравенство
п>ш+1,
где п - общее число каналов, ш - число допустимых отказов. Данное соотношение справедливо
в предположении, что неисправные каналы не оказывают влияния на работоспособные.
Одним из основных требований, предъявляемых к резервированным приводам, является
сохранение или минимальное изменение-характеристик при возникновении отказа. В зависи-
мости от способа обеспечения данного требования можно выделить следующие методы резер-
вирования:
• обнаружение и компенсация неисправности,
• «голосование большинством»,
• дублирование.
В приводах, резервированных по первому методу имеется специальное устройство - сис-
тема контроля (детектор отказов), осуществляющее обнаружение и компенсацию неисправно-
сти. Система контроля (СК) определяет наличие отказа в соответствующем канале привода,
отключает его или замещает резервным, сигнализирует летчику об отказе, осуществляет при
необходимости коррекцию характеристик оставшихся исправных каналов. Данный метод от-
носится к динамическому резервированию [32].
На рис. 5.2 представлены блок-схемы многоканальных приводов, резервированных по
этому методу. На рис. 5.2а показана схема с отключением, на рис. 5.26 - с замещением неисп-
равного канала резервным, находящимся в «холодном» (ненагруженном) резерве. СК содер-
жит индикатор отказа (ИО) и отключающие устройства (ОУ). Индикатор обрабатывает ин-
формацию о состоянии каналов, сравнивая в каждый момент времени положения выходных
звеньев и обнаруживает неисправный канал, посылая затем сигнал на его отключение от об-
щего выходного звена.
СК на рис. 5.26 включает эталонную электронную модель (ЭМ), сравнивающее логическое
устройство (СЛУ) и переключающее устройство (ПУ), осуществляющее переключение выхо-
да привода на резервный канал после отказа и одновременное подключение к нему соответ-
ствующего источника гидро- и электропитания (ИП). При этом отключается питание неис-
правного канала.
216
Обозначения: СК - система контроля, ИО- индикатор отказов, ОУ - отключающее устройство, у 1,2.3 *
перемещения выходных звеньев каналов, у - перемещение выходного звена привода, Uy - управляю-
щее напряжение на входе каналов, ИП - источник питания канала, ЭМ - электронная модель, СЛУ -
сравнивающее логическое устройство, ПУ - переключающее устройство.
Рис. 5.2. Блок-схемы приводов, резервированных по методу обнаружения и компенсации не-
исправностей (динамическое резервирование): а) - с отключением неисправного канала, б) - с
замещением неисправного канала ненагруженным (“холодным”) резервом.
217
Отключение целесообразно только при достаточно большом числе каналов резервирован-
ного привода, не менее трех. В схеме с замещением индикация отказа осуществляется путем
сравнения выходного сигнала (перемещения) действующего канала с эквивалентным электри-
ческим сигналом электронной модели-эталона, входящим в СК.
Метод обнаружения и компенсации неисправности является основным как для современ-
ных резервированных многоканальных ЭГСП, так и перспективных.
Метод «голосование большинством» заключается в том, что отказ одного канала компен-
сируется совместным действием большинства исправных каналов. Метод может быть основан
на принципах суммирования усилий, расходов, давлений. Наиболее просто осуществляется сум-
мирование усилий каналов на общем выходном звене, как показано на рис. 5.3. Выход каждого
канала соединен с ним через элемент связи ЭС (фрикцион, пружинную муфту и т.п.), ограни-
чивающий передаваемое каналом усилие.
Это обеспечивает возможность «пересиливания» отказавшего канала двумя исправными и
тем самым блокировку отказа.
Метод не предусматривает использование СК, что улучшает надежность резервированно-
го привода в целом, поскольку возможные неисправности самой СК могут привести к «ложно-
му» отказу и отключению работоспособных каналов. Однако неизбежно изменение характери-
стик привода после отказа из-за влияния неисправного канала, поэтому для минимизации это-
го влияния необходимо увеличивать общее число каналов ценой значительного увеличения
размеров, массы и стоимости привода.
Дублирование представляет собой частный метод резервирования с кратностью резерва
1/1 [32], рассчитанный на сохранение работоспособности при некоторых видах функциональ-
ных отказов привода. Так, при параллельном дублировании обеспечивается сохранение рабо-
тоспособности при отказах типа прекращения подачи энергии (дублирование бортовых гидро-
и электросистем питания, электропроводки и т.п.).
Последовательное дублирование защищает систему от отказов типа неуправляемой пода-
чи энергии. Примером этого можно считать последовательное соединение диодов и резисторов
в электроцепях или обратных клапанов в гидромагистралях. Смешанное дублирование рассчи-
тано на оба вида отказов.
Рассмотренные выше вопросы отражают общую идеологию построения многоканальных
резервированных ЭГСП. Конкретная конструктивная реализация таких приводов может отли-
чаться большим разнообразием. Так, приводы самолетных систем управления могут осуществ-
лять непосредственное управление рулевыми поверхностями (силовые приводы), например в
СЭДУ, или управлять золотниками гидромеханических следящих приводов - бустеров в каче-
стве исполнительных сервоприводов бортовых систем улучшения устойчивости и управляе-
мости ЛА.
Как правило резервированные приводы имеют общее выходное звено, т.е. все каналы рабо-
тают на одну нагрузку. Однако возможна также раздельная нагрузка каналов, например, при
использовании концепции аэродинамического резервирования. В этом случае рулевые повер-
хности (элевоны, элероны, руль направления и высоты) выполняются разрезными, состоящи-
ми из отдельных независимых секций, каждая из которых перемещается одним каналом резер-
вированного ЭГСП и движется синхронно с другими. Таким образом, резервированный при-
вод как бы распределен по длине рулевой поверхности, отказ и отключение любого из каналов
связан с потерей части ее полезной площади, а СК строится на принципе сравнения положений
отдельных секций.
Выходное звено привода может соединяться с нагрузкой непосредственно или через раз-
личные элементы связи, в первом случае соединение может основываться на принципе сумми-
рования перемещений каналов, скоростей, усилий или расходов.
218
N3
<D
3Ct
Обозначения: ЭС - элемент связи выходов каналов с общим выходным звеном привода, Uy - входное
управляющее напряжение, у - перемещение выходного звена привода.
Рис. 5.3. Блок-схема привода, резервированного по методу голосования большинством с эле-
ментами связи выходов каналов с общим выходным звеном.
В ряде случаев допускается коррекция характеристик привода после возникновения отказа
путем повышения давления подачи на входе оставшихся каналов, хода золотников, коэффици-
ентов усиления и т.п. Иногда используется также межканальная коррекция, уменьшающая рас-
согласование исправных каналов, обусловленное технологическим разбросом их параметров.
На рис. 5.4 представлена одна из возможных схем классификации резервированных ЭГСП,
отражающая их основные особенности.
5.2. Системы контроля резервированных приводов,
принципы построения, классификация
Системы контроля многоканальных приводов, резервированных по методу обнаружения
и компенсации неисправности выполняют функции определения факта отказа, распознавания
неисправного канала (блока, элемента) и осуществляют ряд специальных операций - отклю-
чение отказавшего канала или его замещение резервом, сигнализацию летчику об отказе, кор-
рекцию характеристик оставшихся исправных каналов.
Индикация отказа осуществляется на основе следующих принципов:
• сравнения с эталоном,
• экстремального,
• мажоритарного.
В первом случае сигнал состояния каждого резервируемого канала (элемента, блока) срав-
нивается в каждый момент времени с некоторым тождественным эталонным сигналом, прини-
маемым за достоверный. Источником эталонного сигнала может быть, например, электронная
модель реального канала, которая, в свою очередь, может многократно резервироваться. Она
должна удовлетворять ряду специфических требований - быть простой и вместе с тем отра-
жать коренные свойства реального канала привода (содержать основные динамические звенья,
а также имитировать нелинейности элементов и обладать способностью к адаптации и самона-
стройке), иметь малые размеры и массу, а главное - очень высокую надежность, намного пре-
восходящую надежность канала.
Современная электроника и микропроцессорная техника в принципе позволяет создать
модель с заданными параметрами на основе цифровых систем, но необходим значительный
объем исследовательских работ в этой области.
Экстремальный принцип состоит в индикации отказа в случае превышения или пониже-
ния значения контролируемого параметра (усилия, перемещения, давления, тока и т.п.) отно-
сительно некоторой заранее заданной величины, уровень которой принципиально не дости-
жим в исправном приводе.
Достоинство такого индикатора - простота и высокая надежность. Однако диапазон обна-
руживаемых отказов достаточно узок, это активные (полные) отказы. Данный принцип не по-
лучил широкого применения и может рассматриваться как дополнительный.
Мажоритарный принцип основан на сравнении контролируемого параметра канала резер-
вированного ЭГСП с большинством аналогичных параметров других каналов. Канал (блок,
элемент) считается отказавшим, если результат сравнения отличается на величину, большую
допустимой, от так называемого достоверного значения, соответствующего указанному боль-
шинству.
Таким образом, мажоритарный индикатор отказов должен включать логическое устрой-
ство, вырабатывающее достоверный сигнал, для нормальной работы которого требуется вы-
полнение неравенства
k>i + 2,
220
Резервированные ЭГСП
Рис. 5.4. Схема классификации резервированных ЭГСП.
где к - количество сравниваемых сигналов, i - число допустимых отказов источников этих
сигналов. Только в этом случае реализуется мажоритарный принцип («голосование боль-
шинством»).
Мажоритарные индикаторы могут работать на основе определения достоверного значения
сигнала как в неявном виде (путем попарного логического сравнения), так и в явном виде -
с помощью кворумирования.
В первом случае реализация устройства на современной базе микроэлектроники не вызы-
вает проблем, однако с увеличением числа контролируемых сигналов существенно растет ко-
личество функциональных блоков. Кроме того достоверное значение сигнала не поддается
непосредственному измерению. Блок-схема такого индикатора представлена на рис. 5.5а для
к = 3. Здесь И - логический элемент типа «И» на 2 входа, СЛУ - сравнивающее логическое
устройство (компаратор), ОУ - отключающее устройство.
Схема мажоритарного индикатора 2-го типа показана на рис. 5.56. Достоверное значение
сигнала вырабатывается специальным аналоговым мажоритарным устройством (кворум-эле-
ментом). Оно сравнивается с каждым из входных сигналов, разность пропускается через поро-
говое устройство и в случае превышения допустимого уровня вызывает срабатывание отклю-
чающего устройства.
Если входные сигналы являются дискретными, кворум-элемент и пороговое устройство
выполняются на цифровой технике.
В процессе кворумирования достоверное значение сигнала выделяется как среднее ариф-
метическое всех сигналов на входе, среднее арифметическое сигналов большинства исправ-
ных каналов или средневыборочное значение всех сигналов. Это зависит от режима работы
кворум-элемента, определяемого его настройкой, а также разбросом уровней обрабатывае-
мых сигналов.
Мажоритарные индикаторы считаются менее надежными, поскольку реализуются в ос-
новном на аналоговой технике (цифровые устройства в этом смысле более предпочтитель-
ны), в том числе по причине наличия общей точки съема достоверного значения. Однако его
можно всегда контролировать. Кроме того мажоритарный принцип предполагает наличие
достаточно большого числа сравниваемых сигналов, что может привести к функциональной
избыточности.
Мажоритарные индикаторы рассматриваются в качестве основных в существующих и
перспективных СК. Их эффективность практически эквивалентна индикаторам, построен-
ным по принципу сравнения с эталоном. При этом эталонным является достоверное значе-
ние обрабатываемых сигналов. Принципиальное достоинство мажоритарных индикаторов -
возможность выделения эталонного сигнала на основе множества источников сигналов огра-
ниченной надежности. Здесь, также заложена возможность широкого использования элект-
ронных моделей, участвующих в голосовании на равных с сигналами реальных каналов ре-
зервированных ЭГСП.
Все рассмотренные выше индикаторы отказов в процессе работы могут использовать раз-
личные источники информации. Снятие информации непосредственно с выхода канала (на-
пример, в виде перемещения выходного звена) позволяет максимально расширить диапазон
отказов, обнаруживаемых СК. Не исключается использование промежуточных параметров (дав-
ления в гидродвигателе, перемещения золотников, силы тока и т.п.), однако в этом случае отка-
зы элементов канала, расположенных за точкой съема информации, не обнаруживаются.
Рассмотренные выше и другие особенности построения СК многоканальных резервиро-
ванных приводов отражены в классификационной схеме на рис. 5.6.
Основные требования к резервированным приводам и их системам контроля сводятся к
следующим:
222
a)
U)
U2
U3
6)
Обозначения: Щг.з - входные сигналы, СЛУ - сравнивающее логическое устройство, И12,з
кий элемент типа “И”, ОУ ь отключающее устройство, КЭ - кворум-элемент.
логичес-
Рис. 5.5. Блок-схемы мажоритарных индикаторов отказов:
а) - с попарным логическим сравнением,
б) - с кворум-элементом.
223
ЬО
ЬО
4X
Рис. 5.6. Схема классификации систем контроля резервированных
электрогидравлических следящих приводов.
1. Минимальная, в пределах возможного, масса и габариты.
2. Отсутствие функциональной избыточности, отражаемое равенством n = m + 1.
3. Максимальный коэффициент использования привода по усилию (отношение полного
усилия, передаваемого в нагрузку, к максимально возможному усилию, развиваемому на вы-
ходном звене).
4. Сохранение или минимальное изменение характеристик после отказа.
5. Минимальные возмущения на выходном звене при отказах и отключении (замещении)
каналов.
6. Простота и высокая надежность (обычно на два порядка превышающая надежность ка-
нала привода) системы контроля, практически исключающая ложные отключения каналов при
возникновении отказов в СК.
7. Возможность индикации большого числа видов отказов.
8. Простота настройки зоны нечувствительности индикатора отказов.
9. Отсутствие ложных отключений каналов резервированного привода при действии внеш-
ней нагрузки, превышающей максимальную.
Изложенные требования являются основой последующего анализа конкретных конструк-
тивных схем многоканальных приводов, применяющихся в системах управления современных
пилотируемых ЛА.
Разработка практических схем многоканальных резервированных ЭГСП в нашей стране и
за рубежом была начата с середины 60-х годов XX в. За прошедший период были предложены
сотни конструктивных разновидностей таких приводов, основанных на различных схемотех-
нических решениях, в создании которых принимали участие десятки фирм и организаций ве-
дущих промышленных стран. Однако к концу 70-х г. все многоообразие схем резерированных
ЭГСП свелось по существу к двум базовым вариантам - многоканальному резервированному
приводу с элементами связи выходных звеньев каналов с общим выходным звеном, и приводу
с жестким соединением выходных звеньев каналов и коррекцией по давлению.
5.3. Резервированный многоканальный ЭГСП с элементами связи
Схема привода, получившего применение на целом ряде отечественных и зарубежных пи-
лотируемых ЛА, представлена на рис. 5.7 [27].
Привод содержит 3 (или более) идентичных блока-канала модульной конструкции, уста-
новленных на одном основании и работающих на общее выходное звено - траверсу 3. Каждый
канал содержит типовые элементы и блоки - электрический усилитель сигнала ошибки 1, ЭГУ
сопло-заслонка с пружинной синхронизацией положения золотника, поршневой гидродвига-
тель и датчик обратной связи 4. В поршни гидродвигателей каналов встроен элемент связи -
гидропружина, состоящая из 2-х плунжеров, опирающихся на траверсу. Под торцы плунжеров
в камеру 2 подается высокое давление из системы гидропитания.
Силовая характеристика элемента связи дана на рис. 5.8 как функция рассогласования между
положением траверсы у и i-ro канала уг Таким образом, канал не может передать на траверсу усилие,
большее Fm= А^ рп, где А^ - площадь сечения торца плунжера, рп - давление подачи гидросистемы.
Полное (тормозное) усилие, развиваемое на поршне равно Fmax= Ап рпит. Здесь Ап - эффек-
тивная площадь поршня, рпит=рп - PCJI, Р^ - давление слива. Поскольку Ап > Апл, Fmax всегда боль-
ше Fm, т.е. канал принципиально не может передать на выход свое полное усилие. Это повыша-
ет стабильность характеристик привода при отказе любого из каналов. Канал находится в «же-
стком» соединении с траверсой, если усилие FP передаваемое на него со стороны траверсы, не
превышает Fm. При F. = Fm соответствующий плунжер гидропружины начинает смещаться
внутрь камеры 2, и движения штока канала и траверсы становятся независимыми.
225
К? Схема системы
Обозначения: ЭГУ - электрогидравлический усилитель, ЭМК - электромагнитный клапан, ЭМП -
электромеханический преобразователь, КВ - концевой микровыключатель, СЛ - сигнальная лампа, Р
- силовое реле, К - контакт реле, U123" управляющие напряжения на входах каналов, UociiOC2iOC3 ’
напряжения обратной связи, у12,з - перемещения выходных звеньев каналов, у - перемещение травер-
сы, рп - давление подачи, рсл - давление слива.
Рис. 5.7. Функциональная схема 3-х канального резервированного ЭГСП с элементами связи:
1 - электрический усилитель сигнала ошибки, 2 - элементы связи (гидропружины), 3 - общее
выходное звено (траверса), 4 - датчик обратной связи, 5 - клапан кольцевания, 6 - микровык-
лючатель системы контроля.
Рис. 5.8. Силовая характеристика элемента связи (гидропружины).
226
В конструкцию модуля входит дополнительно клапан кольцевания 5, соединяющий меж-
ду собой полости поршня гидродвигателя при снятии давления рп, и электромагнитный клапан
(ЭМК) отключения канала.
3-х канальный привод на рис. 5.7 рассчитан на сохранение основных характеристик после
одного отказа произвольного вида любого из каналов.
Положение траверсы, имеющей возвратную пружину небольшой жесткости соответствует
положению большинства каналов (двух из трех), т.е. работа привода основана на методе «голо-
сования большинством». Суммирование усилий 2-х каналов на траверсе обеспечивает компен-
сацию неисправного канала.
Вместе с тем силовое влияние неисправного канала при отказе сохраняется, хотя и ограни-
чено элементом связи. С другой стороны, его энергетическое снабжение уже нецелесообразно.
Поэтому в приводе применяется простая СК, основанная на рассогласовании положений што-
ков каналов и траверсы. Если два канала пересиливают неисправный 3-й, он выходит из зацеп-
ления с траверсой и его шток может двигаться относительно траверсы. Величина этого смеще-
ния легко фиксируется простой механической системой, состоящей из микровыключателя 6,
установленного на траверсе, и профилированного кулачка с вырезом, закрепленного на штоке
соответствующего канала. Если рассогласование штока и траверсы невелико, контакт микро-
выключателя находится внутри выреза и электрическая цепь СК разомкнута. При больших
рассогласованиях, превышающих длину выреза кулачка (эта длина задает величину зоны не-
чувствительности индикатора отказа), микровыключатель срабатывает, цепь СК замыкается и
включает реле Рг Одна из контактных групп реле подает напряжение на ЭМК, который отсека-
ет гидропитание от неисправного канала, другая - замыкает цепь сигнальной лампы (СЛ) на
пульте кабины летчика «отказ привода».
При падении давления рп клапан 5 кольцует полости гидродвигателя неисправного канала,
последний практически не оказывает сопротивления движению траверсы.
В ряде случаев отключают давление только из полости 2, канал продолжает функциониро-
вать и может быть восстановлен, если отказ имеет кратковременный характер. Это подразуме-
вает автоматический контроль за состоянием неисправного канала. Может иметь место много-
кратное повторное включение такого канала в моменты согласования с положением траверсы,
что не всегда желательно. Поэтому часто используют самоблокировку реле Р при первом сра-
батывании СК (запоминание отказа).
Для привода на рис. 5.7 первый отказ является критическим, при втором привод полнос-
тью теряет работоспособность. СК в этом случае не может определить неисправный канал из-
за недостатка информации, поскольку нарушается мажоритарный принцип. Положение тра-
версы после 2-го отказа становится неопределенным и зависит от внешних факторов, напри-
мер, от нагрузки. Эта неопределенность сохранится, пока движение траверсы не отключит один
из оставшихся каналов - исправный или отказавший. После индикации 2-го отказа гидропита-
ние отключается от обоих и траверса устанавливается возвратной пружиной в нейтраль.
При возникновении 2-го отказа до момента полного отключения привода положение тра-
версы не контролируется, возможны ее значительные подвижки и скачки, что очень опасно.
Поэтому уже после 1-го отказа летчик должен принять соответствующие меры - изменить, на-
пример, режим полета или перейти (если есть возможность) на ручное управление. Однако
конструкция данного ЭГСП обеспечивает простое повышение уровня резервирования посред-
ством увеличения числа входящих каналов. 4-х канальный вариант допускает 2 отказа.
С позиции классификаций на рис. 5.4 и рис. 5.6 данный привод
• резервирован по методу обнаружения и компенсации неисправности с отключением не-
исправного канала,
• имеет общую нагрузку с суммированием усилий каналов на общем выходном звене,
227
• каналы соединены с выходным звеном через элементы связи,
• коррекция характеристик исправных каналов после отказа не предусмотрена,
• в СК применен мажоритарный индикатор отказов на силовых элементах с выделением
достоверного значения сигнала в явном виде (перемещение траверсы) и использованием толь-
ко сигналов функциональных каналов,
• отключение отказавшего канала автоматическое с последующей сигнализацией об
отказе.
К достоинствам привода относятся:
1. Возможность индикации большого числа видов отказов, в том числе отказов каналов
системы управления, формирующей сигналы Up U2, U3 (рис. 5.7).
2. Относительно малые возмущения на выходном звене при отказе и отключении неис-
правного канала, обычно находящиеся в пределах допустимых межканальных рассогласо-
ваний.
3. Минимальное изменение характеристик после отказа (падает усилие на выходе на 1/3,
что вполне допустимо при условии выбора достаточного запаса по нагрузке).
4. Простота и высокая надежность системы контроля.
5. Простота настройки зоны нечувствительности индикатора отказов механическим
способом.
6. Возможность реализации автоматизированного контроля состояния неисправного
канала.
Вместе с тем привод имеет ряд недостатков:
1. Большая масса и габариты, обусловленные значительными продольными и поперечны-
ми размерами модулей-каналов из-за встроенных в поршни гидропружин, наличием траверсы
с устройством вывода в нейтраль как отдельного конструктивного элемента привода и боль-
шим запасом каналов по нагрузке.
2. Функциональная избыточность, обусловленная особенностями СК.
3. Небольшой коэффициент использования по усилиям (Fm / Fmax = 0,3...0,4).
4. Возможность ложных отключений привода системой контроля даже при кратковремен-
ном воздействии внешней нагрузки, превышающей максимальную.
5. Возможность ложных отключений исправных каналов при активном отказе среднего
канала (т.е. канала, выходное звено которого занимает промежуточное положение между дву-
мя другими) с последующей полной потерей работоспособности привода.
Отмеченные недостатки, за исключением 2-го и 5-го, в рамках рассматриваемой схемы прин-
ципиальны. Функциональная избыточность может быть устранена введением электронной
модели и заменой существующей СК на электрическую. При этом электрические напряжения,
пропорциональные перемещению штоков каналов (например, снимаемые с датчиков обратной
связи), и опорный сигнал на выходе модели подлежат попарному логическому сравнению или
кворумированию.
В качестве входного сигнала электронной модели целесообразно использовать кворуми-
рованное значение напряжений Up U2, U3.
Такая СК может фиксировать отказы и самой модели, но надежность послсдне)" должна
существенно превышать уровень надежности функционального канала.
Использование электрической СК и ее отделение от силовой части привода позволяет од-
новременно устранить 4-й и 5-й пункты недостатков.
Однако остающиеся 1-й и 3-й пункты не позволяют использовать данный привод в каче-
стве мощного (силового) для непосредственного управления рулевыми поверхностями, основ-
ная область его применения - маломощные промежуточные приводы (сервоприводы) для уп-
равления золотниками силовых бустеров.
228
5.3.1. Функциональная схема и технические характеристики
типового многоканального ЭГСП с элементами связи
Работы в области создания многоканальных резервированных ЭГСП на предприятии
ПМЗ «Восход» начались в конце 60-х годов, через несколько лет были созданы первые об-
разцы приводов этого класса, в частности привод ПМ-3, схема которого практически пол-
ностью соответствовала рис. 5.7. Привод был рассчитан на максимальный ход выходного
звена ± 10 мм и применялся в комбинированном приводе ПМК-10 для управления золот-
ником бустера.
Впоследствии были созданы различные конструктивные модификации более поздних раз-
работок:
• ПМ-ЗА с малорасходным вариантом ЭГУ прямого действия с непосредственным переме-
щением золотника от 2-х электромагнитов соленоидного типа, и питанием каналов от одной
гидросистемы. Привод был использован в комбинированном агрегате АРМ-76 с автономным
источником гидропитания, разработанном для тяжелого транспортного самолета ИЛ-76, и так-
же предназначался для перемещения золотника силового бустера,
• ПМ-ЗБ для СЭДУ летающей лаборатории с питанием от 3-х независимых централи-
зованных гидросистем. Привод имел коэффициент использования по усилию Fm / Fmax = 1/3,
имел точную регулировку зазоров между выходами каналов и траверсой и обеспечивал до-
пускаемое рассогласование между ними до 100% хода. Динамические характеристики соот-
ветствовали фазовому сдвигу не более 15° на частоте 1 Гц при добротности замкнутого кон-
тура 50 1/с.
Последней разработкой многоканальных резервированных ЭГСП данного класса являет-
ся привод на основе агрегата ПМ-15БА, используемый в СЭДУ ряда современных и перспек-
тивных ЛА, в том числе рулевом приводе РПД-1 для управления плоскими золотниковыми
гидрораспределителями силовой части (привод поворотного стабилизатора самолета СУ-27,
4-х канальный вариант), в приводе переднего горизонтального оперения самолета СУ-ЗОМК
(совместно с силовым гидромеханическим приводом, 3-х канальный вариант), и ряде других
разработок [27].
Функциональная схема агрегата представлена на рис. 5.9. Основные конструктивные от-
личия его от агрегата ПМ-3 (рис. 5.7) состоят в следующем:
• отсутствие траверсы как отдельного конструктивного элемента и замена ее качалкой 10,
соединенной с выходными звеньями каналов,
• использованы встроенные гидропружины одностороннего действия, что позволило умень-
шить массу и размеры агрегата,
• исключена возвратная пружина траверсы с предварительным поджатием, создающая су-
щественную дополнительную нагрузку на привод на всех режимах его работы и снижающая
точность.Она заменена отключаемым механизмом приведения в нейтраль, срабатывающим при
отсутствии гидропитания всех каналов.
• в качестве управляющего устройства каналов применен миниатюрный ЭГУ с упругой
механической обратной связью по положению золотника (типа ПМ 15-500), отличающийся
высокой надежностью и быстродействием,
• упрощена конструкция и настройка механической части системы контроля (кулачок-
микровыключатель).
На основании 1 установлены 3 модульных блока одинаковой конструкции, являющихся
каналами резервированного привода. В поршне 7 каждого из них размещена гидропружина,
образованная втулкой 6 и штоком 3. Шток через тягу 11 соединен с общим выходным звеном
агрегата-качалкой 10.
229
230
1 - основание, 2 - поршень стопора, 3 - шток гидропружины, 4 - рычаг стопора, 5 - датчик положения
выходного звена (только в третьем канале), 6 - втулка гидропружины, 7 - поршень гидродвигателя
канала, 8 - клапан кольцевания, 9 - пружина стопора, 10 - качалка, 11 - тяга, 12 - ЭГУ, 13 -
электромагнитный клапан включения блока, 14 - датчик обратной связи канала, 15 - микровыключа-
тель системы контроля, 16 - шарик, 17 - винт, ГС - гидросистема питания.
Рис. 5.9. Функциональная схема 3-х канального электрогидравлического
агрегата с элементами связи ПМ-15БА.
В рабочие полости «Ж» и «М» гидропружины поступает давление подачи от электромагнит-
ного клапана включения 13. От этого же клапана давление подается одновременно в ЭГУ 12 и к
поршню стопора 2 соответствующего канала. Поршень смещается вверх, поворачивая рычаг стопо-
ра 4 против часовой стрелки и преодолевая усилие пружины 9. При этом освобождается качалка 10.
Поршни 2 установлены в каждом из 3-х каналов, освобождение выходного звена имеет место
даже при срабатывании одного из них. При отключении всех 3-х каналов (снятии давления с
поршней 2) консольная пружина 9 поворачивает рычаг 4 и принудительно выставляет качалку
10 в среднее положение. Клапан кольцевания 8 соединяет полости гидро двигателя канала меж-
ду собой.
Перемещения поршней 7 каналов измеряются индукционными датчиками обратной свя-
зи 14. В 3-м канале дополнительно установлен датчик 5 положения выходного звена агрегата,
соединенный со штоком 3 гидропружины канала. В штоке 3 установлен регулируемый винт 17
с кольцевой выточкой, в которой размещен шарик 16. При смещении штока 3 относительно
поршня 7 (срабатывании гидропружины) на величину, большую длины выточки, шарик 16 вы-
давливается и вызывает срабатывание микровыключателя 15 системы контроля.
Агрегат питается от 2-х независимых гидросистем самолета. При этом 3-й канал - от 1-й ГС,
а 2-й и 3-й - от 2-й ГС. Следовательно, отказ последней приводит к выходу из строя сразу двух
каналов.
Основные технические характеристики агрегата ПМ-15БА:
В разомкнутом контуре:
Полный ход выходного звена от среднего положения, мм - 21,5...23
Усилие на выходном звене, кгс
при работе 3-х каналов, не более - 340
при работе одного канала, не менее - 65
Зона нечувствительности канала, мА, не более - 0,7
Смещение нуля канала, мА, не более - 7,5
Примечание: При потере входного сигнала в разомкнутом контуре
канал должен отключаться за время не более 12с при 2-х других,
находящихся в среднем положении и в замкнутом контуре.
Максимальная скорость холостого хода канала при токе
управления 40 мА, мм / с, - 65...Э2
Несимметрия скоростной характеристики при токе
управления 10 мА, %, не более - 18
Время установки выходного звена в застопоренное положение
при противодействующей нагрузке 18 кгс, с, не более - 1,2
Активное сопротивление обмотки ЭМП, Ом - 220 ± 10%
Максимальный ток управления при параллельном
соединении обмоток, мА - 60
Перемещение поршня канала относительно выходного
звена, при котором срабатывает система контроля, в %
от полного хода в каждую сторону - 18...25
I. В замкнутом контуре (при работе одного канала):
Зона нечувствительности, мВ, не более - 40
Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц, град., не более - 20
Подъем амплитудно-частотной характеристики
на интервале частот 0,1...20 Гц, дБ, не более - 2,5
231
Примечание: Указанные параметры обеспечиваются
при амплитуде гармонического сигнала 1 мм.
II. Условия эксплуатации.
Рабочая жидкость - АМГ-10
Давление подачи, МПа
при нулевом расходе - 27...29,5
при максимальном расходе - 26...27
Номинальное давление слива, МПа - 0,4...0,6
Температура рабочей жидкости, град.С - -10...+100
Температура окружающей среды, град.С - -10...+125
Питание индукционных датчиков канала - переменный ток прямоугольной
формы волны, напряжением 32,4...38 В и частотой 2400 ± 5% Гц.
Масса агрегата, кг, не более - 16
Внешний вид агрегата ПМ-15БА представлен на рис. 5.10.
Усовершенствованная функциональная схема 3-х канального резервированного привода с
данным агрегатом показана на рис. 5.11. Схема представляет собой цифровую реализацию ана-
логовой схемы и разработана предприятием ПМЗ «Восход» совместно с организацией АО «ОКБ
Сухого» в рамках реализации концепции цифрового борта для маневренных сверхзвуковых
самолетов 5-го поколения.
В соответствии со схемой на рис. 5.11, где отражена структура одного канала (2 других
выполнены аналогично), система контроля электрическая и отделена от силовой части приво-
да, что позволило устранить коренные недостатки привода ПМ-3 (рис. 5.7). Индикация отказа
осуществляется по методу сравнения с эталоном, в качестве которого в каждом канале исполь-
зуется его электронная модель, обладающая свойством частичной адаптации под параметры
реального канала. Модель является унифицированной, используется в целом ряде резервиро-
ванных приводов, а ее особенности описаны ниже (рис. 5.16). Входной управляющий сигнал из
соответствующего канала бортовой системы управления самолета поступает одновременно в
реальный канал привода и его электронную модель.
Сигнал положения выходного звена реального канала UocpM сравнивается в суммирующем
устройстве с выходным напряжением модели, полученная разность подается в схему подстройки
модели через усилитель с коэффициентом Кд, а также в систему контроля через апериодичес-
кое звено, линию временной задержки и пороговое устройство.
Сигнал рассогласования в контуре реального канала усиливается, фильтруется и через уси-
литель мощности (УМ) поступает в виде тока управления I t в параллельно соединенные об-
мотки ЭМП электрогидравлического усилителя. Перемещение выходного звена канала изме-
ряется индукционным датчиком ДОС РМ, выходное напряжение которого демодулируется
фазочувствительным выпрямителем (ФЧВ), фильтруется и поступает на вход канала в виде
напряжения обратной связи.
Особенности цифровой части схемы на рис. 5.11 состоят в том, что управляющее напряже-
ние на входах реального канала и модели существует в цифровом коде с частотой квантования
160 Гц, предусмотрен набор аналоге - цифровых (АЦП) и цифроаналоговых (ЦАП) преобра-
зователей сигналов, ряд логических элементов типа «И», «ИЛИ».
На входах элемента «И» присутствуют помимо сигнала рассогласования реального канала
и модели (последняя изображена на схеме в аналоговой форме, но в цифровом варианте реали-
зуется программно) также сигналы отказа гидросистемы питания - если уровень давления по-
дачи упадет ниже 10 МПа, и сигнал на включение электрогидравлического клапана (ЭГК).
Предусмотрен также контроль исправности ЦАП и основных источников электропитания.
232
рис. 5.10. Внешний
вид 3-х
ка^ал‘«оп>резервированното
агрегата ПМ-15БА.
bo
w
, ’PMC 7
(b логику КРУ)
Рис. 5.11. Функциональная схема резервированного привода
с агрегатом ПМ-15БА (цифровая реализация).
Сигнал на отключение канала после появления отказа в указанных устройствах с элемента
типа «И» подается на управляющий транзистор ЭГК. Одновременно через элемент временной
задержки поступает сигнал в систему управления самолета об отказе в приводе. Особенностью
цифровой части схемы является выбор различных частот квантования на разных участках пе-
редачи сигналов, что обусловлено особенностями работы цифровой системы и требованиями к
ее параметрам.
5.3.2. Статическая управляющая характеристика резервированного ЭГСП
с элементами связи
Основной статической характеристикой любого многоканального резервированного ЭГСП,
работающего в замкнутом контуре и имеющего произвольное число каналов п, является управ-
ляющая характеристика, представляющая собой зависимость
y-f(U,,U!,...Un),
где у - перемещение общего выходного звена привода (траверсы для схемы на рис.5.7), Up
U2 ...Un- управляющие напряжения на входах соответствующих каналов.
Перемещения штоков каналов в каждый момент времени неодинаковы как по причине раз-
личия управляющих напряжений, так и технологического разброса коэффициентов обратной
связи каналов к^, кос2,...косп. Вместе с тем траверса занимает единственное, вполне определен-
ное положение.
Система статических уравнений резервированного ЭГСП с элементами связи имеет вид:
Уы = Ч/к„, (5.1)
здесь yoi - смещение i-ro канала (i = 1, 2...п), имеющего коэффициент обратной связи к^ при
подаче на вход канала напряжения Ц, если канал свободен (работает вне привода и не испыты-
вает силового воздействия траверсы).
У.-Уы-Р./к., (5.2)
у. - фактическое смещение i-ro канала с учетом влияния траверсы, когда все каналы принуди-
тельно выставляются по ее уровню, кж - статическая жесткость канала, F; - усилие нагружения
канала со стороны траверсы.
п
s F. = С у, (5.3)
где С - жесткость возвратной пружины траверсы.
К этим уравнениям следует добавить граничные соотношения
У.-У-МГ.,- (5-4)
Представленные выражения (5.1 )...(5.4) позволяют получить статическую структурную схему при-
вода, показанную на рис. 5.12. Она тождественна канонической структуре кворум-элемента [26].
Таким образом, рассматриваемый привод с элементами связи является электрогидромеха-
ническим кворум-элементом, поэтому его управляющая характеристика может быть получена
на основании формального анализа режимов работы кворум-элемента.
235
Рис. 5.12. Статическая структурная схема многоканального
резервированного привода с элементами связи.
236
1. Режим осреднения имеет место при малом различии значений yoi, располагающемся в
поле шириной 2 F / к , в этом случае управляющая характеристика запишется в виде
п
у-^Ц/к^/п (5.5)
как среднеарифметическое смещений свободных каналов.
2. Режим осреднения с отсечкой неисправного канала реализуется при условии значитель-
ного рассогласования, например, одного (k-го) канала и траверсы. Выражение управляющей
характеристики в этом случае:
П-1
У - (S и, / к.,) / (П -1) + (Fm/k. (п - 1» sign е„ (5.6)
где е к - рассогласование k-го канала и траверсы.
Последний член выражения правой части уравнения представляет собой ошибку, вноси-
мую в характеристику неисправным каналом по отношению к среднеарифметическому значе-
нию перемещений большинства свободных исправных каналов.
Следует указать, что величина данной ошибки на практике очень мала вследствие высокой
статической жесткости канала кж (отношение Fm / кж обычно не превышает 0,1 мм) и влияние
неисправного канала на точность работы привода незначительно, т.е. эффективность отсечки
высока.
3. Режим средневыборочного значения существует в случае большого различия положе-
ний yoi, тогда
У-и/к^-у,,, (5.7)
здесь у oj - положение среднего канала, занимающего промежуточное значение среди всех кана-
лов, входящих в состав привода.
Необходимо отметить, что при существующих допусках на разброс U и кск, последний ре-
жим является основным. В этом случае средний канал несет всю нагрузку FH на траверсе и для
этого случая должно соблюдаться соотношение:
(Fn + Cy)<Fm.
Для приводов с четным числом каналов имеются 2 средневыборочных значения у сосед-
них каналов и траверса при отсутствии внешних сил может занимать любое положение между
ними, т.е. имеет место люфт траверсы в пределах рассогласования между этими каналами. Вне-
шняя нагрузка или возвратная пружина «осаживает» траверсу на один из указанных каналов,
устраняя неопределенность. Другим способом данного устранения является настройка гидро-
пружин на неодинаковые Fm
Следует подчеркнуть, что записанные выше соотношения справедливы при условии рабо-
ты привода как кворум-элемента. Можно показать, что это условие имеет вид:
к,/С»1.
На практике данное отношение превышает 103, что заведомо достаточно для нормальной
работы кворум-элемента.
При функционировании привода в режиме осреднения нагрузка на штоке любого из кана-
лов составляет
237
Fi-k.(y.i-y)-k«([U,/koc,l-y).
где у определяется по выражению (5.5).
Очевидно, что в этом случае Ff < Fm. Крайние каналы, наиболее не согласованные с травер-
сой, нагружаются сильнее.
Управляющие характеристики каналов могут отличаться от идеальной прямой, тогда в про-
цессе слежения режимы работы привода как кворум-элемента могут постоянно меняться или
чередоваться, а его управляющая характеристика примет вид ломаной с несколькими неодина-
ковыми участками [2].
Если на траверсу воздействует внешняя нагрузка в виде силы R, условие статического рав-
новесия траверсы вместо (5.3) запишется так:
п
SF,-Cy + R.
Отсюда после ряда преобразований выражение управляющей характеристики привода при-
мет вид:
п
y-([SU,/k.J/n)-R/nk., (5.8)
поскольку С / кж —> 0.
Таким образом, внешняя сила смещает управляющую характеристику на величину
R / п кж. При этом сила распределяется по каналам поровну, поэтому возможна перегрузка
крайних каналов с их последующим выходом из жесткого зацепления с траверсой. В таком
случае использование формулы (5.8) для расчета управляющей характеристики уже непра-
вомерно.
5.4. Многоканальный резервированный ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению
Определенной альтернативой резервированному ЭГСП с элементами связи является
привод, схема которого представлена на рис. 5.13. Его конструктивные разновидности при-
меняются достаточно широко в СЭДУ современных самолетов в качестве как промежуточ-
ного, так и силового. Использование данной схемы обеспечивает потенциальную возмож-
ность существенного улучшения массогабаритных характеристик перспективных систем
управления [43].
3-х канальный вариант ЭГСП на рис. 5.13 состоит из трех одинаковых модулей-каналов,
содержащих те же элементы и блоки, что и схема на рис. 5.7. Различие заключается в отсут-
ствии элементов связи (гидропружин), траверсы как отдельного конструктивного узла - што-
ки поршней каналов жестко соединены между собой. Дополнительные устройства - электри-
ческие датчики перепада давления 3, ограничительные клапаны 4.
В каждом канале имеется и клапан кольцевания (на схеме не показан).
Поскольку здесь положения штоков каналов не различаются вследствие их жесткого со-
единения, в СК привода используется промежуточный параметр - перепад давлений на порш-
не каждого из каналов. Сигналы перепада давлений с датчиков 3 кворумируются и обрабатыва-
ются согласно схеме на рис. 5.56. В качестве отключающих устройств используются реле Р1,
Р2, РЗ, управляющие соответствующим электромагнитным клапаном.
Клапан 4 ограничивает перепад давлений величиной рп в случае отказа и неотключения
канала системой контроля.
238
Обозначения: ЭГУ - электрогидравлический усилитель, ЭМК^гд - электромагнитный клапан, Р123 -
силовое реле, ЭМП - электромеханический преобразователь, U123 - управляющие напряжения на
входах каналов, Uocioc2oc3 - напряжения обратной связи, ИкЦй.кз - напряжения коррекции, рп - давле-
ние подачи, Рсд - давление слива.
Рис. 5.13. Функциональная схема 3-х канального резервированного ЭГСП с жестким соединени-
ем штоков каналов и коррекцией по давлению: .
1 - электрический усилитель сигнала ошибки, 2 - датчик обратной связи, 3 - электрический
датчик перепада давлений в гидродвигателе канала, 4 - клапан ограничения давления.
Рис. 5.14. Схема реализации корректирующей обратной связи по перепаду давлений в канале
резервированного привода.
239
Неизбежное рассогласование параметров каналов в процессе функционирования привода |
и в состоянии покоя обусловливает наличие неодинаковых смещений золотников и в силу вы- *
сокой крутизны их характеристики давления - значительное взаимное нагружение каналов. 3
Практически всегда крайние каналы работают при встречной нагрузке, равной тормозной. По-
лезная нагрузка воспринимается лишь средним каналом, что приводит к превышению разме-
ров и массы ЭГСП.
Для устранения этого недостатка в приводе предусмотрена дополнительная коррекция по
давлению, которая компенсирует межканальные рассогласования и симметрирует каналы по уси-
лиям [29]. В качестве корректирующего сигнала используется разность между сигналом на выходе
кворум-элемента и текущим значением сигнала перепада давлений в соответствующем канале. Та-
ким образом, коррекция должна уравнять фактический перепад давления канала с достоверным
значением, сформированным кворум-элементом. Этот же сигнал коррекции используется в СК,
т. е. индикатор отказов по отношению к данному сигналу строится по экстремальному принципу.
Выравнивание перепадов давлений в каналах с помощью коррекции обеспечивает равно-
мерное распределение внешней нагрузки между ними.
3-х канальный вариант привода на рис. 5.13 рассчитан на сохранение работоспособности
при одном полном отказе произвольного вида. Конструкция допускает повышение уровня ре-
зервирования посредством увеличения числа каналов.
Основные достоинства привода:
• относительно небольшой вес и габариты,
• минимальные возмущения на выходном звене при отказе и отключении неисправного
канала, лежащие в пределах межканальных рассогласований,
• незначительное изменение характеристик после отказа (снижение усилия на 1/3),
• обеспечение СК индикации большого числа видов отказов не только самого привода, но
и соответствующего канала системы управления,
• максимальный (близкий к 1) коэффициент использования по усилию,
• отсутствие ложных отключений каналов при воздействии нагрузки на выходном звене,
превышающей максимальную.
Высокая полезная отдача каналов в нагрузку вследствие наличия коррекции по давлению
не только практически исключает взаимонагружение каналов, но позволяет снизить максималь-
ные усилия на их выходе.
Вместе с тем привод имеет ряд недостатков:
• функциональная избыточность, поскольку в системе контроля используются только сиг-
налы рабочих каналов,
• сравнительная сложность СК, а также настройки зоны нечувствительности индикатора отказов,
• пониженная надежность каналов за счет наличия дополнительной цепи коррекции по
давлению, и, следовательно, усложнения системы,
• отсутствие индикации отказов по выходному параметру (например, заклинивание штока).
Устранение функциональной избыточности путем использования опорного сигнала элект-
ронной модели в этой схеме затруднительно по причине технической сложности создания мо-
дели, формирующей в чистом виде сигнал перепада давлений.
Специфической особенностью ЭГСП данного класса является необходимость обеспече-
ния устойчивости контура коррекции по давлению.
5.4.1. Управляющая характеристика резервированного ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению
По аналогии со схемой многоканального ЭГСП на рис. 5.7, основной статической характе-
ристикой приводов с жестким соединением штоков и коррекцией по давлению также является
240
управляющая характеристика. В принципе такой привод интерпретируется как разновидность
ЭГСП с элементами связи, каждая из гидропружин которого настроена на полное тормозное
усилие канала Fmax (при отсутствии цепи коррекции по давлению). Величина этого усилия ог-
раничивается клапаном 4 в соответствующем канале.
Поэтому исходная система уравнений для аналитического определения управляющей ха-
рактеристики тождественна (5.1)...(5.4) с заменой:
п
Fi < Fmax, Z F, = О (пружина на выходном звене отсутствует).
Таким образом, при отсутствии коррекции по давлению привод также является электро-
гидромеханическим кворум-элементом и конкретное выражение его управляющей характе-
ристики зависит от режима его работы. Различие состоит в расширенной области режима
осреднения, т.к. Fmax > F , и большем влиянии неисправного канала в режиме осреднения с
отсечкой.
Следовательно, использование выражений (5.5), (5.6), (5.7) справедливо и в этом случае с
соответствующими поправками.
Если учитывать цепь коррекции по давлению, исходные уравнения примут вид:
U. + Uki
у.=--------, у = у. = у . - F. / k , Z F. = О, F. < F ,
J О1 ’ J J1 J О1 1 / ж’ V 1 ’1 max’
к 1
oci
Ufc. = и - и ., и . = к р, и = (X и .) / п.
К1 Д рр pi ДД Д V 1 ри '
В этих выражениях Uki - напряжение сигнала коррекции i-ro канала, Upi, k^ - напряже-
ние на выходе и коэффициент передачи датчика давления соответственно, р. - F, / Ап - пере-
пад давления в гидродвигателе i-ro канала, Ап - эффективная площадь поршня гидродвига-
теля канала,U - напряжение на выходе кворум-элемента (достоверный сигнал).»
При этом предполагается, что внешняя нагрузка на общем штоке каналов отсут-
ствует.
Для данного ЭГСП параметры кворум-элемента в цепи коррекции выбираются таким об-
разом, что его функция рассогласования линейна в диапазоне давлений 0... рп, т.е. всегда име-
ет место режим осреднения.
Тогда
U =(Z U .)/п = (k Zp.)/n = (k Z F.)/А п = 0.
Отсюда
“ и,| ” “ к„ Р|- (5.9)
Решая совместно все записанные выше соотношения, после ряда преобразований по-
лучим:
п
y-(ZU,/kJ/n.
Таким образом, рассматриваемый ЭГСП с коррекцией по давлению работает как кворум -
элемент в режиме осреднения при любом разбросе значений Ц и kocj.
241
Из выражения (5.9) следует, что в ненагруженном приводе можно исключить кворум -
элемент в цепи коррекции и реализовать последнюю в виде отрицательной обратной связи
непосредственно по перепаду давлений в соответствующем канале. Данный принцип реа-
лизован в большинстве многоканальных резервированных ЭГСП этого класса, работающих
при относительно малой нагрузке на выходном звене (например, маломощных промежу-
точных приводах, управляющих перемещением золотников силовых исполнительных ме-
ханизмов).
Одна из возможных схем выходной части привода с жестким соединением штоков и обрат-
ной связью по давлению показана на рис. 5.14. Сигнал основной обратной связи и коррекции
суммируется на датчике обратной связи (ДОС), который вырабатывает единый электрический
сигнал, поступающий в усилитель сигнала ошибки (УСО) соответствующего канала.
В основном поршне 1 канала расположен корректирующий поршень 2 с пружинами. Его
перемещение пропорционально перепаду pj( т.е. поршень 2 выполняет функцию механического
датчика давления. Абсолютное смещение движка ДОС есть алгебраическая сумма относитель-
ного перемещения корректирующего поршня в основном поршне под действием р. и его пере-
носного движения вместе с ним.
В этой схеме удобно использовать простую СК, аналогичную схеме, используемой в ЭГСП
с элементами связи (рис. 5.7). При этом микровыключатель крепится на основном поршне, а
кулачок с вырезом заданной длины (зона нечувствительности индикатора отказов) - на кор-
ректирующем. Отказ индицируется, если значение сигнала коррекции в виде смещения кор-
ректирующего поршня относительно основного превысит допустимое.
Схема реализации коррекции по давлению, аналогичная рис. 5.14 использована в частно-
сти в приводе ПМ-1. Была подтверждена работоспособность и достаточная эффективность ре-
ализации коррекции.
Управляющая характеристика привода с внешней нагрузкой R на выходном звене может
быть получена на основе записанных выше исходных уравнений с некоторыми изменениями.
Так, уравнение равновесия сил на выходном звене примет вид:
п
EF.-R.
1 1
Сигнал на выходе кворум-элемента 1}д= R/ Ап п, а напряжение сигнала коррекции i-ro кана-
ла Uki = (kM / Ап) ((R / n) - Fj). Полная сумма сигналов коррекции всех каналов
п п
SUB-(k„/A,,)(R-SF,)-0.
После несложных преобразований получим:
(5-Ю)
y-(EU,/kJ/n-(R/nkJ
Данное выражение тождественно (5.8) для ЭГСП с элементами связи, работающего в ре-
жиме осреднения. Сила R распределяется по каналам также равномерно.
Влияние цепи коррекции по давлению можно проиллюстрировать на примере 3-х каналь-
ного варианта ЭГСП на рис. 5.13.
Рассмотрим вначале случай отсутствия внешней нагрузки R. Тогда
у-СЦ + ^ + щ/зк^.
Полагая к = к = к , и учитывая, что U.. = - к. р., запишем
ос1 ос2 осЗ J 1 Ki дд Г1
242
F', - к. (У., - У) - [2 U, - (U2 + U3)] к„ / 3 к,. (1+ а),
F'2 - к, (уо2 - у) - [2 U2 - (U, + U3)] кж / 3 к, ( 1 + а),
F'3 - кж (уо3 - у) - (2 U3 - (U, + U2>] к./ 3 к„ (1 + а).
Здесь а = км кж / Ап кос - коэффициент корректирующей обратной связи по давлению.
Из полученных выражений видно, что при очень большой глубине этой связи (а—>°°) силы
взаимного нагружения каналов F'p F'2, F'3 стремятся к 0.
При наличии нагрузки R имеем: у = [(Ut + U2 + U3) / 3 koc] - (R / 3 кж),
Uu - [(R / 3) - F,)] к„/ А. ии - [(R / 3) - F2)] k„ / A„,
UB-[(R/3)-F3)]k„/An.
Отсюда
F, " { КU, + UM) / kJ - у) к, - F', + (R / 3),
F2-{[(U2 + Uk2)/kJ-y)k,-F'2 + (R/3),
F, - {l(U3 + Uu) / к J - у) k. - F'3 + (R / 3).
Если a—>°°, to Fj = F2 = F3 = R / 3, т.е. не только устраняется взаимонагружение каналов, но
сила R равномерно распределяется по всем 3-м каналам. Статическая жесткость ЭГСП соглас-
но (5.10) равна п кж (для приведенного примера 3 кж).
В том случае, когда кворум-элемент отсутствует и коррекция реализуется в виде отри-
цательной обратной связи по давлению Pj в виде Uki “ - к Р.» управляющая характеристика
данного привода с внешней нагрузкой может быть получена из следующей системы урав-
нений:
Уо* " <Ч + Uki) / koci> Fi ’ кж (Yoi " У)»
SF.-R, Uki = -kKFi,iuki = -kKR.
Здесь kK= Апк k^j / Ап Ск - коэффициент передачи цепи коррекции по давлению, Апк, Ск -
эффективная площадь и жесткость пружин корректирующего поршня.
Считая величину кк одинаковой для всех каналов, после серии преобразований по-
лучим:
y-[SU,/kJ/n-R(l + ₽)/nk,, (5.11)
где Р - Allk кж / Ап Ск.
Сравнивая полученное выражение с (5.10), легко убедиться, что статическая жесткость при-
вода по схеме рис. 5.14 в (1 + Р) раз ниже аналогичного параметра для схемы с кворум-элемен-
том в цепи коррекции по давлению.
Для рассмотренного выше примера 3-х канального ЭГСП можно показать, что усилия на-
гружения каналов определяются формулами
243
F,-([2 U,-(U2 + U3JJt,/3k<.(l+₽)) + R/3,
F2-{ [2 U2- (U,+ U3)] k,/3k„(1 + ₽)) + R/3,
F3-([2 U3-(U, + U2)]k,/3k„(l+₽)} + R/3.
(5.12)
Первая составляющая в этих выражениях определяет силу взаимонагружения каналов
(вследствие разброса входных напряжений Up U2, U3), которая снижается по мере увеличения
члена (1 + Р). Отсюда следует, что значение Р нужно повышать с целью подавления взаимонаг-
ружения, но это вызывает уменьшение статической жесткости согласно (5.11).
С этой точки зрения схема ЭГСП на рис. 5.14 не может быть использована как силовой
привод из-за низкой статической жесткости. Она пригодна в качестве малонагруженного про-
межуточного привода (сервопривода) для управления золотниками мощного исполнительно-
го гидромеханизма и в этом качестве нашла применение в ряде конструкций (см. ниже). При
этом с целью получения необходимой статической жесткости и снижения ошибки управления
вводится порог срабатывания цепи коррекции по давлению. Он может составлять 30...50% дав-
ления подачи рп и в пределах этого порога имеет место взаимонагружение каналов, что ухудша-
ет эффективность работы привода и обуславливает определенное увеличение его размеров и
массы.
Поэтому классическая схема на рис. 5.13 с кворум-элементом в цепи коррекции более пред-
почтительна, но ее характеристики зависят прежде всего от параметров электрических датчи-
ков давления, их надежности. Представляется перспективной разработка гидромеханического
кворум-элемента, позволяющего практически полностью исключить электрические устройства.
Существенно повысить точность работы системы коррекции по давлению можно путем
введения в ее контур интеграла. Уменьшение жесткости Ск приводит к увеличению коэффици-
ента Р и, следовательно, снижению усилий взаимонагружения согласно соотношениям (5.12).
При Ск —> О значение 0 —» <», т.е. имеет место полная разгрузка каналов по усилиям. Однако в
соответствии с (5.11) статическая жесткость привода в этом случае стремится к 0.
Условие Ск = 0 соответствует отсутствию пружин на поршне коррекции и при наличии
вязкого трения поршня его скорость пропорциональна перепаду давлений р. Тогда переме-
щение поршня (как интеграл от скорости) представляет собой интеграл от р( Обычно вязкая
составляющая трения поршня коррекции невелика, поэтому для ограничения скорости на
входе и выходе из гидроцилиндра коррекции устанавливаются постоянные дроссели. Данная
схема использовалась в частности в приводе ПМ-4, впоследствии система дросселей транс-
формировалась в золотниковый клапан коррекции (привод ПМ-6 и его последующие моди-
фикации).
Нулевая статическая жесткость привода с коррекцией по интегралу от Pj не позволяет ис-
пользовать его в режиме нагружения, поэтому здесь также предусматривается порог срабаты-
вания. Это в значительной степени снижает эффективность коррекции.
Одной из проблем проектирования многоканальных резервированных ЭГСП с коррекци-
ей по давлению является обеспечение устойчивости ее контура как замкнутой системы автома-
тического регулирования. Так, в схеме на рис. 5.14 всегда выполняется неравенство Апк < Ап, а
поскольку перемещения основного и корректирующего поршня суммируются на общем ДОС,
с точки зрения устойчивости основной контур и корректирующий равнозначны.
Однако коэффициент усиления по цепи коррекции вследствие малости Апк существенно
выше, поэтому контур коррекции может стать неустойчивым и вызвать автоколебания приво-
да в целом. Стабилизация данного контура часто становится сложной технической задачей, не
всегда разрешимой простыми средствами.
244
Отсутствие малогабаритных, высоконадежных и высокоточных электрических датчиков
давления с достаточным техническим ресурсом не позволяет использовать преимущества клас-
сического варианта схемы на рис. 5.13, поэтому развитие схемотехники резервирования в оте-
чественной промышленности пошло по пути разработки альтернативных вариантов приводов
с жестким соединением штоков каналов.
5.4.2. Примеры реализации резервированных ЭГСП
с жестким соединением штоков каналов и коррекцией по давлению
Первый образец многоканального резервированного ЭГСП, разработанный предприятием
ПМЗ «Восход» в 1970 г. и имеющий обозначение ПМ-1 был выполнен именно по схеме с жес-
тким соединением штоков и коррекцией по давлению. Он являлся отечественным аналогом
известного привода фирмы «Hobson» (Англия), хотя и превосходил его по конструктивным и
массогабаритным параметрам.
В следующей модификации (ПМ-4) была устранена связь между корректирующими уст-
ройствами, обеспечено значительное улучшение массогабаритных показателей в сравнении с
приводом ПМ-3 (выполненным по схеме рис. 5.7). Привод ПМ-4 имел ход выходного звена
± 30 мм и хорошие динамические характеристики. Здесь впервые была применена корректиру-
ющая обратная связь по интегралу от перепада давлений в каждом из каналов. Она реализовы-
валась с помощью специального гидроцилиндра коррекции, подключенного параллельно ос-
новному гидродвигателю канала через постоянные дроссели. Последние обеспечивали устой-
чивую работу контура коррекции.
Поршень коррекции имел пороговое устройство в виде предварительно поджатой возврат-
ной пружины, поэтому корректирующая обратная связь срабатывала после достижения опре-
деленного перепада давления в основном гидродвигателе.
Идеи, апробированные при отработке привода ПМ-4 затем были использованы в последу-
ющих конструкциях приводов этого класса, в частности, приводе ПМ-6. Разработанные уни-
версальные модули-каналы, в которых вместо дросселей на входе и выходе корректирующего
гидроцилиндра применялся специальный золотник (клапан коррекции), а возвратная механи-
ческая пружина была заменена на гидропружину, послужили базой для построения целого ряда
2-х канальных (например, РПД-2, РС-7) и 4-х канальных (ПМ-6, СПМ-6, СПМ-20 и др.) об-
разцов резервированных ЭГСП данного типа.
В качестве примера использования системы коррекции по давлению для снижения взаи-
монагружения каналов резервированного привода может быть рассмотрена упрощенная схема
(рис. 5.15) 2-х канального электрогидравлического привода большой мощности, разработанно-
го предприятием ОАО «ПМЗ Восход» для отечественной авиации.
Силовой гидродвигатель-гидроцилиндр (СГЦ) 2-х камерного типа управляется тандемно
расположенными силовыми золотниковыми распределителями (СЗР), перемещающимися спе-
циальным многоканальным сервоприводом внутри основного контура. СЗР жестко соединены
с поршнями управляющих гидроцилиндров (УГЦ) сервопривода. Каждый УГЦ является ис-
полнительным устройством одного из его каналов, число которых может составлять в общем
случае 2...4. Рис. 5.15 соответствует 2-х канальному варианту сервопривода (рулевой привод
типа РПД-2), по аналогичной схеме построен рассмотренный ниже 4-х канальный вариант
СПМ-6, находящийся в эксплуатации более 20 лет и подтвердивший свою высокую эксплуата-
ционную надежность и эффективность [43].
Согласно рис. 5.15 на вход привода подаются управляющие сигналы - напряжения UBXl и
Ubx2 от резервированных каналов бортовой системы управления самолета. Каждый из них срав-
нивается на входном усилителе с напряжением Uocl (Uoc2) и полученное напряжение ошибки
?45
№
Ci
ЭГК - электрогидравлический
клапан;
KB - клапан включения;
КК - клапан коррекции;
ДК - датчик коррекции;
КГЦ - гидроцилиндр коррекции;
ГП - гидропружина;
СЗР - силовой золотниковый
распределитель;
ГС - гидросистема питания;
СГЦ - силовой гидроцилиндр;
УГЦ - управляющий гидроци-
линдр;
ДОСС - датчик обратной связи
сервопривода;
ДОС - датчик обратной связи
привода.
гсг
Рис. 5.15. Упрощенная функциональная схема 2-х канального резервированного привода РПД-2.
Uei (Ue2) поступает в усилитель соответствующего канала сервопривода и отслеживается им в
виде перемещения поршня УГЦ. Указанное перемещение измеряется датчиком обратной свя-
зи сервопривода (ДОСС) и в виде напряжения суммируется алгебраически с напряжени-
ем UK1 коррекции по давлению. Результирующий электрический сигнал поступает в электрон-
ный усилитель сервопривода, где алгебраически суммируется с напряжением Uei, обеспечивая
замыкание следящего контура сервопривода. Данный сигнал подается также в систему контро-
ля сервопривода для определения возможных отказов.
В состав сервопривода входит управляющее устройство - малогабаритный электрогидрав-
лический усилитель сопло-заслонка с упругой механической обратной связью по положению
золотника, создающий перепад давления рд = pt - р2 в полостях соответствующего УГЦ, элект-
рогидравлический клапан (ЭГК) включения и выключения гидропитания канала, специаль-
ный клапан включения (КВ) золотникового типа.
Контакт (К) электроцепи управляется внешним сигналом или от исполнительных устройств
системы контроля. Замыкание контакта и срабатывание ЭГК вызывает смещение золотника
КВ вправо и давление подачи рп поступает в электрогидравлический усилитель и через его зо-
лотник - в полости УГЦ.
Перепад давления рд создается, в основном, усилием взаимного нагружения каналов сер-
вопривода и, в значительно меньшей степени, усилием на перемещение СЗР. Для снижения
взаимонагружения в каждом из каналов используется цепь гидромеханической коррекции по
интегралу от рд. Цепь включает в себя корректирующий клапан (КК) золотникового типа с
возвратными пружинами под торцами золотника и корректирующий гидроцилиндр (КГЦ) с
датчиком коррекции (ДК).
Расход жидкости в КГЦ и, следовательно, скорость поршня определяется как величиной рд,
так и смещением золотника КК. Поскольку это смещение пропорционально рд (см. схему), кор-
ректирующий сигнал UK1 определяется интегралом от рд. Напряжение UK1 вычитается или сум-
мируется с (в зависимости от направления движения поршня КГЦ), в результате чего реали-
зуется разгрузка соответствующего канала сервопривода от усилий взаимонагружения [33].
Поскольку действие коррекции эквивалентно введению отрицательной обратной связи по
статическому давлению в УГЦ, приводящей к значительному снижению статической жесткос-
ти канала и сервопривода в целом, для повышения точности управления СЗР в системе кор-'
рекции предусмотрен порог срабатывания. Она начинает действовать при рд не менее 40...50%
от максимально возможного перепада, равного 0,5 (рп - р^).
Порог срабатывания обеспечивается за счет начального поджатия пружин золотника КК,
введения в нем небольшого отрицательного перекрытия и установки на поршне КГЦ гидро-
пружины (ГП) двустороннего действия. Движение поршня КГЦ начинается, если перепад дав-
ления на нем, зависящий от рд, превысит усилие настройки ГП.
При нормальной работе канала значение рд незначительно превышает порог срабатывания
вследствие воздействия коррекции. Следовательно, величина взаимонагружения канала не пре-
вышает 50% полного усилия, что считается приемлемым. Однако при отказах величина рд, а
значит и смещение золотника КК может существенно возрасти и при достаточно большом рд
центральный бурт золотника осуществляет сброс избыточного давления на слив. Это исключа-
ет забросы давления в КГЦ неисправного канала, превышающие рп.
При отключении ЭГК от электропитания контактом К (по команде системы контроля или
в случае необходимости прекращения работы привода) золотник КВ пружиной переводится в
левое положение, отключая электрогидравлический усилитель от гидропитания и кольцуя по-
лости УГЦ. Одновременно под правый торец плунжера ГП поступает давление подачи рп и в
результате поршень КГЦ занимает крайнее левое положение, соответствующее максимально-
му значению UK1.
247
В резервированных приводах, выполненных по схеме рис. 5.15 используется система
контроля состояния каждого канала сервопривода, функциональная схема которой пред-
ставлена на рис. 5.16. Основой схемы является унифицированная электронная модель ка-
нала, включающая в себя звено с регулируемым уровнем ограничения выходного сигнала
(имитирующее насыщение канала по скорости), усилительно-интегрирующее звено и цепь
отрицательной обратной связи. Модель обладает в ограниченных пределах свойством адап-
тивности. Выходное напряжение модели UM сравнивается с суммарным напряжением Ucn
в цепи обратной связи соответствующего канала сервопривода. Результирующий сигнал
подается к исполнительным (отключающим) устройствам системы контроля канала и на
вход формирующего элемента ФЭ с характеристикой специального вида. Данная связь
позволяет получить разные уровни насыщения модели по скорости и тем самым осуще-
ствить подстройку ее параметров под характеристики реального канала в случае эксплуа-
тационных изменений последних (например, при повышении или понижении температу-
ры рабочей жидкости). Работа модели и ее подстройка обеспечиваются электронными
средствами.
Обычно первичная настройка модели осуществляется по напряжению UM из условия
UM=UOCC1 (перемещение поршня УГЦ реального канала соответствует «перемещению» мо-
дельного). В этом случае выходной сигнал системы контроля близок к UK1, т.е. срабатыва-
ние устройств отключения фактически осуществляется от системы коррекции (датчиком ДК),
когда ее сигнал превысит допустимый уровень.
Устройства отключения содержат элементы с зоной нечувствительности (пороговое уст-
ройство), линию временной задержки и логические цепи.
Наряду с описанными выше устройствами в приводе используются некоторые вспомога-
тельные, в частности, механизм установки выходного звена в нейтраль.
Представителем 4-х канального варианта силового привода для электродистанцион-
ных систем управления маневренных самолетов является привод СПМ-6Б, предназна-
ченный для перемещения цельноповоротного стабилизатора самолетов СУ-ЗОМК, СУ-37
в канале продольного управления [43]. Схема размещения привода на самолете представ-
лена на рис. 5.17.
Привод состоит из исполнительной части (агрегата), устанавливаемой непосредственно у
рулевой поверхности, и электронного блока, размещенного дистанционно от агрегата.
Агрегат выполнен в основном по схеме РПД-2 (рис. 5.15), но сервопривод состоит из
2-х двухканальных электрогидравлических блоков, выходные звенья которых жестко соеди-
нены между собой и с тандемными силовыми золотниками. Таким образом, сервопривод со-
держит 4 реальных канала на основе унифицированного модуля для резервированных при-
водов с жестким соединением штоков и коррекцией по давлению, разработанного предприя-
тием ПМЗ «Восход».
Функциональная схема агрегата привода СПМ-6Б дана на рис. 5.18. В отличие от схемы
на рис. 5.15 здесь установлены 4 ДОС, упрощена конструкция гидропружины поршня кор-
рекции.
Конструктивной особенностью агрегата (так же, как и в РПД-2) является объединение
гидроцилиндра сервопривода с гильзой СЗР, наличие безлюфтовой связи золотника и што-
ка с компенсацией их несоосности за счет гибкого соединительного стержня с резьбовым
соединением для совмещения нуля сервопривода и СЗР. Устранение люфтов позволило
улучшить динамику и устойчивость привода, особенно в области малых перемещений вы-
ходного звена.
Повышена надежность сервопривода путем обеспечения индикации отказов электромаг-
нитных клапанов за счет изменения схемы центрирования корректирующего поршня.
248
электронная модель канала
ФЭ - формирующий элемент; И - интегратор.
Рис. 5.16. Упрощенная функциональная схема системы контроля канала привода РПД-2.
249
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
О СПМ-6Б Четырехканальный силовой привод для ЭДСУГО 2
2 ЭГР-1АМ Двухканальное распределительное устройство силового привода для ЭДСУ PH и флаперонами 4
3 БГЦ-20Б Блок гидроцилиндров PH .2
4 ЭГР-4 Двухканальное распределительное устройство силового привода сопл 2
5 ГЦ-30 Гидроцилиндр флаперонов 8
6 РМ-190 Рулевая машина носков 1
7 МР-60Б Распределительный механизм привода ПГО 2
8 ГЦ-80 Гидроцилиндр ПГО 2
9 МР-70 Распределительный механизм привода носков 2
10 ГЦ-45 Гидроцилиндр носков 8
11 ГЦ-45-01 Г идроцилиндр носков 4
12 ГЦ-40-02 Г идроцилиндр носков 4
13 РМ-130Б Рулевая машина ОПР 1
Рис. 5.17. Схема размещения привода СПМ-6Б на самолете.
250
Рис. 5.18. Функциональная схема 4-х канального
агрегата привода СПМ-6Б.
1 - блок распределения;
2 - блок датчиков РМ;
3 , 20, 21, 22 - фильтр;
4 - электрогидроклапан;
5 - клапан включения;
6 - блок управления;
7 - распределитель;
8 - ЭГУ;
9 - дроссель;
10 - сопло;
И-ЭМП;
12 - заслонка;
13 - датчик коррекции;
14 - клапан коррекции;
15 - гидроцилиндр коррекции;
16 - плунжер;
17 - гидроцилиндр РМ;
18 - распределитель;
24 - ДОС привода;
25 - гидродвигатель привода.
Значительное внимание уделено снижению зоны нечувствительности силового гидропри-.
вода, для чего использовано небольшое отрицательное перекрытие в СЗР (20...40 мкм), умень-
шено трение в нем путем эффективной гидростатической разгрузки золотника. В приводе при-
менена новая оригинальная технология выполнения рабочих окон СЗР, когда одно окно пря-
моугольной формы заменено набором малых круглых отверстий диаметром 0,7мм, располо-
женных по спирали в выточке гильзы и частично перекрывающих друг друга. При этом общая
площадь отверстий обеспечивает пропускание необходимого максимального расхода в гидро-
двигатель.
Указанная технология позволила не только существенно снизить утечки через золотник в
нейтральном положении даже при наличии отрицательного перекрытия до 0,3...0,6% макси-
мального расхода, но и уменьшить гидродинамические силы с 20 кгс (при расходе 80 л / мин. и
прямоугольном рабочем окне большой площади) до 3...5 кгс.
Все перечисленные выше конструктивные особенности позволили обеспечить порог чув-
ствительности привода до 0,05% от номинального входного сигнала. Лучшие зарубежные раз-
работки приводов данного класса имеют порог 0,02...0,08%.
Полная функциональная схема привода СПМ-6Б вместе с электронным блоком представ-
лена на рис. 5.19. В отличие от привода РПД-2 на входе присутствуют управляющие напряже-
ния UBx r..UBX IV, что соответствует 4-х канальной электродистанционной системе управления
самолета.
Операционный усилитель 1 осуществляет алгебраическое суммирование входных сигна-
лов, выделенное напряжение ошибки Д UBX, через ограничитель подается на вход кворум-эле-
мента (КЭ) вместе с аналогичными напряжениями с других каналов. Кворумированный сиг-
нал сравнивается с текущим значением Д UbxI, полученная разность подается на пороговое уст-
ройство (ПУ) внутренней системы контроля электронного блока, а также на вход усилителя 1
с целью коррекции сигнала Д UBXl (в сторону приближения к достоверному значению, форми-
руемому КЭ). Если разность превышает уровень срабатывания ПУ, цепь передачи напряжения
ошибки размыкается с одновременной выдачей в систему управления самолета сигнала об от-
казе канала привода. КЭ продолжает обработку напряжения ошибки оставшихся 3-х каналов.
Достоверное значение сигнала ошибки с выхода КЭ поступает на вход операционного уси-
лителя 2 контура 1-го канала сервопривода и одновременно - на вход электронной модели.
Модель аналогична используемой в приводе РПД-2, т. е. обладает свойством частичной адап-
тации под реальный канал сервопривода. В более поздних модификациях привода СПМ-6Б в
контур модели наряду с интегрирующим введено дополнительное апериодическое звено, ими-
тирующее динамику ЭГУ.
Разность объединенного сигнала с выхода канала сервопривода (представляющего собой
алгебраическую сумму напряжения ДОСС и датчика поршня коррекции по давлению) и вы-
ходного сигнала модели подается в ПУ, элемент временной задержки т, логическое устройство
на электрогидравлический клапан ЭК1 отключения данного канала.
В приводе СПМ-6Б в качестве ДОС (ДОС1РП ...ДОС ivpn) и ДОСС (RP5...RP8) применены
индукционные датчики положения на переменном токе повышенной частоты - 2400 Гц.
Основные технические характеристики агрегата СПМ-6Б:
Полный ход выходного звена, мм - 222...228
Максимальное (тормозное) усилие на выходном
звене при давлении подачи 27,5...28,5 МПа, кгс
на одной гидросистеме - 10 000... 13 000
на двух гидросистемах - 20 000...24 000
252
фильтр; т - элемент временной задержки; 1,2- электрические усилители; 3 - демодулятор; РМ - 2-х канальная
рулевая машина сервопривода; ХР - электроразъем; RP5...RP8 - датчики обратной связи каналов сервопривода;
ГЦ РМ - гидроцилиндр рулевой машины; ЗР - силовой золотниковый распределитель; RP9 - блок датчиков
обратной связи основного контура; ЭК - электрогидравлический клапан включения канала; КВ - клапан вклю-
чения; ЭГУ - электрогидравлический усилитель; КК - клапан коррекции; ПК - поршень коррекции; RP1 - дат-
чик положения поршня коррекции.
Рис. 5.19. Функциональная схема 4-х канального резервированного
привода СПМ-6Б.
СУ-30 МКИ
Максимальная скорость выходного звена без
нагрузки и сигнале управления 4 В, мм / с - 300...380
Зона нечувствительности канала сервопривода, мА, не более - 1,5
Смещение нуля канала сервопривода, мА - 1...10
Максимально допустимый ток в каждой
обмотке ЭМП, мА, не более - 20
Активное сопротивление обмотки ЭМП, Ом - 198...242
Предельный эксплуатационный диапазон
температур рабочей жидкости, град.С - -60...+125
Давление подачи, МПа - 26,0...29,5
Давление слива, МПа - 0.6...1
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 53
Внешний вид агрегата СПМ-6Б представлен на рис. 5.20.
Практически по этой же схеме выполнен 4-х канальный резервированный привод СПМ-20,
разработанный предприятием ПМЗ «Восход» для электродистанционной системы управления
цельноповоротным стабилизатором самолетов МИГ-29К, МИГ-29М, а также стабилизатора
самолета ЯК-130. Схемы расположения привода СПМ-20 на соответствующих самолетах по-
казаны на рис. 5.21, 5.25.
Привод СПМ-20 отличается от СПМ-6 пониженной мощностью (- в 2 раза), наличием
клапана - регулятора расхода на выходе СЗР одной из камер силового гидродвигателя, ис-
пользованием ДОС постоянного тока на токопроводящей пластмассе для комплектации пос-
ледних модификаций привода.
Многоканальные резервированные приводы с жестким соединением штоков каналов и кор-
рекцией по давлению, построенные на основе набора унифицированных модулей, рассмотрен-
ных выше, используются также в ряде других разработок предприятия - рулевых системах РС-6,
РС-7 (для самолета МИГ-29К, М), приводах РС-1, РС-2, РС-3 (для ВКС «Буран») и др.
5.5. Резервированные приводы с жестким соединением штоков каналов
и коррекцией по положению золотников гидрораспределителей
Схема силового резервированного привода с управляющим многоканальным сервоп-
риводом внутри основного контура, обеспечивающим управление тандемными ЗГР испол-
нительной части, нашла применение в приводах электродистанционных систем управле-
ния маневренных самолетов, обладающих относительно высоким уровнем мощности (свы-
ше 5...6 кВт).
Для приводов меньшей мощности предприятием ПМЗ «Восход» разработан более ком-
пактный 2-х канальный вариант схемы с жестким соединением штоков и системой контроля
также по промежуточному параметру. В отличие от предыдущих схем, где таким параметром
является перепад давления в гидродвигателе каналов (который не только контролируется, но и
выравнивается системой коррекции), новый вариант предусматривает контроль положения
золотников ЭГУ, управляющих гидродвигателями каналов.
Хотя исполнительная часть привода в этом случае формально не охватывается системой
контроля, имеющийся опыт проектирования и эксплуатации следящих электрогидравличес-
ких приводов для систем управления ЛА как в нашей стране, так и за рубежом свидетельствует,
что на современном техническом и технологическом уровне отказы исполнительной части при-
водов крайне маловероятны. Уровень ее надежности существенно превышает аналогичный по-
казатель для электронных блоков, а также ЭГУ.
254
4
2>
2
Рис. 5.20. Внешний вид 4-х канального рулевого агрегата
привода СПМ-6Б.
1 - распределитель;
2, 4, 7, 15, 22 - заглушка;
3, 13 - фильтр;
5 - штуцер напора;
6 - блок фильтров;
8,16 - вилка;
9 - блок управления;
10 - электрогидроклапан;
И - клапан коррекции;
12 - блок управления;
14 - кожух;
17 - ушко;
18 , 27 - блок датчиков;
19 - клапан включения;
20 - гидроцилиндр;
21 - блок распределения;
23 - кольцо;
24 - штуцер дренажа;
25 - штуцер слива;
26 - проушина.
ю
Cl
СП
МИГ-29К
МИГ-29М
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
© СПМ-20 Четырехканальный силовой электрогидравлический привод ЭДСУ ГО 2
2 РС-7 Блок двухканальных рулевых приводов для СУУ PH и элеронов 1
3 РП-270 Гидромеханический рулевой привод PH 2
4 РП-280 Гидромеханический рулевой привод элеронов 2
Рис. 5.21. Схема размещения рулевого агрегата привода СПМ-20 на самолете.
256
Вместе с тем современная технология производства золотниковых пар позволяет обеспе-
чить практическую идентичность гидравлических характеристик ЗГР и, следовательно, суще-
ственно снизить взаимонагружение каналов резервированного привода для схем с жестким
соединением штоков. Это дает возможность исключить коррекцию по давлению, упростить и
повысить надежность приводов в целом.
Примером такой разработки является привод РПД-8В, используемый в системе электро-
дистанционного управления элеронами самолетов СУ-27К, СУ-27КУ, СУ-27КУБ (рис. 5.22).
В нем реализован принцип параллельного резервирования с контролем по принципу «голо-
сования большинством» по внешнему контуру и поканальному контролю по внутреннему
контуру.
Основой привода является 2-х каскадный рулевой агрегат в моноблочном исполнении с
2-мя каналами управления, включающий 2-х камерный гидро двигатель тандемного типа (с же-
стким соединением штоков каналов) и 2 блока ЭГУ с электрической обратной связью по поло-
жению золотника.
Каждый ЭГУ оснащен индукционным датчиком положения золотника, используемым в
качестве ДОС контура управления ЭГУ, а также в системе коррекции и контроля.
Функциональная схема агрегата РПД-8В показана на рис. 5.23. В состав каждого из бло-
ков входит электрогидравлический клапан включения и выключения агрегата, ЭГУ, клапан
кольцевания. Сигнал обратной связи основного контура обеспечивается 4-мя ДОС постоян-
ного тока. При включении клапана давление подачи поступает под торец клапана кольцева-
ния, переводя его в рабочее положение (возвратная пружина при этом сжимается). Полости
гидроцилиндров раскольцовываются и подключаются к выходным каналам ЭГУ. Одновре-
менно подается питание к ЗГР и гидроусилителю сопло-заслонка ЭГУ.
На золотник клапана кольцевания действуют силы давления подачи жидкости от со-
ответствующей гидросистемы и, через разделительную втулку - от другой гидросистемы.
При потере давления питания канала возвратная пружина смещает золотник в промежу-
точное положение, соответствующее прямому кольцеванию полостей данного гидродви-
гателя и неисправный канал практически не оказывает сопротивления работе исправно-
го. В случае выхода из строя 2-й гидросистемы золотники обоих клапанов переводятся
пружиной в крайнее положение, когда кольцевание гидродвигателей каналов осуществ-
ляется через дросселирующие кромки (привод работает в режиме демпфера как показано
на рис. 5.23).
Полная функциональная схема привода с агрегатом РПД-8В представлена на рис. 5.24. Если
исполнительная часть - агрегат РПД-8В является 2-х канальной, то электрическая часть -
4-х канальная.
Сигнал ошибки основного контура (равный разности входного напряжения и напряже-
ния ДОС соответствующего канала) после ограничения поступает в кворум-элемент вместе с
сигналами ошибки других 3-х каналов. Полученное после кворумирования достоверное зна-
чение напряжения ошибки подается в элемент сравнения с текущим значением сигнала ошиб-
ки, выделенная разность вводится в пороговое устройство с зоной нечувствительности. В
случае превышения разностным сигналом этой зоны канал считается неисправным и отклю-
чается. Таким образом, электронная часть содержит внутреннюю систему контроля электри-
ческих сигналов.
С целью сведения к одному уровню электрических сигналов ошибки в схеме предусмотре-
на специальная цепь коррекции в виде дополнительной обратной связи по разности между те-
кущим значением сигнала ошибки и кворумированным значением. Разностный сигнал подает-
ся на вход усилителя через элемент с зоной нечувствительности, т.е. коррекция действует толь-
ко начиная с определенного уровня разностного сигнала.
257
СУ-27КУБ V \ 12 6 7 5 8 10 9 \ / / / \ • \ & '-у к / / / \ 6 \ </®. У-': aS\ ~ |/\ © _•/ 4 J / • < 11 / ‘ °. Х-^ /° о:ХХ^Х/ \ р/ / \W\\ 3 \ 1 \ 2
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
I СПМ-6А Четырехканальный силовой привод для ЭДСУ ГО -)
2 ЭГР-1АМ Двухканальное распределительное устройство силового привода для ЭДСУ PH и флаперонов 4
3 БГЦ-20Б Блок гидроцилиндров PH О
(7) РПД-8 Силовой привод для ЭДСУ элеронами 2
5 РМ-190 Рулевая машина носков 1
6 МР-60Б Распределительный механизм привода ПГО 2
7 ГЦ-80 Г идроцнлиндр ПГО 2
8 МР-70 Распределительный механизм привода носков э
9 ГЦ-90 Гидроцилиндр носков 2
10 РМ-130Б Рулевая машина ОПР 1
11 ГЦ-ЗО Гидроцилиндр флаперонов 4
14 ПМ-15БА Многоканальная рулевая машина ПГО 1
Рис. 5.22. Схема размещения агрегата РПД-8 на самолете.
258
Рис. 5.23. Функциональная схема 2-х канального агрегата
привода РПД-8.
ДОС - датчик обратной связи;
УЛ - устройство логики;
КЭ - кворум-элемент;
КК - клапан кольцевания;
ЭГУ - электрогидравлический
усилитель;
ЭК - электрогидравлический
клапан.
Рис. 5.24. Функциональная схема резервированного привода РПД-8.
Достоверные значения сигнала с выхода КЭ поступают на входы ЭГУ каналов агрегата
РПД-8В (2 сигнала) и в электронные модели, имитирующие работу реального ЭГУ. Выходные
напряжения моделей сравниваются с напряжениями ДОС по положению золотников соответ-
ствующих ЭГУ, разностный сигнал через пороговое устройство с зоной нечувствительности и
логическое устройство подается на транзистор отключения электрогидравлического клапана
данного канала. Если сигнал превышает порог срабатывания, система контроля индицирует
отказ канала.
В схеме предусмотрена также дополнительная коррекция ЭГУ каналов агрегата РПД-8В,
обеспечивающая синхронную работу золотников ЭГУ и их стягивание к одному общему уров-
ню. Коррекция реализуется отрицательной обратной связью в каждом из контуров ЭГУ по раз-
ностному электрическому сигналу положений золотников, который через усилитель и аперио-
дический фильтр с постоянной времени Тк подается на входы соответствующих контуров с про-
тивоположными знаками.
Чтобы система встроенного контроля могла определить отказ кворум-элемента, обрывы элек-
трической цепи на входе ЭГУ и в ДОС ЭГУ, в схеме применены ДОС ЭГУ со смещением нуля.
В целом привод выдерживает без изменения характеристик один электрический отказ по
внутреннему контуру и 2 отказа по наружному, а также 1 гидравлический отказ со снижением
усилия в 2 раза. Перечисленные выше особенности построения даного привода (в частности,
использование электронных моделей вместо реальных ЭГУ) позволили снизить вес привода
до удельной мощности 0,213 кВт / кг при обеспечении необходимых показателей надежности.
В приводе использована передовая элементная база, в том числе высокоточные ЭГУ с элек-
трической обратной связью РМ 500А-500 (что позволило существенно превысить требования
ТЗ по динамическим характеристикам), прецизионные потенциометрические ДОС на основе
токопроводящей пластмассы, малогабаритные электрогидравлические клапаны шарикового
типа и т.п.
Основные технические характеристики привода:
Полный ход выходного звена, мм
Максимальное (тормозное) усилие, развиваемое
на выходном звене при давлении подачи 27,5...28 МПа
и давлении слива 0,2 МПа, кгс
на одной гидросистеме
на двух гидросистемах
Максимальная скорость выходного звена без нагрузки
при управляющем напряжении 4 В на входе замкнутого
контура ЭГУ, мм / с,
Различие максимальных скоростей при движении штока
на выпуск и уборку, %, не более
Нелинейность скоростной характеристики, %, не более
Перемещение выходного звена при сигнале на входе
замкнутого контура привода бОмВ, мм, не более
Амплитуда вождения выходного звена при отсутствии
управляющего сигнала на входе замкнутого контура,
мм, не более
Смещение нуля каждого канала, мА
Зона нечувствительности каждого канала, мА, не более
Максимальный ток управления в обмотке ЭМП, мА
- 68...72
- 3500...4700
- 7300...9100
- 150...250
- 20
15
- 0,08
- 0,04
- 1...10
- 1,5
- 20
261
Средняя скорость просадки выходного звена под нагрузкой
3500...4000 кгс при отключении обоих каналов, мм / с - 10...50
Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц, град., не более
при амплитуде колебаний 1 мм - 30 (фактически - 18)
при амплитуде колебаний 0,2 мм - 40 (фактически - 19)
Подъем амплитудно-частотной характеристики
в диапазоне частот 0,5... 10 Гц, дБ, не более
при амплитуде колебаний 1 мм - 1,5 (фактически - 0)
при амплитуде колебаний 0,2 мм - 3 (фактически -1,36)
Рабочая жидкость - АМГ-10
ГОСТ 6794-75
Давление подачи, МПа - 27...29,5
Давление слива, МПа - 0,6... 1
Предельный температурный диапазон
рабочей жидкости, град. С - -60...+125
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 25,5
Разработка привода РПД-8 явилась базовой, на ее основе были созданы более совер-
шенные образцы многоканальных резервированных приводов этого класса для электро-
дистанционных систем управления перспективных самолетов и вертолетов. В качестве
примера следует отметить привод ЭГРП-130, предназначенный для использования в си-
стеме управления элеронами и рулем направления учебно-тренировочного самолета ЯК-130
(рис. 5.25) и работающий в составе 4-х канальной электродистанционной системы управ-
ления.
По аналогичной схеме построены ранее разработанные приводы ЭРПД-14, предназначен-
ные для электродистанционной системы управления учебно-тренировочного самолета МИГ-АТ
во всех 3-х каналах - руль высоты, элероны и руль направления, а также приводы РПД-14А,
РПД-14Б для электродистанционной системы управления основным и хвостовым винтом пер-
спективного вертолета АН CAT.
Привод ЭГРП-130 состоит из исполнительного 2-х канального рулевого агрегата РПД-15
и 4-х канального электронного блока усиления и контроля. Питание агрегата осуществля-
ется от 2-х независимых бортовых систем гидропитания самолета. Привод сохраняет рабо-
чие характеристики после 2-х последовательных отказов в электронной части внешнего кон-
тура, 3-х отказов внутреннего контура, отказа одной из гидросистем питания (с уменьше-
нием максимального усилия в 2 раза), совместного отказа в электронной части и одной из
гидросистем, 2-х отказов по любому виду электропитания. После выхода из строя обоих
каналов агрегата (в случае 3-х последовательных отказов по внешнему контуру или при
четвертом последовательном отказе по внутреннему контуру) он переходит в режим демп-
фирования.
Привод содержит устройства встроенного контроля, обеспечивающие:
- непрерывный автоматический контроль исправности привода,
- обнаружение отказа с отключением неисправного канала и его блокировкой с одновре-
менной выдачей информации об отказе в систему управления самолета,
- функционирование привода с нерегламентируемыми характеристиками после отказа од-
ной или обоих гидросистем (давление подачи менее 19 МПа) за счет блокировки устройств
встроенного контроля в тех каналах, которые до момента появления сигнала отказа 2-х гидро-
систем не были отключены с запоминанием,
- тестовую проверку срабатывания средств контроля при наземной проверке.
262
ЯК-130
№ п/п Обозначение Наименование Кол-во
© ЭГПР-130 (РПД-15) Электрогидравлический рулевой привод управления элеронами и PH 3
2 СПМ-20 В Четырехканальный силовой электрогидравлический привод ГО 1
Рис. 5.25. Схема размещения рулевого агрегата РПД-15 на самолете.
263
Функциональная схема агрегата РПД-15 представлена на рис. 5.26. Она практически иден-
тична схеме агрегата РПД-8 (рис. 5.23) и отличается использованием 2-х индукционных датчи-
ков положения золотника в ЭГУ (ДОС контура управления ЭГУ), двухобмоточных электро-
гидравлических клапанов включения канала, индукционных ДОС (вместе с фазочувствитель-
ными выпрямителями в электронном блоке) внешнего контура. Введены также защитные об-
ратные клапаны в магистрали подачи каналов агрегата. Существенно изменен и улучшен элек-
тронный блок с системой встроенного контроля.
Функциональная схема привода ЭГРП-130 показана на рис. 5.27. Во входной части элект-
ронного блока применен сдвоенный кворум-элемент (КЭ1 и КЭ2), при этом объединенный
сигнал с выходов КЭ2 является входным для 4-х (вместо двух у РПД-8) электронных моделей
ЭГУ, а объединенный сигнал с выходов КЭ1 - входным для обоих ЭГУ. 2 обмотки управления
ЭМП каждого из ЭГУ питаются независимо, каждая от своего канала управления. В РПД-8
они включены параллельно.
Таким образом, на 2-х ЭГУ реализована 4-х канальная система управления относительно
тока управления в обмотках ЭМП.
Как и в приводе РПД-8 электрический сигнал положения золотника сравнивается с анало-
гичным сигналом, формируемым моделью, разность подается в пороговое устройство системы
контроля. В схеме также имеется система синхронизации положений золотников при работе
обоих ЭГУ для снижения взаимонагружения каналов агрегата РПД-15.
Во входной части электронного блока предусматривается, как и в РПД-8 внутрення систе-
ма контроля электрических сигналов рассогласования с целью коррекции и подстройки под
достоверное значение на выходе КЭ.
В схеме предусмотрены также приоритетные (1-й и 3-й) и резервные (2-й и 4-й) каналы
управления. Последние в нормальном состоянии отключены от соответствующих обмоток ЭМП
электрогидравлических усилителей и датчиков обратной связи в ЭГУ. Цепь межканальной кор-
рекции обеспечивает «стяжку» золотников функционирующих каналов, снижая взаимное на-
гружение последних.
Резервные каналы подключаются системой контроля после обнаружения отказа, при этом
в случае отказа 1-го канала подключается 2-й, а в случае отказа 3-го - 4-й.
Если сигнал коррекции превысит пороговое значение, происходит ее отключение с выдачей
информации об отказе контура коррекции. Запоминание отказа не предусмотрено, т.е. при даль-
нейшем уменьшении сигнала коррекции он снова подключается со снятием информации об отказе.
В случае отказа ЭГУ 1-го и 2-го каналов или отказе ЭГУ 3-го и 4-го, а также при появлении
сигнала об отказе одной из гидросистем (давление ниже 10 Мпа) коррекция исправного канала
отключается, канал с пониженным давлением в гидросистеме подстраивается под исправный,
его система контроля по внутреннему контуру блокируется.
При появлении сигнала об отказе обоих гидросистем, система контроля внутреннего кон-
тура ранее работавших каналов блокируется без их отключения, а межканальная коррекция
отключается. Если давление в гидросистемах вновь повысится более 10МПа, система контро-
ля восстанавливается, включается межканальная коррекция, а ранее отказавшие каналы оста-
ются отключенными.
Основные технические характеристики привода ЭГРП-130:
Полный ход выходного звена, мм - 81...84
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс
на одной гидросистеме - 1950...2150
на двух гидросистемах - 3900...4300
264
ЬО
О
СП
ЯП
Клапан обратный
Блок индукционных датчиков
обратной связи привода
Усилитель
электрогидравлический
Клапан электрогидравлический
двухобмоточный
Преобразователь электромеханический
двухобмоточный
Усилитель,
электрогидравлический
Клапан обратный
I
£1;
Гидродвигатель
Клапан кольцевания -
демпфирования
Слив 2 ц гидросистема
Напор 2
Клапан электрогидравлический
двухобмоточный
Индукционные датчики обратной
связи по положению золотника
Фильтр
I гидросистема Слив. 1 ◄
Напор 1 >
Клапан кольцевания -
демпфирования
Блок I Блок II
Рис. 5.26. Функциональная схема рулевого агрегата РПД-15.
Индукционные датчики обратной
связи по положению золотника
Фильтр
NO
СП
СП
! ЭЛЕКТРОННАЯ ЧАСТЬ
ВНЕШНИЙ КОНТУР
ВНУТРЕННИЙ КОНТУР
UiyPHlj
4 ивРП1
К32
ОпгРге
ОТКАЗ РП4
utt4
июРО2|
Utt2 I
ОТКАЗ РП1
ОТКАЗ РП2
илРП2
К31
и«хРЧз! “«ИВ
Г
И
ОТКАЗ РЛЗ
УК1
зги
и^зпл
___
ОжЭПР
кгуго
ОТКАЗ КОРЛ
ОТКАЗ КОР 2
ОТКАЗ ОТ1
ОТКАЗОВ
ОТКАЗОВ
ОТКАЗ ОХ
ОТКАЗ КОРЗ
ОТКАЗ КОРА
испуга
ОшсЗГУЗ
ЗГКЗ
ЗГК4
Рсл 1
5
5
АГРЕГАТ
РПД-15
Pt«2
БР1!
и~рт
ОщПС
имяк
БР2
РП - рулевой привод, ПУ - пороговое устройство, КЭ - кворум-элемент, БР - блок
распределителей, ЭГК - электрогидравлический клапан, Ф - встроенный фильтроэле-
мент, КО - обратный клапан, КК - клапан кольцевания, ЭГУ - электрогидравлический
усилитель, ГД - гидродвигатель.
Рис. 5.27. Функциональная схема привода ЭГРП-130.
Максимальная скорость перемещения выходного звена без нагрузки
при напряжении 3,75 В на входе контура ЭГУ, мм / с - 72±15%
Смещение нуля ЭГУ, мА - 1...10
Зона нечувствительности ЭГУ, мА, не более - 0,6
Активное сопротивление управляющей обмотки ЭМП, Ом - 200...240
Время просадки выходного звена под нагрузкой 950... 1050 кгс
в режиме демпфера на ход 28...32 мм, с - 3...6
Подъем амплитудно - частотной характеристики при работе
в замкнутом контуре и частотном диапазоне 1...25 Гц, дБ, не более
при амплитуде колебаний 0,9... 1,1 мм - 1,25
при амплитуде колебаний 0,09...0,И мм - 2,5
Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц, град., не более
при амплитуде колебаний 0,9... 1,1 мм - 20
при амплитуде колебаний 0,09...0,11 мм - 40
Давление подачи, МПа - 20,3...22,0
Давление слива, МПа - 0,4...0,8
Предельный эксплуатационный диапазон температур
рабочей жидкости, град.С - -60...+120
Масса агрегата РПД - 15, кг, не более - 15
Габаритный чертеж агрегата РПД-15 представлен на рис. 5.28.
К его дополнительным конструктивным особенностям относятся:
- применение на выходном звене букс из угленаполненного полиамида ПА-66-1-Л-У30
для уменьшения износа опорных поверхностей втулок под действием боковой нагрузки,
- гидроцилиндр выполнен из 2-х отдельных цилиндров с фланцевым соединением в райо-
не разобщающей втулки, что позволяет блокировать распространение трещин с одной камеры
цилиндра на другую и неподвижно закрепить разобщающую втулку.
Привод ЭРПД-14В для самолета МИГ-АТ в схемотехническом отношении практически не
отличается от ЭГРП-130 за исключением малосущественных деталей. Он имеет меньшую мощ-
ность (и, как следствие лучшие массо-габаритные показатели), несколько улучшенную дина-
мику, увеличенную скорость выходного звена. Здесь, как и в РПД-8 используются ДОС основ-
ного контура постоянного тока на базе вновь разработанных высокоточных потенциометров
ПТ 1-4 из токопроводящей пластмассы.
Таблица 4 отражает сводные данные по основным разработкам предприятия в области мно-
гоканальных резервированных приводов электродистанционных систем управления маневрен-
ных самолетов, а также космического корабля «Буран».
Наряду с массовыми и энергетическими показателями, расчетной надежностью, в Таблице
указана чувствительность к уровню входного сигнала и динамические параметры на разных
амплитудах выходных колебаний, имеющие важное значение для систем управления аэроди-
намически неустойчивых ЛА.
267
oo
Ml
Рис. 5.28. Габаритный чертёж рулевого агрегата РПД-15.
Таблица 4
Многоканальные рулевые приводы для ЭДСУ
Тип летательно- го аппарата Обозначе- ние привода Мас- са, кг Услов- ная распо- лагае- мая работа, кгсм Энерго- отдача, КГС'М/КГ Чувстви- тель- ность, % к вх. сигналу Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц, градус, не более Резервирова.- ние Надежность (расчетная) за час полета
СУ-27 РПД-1Б 56 2530 44,7 0,08 25 (Хвых» 1мм), 45 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.99999996
СУ-27К СУ-27М СУ-27КУБ СПМ-6А 55,5 4400 79,5 0,07 25 (Хвых» 1мм), 45 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999996
СУ-27К ЭГР-1А 19 0,07 17 (Хзол» 0,1мм) 2 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999998
ЭГР-2 26 0,07 15 (Хзол= 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999996
СУ-ЗОМКИ ЭГР-1АМ 19 0,07 17 (Хзол» 0,1мм) 2 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999998
ЭГР-4ВТ1 0,05 12 (Хзол= 0,05мм) 2 электр. канал, 2 гидросист. 0.9999995
СПМ-6Б 53 4400 83 0,05 25 (Хвых» 1мм), 45 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 1 гидросист. 0.9999996
СУ-27КУБ С-37-1 РПД-8 25,5 574 22,5 0,05 30 (Хвых» 1мм), 40(Хвых= 0,2мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999997
МИГ-29К МИГ-29М СПМ-20 42 2100 50 0,1 25 (Хвых» 1мм), 45 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.9999999
МИГ-АТ ЭРПД-14 14 1134 83 0,05 20 (Хвых» 1мм), 35 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.999999998
ЯК-41 СПМ-20В 53 4400 83 0,05 25 (Хвых» 1мм), 45 (Хвых» 0,1мм) 4 электр. канала, 2 гидросист. 0.99999999
Многоканальные приводы рулевых систем космического корабля многоразового
использования
Тип летательного аппарата Обозначение привода Масса, кг Условная располагаемая работа, кгсм Энергоотдача кгсм/кг Чувстви- тель- ность, % к вх. сигналу Фазовый сдвиг на частоте 1 Гц, градус, не более Резервирова ние Надежность (расчетная) за полет
11Ф35 ПМ-16(РС-1) 98 6125 62,5 0,78 * 4 электрических канала 3 гидросистемы 0.999998
ПМ-17(РС-2) 131 12600 96 0,78 * 0,999998
ПМ-18(РС-3) 275 43,1 0,157 0,58 ** 0,999986
ПМ-19(РС-4) 75 55 1,36 3,2 - *** 0,9999963
*) не более 15 градусов на частоте 0,5 Гц,
не более 40 градусов на частоте 2 Гц
**) - ВТ (воздушный тормоз) - не более 16 градусов на частоте 0,5 Гц,
не более 40 градусов на частоте 2 Гц
- PH (руль направления) - не более 60 градусов на частоте 0,5 Гц
***) 3 электрических канала, 3 механических канала
269
Глава 6. Электрогидравлические следящие приводы бортовых систем
автосопровождения для пилотируемых ЛА
Мировая практика разработки бортовых радиолокационных станций (РЛС) для вы-
сокоманевренных самолетов базируется как правило на использовании точных электро-
механических приводов с применением моментных электродвигателей, обеспечивающих
плавное управление подвижной антенной РЛС и «мягкую» подвеску ее механической си-
стемы.
К бортовым системам автосопровождения на основе РЛС нового поколения предъявляют-
ся следующие требования:
1. Минимальные ошибки слежения в режимах обзора и сопровождения цели, не превыша-
ющие нескольких угловых минут.
2. Жесткие динамические требования к приводу при отработке ступенчатых управляющих
воздействий в режиме картографирования местности для широкого спектра амплитуд сигнала
управления.
3. Возможность использования цифровых устройств как в контуре системы автосопровож-
дения в целом, так и в контуре привода антенны РЛС.
4. Относительно большие инерционные нагрузки, преодолеваемые приводом в сочетании
с низким располагаемым уровнем собственного демпфирования.
5. Высокие требования по габаритно-массовым характеристикам приводов в условиях ком-
поновки на борту малоразмерных летательных аппаратов.
С точки зрения выполнения указанных требований задача существенного улучшения па-
раметров приводов антенн РЛС может быть решена путем использования электрогидравли-
ческих следящих приводов, существенно превосходящих электромеханические по энергоем-
кости, массо-габаритным показателям, быстродействию, реализации режима слежения с очень
низкими («ползучими») скоростями и т.п.
Помимо перечисленных можно отметить следующие дополнительные преимущества гид-
роприводов в сравнении с электроприводом [19]:
- давление рабочего тела (28...56 МПа в сравнении с эквивалентным давлением маг-
нитного поля в рабочем зазоре электрической машины 1...2 Мпа с теоретическим пределом
4... 10 МПа для электродвигателей магнитоэлектрического возбуждения с редкоземельны-
ми магнитами),
- пусковые ускорения (до 10 000 рад/с2 в сравнении с 1000 рад/с2 для типовых систем с
электродвигателями),
- удельная масса (0,1...0,4 кг/кВт для насосов - 1...4 кг/кВт для электрогенераторов,
0,3...0,4 кг/кВт для гидродвигателей - 2...30 кг/кВт для электродвигателей),
- мощность на единицу объема (2 кВт / дм3 для гидроприводов, 0,05...0,2 кВт / дм3 для
электроприводов),
270
- ресурс (1...5 млн.циклов работы - гидропривод, 0,5 млн.циклов - для контактных систем
электропривода),
- высокая точность позиционирования.
В конце 70-х гг. по заданию НИИ Приборостроения им. В.В.Тихомирова (НИИП) на ПМЗ
«Восход» начались работы по созданию первого отечественного ЭГСП для бортовой радиоло-
кационной системы самолета СУ-27. Привод должен был управлять специально разработан-
ной НИИП высокоэффективной щелевой антенной, обеспечивая жесткие требования по ста-
тической и динамической точности, массо-габаритным параметрам, а также быстродействию.
Обширный комплекс НИОКР и конструкторско-технологических проработок привел в се-
редине 80-х гг. (через ряд промежуточных модификаций) к появлению 3-х степенного агрегата
ЭГП-5 AM, являющегося основой цифрового следящего привода с микропроцессорным уст-
ройством внутри контура.
Создание эффективного электрогидравлического следящего привода с высокими техни-
ческими характеристиками подразумевает решение следующих задач:
1. Проектирование и разработка конструкции электрогидравлического агрегата на основе
использования передовых конструкторских и технологических решений, высококачественной
и современной элементной базы.
2. Схемотехническое проектирование и реализация электронного блока (аналогового или
цифрового).
3. Обеспечение требуемых эксплуатационных характеристик привода в замкнутом контуре,
в том числе правильным выбором коэффициента добротности, динамических и статических па-
раметров элементов, введением специальной коррекции, связей по входному воздействию и т. п.
6.1. Особенности элементной базы для ЭГСП
бортовых радиолокационных систем автосопровождения
Разработка агрегата ЭГП-5АМ на начальной стадии проектирования предопределила не-
обходимость решения проблемы рационального выбора элементной базы.
Так, реализация схемы в условиях жестких массо-габаритных ограничений потребовала
разработки новых технических решений по исполнительным устройствам - гидродвигателям.
Использование гидроцилиндров оказалось неприемлемым вследствие необходимости преоб-
разования поступательного перемещения выходного звена во вращательное для относительно
больших значений углов, сложности кинематики и обеспечения статической и динамической
точности.
Гидродвигатели с разделенной системой поршней (при их параллельном расположении) в
принципе позволяли получить достаточно компактную конструкцию, но в диапазоне углов не
более ± 30°.
Применение гидродвигателей непрерывного вращения (гидромоторов) с механической ре-
дукцией к нагрузке для формирования углового перемещения ограничивается массо-габарит-
ными и экономическими факторами, низкой надежностью редуктора, невозможностью реали-
зации «ползучих» скоростей движения нагрузки вследствие неустойчивой работы гидромото-
ров на малых скоростях. Единственным достоинством таких гидродвигателей является высо-
кая собственная частота колебаний нагрузки, обусловленная малыми свободными объемами
жидкости в гидромоторе и, как следствие, слабым влиянием ее сжимаемости.
Использование неполноповоротных лопастных гидро двигателей представляет существен-
ный интерес в электрогидравлических агрегатах с угловым перемещением выходного звена,
т.к. исключает применение редуктора и люфты в передачах, обеспечивает высокие удельные
271
характеристики исполнительной части, большие углы поворота нагрузки (до 300° у однолопа-
стных гидродвигателей), а также режимы движения с «ползучей» скоростью.
Различают крышечные и катушечные схемы лопастных гидродвигателей. В первом случае
лопасть перемещается между двумя плоскими крышками, образующими корпус гидродвигате-
ля. Крышки подвергаются воздействию распирающих сил давления жидкости, указанные силы
наиболее велики в крайнем положении лопасти и тормозном моменте на выходном валу.
Деформация крышек под давлением может привести к потере герметичности лопастного
гидродвигателя, поэтому рабочие давления в крышечной схеме обычно не превышают 10 МПа.
Крышки имеют значительную толщину и снабжаются ребрами жесткости, что увеличивает раз-
меры и вес гидродвигателя, а ограничения по давлению не позволяют получить высокие значе-
ния энергоемкости.
Выходным звеном катушечного лопастного гидродвигателя является поворотный ротор,
перемещающийся в цилиндрическом корпусе-статоре (рис. 6.1) и имеющий вид катушки с по-
перечной перегородкой (одной или несколькими), выполняющей функцию лопасти.
Предлагаемая конструкция лопастного гидро двигателя имеет существенные преимущества
перед крышечными как в части рабочего давления (до 30 МПа и выше), так и удельных харак-
теристик, позволяющие создать компактную, надежную конструкцию электрогидравлическо-
го агрегата с высокой жесткостью.
Наряду с рациональным выбором типа гидродвигателей для многокоординатного элект-
рогидравлического агрегата как основы энергетического канала следящего привода в целом и
их оптимальной интеграцией в конструкцию, важное значение имеет также выбор управляю-
щих и информационных устройств.
В гидравлических приводах с электрическим управлением основным регулирующим уст-
ройством является электрогидравлический усилитель (ЭГУ), осуществляющий функции пре-
образования входного электрического сигнала в виде тока и напряжения в пропорциональное
значение расхода рабочей жидкости в гидродвигатель.
Широко применяемая схема ЭГУ сопло-заслонка с пружинной синхронизацией положения
золотника хорошо отработана, надежна и используется в электрогидравлических следящих при-
водах различного назначения [2,5]. Недостатками ее является невысокая температурная стабиль-
ность характеристик, зона нечувствительности из-за повышенного трения в золотнике (несмот-
ря на использование специальной подвески в гильзе для разгрузки от радиальной составляющей
силы деформации синхронизирующих пружин), ограниченное быстродействие. Схема принци-
пиально не позволяет обеспечить значение постоянной времени ЭГУ менее 6...8 миллисекунд.
В отличие от данного ЭГУ, работающего по разомкнутому циклу, альтернативные схемы
электрогидравлических усилителей построены по принципу следящих систем, т.е. содержат
цепи отрицательной обратной связи по положению распределительного золотника. Золотник
не имеет пружин («свободноплавающий») и характеризуется низким уровнем трения. Поэто-
му в нормальном режиме ЭГУ работает при очень малых перепадах давления под торцами зо-
лотника, практически в режиме холостого хода.
Схема электрогидравлического усилителя сопло-заслонка с упругой механической обрат-
ной связью по положению золотника отличается термостабильностью и высокой чувствитель-
ностью. Минимальные значения постоянной времени в этом случае составляют 3...5 миллисе-
кунд, обеспечить более высокое быстродействие не удается по причине невозможности реали-
зации добротности замкнутого контура ЭГУ более 200...3001/с при использовании только гид-
ромеханических элементов контура (см. Главу 9). К недостаткам данной схемы следует отнести
также техническую сложность компенсации смещения нуля при настройке и в процессе эксп-
луатации, ограниченную линейность характеристики. Поэтому использование таких схем в
особо точных и быстродействующих электрогидравлических агрегатах нецелесообразно.
272
A-A
I
ротор с лопастью
Рис.6.1. Конструктивная схема лопастного гидродвигателя
катушечного типа.
угол а
а - угол азимута;
- угол места;
- угол крена.
Рис.6.2. Коструктивная схема агрегата ЭГП-5АМ.
273
Недостаток усиления в контуре слежения электрогидравлического усилителя может быть
компенсирован включением в него электронных элементов - электрических усилителей. На
этом принципе построены наиболее перспективные схемы электрогидравлических усилителей
с электрической обратной связью по положению золотника.
Обратная связь реализуется с помощью специальных датчиков на золотнике, основанных
на различных физических принципах - электрических (потенциометрических), магнитоэлект-
рических (индукционных), магниторезисторных, оптических.
Наиболее широко используются бесконтактные индукционные датчики переменного тока,
применяющиеся совместно с фазочувствительными выпрямителями-демодуляторами. После-
дние выделяют из сигнала переменного тока на выходе датчика знакопеременный сигнал по-
стоянного тока, пропорциональный смещению золотника электрогидравлического усилителя
от среднего положения. Данный сигнал подается на вход электрического усилителя в виде от-
рицательной обратной связи, замыкая контур слежения. f
Таким образом, электрический усилитель с изменяемым в широких пределах коэффици-
ентом усиления включается в контур регулирования электрогидравлического усилителя, по-
зволяя реализовать практически любые значения добротности контура (до 1500...2000 1/с и
более).
Электрогидравлический усилитель с электрической обратной связью обеспечивает наи-
лучшие характеристики (точное управление) из всех существующих схем, в том числе практи-
ческое отсутствие зоны нечувствительности, линейность, возможность оперативного измене-
ния коэффициента передачи, компенсацию смещения нуля. Данная схема была использована в
агрегате ЭГП-5АМ для управления лопастными гидродвигателями всех 3-х координат движе-
ния выходного звена.
Важным элементом информационного канала электрогидравлического следящего приво-
да является датчик обратной связи (ДОС), через который осуществляется замыкание контура
привода. Проведенные исследования показали, что наиболее существенные требования к ДОС
приводов систем автосопровождения - высокая разрешающая способность и линейность ста-
тической характеристики.
Наиболее простое решение заключается в использовании прецизионных потенциометри-
ческих датчиков с линейностью не хуже 0,5%. Эти устройства хорошо согласуются по питанию
с операционными усилителями (являющимися основой электронных блоков приводов), не
требуют демодуляции сигнала при питании постоянным током, просты и достаточно надежны.
Однако невысокая разрешающая способность (не лучше 10 угловых минут) и «ступенчатость»
характеристики, присущая проволочным потенциометрам, окисление дорожки и контактов,
невысокий ресурс существенно ограничивают их применение в высокоточных системах.
Лучшие параметры имеют непроволочные потенциометрические датчики на токопроводя-
щей пластмассе (типа СП 4-8), но их точностные характеристики также недостаточны.
Типовые бесконтактные индукционные датчики поворотного типа, работающие с частотой
питающего напряжения 2... 10 кГц характеризуются малым диапазоном измерения углов (±30°),
плохо согласуются с цифровыми преобразователями сигналов «аналог-код», их разрешающая
способность, линейность и точность ограничены.
С точки зрения применения цифровых вычислителей в контуре электрогидравлического
следящего привода антенны бортовой РЛС наилучшие результаты могут быть получены при
использовании в качестве датчиков обратной связи синусно-косинусных вращающихся транс-
форматоров, формирующих на выходе напряжение переменного тока высокой частоты, про-
порциональное Sin и Cos угла поворота вала. Это позволяет реализовать вычисление цифрово-
го сигнала положения выходных звеньев привода на основании относительно простых алго-
ритмов.
274
Применение бесконтактных 2-х отсчетных устройств этого типа, содержащих грубый и точ-
ный каналы измерения (соединенных электрической редукцией) дает возможность повыше-
ния точности измерения угла до 1...2 угловых минут, что позволяет создать на их основе следя-
щую систему высокой точности.
ДОС на основе синусно-косинусного трансформатора (СКТД-64-110) был специально раз-
работан и использован в агрегате ЭГП-5АМ.
6.2.3-х координатный электрогидравлический агрегат ЭГП-5АМ
В основе конструкции агрегата лежит принцип универсального шарнира Гука (рис.6. 2),
при этом каналы углов азимута (а) и угла места (Р) объединены в общий компактный конст-
руктивный моноблок, когда на корпусе канала азимута размещен лопастной гидродвигатель
канала угла места. Данный моноблок вращается в подвижной вилке, соединенной с гидродви-
гателем канала крена (у). Таким образом, угловое перемещение антенны бортовой РЛС осуще-
ствляется относительно 3-х взаимно перпендикулярных осей.
Помимо основных функциональных узлов и блоков - исполнительных устройств на осно-
ве лопастных гидродвигателей, электрогидравлических усилителей, ДОС, каналы агрегата со-
держат ряд вспомогательных устройств. К ним относятся регуляторы давления (за исключени-
ем канала крена), комплект индукционных датчиков давления (типа ИД-250), встроенные филь-
троэлементы, электроразъемы.
Упрощенная функциональная схема исполнительной части каналов азимута и угла места
представлена на рис. 6.3.
Электронные блоки, осуществляющие необходимые преобразования аналоговых (или циф-
ровых) сигналов, а также замыкание следящих контуров каналов, устанавливаются отдельно
от агрегата и соединяются с ним электрожгутами. В комплект блоков входят также вторичные
источники стабилизированного электропитания, формирующие набор специальных напряже-
ний с необходимыми параметрами.
Регулятор давления конструктивно аналогичен ЭГУ сопло-заслонка с электрической об-
ратной связью по положению золотника, выполненного по схеме с отрицательным перекрыти-
ем. Он включен в линию гидропитания (высокого давления) каналов азимута и угла места и
выполняет функцию регулируемого дросселя на входе.
При отсутствии электрического напряжения на обмотках электромеханического преобразова-
теля сигналов ЭГУ регулятора проходное сечение дросселя минимально и задается лишь величи-
ной отрицательного перекрытия золотника. Если на вход регулятора давления подается электри-
ческий сигнал в диапазоне 0...+5 В, имеет место смещение золотника регулятора и увеличение про-
водимости дросселя, следовательно, повышение давления на входе ЭГУ соответствующего канала.
Использование регулятора давления обеспечивает возможность «загрубления» дроссель-
ного гидропривода канала в некоторых режимах и тем самым ограничения влияния высокоча-
стотных шумов в прямой цепи привода, особенно в режимах слежения с малой скоростью. С
другой стороны регулятор, рассеивая гидравлическую энергию может выполнять функцию дем-
пфирования колебаний выходного звена при отработке переходного процесса на скачок вход-
ного сигнала или гармонического управляющего воздействия.
Функционирование электрогидравлического усилителя и регулятора давления иллюстри-
руется схемой на рис. 6.3. Электрический датчик давления контролирует давление за регу-
лятором (т.е. на входе основного ЭГУ) и предназначен для целей телеметрии. Аналогичные
датчики Д2 и Д 3 измеряют давления на выходе электрогидравлического усилителя (в полостях
лопастного гидродвигателя) и являются датчиками первичной информации в цепи стабилизи-
рующей обратной связи по динамическому давлению.
275
276
слив
подача
ЭМП
га
ДОС
демпфер
У////////Ж
ограничитель
лопасть
Рис.6.3. Упрощенная функциональная схема исполнительной
части каналов азимута и угла места.
ЭГУ - электрогидравлический
усилитель;
РД - регулятор давления;
ЭМП - электромеханический
преобразователь;
ДОС - датчик обратной связи по
положению золотника;
Др Д2, Дз - электрические
датчики давления.
ЭМП
РД
ДОС
EZZZZZZ
кэ
Д (Л О) N Q0 C0N)
22 21 2 Ю
Рис. 6.4. Полная функциональная схема агрегата ЭГП-5АМ.
16
слив ।напор
18
10 - датчик давления;
11 - обратный клапан;
12 - гидродвигатель
канала азимута;
13 - РД канала азимута;
14 - вилка;
15 - гцдродвигатель
канала крена;
16-ЭГУ канала крена;
17 - ДОС канала крена;
18-фильтр;
19-ротор;
20 - РД канала угла
места;
21 - ДОС канала угла
места;
22 - гидродвигатель
канала угла места.
1 - ЭГУ канала угла места;
2 - датчик давления;
3 - дроссель;
4 - золотник;
5 - ЭГУ канала азимута;
6 - электромеханический преобразователь;
7 - заслонка;
8 - сопло;
9 - ДОС ЭГУ;
Особенностью ТЗ на проектирование агрегата является ограничение максимального уско-
рения при торможении полезной нагрузки в момент прихода лопасти гидродвигателя в одно из
крайних положений, сопровождающимся ее ударом об ограничитель. Это снижает вероятность
повреждения нагрузки за счет действия инерционных сил.
Для уменьшения указанных ускорений в конструкцию каждого гидродвигателя введены
плунжерные демпферы (рис. 6.3). Демпферы состоят из 2-х плунжеров золотникового типа,
головки которых выступают за край ограничителя, воспринимая удар лопасти. Между торца-
ми плунжеров подводится высокое давление подачи, образуя гидропружину.
Если сила удара превышает усилие срабатывания гидропружины, имеет место просадка
соответствующего плунжера, сопровождающаяся дросселированием жидкости на выходе из по-
лости и эффективным торможением лопасти. В случае большого смещения плунжера открыва-
ется доступ давления подачи под торец лопасти и происходит ее торможение полным пуско-
вым моментом гидродвигателя.
В последних модификациях агрегата демпферы не предусматриваются, их роль выполняет
замкнутый объем жидкости, образующийся между лопастью и ограничителем при подходе ло-
пасти к крайнему положению (рис. 6.4). В этом случае конец лопасти перекрывает магистраль
слива из гидродвигателя, запирая указанный объем, что обеспечивает эффект демпфирования
и снижает ускорения при торможении выходного звена с нагрузкой.
Полная функциональная схема исполнительной части всех 3-х каналов приведена на
рис. 6.4.
Агрегат ЭГП-5АМ имеет следующие технические характеристики:
Рабочая жидкость - АМГ-10
Давление подачи, МПа - 27...2Э
Давление слива, МПа - 0,5...1
Температурный диапазон применения, град. С - -60...+125
Максимальный угол поворота выходного звена, град
угол крена - ±125
азимут - ±95
угол места - ±60
Максимальная угловая скорость поворота выходного звена
(без нагрузки), град /с
угол крена - 100...130
азимут - 200...240
угол места - 200...240
Максимальный (тормозной) крутящий момент
на выходном звене, кгс м, не менее
угол крена - 80
азимут - 50
угол места - 50
Момент трения на выходном звене, кгс м, не более
угол крена - 8
азимут - 3
угол места - 3
Приведенный момент инерции нагрузки, кгс м с2 - 0,3 для всех каналов
Максимальный статический
момент нагружения на выходном звене, кгм, не более - 40 для всех каналов
278
Зона нечувствительности по отношению к максимальному
входному сигналу в контуре ЭГУ, %, не более - 4 для всех каналов
Смещение нуля, %,не более - 5 для всех каналов
Непроизводительный расход
рабочей жидкости, л/мин, не более - 6
Неравномерность движения выходного звена, град, не более - 0,05
Ускорение перегрузки выходного звена
при посадке на упор, град./с2, не более - 20 000 для всех
каналов
Межполостные перетечки рабочей жидкости при максимальном
перепаде давления в гидродвигателе, л/мин, не более
угол крена - 1
азимут - 0,6
угол места - 0,6
Рабочий объем гидродвигателей, см3 /рад f
угол крена - 33
азимут - 28
угол места - 28
Общий вид агрегата представлен на рис. 6.5.
Агрегат является уникальной разработкой и не имеет мировых аналогов.
6.2.1. Принципиальная схема и работа следящего привода
для системы автосопровождения с агрегатом ЭГП-5АМ
Принципиальная схема следящего привода с цифровым управлением на основе агрегата
ЭГП-5АМ, предназначенного для управления антенной бортовой РЛС маневренного самолета,
дана на рис. 6.6.
Схема соответствует любому из 3-х каналов управления (в канале крена отсутствует регу-
лятор давления), микропроцессорное устройство общее для всех каналов и осуществляет необ-
ходимые вычисления сигналов для них в режиме временного разделения.
Цифровые управляющие сигналы для приводов формируются бортовой цифровой вычис-
лительной машиной самолета. Машина выдает в вычислитель привода цифровой сигнал Nbx в
виде двоичного параллельного кода, содержащий информацию об угловых координатах отно-
сительно осей X, Y, Z (угол крена, азимут, угол места), которые подлежат отработке соответ-
ствующими следящими системами.
Обмен информацией между цифровой вычислительной машиной и вычислителем приво-
да осуществляется по 16-ти разрядной управляющей шине и 6-ти разрядной адресной шине с
частотой выдачи команд 100 Гц. Согласование машины с вычислителем производится устрой-
ством ввода-вывода (интерфейсом).
Вычислитель содержит 2 микропроцессора (MHj и МП2), коммутатор (К), аналого-циф-
ровой преобразователь (АЦП) цепи обратной связи привода, синхронизатор (С) и 3 цифро-
аналоговых преобразователя (ЦАП) по одному для каждого из каналов.
Процессор MHj выполняет арифметико-логические операции, формируя цифровой сигнал рас-
согласования (ошибки) путем цифрового суммирования 16-ти разрядных кодов Nbx и N Синхрони-
затор обеспечивает временное разделение сигналов рассогласования по соответствующим каналам
благодаря адресным шинам, указанные сигналы затем декодируются 12-ти разрядным цифро-ана-
логовым преобразователем и поступают в аналоговые блоки электронной части привода канала.
279
280
14 -
кронштейн;
вилка соединителя;
привод азимута
и угла места;
крышка;
шкала;
рым-болт;
уплотнитель;
заглушка;
штуцер слива;
привод крена;
штуцер напора;
плашка;
15 - вилка.
ЦВМ- цифровая вычислительная машина; УВВ- устройство ввода- вывода (интерфейс); МП-
микропроцессор; С- синхронизатор; К- коммутатор; АЦП- аналоге- цифровой преобразователь;
У- электрические усилители аналоговых сигналов; ФЧВ- фазочувствительные выпрямители;
СКТД- синусно- косинусный трансформатор двойного отсчета; ТО- точный отсчёт; ГО- грубый
отсчет; ДОС- датчик обратной связи по положению золотника; УМ- усилитель мощности; ЭМП-
электромеханический преобразователь; ГУ- гидроусилитель сопло- заслонка; Д- электрический
датчик давления; ЗГР- золотниковый гидрораспределитель.
оо
Рис. 6.6. Принципиальная схема электрогидравлического следящего привода
с цифровым управлением на основе агрегата ЭГП- 5- AM.
Электрический сигнал обратной связи по положению выходного звена привода форми-
руется прецизионным двухотсчетным синусно-косинусным трансформатором (СКТД 64-110),
содержащим в одном корпусе 2 вращающихся трансформатора точного (ТО) и грубого (ГО)
отсчета, различающихся электрической редукцией. Датчик работает в диапазоне углов ± 180°
и выдает сигналы, пропорциональные Sin и Cos угла поворота выходного звена с ошибкой
менее 1 минуты. Полупериод сигнала грубого отсчета равен 180°, а точного отсчета - 22,2°.
Питание СКТД производится переменным током с частотой 2 кГц и эффективным напряже-
нием 4,2 В.
Датчики интегрированы в конструкцию лопастного гидрбдвигателя каждого канала, ротор
непосредственно соединен с выходным звеном. Выходные сигналы СКТД в виде модулирован-
ного напряжения переменного тока, содержащие информацию Sin <р и Cos <р (<р - текущее зна-
чение угла по соответствующей оси) точного и грубого каналов, подвергаются демодуляции с
помощью фазочувствительных выпрямителей, фильтруются активными фильтрами на опера-
ционных усилителях и подаются в коммутатор К. Туда же поступают соответствующие сигна-
лы других каналов, после чего подвергаются временному разделению с частотой 400 Гц. Затем
они преобразуются в аналого-цифровом преобразователе в двоичный 16-ти разрядный код и
посылаются в процессор МП2, где обрабатываются по специальным алгоритмам. В результате
формируются цифровые сигналы Noc в виде линейной зависимости от угла <р для каждого из
3-х каналов.
Цифровые сигналы далее поступают в микропроцессор МПР замыкая контур слежения
привода по всем каналам через цифровой вычислитель. Разностный сигнал с выхода М П1 огра-
ничивается по амплитуде, после чего поступает в синхронизатор С для разделения по каналам
и далее - в цифро-аналоговый преобразователь. Аналоговый сигнал Up с его выхода подается в
усилительно-преобразующие блоки соответствующих каналов (усилители Ур..У5). Усилитель
yj выполняет функцию согласования и предварительного усиления, в усилителе У2 произво-
дится алгебраическое суммирование прямого сигнала с сигналом U к корректирующей обрат-
ной связи по динамическому давлению в гидродвигателе.
Давления в полостях лопастных гидродвигателей измеряются индукционными датчи-
ками давления Д2, Д3, сигналы которых по дифференциальной схеме (для выделения раз-
ности давлений) подаются на фазочувствительный выпрямитель и после демодуляции по-
ступают на активный фильтр на операционном усилителе У5. На выходе фазочувствитель-
ного выпрямителя имеется регулируемый делитель напряжения для оперативной установ-
ки глубины коррекции, т.е. задания необходимого уровня демпфирования дроссельного
гидропривода.
Фильтр на усилителе У5 реализует требуемую передаточную функцию динамического дав-
ления. Его выходное напряжение UK подается на усилитель У2 в противофазе с прямым сигна-
лом. Выходное напряжение У2, обозначаемое на рис. 6.6 как Uy является управляющим напря-
жением следящего контура ЭГУ.
Усилитель контура У3 выполняет также функцию алгебраического суммирования напря-
жения Uy с напряжением Uoc3 обратной связи по положению золотника электрогидравлическо-
го усилителя. Последнее формируется индукционным датчиком обратной связи, фазочувстви-
тельным выпрямителем и активным фильтром на операционном усилителе У4. Обмотки уп-
равления электромеханического преобразователя подключаются к выходу У3 через электри-
ческий усилитель мощности (УМ) и соединены по дифференциальной схеме.
Контур электрогидравлических усилителей регуляторов давления каналов азимута и угла
места выполнен идентично следящему контуру основного ЭГУ привода. В обоих контурах пре-
дусмотрено введение регулируемого напряжения балансировки U6 для компенсации смеще-
ния нуля.
282
Все электронные элементы привода объединены в компактные блоки, устанавливаемые
дистанционно от агрегата, и соединены с ним гибкими электрожгутами. Они содержат также
встроенные источники вторичного электропитания аналоговых и цифровых устройств и гене-
раторы переменных напряжений для запитки датчиков информации.
Движки подстроечных резисторов выведены наружу.
6.2.2. Динамические характеристики ЭГСП с агрегатом ЭГП-5АМ
Необходимость использования в приводе коррекции по динамическому давлению обус-
ловлена тем, что конструктивные параметры лопастных гидродвигателей оказывают существен-
ное влияние на динамические свойства выходной части агрегата, являющейся основой энерге-
тического канала следящего привода в целом. Энергетический канал образован дроссельным
гидроприводом, представляющим собой единую динамическую систему из золотника (в соста-
ве ЭГУ) и управляемого им гидродвигателя.
Согласно [4] передаточная функция линеаризованного дроссельного гидропривода с гид-
родвигателем вращательного действия имеет вид:
x(s) s(Tk2s2 + 2T3ks+1)
Здесь ф - угол поворота выходного звена лопастного гидродвигателя [рад], х - координата смещения
золотника [см], кш - коэффициент усиления дроссельного гидропривода по скорости [рад / с см],
Tk = (I / Cz)0,5 - постоянная времени [с],
I -приведенный момент инерции нагрузки [кгс см с2],
Cz = Ск / (С^ + Ск) - обобщенная крутильная жесткость гидродвигателя [кгс см /рад],
= 2Е W2/ V - гидравлическая жесткость гидродвигателя [кгс см /рад],
Е - эквивалентный модуль упругости рабочей жидкости [кг / см2],
W - характерный объем гидро двигателя [см3],
V = 1,2 W фтах - полуобъем жидкости между золотником и гидродвигателем в среднем положе-'
нии лопасти с учетом объема подводящих магистралей [см3], фтах - максимальный угол пово-
рота выходного звена от нейтрального положения [рад],
Ск - крутильная жесткость конструктивных элементов агрегата по соответствующему каналу
(сюда входит жесткость кинематической передачи от выходного звена гидродвигателя к на-
грузке, например, выходной качалки для канала угла места, а также жесткость опоры крепле-
ния лопастного гидродвигателя данного канала) [кгс см / рад],
£ k = кф (I Cz)0,5 / 2 W2 - коэффициент относительного демпфирования дроссельного гидро-
привода,
k Qp = (к цр0 + z) - обобщенный коэффициент, учитывающий утечки и перетечки в золотнике
(кф0) и перетечки между полостями гидро двигателя (z) [см5 / с кгс].
Более точное выражение для £к запишется так [4]:
4,(1 f„
+ ’
2 W2 2 (I С£)05
где f н - приведенный коэффициент вязкого трения в нагрузке, определяемый в основном вяз-
ким трением лопасти [кгс см с / рад].
283
Из представленных выражений следует, что перетечки в дроссельном гидроприводе и вяз-
кое трение в нагрузке являются демпфирующими факторами, уменьшая колебательность, т.е.
увеличивая £к
Приближенная численная оценка параметров передаточной функции Wflrn (s) для кана-
лов агрегата ЭГП-5АМ дает следующие значения: Тк = 16,32 10’3, что соответствует собствен-
ной частоте колебаний нагрузки сок = 1/Тк = 61,26 1/с (9,75 гц), £к = 0,23.
В примере типового расчета принималось: I = 30 кг см с2, <ртах = 95° = 1,658 рад (канал азиму-
та), Е = 4000 кг/см2, W = 28 см3, = z = 0,2 см5 /с кг. Тогда V = 55,7 см3, = 112600 кг см /рад,
ск = °о.
Точный расчет Ск не представляется возможным, однако по экспериментальным данным соб-
ственная частота fk нагруженного канала азимута составляет ~ 8 Гц при коэффициенте ^к = 0,2.
Отсюда следует, что динамические свойства дроссельного гидропривода в данном случае опре-
деляются в основном жесткостью С^, т.е. сжимаемостью рабочей жидкости в полостях гидро-
двигателя. Таким образом, фактическое значение постоянной времени Тк составляет ~ 20 10"3 с
(с учетом Ск), что использовалось в последующих расчетах.
Проведенный анализ показал, что данная постоянная времени существенно превышает (на
порядок и выше) постоянные времени всех элементов информационного канала следящего при-
вода с данным агрегатом, в том числе электронной части, электрогидравлического усилителя и
цепи обратной связи.
Таким образом, следящий привод с этим агрегатом и штатной нагрузкой может быть отне-
сен к классу приводов с большой инерционной нагрузкой [42].
Для таких систем передаточная функция разомкнутого контура, приведенного к единич-
ной обратной связи может быть представлена в виде:
D
Wo (s) =-------------------------,
s (Tk2s2 + 2 Tk £ks + 1)
где D - коэффициент добротности контура привода [1/с], определяющий его точность и быст-
родействие. Например, системы автосопровождения обычно характеризуются высокими зна-
чениями D по соображениям обеспечения точности, однако это противоречит устойчивости
замкнутого контура.
Согласно [4] критическое значение добротности контура с передаточной функцией Wo равно:
DKp-25k/Tk.
Учитывая приведенные выше экспериментальные значения параметров £к и Тк можно оце-
нить величину D кр для рассматриваемого привода - 20 1 /с.
Экспериментальные проверки ряда изготовленных следящих приводов с рассматриваемым аг-
регатом показали, что фактические значения DKp для разных каналов лежат в диапазоне 20...301/с.
Поскольку рабочая добротность обычно близка к 0,6 DKp (т.е. 12... 181/с), можно заключить, что без
использования специальных мер эксплуатационные параметры привода неудовлетворительны.
В некоторых режимах работы (в частности, для систем автосопровождения) необходима
рабочая добротность контура не ниже 500...600 1/с.
Согласно приведенному выражению, повышение DKp может быть достигнуто либо увели-
чением демпфирования дроссельного гидропривода, либо снижением постоянной времени Тк.
Последнее практически не представляется возможным при фиксированных конструктивных
параметрах лопастного гидродвигателя и действующей нагрузки.
284
С другой стороны, введение вязкого трения (с помощью специальных демпфирующих ус-
тройств) или увеличение перетечек жидкости в гидродвигателе существенно ухудшает энерге-
тические параметры агрегата и, следовательно, неприемлемо.
Задача решается средствами специальной динамической коррекции, в частности введени-
ем отрицательной обратной связи по динамическому давлению в гидро двигателе [2]. Данная
связь реализуется на практике гидромеханически или электрогидравлически. В данном агрега-
те используется локальная электрогидравлическая коррекция путем охвата электрогидравли-
ческого усилителя и гидродвигателя гибкой обратной связью по перепаду давления в гидро-
двигателе.
Как указывалось выше, сигнал-давления формируется 2-мя электрическими датчиками
(Д2 и Д3 на рис. 6.3) переменного тока, демодулируется и пропускается через специальный элек-
тронный динамический фильтр с передаточной функцией:
V
T.s+1’
Напряжение на выходе фильтра усиливается и подается в виде отрицательной обратной
связи на вход электрического усилителя, входящего в контур электрогидравлического усили-
теля (см. схему на рис. 6.6). Согласно [2] при правильном выборе параметров гибкой обратной
связи введение данной коррекции в следящих гидроприводах с большой инерционной нагруз-
кой обуславливает увеличение коэффициента на некоторую величину £кор:
W4>(s)
где £к° - коэффициент относительного демпфирования для исходного (нескорректированно-
го) дроссельного гидропривода.
Величина £кор может оперативно регулироваться в широких пределах.
Экспериментально подтверждена эффективность данной коррекции в приводах с рассмат-
риваемым агрегатом. В качестве примера на рис. 6.7 представлены переходные функции нагру-
женного привода с агрегатом по каналу крена при добротности D = 33 1/с без коррекции и с
электрогидравлической коррекцией по динамическому давлению.
В первом случае имеют место автоколебания с амплитудой около 1,2° и частотой 8 Гц
(практически совпадающей с (О к), свидетельствующие о динамической неустойчивости кон-
тура привода. После подключения корректирующей обратной связи контур становится ус-
тойчивым, хотя перерегулирование в переходной функции достигает 40 %, а общее время ре-
гулирования превышает 0,2 с. Однако подбором параметров цепи коррекции (коэффициента
усиления и величины Тс) можно обеспечить существенно лучшие параметры переходной
функции.
На рис. 6.7 привод отрабатывает скачок угла величиной Г.
Рис. 6.8 иллюстрирует логарифмические частотные характеристики замкнутого привода с
агрегатом ЭГП-5АМ и цифровым управлением для отдельных каналов, полученные экспери-
ментально. Влияние амплитуды колебаний на характеристики определяется энергетическими
ограничениями (см. раздел 1.1).
На рис. 6.9 в качестве примера представлены также типовые переходные функции, по-
лученные в результате машинной обработки результатов эксперимента и позволяющие оце-
нить временное запаздывание, величину перерегулирования и длительность переходного
процесса.
285
Рис. 6.7. Влияние корректирующей обратной связи по динамическому
давлению в гидродвигателе на переходную функцию
замкнутого следящего привода с агрегатом ЭГП- 5 AM
(канал крена).
286
угол азимута
угол места
замкнутого привода с агрегатом ЭГП-5АМ при различных
амплитудах колебаний.
ИСХОДНЬЕ ДАННЫЕ:
А« 22.5000 GRAU 0.30 GC HPR* 1
10*.*:
7РЯ-
. 107
1.864'
GRADzSEC
.«.«маем. | м»мм»«м.«ммм» |
*SF'EED*
-^VI,
канал крена
0.621
0.000Л
!--~----I------1-----I-----I------1-----I------ I----I------I-----1 _
0.0 65Л! 130^0 195^0 260325^0 390.0-455^0 520^0 585^0 650^0
MSE
!
i
i
!
i
i
i
i
i
i
i
i
«SPEEDS
-----1-----1-----1-----1-----1------j-----
канал азимута
GRfclf/SEC
297 . 7--------------
267.9"?
!-17S.6"!
! ; !
! -267.9"!-
I-595.3-!------!-----!------------------!------!-----------!-----!------
! ’ i.6ss i.eee 1.726 i.7ee i.s^e i.9ee i.eee г.сге 2.eee 2.i4e 2.20s
I *
ie**3 NSEC
i
i
1
i
i
i
Рис 6.9. Экспериментальные переходные функции замкнутого привода
с агрегатом ЭГП- 5АМ.
288
ьо
oo
<x>
Amplitude (Volts)
Time (seconds)
Рис. 6.10. Экспериментальная зависимость перемещения выходного звена привода от времени
в режиме воспроизведения пилообразного сигнала (канал крена).
Рис. 6.10 соответствует режиму слежения с постоянной скоростью в процессе отработки
пилообразного входного воздействия. В данном режиме определяется величина статической
ошибки (и через нее фактическая добротность контура), а также неравномерность движения
выходного звена, обусловленная эффектами квантования сигнала в цифровом вычислителе.
На рис. 6.10 выделяется зона застоя привода в момент реверса движения и соответствующий
переходный процесс входа в режим слежения.
В начале 90-х гг. НИИП совместно с МАИ была проведена научно-исследовательская ра-
бота по изучению эффективности различных способов динамической коррекции рассматрива-
емого привода с использованием компьютерной обработки экспериментальных данных по ме-
тодике, разработанной МГТУ им. Баумана. Предложенные варианты коррекции позволили
увеличить рабочую добротность контуров в отдельных эпизодах реализации (в частности, пос-
ледовательной коррекцией в прямой цепи) до 800... 1000 1 /с, существенно уменьшить стати-
ческую ошибку в режиме автосопровождения и обеспечить необходимое качество переходной
функции в режиме радиолокационного картографирования местности (см. раздел 6.4).
6.3. Электрогидравлический агрегат ЭГСП-6А
Важным этапом в создании бортовых радиолокационных комплексов 4-го и 5-го поколе-
ний явилась разработка отечественной радиотехнической промышленностью сравнительно ма-
логабаритных и высокоэффективных радиолокационных антенн типа «фазированная антен-
ная решетка» (ФАР), что обеспечило возможность их применения на борту маневренных само-
летов в радиолокационных системах автосопровождения.
ФАР основана на электронном управлении лучом в определенном угловом диапазоне
по азимуту и углу места, позволяющем наводить радиолокационный луч с очень высокой
точностью и быстродействием. Это дает потенциальную возможность исключить следящие
приводы для поворота антенны, используемые в традиционных системах автосопровожде-
ния, и тем самым улучшить массо-габаритные параметры, надежность и снизить стоимость
системы.
Первые попытки создания летных образцов ФАР относятся к 1968 г., когда по предложе-
нию специалистов НИИ Приборостроения им. В.В. Тихомирова (НИИП) была начата разра-
ботка системы управления вооружением «Заслон» для истребителя-перехватчика МИГ-31.
Комплекс из 4-х самолетов этого типа, действующих совместно, обеспечивал выполнение
задач дальнего обнаружения, идентификации и сопровождения множества целей, в том числе
низколетящих и по эффективности не уступал известному комплексу АВАКС (США).
С тех пор в НИИП накоплен богатый опыт разработки и боевого применения радаров с
ФАР, созданы инженерные школы антеннщиков и радистов, подготовлена мощная теоретичес-
кая база и оригинальные научные и инженерные решения в области разработки антенных сис-
тем с малыми апертурами, а также комплекс необходимых технологий. Последние включают
изготовление комплектующих устройств на основе тонкостенных деталей из алюминиевых и
титановых сплавов, ферритов и полупроводниковых элементов, в том числе использование
тонких и толстых пленок.
Важное значение имеет интеграция разработчиков ФАР с мощным серийным производ-
ством - Государственным Рязанским приборным заводом, что позволяет существенно сокра-
тить время отработки систем и запуска в серию. В последние годы созданы образцы ФАР для
радиолокационных комплексов «Копье», «Скат», «Барс» и ряда других, обладающие высоки-
ми техническими характеристиками. В частности, энергопотребление составляет всего
0,15...0.2 Вт / элемент, а масса - 40...60 г / элемент. Наработка на один отказ достигает значений
6000...9000 летных часов.
290
7
'8 9
слив
1 7
15
Рис. 6.11. Функциональная схема агрегата ЭГСП- 6А.
11 12
11 напор ?
ZLO
14
16
1 - гидродвигатель;
2 - ДОС привода;
3 - механизм рычажный;
4-ДОС ЭГУ;
5 - дроссель;
6-ЭГУ;
7 - сопло;
8 - преобразователь
электромеханический;
9 - заслонка;
10 - распределитель;
11 - клапан отсечной;
12 - фильтр;
13 - клапан электро-
гидравлический;
14 - клапан приведения
в нейтраль;
15 - блок управления;
16 - клапан отключения;
17 - стопор;
18 - выходное звено.
292
1 - стопор;
№ 2- штуцер слива;
3 - штуцер напора;
4 - заглушка;
5 - клапан электрогидравлический;
6 - вилка электросоединителя;
7 - фильтр;
14 8 - механизм рычажный;
9 - усилитель электрогидравлический;
10 - болт;
11 - винт;
12-опора;
13 - датчик обратной связи;
14 - гидродвигатель;
15-штифт;
16 - блок управления;
17 - плита поворотная.
Рис. 6.12. Вйешний вид агрегата ЭГСП- 6А.
С другой стороны, применение следящих приводов с ФАР позволяет существенно расши-
рить угловые диапазоны работы системы автосопровождения по каналам азимута и угла места
с суммарным перекрытием практически всей передней полусферы. Важным обстоятельством
может являться также возможность работы ФАР в режиме обычной остронаправленной антен-
ны при выходе из строя электронной системы управления лучом, когда наведение антенны осу-
ществляется следящим приводом.
Обеспечить приемлемые массо-габаритные, точностные и динамические характеристики
бортовой системы автосопровождения с ФАР возможно только за счет использования элект-
рогидравлических следящих приводов для ее поворота, выполненных на основе передовой эле-
ментной базы.
Примером использования ЭГСП для управления ФАР является однокоординатный при-
вод ЭГСП-6А, разработанный предприятием ПМЗ «Восход» в начале 90-х гг. совместно с НИИП
для бортовой радиолокационной системы самолета СУ-30 МКИ, поставляемого для ВВС Ин-
дии (комплекс «Барс») в рамках долгосрочного контракта.
Функциональная схема агрегата, входящего в состав данного привода представлена на
рис. 6.11, а его внешний вид - на рис. 6.12. При его проектировании был широко использован
опыт создания, схемотехнические решения и элементная база 3-х канального привода ЭГП-5АМ.
В агрегате ЭГСП-6А применен 2-х лопастной неполноповоротный гидродвигатель кату-
шечного типа 1, датчик обратной связи 2 на основе двухотсчетного синусно-косинусного транс-
форматора СКТД 64-110Д с электрической редукцией, электрогидравлический усилитель 6 с
электрической обратной связью по положению золотника. Предусмотрен также гидроклапан
приведения выходного звена в нейтраль 14 с механической обратной связью по его положе-
нию, гидромеханический стопор 17 и электроклапан включения 13. Привод комплектуется элек-
тронным цифровым устройством управления.
Давление подачи из бортовой самолетной гидросистемы питания и встроенный фильтроэ-
лемент 12 поступает в ЭГУ, к клапану 13 и под поршень стопора 17, освобождая выходное звено
18. Золотник клапана 14 возвратной пружиной смещен влево и прижат к рычагу механической
обратной связи. Золотник клапана отключения 16 также находится в левом положении, отсе-
кая полости гидродвигателя от выходных каналов ЭГУ и подключая их к золотнику клапана
приведения в нейтраль 14. Если при этом выходное звено 18 не находилось в среднем положе-
нии, рычаг 3 сместит золотник клапана 14 в соответствующую сторону, и гидродвигатель выс-
тавит звено 18 в нейтраль.
После включения электроклапана 13 высокое давление переводит золотники клапанов 14
и 16 в крайнее правое положение, золотник 14 разъединяется с рычагом обратной связи 3, а
полости гидродвигателя подключаются клапаном 16 к выходным каналам ЭГУ. Привод готов к
работе.
В случае падения давления подачи гидросистемы ниже заданного уровня золотники кла-
панов 14 и 16 возвратными пружинами смещаются влево (даже при включенном электрокла-
пане 13), выходное звено устанавливается механической обратной связью в среднее положе-
ние, где фиксируется стопором 17.
В случае перемещения ротора гидродвигателя на угол, превышающий рабочий, жидкость
из полости Б тормозного устройства через щель А стравливается на слив, демпфируя инерци-
онную нагрузку и предотвращая удар лопасти об ограничитель.
Основные технические характеристики агрегата ЭГСП-6А:
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
26,5...29
0,2...0,9
293
Угол поворота выходного звена, град
до жестких упоров - ±45
рабочий, не более - ±40
Максимальная скорость холостого хода, град/с - 44...60
Максимальный (тормозной) момент, Н м, не менее - 4000
Максимальный потребляемый расход жидкости
из гидросистемы питания, л/мин., не более - 10
Максимальный ток управления в параллельно
соединенных обмотках ЭМП, мА - 180
Зона нечувствительности, % от максимального
сигнала управления, не более - - 2
Смещение нуля, % от максимального
сигнала управления, не более - 5
Давление установки выходного звена
в нейтральное положение, МПа - 4...10
Температурный диапазон применения, °C - -60...+125
Масса привода с рабочей жидкостью, кг, не более - 40
Ресурс, летных часов - 6000.
Цифровой контур следящего привода с агрегатом ЭГСП-6А в основном соответствует рас-
смотренному выше приводу на основе агрегата ЭГП-5АМ с учетом соответствующей модерни-
зации элементной базы по электронным компонентам.
6.4. Методы повышения статической и динамической точности
следящих гидроприводов для бортовых систем автосопровождения.
Применение адаптивных регуляторов
Как было показано выше, существующие разработки ЭГСП для бортовых систем автосоп-
ровождения относятся к классу дроссельных гидроприводов с большой инерционной нагруз-
кой, что обуславливает наличие специфических проблем обеспечения их динамической устой-
чивости и необходимого демпфирования. Вместе с тем необходимость достижения высокой
точности слежения в режимах обзора и сопровождения цели, а также минимального времени
регулирования и колебательности привода в режиме картографирования местности определя-
ет высокие значения добротности контура, что входит в трудноразрешимое противоречие с ус-
тойчивостью.
Использование традиционных корректирующих устройств (например, электрогидравли-
ческой локальной обратной связи по динамическому давлению в приводе ЭГП-5АМ) не позво-
ляет существенно улучшить характеристики привода и полностью решить проблему. При этом
большое значение имеют энергетические ограничения предельных динамических возможнос-
тей (см. раздел 1.1), а также влияние нелинейных факторов.
Так, проведенные на ПМЗ «Восход» и в НИИП экспериментальные исследования пока-
зали, что максимум динамической ошибки при отработке стандартного тестового сигнала с
частотой 1 Гц и амплитудой 2° имеет место в моменты реверса движения, когда скорость ме-
няет знак. Это обусловлено фактором «зависания» привода вследствие влияния сухого тре-
ния, сжимаемости жидкости в полостях лопастного гидродвигателя и зоны нечувствительно-
сти ЗГР. «Зависание» присуще всем гидроприводам с достаточно большими свободными объе-
мами жидкости в полостях гидродвигателя и проявляется обычно в области малых и средних
частот.
294
С другой стороны те же факторы обуславливают наличие значительного временного за-
паздывания переходной функции (20...30 мс), увеличивающего общее время регулирования.
Как указано выше, в 1991г. сотрудниками кафедры № 702 МАИ совместно с НИИП
был проведен комплекс теоретических и экспериментальных исследований цифрового при-
вода изделия Н 011 с агрегатом ЭГП-5АМ с целью определения путей существенного улуч-
шения эксплуатационных характеристик. Экспериментальные исследования проводились
на стенде НИИП с использованием вычислительного и гидравлического оборудования от-
дела НИО-2.
При этом изучалась эффективность различных способов коррекции, в том числе:
- введением последовательных и параллельных динамических звеньев на основе интегро-
дифференцирующих RC-цепочек,
- использованием корректирующих устройств модального управления с наблюдателями
состояния,
- применением псевдо л инейного корректирующего устройства (ПЛ КУ) в прямой цепи с
нулевым фазовым сдвигом и специальной формой АЧХ,
- введением дополнительных связей по управляющему сигналу (комбинированного уп-
равления) в виде 1-й и 2-й его производных,
- применением нелинейного корректирующего устройства в прямой цепи (реализованно-
го в цифровом вычислителе привода), управляющего коэффициентом передачи в зависимости
от перепада давлений в гидро двигателе с одновременной оптимизацией параметров коррекции
по динамическому давлению.
Предложенные варианты были реализованы аппаратно в аналоговой части привода, или
программно с использованием внешней ЭВМ и вычислителя привода, и прошли апроба-
цию на стенде с предварительным моделированием всех вариантов. Результаты испытаний
показали:
1) Применение последовательного интегро-дифференцирующего звена в цепи ошибки с
разнесенными постоянными времени (20с и 0,3с) позволило обеспечить добротность контура
по скорости в пределах 800...1200 1/с и существенно снизить статическую ошибку при отработ-
ке пилообразного сигнала (режим обзора). Однако низкие значения добротности по ускоре-
нию при этом не позволили уменьшить динамическую ошибку при сохранении высокой коле-
бательности переходной функции.
2) Введение комбинированного управления по 1-й производной входного сигнала привело
к уменьшению статической ошибки в 4 раза. Параметры переходной функции существенно не
изменились. Связь по 2-й производной не была реализована по причине недопустимо высоко-
го уровня шумов.
3) Применение ПЛ КУ целесообразно только совместно с другими видами коррекции. Так,
введение ПЛКУ вместе со штатной корректирующей обратной связью по динамическому дав-
лению позволило повысить добротность до 2301/с, несколько увеличить статическую точность
и уменьшить величину динамической ошибки.
4) Корректирующее устройство с наблюдателем состояния и фиксированной моделью обес-
печивало приемлемое качество переходной функции (перерегулирование не более 30%) при
меньшем времени нарастания и добротности 67 1/с. Испытания продемонстрировали высокую
критичность устройства к изменению параметров и необходимость использования в нем адап-
тируемой модели.
5) Нелинейное корректирующее устройство в прямой цепи с диапазоном изменения коэф-
фициента передачи 1..7 обратно пропорционально величине перепада давлений дало возмож-
ность снизить динамическую ошибку в 2 раза и величину перерегулирования переходной фун-
кции - в 1,5 раза при начальной добротности 270 1/с.
295
Проведенные исследования показали невозможность обеспечения всех требуемых пара-
метров привода одним способом, решение задачи может быть получено комбинацией различ-
ных видов коррекции. Однако в результате проделанной работы характеристики привода были
значительно улучшены в сравнении с исходными, а полученные рекомендации - использова-
ны в дальнейшем при отработке изделия Н 011 на динамическом стенде в НИ И АС.
В 1992 г. сотрудниками кафедры № 702 МАИ в рамках совместной НИР с ПМЗ «Восход»
по разработке эскизного проекта привода ЭГСП-6 была выполнена работа по исследованию
методов улучшения точностных и динамических характеристик привода с анализом различ-
ных схем коррекции. По результатам цифрового моделирования с использованием полнораз-
мерной модели привода ЭГСП-6 получены соответствующие рекомендации, а также разрабо-
тано аналоговое корректирующее устройство, реализующее глубокую обратную связь по дина-
мическому давлению с одновременным введением в контур последовательного форсирующего
звена 1-го порядка.
Испытания «утяжеленного» варианта привода ЭГП-5АМ (аналога привода ЭГСП-6) с ма-
кетным образцом блока коррекции, проведенные на предприятии ПМЗ «Восход» подтвердили
основные результаты моделирования и обоснованность предложенных рекомендаций. Привод
обеспечивал требуемые характеристики при фактической добротности контура 600 1/с (рас-
сматривался также вариант 12001/с) с перерегулированием переходной функции не более 20%.
Исследовалось также влияние характеристик цифрового вычислителя в контуре, в частно-
сти частот квантования входного сигнала и сигнаЛа обратной связи. Показано, что при суще-
ствующих величинах указанных частот (100 Гц и 500 Гц соответственно) значительно увеличи-
вается перерегулирование и общее время регулирования в переходной функции, снижается
статическая точность, имеет место неплавность отработки пилообразного и гармонического
сигнала. В переходной функции появляется дополнительное временное запаздывание 10 мс. С
этой точки зрения рекомендовано увеличение обоих частот квантования до 1000 Гц.
Создание привода ЭГСП-6А для изделия Н 011М и испытания первых его образцов пока-
зали неудовлетворительные точностные характеристики, в том числе обусловленные наличи-
ем «зависания» при отработке гармонического и пилообразного сигналов (см. рис. 6.10) вслед-
ствие относительно большой зоны нечувствительности в регулировочной характеристике, об-
разованной совместным влиянием сухого трения и перетечек в гидродвигателе, положитель-
ных перекрытий в золотнике, а также начального участка характеристики с малым наклоном.
Указанные факторы в сочетании со значительным временным запаздыванием, вносимым циф-
ровым вычислителем (аналогичным использованному в приводе изделия Н 011 с агрегатом
ЭГП-5АМ), определили низкую статическую и динамическую точность привода ЭГСП-6А в
области отслеживания сигналов малой амплитуды, не удовлетворяющую требованиям ТЗ.
С середины 90-х гг. предприятием ПМЗ «Восход» совместно с кафедрой САУ Санкт-Пе-
тербургского государственного электротехнического университета проводилась НИР по при-
менению адаптивной коррекции следящих гидроприводов различного назначения для суще-
ственного улучшения их характеристик и подавления влияния нелинейных факторов.
Результатом работы явилось создание электронного блока, работающего совместно с гид-
рораспределителем ЭГР-4 и обеспечивающего желаемые параметры комплекса. Аналогичное
устройство было разработано для привода ЭГСП-6А.
Принцип работы адаптивных регуляторов, как и наблюдателей состояния базируется на
идеологии модального управления [17, 25]. В состав регулятора обязательно входит модель
(с фиксированными параметрами или с подстройкой), формирующая набор координат состоя-
ния. Сравнение указанных координат с соответствующими координатами реального объекта
позволяет синтезировать сигналы коррекции, подаваемые на вход контура регулирования объек-
та и изменяющие его характеристики в нужную сторону. В отличие от наблюдателей состоя-
296
ния, где модель позволяет искусственно воссоздать координаты состояния объекта при отсут-
ствии возможностей их прямого измерения, адаптивная коррекция реализует непосредствен-
ную подстройку объекта под модель, а формирование обобщенного сигнала коррекции осуще-
ствляется на релейном элементе.
Как и в наблюдателях состояния модель имеет фиксированные параметры или подстраи-
вается (адаптируется) под реальный объект. Регулятор может выполняться аналоговым или
цифровым.
В адаптивных системах с эталонной моделью в качестве объекта управления рассматрива-
ется весь привод, при этом модель должна иметь не только желаемые динамические парамет-
ры, но и иметь порядок уравнений, соответствующий реальному приводу. Редуцирование по-
рядка должно быть строго обосновано.
Сигналы ошибки между реальными переменными привода и аналогичными переменными
эталонной модели суммируются с определенными весовыми коэффициентами, сумма с соот-
ветствующим знаком с выхода релейного элемента усиливается и поступает на вход привода в
виде сигнала коррекции. Если не все нужные переменные реального привода доступны непос-
редственному измерению, для их воссоздания может быть использован, например, наблюда-
тель состояния. В случае изменяющихся параметров привода или наличия нелинейностей этот
наблюдатель должен также иметь адаптивную настройку.
Поскольку привод ЭГСП-6А имеет комбинированную (цифро-аналоговую) структуру, по-
строить для него эталонную модель с достаточной степенью адэкватности и учетом временного
запаздывания цифрового вычислителя не представлялось возможным. Поэтому был применен
адаптивный регулятор с настраиваемой моделью, подключаемый к аналоговой подсистеме при-
вода - ЭГУ и гидродвигателю, содержащей основную нелинейность (зону нечувствительнос-
ти). В качестве модели регулятора использовалась линейная модель ЭГУ в виде апериодичес-
кого звена с постоянной времени 5 мс., близкой к постоянной времени реального ЭГУ с элект-
рической обратной связью привода ЭГСП-6А.
На вход модели подавался сигнал ошибки привода, поступающий одновременно и в кон-
тур регулирования ЭГУ, сигнал с выхода модели представлял собой идеализированную ско-
рость движения выходного звена привода, не учитывающую зону нечувствительности. Дан-
ный сигнал сравнивался в релейном элементе (компараторе) с сигналом фактической скорос-
ти реального привода, поступающим с дифференцирующего устройства, формирующего про-
изводную перемещения выходного звена. Полученная разность подавалась на вход модели в
виде отрицательной обратной связи, осуществляя подстройку модели под реальный нелиней-
ный привод, а также через фильтр с постоянной времени 2 мс. на вход контура его ЭГУ в виде
корректирующего сигнала.
Таким образом, в рассматриваемом регуляторе имеет место взаимная подстройка модели и
привода, т.е. взаимная адаптация.
В результате входной сигнал в ЭГУ представляет собой сумму 2-х сигналов - корректиру-
ющего и основного сигнала ошибки замкнутого контура следящего привода. За счет больших
скорости нарастания и амплитуды данного обобщенного сигнала создается эффект «проскаки-
вания» приводом зоны нечувствительности, что обуславливает существенное снижение ее вли-
яния. Аналогичный эффект создается при увеличении добротности контура привода, что свя-
зано с сокращением запасов его устойчивости.
В контуре настройки модели имеет место высокочастотный колебательный (скользящий)
режим с частотой 10...20 кГц, но амплитуда колебаний ограничивается апериодическим фильт-
ром и они значительно ослаблены в сигнале коррекции на входе ЭГУ.
Результатами проведенного моделирования привода ЭГСП-6А с адаптивной коррекцией
для вариантов с эталонной и настраиваемой моделями была подтверждена высокая эффек-
297
тивность коррекции при ступенчатом и пилообразном входном сигнале с точки зрения сни-
жения влияния зоны нечувствительности, выбраны весовые значения коэффициентов. Вме-
сте с тем было отмечено негативное влияние временного запаздывания цифрового вычисли-
теля в контуре привода на работу корректирующего устройства и рекомендован его уровень
не более 3 мс.
С учетом результатов расчетов и моделирования был создан макет адаптивного регулятора
с настраиваемой моделью на аналоговых элементах - операционных усилителях в интеграль-
ном исполнении, и проведен комплекс экспериментальных исследований реального привода
ЭГСП-6А с данным регулятором на предприятии ПМЗ «Восход».
По результатам снятия частотных характеристик было установлено, что введение регуля-
тора в области очень малых амплитуд колебаний выходного звена (0,00875°) приводит к сни-
жению фазовых сдвигов и увеличению амплитуды колебаний в 5 раз, а полоса пропускания по
уровню - 2 дБ расширяется в 3 раза.
При отработке ступенчатого сигнала чувствительность привода в области малых сигналов
увеличилась в 3,5 раза, временное запаздывание снизилось в 4 раза. Время нарастания заметно
сократилось.
В режиме отслеживания пилообразного сигнала порог чувствительности привода умень-
шился в 3 раза. Отмечено форсирование реакции золотника ЭГУ на управляющий сигнал, что
уменьшает статическую ошибку.
Проведенные исследования в целом подтвердили эффективность и перспективность при-
менения устройств на основе адаптивных регуляторов для улучшения статических и динами-
ческих характеристик ЭГСП различных классов.
Рассмотренная выше работа являлась опытной. Впоследствии необходимые параметры при-
вода ЭГСП-6А, в том числе точностные были обеспечены путем увеличения мощности гидро-
двигателя без введения коррекции по давлению.
В Таблице 1 приведены некоторые параметры приводов управления антенной, разработан-
ных предприятием ПМЗ «Восход» для бортовых радиолокационных систем автосопровожде-
ния маневренных сверхзвуковых самолетов.
298
Глава 7. Гидравлические следящие приводы и системы
с автономными источниками гидропитания
Гидравлические следящие приводы с индивидуальными (автономными) источниками гид-
ропитания имеют в настоящее время ограниченное применение на борту летательных аппаратов
по причине ограниченной конкурентоспособности в сравнении с приводами с централизованны-
ми гидросистемами питания, в первую очередь по массо-габаритным и удельным характеристи-
кам. Однако ситуация может измениться коренным образом в связи с реализацией концепции
унифицированного энергопитания бортовых приводных систем различного назначения.
Современные пилотируемые ЛА имеют как правило все 3 вида энергетических систем -
электрическую (на основе генераторов постоянного и переменного тока, а также резервных хи-
мических источников), пневматическую с использованием заряжаемых в наземных условиях
баллонов высокого давления и централизованную гидросистему питания (как правило резер-
вированную) для питания комплекса бортовых гидроприводов. Разнородность источников
мощности для приводов различного назначения усложняет монтаж и обслуживание энергоси-
стем, снижает надежность энергообеспечения в целом, существенно увеличивает эксплуатаци-
онные затраты.
В последние годы в мировом авиастроении активно прорабатывается концепция унифика-
ции систем передачи мощности в энергетический канал бортовых приводов, при этом приори-
тет отдается электрическим системам питания как наиболее гибким и универсальным. Наибо-
лее существен выигрыш применения систем передачи мощности через электропроводку в срав-
нении с передачей мощности к гидроприводам от маршевых двигателей самолета через гидро-
проводку, т.е. использованием централизованных гидросистем питания.
Передача мощности через электропроводку существенно упрощает монтаж энергосистемы
(трассировка гибкой электропроводки внутри планера ЛА по затратам значительно выгоднее
монтажа гидропроводки) и ее резервирование, повышает живучесть и ремонтопригодность.
Полностью исключаются потери мощности на транспортировку вязкой жидкости по длинным
трубопроводам тяжелых самолетов в условиях низких температур окружающей среды, а также
эффекты сжимаемости жидкости (вибрации, акустический резонанс, гидравлический удар в
трубах). Концепция передачи мощности в энергетический канал приводов через электропро-
водку хорошо согласуется с концепцией передачи управляющих сигналов в информационный
канал с помощью электропроводки, т.е. внедрением электродистанционных систем управле-
ния (а в перспективе - систем на волоконной оптике). Обе концепции отражают принцип энер-
гоинформационной однородности, когда энергетические и информационные потоки переда-
ются одним способом - электрически.
Использование систем, построенных по принципу однородности существенно упрощает и
удешевляет их обслуживание.
299
Применение электрических систем передачи мощности подразумевает использование на
борту ЛА комплексов электромеханических и электрогидравлических приводов, поскольку идея
создания чисто «электрического» самолета с применением только электромеханических при-
водов недостаточно проработана и сталкивается с существенными затруднениями (отсутствие
надежных электронных компонентов, электродвигателей с высокой удельной мощностью, со-
измеримой с гидродвигателями, проблема механического редуктора й т.п.). Поэтому наиболее
ответственные приводы, в том числе рулевой группы, в обозримом будущем предполагаются
гидравлическими с встроенными автономными источниками гидропитания, а прочие - элект-
ромеханическими.
Таким образом, автономные электрогидравлические приводы (АЭГП) используют для ра-
боты электрическую энергию и включают в свой состав индивидуальную насосную станцию.
Если на борту летательного аппарата уже имеется централизованная гидросистема пита-
ния, применение АЭГП может быть целесообразно при использовании в системе управления
небольшого числа (или одиночных) приводов, значительно удаленных от общего энергоисточ-
ника. В этом случае замена трубопроводов электрическими кабелями не только существенно
облегчает и удешевляет систему, но также приводит к уменьшению потерь энергии и повыше-
нию надежности системы приводов, а также живучести самолета. Достигаемый при этом выиг-
рыш увеличивается в случае использования современной резервированной системы энерго-
снабжения приводов.
В ряде случаев основной целью применения АЭГП является улучшение энергетических
характеристик системы управления. В автономном приводе возможно значительное повыше-
ние КПД и других энергетических параметров по сравнению с аналогичными величинами при-
водов с централизованным гидропитанием за счет более эффективного использования насосов
регулируемой подачи (КПД гидравлической части привода повышается с 38...60% до 7О...85%).
Значение этого фактора существенно возрастает с ростом суммарной установочной мощности
приводов. При этом важно не только сбережение первичной энергии источника питания, но и
возможность упрощения и облегчения системы приводов за счет уменьшения или полного ис-
ключения теплообменников, рассеивающих затраченную, но не преобразованную в полезную
работу энергию.
Коренным недостатком АЭГП является использование в его составе электродвигателя, вра-
щающего насос автономной гидросистемы. Наличие электродвигателя ухудшает один из глав-
ных показателей качества привода в целом - его удельную мощность. Величина снижения это-
го параметра существенно зависит от качества электродвигателя, в частности, от применения в
нем редкоземельных магнитных материалов и других современных конструктивных решений.
Кроме электродвигателя и силового насоса в состав АЭГП входит и ряд других элементов
гидросистемы питания: гидрркомпенсатор, радиатор, предохранительные клапаны, вспомога-
тельный насос и т.д. Для достижения высоких энергетических показателей в АЭГП использу-
ются более сложные насосы с регулируемой подачей.
Все вышеперечисленное увеличивает размеры и вес, сложность и стоимость АЭГП по срав-
нению с приводами, питающимися от централизованной гидросистемы.
Таким образом, достижение минимального веса, размеров и стоимости АЭГП является про-
блемой, 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 АЭГП, например статичес-
кой и динамической точности, а также жесткости при работе на малых управляющих сигналах
(до 0,5... 1 % от максимального). Эти качества особенно важны, например, для рулевых приво-
дов современных аэродинамически неустойчивых самолетов, оснащенных автоматической си-
стемой управления полетом.
300
7.1. Схемотехнические решения автономных электрогидравлических приводов.
Использование АЭГП на основе классического принципа дроссельного регулирования ско-
рости с насосом постоянной производительности и переливным клапаном [4] считается в на-
стоящее время неприемлемым по энергетическим критериям, в том числе значительному энер-
гопотреблению от бортовой электросистемы и избыточному тепловыделению.
Высокие энергетические показатели могут быть достигнуты лишь при использовании сле-
дующих типов АЭГП:
- привода с объемно-дроссельным регулированием скорости и управлением подачей насо-
са по давлению нагнетания,
- привода с объемным регулированием скорости и реверсивным насосом,
- привода с объемным регулированием скорости и клапаном реверса.
Указанные типы приводов можно проанализировать на примере известных схем двухна-
сосных АЭГП. В качестве основного насоса здесь обычно используется наиболее быстроход-
ные, а потому обладающие высокими энергетическими параметрами и малыми размерами ро-
торно-поршневые или аксиально-плунжерные насосы.
Типовая схема привода с объемным регулированием скорости и реверсивным основным
насосом показана на рис. 7.1 [3, 21]. Здесь скорость и направление движения штока силового
цилиндра 8 определяется расходом жидкости, поступающим от насоса регулируемой произво-
дительности 3. В дальнейшем такой тип привода обозначается как «объемный АЭГП с ревер-
сивным насосом».
Роторно-поршневые насосы регулируемой производительности имеют множество конст-
руктивных реализаций, в основе которых лежит схема поворота люльки или упорной шайбы
насоса для изменения его подачи. Для этого часто требуется достаточно большое усилие в не-
сколько десятков килограмм. Поэтому угол поворота у регулируется специальным следящим
электрогидравлическим сервоприводом, питающимся от вспомогательной гидросистемы ма-
лой мощности. Для упрощения конструкции в ней используется насос постоянной производи-
тельности 2, а давление подачи сервопривода Рсп поддерживается переливным клапаном 4.
Минимальное сливное давление в приводе PR поддерживается пружинным гидрокомпенсато-
ром ГК, необходимым для компенсации температурного расширения жидкости. Для восполне-
ния утечек и исключения кавитации в основном насосе силовая гидросистема подключена к
гидрокомпенсатору с помощью обратных клапанов OKI и ОК2. Для предохранения элементов
силовой гидросистемы от чрезмерных забросов давления служат предохранительные клапаны
ПК1 и ПК2.
Представленная схема является традиционной, ее недостатками являются:
- в полостях силового гидроцилиндра 8 малонагруженного привода жидкость находится
под низким давлением PR, что обуславливает низкую динамическую жесткость привода,
- реверсивные насосы регулируемой производительности значительно сложнее неревер-
сивных.
Схема привода с объемным регулированием скорости и клапаном реверса показана на
рис. 7.2. В приводе скорость движения штока силового цилиндра определяется расходом жид-
кости, поступающим от насоса регулируемой производительности, а направление движения
штока задается клапаном реверса КР, переключающим поток жидкости в соответствующие по-
лости гидродвигателя. Такой тип привода в дальнейшем обозначается как «объемно-клапан-
ный АЭГП».
Как и в предыдущей схеме, здесь используются вспомогательная гидросистема и гидро-
компенсатор ГК, предохранительный клапан ПК и следящий сервопривод для управления ре-
гулятором насоса переменной производительности. Однако следящий сервопривод перемеща-
301
Автономный электрогидравлический привод
с объемным регулированием скорости выходного звена
(Объемный АЭГП с реверсивным насосом)
Автономный электрогидравлический привод
с объемным регулированием скорости выходного звена
и клапаном реверса
Обозначения к рис. 7.1... 7.3:
1 - электродвигатель;
2 - вспомогательный насос;
3 - основной насос;
4 - переливной клапан;
5 - ДОС сервопривода;
6 - электрический усилитель
сигнала ошибки;
7 - ДОС привода;
8 - гидродвигатель;
ПК - предохранительный
клапан;
ОК - обратный клапан;
ГК - гидрокомпенсатор;
ЭГУ - электрогидроусилитель;
ЗГР - золотниковый
гидрораспределитель;
КР - клапан реверса;
МВМ - механизм выделения
модуля;
- управляющее напряжение
на входе привода.
302
ет также плунжер клапана реверса (в общем случае через редуктор qxy), а с насосом соединен
через механизм выделения модуля (МВМ) перемещения штока сервопривода Усп. Такая схема
привода позволяет не только использовать более простой нереверсивный насос регулируемой
производительности, но и поднять начальное давление в полостях силового цилиндра мало-
нагруженного привода за счет задания некоторой минимальной подачи насоса определенным
значением параметра регулирования уо.
Схема привода с объемно-дроссельным регулированием скорости показана на рис. 7.3 [4,21 ].
Здесь скорость и направление движения штока силового цилиндра определяется золотнико-
вым гидрораспределителем (ЗГР), а давление питания Ps последнего регулируется подачей
насоса переменной производительности. При повышении давления нагнетания Ps регулятор
подачи основного насоса уменьшает его рабочий объем (например при помощи уменьшения
наклона шайбы аксиально-плунжерного насоса), снижая расход насоса Qp. Настройка регуля-
тора подачи насоса автоматически обеспечивает заданную «мягкую» нагрузочную характерис-
тику насоса Qp = f(Ps), которая необходима для достижения высоких энергетических характе-
ристик привода. В дальнейшем такой тип привода обозначается как «объемно-дроссельный
АЭГП».
К достоинствам объемно-дроссельного привода следует отнести его высокую жесткость и
хорошие характеристики в области малых управляющих сигналов (в этом он не уступает клас-
сическим дроссельным приводам), а также его более простую конструкцию по сравнению с
объемно-клапанным приводом. Однако по энергетическим показателям объемно-дроссельный
привод несколько уступает последнему.
В известных объемно-клапанных и объемно-дроссельных АЭГП необходимость измене-
ния рабочего объема основного насоса приводит к значительному усложнению его конструк-
ции, увеличению веса и габаритов, снижению надежности работы привода. Для устранения этих
недостатков на предприятии ПМЗ «Восход» был разработан ряд конструкций АЭГП, в кото-
рых используются значительно более простые нерегулируемые насосы.
7.2. Практическая реализация АЭГП объемно-дроссельного регулирования
Одним из первых образцов электрогидравлических следящих приводов для систем управ-
ления летательных аппаратов, разработанных ПМЗ «Восход» в начале 60-х гг. являлся агрегат
АРМ-20 (с последующими модификациями АРМ-20Н, АРМ-20НР), предназначавшийся для
системы управления сверхзвукового беспилотного самолета-разведчика (изделие «Ястреб»),
спроектированного в ОКБ А.Н.Туполева.
Агрегат имел относительно высокую выходную мощность - свыше 1 кВт и должен был
обеспечивать жесткие эксплуатационные характеристики в неблагоприятных внешних усло-
виях, в частности при высокой температуре окружающей среды. В основу разработки была поло-
жена классическая схема гидропривода с объемно-дроссельным регулированием скорости [4]
на базе насоса переменной производительности с обратной связью по давлению.
Наиболее сложной проблемой в процессе разработки агрегата являлось отсутствие надеж-
ных регулируемых насосов с высокими удельными характеристиками. Так, использование ти-
пового аксиально-поршневого насоса с наклонной шайбой на основе серийного насоса марки
435 в первых моделях агрегата оказалось неприемлемым по причине низких массо-габаритных
показателей и недостаточного рабочего давления. В кратчайшие сроки были разработаны прин-
ципиально новые конструкции регулируемых насосов НП-70 и НП-100 с клапанно-щелевым
распределением, характеризующиеся высокой энергоемкостью и малой мощностью на управ-
ление, а также увеличенным рабочим давлением.
Функциональные схемы и принцип работы подобных насосов описаны ниже.
303
Применение таких насосов в модификации агрегата АРМ-20НР позволило реализовать
конструкцию привода с неплохими (для своего времени) статическими и динамическими па-
раметрами, хотя проблему избыточного тепловыделения полностью решить не удалось.
Агрегат АРМ-20 серийно не выпускался ввиду прекращения работ по изделию «Ястреб»,
однако апробированные при его создании технические решения были использованы в последу-
ющих разработках.
7.2.1. Автономные агрегаты приводов систем управления
пилотируемых летательных аппаратов
Одним из первых образцов электрогидравлических агрегатов с автономным источником
гидропитания, предназначенных для применения в системе управления пассажирских и транс-
портных самолетов, являлся агрегат АРМ-62, разработанный на ПМЗ «Восход» в конце 60-х гг.
в связи с проектированием в ОКБ С.В. Ильюшина магистрального пассажирского лайнера
ИЛ-62. Указанный агрегат использовался также впоследствии в системе управления военно-
транспортного самолета ИЛ-76.
Были разработаны 3 модификации агрегата - АРМ-62Т серии 03 (управление сервоком-
пенсатором руля направления), АРМ-62Э серии 02 (управление элеронами) и АРМ-62Р - для
управления рулем высоты. Исполнительная часть первых 2-х модификаций выполнялась по
схеме комбинированного привода, т.е. обеспечивала ручное, автоматическое (от бортовой сис-
темы управления самолета) и комбинированое управление. Модификация АРМ-62Р содержа-
ла только гидромеханический следящий привод ручного управления, при этом 3 агрегата рабо-
тали параллельно на общую рулевую поверхность по принципу суммирования усилий.
АРМ-62Т серии 03 и АРМ-62Э серии 02 имели одинаковые технические характеристики
и различались только некоторыми конструктивными особенностями и размерами качалок
(см. ниже).
Функциональная схема указанных агрегатов и внешний вид агрегата АРМ-62Т серии 03
представлены на рис. 7.4.
Основные конструктивные особенности данных агрегатов:
• основой исполнительной части является гидромеханический следящий привод, выпол-
ненный по схеме с кинематической обратной связью и отрицательным коэффициентом пере-
дачи (характеризующейся повышенной динамической устойчивостью и высокими демпфиру-
ющими свойствами по отношению к флаттеру [4,24]),
• в качестве гидрораспределителя бустера используется высоконадежный плоский золот-
ник поворотного действия с осевым приводом,
• стопор золотникового гидрораспределителя обеспечивает безлюфтовое движение кине-
матики в режиме чисто ручного управления в случае отказа системы автономного гидропита-
ния агрегата,
• ЭГУ электрогидравлической рулевой машины автопилота снабжен редукционным кла-
паном на входе гидроусилителя сопло-заслонка, обеспечивающим стабильную работу после-
днего,
• в качестве приводного электродвигателя насоса взамен коллекторного электродвигателя
постоянного тока (характеризующегося относительно небольшим ресурсом и увеличенным
износом узла «щетки-коллектор» на больших высотах полета) применен бесконтактный асин-
хронный электродвигатель переменного тока с питанием от 3-х фазной бортсети самолета,
• узел ДОС выполнен на основе бесконтактного индукционного датчика переменного тока
(взамен потенциометрического ДОС на основе проволочных резисторов) и содержит встроен-
ный фазочувствительный усилитель-демодулятор,
304
ИЛ-76
1- силовой гидроцилиндр;
2- распределитель;
3- фильтр;
4- гидробак;
5-клапан стравливания воздуха;
6- зарядный клапан;
7- гидрокомпенсатор;
8- дистанционный индуктивный
датчик;
9- приемник электрических
термометров;
10- предохранительный
00
о
on
клапан слива;
11- насосная станция;
12- реле давления;
13- микровыключатель;
14- редукционный клапан;
15- постоянный дроссель;
16- вилка штепсельного разъема;
17- электромеханический
преобразователь;
18-сопло;
19- датчик обратной связи;
20- золотник демпфера;
21-демпфер;
22- стопор демпфера;
23- входной рычаг;
24- клапан включения
демпфера;
Рис. 7.4. Функциональная схема агрегата АРМ-62Т (АРМ-62Э)
и внешний вид АРМ- 62Т серии 03.
25- тяга;
26, 27- качалка;
28-стопор;
29- клапан кольцевания;
30- выходная вилка.
• избыточное давление в гидробаке-компенсаторе обеспечивается внутренним резиновым
баллоном, заправленным сжатым азотом,
• модификация АРМ-62Т серии 03 содержит устройство отключения входной качалки от
штока гидродвигателя в случае заклинивания последнего (что обеспечивает нормальное уп-
равление от педалей) на основе пирозамка.
Источник гидропитания агрегата построен по принципу объемно-дроссельного регулиро-
вания [4], характеризующегося повышенным КПД и, следовательно, умеренным тепловыделе-
нием. Отвод тепла достигается за счет использования оребренного гидробака-компенсатора от-
носительно большого объема, снабженного датчиками температуры и давления. Насосная стан-
ция НС-43Т (НС-43А-2) наряду с асинхронным электродвигателем насоса МТ-600 (МТ-800) с
3-х фазным питанием 200 В и частотой 400 Гц содержит регулируемый аксиально-плунжерный
насос с клапанно-щелевым распределением и разгрузочными втулками, имеющий обратную
связь по давлению. Подача насоса изменяется в зависимости от выходного давления.
Давление нагнетания поступает к золотниковому гидрораспределителю бустера 2 и его сто-
пору 27, а также клапану кольцевания гидродвигателя 28. Одновременно данное давление по-
дается в гидроусилитель сопло-заслонка и к золотнику ЭГУ рулевой машины автопилота, вы-
ходное звено которой зафиксировано в среднем положении стопором 22. Стопор освобождает
выходное звено только после включения автопилотного режима подачей напряжения в обмот-
ку электромагнитного клапана 24.
Как указывалось выше, модификация АРМ-62Р включает только гидромеханический при-
вод, не обеспечивая автоматического управления. На самолете устанавливаются с целью резер-
вирования 3 таких параллельно работающих агрегата, входные и выходные звенья которых
жестко соединены. При отказе гидропитания любого из них оставшиеся пересиливают неисп-
равный. В этом случае в полостях гидро двигателя отказавшего агрегата может создаваться дав-
ление, превышающее давление нагнетания, поэтому в конструкции предусмотрен шариковый
клапан сброса избыточного давления в гидробак-компенсатор. Входные рычаги механического
управления содержат развязывающие пружины, обеспечивающие нормальное функциониро-
вание исправных агрегатов при фиксации золотника отказавшего агрегата стопором.
В модификации АРМ-62Т серии 03 выход из строя системы гидропитания приводит к пе-
реходу агрегата на прямое управление от педалей в режиме жесткой тяги. Если усилие управ-
ления становится чрезмерно большим (например, по причине завышенного трения в гидро-
двигателе), предусмотрена возможность отсоединения выходного звена от кинематики с помо-
щью механического замка, срабатывающего от электрического пиропистолета.
Основные технические характеристики агрегатов АРМ-62Т серии 03 и АРМ-62Э серии 02:
Рабочая жидкость - АМГ-10
Полный ход выходного звена, мм - 78...80
Полный ход выходного звена при работе от автопилота, мм - 15,2...16,8
Максимальный ход золотника бустера, приведенный
к входной точке, мм, не более - 6
Максимальное (тормозное) усилие на выходном звене, кгс - 550...800
Трение в золотнике бустера, приведенное
к входной точке, кгс, не более - 1
Трение выходного звена при отключенной насосной станции,
приведенное к входной точке бустера, кгс, не более - 18
Зона нечувствительности бустера, приведенная
к входной точке, мм, не более - 0,35
306
Зона нечувствительности рулевой машины
при автопилотном управлении, мА, не более - 3
Максимальная скорость движения выходного
звена при бустерном управлении, мм / с,
в режиме холостого хода - 45...60
при противодействующей нагрузке 320 кгс, не менее - 20
Максимальная скорость движения выходного звена
при автопилотном управлении, соответствующая
току управления 25 мА и противодействующей нагрузке
320 кгс, мм / с, не менее - 20
Нелинейность скоростной характеристики
рулевой машины, %, не более - 25
Временное запаздывание движения выходного звена
при подаче ступенчатого сигнала на вход рулевой машины,
соответствующего установившемуся значению тока
управления 8 мА, с, не более - 0,08
Постоянная времени нарастания скорости движения
выходного звена при подаче ступенчатого сигнала 8 мА, с,
не более - 0,04
Давление кольцевания полостей гидродвигателя, МПа - 0,2...0,8
Температурный диапазон применения
(по окружающей среде), град. С - -60...+60
Давление подачи насосной станции при отсутствии
расхода в гидро двигатель, МПа - 6...7
Производительность насосной станции
при давлении 4,5 МПа, л/мин. - 4,7...8,5
Объем жидкости в баке-компенсаторе, л - 4
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 60
Модификация АРМ-62Р отличается увеличенным (до 1400 кгс) тормозным усилием, умень-
шенным трением выходного звена при отсутствии давления подачи - с 18 до 5 кгс, более высо-
ким давлением нагнетания насосной станции НС-43А при отсутствии расхода в гидродвига-
тель (14,6 МПа) и ее производительностью - 4,2 л/мин при давлении 6 МПа. Масса агрегата
снижена на 10 кг.
Более чем 30-летний опыт эксплуатации агрегатов АРМ-62 подтвердил их высокую на-
дежность, а также правильность и эффективность заложенных в них конструкторских и
технологических решений. Многие из них были использованы в дальнейшем при создании
новых разработок авиационных приводов с автономными источниками гидропитания. К
числу таких разработок относится, в частности, привод на основе агрегата АРМ-76, рас-
смотренный ниже.
Функциональная схема агрегата представлена на рис. 7.5. В нем использован целый ряд
технических решений, апробированных в АРМ-62. Схема в основном соответствует АРМ-62Э,
однако применено резервирование основных функциональных узлов: используется 2-х каналь-
ная насосная станция, сервопривод комбинированного агрегата 3-х канальный - на базе много-
канального резервированного привода с элементами связи (см. Главу 5). Для увеличения эко-
номичности агрегата в рулевых машинах сервопривода используются ЭГУ прямого действия
УГ-55, не имеющие гидроусилителя и характеризующиеся минимальными непроизводитель-
ными расходами рабочей жидкости.
307
1- гидродвигатель;
2- клапан обратный;
3- золотник плоский;
4-стопор золотника;
5- стопор сервопривода;
6- траверса;
7- микропереключатель;
8- плунжер гидропружины;
9- датчик обратной связи;
10- поршень канала
сервопривода;
11- клапан кольцевания;
12- соленоид ЭГУ;
13- золотник ЭГУ;
14- клапан обратный;
15- клапан электромагнитный;
16- дроссель;
17- клапан зарядный;
18- клапан предохранительный;
19- реле давления;
20- датчик температуры;
21- фильтр подачи;
22- клапан сливной
(предохранительный);
23- насосная станция;
24- датчик давления;
25- клапан стравливания азота;
26- дроссель;
27- гидрокомпенсатор;
28- фильтр слива.
Рис. 7.5. Функциональная схема агрегата АРМ- 76.
Примером автономного ЭГСП небольшой мощности может являться малогабаритный про-
межуточный привод АРМ-150 (с модификациями М и К), разработанный предприятием в се-
редине 70-х гг. для маневренного сверхзвукового самолета-истребителя МИГ-29 и предназна-
ченный для управления силовыми бустерами взамен морально устаревшей электромеханичес-
кой раздвижной тяги РАУ-107.
Функциональная схема электрогидравлического агрегата АРМ-150 представлена на рис. 7.6.
В агрегате применен малогабаритный вариант насоса с клапанно-щелевым распределением,
разработанного ранее (см. выше) для агрегата АРМ-20НР. Его конструкция иллюстрируется
рис. 7.7.
Входной вал насоса, выполненный заодно с кинетором 3, вращается электродвигателем аг-
регата в подшипнике 20 и уплотняется дублированными манжетами 21, установленными во
втулке 1. На зеркало кинетора 3 опираются головки 4 рабочих плунжеров 9, поджимаемые к
зеркалу опорным диском 2 со сферическими вкладышами 5. Рабочие плунжеры перемещаются
возвратно-поступательно при вращении кинетора в соосных отверстиях шайбы 6 и^корпуса 11.
На каждом из этих плунжеров установлены разгрузочные втулки 7, перемещаемые звездочкой
19, соединенной с плунжером регулятора 8. Положение звездочки и втулок задает величину
хода плунжеров 9, на которой осуществляется вытеснение жидкости в линию подачи через та-
рельчатый клапан с пружиной 10 (см. ниже).
Давление подачи поступает через дросселирующее отверстие в полость «Р» плунжера
8, создавая усилие на его смещение вправо. Данное усилие уравновешивается силой сжа-
тия регулировочной пружины 14, установленной в гайке 16. Гайка вворачивается во втулку
17, закрепленную винтами на корпусе насоса 11 и снабженную защитной крышкой 18. По-
ложение гайки 16 во втулке определяет усилие сжатия пружины 14 и, следовательно, поло-
жение плунжера 8, т.е. в конечном счете величину подачи насоса. Тогда увеличение выход-
ного давления автоматически смещает плунжер со звездочкой 19 вправо в сторону сниже-
ния подачи.
После установки требуемого уровня выходного давления с помощью гайки 16 последняя
контрится относительно втулки 17 штифтом 15. Для повышения чувствительности и сниже-
ния гистерезиса регулятора усилие пружины 14 передается к плунжеру 8 через специальную
конусную подвеску, состоящую из чашки 13 и иглы 12. Это позволяет в значительной мере
скомпенсировать радиальную составляющую усилия деформации пружины 14 и тем самым
снизить трение плунжера 8.
Принцип работы агрегата (рис, 7.6): Электродвигатель 1 через упругую муфту 38 вра-
щает вал насоса 37 и наклонную шайбу-кинетор 36, на которую опираются поршни-плун-
жеры 34. При вращении вала пустотелые плунжеры движутся возвратно-поступательно,
осуществляя циклы всасывания и нагнетения. В каждом из плунжеров выполнены пря-
моугольные отверстия «м», перекрываемые разгрузочными втулками 35. Втулки переме-
щаются звездочкой, соединенной с плунжером 31, на который действует сила давления
нагнетания на выходе насоса и сила сжатия регулировочной пружины 30. Таким образом
положение плунжера и разгрузочных втулок зависит от величины давления на выходе
насоса.
Втулки управляют подачей насоса, регулируя величину полезного хода плунжеров, на
котором осуществляется вытеснение жидкости в магистраль нагнетания «а» через тарельча-
тые подпружиненные клапаны 33. Таким образом, расход на выходе насоса зависит от поло-
жения плунжера 31с втулками 35 и, следовательно, от выходного давления. Так, при малом
давлении пружина 30 смещает плунжер в крайнее левое положение. Окна «м» закрыты втул-
ками 35 почти на всем ходе плунжера, что соответствует максимальной производительности
насоса.
309
310
10, 17- обмотка подмагничивания;
11, 16- обмотка управления;
12, 15- якорь электромагнита;
20- корпус агрегата;
21- шток поршня;
22- клапан включения;
23- клапан кольцевания;
24- пружина гидрокомпенсатора;
25- постоянный магнит;
26- поршень гидрокомпенсатора;
27- геркон сигнализации дозаправки;
28- пружина стопора;
29-стопор;
30- пружина регулятора давления;
31- плунжер регулятора давления;
32- пружина клапана;
33- клапан тарельчатый;
34- плунжеры насоса;
1- электродвигатель;
2- дренажный клапан;
3- заправочный клапан;
4- электроразъем;
5- датчик обратной связи;
6- поводок ДОС;
7- фильтр;
7’-эксцентрик;
8,19- пружина силовая;
9,18- стоп электромагнита;
35- втулка разгрузочная;
36- кинетор;
37- корпус насоса;
38- муфта соединительная;
39- крепёжные отверстия.
Рис.7.6. Функциональные схемы агрегата АРМ-150 и ЭГУ прямого действия.
1-втулка; 2-опорный диск; 3-кинетор; 4-головка плунжера; 5-вкладыш;
6-шайба; 7-втулка разгрузочная; 8-плунжер регулятора; 9-плунжер рабочий;
10-пружина клапана; 11-корпус насоса; 12-игла; 13-чашка; 14-пружина
регулятора; 15-штифт контровочный; 16-гайка; 17-втулка; 18-крышка
защитная; 19-звездочка; 20-подшипник; 21-манжеты уплотнительные.
Рис.7.7. Конструкция аксиально-плунжерного насоса с клапанно-щелевым
распределением для агрегата АРМ-150.
Внешний вид агрегата АРМ-150.
311
Если давление выхода максимально, втулки 35 занимают крайнее правое положение. Окна
«м» остаются открытыми на полном ходе поршней-плунжеров 34. В этом случае вся жидкость,
заполняющая внутреннее пространство плунжера в конце цикла всасывания, вытесняется об-
ратно в корпус насоса в процессе цикла нагнетания через окно «м» и расход на выходе насоса
равен нулю.
Жидкость от насоса через канал «а», фильтр 7 поступает под торец стопора 29, к электро-
гидравлическому усилителю (головке управления) 13, клапану кольцевания 23 в полость «А».
При отключенном электромагнитном клапане 22 его шарик со свободным ходом 0,2 мм
открывает проход жидкости на слив через канал «б». При нижнем положении стопора 29 шпиль-
ка стопора входит в фигурный паз на штоке гидро двигателя 21, фиксируя его в среднем поло-
жении. Таким образом, при отключенном клапане 22 и включенном питании электродвигателя
1 насос осуществляет перекачку жидкости практически без давления, но с максимальной про-
изводительностью, обеспечивая режим готовности привода к работе.
При появлении сигнала включения на клапан 22 подается напряжение. Якорь электромаг-
нита смещает шарик клапана влево, запирая тем самым канал сброса давления насоса на слив.
Давление в канале «а», полости «А» и других участках магистрали нагнетания увеличивается.
Стопор 29 смещается вверх, сжимая пружины 28 и освобождает шток гидродвигателя. Одно-
временно золотник клапана кольцевания 23 смещается влево, разобщая полости «Б» и «В»гид-
роцилиндра. Давление насоса подается также к золотнику электрогидроусилителя (ЭГУ) 14.
Если нет управляющего электрического сигнала в обмотках электромеханического преоб-
разователя ЭГУ, золотник 14 находится в нейтрали и расход в гидро двигатель отсутствует. Тог-
да подача насоса минимальна и компенсирует лишь утечки жидкости, а давление на выходе
насоса наибольшее (около 3,5 МПа).
В приводе использован ЭГУ прямого действия, включающий электромеханический пре-
образователь на 2-х электромагнитах - соленоидах и четырехщелевой золотник 14 (рис. 7.6).
Якори соленоидов 12 и 15 подвешены на двух плоских пружинах - силовой (8 и 19) и направ-
ляющей, а в корпусе электромагнитов установлены катушки с обмотками подмагничивания
(10 и 17) и управления (И, 16). Обмотки управления соединены встречно, а подмагничивания -
согласно. При подаче тока подмагничивания и отсутствии тока управления оба якоря стремят-
ся сместиться к стопам 9 и 18, т.е. в противоположных направлениях, сжимая предварительно
затянутые пружины 8 и 19. Золотник 14 остается в нейтральном положениии. Жидкость в гид-
родвигатель не поступает.
Если подается ток управления в соответствующие обмотки, в рабочем зазоре одного из
соленоидов магнитные потоки управления и подмагничивания складываются, а в зазоре друго-
го - вычитаются. Результирующая электромагнитная сила и сила поджатия пружин 8,19 смещает
якори вместе с золотником 14 в соответствующую сторону и жидкость высокого давления по-
ступает в каналы «в» или «г» ЭГУ и далее в камеры «Б» и «В» гидродвигателя. Поршень пере-
мещается и поворачивает движок датчика обратной связи 5 через поводок 6. Сигнал датчика,
пропорциональный смещению штока от нейтрали, с соответствующим знаком подается в элек-
трический усилитель привода, замыкая контур слежения.
В состав привода входит гидрокомпенсатор, обеспечивающий избыточное давление
0,22...0,27 МПа на входе насоса и компенсацию теплового изменения объема рабочей жидко-
сти. Он содержит поршень 26 с пружиной 24, в поршне установлен постоянный магнит 25 сис-
темы сигнализации дозаправки. При уменьшении объема жидкости в полости гидрокомпенса-
тора поршень смещается влево и в определенный момент происходит размыкание магнитоуп-
равляемого контакта (геркона) 27 системы контроля, сигнализирующей о необходимости до-
заправки. Заправка и дозаправка рабочей жидкостью осуществляется через клапан 3, стравли-
вание воздуха при этом производится через дренажный клапан 2.
312
После окончания работы привода напряжение с электромагнитного клапана включения 22
снимается, шарик клапана соединяет линию подачи насоса со сливом и давление в ней падает.
Золотник клапана кольцевания 23 смещается пружиной и соединяет между собой камеры «Б»
и «В» гидродвигателя, стопор 29 опускается под действием пружин 28 и принудительно выс-
тавляет поршень гидродвигателя в среднее положение с последующей фиксацией.
Необходимый уровень дозаправки контролируется измерительным щупом, ввинчиваемым
в поршень гидрокомпенсатора 26 через отверстие в корпусе привода. В корпусе выполнены
также четыре резьбовые крепежные отверстия 39 и одно центральное отверстие большего диа-
метра для крепления привода к конструкции ЛА. Для предохранения штока от осевых прово-
ротов используется втулка, контактирующая с плоской поверхностью концевой части штока.
Допустимый зазор между ними регулируется эксцентриком 7.
Основные технические характеристики агрегата:
Максимальное (тормозное) усилие, кгс - 30
Максимальная скорость холостого хода
при токе управления 50 мА, см/с - 9 + 2,5
Перемещение выходного звена, см - ±1,5
Величина зоны нечувствительности, мА - 6
Смещение нуля, мА - 3
Рабочая жидкость - АМГ-10
Масса привода, заполненного
рабочей жидкостью, кг - 5,5
Температурный диапазон
окружающей среды, °C - -60...+80
Технические характеристики приводного электродвигателя ДАТ-1
(нерегулируемый асинхронный):
Напряжение питания, 3-х фазное, В - 207...187
Частота питания, Гц - 400 ± 20
Максимальный потребляемый ток
по каждой из трех фаз, А:
пусковой
рабочий
3
1,2
Внешний вид агрегата АРМ-150 представлен на рис. 7.7.
7.2.2. Автономный агрегат для привода системы управления беспилотного
летательного аппарата.
Примером реализации автономного электрогидравлического следящего привода с объем-
но-дроссельным регулированием, предназначенного для управления аэродинамическими ру-
левыми поверхностями ракеты класса «земля-воздух» может служить малогабаритный агрегат
АРМ-200 (разработанный в середине 80-х гг.), выполненный на высококачественной элемент-
ной базе и имеющий относительно высокую энергоемкость и хорошие динамические свойства.
Функциональная схема агрегата и внешний вид представлены на рис. 7.8. В его состав входят
основные функциональные элементы - однокаскадный ЭГУ прямого действия 5; гидродвига-
313
314
1 -электродвигатель;
2-датчик обратной связи;
3-выходной вал;
4-заправочный клапан;
5-ЭГУ;
6-дренажный клапан;
7-дозаправочный клапан;
8-гидрокомпенсатор;
9-датчик уровня зарядки;
10-сигнализатор давления;
11-фильтр тонкой очистки;
12-фильтр грубой отчистки.
Рис.7.8. Функциональная схема и внешний вид агрегата АРМ-200.
тель вращательного типа с выходным валом 3, кривошип которого перемещается 2-мя оппо-
зитно расположенными поршнями; датчик обратной связи 2, а также элементы источника гид-
ропитания - насосная станция 1, состоящая из регулируемого насоса с обратной связью по
давлению и приводного электродвигателя; гидробак-компенсатор поршневого типа 8; встроен-
ные фильтры 12 и И грубой и тонкой очистки; зарядный 4, дозаправочный 7 и дренажный 6
клапаны. Имеются вспомогательные устройства - сигнализатор давления 10 и датчик 9 уровня
заполнения гидрокомпенсатора рабочей жидкостью.
Ввиду крайне ограниченной мощности насосной станции (НС-67) в приводе приняты спе-
циальные меры по максимально возможному снижению непроизводительных расходов (уте-
чек) рабочей жидкости. В частности, использован ЭГУ прямого действия, в котором 5-ти бур-
товый золотник гидрораспределителя с уменьшенным радиальным зазором перемещается не-
посредственно электромеханическим преобразователем (ЭМП) без применения промежуточ-
ных гидроусилителей, например, «сопло-заслонка» или «струйная трубка».
С целью упрощения конструкции и технологии, а также по экономическим соображениям
использован ЭМП соленоидного типа на 2-х простейших электромагнитах втяжного действия,
аналогичный использованному в агрегате АРМ-150. Для повышения чувствительности ЭГУ,
уменьшения отрицательного влияния магнитного гистерезиса ЭМП и снижения сухого трения
в золотнике применена вибрационная линеаризация, реализуемая подачей в обмотку подмаг-
ничивания ЭМП осциллирующего высокочастотного электрического сигнала.
Выходной вал поворотного гидродвигателя, вращающийся в шариковом и роликовом под-
шипниках, имеет кривошип, на который опираются штоки рабочих поршней. Оппозитная схе-
ма их расположения позволяет упростить и удешевить конструкцию (в том числе уплотни-
тельных узлов), полностью устранить люфты, исключить необходимость применения преци-
зионных подшипников в соединениях и существенно разгрузить подшипники вала от радиаль-
ных усилий поршней.
В данной конструкции использована нетрадиционная наружная гидропроводка как для
подвода жидкости высокого и низкого давления к ЭГУ, так и его соединения с поршнями гид-
родвигателя. Это улучшает технологичность и экономичность изготовления, надежность, уп-
рощает монтаж.
Выходной вал гидродвигателя соединен тягой и качалкой с валом ДОС 2, выполненного на
основе высококачественного потенциометра СП 4-8 из токопроводящей пластмассы. Узел об-
ратной связи снабжен устройством устранения люфта.
Большой интерес представляет конструкция насосной станции агрегата, реализующей прин-
цип объемно-дроссельного регулирования скорости гидродвигателя. Функциональная схема
станции дана на рис. 7.9. Ее основой является миниатюрный насос аксиально-плунжерного типа
с клапанно-щелевым распределением и регулированием на всасывании.
Выходной вал И приводного электродвигателя 1 постоянного тока (МП-25С) соединен с
наклонной шайбой (кинетором) 10, на зеркало которой опираются башмаки 3 с завальцован-
ными в них головками рабочих плунжеров 4. Вал электродвигателя уплотняется дублирован-
ными манжетами 2. Башмаки поджимаются к зеркалу кинетора диском с шариком и опорой 9.
При вращении кинетора от электродвигателя плунжеры 4 совершают возвратно-поступа-
тельное движение в корпусе 12 насоса. Движение плунжера влево соответствует циклу всасы-
вания, движение вправо - циклу нагнетания.
Перед концом цикла всасывания полость А соединяется серповидной проточкой Р в кине-
торе с рабочей камерой соответствующего пустотелого плунжера, где создается разрежение, и
туда впрыскивается жидкость. При дальнейшем движении плунжера на цикле нагнетания про-
исходит ее вытеснение из камеры Б в магистраль высокого давления через подпружиненный
тарельчатый клапан 5.
315
co
I—к
Ci
Рис.7.9. Функциональная схема насосной станции агрегата АРМ-200.
1- электродвигатель;
2-манжета уплотнительная;
3-башмак плунжера;
4-плунжер рабочий;
5-клапан тарельчатый;
6-фильтр;
7-пружина пластинчатая;
8-плунжер регулятора;
9-опора;
10-кинетор;
11-вал электродвигателя;
12-корпус насоса;
13-рабочее окно регулятора;
14-подшипник;
15-дроссель регулятора.
Регулирование подачи насоса осуществляется по магистрали низкого давления посредством
изменения проходного сечения дросселя на входе. Жидкость из магистрали всасывания (от
гидрокомпенсатора) через сетчатый фильтр 6 поступает внутрь полого золотника регулятора 8
к четырем трапецевидным отверстиям 13 (впускным окнам). Правый торец золотника 8 опира-
ется на пластинчатую пружину 7, а под левый торец подается давление подачи через стабили-
зирующий дроссель 15. Если давление подачи отсутствует, то золотник 8 занимает крайнее ле-
вое положение и впускные окна регулятора полностью открыты. Жидкость свободно поступа-
ет в полость А, полностью засасывается и вытесняется плунжерами. Производительность насо-
са максимальна.
По мере увеличения давления подачи выше определенного предела (определяемого пред-
варительным поджатием пружины 7) начинается смещение золотника 8 регулятора вправо и
проходное сечение окон уменьшается, ограничивая производительность насоса. Таким обра-
зом создается режим «голодания».
При максимальном давлении подачи, соответствующем закрытому золотнику гидрорасп-
ределителя ЭГУ и отсутствию потребления расхода гидродвигателем, впускные окна практи-
чески полностью закрываются и подача насоса становится минимальной (компенсируя лишь
возможные утечки в системе). В режиме «голодания» резко снижается момент на валу насоса
и, соответственно, энергопотребление электродвигателя.
Использование насоса объемно-дроссельного регулирования позволяет существенно по-
высить КПД привода, поскольку основное время работы насоса соответствует режиму «голо-
дания» в большей или меньшей степени. При этом давление подачи меняется в относительно
небольших пределах, обеспечивая стабильную работу привода.
Технические характеристики агрегата АРМ-200:
Рабочая жидкость - ЛЗ МГ-2
Максимальный угол поворота выходного звена,град - ±30
Максимальная скорость поворота выходного звена
без нагрузки при токе управления 60 мА, град/с - 210...330
Максимальная скорость поворота выходного звена
при противодействующем моменте 1,75 кгс м и
токе управления 60 мА, град/с, не менее - 110
Максимальный преодолеваемый момент нагрузки
на выходном звене, кгс м, не менее - 5
Зона нечувствительности, мА, не более - 2,6
Смещение нуля, мА, не более - 5
Максимально допустимый ток в обмотке
управления ЭМП, мА - 90
Параметры осциллирующего сигнала пилообразной формы
в обмотке управления ЭМП - амплитуда 20 мА,
частота 190...210 Гц
Активное сопротивление каждой обмотки управления ЭМП
при температуре 20 град.С, Ом - 58,5...71,5
Активное сопротивление каждой обмотки подмагничивания
ЭМП при температуре 20 град.С, Ом - 49,5...60,5
Активное сопротивление потенциометрического ДОС, кОм - 2,65...3,95
Напряжение питания ДОС, В - ±15 ±0,45
Ток подмагничивания, мА, не более - 110
317
Максимальный ток потребления электродвигателя, А - 3
при неподвижном выходном звене, А - 1
Напряжение питания электродвигателя постоянного тока, В - 24...33
Напряжение питания датчика уровня заправки
переменного тока синусоидальной формы, В - 32,4...38 с частотой
950... 1050 Гц
Температурный диапазон применения (предельный),град.С. - -40...+85
Время выхода на рабочий режим с момента подачи
напряжения на электродвигатель, с, не более - 0,5
Масса агрегата, кг - 2,2
Параметры частотных характеристик при амплитуде колебаний выходного вала 3 град, и
добротности замкнутого контура 150 1/с:
Подъем АЧХ не более 1,5 дБ, фазовый сдвиг не более 25 град, на частоте 10 Гц при моменте
инерции нагрузки 0,015 кг см с2, и не более 10 град, на частоте 4 Гц и при моменте инерции
нагрузки 0,1 кг см с2.
Критическая добротность не ниже 250 1/с.
На рис. 7.10 дан общий вид агрегата АРМ-200 с габаритно-присоединительными размерами.
7.2.3. АЭГП объемно-дроссельного регулирования на основе двухконтурных насосов
В середине 70-х гг. на ПМЗ «Восход» была разработана оригинальная конструкция акси-
ально-поршневого насоса с клапанно-щелевым распределением и регулированием на всасыва-
нии, обладающего высокими удельными характеристиками и достаточным техническим ресур-
сом (см. выше). На основе данного насоса создана унифицированная насосная станция неболь-
шой мощности НС-60, выполненная по 2-х контурной схеме. Она объединяла конструктивно
основной насос силового контура привода с регулированием по всасыванию и вспомогатель-
ный насос постоянной производительности для питания контура управления (например, ЭГУ).
Использование 2-х контурной схемы позволило улучшить энергетические показатели привода
в целом. Впервые НС-60 была установлена в автономном блоке приводов К-005 и последую-
щих однотипных разработках (см. ниже), где подтвердила свои высокие технические характе-
ристики и эксплуатационную надежность.
Функциональная схема насосной станции НС-60 дана на рис. 7.11. На общем входном
валу 1, приводимом во вращение электродвигателем, установлены 2 насосных блока - силовой
и вспомогательный, выполненные конструктивно одинаково и различающиеся только произ-
водительностью. Принцип работы каждого из них идентичен работе насоса с клапанно-щеле-
вым распределением станции НС-67 агрегата АРМ-200 (см. выше). Так, при вращении кинето-
ра 2 основного насоса (или 6 - вспомогательного) рабочие плунжеры 9 (7) совершают возврат-
но-поступательное движение, соответствующее циклам всасывания и нагнетания.
В начале цикла всасывания, когда соответствующий плунжер выходит из цилиндра и в
камере А создается разрежение, через серповидное отверстие в кинеторе, сверления в башма-
ке и головке плунжера жидкость из корпуса насоса впрыскивается внутрь пустотелого плун-
жера, заполняя камеру А. Во время цикла нагнетания плунжер входит в цилиндр, вытесняя
жидкость из камеры А через тарельчатый обратный клапан 8 в магистраль высокого давле-
ния (канал В для основного насоса). При этом плоскость кинетора отделяет отверстия в баш-
маке и головке плунжера от полости низкого давления, запирая изолированный объем жид-
кости в камере А.
318
00
I—
CD
Рис. 7.10. Общий вид и габаритно-присоединительные размеры агрегата АРМ-200.
фпптщр
№
Рис. 7.11. Функциональная схема насосной
станции НС-60.
1-вал насоса;
2, 6-кинетор;
3-клапан кольцевания;
4-регулятор производительности
основного насоса;
5, 10-клапан предохранительный;
7-плунжер вспомогательного
насоса;
8-клапан тарельчатый;
9-плунжер основного насоса.
В блоке основного насоса предусмотрен регулятор подачи 4, представляющий собой регу-
лируемый дроссель, проходное окно которого Б изменяет свое сечение при смещении плунже-
ра регулятора. В данной конструкции регулятор управляется давлением подачи насоса, при
увеличении которого плунжер смещается влево, уменьшая сечение окна Б. Это ограничивает
поступление жидкости из магистрали слива в корпус насоса и, следовательно, количество жид-
кости проходящей через насос и вытесняемой в магистраль подачи. Таким образом автомати-
чески устанавливается необходимый уровень давления подачи на основе баланса создаваемого
и потребляемого расхода. Уровень максимального давления, соответствующего минимуму вы-
ходного расхода устанавливается регулировкой поджатия пружины регулятора. Для защиты
насоса от избыточного давления дополнительно используется предохранительный клапан 5.
В основном насосе предусмотрено также устройство форсирования запуска без перегруз-
ки электродвигателя (особенно при отрицательных температурах, т.е. значительной вязкости
рабочей жидкости) на основе клапана кольцевания 3. Последний запирает канал поступления
жидкости из магистрали слива к окну регулятора давления и далее в корпус агрегата, полнос-
тью блокируя подачу насоса и тем самым существенно уменьшая момент нагружения электро-
двигателя. Последний в этом случае нагружается на этапе разгона относительно небольшим
моментом вспомогательного насоса. Одновременно через клапан 3 осуществляется кольцева-
ние канала подачи В и полости корпуса насоса с остаточным объемом жидкости.
Клапан 3 управляется выходным давлением вспомогательного насоса, подаваемым под то-
рец плунжера клапана. При достижении определенного давления, определяемого начальным
поджатием возвратной пружины клапана 3, его плунжер смещается влево, соединяя магист-
раль слива через окно регулятора с полостью низкого давления в корпусе насоса и одновремен-
но раскольцовывая данную полость с каналом В. При этом осуществляется нормальная подача
жидкости в силовой контур от основного насоса.
Давление на выходе вспомогательного насоса устанавливается с помощью переливного кла-
пана 10, сбрасывающего избыток жидкости на слив.
Впоследствии была доказана на практике перспективность применения НС-60 в однока-
нальных электрогидравлических приводах с автономным источником гидропитания, постро-
енных по принципу объемно-дроссельного регулирования. При этом в отличие от классичес-
ких схем таких приводов с небольшим диапазоном изменения давления подачи в процессе ре-
гулирования [4], для существенного улучшения энергетических параметров и снижения обще-
го энергопотребления указанный диапазон был существенно расширен (в пределах 3...25 МПа).
Здесь максимальная скорость холостого хода обеспечивалась на нижнем пределе давления по-
дачи, что потребовало применения золотников в ЭГУ с большой площадью рабочих окон. По
существу золотник превращался в клапан реверса с минимальными гидравлическими потеря-
ми, пропуская весь расход насоса в гидродвигатель. Зона дроссельного регулирования ограни-
чивалась только областью малых управляющих сигналов, когда давление на входе в золотник
соответствовало максимальным значениям. Таким образом, как и в приводе объемного регули-
рования максимальная скорость гидродвигателя обеспечивалась не площадью полностью от-
крытого рабочего окна золотника (что имеет место в дроссельном гидроприводе), а наиболь-
шей производительностью насоса.
Недостатком метода глубокого регулирования давления подачи является сложность обес-
печения требуемой линейности регулировочной характеристики на всем диапазоне управляю-
щего сигнала ЭГУ (тока в обмотках ЭМП), однако в большинстве случаев данное требование
не обосновано и его необходимость практически не подтверждена. Линейность гарантируется
до 30...40% максимального сигнала, что вполне достаточно, поскольку основные режимы рабо-
ты автономных гидроприводов для систем пилотируемых и беспилотных ЛА соответствуют
малым уровням управляющих сигналов.
321
Применение объемно-дроссельного регулирования с широким диапазоном изменения
давления на выходе насоса основного контура привода позволило достичь (в ряде разрабо-
ток 90-х гг.) энергетических показателей, не уступающих приводам с объемным регулирова-
нием скорости при существенном ограничении потребления мощности бортовых источни-
ков электропитания, а также улучшить массо-габаритные характеристики приводов за счет
использования электродвигателей насосной станции с меньшим типоразмером. Вместе с тем
такие приводы сохраняют важные достоинства дроссельных гидроприводов - высокую точ-
ность позиционирования и статическую жесткость.
Принципиальная схема объемно-дроссельного привода на основе 2-х контурного насо-
са показана на рис. 7.12. Привод содержит плунжерный насос высокого давления 6 с кла-
панно-щелевым распределением, расположенный на общем с ним приводном валу вспомо-
гательный насос низкого давления 11, исполнительный гидродвигатель 8, электрогидроу-
силитель 7, регулятор подачи основного насоса 13, установленный в магистрали всасыва-
ния 3 основного насоса гидравлический клапан включения 15, гидрокомпенсатор 2, кото-
рый одновременно является гидробаком закрытого типа, предохранительный клапан 9 и
перепускной клапан 10.
При включении привода благодаря тому, что магистраль 3 всасывания перекрыта кла-
паном 4 и пружина 5 установлена без предварительного поджатия, основной насос 6 на-
ходится в режиме нулевой подачи без противодавления и не создает нагрузки на привод-
ном валу. Благодаря этому происходит быстрая раскрутка приводного вала электродви-
гателем даже при низких температурах рабочей жидкости. По мере набора скорости при-
водного вала насос низкого давления 11 обеспечивает увеличение давления во вспомога-
тельной гидросистеме до своей номинальной величины. Это давление преодолевает уси-
лие пружины 4 и открывает клапан включения 15. Жидкость из магистрали всасывания 3
через рабочие окна 14 регулятора подачи насоса 13 поступает к насосу 6 и вытесняется им
в основную гидросистему. По мере набора давления в основной гидросистеме (следова-
тельно, и в камере управления 12 регулятора подачи) оно преодолевает усилие пружины
5 и прикрывает рабочие окна 14 регулятора. Основной насос начинает работать в режиме
голодания и уменьшает свою подачу. В динамическом равновесии рабочие окна 14 регу-
лятора открыты на величину, обеспечивающую при равновесном давлении подачи основ-
ного насоса его утечки и питание золотникового гидрораспределителя ЭГУ 7. Насос низ-
кого давления питает гидроусилитель ЭГУ 7, давление во вспомогательной гидросистеме
поддерживается постоянным на уровне 4...5 МПа с помощью перепускного клапана 10 и
подается под поршень 1 гидрокомпенсатора 2, обеспечивая требуемую величину давле-
ния в сливной магистрали 3.
Описанный привод обладает рядом достоинств по сравнению с известной схемой, по-
казанной на рис. 7.3. В частности, регулятор подачи насоса, работающий на принципе дрос-
селирования потока всасывания, позволяет использовать наиболее простые и компакт-
ные конструкции нерегулируемых насосов, сам регулятор также прост и имеет малые раз-
меры.
Приданием нелинейного характера зависимости площади рабочих окон 14 регулятора
подачи насоса от давления подачи (например, на представленной схеме рабочие окна образо-
ваны косыми лысками на плунжере регулятора) достигается требуемое деформирование на-
грузочной характеристики привода от выпуклой до вогнутой.
Если основной насос работает в режиме голодания, то подача насоса практически не за-
висит от скорости вращения приводного вала, это позволяет обеспечить стабильность скоро-
стной характеристики привода в широком диапазоне изменения напряжения на приводном
электродвигателе.
322
Принципиальная схема объемно-дроссельного привода
Рис. 7.12.1 - поршень гидрокомпенсатора; 2 - гидрокомпенсатор; 3 - магистраль всасывания
основного насоса; 4 - пружина клапана; 5 - пружина регулятора подачи; 6 - насос высокого
давления; 7 - электрогидроусилитель; 8 - исполнительный гидродвигатель; 9 - предохранительный
клапан; 10 - перепускной клапан; 11 - насос низкого давления; 12 - камера управления регулятора;
13 - регулятор подачи основного насоса; 14 - рабочие окна регулятора; 15 - клапан включения;
16 - пружина гидрокомпенсатора.
323
Гидрокомпенсатор с подводом давления вспомогательной гидросистемы поддерживает тре-
буемый уровень давления (порядка 0,4...0,8 МПа) во всасывающей магистрали основного насо-
са во время работы привода и позволяет снизить давление в неработающем приводе до низких
величин, обеспечивающих герметичность уплотнений при длительном хранении привода. Схема
гидрокомпенсатора позволяет обеспечить стабильность скоростной и нагрузочной характери-
стики привода при значительном изменении температуры рабочей жидкости. При термичес-
ком расширении рабочей жидкости происходит смещение поршня 1 гидрокомпенсатора и уве-
личение затяжки его пружины 16. При этом возрастает давление в сливной магистрали, что
автоматически приводит к увеличению подачи основного насоса, компенсирующему возраста-
ние суммарных утечек в приводе, связанных с ростом температуры жидкости. Использование
клапана пуска 15 обеспечивает быстрый выход привода на номинальный режим работы при его
включении даже при отрицательных температурах рабочей жидкости.
Результаты исследований опытных и серийно выпускаемых приводов, выполненных в со-
ответствии с описанной выше схемой и эксплуатируемых при частоте вращения приводного
вала до 18000 об/мин и давлениях до 28 МПа, подтвердили высокую надежность, работоспо-
собность и стабильность выходных параметров в широком диапазоне внешних воздействую-
щих факторов. На использованные в рассмотренном приводе схемотехнические решения ав-
торским коллективом ПМЗ «Восход» получены патенты Российской Федерации.
Примером реализации данного варианта АЭГП может служить агрегат АГП-60, принци-
пиальная схема которого практически полностью соответствует рис. 7.12. Различие заключает-
ся в конструкции клапана включения 15, содержащего линию кольцевания основного насоса,
имеющуюся в стандартном варианте насосной станции НС-60.
Агрегат имеет многофункциональное назначение и может использоваться не только на ле-
тательных аппаратах, но и в качестве элемента запорно-регулирующей аппаратуры газо- и неф-
тепроводов, в различных транспортных системах (например, судах на подводных крыльях),
общем машиностроении.
В агрегате применен 2-х контурный насос с высокооборотным приводным электродвигате-
лем постоянного тока магнитоэлектрического возбуждения МП 1.1 С. Насос силового контура
переменной производительности с обратной связью по давлению и регулированием на всасы-
вании (см. выше). В качестве управляющего устройства используется быстродействующий ЭГУ
Ц-067-500 (конструктивная модификация малогабаритного ЭГУ ПМ15-500 с упругой механи-
ческой обратной связью по положению золотника), имеющий независимое питание гидроуси-
лителя сопло-заслонка от управляющего контура насоса с давлением 4 МПа. Гидрокомпенса-
тор создает избыточное давление на сливе за счет подвода давления от контура управления, а
также действия пружины поршня. Обратная связь реализуется потенциометрическим датчи-
ком СП 4-8 на токопроводящей пластмассе, соединенным безлюфтовой зубчатой передачей с
сектором выходного вала.
В агрегате использована внешняя гидравлическая проводка для питания гидроусилителя
сопло-заслонка в ЭГУ, а также гидрокомпенсатора. Гидродвигатель выполнен с разделенной
системой поршней и их параллельным расположением.
Основные технические характеристики агрегата АГП-60:
Максимальный угол поворота выходного звена, град - ±30
Максимальный (тормозной) момент на выходном звене, кгс м, не менее - 60
Максимальная скорость холостого хода, град./с, не менее - 55
Скорость при моменте нагружения 35 кгс м и
максимальном токе управления, град./с, не менее - 19
324
Максимальный ток управления в параллельно соединенных
обмотках ЭМП, мА, не более - ±30
Зона нечувствительности в % от максимального тока, не более - 4
Смещение нуля в % от максимального тока, не более - 2
Нелинейность скоростной характеристики в зоне О...25%
от максимального тока управления, %, не более - 10
Ток потребления электродвигателя блока насосов при отсутствии
управляющего сигнала и напряжении питания 27В, А, не более - 23
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 10
Фазочастотная характеристика агрегата без нагрузки не должна
отличаться от интегрирующего звена на угол, град.
на частоте 1 Гц - > 20
на частоте 4 Гц - > 60
Параметры гидросистемы питания агрегата:
Рабочая жидкость - ЛЗ МГ-2
Давление подачи силового блока насосов, МПа - 2,55...25
Давление подачи управляющего блока, МПа - 4
Давление слива, МПа - 0,4... 0,53
Внешний вид агрегата АГП-60 представлен на рис. 7.13.
7.3. Автономные электрогидравлические приводы объемно-клапанного типа
Начало разработки на предприятии ПМЗ «Восход» автономных гидроприводов с электри-
ческим управлением, использующих объемный принцип регулирования скорости гидродвига-
теля (на основе непосредственного соединения насоса переменной производительности с гид-
родвигателем) следует отнести к середине 60-х гг. Эти работы проводились в рамках создания
привода средней мощности - до 2-х кВт - как альтернативы ранее разработанному автономно-
му приводу объемно - дроссельного регулирования с агрегатом АРМ-20НР (см. выше).
Последний характеризовался значительным энергопотреблением (максимальный ток элек-
тродвигателя до 300 А при токе холостого хода 120 А), низким КПД (максимальное значение
не превышало 0,2), нелинейность скоростной характеристики достигала 45%, а динамические
параметры едва укладывались в допуски ТЗ на проектирование. Низкий КПД и обусловленное
этим значительное тепловыделение потребовало создания специальной системы охлаждения
агрегата, что ухудшило его массо-габаритные показатели.
Первые варианты агрегата АРМ-50 с объемным регулированием предусматривали исполь-
зование типового регулируемого насоса аксиально-поршневого типа с наклонной шайбой. Одна-
ко значительные усилия на управление шайбой, достигающие 50 кгс при давлениях 16...18 МПа
обуславливали необходимость применения управляющего сервопривода достаточной мощно-
сти, что существенно ограничивало быстродействие агрегата в целом.
В опытной модификации АРМ-50А был использован доработанный нереверсивный насос
переменной производительности с клапанно-щелевым распределением и разгруженным регу-
лятором, разработанный ранее для агрегата АРМ-20НР (НП-70, НП-100) и имеющий суще-
ственно меньшую мощность на управление. Это позволило применить для изменения величи-
ны подачи насоса типовой гидроусилитель сопло-заслонка, являющийся основой контура уп-
равления. Гидроусилитель обеспечивал не только регулирование подачи основного насоса, но
и управление специальным золотниковым клапаном реверса, переключающим расход насоса в
соответствующие полости гидродвигателя (насос нереверсивный) и тем самым изменяющим
325
гидрокомпенсатор
Рис. 7.13. Внешний вид агрегата АГП-60.
326
направления движения выходного звена согласно требуемому закону управления. Таким обра-
зом, АРМ-50А можно отнести к классу объемно-клапанных АЭГП.
Функциональная схема агрегата АРМ-50А представлена на рис. 7.14.
Приводной электродвигатель 1 (коллекторный, постоянного тока со смешанным возбуж-
дением) через соединительную муфту вращает вал 3 насоса переменной производительности и
наклонную шайбу-кинетор 4, на которую опираются головки плунжеров 6,11 с помощью води-
ла 5. При вращении вала с кинетором плунжеры перемещаются возвратно-поступательно, осу-
ществляя циклы всасывания и нагнетания. Работа насоса с регулятором производительности
описана выше (см. агрегат АРМ-150).
Доработка стандартного насоса этого типа заключалась в конструктивном совмещении
блока основной подачи с блоком насоса питания контура управления, когда из 11 плунжеров 9
работали на основную подачу (расход в гидродвигатель), а 2 - на питание гидроусилителя со-
пло-заслонка. При этом разгрузочные втулки 7 с ведущей звездочкой 8 устанавливались толь-
ко на плунжерах основной подачи, а 2 вспомогательных плунжера обеспечивали подачу на пол-
ном ходе. Малое (и четное) число этих плунжеров обуславливало значительную пульсацию
давления в контуре управления, для снижения которой использовался простейший пружин-
ный аккумулятор 9 с предохранительным клапаном 12.
В качестве клапана реверса использовался цилиндрический золотник 16 с пружинами ма-
лой жесткости, имеющий большие рабочие окна для минимизации паразитных гидравличес-
ких потерь в клапане.
Положение звездочки 8 с разгрузочными втулками 7, задающее величину выходного рас-
хода насоса, определяется регулятором производительности. На донную часть стакана, связан-
ного со звездочкой опираются 2 последовательно установленных плунжера 14, правые торцы
которых выведены в камеры А и В, соединенные с противоположными точками диагонали мо-
ста сопло-заслонка. При отсутствии управляющего тока в обмотках ЭМП давления в указан-
ных точках одинаковы и общее усилие обоих плунжеров 14 уравновешивается силой предва-
рительного поджатия пружины регулятора. При этом стакан вместе со звездочкой занимает
крайнее правое положение, соответствующее нулевой подаче насоса.
В случае подачи тока управления в обмотки ЭМП заслонка 18 смещается в соответствую-
щую сторону и равновесие моста сопло-заслонка нарушается. Давление в одной точке диагона-
ли увеличивается, в другой - уменьшается. Увеличение давления в камерах А или В приводит
к нарушению силового равновесия системы «плунжеры 14 - пружина регулятора» и стакан
регулятора смещается влево пропорционально уровню подъема давления в камерах А или В.
Расход на его выходе соответственно увеличивается и через открывшийся клапан реверса 16
поступает в гидродвигатель 24. Таким образом, подача насоса и, следовательно, скорость вы-
ходного звена пропорциональны сигналу управления - току в обмотках ЭМП.
Конструкция регулятора производительности обеспечивает выделение модуля управляю-
щего сигнала (см. рис. 7.2): смещение плунжеров 14 приводит к увеличению производительно-
сти насоса независимо от полярности тока в обмотках ЭМП и направления движения заслонки
гидроусилителя. Максимальное смещение стакана регулятора ограничено величиной е за счет
упора бурта левого плунжера в торец золотника 13. Последний в свою очередь может смещать-
ся вправо (внутри наружной неподвижной гильзы 15) силой давления в магистрали подачи
основного насоса, подводимого в камеру Б, выполняя функцию клапана разгрузки.
Если сила давления подачи, определяемого нагрузкой на выходном звене и воздействую-
щего на золотник 13 превысит усилие предварительного поджатия пружины, гильза смещается
вправо и принудительно переводит регулятор производительности в сторону снижения пода-
чи насоса, исключая перегрузку приводного электродвигателя 1. Система разгрузки начинает
функционировать при давлении подачи более 6 МПа.
327
to
00
воды
1-электродвигатель; 2-подвод воды для охлаждения электродвигателя; 3-вал насоса; 4-кинетор; 5-водило;
6-плунжер основного насоса; 7-втулка разгрузочная; 8-звездочка; 9-плунжер аккумулятора; 10-клапан
тарельчатый; 11-плунжер вспомогательного насоса; 12-клапан предохранительный; 13-золотник клапана
разгрузки; 14-плунжеры регулятора; 15-гильза регулятора; 16-клапан реверса; 17-балансные дроссели
гидроусилителя сопло-заслонка; 18-заслонка гидроусилителя; 19-дозатор водяной; 20-фильтры;
21-сопло гидроусилителя; 22-электромеханический преобразователь; 23-датчик температуры; 24-гидродвигатель;
25-датчик обратной связи; 26-тахогенератор; 27-зарядный клапан; 28-гидрокомпенсатор.
Рис. 7.14. Функциональная схема
агрегата АРМ-50.
Поскольку агрегат рассчитывался на условия работы при высокой температуре окружаю-
щей среды (как аналог АРМ-20НР), а также внутреннего тепловыделения, в нем предусмотре-
на система испарительного охлаждения пароводяной смесью путем подачи дистиллированной
воды с избыточным давлением 0,05 МПа и расходом порядка 0,16 л/мин. в наружную рубашку
корпуса с системой внутренних каналов. Смесь по отводу 2 подается и в электродвигатель, втя-
гивается его вентилятором и затем выбрасывается наружу. Избыток воды скапливается в под-
доне. Расход воды ограничивается дозатором 19. Поверхности корпуса, не защищенные рубаш-
кой, имеют теплоотражающие полированные щитки с термоизолирующими прокладками.
В состав агрегата помимо основных функциональных элементов входят также предохра-
нительные клапаны, встроенные фильтроэлементы, пружинный гидрокомпенсатор 28 поршне-
вого типа, зарядный клапан 27, потенциометрический ДОС основного контура 25 на основе
проволочных резисторов, тахогенератор 26 корректирующей обратной связи по скорости.
Проведенный комплекс испытаний агрегата АРМ-50А в составе следящего привода подтвер-
дил существенное улучшение параметров в сравнении с приводом АРМ-20Н. Максимальный
ток потребления электродвигателя снизился в 2 раза (до 150А), а ток холостого хода - в 1,5 раза.
Максимальный КПД превысил 0,4, нелинейность скоростной характеристики - не более 17%.
Одновременно удалось снизить массу агрегата на 25 кг (до 60 кг).
Фазовые сдвиги на частотах 3 и 5 Гц уменьшились почти вдвое, а критическая добротность
увеличилась до 120 1 /с. Дальнейшее улучшение быстродействия ограничивалось относитель-
но низкими динамическими свойствами контура управления, обусловленными несовершен-
ной элементной базой гидроусилителей периода 60-х гг.
Полунатурное моделирование системы управления изделия «Ястреб» по каналу крена вме-
сте с реальным приводом на основе агрегата АРМ-50А продемонстрировало увеличение обла-
стей устойчивости системы в 1,5...2 раза в сравнении с результатами моделирования с приво-
дом АРМ-20Н.
Основные технические характеристики агрегата АРМ-50 А:
Рабочая жидкость - АМГ-10
Максимальное перемещение выходного звена, мм - ±62
Максимальное(тормозное) усилие на выходном звене,кгс, не менее Скорость перемещения выходного звена при противодействующей нагрузке 1080 кгс и максимальном токе управления в обмотках - 2500
ЭМП 20 мА, мм / с, не менее - 120
Зона нечувствительности, мА, не более - 1
Смещение нуля, мА, не более - 1
Нелинейность регулировочной характеристики, %, не более - 20
Максимально допустимый ток управления, мА, не более Напряжение питания электродвигателя Д - 49Б (коллекторного, - 50
постоянного тока со смешанным возбуждением), В Ток потребления электродвигателя, А, не более - 27± 10%
в режиме холостого хода при движении выходного звена с максимальной скоростью - 80
(ток управления 20 мА) и противодействующей нагрузке 1080 кгс Температурный диапазон применения (по окружающей среде), - 160
град. С - -60...+300
Давление окружающей среды, мм. рт. ст. - 18.6...780
Масса агрегата, кг, не более - 60
329
Динамические требования к следящему приводу с агрегатом АРМ- 50А:
Максимальная рабочая добротность замкнутого контура,
1/с, не менее - 70
Фазовый сдвиг на частотах 3 и 5 Гц при амплитуде колебаний
выходного звена 5мм, град., не более - 50 и 80
соответственно
Ослабление амплитуды на частоте 8 Гц, не более - 2,5 раза
Собственная частота привода в замкнутом контуре, Гц, не менее - 11
В конце 70-х гг. на базе агрегата АРМ-50А был изготовлен опытный образец агрегата АРП-6Э,
отличающийся конструктивной реализацией контура управления, в котором использовалась
элементная база высококачественного ЭГУ типа УГ-ЗОА, обладающего повышенным быстро-
действием. На агрегате проводился комплекс испытаний с целью оптимизации параметров кон-
тура управления.
В результате проведенных работ удалось несколько увеличить критическую добротность
контура привода, улучшить частотные характеристики при наличии инерционной нагрузки,
однако радикального повышения быстродействия получить не удалось по причине определяю-
щего влияния регулятора производительности насоса, являющегося нагрузкой гидроусилите-
ля сопло-заслонка (наряду с клапаном реверса).
В дальнейшем разработка следящих гидроприводов с классическим объемным регулиро-
ванием на предприятии не проводилась по причине отсутствия соответствующих заказов от
самолетостроительных организаций.
Регулирование подачи гидравлических насосов с помощью дросселирования потока вса-
сывания используется и в недавно разработанных предприятием объемно-клапанных приво-
дах. Принципиальная схема такого привода показана на рис. 7.15.
Привод имеет плунжерный насос высокого давления 4 с клапанно-щелевым распределе-
нием, исполнительный гидродвигатель 8, ЭГУ прямого действия на основе электромеханичес-
кого преобразователя (или линейного электродвигателя) 6 и четырехбуртового золотника 9 с
шестью отсечными кромками, выполняющего одновременно две функции - регулятора подачи
насоса и клапана реверса, интегрированный в конструкцию насоса разгрузочный клапан И,
два клапанных ограничителя расхода 7, гидрокомпенсатор 12, который одновременно является
баком закрытого типа, предохранительный клапан 5 и фильтр 10.
При подаче электрического сигнала управления в ЭГУ электромеханический преобразо-
ватель 6 смещает плунжер золотника 9 в соответствующую сторону. Одновременно открывает-
ся одно из двух крайних рабочих окон золотника (в зависимости от направления смещения
плунжера) и жидкость поступает в магистраль всасывания насоса. Эти два окна золотника 9
выполняют функцию регулятора подачи насоса. Пройдя через дросселирующие отверстия раз-
грузочного клапана 11, жидкость поступает в цилиндры насоса. Размер окон регулятора расхо-
да и отверстий разгрузочного клапана подобран так, что при номинальном давлении в баке 12
максимальный расход через них не превышает номинальной производительности нерегулиру-
емого насоса при минимальной скорости вращения его приводного вала. В результате насос все
время работает в режиме голодания, а его фактическая подача целиком определяется открыти-
ем окна регулятора подачи. Жидкость из насоса направляется в правую или левую полость
гидродвигателя 8 с помощью клапана реверса, функции которого выполняют четыре отсечные
кромки на внутренних буртах золотника 9. Между золотником и гидродвигателем установле-
ны ограничители расхода 7. Дросселирующие окна ограничителей расхода велики и полнос-
тью открыты при давлении в выходных каналах клапана реверса выше некоторой расчетной
величины (0,2...0,5 МПа).
330
Принципиальная схема объемно-клапанного привода
Рис. 7.15. 1 - упорное кольцо; 2 - сильфон; 3 - приводной электродвигатель; 4 - насос;
5 - предохранительный клапан; 6 - линейный электромеханический преобразователь;
7 - ограничитель расхода; 8 - гидроцилиндр; 9 - золотниковый клапан; 10 - фильтр;
11 - ограничитель расхода; 12 - гидрокомпенсатор; 13 - корпус пружинного узла;
14 - толкатель; 15 - скользящий упор.
331
При наличии входного электрического сигнала и значительном нагружении привода дав-’
ление подачи насоса соответственно увеличивается и, действуя на управляющий бурт разгру-;
зочного клапана 11, преодолевает усилие поджатия его пружины и смещает плунжер клапана,;
прикрывая его дросселирующие отверстия. В результате при значительном нагружении при-?
вода скорость перемещения его выходного звена падает по закону, заданному формой отвер-:
стия разгрузочного клапана. Это предотвращает перегрузку электродвигателя по току.
При наличии входного электрического сигнала и появлении помогающей нагрузки давле-
ние в соответствующей «активной» полости гидродвигателя и давление подачи насоса падают,
вследствие этого клапан ограничения расхода 7 в «пассивной» полости гидродвигателя при-
крывает свое отверстие и блокирует нарастание скорости от действия помогающей нагрузки.
В конструкцию гидрокомпенсатора 12 входят сильфон 2 с жестким дном, толкатель 14 и
подвижный пружинный узел, состоящий из корпуса 13, скользящего на нем упора 15 и предва-
рительно зажатой между ними пружины. При хранении привода в широком диапазоне темпе-
ратур окружающей среды (±60°С) сильфон отслеживает весь диапазон температурного изме-
нения объема жидкости в приводе не вступая в контакт с пружинным узлом, что обеспечивает
неподвижность и отсутствие износа резинового уплотнения толкателя 14 при длительном хра-
нении привода. При этом давление жидкости в приводе практически равно атмосферному, что
обеспечивает повышенную надежность обеспечения герметичности при длительном хранении.
После включения привода и достижения давлением нагнетания своей минимальной величины
толкатель 14 сдвигает корпус пружинного узла влево до упора толкателя в корпус гидроком-
пенсатора и удерживает его в этом положении в течение всего времени работы привода. При
этом упор 15 находится в контакте с дном сильфона и, перемещаясь относительно корпуса пру-
жинного узла 13, компенсирует температурное расширение жидкости при работе привода, а
предварительно затянутая пружина обеспечивает повышенное до 0,3...0,6 МПа давление в гид-
робаке.
Рассмотренный объемно-клапанный привод обладает рядом достоинств по сравнению с
известной схемой, показанной на рис. 7.2. Малогабаритный и несложный регулятор подачи на-
соса, работающий на принципе дросселирования потока всасывания, позволяет использовать
наиболее простые и компактные конструкции нерегулируемых насосов.
Отсутствуют вспомогательная гидросистема и сервопривод поворота шайбы насоса, что
существенно упрощает привод, снижает его стоимость и вес.
Предложенный способ регулирования подачи насоса потенциально обеспечивает высокий
КПД даже маломощных приводов этого типа, тогда как у традиционных объемных и объемно-
клапанных приводов высокий КПД привода имеет место лишь при выходной мощности более
3 кВт из-за значительных потерь мощности в системе управления наклоном шайбы или регу-
лятором производительности основного насоса.
За счет использования разгрузочного клапана 11 и придания его рабочим окнам трапеце-
видной формы возможно желаемое деформирование нагрузочной характеристики привода от
выпуклой до вогнутой. Наличие ограничителей расхода 7 обеспечивает стабильность выходно-
го расхода привода при помогающей нагрузке.
Если насос работает в режиме голодания, то его подача не зависит от скорости вращения
приводного вала, это позволяет обеспечить стабильность скоростной характеристики привода
в широком диапазоне изменения напряжения на приводном электродвигателе (как и в преды-
дущей схеме).
Разработанный гидрокомпенсатор поддерживает требуемый уровень давления (порядка
0,3...0,6 МПа) в гидробаке во время работы привода, одновременно обеспечивая повышенную
герметичность привода за счет снятия избыточного давления в нем во время хранения и устра-
нения подвижек резиновых уплотнений в этом режиме при изменении температуры окружаю-
332
щей среды. Как и в приводе, показанном на рис. 7.12, гидрокомпенсатор позволяет обеспечить
стабильность скоростной и нагрузочной характеристики привода при значительном измене-
нии температуры рабочей жидкости в нем.
Результаты исследований экспериментальных приводов, выполненных в соответствии с
представленной на рис. 7.15 схемой, подтвердили заявленные преимущества и высокую надеж-
ность, работоспособность и стабильность выходных параметров в широком диапазоне внешних
воздействующих факторов. Использованные в описанном приводе схемотехнические решения
являются в значительной степени новыми, что подтверждено патентами Российской Федера-
ции, полученными авторским коллективом работников предприятия.
7.4. Приводные блоки с автономным источником гидропитания
В середине 70-х гг. в Советском Союзе были развернуты работы по созданию комплексов
высокоточных крылатых ракет с различными вариантами базирования. Головной организаци-
ей при этом являлось КБ «Радуга».
В связи с объявлением конкурса на разработку приводных систем для летательных аппа-
ратов этого класса, предприятию ПМЗ «Восход» была поставлена задача в кратчайшие сроки
обеспечить проектирование и изготовление опытных образцов приводных блоков, не уступаю-
щих или превосходящих лучшие мировые образцы подобных систем. Задача была успешно ре-
шена усилиями коллектива предприятия.
Определенный опыт создания рулевых систем с автономным источником гидропитания
был накоплен предприятием в предыдущие годы, когда были разработаны автономные руле-
вые системы с гидромеханическими следящими приводами для вертолетов, рулевая система из
4-х электрогидравлических приводов РМ-50Б с насосной станцией АНС-10Б раздельного ис-
полнения для 2-й ступени ракеты-носителя «Протон» и др. Сложность проблемы создания при-
водной системы для крылатых ракет заключалась в требовании моноблочности исполнения,
когда в едином компактном блоке соединяются исполнительные устройства приводной систе-
мы и экономичный автономный источник гидропитания.
Среди целого ряда разработок приводных блоков с автономным источником гидропита-
ния наибольший интерес представляет изделие К-005, поскольку схемотехнические, конструк-
торские и технологические решения, использованные при его создании определили направле-
ния развития приводных систем этого класса на многие последующие годы.
Приводной моноблок К-005 объединял 3 рулевых агрегата управления поворотным килем
и дифференциальным стабилизатором ракеты, обеспечивающими ее путевое и продольное уп-
равление, а также управление по крену.
Внешний вид и функциональная схема К-005 представлены на рис. 7.16.
Блок включает 3 одинаковые рулевые машины, каждая из которых содержит гидродвига-
тель с разделенной системой поршней, управляющее устройство - электрогидравлический уси-
литель, датчик обратной связи и комплекс вспомогательных устройств. В состав блока входит
также насосная станция с приводным электродвигателем, поршневой гидрокомпенсатор-бак,
газогидравлический аккумулятор с пусковым баллоном. Все элементы и узлы размещены в
корпусе 1 из легкого алюминиевого сплава.
Поршни гидродвигателя 3 через толкатели 4 поворачивают качалку 5, соединенную с вы-
ходным валом рулевой машины. Зубчатый сектор на валу через шестеренную передачу с уст-
ройством выборки люфта управляет потенциометрическим ДОС 8. Выходной вал снабжен
гидромеханическим стопором 9, отключаемым электромагнитным клапаном золотникового
типа 10. Наконечник стопора входит в вырез сектора 7 на выходном валу. Отключение стопора
фиксируется концевым микропереключателем 6.
333
334
1-корпус агрегата; 2-ЭГУ; 3-поршень гидродвигателя; 4-толкатель; 5-качалка;
6-микропереключатель; 7-сектор; 8-ДОС; 9-стопор; 10-электромагнитный клапан включения
стопора верхней рулевой машины; 11-электромагнитный клапан включения
стопора левой и правой рулевых машин; 12-датчик давления силового
контура; 13-сигнализатор давления силового контура; 14-зарядный клапан; 15-фильтр
контура управления; 16-блок насосов; 17-элекгродвигатель; 18-фильтр силового
контура; 19-датчик давления силового управления; 20-датчик давления слива;
21-штуцер наземной отработки; 23-пиропатрон; 24-баллон
газовый; 25-поршень гидроаккумулятора; 26-штуцер заправки
газом; 27-гидрокомпенсатор; 28-линейка мерная; 29-клапан
дренажный; 30-фильтр грубой очистки; 31-клапан разности
давлений; 32-заглушка технологическая.
24
32
21
26 25
14 18
Рис. 7.16. Функциональная схема и внешний вид агрегата К-005.
При пуске ракеты система управления выдает последовательно команды «Расстопорение 1»
(на рулевые машины стабилизатора - левую РМ-1 и правую - РМ-2) и «Расстопорение 2» - на
верхнюю машину РМ-3 управления килем. По этим командам подается напряжение на
электромагнитные клапаны соответствующих стопоров, давление силового контура гидропи-
тания поступает к поршню стопора, смещая его вниз и освобождая выходное звено. Сигналы
соответствующих концевых микропереключателей поступают в бортовую систему контроля,
свидетельствуя о готовности приводов к работе. При отсутствии сигналов - одного или не-
скольких - дальнейшие команды блокируются.
Гидравлическое питание рулевых машин блока обеспечивается автономным источником, включа-
ющим насосную станцию с приводным коллекторным электродвигателем 17 постоянного тока
МП-0,75 С2, поршневой гидрокомпенсатор 27 и поршневой газогидравлический аккумулятор с газо-
вым баллоном 24. Основой насосной станции является 2-х контурный насос 16 с клапанно-щелевым
распределением и регулированием на всасывании (см. рис. 7.11). Контур управления с низким давле-
нием (порядка 4 МПа) обеспечивает питание мостов сопло-заслонка всех 3-х ЭГУ, силовой контур (с
давлением до 16 МПа) поддерживает давление на входе золотниковых распределителей ЭГУ и через
них обеспечивает управление гидродвигателями рулевых машин. Использование 2-х контурной схе-
мы гидропитания позволило существенно снизить энергопотребление блока и повысить его КПД.
При запуске приводного электродвигателя насос постоянной производительности контура
управления выходит на заданный режим, поступление жидкости из магистрали низкого давле-
ния в полость всасывания основного насоса блокируется, а клапан кольцевания соединяет линии
подачи и слива этого насоса и давление в силовом контуре отсутствует. Когда давление контура
управления достигает номинального значения и срабатывает клапан кольцевания, линии подачи
и слива основного насоса раскольцовываются и давление силового контура повышается. Для
форсирования этого процесса и увеличения энергоемкости контура система управления выдает
напряжение на пиропатрон 23, срезающий заглушку газового баллона и сжатый азот под высо-
ким давлением поступает под поршень 25 газогидравлического аккумулятора 24.
Выход силового контура на штатное давление фиксируется сигнализатором 13. Уровни
давления контура управления, силового контура и слива непрерывно контролируются элект-
рическими датчиками 19,12,20 (ДМП-60, ДМП-250, ДМП-10 соответственно), сигналы кото-
рых поступают в систему контроля и блок телеметрии.
Гидрокомпенсатор 27 обеспечивает компенсацию температурных изменений объема жидко-
сти в блоке и начальное давление в магистрали всасывания насосов. В нерабочем состоянии дав-
ление создается пружиной, после выхода на рабочий режим давление силового контура подается
под торец плунжера поршня и увеличивает давление в магистрали слива до уровня 0.3 МПа. Зап-
равка блока рабочей жидкостью осуществляется через зарядный клапан 14, а стравливание воз-
духа из корпуса при зарядке - через дренажный клапан 29. Уровень зарядки контролируется при
наземных проверках мерной линейкой 28 через отверстие в корпусе гидрокомпенсатора.
В приводном блоке К-005 используется высококачественная элементная база - виброус-
тойчивые и быстродействующие ЭГУ сопло-заслонка с пружинной синхронизацией положе-
ния золотника типа УГ-ЗОА-12, потенциометрические ДОС постоянного тока СП 4-8-1 на ос-
нове токопроводящей пластмассы, малогабаритный электродвигатель МП-0.75С2 с магнито-
электрическим возбуждением и фильтром радиопомех и др.
Основные технические характеристики блока К-005:
Рабочая жидкость - ЛЗ МГ-2
Максимальный угол отклонения выходного звена
от застопоренного положения, град. - ± (21...24)
335
Максимальный момент на выходном звене, кгс м, не менее - 12
Максимальная угловая скорость выходного звена
без нагрузки при токе управления ЭМП 15 мА, град./с - 400...650
Несимметрия скоростной характеристики, %, не более - 15
Зона нечувствительности, мА, не более - 0,8
Смещение нуля, мА, не более - 1,8
Время расстопоривания, с, не более - 0,06
Напряжение питания электродвигателя, В - 27±10%
Ток потребления электродвигателя, А, не более - 41
Пусковой ток электродвигателя, А, не более - 300
Динамические характеристики: При работе в замкнутом контуре с добротностью 100...110 1/с
и амплитудой колебаний выходного вала 2,5° при инерционной нагрузке 0,0029 кгс м с2 фазовый
сдвиг на частоте 10 Гц не более 65°, подъем амплитуды на частотах 5 и 10 Гц - не более 1,25 дБ.
Автоколебания при добротности 140... 160 1/с не допускаются.
Общий вид блока К-005 с габаритно-присоединительными размерами показан на рис. 7.17.
Многолетняя практика эксплуатации приводного блока К- 005 подтвердила эффективность
и правильность заложенных в нем технических решений, а накопленный при проектировании
опыт позволил создать ряд аналогичных систем для беспилотных летательных аппаратов раз-
личного назначения.
В частности, разработанный позднее блок приводов Г-003 практически полностью соот-
ветствовал блоку К-005 с незначительными изменениями:
• применены более стабильные ЭГУ с упругой механической обратной связью по положе-
нию золотника,
• изменена конструкция узла связи ДОС с выходным валом каждой из 3-х рулевых машин,
• использован двухпоршневой газогидравлический аккумулятор с увеличенным объемом
газового баллона,
• в связи с увеличенной потребной мощностью приводов блока применена более произво-
дительная насосная станция (с электродвигателем МП*2,2С), а давление в газовом баллоне гид-
роаккумулятора увеличено до 45 МПа,
• на ряде модификаций Г-003 установлены дополнительные электрические датчики пере-
пада давлений в гидродвигателях,
• в качестве ДОС используются индукционные датчики переменного тока с повышенной
частотой питающего напряжения (7,5 кГц). Это обусловлено высокими допускаемыми темпе-
ратурами окружающей среды (до + 150°С), неприемлемыми для нормальной работы потенцио-
метрических датчиков на непроволочной основе,
• изменена конструктивная компоновка блока - узлы и агрегаты размещены в кольцевом
пространстве с центральным отверстием.
Внешний вид приводного блока Г-003 представлен на рис. 7.18.
Ряд разработок приводных блоков более позднего периода относится к системам управле-
ния ракет класса «воздух-воздух». Еще в 1975 г. на предприятии ПМЗ «Восход» был создан
первый отечественный образец приводного блока ПК-25 для таких летательных аппаратов,
снабженный газогидравлическим источником гидропитания вытеснительного типа. Малый
объем рабочей жидкости в аккумуляторе существенно ограничивал время работы приводов
(следовательно, дальность полета ракеты) и накладывал жесткие ограничения на величину не-
производительных расходов жидкости. Конструкция практически не допускала наземных про-
верок и регламентных работ, поэтому разработка не нашла широкого применения несмотря на
очень высокие статические и динамические характеристики приводов.
336
290
Рис. 7.17. Общий вид блока приводов К-005 с габаритно-присоединительными размерами (начало).
338
Рис. 7.17. Общий вид блока приводов К-005 с габаритно-присоединительными размерами (окончание).
9
1-фильтр; 2-насосная станция; 3-клапан предохранительный; 4-фильтр; 5-клапан дозаправки; 6-клапан кольцевания; 7-датчик перепада
давления; 8-сигнализатор давления; 9-газогидравлический аккумулятор; 10-блок диодов; 11-датчик перепада давления; 12-сигнализа-
тор давления; 13-гидрокомпенсатор; 14-фильтр; 15-индикатор уровня заправки; 16-датчик перепада давления; 17-рычаг; 18-индукци-
онный датчик обратной связи; 19-газовый баллон; 20-электромеханический преобразователь; 21-электрогидравлический усилитель;
22-выходной вал.
Рис. 7.18. Внешний вид блока приводов Г- 003.
339
Создание блока ПК-25 потребовало существенной перестройки и совершенствования тех-
нологической базы, в том числе качества контрольно-измерительного оборудования, и ради-
кального повышения общей культуры производства. В результате была отработана уникальная
технология изготовления прецизионных золотниковых пар с радиальными зазорами 2 мкм,
разработаны новые виды ЭМП на основе соленоидов, изготовлен быстродействующий 2-х кас-
кадный ЭГУ золотникового типа УГ-45, являющийся основоположником целого ряда эконо-
мичных ЭГУ для более поздних моделей приводов различного класса.
Развитие гидроприводных систем для ракет класса «воздух-воздух» средней и большой
дальности базировалось на идеологиии, отработанной ранее и доказавшей свою эффективность
при создании приводных блоков К-005 и Г-003. Примером такой системы являются автоном-
ные приводные блоки ПК-47 для ракеты Р-27А, состоящей на вооружении ВВС России, Укра-
ины и поставляемой в ряд зарубежных стран, а также последняя разработка - блок ПК-61.
В качестве привода насосов (управляющего и силового контуров) в ПК-47 используется
не электродвигатель, а малогабаритный бортовой энергоисточник на основе порохового акку-
мулятора давления длительного действия и газовой турбины с редуктором, обладающий очень
высокими удельными характеристиками. Этот же энергоисточник вращает бортовой асинхрон-
ный двигатель-генератор ракеты, обеспечивающий питание электрических цепей и электрон-
ных устройств. В режимах подготовительных операций и при наземной проверке он работает в
двигательном режиме, вращая насосный узел, с питанием от внешней сети.
В газогидравлическом аккумуляторе применен не встроенный газовый баллон, а осуще-
ствляется отбор горячего газа от штатного порохового аккумулятора с давлением около 10 МПа.
Это улучшает массо-габаритные характеристики приводного блока. При наземных проверках
подключается внешняя линия сжатого азота с аналогичным давлением.
Отличие схем ПК-47 и ПК-61 от К-005 заключается также в применении сигнализатора
аварийного уровня запаса рабочей жидкости в блоке. С этой целью в днище поршня гидроком-
пенсатора установлен постоянный магнит, управляющий герконом. При недопустимом умень-
шении объема жидкости поршень опускается до момента срабатывания геркона, выдающего
сигнал срочной дозаправки или ремонта блока.
Приводные блоки ПК-47 и ПК-61 включают по 4 рулевые машины, каждая из которых
управляет поворотным крылом в соответствии с сигналами бортовой системы управления. В
качестве гидрораспределительных устройств для управления гидродвигателями рулевых ма-
шин используются ЭГУ типа УГ-ЗОА-15. В обоих случаях применены ДОС постоянного тока
на основе высококачественных потенциометров СП 4-8-1 из токопроводящей пластмассы.
Блок ПК-61 конструктивно идентичен блоку Г-003, т.е. агрегаты и узлы размещены в коль-
цевом объеме. Ввиду ограниченной толщины кольца газогидравлический аккумулятор и гид-
рокомпенсатор выполнены сдвоенными, состоящими из 2-х одинаковых цилиндров относи-
тельно небольшого диаметра, которые включены параллельно. В гидрокомпенсаторе установ-
лен магнит герконовой сигнализации о необходимости дозаправки.
Внешний вид приводного блока ПК-61 дан на рис. 7.19.
7.5. Теоретическое исследование характеристик АЭГП в программной среде MATLAB
Как было отмечено в Главе 1, важное место в деятельности предприятия ПМЗ «Восход»
занимает теоретическая и научно-исследовательская проработка предполагаемых схемотехни-
ческих и конструкторских решений в процессе создания новых образцов гидроприводной тех-
ники. Современное проектирование невозможно без широкого использования вычислитель-
ной техники с соответствующим набором программных продуктов и средств автоматизации
расчетов и конструкторских работ.
340
4
2
3.
1-блок гидрокомпенсаторов; 2-рулевая машина; 3-блок газогидравлических аккумуляторов; 4-заглушка; 5-корпус блока приводов;
6- блок контроля; 7-крышка; 8-газовый штуцер для наземных проверок; 9-блок насосов; 10-коллектор.
Рис. 7.19. Внешний вид блока приводов ПК-61.
341
В последние годы осуществлялось активное оснащение исследовательских отделов и конст-
рукторских бригад предприятия современной вычислительной техникой на основе персональ-
ных компьютеров, обучение сотрудников навыкам работы с ней, устанавливалось высокоэффек-
тивное программное обеспечение для выполнения расчетных работ, теоретических исследова-
ний, конструирования. Контакты служб предприятия с заказчиками и поставщиками, информа-
ционное обеспечение отделов и бригад осуществляются с широким использованием Интернета.
Примером использования этой техники при проведении теоретических исследований на
стадии эскизного и предварительного проектирования является разработка экономичных АЭГП
с различными принципами регулирования скорости, рассмотренными выше.
7.5.1. Объемно-дроссельный АЭГП
Теоретическое исследование объемно-дроссельного привода, принципиальная схема кото-
рого показана на рис. 7.12, выполнено в распространенной системе математического моделиро-
вания SIMULINK интегрированного пакета MATLAB V5.3. Оно служит для определения об-
щих характеристик и особенностей привода и с целью упрощения основано на ряде допуще-
ний. Так, при его математическом описании не учитывалась динамика работы предохранитель-
ных клапанов, вступающих в действие только при аварийных ситуациях, а также работа клапа-
на пуска (поз. 15 на рис. 7.12). Предполагалось также, что в процессе работы привода давление
в гидрокомпенсаторе не изменяется.
Основными отличительными признаками рассматриваемого объемно-дроссельного при-
вода являются: управление скоростью поршня с помощью золотникового гидрораспределите-
ля (ЗГР), регулирование подачи насоса по величине давления в магистрали нагнетания, при-
менение регулятора подачи насоса, работающего на принципе дросселирования потока жидко-
сти в магистрали всасывания насоса, использование электрогидравлического усилителя (ЭГУ)
для регулирования положения золотника и применение вспомогательного насоса постоянной
подачи для питания ЭГУ. Расчетная схема описанного привода показана на рис. 7.20.
Разработанная математическая модель привода достаточно полно для инженерных расче-
тов отображает связи между его координатами, в том числе учитывает следующие основные
особенности его работы:
• уменьшение установившейся скорости приводного электродвигателя под нагрузкой,
• дополнительное нагружение электродвигателя насосом вспомогательного гидравличес-
кого контура,
• инерционность соединенных роторов электродвигателя и насосов,
• явление неполного заполнения цилиндров основного насоса при всасывании, лежащее в
основе принципа регулирования подачи насоса и меняющее мгновенное значение фактичес-
кой величины удельного объема насоса,
• потери мощности в основном насосе (через постоянное значение момента трения на валу
и изменяющуюся утечку жидкости в нем),
• дросселирование жидкости в регуляторе подачи насоса, в общем случае имеющего нели-
нейную характеристику управления,
• процессы наполнения и опорожнения упругой жидкостью трех основных полостей: маги-
страли нагнетания основного гидравлического контура и полостей силового цилиндра,
• изменение упругих свойств объемов жидкости в указанных полостях привода, вызванных
вариациями давлений, температуры жидкости и содержанием в ней нерастворенного воздуха,
• работу предохранительного клапана (в статике),
• ограничение скорости привода из-за конечных размеров рабочих окон золотникового гид-
рораспределителя,
342
Расчетная схема объемно-дроссельного двухнасосного
электрогидравлического привода
5
M
Pump
regulator
2 PumpX2 sue.
Rpl
3 Pcavity
E1=f(P1)
Qtp
Ppinz-^/P0 QP
Es=f(Ps)
Qn
Cpr Apr
ITXpr
Gr
M
Qtp
Mp
Ps
Pr
Msp||Q
Qsp
Wsp
Rspl
Ps2
G1
G3
4 Spool Valve
QC1
Vs
G2
Qc2
P1
Vc1
Ap1
Fconst
Qsin
E2=f(P2)
<Р2У-
Vc2
Loaded
Cilinder
Kfb
EHSV (Electro Hydraulic Servo Valve)
Tehsv
Kehsv
Ku
Ucom
Tu*s+1
EI.Amplif
1
1
В J
co
Рис. 7.20. 1 - регулятор подачи насоса; 2 - насосная станция с двумя насосами постоянной подачи; 3 - полость нагнетания;
4 - золотниковый гидрораспределитель; 5 - нагруженный гидроцилиндр; 6 - электрогидравлический усилитель;
7 - электронный усилитель.
• нелинейный характер зависимости выходного расхода золотникового гидрораспредели-
теля от нагрузки привода (дроссельный эффект),
• нелинейный характер утечек и перетечек в гидрораспределителе (за счет постоянного
учета потоков жидкости, текущих через все четыре рабочих окна распределителя, и учета изме-
нения коэффициента расхода в них),
• влияние микрогеометрии рабочих окон распределителя на их гидравлическую проводи-
мость, т.е. на характеристики привода в области малых сигналов (через учет радиального зазо-
ра, перекрытий и радиусов скругления кромок золотника),
• влияние на работу привода таких стандартных видов нагрузки, как инерционность, вяз-
кое трение, шарнирная нагрузка, а также внешняя изменяющаяся по произвольному закону
сила сопротивления,
• динамические свойства электрогидравлического усилителя, включая ограничение ско-
рости перемещения плунжера гидрораспределителя.
Разработанная математическая модель насоса с регулятором подачи в магистрали всасы-
вания позволяет определить осредненные за оборот величины гидравлических параметров на-
соса, работающего в режиме голодания: его подачу, фактический удельный объем, момент со-
противления на валу, минимальное давление в цилиндрах, его гидравлические и энергетичес-
кие характеристики.
Ниже приведены расчетные статические характеристики автономного привода с объемно-
дроссельным регулированием скорости. Для конкретности исследовался привод выходной
мощностью 900 Вт. При получении статических характеристик использовался подход, заклю-
чающийся в моделировании реакции привода на медленно меняющиеся внешние воздействия -
управляющий сигнал или нагрузку. Этот подход позволяет избежать решения сложных систем
нелинейных алгебраических уравнений, связывающих установившиеся значения внутренних
и внешних координат привода, и при использовании быстродействующих компьютеров явля-
ется весьма продуктивным. Условно такой подход называется методом «расчета статики через
динамику».
На рис. 7.21а) показаны расходная характеристика основного насоса с регулятором Qp =f(Ps),
а также его теоретическая подача Qtp =f(Ps) при изменении давления подачи Ps. В рассмотрен-
ном случае участки этих характеристик, имеющие различный наклон, формируются разными
физическими процессами. График изменения минимального давления в цилиндрах насоса Ppmin
от давления подачи, представленный на рис. 7.21 б), показывает, что при давлении подачи, ле-
жащем в диапазоне от 2,4 до 12,6 МПа, давление Ppmin превышает давление насыщенных паров
жидкости, хотя оно и ниже сливного давления привода Рг. Это означает, что в этом диапазоне
разрыва жидкости не происходит, цилиндры насоса заполняются полностью и подача насоса
определяется его кинематическими параметрами. При других давлениях подачи минимальное
давление в цилиндрах насоса в фазе всасывания Ppmin опускается до давления насыщенных па-
ров жидкости, происходит интенсивное ее испарение и разрыв потока жидкости. В результате,
вне диапазона Ps = 2,4...12,6МПа подача насоса определяется дросселированием жидкости в
регуляторе насоса. График изменения угловой скорости вращения приводного вала насоса
Omega =f(Ps), приведенный на рис. 7.21 б), показывает, что работа регулятора подачи разгру-
жает приводной электродвигатель даже при значительном увеличении давления подачи.
На рис. 7.22 приведены графики изменения мощностей в насосе: мощности на его привод-
ном валу Nem 1, теоретической выходной мощности нерегулируемого насоса Ntp = Qtp(Ps - Ppmin),
теоретической выходной мощности регулируемого насоса Ntpr = Qtp-(Ps - Рг), реальной вы-
ходной мощности Np = Qp(Ps - Рг). Кривые показывают, что даже при принятой небольшой мощ-
ности насоса, доля потерь мощности, затраченная на регулирование его подачи, Npr= (Ntp - Ntpr)
незначительна.
344
Рис. 7.21.
а)
б)
345
КПД N.BaTT
1000
Характеристики мощности основного насоса
объемно-дроссельного привода
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
20 6.0 10.0 14.0 18.0 22.0 2Q0
Рис. 7.22.
Ps, МПа
КПД основного насоса с регулятором его подачи,
Ps, МПа
Рис. 7.23.
346
Vy. CM /с Vy, см /С
Нагрузочная характеристика объемно-дроссельного привода
347
КПД Рв.МПа
Зависимость давления нагнетания основной гидросистемы
Зависимость общего КПД объемно-дроссельного привода
348
Рис. 7.29.
349
На рис. 7.23 приведены относительные энергетические характеристики насоса с регулятором в
магистрали всасывания: КПД регулятора KPDpr = Ntpr/Ntp, механический KPDm - Ntp/Nem1,
объемный KPDq = Np/Ntprvt общий KPDg = Np/Nem1 КПД регулируемого насоса. Последний
можно определить как KPDg = KPDm-KPDpr-KPDq.
Скоростная характеристика объемно-дроссельного привода, показанная на рис. 7.24, в це-
лом нелинейна, близким к линейному можно считать ее участок при |Х| < 0,5-Хтиаг. Эта нели-
нейность вызвана значительным изменением давления нагнетания Ps при нарастании сигнала
управления, что видно на серии характеристик на рис. 7.26. Теоретически эта нелинейность
может быть скомпенсирована специальной формой рабочих окон гидрораспределителя.
Следует отметить, что при малых сигналах управления |Х| < 0,1-Хтах давление подачи со-
ставляет более 16 МПа и характеристики объемно-дроссельного привода близки к характерис-
тикам дроссельного.
Нагрузочная (механическая) характеристика привода, показанная на рис. 7.25, в различ-
ных своих частях формируется его разными составляющими. В данном примере левая часть
предельной механической характеристики (при X = Хтах и силе на выходном звене привода
40 кгс < Fo < 500 кгс) сформирована электродвигателем с насосом. Правая часть предельной
механической характеристики задана регулировочной характеристикой регулятора подачи на-
соса и она может быть линейной (как в нашем примере при прямоугольном окне регулятора),
вогнутой или выпуклой. По мере уменьшения сигнала управления характеристика все ближе
приближается к параболе, определяемой гидрораспределителем привода.
На рис. 7.28 представлены зависимости мощности в различных частях привода от его на-
гружения при максимальном сигнале управления. Здесь дополнительно обозначены: мощность
на валу электродвигателя Nem, выходная мощность привода Ny = Vy-Fo. Графики показывают,
что потери в гидрораспределителе Nsv = (Np - Ny) сравнительно малы, что является характер-
ной особенностью объемно-дроссельного привода.
Относительные энергетические характеристики привода показаны на рис. 7.27 и 7.29.
Здесь дополнительно обозначены: мощность на валу вспомогательного насоса Nsp, общий КПД
привода KPDg = Ny/Nem. Графики показывают, что максимальный КПД привода составляет
0,75, что соизмеримо с аналогичным показателем приводов объемного регулирования. Высо-
кие значения КПД KPDg > 0,7 достигаются уже при средних сигналах управления (например
при X = ^,5 Хтах и Fo > 0,5-(Fo)max, рис. 7.27) и в достаточно широком диапазоне нагрузок
(например при X = Хтах и (Fo)max/3 < Fo < 2-(Fo)max/3, рис. 7.29).
Следует отметить, что в рассмотренном примере значительную долю потерь мощности обус-
лавливает вспомогательная гидросистема.
В приводах с регулятором подачи насоса, установленным в его магистрали всасывания,
отсутствует один из потребителей вспомогательной гидросистемы - сервопривод поворота
люльки или шайбы насоса. Очевидно, что отказ и от гидроусилителя (например, при использо-
вании ЭГУ прямого действия) позволит в рассматриваемом приводе исключить вспомогатель-
ную гидросистему и дополнительно улучшить энергетические показатели привода.
7.5.2. Объемно-клапанный АЭГП
Принципиальная схема привода показана на рис. 7.15. Ее основными отличительными при-
знаками являются: управление скоростью выходного звена привода с помощью изменения по-
дачи насоса, изменение направления движения этого звена золотниковым клапаном реверса,
применение комбинированного регулятора подачи насоса, работающего на принципе дроссе-
лирования потока жидкости в магистрали всасывания насоса, регулирование подачи насоса
как по сигналу управления привода, так и по величине давления в магистрали нагнетания, при-
350
менение золотниковых ограничителен расходов жидкости, выходящих из камер силового ци-
линдра, использование электрического линейного двигателя (ЛЭД) для управления золотни-
ком и применение единственного насоса в приводе.
Расчетная схема описанного привода показана на рис. 7.30. Разработанная на ее основе ма-
тематическая модель объемно-клапанного привода достаточно полно (для инженерных расче-
тов) отображает связи между координатами привода, в том числе учитывает следующие основ-
ные особенности его работы:
• уменьшение установившейся скорости приводного электродвигателя под нагрузкой,
• инерционность соединенных роторов электродвигателя и насоса,
• явление неполного заполнения цилиндров насоса при всасывании, лежащее в основе прин-
ципа регулирования его подачи,
• потери мощности в насосе (через постоянное значение момента трения на валу и изменя-
ющуюся утечку жидкости в нем),
• нелинейные характеристики всех трех дросселей комбинированного регулятора подачи
насоса,
• процессы наполнения и опорожнения упругой жидкостью пяти основных полостей при-
вода: магистрали нагнетания, выходных каналов клапана реверса и полостей силового ци-
линдра,
• изменение упругих свойств объемов жидкости в указанных полостях привода, выз-
ванных вариациями давлений, температуры жидкости и содержанием в ней нерастворен-
ного воздуха,
• работу предохранительного клапана (в статике),
• ограничение скорости привода из-за конечных размеров рабочих окон регулятора пода-
чи, клапана реверса и ограничителей расхода,
• нелинейный характер зависимости скорости привода от его нагрузки (дроссельный
эффект),
• нелинейный характер утечек и перетечек в клапане реверса (за счет постоянного учета
потоков жидкости, текущих через все четыре рабочих окна клапана),
• влияние микрогеометрии рабочих окон регулятора расхода и клапана реверса на их гид-
равлическую проводимость, т.е. на характеристики привода в области малых сигналов (через
учет радиального зазора, перекрытий и радиусов скругления кромок золотника),
• влияние на работу привода таких стандартных видов нагрузки, как инерционная, вязкое
трение, шарнирная нагрузка, а также внешняя изменяющаяся по произвольному закону сила
сопротивления,
• динамические свойства электрического линейного двигателя, включая ограничение ско-
рости перемещения его якоря.
Как и в рассмотренном выше объемно-дроссельном приводе математическая модель насо-
са с комбинированным регулятором подачи в магистрали всасывания позволяет определить
осредненные за оборот величины гидравлических параметров насоса, работающего в режиме
голодания: его подачу, фактический удельный объем, момент сопротивления на валу, мини-
мальное давление в цилиндрах, его гидравлические и энергетические характеристики.
Рассмотрим в качестве примера расчетные статические характеристики объемно-клапан-
ного привода с выходной мощностью 1100 Вт.
Параметры элементов привода выбраны так, что при давлении нагнетания Ps меньше
12 МПа подача насоса определяется его кинематическими параметрами, при больших давле-
ниях подача насоса ограничена клапаном регулятора подачи. В последнем случае давление в
цилиндрах насоса в фазе всасывания опускается до давления насыщенных паров жидкости и
происходит разрыв потока жидкости.
351
co
сл
NS
Расчетная схема объемно-клапанного однонасосного
электрогидравлического привода
3 Pcavity
8 Aux. Valve X
\Gav1
Pr
-| Pump
valve
Qtp
Gr
cpr Apr
3 Pcavity
—(Pin)—
Ein=f(Pin)
2 Pump sue.
Rpl
Ppi
nQ'P
M
Mem
Qin
3
Ev1=f(Pv1)
6
ytyo Qp
4 2Throttle
Valve
G5
G6
G1
G4
Pcavity
'—'Vs
Es=f(Ps)
5 Spool Valve
Q1
G2
Q2
7
LED (Line Electric Driver)
Pvy—
4~vv
3 Pcavity
Pv2
Vv
Ev2=f(Pv2)
Xav
Xav1\ Qc1
Xa
8
Gav2
Aux. Valve X
Qc2
Xav
Kfb
Fconst
1
S
1
Tied
Kled
9
Ku
Tu*s+1
EI.Amplif.
E1=f(P1)
Vc1
P1
MJ
Mb
BJ
Apl
E2^(P2) “Tti
Ap2
Loaded
Cilinder
X. Ucom
Рис. 7.30. 1 - клапан насоса; 2 - насосная станция с насосом постоянной подачи; 3 - гидравлическая емкость; 4 - двухдроссельный
золотниковый клапан; 5 - золотниковый гидрораспределитель; 6 - нагруженный гидроцилиндр; 7 - линейный электрический
двигатель; 8 - вспомогательный клапан; 9 - электронный усилитель.
На рис. 7.31 приведены графики изменения мощностей в насосе при максимальном сигна-
ле управления: мощности на его приводном валу Nem, теоретической выходной мощности не-
регулируемого насоса Ntp = Qtp(Ps - Ppmin), теоретической выходной мощности регулируемо-
го насоса Ntpr = Qtp (Ps - Рг), реальной выходной мощности Np = Qp (Ps - Рг). Кривые показы-
вают на относительно небольшую мощность, теряемую в комбинированном регуляторе пода-
чи, Npr = (Ntp - Ntpr).
Это подтверждают и относительные энергетические характеристики регулируемого насо-
са при максимальном сигнале управления, показанные на рис. 7.32. Здесь обозначены: КПД
комбинированного регулятора KPDpr = Ntpr/Ntp, механический КПД KPDm = Ntp/Nem, объем-
ный КПД KPDq = Np/Ntpr и общий КПД насоса KPDg = Np/Nem.
Скоростная характеристика объемно-клапанного привода с регулированием подачи насо-
са по всасыванию при прямоугольных окнах регулятора подачи нелинейна, как это показано на
рис. 7.33 пунктиром. Используя трапецевидные окна с увеличивающейся по мере их открытия
шириной, можно добиться хорошей линейности скоростной характеристики, что также иллюс-
трируется рис. 7.33 (сплошная линия).
Правая верхняя часть нагрузочной характеристики привода, показанной на рис. 7.34, фор-
мируется клапаном комбинированного регулятора подачи. Изменяя параметры и форму окна
клапана, возможно задавать желаемый вид правой части предельной механической характери-
стики. В данном примере левая часть предельной механической характеристики (при X = Хтах
uFo< 400 кГс) сформирована электродвигателем с насосом. По мере уменьшения сигнала уп-
равления на вид нагрузочной характеристики все большее влияние оказывает двухдроссель-
ный регулятор расхода в комбинированном регуляторе подачи.
Ограничители расхода, установленные в приводе, обеспечивают стабильность расходной
характеристики привода при помогающих нагрузках, что наглядно показано на рис. 7.35. Рабо-
та ограничителей расхода приводит к повышению давления в полостях гидроцилиндра при по-
могающих нагрузках. Зависимости давления в активной полости цилиндра при помогающей
нагрузке показаны на рис. 7.36.
На рис. 7.37 представлены зависимости мощности в различных частях привода от его на-
гружения при максимальном сигнале управления. Здесь Ng - выходная мощность привода.
Графики показывают сравнительно большие потери мощности в клапане реверса и ограничи-
телях расхода (Np - Ng), что объясняется небольшими заданными размерами окон клапана ре-
верса. В общем случае, эти размеры ограничены диаметром четырехбуртового золотника и тя-
говыми возможностями линейного электродвигателя.
Относительные энергетические характеристики привода показаны на рис. 7.38. График об-
щего КПД привода KPDg = Ng/Nem показывает, что максимальный КПД привода составляет 0,7.
Эта величина несколько ниже возможной из-за повышенных потерь в клапане реверса, о кото-
рых уже говорилось выше, и дополнительных потерь в ограничителях расхода.
7.5.3. Основные выводы по результатам исследования
Сравнивая рассмотренные выше объемно-дроссельный и объемно-клапанный приво-
ды с регуляторами подачи в магистрали всасывания насоса, можно сделать следующие вы-
воды:
1. Обе схемы отличаются относительной простотой конструкции по сравнению с традици-
онными объемными приводами. Особенно это относится к однонасосным вариантам, в кото-
рых необходимо использовать достаточно мощные электромеханические преобразователи или
линейные электрические двигатели. Объемно-дроссельный привод проще объемно-клапанно-
го из-за отсутствия двухдроссельного регулятора расхода.
353
КПД. N, Ватт
1200
1000
800
600
400
200
Характеристики мощности насоса объемно-клапанного привода
при его нагоужении и максимальном сигнале управления
Теоретическая выходная мощность
нерегулируемого i Мощность на валу
насЬса Nt₽\j................................
7 Ntpr
Теоретическая выходная Мощность
рё^лйруёмогс“насоса :........
Реальная;выходная мощность Np
»><
О'----1-
50
100
150
200
250
Ре,; МПа
Рис. 7.31.
КПД насоса с комбинированным регулятором его подачи,
Рис. 7.32.
354
Скоростная характеристика объемно-клапанного привода
Рис. 7.33.
Vy, см/с
Нагрузочная характеристика объемно-клапанного привода
О 200 400 600 800 1000
Fo, кГс
Рис. 7.34.
355
Нагрузочная характеристика объемно-клапанного привода
Рис. 7.35.
Рис. 7.36.
Fo, кГс
356
Энергетические характеристики объемно-клапанного привода
Рис. 7.37.
Рис. 7.38.
357
2. Использование дроссельных регуляторов подачи, установленных в магистрали всасыва-
ния, позволяет добиваться относительно небольших энергетических затрат на регулирование
подачи даже в приводах небольшой мощности.
3. Применение таких регуляторов подачи делает возможным стабилизацию характеристик
приводов при значительном падении напряжения на приводном электродвигателе.
4. Ограничители расхода стабилизируют характеристики приводов при помогающей на-
грузке. Установка таких ограничителей целесообразна и в объемно-дроссельном приводе, так
как при больших сигналах управления давление в его магистрали нагнетания невелико.
5. Скоростные характеристики обоих приводов нелинейны при прямоугольных окнах в ре-
гулирующих дросселях и могут быть приближены к линейным за счет использования специ-
альной формы окон. Нелинейность характеристики у объемно-дроссельного привода значи-
тельно выше и компенсировать ее специальной формой окон дросселей существенно сложнее.
6. В области малых управляющих сигналов регулировочные характеристики объемно-дрос-
сельных приводов не хуже, чем у дроссельных. Аналогичные характеристики объемно-клапан-
ных приводов в области малых сигналов могут быть сравнимы с характеристиками объемно-
дроссельных при специальном выборе величин перекрытий клапана реверса и поднятия давле-
ния нагнетания в нейтрали привода, однако эти меры одновременно ухудшают линейность ско-
ростной характеристики привода.
7. Нагрузочные характеристики обоих приводов формируются регулятором подачи или
специальным клапаном в нем и могут в значительной степени варьироваться за счет выбора
параметров этих элементов.
8. Обе схемы обладают высокими энергетическими характеристиками, однако энергопот-
ребление объемно-дроссельного привода в нейтрали выше, чем у объемно-клапанного из-за
высокого давления нагнетания в этом режиме.
Максимальный общий КПД приводов примерно одинаков и составляет около 0,7. В обоих
случаях высокие значения КПД достигаются уже при 50% сигнале управления нагруженного
привода. Близкие к максимальному значения КПД достигаются при 50% нагрузке привода и
сохраняются при значительных ее вариациях.
Таблица 5 иллюстрирует основные разработки предприятия в области АЭГП различного
назначения. В нее включены наряду с приводными блоками также автономные приводы одно-
канального исполнения для беспилотных ЛА.
Автономные приводы самолетов включены в Таблицу 2 и 3.
358
Блоки приводов для ракетной и космической техники
Таблица 5
Тип летательного аппарата Обозначение привода Масса, кг Условная располагаемая работа, кгсм Энергоотдача, кгсм/кг Полоса пропускания, Гц Максимальная добротность, 1/с Надежность (расчетная) за 1 применение
8К82К АРМ-60Б 12,5 7 0,56 5 50 0,99996
АРМ-82Б 18 163,2 9,06 6 60 0,99997
«Ястреб» АРМ-20Н 85 350 4,11 3 20 0,99999
4К66 АРС-ЗОБ 75 210 2,8 7 100 0,99994
370 ПК-25 26,5 90 3,39 30 350 0,999982
470 ПК-32 15 68 4,53 30 350 0,9999
У-600 Г-003 45 300 6,1 30 250 0,99948
120 К-005 25 36 1,44 30 350 0,9992
ПК-47 25 17 0,68 30 300 0,999897
610 ПК-61 26,7 16,5 0,61 30 300 0,9997
Ц-067 28 6,5 0,23 30 300 0,99993
Глава 8. Вспомогательные приводы и
устройства систем обеспечения полета
Наряду с гидравлическими следящими приводами, обеспечивающими основные функции
управления полетом ЛА и его различных бортовых систем, в том числе рулевыми приводами,
существует значительное количество исполнительных устройств, условно называемых вспо-
могательными. Сюда относятся элементы гидроприводов раздельного исполнения (в случае
пространственного разнесения управляющих и исполнительных узлов привода), устройства
управления механизацией крыла - закрылками и предкрылками, носком крыла, приводы шас-
сийной группы, управления двигателем, тормозных щитков и т.п.
Среди разработок предприятия изделия вспомогательного назначения занимают заметное
место. Некоторые из них рассматриваются ниже.
8.1. Блоки гидроцилиндров
Большинство образцов следящих гидроприводов и агрегатов, разрабатываемых предприя-
тием ПМЗ «Восход» для систем управления авиационной техники, имеют интегральное ис-
полнение, объединяя в общей конструкции основные узлы и элементы - гидродвигатель, уст-
ройство обратной связи для гидромеханических или ДОС для электрогидравлических приво-
дов, гидрораспределитель, в том числе ЭГУ.
В отдельных случаях агрегаты интегрального исполнения не могут быть применены, в ос-
новном, по габаритным ограничениям, т.е. не вписываются в располагаемые объемы фюзеляжа
или профиль крыла и хвостового оперения, особенно для современных разработок скоростных
маневренных самолетов с тонкими профилями, имеющими относительно малое аэродинами-
ческое сопротивление. В таких случаях используется раздельная компоновка узлов и элемен-
тов, позволяющая разместить агрегаты в заданном объеме на основе дистанционного располо-
жения распределительных устройств и гидродвигателей.
Распределители соединяются с гидродвигателем трубопроводами, в ряде случаев значитель-
ной длины, что усложняет монтаж и усиливает эффекты сжимаемости жидкости в упругих гид-
ромагистралях (резонансные явления, гидравлический удар, автоколебания и т.п.). В гидромеха-
нических приводах возникает также проблема передачи сигнала механической обратной связи к
золотниковому распределителю, обусловленная необходимостью размещения поворотных кача-
лок и тяг в упругой конструкции самолета, проблема люфтов и трения в кинематике и т.д.
Исполнительная часть гидроагрегатов раздельной конструкции (гидродвигатель) выпол-
няется в виде отдельного гидроцилиндра или блока гидроцилиндров. В качестве примера та-
кой конструкции можно привести блок БГЦ-20Б (БГЦ-20БМ), применяемый в 2-х канальном
приводе путевого управления самолетов СУ-27, СУ-30 и их модификаций. В килях самолета
устанавливаются 2 блока, работающих совместно с 2-мя гидрораспределителями.
360
co
Ci
2
Рис. 8.1. Функциональная схема и внешний вид блока гидроцилиндров БГЦ-20Б.
Функциональная схема и внешний вид БГЦ-20Б представлены на рис. 8.1. Здесь использу-
ется параллельная схема расположения гидроцилиндров, имеющая в сравнении с последова-
тельной (тандемной) меньшие продольные размеры. Выходные звенья гидроцилиндров жест-
ко соединяются через общую нагрузку - рулевую поверхность. В штоках размещены встроен-
ные шарнирные соединения, компенсирующие поворотное движение рулевой поверхности при
поступательном штока поршня. Крепление блока к кронштейну киля самолета фланцевое, на
шпильках. Полости шарниров заполняются смазкой, внутреннее пространство штоков с шату-
нами имеет защиту от загрязнения. В качестве уплотнений поршня использованы дублирован-
ные Подпружиненные фторопластовые кольца, обеспечивающие низкий уровень трения. Гид-
роцилиндры блока, входящие в состав 2-х канального привода питаются от 2-х независимых
бортовых гидросистем самолета. Неиспользуемые выходные части штоков (со стороны, проти-
воположной нагрузке) снабжены защитными стаканами.
Основные технические характеристики БГЦ-20Б:
Давление подачи, МПа - 27...29,5
Давление слива, МПа - 0,4...0,6
Максимальное (тормозное) усилие каждого
гидроцилиндра блока, кгс, - 5000...5600
Максимальное перемещение выходного звена, мм
полное - 80...84
рабочее, не более - 76
Температурный диапазон применения, град. С - -60...+130
Масса блока с рабочей жидкостью, кг, не более - 12
В качестве примера конструкции 2-х камерного блока гидроцилиндров, выполненного
по тандемной схеме можно привести гидродвигатель привода РПД-1Б, работающего в соста-
ве 4-х канальной электродистанционной системы управления поворотным стабилизатором
самолета СУ-27. Одна из камер имеет ограниченную дифференциальность (с компенсацион-
ным штоком), в полом штоке размещен узел из 4-х индукционных датчиков электрической
обратной связи.
8.2. Гидромоторные приводы планетарного типа
для систем управления механизацией крыла
В середине 70-х гг. на предприятии ПМЗ «Восход» были проведены ОКР в области созда-
ния гидродвигателей вращательного движения с принципиально новыми схемотехническими
решениями. Результатом этих исследований явилась разработка оригинальной конструкции
планетарно-роторного (героторного) гидромотора, совмещающего в единой конструкции гид-
родвигатель и редуктор. Это позволило получить значительный выигрыш в удельных, массо-
габаритных характеристиках, надежности в сравнении с традиционной схемой «аксиально-плун-
жерный гидромотор - механический редуктор». На основе разработанной конструкции впос-
ледствии был создан целый ряд механизмов с небольшой выходной скоростью и сравнительно
высоким крутящим моментом.
Гидромотор представляет собой гидравлическую машину, контур полостей высокого и низ-
кого давления в которой образован зубьями шестерни и колеса с внутренним зацеплением. При
профиле зацепления в виде эквидистантной циклоиды, составленном из дуг окружности, ро-
тор машины, являясь вытеснителем, совершает планетарное движение. Это движение преобра-
362
зуется во вращение выходного вала посредством зубчатой передачи, образованной зубчатыми
венцами сателлита, находящимся в зацеплении с зубьями центральных колес. Зубья кругового
профиля размещаются на внутреннем диаметре сателлита, а эвольвентного - на внешнем. Ис-
пользование разности числа зубьев эвольвентного профиля, равной 2, позволило соединить
полости гидромотора с магистралями подачи и слива без усложнения конструкции дополни-
тельными устройствами (клапанами, кранами, золотниками).
Применение гидромоторов данной схемы дало возможность уменьшить вес приводов до
50% в сравнении с типовым вариантом «аксиально-плунжерный гидромотор - механический
редуктор». При этом общий КПД гидромотора достигает 85%.
Конструкция позволяет путем простой замены 3-4-х деталей получить крутящий момент в
диапазоне, кратном 10 (1...10кгс м, 10...20кгс м и т.п.) без увеличения габаритов в пределах каж-
дого диапазона, что обеспечивает максимальную унификацию узлов и деталей.
Примером практического применения данной разработки является агрегат ГП-76, пред-
назначенный для управления шариковинтовым механизмом уборки - выпуска передней стой-
ки шасси самолета АН-124. Агрегат состоит по существу только из планетарного гидромотора,
подача жидкости осуществляется с помощью внешних кранов.
Функциональная схема агрегата и его внешний вид даны на рис. 8.2. Шестерня 2, соеди-
ненная шпонкой с выходным валом 3, вращается внутри корпуса (статора 6) агрегата. Распреде-
литель 1, выполненный заодно с валом, имеет систему внутренних (радиальных - в и осевых - г)
каналов для подачи жидкости в рабочие камеры гидромотора. Давления рабочей жидкости по
каналам а и б поступают через вращающийся гидравлический коллектор к распределителю.
Канал д является дренажным.
При поступлении жидкости в гидромотор, как показано на рис. 8.2, сателлит 4 вращается
по часовой стрелке и, обкатываясь наружным зубчатым зацеплением по внутреннему зацепле-
нию статора (неподвижное колесо 5), ведет шестерню 2 агрегата с определенным коэффициен-
том редукции. При смене направления подачи в каналах а и б осуществляется реверс скорости.
Основные технические характеристики агрегата:
Давление подачи, МПа - 20.3...22
Давление слива, МПа, не более - 1
Максимальная частота вращения выходного вала
без нагрузки при расходе 22л/мин., об/мин. - 150...180
Максимальный (тормозной) крутящий момент
при перепаде давления 21 МПа, кгс м, не более - 26
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг - 6
Более сложный вариант авиационного гидроагрегата с планетарным гидромотором реализо-
ван в конструкции ГП-72У, используемой в системе управления закрылками самолета АН-72.
Агрегат рассчитан на питание от 2-х гидросистем - основной и аварийной по методу замещения.
Функциональная схема и внешний вид агрегата ГП-72У представлены на рис. 8.3.
Включение давления осуществляется электромагнитными клапанами 3 и 8, работающими
совместно с клапанами включения 5 и 6. При одновременно включенных клапанах 3 и 8 давле-
ние подачи обоих гидросистем подается к дифференциальному поршню клапана переключе-
ния 11 и его золотник находится в крайнем левом положении (питание от аварийной гидроси-
стемы). Если клапан 8 выключен, а 3 - включен, питание осуществляется от основной гидроси-
стемы. От клапана переключения 11 давление поступает к центральному бурту золотника кла-
пана реверса 13, осуществляющего непосредственное управление планетарным гидромотором.
363
364
Рис. 8.2. Функциональная схема и внешний вид агрегата ГП-76.
основная система
4
напор
1, 2, 3 - электромагнитные клапаны;
4, 7 - фильтры;
5, 6 - клапаны включения;
11 - клапан переключения
гидросистем;
12 , 22 - челночные клапаны;
13 - клапан реверса;
16 - тормоз;
17 - сигнализатор;
18 - статор;
19 - сателлит;
20 - вал-шестерня;
21 - блок микропереключателей;
23 - регулятор расхода.
аварийная система
напор
слив
слив
2
включение
давления
выпуск
закрылков
уборка
закрылков
13
12
Рис. 8.3. Функциональная схема и внешний вид агрегата ГП-72 У.
3
23
Команды на выпуск и уборку закрылков подаются от электромагнитных клапанов 1,2 (основ-
ная гидросистема) и 9,10 - аварийная. Выходной вал агрегата снабжен фрикционным тормо-
зом 16. Если давление в торцевых камерах клапана реверса отсутствует, выходной вал затормо-
жен. Растормаживание обеспечивается подачей давления из левой или правой торцевой каме-
ры после поступления команды на уборку или выпуск закрылков и фиксируется контактным
сигнализатором 17.
Челночные клапаны 12 и 22 переключают управление клапаном реверса на основную или
аварийную гидросистемы. В сливной линии установлен регулятор расхода, обеспечивающий
заданную скорость выпуска или уборки закрылков независимо от внешней нагрузки. Выход-
ной вал агрегата через планетарный редуктор соединен с блоком микропереключателей 21, сиг-
нализирующих о положении закрылков как в крайних, так и промежуточных положениях. Сра-
батывание микропереключателей имеет место при заранее рассчитанном определенном числе
оборотов вала, при этом отключаются электрические цепи привода и осуществляется останов-
ка выходного вала.
Особенностью работы агрегата является приоритет аварийной гидросистемы питания, т.е.
при одновременно включенных электромагнитных клапанах 3 и 8 агрегат работает от аварий-
ной системы.
Срабатывание отдельных групп микропереключателей образует сигнал обратной связи о
положении закрылков с соответствующей сигнализацией на пульте кабины летчиков и позво-
ляет осуществлять перемещение закрылков в любое положение между крайними позициями.
Основные технические характеристики агрегата ГП-72У:
Давление подачи, МПа - 13,5...16,5
Давление слива, МПа, не более - 1
Максимальное угловое перемещение выходного вала, об - 159... 163
Максимальный (пусковой) момент на выходном валу
при перепаде давления 15 МПа, кгс м, не более - 8
Максимальная частота вращения выходного вала
при работе от основной гидросистемы и расходе
рабочей жидкости 16 л/мин., об/мин. - 285...445
Момент удержания тормоза, кгс м, не менее - 5
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более - 12,8
Аналогичная схема с небольшими конструктивными изменениями использовалась в агре-
гате ГП-400, разработанном предприятием ПМЗ «Восход» для управления закрылками и пред-
крылками самолета АН-124 «Руслан». Агрегат рассчитан на более высокое давление (21 МПа),
имеет максимальный (пусковой) момент 32 кгс м и массу 24 кг.
Агрегаты ГП-72У и ГП-400 обеспечивали работу по отношению к электрическому управ-
ляющему сигналу в релейном режиме. Примером использования планетарного гидромотора в
агрегатах пропорционального управления может служить агрегат ГП-10, предназначенный для
перемещения поверхности носка крыла самолета С-37 в соответствии с сигналами электродис-
танционной системы управления.
Функциональная схема агрегата ГП-10 приведена на рис. 8.4.
Управление планетарным гидромотором 5 осуществляется ЭГУ 1 с электрической обрат-
ной связью по положению золотника. Включение и выключение агрегата производится элект-
ромагнитным клапаном 2, работающим совместно с клапаном включения 4. Агрегат однока-
нальный и питается от бортовой гидросистемы самолета.
366
ff ft
1 - электрогидравлический
усилитель;
2 - электромагнитный
клапан;
3 - фильтр;
4 - клапан включения;
5 - планетарный гидромотор.
Рис. 8.4. Функциональная схема и внешний вид агрегата ГП-10.
367
Основные технические характеристики ГП-10:
Давление подачи, МПа - 27...29,5
Давление слива, МПа - 0,6... 1 Температурный диапазон применения, град.С - -60...+125
Максимальный (пусковой) крутящий момент на выходном валу при перепаде давления 28 МПа, кгс м, не более - 20
Максимальная частота вращения выходного вала без нагрузки, об/мин., не менее - 330
Зона нечувствительности при разомкнутой электрической обратной связи ЭГУ, мА, не более - 2
Смещение нуля, мА, не более - 3,5...7,5
Масса агрегата с рабочей жидкостью, кг, не более 15
8.3. Механизм управления передней стойкой шасси самолета
Рассматриваемый механизм относится к устройствам обеспечения полета при нахожде-
нии самолета на земле, т.е. на режимах взлета и посадки, а также маневрировании на взлетно -
посадочной полосе аэродрома. Управление таким механизмом осуществляется летчиком вруч-
ную от специального штурвала через механическую проводку (исполнительная часть представ-
ляет собой гидромеханический следящий привод). В некоторых случаях (например, у ВКС
«Буран») управление электродистанционное.
К устройствам этого класса предъявляется ряд требований. Помимо обеспечения легкого
и достаточно точного управления, они должны иметь высокие демпфирующие свойства для
исключения высокочастотных колебаний свободноориентирующегося переднего колеса («шим-
ми») при разгоне самолета на взлете или во время пробега после посадки. Физическая природа
указанных колебаний аналогична рулевому флаттеру и для их подавления могут использоваться
методы, рассмотренные в разделе 1.6. Вместе с тем приводы управления передней стойки дол-
жны выдерживать вибрационные и ударные нагрузки, воздействующие на колесо при движе-
нии по ВПП.
Примером исполнения устройств управления передней стойкой шасси является распреде-
лительно-демпфирующий механизм РДМ-ЗТ, созданный предприятием для магистрального пас-
сажирского лайнера ИЛ-62М и успешно эксплуатирующийся более 30 лет. Основные конст-
рукторские решения, воплощенные в данном агрегате, нашли применение в более поздних раз-
работках (МРК-20 для самолета МИГ-31, МРК-30 для МИГ-23 и др.).
Механизм работает с двумя гидроцилиндрами, управляющимися одновременно и соеди-
ненными с ним трубопроводами. Схема управления поворотом переднего колеса шасси пред-
ставлена на рис. 8.5. Выходные магистрали РДМ-ЗТ, укрепленного на кронштейне в нише пере-
дней ноги, подключены к гидроцилиндрам 3. Вал поворотной стойки 1 соединяется механичес-
кой тросовой проводкой 9 со шкивом 5 золотника обратной связи. Вращение штурвала 7 пере-
дается тросовой проводкой 6 на шкив 4 управляющего золотника. Вся система образует нео-
братимый гидромеханический следящий привод, поворот штурвала 7 отслеживается движени-
ем поворотной стойки передней ноги вместе с колесами.
Внешний вид механизма РДМ-ЗТ дан на рис. 8.6, а его функциональная схема - на рис. 8.7.
При подаче высокого давления в канал «б» рабочая жидкость через встроенный фильтроэле-
мент 6 поступает к золотнику 7 клапана включения и переводит его в нижнее положение. Пос-
ле этого давление по каналу «а» поступает к поршню 1 гидрокомпенсатора и смещает его вниз,
происходит зарядка компенсатора.
368
1 - поворотная стойка; 2 - хомут; 3 - гидроцилиндр; 4 - шкив управляющего золотника; 5 - шкив золотника обратной связи;
6 - трос управления; 7 - штурвал управления; 8 - механизм РДМ-ЗТ; 9 - трос обратной связи.
Рис. 8.5. Схема устройства управления поворотом переднего колеса шасси самолета ИЛ-62М.
Рис. 8.6. Внешний вид механизма РДМ-ЗТ.
369
1 - поршень; 2 - втулка; 3, 8, 9 - пружины; 4 - шток гидрокомпенсатора; 6 - фильтр; 7 - золотник клапана включения; 10 - золотник
перепускного клапана; 11 - гильза-золотник; 12 - распределительный золотник; 13 - регулировочный дроссель; 14, 15 - обратные
шариковые клапаны; 16 - дроссель; 17 - гайка.
Рис. 8.7. Функциональная схема механизма РДМ-ЗТ.
370
В конце цикла зарядки втулка 2 через гайку 17 перемещает шток 4 в нижнее положение и
конусная головка штока открывает канал слива. Полости гидроцилиндров клапаном включе-
ния разобщаются между собой и подключаются к управляющему распределителю на основе
золотника 12 и гильзы-золотника И. Механизм готов к работе.
В режиме ручного управления передней стойкой шасси при повороте штурвального колеса
и связанного с ним шкива золотник 12 поворачивается внутри гильзы-золотника обратной
связи И, при этом открываются рабочие окна (образованные круглыми отверстиями в обоих
золотниках) и высокое давление, поступающее внутрь золотника 12 через магистраль «в» и
дросселирующие каналы «г», подается к соответствующим камерам гидроцилиндров стойки
по каналам «ж» или «з», поворачивая ее. Вытесняемая жидкость через соответствующее рабо-
чее окно и канал «к» уходит в магистраль слива.
Поворот стойки через шкив обратной связи вращает гильзу-золотник 11 в сторону закры-
тия рабочих окон распределителя. Скорость поворота стойки пропорциональна рассогласова-
нию золотников. Схема открытия пар рабочих окон при различных направлениях перемеще-
ния штурвального колеса иллюстрируется сечениями I и II на рис. 8.7.
Регулируемые дроссели 13 на сливе ограничивают максимальную скорость слежения.
В механизме предусмотрены перепускные клапаны с серводействием, ограничивающие заб-
росы давления в камерах гидроцилиндров (полостях I и II) при перегрузке привода или резких
боковых ударах в колесо. Каждый из перепускных клапанов состоит из основного и шариково-
го клапана. Давление жидкости из соответствующей полости (для верхнего клапана - полос-
ти II) через дросселирующий канал «е» поступает в камеру «д» и воздействует на шарик, под-
жатый пружиной 8. Если давление в камере «д» увеличивается выше определенного предела,
шариковый клапан открывается, сбрасывая давление из камеры «д» и золотник 10 сместится
влево, сжимая пружину 9. Окно основного клапана откроется, перепуская жидкость из камеры
повышенного давления в противоположную, с меньшим давлением.
В режиме свободноориентирующегося колеса (режим демпфирования) давление подачи в
механизм отключается и золотник 7 клапана включения переводится пружиной в верхнее по-
ложение. Давление в канале «а» снижается и поршень гидрокомпенсатора смещается вверх,
освобождая шток 4. Канал слива запирается. Одновременно через золотник клапана включе-
ния осуществляется кольцевание полостей I и II через дроссель 16, обеспечивающий рассеива-
ние энергии колебаний и эффективное демпфирование.
Остаточный объем жидкости в гидрокомпенсаторе по каналам «а» и «п» подпитывает гид-
роцилиндры стойки рабочей жидкостью через обратные клапаны 14 и 15, возмещая возможные
потери жидкости из-за негерметичности. Одновременно компенсируются температурные из-
менения замкнутого объема рабочей жидкости в системе.
В конструкции распределителя предусмотрен также центрирующий механизм (на рис. 8.7
не показан), состоящий из сектора - ограничителя и 2-х толкателей с пружинами. Ограничи-
тель закреплен на шкиве золотника обратной связи, а толкатели - на шкиве управления. Меха-
низм обеспечивает согласованное положение золотников И и 12 при освобожденном штурва-
ле управления, когда рабочие окна полностью закрыты.
Основные технические характеристики РДМ-ЗТ:
Максимальный ход троса управления (от штурвала)
от нейтрального положения, мм - ±(135...145)
Максимальный ход троса обратной связи от нейтрального
положения, мм - ±(105...115)
Зона нечувствительности (по ходу троса управления), мм - 2...5
371
Максимальное перемещение управляющего золотника,
приведенное к ходу троса управления при нейтральном
положении золотника обратной связи, мм - 11,5...15,5
Усилие страгивания управляющего золотника
с центрирующим устройством (по тросу управления),
кгс, не более - 13
Давление питания, соответствующее переходу механизма в режим:
демпфирования из режима управления, МПа, не менее - 1
управления из режима демпфирования, МПа - 2...3
Давление открытия перепускных клапанов, МПа - 23...25.5
Давление закрытия перепускных клапанов, МПа, не менее - 18
Максимальный расход жидкости через полностью
открытые рабочие окна при давлении питания
не более 5,5 МПа, л/мин., не менее - 20
Расход перетечек между полостями I и II в режиме
демпфирования (через дроссель), л/мин.
при перепаде давления 2,6 МПа - 28...32
при перепаде давления 10 МПа - 56...64
Уровень внутренних утечек из полостей I и II на слив
в режиме демпфирования должен обеспечивать давление
в этих полостях не менее 0,3 МПа от заряженного
гидрокомпенсатора в течение 24 часов.
Максимальное давление подачи, МПа - 22,5
Максимальное давление слива, МПа, не более - 2,5
Температурный диапазон применения
(для рабочей жидкости), град. С - -60...+85
Масса механизма без рабочей жидкости, кг, не более - 10
372
Глава 9. Элементная база следящих гидроприводов
с механическим и электрическим управлением
Эксплуатационные характеристики следящих гидроприводов для систем управления ЛА
в значительной степени определяются техническим совершенством используемой в них эле-
ментной базы. Понятие элементной базы подразумевает совокупность технических устройств,
входящих в состав привода и обеспечивающих его функциональное назначение и требуемые
характеристики. Разработке таких устройств в практике проектирования завода «Восход» все-
гда уделялось и уделяется большое внимание.
Необходимо учитывать, что гидравлические следящие приводы ЛА не относятся к типу уни-
версальных технических систем, поскольку создание новых образцов ЛА обуславливает как прави-
ло необходимость разработки для них гидроприводов с отличными от существующих параметрами
и схемотехническими решениями. Это не отрицает необходимости широкого использования уни-
фикации и стандартизации, а также создания набора отработанных конструктивно и технологичес-
ки элементов и узлов, подтвердивших на практике высокую надежность и основные характеристики.
В состав элементной базы входят как элементы энергетического канала привода (гидродвига-
тели и гидрораспределители), так и информационного - ЭГУ, датчики обратной связи, электричес-
кие усилители сигнала ошибки. Вместе с тем важное значение имеют также вспомогательные уст-
ройства обеспечения работы привода - уплотнения гидроагрегатов, коммутирующие устройства,
фильтроэлементы и т.п. Некоторые особенности работы указанных элементов рассмотрены ниже.
9.1. Гидродвигатели. Конструктивные разновидности, основные параметры
Гидравлический двигатель является исполнительным устройством следящего гидропри-
вода, преобразуя гидравлическую энергию потока жидкости высокого давления в механичес-
кую энергию перемещения полезной нагрузки. В гидравлических приводах ЛА используются
гидродвигатели двух типов - с поступательным и вращательным перемещением выходного
звена. К первой группе относятся наиболее широко применяемые гидроцилиндры с поршнем,
являющиеся основным типом гидродвигателя. Функциональные схемы типовых гидроцилин-
дров представлены на рис. 9.1.
Схема на рис. 9.1а соответствует наиболее часто используемому варианту (в том числе в
практике проектирования предприятия ПМЗ «Восход») симметричного гидроцилиндра дву-
стороннего действия, имеющего выход штока с обоих торцев цилиндра. Гидродвигатель рас-
считан на управление от стандартного 4-х щелевого золотника и характеризуется полной сим-
метрией усилий и скоростей при движении в обе стороны. Однако продольные размеры гидро-
цилиндра оказываются завышенными за счет функционально неиспользуемого выхода штока
с левой стороны цилиндра (рис. 9.1 а). Указанные размеры принципиально не могут быть менее
ЗН, где Н - максимальный ход поршня (от упора до упора).
373
♦ I
Рис. 9.1. Конструктивные схемы поршневых гидродвигателей.
Рис. 9.2. Расчетные схемы лопастных гидродвигателей с прямоугольной (а) и полукруглой (б)
формой рабочей камеры.
374
Схема несимметричного (дифференциального) гидроцилиндра на рис. 9.16 имеет меньшие
продольные размеры (2Н), но характеризуется явно выраженной несимметрией по скорости и
усилию при движении поршня в обе стороны в случае управления типовым 4-х щелевым зо-
лотником. Несимметрия по скорости может быть устранена специальным выполнением рабо-
чих окон золотника с неодинаковой площадью сечения. Однако обеспечить равенство усилий
при реверсе движения в этом случае не представляется возможным. Полная симметрия по ско-
рости и усилию для дифференциальных гидроцилиндров может обеспечиваться посредством
управления по одной (левой) полости с помощью 2-х щелевого золотника [4]. При этом в пра-
вую полость постоянно подается полное давление питания, а эффективные площади поршня
слева и справа различаются в 2 раза. Тогда в нейтральном положении 2-х щелевого золотника
давление в левой полости составляет 50% давления питания и при указанной выше разности
площадей поршень находится в силовом равновесии. Смещение золотника от нейтрали вызы-
вает изменение давления в левой полости в ту или другую сторону от равновесного состояния,
что обуславливает появление движущей силы в соответствующем направлении.
Анализ показывает [4], что использование дифференциального гидроцилиндра с 2-х щеле-
вым золотником приводит к существенному ухудшению удельных характеристик гидродвига-
теля. Так, при одинаковых поперечных размерах гидроцилиндра максимальное усилие на вы-
ходе, а следовательно и мощность в 2 раза ниже, чем в классической схеме на рис. 9.1а, работа-
ющей с 4-х щелевым золотником.
Дифференциальные гидроцилиндры используются, в частности, в агрегатах РМ-220,
РМ-400 и ряде других разработок.
Компромиссным вариантом следует считать гидроцилиндр на рис. 9.1в с ограниченной диф-
ференциальностью, где используется так называемый компенсационный шток. Последний пере-
мещается внутри полого основного штока, который выполняется относительно тонкостенным
(естественно, при условии обеспечения необходимой прочности). В этом случае эффективные
площади поршня левой и правой полости отличаются незначительно (порядка 20%) и гидродви-
гатель может управляться от типового 4-х щелевого золотника. Здесь обеспечивается приемле-
мая симметрия по скорости путем соответствующей коррекции площади рабочих окон золотни-
ка, а имеющийся разброс по усилию находится в допустимых пределах. Таким образом, гидро-
двигатель на рис. 9.1в обладает достоинствами схемы рис. 9.1а при сохранении относительно ма-
лых продольных размеров дифференциального гидроцилиндра. Гидроцилиндры с компенсаци-
онным штоком используются в агрегатах КАУ-120 (КАУ-125), РМ-230, РП-260, а также в каче-
стве гидродвигателей силовой части мощных электрогидравлических резервированных следя-
щих приводов, являющихся исполнительными устройствами систем электрического дистанци-
онного управления сверхзвуковых самолетов (см.Главу 5) - РПД-1, СПМ-6Б, СПМ-20.
Выходные звенья.гидродвигателей на рис. 9.1а,б,в, используемых в бортовых следящих
приводах ЛА, как правило, соединены с поворотными качалками, преобразующими поступа-
тельное перемещение поршня во вращательное движение нагрузки (например, рулевой повер-
хности). Для варианта жесткого крепления гидроцилиндра к конструкции ЛА предусмотрен
также шатун с шарниром в полом штоке.
Нетрадиционное исполнение симметричного гидроцилиндра с угловым выходным движе-
нием качалки представлено на рис. 9.1г и соответствует схеме с разделенной системой порш-
ней. Она характеризуется повышенной жесткостью, компактностью исполнения, простотой и
надежностью. Существенно облегчается задача защиты от утечек жидкости вследствие исклю-
чения уплотнений штоков, отсутствуют люфты в передаче движения к нагрузке (они устраня-
ются силами давления жидкости на поршни), отпадает необходимость применения высокоточ-
ных шарнирных соединений в кинематической передаче от поршня к качалке. Гидродвигатели
с разделенной системой поршней используются, как правило, в бортовых гидроприводах мало-
375
размерных беспилотных ЛА, в том числе с автономными источниками гидропитания (см. Гла-
ву 7), массо-габаритные и динамические требования к которым жестко лимитированы [4].
Схема на рис. 9.1г относится к разновидности с параллельным расположением поршней
(агрегаты К-005, Г-003, ПК-47, ПК-61 и др.), на рис. 9.1д представлен вариант с оппозитным
расположением. Он обеспечивает существенную разгрузку подшипников выходной качалки,
связанной с валом привода, от осевой составляющей сил давления, воздействующей на порш-
ни. Однако поперечные размеры гидродвигателя увеличиваются. Данная схема используется в
агрегатах АРМ-60Б, АРМ-200 и ряде других изделий завода «Восход».
При проектировании гидроцилиндров прежде всего рассчитываются такие конструктив-
ные параметры как эффективная площадь поршня Ап, диаметр поршня Dn, диаметр штока бшт
(рис. 9.1а), максимальный ход штока Н = 2утах. Далее проводится прочностной расчет, а также
расчеты конструкции на устойчивость (см. раздел 1.2). Следует отметить, что применение што-
ков малого диаметра на основании только прочностных критериев нецелесообразно, т.к.снижа-
ется изгибная жесткость штока и эксплуатационная надежность привода.
Необходимо подчеркнуть, что современные следящие гидроприводы ЛА обычно пред-
ставляют собой компактные конструктивные блоки, состоящие из гидродвигателей (гидро-
цилиндров) с размещенными непосредственно на них управляющими устройствами и эле-
ментами обратной связи. В отдельных случаях применяется дистанционно удаленное распо-
ложение гидродвигателя и перечисленных устройств, как правило, из-за пространственных
ограничений.
Таким образом, гидроцилиндры по существу интегрированы в конструкцию привода. По-
этому подробное описание вариантов конструктивного исполнения и особенностей гидроци-
линдров различных типов здесь не приводится, оно дано в предыдущих главах, где рассмотре-
ны конкретные типы приводов.
Представляют особый интерес отдельные специфические конструкции, например много-
камерные гидроцилиндры тандемного типа с точки зрения особенностей разделения камер,
соединения штоков, крепления поршней, реализации независимого подвода и отвода рабочей
жидкости и т.п. Сюда же можно отнести цилиндры с встроенными шарнирами (например, в
агрегатах Ц-071, Ц-072). Они дают возможность скомпенсировать перемещение выходного звена
в вертикальной плоскости при его соединении с поворотной качалкой, если шток движется
поступательно, а корпус цилиндра закреплен неподвижно.
Ко второй группе гидродвигателей (с вращательным движением выходного звена) отно-
сятся двигатели с ограниченным и неограниченным углом поворота выходного вала. Приме-
ром исполнения гидродвигателей с ограниченным углом поворота вала, применяемых на ЛА,
являются, в частности, лопастные неполноповоротные гидродвигатели (см. Главу 6).
Максимальный угол поворота выходного вала в однолопастной схеме может достигать 300°.
Допускается также использование 2-х и 3-х лопастных схем, обеспечивающих соответствую-
щее увеличение крутящего момента на выходе (при близких размерах), но при меньших углах
поворота вала.
Однолопастные гидродвигатели катушечного типа применялись в агрегате ЭГП-5 AM, а
двухлопастные - в ЭГСП-6А.
Основным эксплуатационным параметром лопастных гидродвигателей является удельный
(характерный) объем W, определяемый выражением [3]:
W = 0,5 b (R2 - г2),
где b - ширина лопасти, R - радиус наружной оконечности лопасти, г - радиус внутренней
поверхности лопасти (рис. 9.2 а).
376
Величина W [м3] численно равна объему жидкости, вытесняемой лопастью при ее поворо-
те на 1 радиан.
Записанное соотношение справедливо для однолопастного гидродвигателя с прямоуголь-
ной формой рабочей камеры, используемого, в частности, в агрегате ЭГП-5 AM. В ряде случаев
может использоваться полукруглая форма камеры, облегчающая режим работы уплотнений,
но менее технологичная в изготовлении.
Расчетная схема такого гидродвигателя представлена на рис. 9.26. Для данной схемы выра-
жение характерного объема имеет вид:
W = 0,3 п г3 + (2 к + я d /4) г 2 + (к d + к 2) г ,
’ Р X Р Р/7Р 4 Р Р Р 7 Р*
где гр - радиус полуокружности рабочей камеры, кр - высота прямоугольной части камеры (обыч-
но выбирается кр = 0,2 см), dp - внутренний диаметр камеры (на практике dp > 2,5 см).
Угловая скорость вращения лопасти (выходного вала) равна
Q-Q/W[l/c],
а крутящий момент на выходном валу
M-WpJH-м].
В этих выражениях Q, - объемный расход жидкости в гидродвигатель [м3 / с], р д - перепад
давления на лопасти [Н / м2].
Записанные выше соотношения справедливы для однолопастного гидро двигателя. При чис-
ле лопастей n > 1 характерный объем увеличивается:
Wn = Wn.
В этом случае соответственно сокращается максимальный угол <р тах поворота выходного
вала. Так, при n = 1 <р тах может достигать 300°, при п = 2 - <р тах = 120°, при п = 3 - <р тах = 50°.
Многолопастные гидродвигатели разгружены от радиальных сил, действующих перпен-
дикулярно оси выходного вала, вызывающих его прогиб и нагружающих подшипники.
Минимально возможные величины г и R (рис. 9.2а) зависят от условий размещения уплот-
нений лопасти и ограничителя, заданного значения (р тах и прочности ограничителя:
г». - п (а + Ь) / 2 (я - n <р„„), Rmjn - n (1 - k) rmln / (2 4 n<p.„-kn),
k “ (Зр/а.)05-
Здесь a - ширина основания лопасти (в месте соединения с выходным валом), рп - давле-
ние подачи в привод, ств - предел прочности материала статора.
Значение к выбирается из условия достаточности ширины ограничителя в основании
h = к (R - г) при расчете его на изгиб от давления рп. Если в результате расчета окажется, что
h < Ь, можно принять h = Ь, тогда
Rmin = П <Ь + С> / (2 71 " 4 П Фтах)>
с - ширина ограничителя в области контакта с выходным валом.
Вопросы проектирования лопастных гидродвигателей детально изложены в [8].
Конструктивные схемы, параметры и характеристики гидро двигателей вращательного дей-
ствия с неограниченным углом поворота выходного вала (гидромоторов) достаточно полно от-
377
ражены в специальной литературе [3], в том числе наиболее часто применяемых в авиации ак-
сиально-поршневых гидродвигателей. Из оригинальных разработок предприятия ПМЗ «Вос-
ход» в данной области следует отметить планетарные гидромоторы героторного типа, исполь-
зуемые в системах механизации крыла (см. раздел 8.2). Методики расчета таких гидромоторов
содержатся в соответствующих РТМ предприятия.
Кинематическая схема, эквивалентная схема замещения и конструктивная схема плане-
тарного гидромотора представлены на рис. 9.3. Двигатель имеет 3 основных элемента - выход-
ной вал с закрепленной на нем шестерней, подвижный ротор-сателлит и неподвижный статор.
Зубчатая пара шестерня - внутренний венец ротора имеет полукруглый профиль зуба, при этом
зубья выполняют не только функцию передачи момента, но и разделения полостей высокого (Pj)
и низкого (р2) давления. При работе гидромотора создается вращающееся гидравлическое поле,
воздействующее на ротор и вовлекающее его в планетарное движение.
В гидромотор встроена дополнительная передача, образованная наружным зубчатым вен-
цом ротора и внутренним венцом статора и выполняющая функцию механического редуктора.
Зубья передачи имеют стандартный эвольвентный профиль.
Ротор, обкатываясь по внутренней окружности статора через внутреннее зацепление с ва-
лом-шестерней приводит последнюю во вращение, скорость которого прямо пропорциональна
расходу жидкости через двигатель. Кинематика передачи аналогична планетарной передаче с
двойным саталлитом (рис. 9.3). Роль первого сателлита, с которым сцеплено солнечное колесо
(шестерня), выполняет внутренний венец ротора, роль второго - внешний. Водило как таковое
отсутствует, имея «виртуальный» характер (условно показано пунктиром), его функцию вы-
полняет гидравлическое поле.
В конструкции гидромотора предусмотрен гидрораспределитель, жестко закрепленный на
выходном валу и соединяющий в процессе вращения вала линии подачи и слива с набором
торцевых отверстий в роторе. Последние через каналы в межзубцовых впадинах передают дав-
ление в соответствующие рабочие камеры гидромотора, что обеспечивает его непрерывное вра-
щение вместе с гидравлическим полем. За одно обкатывание ротора по статору выходной вал
поворачивается на угол, соответствующий одному зубу шестерни.
Рабочий объем гидромотора, равный объему жидкости, поглощаемому (вытесняемому) за
один оборот выходного вала определяется выражением:
2 е b De Sin (it / z,) z^ z4
q =------------------------[м3/об.],
Z3 + (Z4 - z3> Z2
здесь e - эксцентриситет выходного вала и ротора, b - ширина шестерни выходного вала, Dc -
диаметр выступов зубьев шестерни выходного вала, zt - число зубьев выходного вала - шестер-
ни, z2 = (zt + 1) - число зубьев внутреннего венца ротора-сателлита, z3 - число зубьев наружно-
го венца ротора, z4 = (z3 + 2) - число зубьев статора.
Крутящий момент на валу планетарного гидромотора зависит от перепада давления р “ Pj - р2
и удельного (характерного) объема гидродвигателя:
М = (ч/2л)рд.
Частота вращения вала пропорциональна расходу жидкости Q, проходящему через гидро-
двигатель:
n = Q/q [об./с].
378
Рис. 9.3. Кинематическая (а) и конструктивная (б) схемы планетарного гидромотора.
379
Разработка планетарных гидромоторов героторного типа на предприятии ПМЗ «Восход»
позволила создать ряд малогабаритных приводов вспомогательного назначения с высокими
удельными характеристиками (см. раздел 8.2).
9.2. Золотниковые гидрораспределители.
Конструктивные особенности, расчет площади рабочих окон
Как было указано во Введении, подавляющее большинство гидравлических следящих при-
водов ЛА основано на дроссельном принципе регулирования скорости гидродвигателя, т.е. ис-
пользовании ЗГР. По конструктивным признакам различаются ЗГР с цилиндрическим и плос-
ким золотниками. Первые используются, в основном, в следящих гидроприводах с электричес-
ким управлением, в том числе в ЭГУ (см. Главы 2,4,5, 6, 7), плоские золотники применяются
как правило в гидромеханических следящих приводах-бустерах (Глава 3,4).
Основы расчета конструктивных параметров ЗГР с цилиндрическими золотниками и прямоу-
гольной формой рабочих окон рассмотрены в разделе 1.2. Представляет практический интерес вари-
ант выполнения узких рабочих окон большого удлинения, характерных для длинноходовых золотни-
ков силового контура многоканальных резервированных приводов (см. Главу 5, привод СПМ-6Б) и
являющих собой набор взаимно перекрывающихся круглых отверстий небольшого диаметра, распо-
ложенных по спирали в выточке гильзы. Конструктивная схема ЗГР этого типа приведена на рис. 9.4.
Как правило в выточке располагаются 2 набора отверстий, размещенных диаметрально проти-
воположно относительно друг друга, что эквивалентно выполнению 2-х окон стандартного прямо-
угольного сечения, расположенных напротив для обеспечения гидростатической разгрузки золот-
ника от радиальных сил давления (см. раздел 1.2.2). В общем случае число наборов может состав-
лять 3...4, а диаметры входящих в них отверстий неодинаковы, это позволяет реализовывать рас-
ходные характеристики ЗГР с переменным наклоном. Однако на практике используются равные
диаметры, при этом их правильный выбор, а также выбор межцентрового расстояния обеспечивает
практически линейную характеристику расхода ЗГР при более простой технологии изготовления.
Существенно сокращаются утечки рабочей жидкости в сравнении с одним прямоугольным рабо-
чим окном большой площади и уменьшаются осевые гидродинамические силы. Последнее объяс-
няется тем обстоятельством, что в каждом из открытых отверстий поток направлен под углом 90° к
оси золотника и практически не создает осевой составляющей гидродинамических сил. Так, макси-
мальное значение гидродинамической силы при расходе 85 л/мин. достигает 20 кгс по двум тан-
демно соединенным силовым золотникам, имеющим по 2 больших прямоугольных рабочих окна, и
2...3 кгс в приводе СПМ-6Б при выполнении рабочих окон из набора круглых отверстий.
Расчет общей площади рабочего окна для данного ЗГР осуществляется по типовой мето-
дике для прямоугольных окон по выражению (1.37), после чего вычисляются геометрические
размеры каждого из 2-х окон - b и Хп1. Поскольку минимальное значение диаметра отверстия
на рис. 9.4 по технологическим ограничениям не может быть ниже 0,65мм, очевидно, что шири-
на эквивалентного прямоугольного окна b (и, следовательно диаметра dH каждого из отверстий
набора) устанавливается из условия
b = dH > 0,65 мм.
Записанное соотношение накладывает ограничения на величину Хт,т.е. на число отверстий
набора, которое зависит также от значения их межцентрового расстояния Е, как это следует из раз-
вертки набора на рис.9.5. Данное расстояние в свою очередь определяется степенью линейности и
равномерности изменения площади рабочего окна по ходу золотника, оговоренной в ТЗ на проек-
тирование, которая непосредственно влияет на качество характеристики расхода ЗГР в целом.
380
Рис.9.5. К расчету площади рабочего окна из набора круглых отверстий.
381
С другой стороны, выбор Хт однозначно задает ширину бурта золотника, регулирующего
площадь рабочего окна, образуемого набором, с последующим уточнением этой ширины по ве-
личине перекрытий хЕ (положительных или отрицательных).
Шаг расположения отверстий набора Z на поверхности выточки гильзы зависит не только
от их числа N, но и наружного диаметра dr выточки гильзы, где располагается набор, а следова-
тельно диаметра золотника d3.
Все указанные факторы отражены в специальной программе для ЭВМ, разработанной на
предприятии совместно с Челябинским политехническим институтом и позволяющей конст-
руктору в интерактивном режиме осуществлять полный расчет ЗГР данного типа.
Можно показать, что число отверстий, входящих в набор определяется выражением:
N- [(Х„ - d„) / Е] + 1,
при этом полученное значение округляется до ближайшего целого.
Шаг расположения отверстий на поверхности выточки гильзы:
Z = 7td /2N.
г7
Площадь S сечения круглого отверстия вдоль оси X (рис.9.5, заштрихована) вычисляется
по формуле:
S- (X - г) [г2 - (X - г)2]05 + г2 arc Sin [(X - г) / г] + л г2 / 2,
отсюда площадь 1-го отверстия на развертке рис. 9.5 определяется системой уравнений:
S, = (X - г) [г2 - (X - г)2]05 + г2 arc Sin [(X - г) / г] + л г2 / 2 при 0 < X < 2г,
Sj = л г2 при X > 2г.
Площадь 2-го отверстия:
S2 = 0 при X < Е,
S2 = (X - г - E)[r2 - (X - г - Е)2]0’5 + г2 arc Sin [(X - г- Е)/г] + л г2/2 при (Е + 2r) > Х> Е,
S2 = л г2 при X > (Е + 2г).
Площадь 3-го отверстия:
S3 = 0 при X < 2Е,
S3 = (X - г - 2E)[r2 - (X - г - 2Е)2]05 +Г2 arc Sin [(X - г - 2Е) / г] + л г2/2, при (2Е + 2r) > X > 2Е,
S3 = л г2 при X > (2Е + 2г).
Площадь i-ro отверстия:
Sj = 0 при X <(i - 1)Е, .
Sf = [X - г - (i - 1 )Е] {г2 - [X - г - (i - 1)Е]2}°'5+ г2 arc Sin {[X - г - (i - 1 )Е] / г} + лг2/ 2
при [(i - 1)Е + 2г] > X > (i - 1 )Е,
= л г2 при X > [(i - 1)Е + 2г].
Тогда общая площадь рабочего окна золотника
N
S - Е S.
S ! I
образуется суммой площадей полностью и частично открытых отверстий из набора.
Это иллюстрируется графически рис. 9.5 для значений Е = dH и Е = 0,5dH.
С увеличением Е равномерность нарастания Sz по ходу золотника ухудшается, одновре-
менно падает общая крутизна зависимости. Начало координат характеризуется уменьшением
наклона, что приводит к снижению чувствительности ЗГР по расходу в области малых X. В
382
ряде случаев это недопустимо (например, в приводах аэродинамически неустойчивых самоле-
тов), поэтому для компенсации может быть введено небольшое отрицательное перекрытие х€,
как показано на рис. 9.5. Оно обеспечивается соответствующей шириной бурта золотника.
Примером рассматриваемой конструкции может служить ЗГР многоканального резерви-
рованного привода СПМ-6Б, в 2-х выточках гильзы которого расположены по 2 набора из
11 отверстий диаметром 1 мм и величиной Е = 0,5 мм при Хт = 6 мм.
С начала 60-х гг. в связи с бурным развитием техники гидромеханических следящих гидро-
приводов для авиационных систем управления в нашей стране и за рубежом проводились ОКР
по созданию новых конструкций гидрораспределителей, в частности с высоконадежными плос-
кими золотниками. Основные достоинства и принцип работы ЗГР с плоскими золотниками
детально рассмотрены в Главах 3,4.
Результатом комплекса исследовательских и опытно-конструкторских работ явилось со-
здание высокоэффективных распределителей с плоскими золотниками, впоследствии вклю-
ченных в государственные и отраслевые стандарты.
Большое число конструктивных разновидностей ЗГР этого типа свелось к нескольким
базовым схемам - с поступательным и поворотным перемещением золотника, с централь-
ной, смещенной и вынесенной осями вращения управляющего вала, с гидростатическим
способом обеспечения двухстороннего рабочего зазора и «плавающим» золотником. Рас-
пределители с поворотным золотником удобнее компонуются в кинематике гидропривода,
имеют меньшие потери на трение в узлах уплотнений и потому получили широкое распро-
странение.
Наиболее универсальной является конструктивная схема ЗГР с центральным приводом,
показанная на рис. 9.6 б и обеспечивающая углы поворота золотника до 60...800. Это позволяет
создать приводы с большими рассогласованиями, в том числе с участком насыщения в регули-
ровочной характеристике. Такие распределители с центральным приводом (а не боковым, как
показано на рис. 9.6 б) обладают минимальными габаритами при углах поворота не менее 10°,
т.к. при меньших углах приходится увеличивать радиус распределителя и диаметр золотника с
одновременным увеличением момента трения.
В ЗГР с рычажным приводом поступательно перемещающегося золотника и вынесенной
осью вращения (рис. 9.6 а) легко обеспечивается малая зона нечувствительности и высокая
линейность характеристики расхода, но их размеры существенно больше. В этой схеме углы
поворота рычага обычно не превышают 10°.
Схемы на рис. 9.6 а, б являются основными (рабочие окна обозначены штриховкой). По
варианту исполнения и способу соединения с корпусом привода различают встроенные рас-
пределители (размещаемые и собираемые в расточке корпуса или блочные, также размещае-
мые в расточке) и блочные с фланцевым присоединением, или блочные в виде самостоятельно-
го изделия. Встроенные имеют минимальные габариты, но исключают поузловую сборку и от-
работку. Поэтому наилучшими являются блочные конструкции с фланцевым присоединением
(как наиболее универсальные) и блочные для монтажа в расточке корпуса как обеспечиваю-
щие минимальные габариты и вес сложных приводов и высокую надежность.
Общие принципы расчета характеристик ЗГР с плоскими золотниками в целом соответ-
ствуют ЗГР с цилиндрическими золотниками (см. раздел 1.2), но формулы для расчета площа-
дей рабочих окон (без учета параметров микрогеометрии) существенно усложняются. Так, для
схемы рис. 9.6 а площадь рабочего окна по камере давления подачи SH в функции угла поворота
управляющего вала <р определяется выражением [39]:
s„ (ф) = Уо С + [(Ь - х0)2 / 2] {[Р1 / (b - х0)]2 - I}05 + [(х0 - а)2 / 2] {[р, / (х0 - а)]2 - +
+ (Pi2 / 8) {arc Sin [(b - х0) /pj + arc Sin [(х0 - а) / pj} + Ар
383
Здесь А, = - (b - R)2 {[r, / (b - R)]2 - I}05 - r/ arc Sin [(b - R) / rj.
Площадь рабочего окна по камере слива Scji (<р) соответственно:
5сл (Ф) = Уос - [(Ь - х0)2 / 2] {[р2 / (b - х0)]2 - I}0-5 + [(х0 - а)2 / 2] {[р2 / (х0 - а)]2 - I}05 -
- (р22 / 8) {arc Sin [(b - х0) / р2] + arc Sin [(х0 - а) / р2]} + Вр
Здесь В, = (b - R)2 {[r2 / (b - R)]2 - I}05 + r22 arc Sin[(b - г) / г2].
В этих выражениях у0, Хо - координаты центра смещенного золотника (у0 = R Sin ф, х0 = R Cos ф),
R - радиус поворота рычага с золотником, с - ширина рабочего окна, Г] и г2 - внутренний и
наружный радиус рабочих окон, pt и р2 - радиусы рабочих кромок кольца золотника.
Для схемы на рис. 9.6 б соответствующие выражения имеют вид:
5н(ф) = 5сл(ф) = [(г22-г12)/2](р + А2,
где А2 = (г22 / 2) [arc Cos (ст / 2r2) - arc Cos (с / 2г2)] — (г,2 / 2) [arc Cos (ст / 2rt) - arc Cos (с / 2rt)] +
+ (с / 8) { [(2г2 / с)2 - I]05 - [(2г, / с)2 - I]05} + (ст2 / 8) {[(2г, / ст)2 - 1]°5 - [(2г2 /ст)2 - 1 ]05}.
В зоне насыщения расчетные площади вычисляются по формулам:
SH (<р) = S^ (ф) = - (г,2 / 2) ф - [(с2 + ст2) / 8] Ctg ф - (с ст /4 Sin ф) + В2,
Здесь В2 = (п г22 / 2) - r22 arc Cos (с / 2г2) - (г/ /2) [arc Cos (ст / 2r,) - arc Cos (с /2rt)] + (с2 / 4)
[(2г2 / с)2 - I]0,5 - (с2 / 8)[(2г, / с)2 - I]0,5 + (ст2 / 8)[(2г, / ст)2 - 1 ]0-5, при этом ст - расстояние
между кромками нагнетания и слива.
Результаты расчетов по представленным соотношениям показывают высокую линейность
расходных характеристик ЗГР с плоскими золотниками рассмотренных выше схем, а также
хорошую сходимость с экспериментальными данными.
Параметры гидрораспределителей с плоскими золотниками стандартизованы. Так,
ГОСТ 17698-72 «Распределители гидравлические дросселирующие с плоским поворотным зо-
лотником. Основные параметры и технические требования» устанавливает параметрический
ряд распределителей по расходу в диапазоне 2,5... 160 л/мин. при давлении до 28 МПа и рабо-
чим углам поворота 3,2,6,3,12,5, 25°. Технические требования по зоне нечувствительности -
не более 2% от рабочего угла, по моменту страгивания - не более 0,5 кгс см при расходе менее
40л/мин. и 2,53 кгс см при большем расходе, отклонению от линейности расходной характери-
стики - не выше 5%, ресурсу - не менее 6 106 циклов, среднему времени безотказной работы -
не менее 105 часов.
ГОСТ 21976-76 «Гидрораспределители дросселирующие с плоским поворотным золотни-
ком. Основные размеры» устанавливает 3 исполнения распределителей с фланцевым присое-
динением и их размерные ряды - с вынесенным управляющим валом (рис. 9.6 а), со смещен-
ным управляющим валом (рис. 9.6 б) и центральным валом. Последние два взаимозаменяемы
по присоединительным размерам, что обеспечивает высокую степень унификации корпусов
приводов. Эти же распределители, рассчитанные на условный диаметр dy = 4, имеют наимень-
шие размеры среди отечественных и зарубежных аналогов.
ОСТ 103869-77 «Распределители дросселирующие с плоским поворотным золотником для
встроенного монтажа. Типы, основные параметры, технические требования» устанавливает 2 ис-
полнения - со смещенной (рассчитанной на угол 6,3°) и центральной осью (на углы 12,5 и 25°)
управляющего вала. Основные параметры и технические требования - как и в ГОСТ 17698-72.
Диапазон расходов 4...63 л/мин. Более 85% деталей распределителей этого типа заимствовано из
распределителей блочной конструкции.
384
Рис. 9.6. К расчету площадей рабочих окон ЗГР с плоскими золотниками.
Фп
якорь
Uу- управляющее напряжение;
iy- ток управления.
Рис. 9.8. Конструктивная схема преобразователя ПЭМ-5Б.
385
Разработанный на предприятии ГОСТ 17698-80 «Гидрораспределители дросселирующие
с плоским поворотным золотником. Основные параметры, технические требования» устано-
вил наряду с основными требованиями величины управляющих моментов в 2...3 раза ниже уров-
ня серийных распределителей благодаря использованию специальных методов разгрузки от
гидродинамических сил, назначенный ресурс до 20000 часов в течение 30 лет (2 107 циклов),
среднее время безотказной работы до 2 105 часов.
Внедрение Государственных и отраслевого стандартов (в том числе при активном учас-
тии предприятия ПМЗ «Восход») создало предпосылки для организации централизованно-
го производства распределителей, позволило сократить количество их типов, уменьшить время
на разработку, подготовку производства и изготовление приводов, повысить их качество и
надежность, внедрить передовые методы технологии и получить значительный экономичес-
кий эффект.
Разработанные на предприятии стандартные распределители уверенно прошли прочност-
ные испытания, испытания на выносливость при забросах давления подачи до 40 МПа и слива
до 10 МПа в количестве 240000 циклов при повышенных эксплуатационных усилиях на управ-
ляющем элементе, ресурсные испытания до первого ремонта в количестве 6 106 циклов сраба-
тываний, из них четверть ресурса - при температуре рабочей жидкости 150... 170°С.
Исследованиями расходных характеристик распределителей установлена возможность
их форсирования на 60%, т.е. получения расходов 25л/мин. для условного диаметра d =4 и
расходов бЗл/мин. и 100л/мин. для d =6 и dy=8 соответственно (вместо 16, 40 и бЗл/мин.)
при обеспечении всех требований ГОСТ 17698-80. Это позволило на 25% снизить массу рас-
пределителей.
С другой стороны, исследования сил реакции потока жидкости на плоские золотники по-
зволили определить эффективные методы компенсации, при этом фактические управляющие
моменты оказались в 8-10 раз ниже рекомендуемых по ГОСТ 17698-80. Способы компенсации
гидродинамических сил в распределителях с плоскими золотниками детально изложены в [40].
9.3. Электрогидравлические усилители
Многоообразие схемотехнических и конструкторских особенностей существующих и пер-
спективных ЭГУ может быть отражено классификационной схемой на рис. 9.7. В подавляю-
щем большинстве ЭГУ используются золотниковые гидрораспределители (ЗГР), поскольку
дроссельный принцип регулирования скорости является доминирующим как в приводах авиа-
ционно-космического, так и общепромышленного назначения.
В номенклатуре изделий, выпускаемых предприятием ПМЗ «Восход», ЭГУ занимают важ-
ное место [23]. При этом наибольшее распространение получили ЭГУ на основе гидроусилите-
ля типа сопло-заслонка.
Как было показано в Главе 2, в состав любого ЭГУ обязательно входит электромеханичес-
кий преобразователь сигналов (ЭМП), представляющий собой электромагнитное устройство с
линейной зависимостью перемещения выходного звена от тока управления в рабочих обмот-
ках. В ЭГУ следящих приводов пилотируемых и беспилотных ЛА получили наибольшее при-
менение ЭМП поляризованного типа [11].
В первых образцах ЭГСП разработки завода «Восход» середины и конца 50-х гг. использо-
вались серийно выпускаемые отечественной промышленностью ЭМП типа РЭП и PPM с раз-
личными конструктивными модификациями. Они характеризовались негерметичным испол-
нением (магнитная система заполнялась рабочей жидкостью, что существенно снижало надеж-
ность работы ЭМП вследствие засорения рабочих зазоров магнитными частицами загрязне-
ний), большими размерами и массой, а также низким быстродействием. Преобразователи вы-
386
оо
ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКИЕ
УСИЛИТЕЛИ
классификаци
онные признаки
Рис. 9.7. Схема классификации электрогидравлических усилителей.
Струйная труб
поднялись по дифференциальной (РЭП) или мостовой (PPM) схемам магнитной цепи с пере-
мещением концов якоря поперек магнитных силовых линий - под полюсами, и характеризова-
лись положительной жесткостью «магнитной пружины». Поток поляризации в РРМ создавал-
ся магнитоэлектрическим способом - от постоянных магнитов, а в РЭП - электромагнитным,
от специальной обмотки подмагничивания. В последнем случае ЭМП имел низкую темпера-
турную стабильность характеристик, поскольку обмотка подмагничивания питалась постоян-
ным напряжением, а активное сопротивление медного провода существенно зависит от темпе-
ратуры (изменение 40% на каждые 100°С).
Качественный скачок в улучшении параметров ЭГУ был реализован благодаря разработке
предприятием новых перспективных моделей ЭМП, обладающих высокими техническими ха-
рактеристиками. К ним относится, в частности, преобразователь ПЭМ-5Б, спроектированный
в середине 60-х гг. для нового унифицированного ЭГУ типа УГ-ЗОА. Конструктивная схема
ПЭМ-5Б представлена на рис. 9.8.
Преобразователь выполнен по мостовой схеме магнитной цепи с подмагничиванием от по-
стоянных магнитов и герметизированной магнитной системой, защищенной от воздействия
рабочей жидкости. Якорь закреплен в упругой тонкостенной трубке, выполняющей функцию
герметизирующего элемента, а также механической пружины. Принципиальным отличием от
ЭМП типа РЭП или РРМ являлось перемещение концов якоря в зоне рабочих зазоров вдоль
магнитных силовых линий (между полюсами), что соответствовало отрицательной жесткости
«магнитной пружины» [И].
Все э^о позволило создать компактную и легкую конструкцию ЭМП с линейными харак-
теристиками и высоким быстродействием.
В конце 60-х гг. на предприятии был разработан образец малогабаритного ЭГУ с упругой
механической обратной связью по положению золотника, получивший обозначение У Г-70 (впос-
ледствии ПМ 15-500), обладающий высокими техническими характеристиками. Для него был
создан специальный герметизированный ЭМП поляризованного типа с мостовой схемой маг-
нитной цепи, интегрированный в конструкцию ЭГУ, т.е. собираемый и регулируемый в его со-
ставе (в отличие от ПЭМ-5Б, который выполнялся и настраивался в виде отдельного функци-
онального элемента).
Схема данного ЭМП, отличающегося небольшими размерами и массой, приведена на
рис. 9.9. На ней показаны также направления магнитных потоков поляризации и управления,
взаимодействие которых в рабочих зазорах создает магнитодвижущую силу. Поток поляриза-
ции формируется двумя скобообразными магнитами из высококоэрцитивного сплава, образу-
ющими в сборе с магнитопроводом замкнутую конструкцию в виде кольца. На рис. 9.9 один из
магнитов условно развернут в плоскость рисунка для иллюстрации прохождения потока поля-
ризации.
Указанный ЭМП в дальнейшем использовался в ряде моделей ЭГУ с механической и элек-
трической обратной связью (РМ 400-400, РМ 500А-500, Ц-067, Г-003-900 и т.п.), однако не обес-
печивал в ряде случаев необходимую мощность на управление в наиболее перспективных об-
разцах ЭГУ. Практика показала, что данный ЭМП не имеет запаса по насыщению якоря, а фор-
сирование его характеристик не представляется возможным. Поэтому в дальнейшем использо-
вались ЭМП с увеличенным усилием на якоре.
Примером такого ЭМП является преобразователь Ц 071-400-02, представляющий собой
усиленный вариант ПЭМ-5Б, обеспечивающий усилие на заслонке не менее 0,15 кгс при номи-
нальном токе 20 mA и рабочем зазоре 0,5 мм. Экспериментальная силовая характеристика дан-
ного преобразователя приведена на рис. 9.10 и является практически линейной до значения
тока управления iy < 20 mA. Нелинейность характеристики при больших токах обусловлена
магнитным насыщением якоря.
388
1 - основание;
2 - трубка;
3 - стержень;
4 - якорь;
5 - магнитопровод;
6 - наконечник полюсный;
7 - магнит постоянный;
Фп - поток магнитный поляризующий;
Фу - поток магнитный управляющий.
Рис. 9.9. Схема ЭМП электрогидравлического
усилителя УГ-70 (ПМ 15-500).
Рис. 9.10. Экспериментальные силовые характеристики преобразователей
Ц 071-400-02 и Ц 071-400-05.
389
Известно [И], что для повышения мощности ЭМП следует уменьшать рабочий зазор. С дру-
гой стороны, увеличение потока управления ограничивается насыщением материала якоря (пер-
маллой 50Н), поэтому необходимо повысить площадь сечения якоря прямо пропорционально тре-
буемой величине Фу. Так, увеличение толщины якоря до 3 мм (вместо 2 мм) и уменьшение рабочего
зазора до 0,45 мм (вместо 0,5 мм) позволило обеспечить линейность силовой характеристики до
0,33 кгс (вместо 0,2 кгс у ПЭМ-5Б) и даже 0,4 кгс с учетом шунта между верхним магнитопроводом
и якорем. Это иллюстрируется силовыми характеристиками на рис. 9.10 для модификации преоб-
разователя Ц 071-400-05 в сильноточном варианте исполнения рабочих обмоток с уменьшенными
числом витков (800 вместо 2600) и активным сопротивлением (20 Ом вместо 220 Ом).
Использование более мощного электромеханического преобразователя в ЭГУ типа
РМ 500А-500 позволило обеспечить эффективное преодоление реакции струй, существенно
повысить перепад давлений под торцами золотника и гарантировать надежность работы ЭГУ с
увеличенным (до 0,65 мм) диаметром сопел гидроусилителя.
Еще в середине 70-х годов предприятием в рамках авиационной тематики был разработан
высококачественный ЭГУ золотникового типа УГ-45, который технически и технологически
значительно превышал аналогичные отечественные разработки этого периода как в ВПК, так и
в специальном машиностроении. Схема данного ЭГУ изображена на рис. 9.11.
УГ-45 представлял собой 2-х каскадный ЭГУ золотникового типа на непроточных дроссе-
лях, с кинематической обратной связью по положению основного золотника 5. В первом каска-
де использовался ЭГУ прямого действия с 2-х щелевым управляющим золотником 1, переме-
щение которого осуществлялось с помощью ЭМП, состоящего из 2-х негерметизированных
соленоидов 6 с поступательным движением якоря. Поток поляризации создавался за счет тока
покоя управляющих токов 1р 12 рабочих обмоток соленоидов, подключенных к электрическому
усилителю по дифференциальной схеме. Кинематическая обратная связь реализовывалась с
помощью рычага 3 на подвижную гильзу 2 золотника 1. Плунжер 4 обеспечивал равновесное
положение системы и устранение люфтов.
Впервые в отечественной практике была создана и отлажена технология изготовления пре-
цизионных золотниковых пар с радиальными зазорами 2 мкм и допуском 0,2 мкм. Это позво-
лило уменьшить непроизводительные утечки рабочей жидкости в приводе ПК-25 (для которо-
го разрабатывался УГ-45) до 50 см3 / мин. при давлении подачи 21 МПа.
Данный ЭГУ обеспечивал требуемые эксплуатационные параметры только при подаче ос-
циллирующего сигнала (с частотой 300 Гц) в обмотки ЭМП с целью вибрационной линеариза-
ции имеющихся нелинейностей. Это дало возможность подавления магнитного гистерезиса
ЭМП, выполненного из относительно доступных и недорогих магнитных материалов, практи-
ческого устранения сухого трения в кинематических парах и уменьшения влияния положи-
тельных перекрытий основного золотника на точностные параметры привода.
Опыт, накопленный при проектировании и производстве УГ-45 позволил создать в последую-
щие годы ряд ЭГУ с использованием отработанной элементной базы. В частности, на основе схемы
ЭГУ прямого действия, использованного в 1-м каскаде был создан ряд аналогичных конструкций -
УГ-55 (для применения в многоканальных резервированных приводах самолетов и вертолетов с
жесткими ограничениями по непроизводительным расходам), АРМ 150 К-500 для привода с авто-
номным источником гидропитания, типоряд АРМ 200-100 широкого применения и т.п.
Во всех перечисленных моделях использовался 2-х соленоидный ЭМП на основе модифи-
цированных электромагнитов ЭМ-9, разработанных для УГ-45.
Конструктивная схема ЭМ-9 представлена на рис. 9.12. Якорь соленоида подвешивался на
2-х плоских пружинах - силовой и направляющей. Пружины имели фигурный вырез специ-
ального профиля, обеспечивающий требуемую жесткость подвески и достаточную линейность
управляющей характеристики соленоида.
390
Рис. 9.11. Функциональная схема электрогидравлического усилителя УГ-45.
Рис. 9.13. Функциональная схема ЭГУ прямого действия типоряда АРМ 200-100.
391
Последующая модификация касалась в основном доработок по повышению линейности
управляющей характеристики, увеличения тягового усилия, возможности работы с мостовы-
ми схемами электрических усилителей.
В последнем случае поток поляризации создавался электромагнитным способом благода-
ря размещению в каждом соленоиде АРМ 200-300 дополнительной обмотки подмагничивания.
Недостатком такого способа является существенная зависимость активного сопротивления об-
мотки подмагничивания от температуры и, как следствие, нестабильность характеристик ЭМП.
Поэтому на предприятии в последние годы была произведена доработка конструкции соленои-
дов на магнитоэлектрическую систему поляризации, в том числе с использованием редкозе-
мельных магнитов (РЗМ). Так, применение в электромагнитах АРМ 200-500 и АРМ 200-600
цилиндрических вставок из высококоэрцитивного сплава ЮНДК позволило обеспечить тре-
буемые тяговые характеристики, увеличить надежность за счет исключения обмотки подмаг-
ничивания, снизить массу и стоимость электромагнита.
В результате проведенных исследований заводом «Восход» был создан типоряд малогаба-
ритных ЭГУ прямого действия, рассчитанных на небольшие значения расходов и ограничен-
ные тяговые характеристики ЭМП (до 1 кгс).
Функциональная схема такого ЭГУ приведена на рис. 9.13. При этом возможны варианты как
с электромагнитной (рис. 9.13) поляризацией ЭМП, так и магнитоэлектрической. В первом случае
обмотки подмагничивания соленоидов включены встречно, а обмотки управления - согласно.
На рис. 9.13 Uy, Un - напряжения, подаваемые в обмотки управления и подмагничивания
соответственно.
Технические характеристики типоряда АРМ 200-100:
Рабочая жидкость - минеральное масло
Давление подачи, МПа - 6,5
Давление слива, МПа, не более - 0,3
Номинальный расход рабочей жидкости, л/мин - 0,5...1,5
Зона нечувствительности расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более - 5
Смещение нуля расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более - 5
Нелинейность расходной характеристики
в % от номинального расхода, не более - 10
Активное сопротивление обмотки управления
соленоида, Ом - 65
Номинальный ток управления, мА - 60
Активное сопротивление обмотки подмагничивания
соленоида, Ом - 55
Ток подмагничивания, мА - 110
Ток осцилляции в обмотке подмагничивания, мА - 20
Частота осцилляции, Гц - 220
Непроизводительная утечка рабочей жидкости,
л/мин., не более - 0,08
Чистота рабочей жидкости - не грубее 8 класса
ГОСТ 17216-71
Температурный диапазон применения, град. С - -40...+100
Масса, кг, не более - 0,3
Габаритно-присоединительные размеры ЭГУ даны на рис. 9.14, а его общий вид - на рис. 9.15.
392
110 ± 1
Рис. 9.14. Габаритно-присоединительные размеры ЭГУ типоряда АРМ 200-100.
Рис. 9.15. Общий вид ЭГУ типоряда АРМ 200-100.
л слив подача слив
Рис. 9.16. Функциональная схема ЭГУ прямого действия с линейным электродвигателем.
ОУ О
В настоящее время в ряде промышленно развитых стран (США, Англии, Франции) прово-
дятся широкомасштабные НИОКР по созданию ЭГУ прямого действия на основе линейных
электродвигателей (Л ЭД) средней и большой мощности, предназначенных для использования
в авиакосмической технике, системах промышленных роботов и т.п. ЛЭД представляет собой
электромагнитное устройство с поступательным реверсируемым перемещением якоря, обла-
дающее высоколинейными характеристиками и достаточным быстродействием. ЛЭД должен
обеспечивать усилие, достаточное для управления ЗГР на всех возможных режимах, в том чис-
ле в нештатных ситуациях (например, при работе на загрязненной жидкости).
Функциональная схема ЭГУ прямого действия с ЛЭД приведена на рис. 9.16. В схеме ис-
пользуется электрическая обратная связь по положению золотника на основе индукционного
датчика обратной связи (ДОС) переменного тока, т.е. ЭГУ работает в замкнутом следящем кон-
туре. Это обеспечивает требуемую точность позиционирования золотника, стабильность ха-
рактеристик ЭГУ, его высокие динамические свойства.
Напряжение вторичной (сигнальной) обмотки ДОС демодулируется фазочувствительным
выпрямителем (ФЧВ) и поступает на вход электрического усилителя контура в виде напряже-
ния U()c отрицательной обратной связи, где сравнивается с управляющим напряжением UBX.
Регулировка коэффициента усиления электрического усилителя дает возможность изменения
добротности контура ЭГУ в широких пределах с целью получения необходимых точностных и
динамических параметров.
Основной проблемой создания ЭГУ прямого действия является разработка экономичного,
надежного, относительно компактного ЛЭД, обеспечивающего требуемые статические и дина-
мические характеристики ЭГУ в целом. Предприятием ПМЗ «Восход» в последние годы раз-
работаны конструкции и реализован ряд образцов высококачественных ЛЭД, некоторые из них
представлены на рис. 9.17 вместе с таблицей основных технических данных [1].
Особый интерес представляет наиболее мощный образец ЛЭД-50, содержащий 4 незави-
симых обмотки управления и развивающий максимальное усилие до 50 кгс. Он предназначен
для перемещения сдвоенных силовых ЗГР (включенных по тандемной схеме) многоканальных
резервированных электрогидравлических следящих гидроприводов, разрабатываемых сейчас
для систем электрического дистанционного управления скоростных маневренных самолетов
5-го поколения. При этом электрическая часть контура привода имеет 4-х кратное резервиро-
вание с выходом на отдельную обмотку управления, а гидромеханическая - двукратное. Счи-
тается, что усилие, создаваемое данным ЛЭД достаточно для управления сдвоенными золот-
никами диаметром 8...10 мм при коммутируемой гидравлической мощности до 15 кВт.
В обширной номенклатуре ЭГУ завода «Восход» основное место занимают разработки не-
прямого действия с использованием промежуточных гидроусилителей на основе моста сопло-
заслонка. Одной из наиболее ранних и весьма удачных разработок является ЭГУ с пружинной
синхронизацией положения золотника УГ-ЗОА, который с успехом используется в целом ряде
следящих приводов для авиакосмической техники более 30 лет. Эксплуатационные параметры
данного ЭГУ (по надежности, линейности характеристик, быстродействию, температурной ста-
бильности, виброустойчивости) позволяют рекомендовать данную модель для применения и в
перспективных разработках следящих гидроприводов различного назначения.
Технические характеристики типоряда УГ-ЗОА:
Диапазон номинальных расходов рабочей жидкости, л/мин - 0,7... 10
Давление подачи, МПа - 21
Давление слива, МПа - 0,2 ...0,6
Температурный диапазон применения, град. С - -40...+100
394
Наименование параметра Ед. изм. УГ133-100 ЛЭД-7 ЛЭД-12 ЛЭ Д-50,
1. Максимальное усилие Кгс 6 7 12 50
2. Рабочий ход ММ ±0,5 ±0,4 ±0,4 ±0,8
3. Количество каналов(обмоток' 1 2 4 4
4, Сопротивление обмотки Ом 4,2±0,2 8±0,8 12±1,2 13,5±1,35
5. Максимальный ток управление I А ±1 ±1 ±1 ±1
6. Максимальная потребляемая мощност^ Вт 4,2 16 24 54
УГ 133-100
ЛЭД-7
Рис. 9.17. Номенклатура линейных двигателей разработки ПМЗ «Восход».
Общий вид ЛЭД-12
Номинальный ток управления, мА
при последовательном соединении обмоток
при параллельном соединении обмоток
Зона нечувствительности расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более
Смещение нуля расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более
Нелинейность расходной характеристики
в % от номинального расхода рабочей жидкости, не более
Количество обмоток управления
Активное сопротивление обмотки управления, Ом
Непроизводительная утечка рабочей жидкости, л/мин, не более
Чистота рабочей жидкости
Масса, кг, не более
- 10
- 20
- 5
- 5
- 10
- 2
- 220
- 1,2
- не грубее
8 класса
ГОСТ 17216-71
- 0,45
Характеристики соответствуют рабочей жидкости АМГ-10 ГОСТ 6794-75, но может ис-
пользоваться также минеральное масло с близкими характеристиками.
Функциональная схема УГ-ЗОА представлена на рис. 9.18 а,б. Вариант а) соответствует
общему питанию, когда пониженное давление в гидроусилитель сопло-заслонка отбирается за
редукционным клапаном. Вариант б) имеет раздельное питание ЗГР и гидроусилителя и рас-
считан на применение в гидроприводах с автономным источником гидропитания и 2-х контур-
ным насосом, имеющим вспомогательный насос небольшой производительности для питания
контура управления с гидроусилителем.
Это обеспечивает существенные энергетические преимущества в сравнении со схемой рис. 9.18 а.
Технические характеристики варианта ЭГУ с раздельным питанием несколько отличается
от вышеприведенных, соответствующих варианту с общим питанием:
Диапазон номинальных расходов рабочей жидкости, л/мин - 2.5...12
Давление подачи в ЗГР, МПа - 15
Давление подачи в гидроусилитель, МПа - 4,6
Габаритно-присоединительные размеры УГ-ЗОА и его общий вид даны на рис. 9.19.
Многолетняя технологическая отработка УГ-ЗОА позволила создать высоконадежное и
сравнительно недорогое распределительное устройство с достаточно высокими техническими
характеристиками, которое может быть рекомендовано для применения в гидроприводных си-
стемах самого различного назначения.
С конца 60-х годов предприятием ПМЗ «Восход» проводилась активная проработка раз-
личных альтернативных схем ЭГУ с обратными связями по положению золотника - механи-
ческой, гидравлической, электрической. В отличие от предыдущей схемы (рис. 9.18), работаю-
щей по разомкнутому циклу, ЭГУ с обратной связью позволяют контролировать положение
золотника и, следовательно, расходную характеристику с большей точностью. Стабильность
их параметров при изменении условий эксплуатации существенно выше, а динамические свой-
ства потенциально лучше.
ЭГУ с гидравлической обратной связью не продвинулись далее ряда опытных образцов вслед-
ствие технологических ограничений и невысокой температурной стабильности характеристик.
Значительно эффективнее оказались варианты ЭГУ с механической обратной связью, в частно-
сти рассмотренный выше УГ-45. Было также создано большое число моделей ЭГУ на основе мо-
ста сопло-заслонка с упругой механической обратной связью по положению золотника.
396
слив подача
слив подача
а) - с общим питанием
б) - с раздельным питанием
Рис. 9.18. Функциональные схемы электрогидравлического усилителя УГ-ЗОА.
42,5
Рис. 9.19. Габаритно-присоединительные размеры и общий вид УГ-ЗОА.
397
Как указывалось выше, одной из наиболее оригинальных и удачных реализаций схемы яви-
лась разработка миниатюрного ЭГУ марки УГ-70, широко используемого до настоящего вре-
мени в следящих гидроприводах авиационно-космической техники под обозначением ПМ 15-500.
Данный ЭГУ по массо-габаритным и эксплуатационным характеристикам не имеет аналогов
среди отечественных изделий этого класса. Его создание было связано с необходимостью вне-
дрения принципиально новых конструкторских и технологических решений, позволивших в
итоге существенно поднять технический уровень предприятия.
В частности, впервые использовалась технология выполнения прецизионных отверстий с вы-
сокой чистотой поверхности в стальных корпусах, термопрессовой посадки в корпус золотнико-
вых гильз без использования уплотнительных эластомерных колец, изготовления стальных сопел
с диаметром отверстия 0,35 мм и их запрессовки в корпус под гидравлическим контролем и т.п.
Функциональная схема данного ЭГУ и его работа описаны в разделе 1.4.2.
Технические характеристики типоряда ПМ 15-500:
Диапазон номинальных расходов рабочей жидкости, л/мин.
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
Температурный диапазон применения, град. С
Номинальный ток управления, мА
при последовательном соединении обмоток
при параллельном соединении обмоток
Зона нечувствительности расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более
Смещение нуля расходной характеристики
в % от номинального тока управления, не более
Нелинейность расходной характеристики
в % от номинального расхода рабочей жидкости, не более
Количество управляющих обмоток
Активное сопротивление обмотки, Ом
Непроизводительная утечка рабочей жидкости, л/мин., не более
Чистота рабочей жидкости
Масса, кг
Указанные характеристики обеспечиваются на рабочей жидкости
0.6...4
28
0,2
-40...+100
10
20
5
5
10
2
220
0,8
не грубее
8 класса
ГОСТ 17216-71
0,21
АМГ-10
ГОСТ 6794-75
Габаритно-присоединительные размеры ЭГУ и его общий вид даны на рис. 9.20.
В последние годы заводом «Восход» на базе ПМ 15-500 разработана модификация с обо-
значением УГ-83, предназначенная не только для использования в авиации, но и в приводах
манипуляторов и системах автоматического регулирования с жесткими массо-габаритными ог-
раничениями.
Типоряд УГ-83 рассчитан на диапазон давлений подачи 3.5...28 МПа, увеличенный номи-
нальный расход жидкости при перепаде давлений 7 МПа (0,35 / 1,35 / 4 / 6,7 л / мин.), имеет
повышенное быстродействие - частота фазового сдвига в 90° при давлении подачи 21 МПа и
токе управления 25% номинального значения составляет 200 Гц - и может работать на мине-
ральном масле ГОСТ Г7479.3-85 с вязкостью 5...300 сСт.
398
6,3 do,l
Рис. 9.20. Габаритно-присоединительные размеры и общий вид ПМ 15-500.
399
Элементная база, отработанная в процессе создания и доводки типоряда ПМ 15-500 была ис-
пользована в дальнейшем при проектировании более мощных ЭГУ данного класса (РМ 400-400 и
РМ 110-500), рассчитанных на номинальные расходы 8...20 л/мин для РМ 110-500 и 25...50 л/мин
для РМ 400-400. Эти модели разрабатывались на давление подачи 21 МПа для применения в авиа-
ционной технике, все остальные технические характеристики полностью соответствовали типоря-
дуПМ 15-500.
Для обеспечения повышенных расходов при более низком давлении подачи, что требовало
существенного увеличения рабочих окон ЗГР, были использованы золотники большего диа-
метра (8 мм у РМ 400-400 вместо 5 мм у ПМ 15-500). Поэтому применение маломощного ЭМП
и малорасходного моста сопло-заслонка в этих моделях обусловило заметное снижение их бы-
стродействия по сравнению с базовой моделью ПМ 15-500. После проведения серии НИОКР
заводом «Восход» для ЭГУ типоряда РМ 400-400 был разработан более мощный ЭМП с мосто-
вой схемой магнитной цепи и улучшенными тяговыми характеристиками (см. выше), а также
использованы сопла гидроусилителя с диаметром 0,6 мм вместо 0,35 мм у ПМ 15-500. Новая
модель ЭГУ получила обозначение РМ 500-500, ее общий вид показан на рис. 9.21. Быстродей-
ствие данной модели удалось существенно повысить, хотя непроизводительная утечка рабочей
жидкости возросла до 1,5 л/мин.
Большой объем работ по дальнейшему развитию и совершенствованию схемы ЭГУ сопло-
заслонка с упругой механической обратной связью на предприятии ПМЗ «Восход» проводил-
ся в 90-е годы и был связан с изменившимися условиями экономической деятельности - зна-
чительным снижением госзаказа по оборонной и авиационной тематике, конверсией, наметив-
шейся тенденцией массовой замены импортного гидрооборудования на отечественные анало-
ги и потребности новых отраслей промышленности в приводных системах и агрегатах с улуч-
шенными техническими и эксплуатационными параметрами. В этот период был осуществлен
ряд интересных разработок пр созданию аналогов ЭГУ известных западных фирм - MOOG,
DOWTY, ORSTA, REXROTH и др. для использования в металлургической промышленности,
лесообрабатывающей отрасли, на железнодорожном транспорте.
Примером такой разработки может являться, например, типоряд УГ-172, общий вид одно-
го из представителей которого представлен на рис. 9.21. Типоряд включает ЭГУ большой мощ-
ности с номинальными расходами 85, 160 и 220 л/мин. при перепаде давлений 7 МПа, имеет
оперативную магнитную регулировку смещения нуля, масса ЭГУ не превышает 3,5 кг.
Давления подачи находятся в пределах 7...28 МПа. Номинальный ток управления образует
ряд 10,15,40,50,200 мА при параллельном соединении обмоток (при последовательном соеди-
нении эти величины в 2 раза меньше), активное сопротивление которых соответственно равно
1000,220,80,40 и 20 Ом. Данный ЭГУ разработан для агрегата намотки листа металлургичес-
кого оборудования.
Представляет интерес модель УГ-177 (1 Exsib IIВТ5) взрывобезопасного исполнения, раз-
работанная для ОАО «Газпром» и рассчитанная на диапазон давлений подачи 7...21 МПа. Но-
минальный расход жидкости при перепаде 7 МПа может составлять 20 или 40 л/мин. в зависи-
мости от типоразмера. Номинальный ток управления 10 мА при параллельном соединении об-
моток и 5 мА - при последовательном, масса ЭГУ не более 1,1 кг. УГ-177 имеет достаточно
высокое быстродействие - частота фазового сдвига в 90° при давлении 21 МПа и токе 25% но-
минального значения не менее 50 Гц.
Общий вид УГ-177 также дан на рис. 9.21. Он применяется в системах ГТК-10И, ГТК-25И,
ГТК-25ИР, агрегатах газоперекачивающих компрессорных станций и другом оборудовании для
взрывоопасных сред.
Одной из наиболее удачных разработок следует считать типоряд ЭГУ с обозначением УГ-176
(УГ-176А, УГ-176-02 и др.), предназначенный для управления гидроцилиндрами в агрегатах
400
РМ-500-500 УГ-172
УГ-177
Рис. 9.21. Общий вид ЭГУ с упругой механической обратной связью
различного назначения.
Рис. 9.22. Габаритно-присоединительные размеры и внешний вид УГ-176.
401
широкого применения и созданный в 1993 г. Он взаимозаменяем с ЭГУ EL-T76.00.35 DOWTY
(Англия), ORSTA, D-076 MOOG (Германия).
Технические характеристики типоряда УГ-176:
Рабочая жидкость
Давление подачи, МПа
Давление слива, МПа
Ряд номинальных расходов жидкости
при перепаде давления 7 МПа, л/мин.
Ряд номинальных токов управления, мА
при параллельном соединении обмоток
при последовательном соединении обмоток
Активное сопротивление обмотки, Ом
Зона нечувствительности в % от номинального
тока управления, не более
Смещение нуля в % от номинального
тока управления, не более
Нелинейность расходной характеристики
в % от номинального расхода, не более
Непроизводительный расход рабочей
жидкости, л/мин., не более
Частота, соответствующая фазовому сдвигу 90°
при перепаде давления 21 МПа и токе управления
25% номинального значения, Гц
Чистота рабочей жидкости
Масса, кг, не более
- минеральное масло
ГОСТ 17479.3-85
с вязкостью 5...300 сСт
в диапазоне температур
-40...+100 град.С.
- 7...28
- 0...0,6
- 4,10,20,30,40,60,85
10,15,40,50,200
- 5,7.5, 20,25,100
1000, 220,80,40,20
2
2
- 5
- 2
110
- не грубее 13 класса
по ГОСТ 17216-71
- 1,3
Общий вид УГ-176 и его габаритно-присоединительные размеры показаны на рис. 9.22.
Конструктивные особенности данного ЭГУ:
- возможность оперативной подстройки смещения нуля (магнитным способом) без демон-
тажа из привода,
- использование герметизированного ЭМП с мостовой схемой магнитной цепи и улуч-
шенными силовыми характеристиками,
- амортизированное крепление катушек с рабочими обмотками ЭМП для повышения
надежности при температурных деформациях корпуса и воздействии вибрационных на-
грузок,
- взаимозаменяемая гильза золотника с уплотнительными кольцами и ее жесткая фикса-
ция в корпусе за счет одностороннего поджатия давлением,
- модульная конструкция управляющего каскада «ЭМП-узел сопел»,
- промывка входного фильтра гидроусилителя сопло-заслонка потоком жидкости силово-
го контура (питания ЗГР),
- применение легкого корпуса из высокопрочного алюминиевого сплава.
402
Рис. 9.23. Экспериментальная расходная характеристика УГ-176 при давлении питания 7МПа.
1!' j— ДР
,r 5V .M—. Afi«
tll 7П и
fifl -
_ SO- ? / /
, , , ЛП .
- ЯП г •
4П .
Iv • Л Той , . , 1 : управа 1 I 1 пения,%
Г 5 5 « 4 -i jlJJII 1 1II is -i 2 t / 1 1 1 1 i 1
-ЙП Ш
"VU •
hi igy«* CA..
ЛП -
*80-«
। । DO-
-49G-
Рис. 9.24. Экспериментальная перепадная характеристика УГ-176.
404
В модификации УГ-176А, разработанной в 1999 г., снижен непроизводительный расход ра-
бочей жидкости за счет уменьшения проходных сечений сопел и балансных дросселей, что по-
зволило увеличить грязеемкость фильтроэлемента на входе гидроусилителя. Здесь использо-
ван также щелевой фильтроэлемент новой конструкции, позволяющий длительное время ра-
ботать на загрязненной рабочей жидкости.
Данная модификация успешно прошла эксплуатационные испытания на машине ВПР-1500
Александровской дистанции пути Московской железной дороги в течение всего сезона без за-
мечаний и отказов.
На рис. 9.23, 9.24 приведены в качестве примера экспериментальные статические ха-
рактеристики (расходная и перепадная) одного из образцов У Г-176. При этом перепадная
характеристика построена в относительных единицах - по оси абсцисс отложено значение
тока управления в % от номинального значения, по оси ординат величина перепада давле-
ний на выходе ЭГУ (гидродвигателе) в % от номинального давления питания. Характерис-
тика имеет петлевой характер, обусловленный гистерезисом ЭМП. Насыщение по давле-
нию имеет место уже при 7% номинального тока, что указывает на высокую чувствитель-
ность ЭГУ.
На рис. 9.25 представлены также экспериментальные логарифмические частотные харак-
теристики УГ-176 (амплитудная и фазовая), снятые при амплитуде тока управления 25% но-
минального значения, т.е. в линейной зоне. Характеристики иллюстрируют высокое быстро-
действие данного ЭГУ.
С конца 70-х годов на предприятии ПМЗ «Восход» проводились активные исследования в
области разработки нового класса ЭГУ непрямого действия - с электрической обратной свя-
зью по положению золотника (см. раздел 6-.1). Они отличаются высокой точностью позицио-
нирования золотника и быстродействием, простотой настройки и регулировки смещения нуля,
стабильностью параметров. ЭГУ данного класса используются в гидроприводах специального
назначения, технические характеристики которых существенно превышают типовой уровень.
К таким приводам относятся, например, многостепенные системы подвижности для управле-
ния антеннами бортовых радиолокационных станций маневренных самолетов (см. Главу 6),
приводы силовозбудителей натурных испытательных комплексов, приводы прецизионных стан-
ков для металлообработки и т.п.
Основной технической проблемой при создании таких ЭГУ является разработка надежно-
го датчика положения золотника, измеряющего очень малые перемещения и обладающего вы-
сокой разрешающей способностью.
Эта задача была успешно решена на предприятии путем разработки малогабаритного ин-
дукционного датчика переменного тока оригинальной конструкции, обладающего практичес-
ки линейной характеристикой и позволяющего фиксировать перемещения до 2 мм. Указанный
датчик применяется до настоящего времени во всех типоразмерах ЭГУ с электрической обрат-
ной связью, проектируемых и изготовляемых заводом «Восход» (см. ниже).
На рис. 9.26 показаны функциональные схемы некоторых модификаций ЭГУ данного клас-
са, представленных в номенклатуре изделий предприятия. Схема рис. 9.26 а является класси-
ческим вариантом реализации на основе гидроусилителя сопло-заслонка. ЭГУ включается здесь
в замкнутый контур регулирования, идентичный показанному на рис. 9.16. При этом электри-
ческий усилитель контура, а также ФЧВ расположены дистанционно от головки управления и
на рис. 9.26 а не показаны. По этой схеме выполнен, в частности один из первых образцов ЭГУ
данного класса - РМ 500А-500.
Типовой моделью ЭГУ с электрической обратной связью более поздней разработки явля-
ется УГ-71М, образующий типоряд с техническими характеристиками, соответствующими со-
временным требованиям:
405
О
О
Отнршение амплитуд, дБ
Рис. 9.25. Экспериментальные логарифмические частотные характеристики (амплитудная —АЧХ, фазовая — ФЧХ)
электрогидравлического усилителя УГ-176.
Сдвиг фаз, град.
t U I °>
подача слив
Рис. 9.26. Функциональная схема ЭГУ с электрической обратной связью по положению золотника.
УГ-71
Рис. 9.27. Общий вид электрогидравлических усилителей УГ-71 и УГ-81А.
УГ-81А
407
Номинальный расход рабочей жидкости, л/мин. Давление подачи, МПа Давление слива, МПа Температурный диапазон применения, град.С Номинальное напряжение на входе усилителя замкнутого контура, В Зона нечувствительности расходной характеристики в % от номинального напряжения на входе, не более Смещение нуля расходной характеристики в % от номинального напряжения на входе, не более Нелинейность расходной характеристики в % от номинального расхода рабочей жидкости, не более Количество обмоток управления ЭМП Активное сопротивление обмотки, Ом Непроизводительный расход рабочей жидкости, л/мин. Масса, кг, не более Чистота рабочей жидкости - 6,3...8О - 16 - 2 - -40...+100 1 - 0,5 - 5 - 10 - 2 - 20 - 1,5...3,2 1,2 - не грубее 8 класса ГОСТ 17216-71
Приведенная выше техническая характеристика обеспечивается на масле - АМГ-10 ГОСТ 6794-75
Параметры электрической части:
Крутизна электрического усилителя, мА/В Коэффициент передачи ФЧВ, В/В Коэффициент передачи ДОС по переменному току, В/мм Напряжение питания первичной обмотки ДОС - 500 - 0,8 - 1,25±0,125 - 12±0,1 В с частотой 10000±100 Гц (синусоидальная форма колебаний)
УГ-71М обладает повышенным быстродействием.
Для систем общепромышленного применения был создан ряд модификаций данного ЭГУ,
получивших обозначение УГ-71 и УГ-71А и используемых в станкостроении (станки типа ST-144),
а также в системах автоматического регулирования с повышенными требованиями по быстро-
действию. Особенностью их конструкции является применение встроенной (в корпус ЭГУ)
электроники. Это позволяет сократить число соединительных проводников и увеличить на-
дежность по питанию.
Функциональная схема УГ-71 соответствует рис. 9.26 б, в состав электронного блока (ЭБ)
помимо электрического усилителя постоянного тока входят также ФЧВ и высокочастотный
генератор питания ДОС. Блок изготавливается специальным подразделением предприятия
«Восход» на основе многослойных печатных плат с применением интегральных микросхем и
микросборок. Он обеспечивает нормальную работу ЭГУ в неблагоприятных внешних услови-
ях (температуры, вибрационные нагрузки и т.п.), а также в атипичной среде.
Технические характеристики типоряда УГ-71 (УГ-71 А):
Ряд номинальных расходов рабочей жидкости
при перепаде давлений подачи и слива 7 МПа, л/мин.
Диапазон давлений подачи в ЭГУ, МПа
4,10,20,30,40,60,85
7...14
408
Номинальное напряжение на входе усилителя
замкнутого контура, В - ± 10
Напряжение питания электронного блока, В - ± 15
Частота, соответствующая фазовому сдвигу 90°
при давлении подачи 14 МПа и сигнале
управления 25% номинального значения, Гц - 170
Масса, кг, не более - 3,5
Общий вид УГ-71 показан на рис. 9.27.
Для станкостроительной промышленности разработан более мощный образец ЭГУ со встро-
енной электроникой (УГ-73), рассчитанный на повышенный номинальный расход. Функцио-
нальная схема УГ-73 соответствует рис. 9.26 в, т.е. 3-х каскадному варианту. При этом нагруз-
кой типового 2-х каскадного ЭГУ с электрической обратной связью на основе гидроусилителя
сопло-заслонка является цилиндрический золотник увеличенного диаметра.
Характеристики типоряда УГ-73:
Диапазон давлений подачи, МПа - 7... 14
Номинальный расход жидкости при перепаде
давлений подачи и слива 7 МПа, л/мин. - 130
Номинальное напряжение на входе усилителя
замкнутого контура, В - ± 10
Напряжение питания электронного блока, В - ± 15
Частота, соответствующая фазовому сдвигу в 90°
при давлении подачи 14 МПа и сигнале
управления 25% номинального значения, Гц - 80
Масса, кг, не более - 5,5
Представителем семейства трехкаскадных ЭГУ с большой пропускной способностью яв-
ляется также модель УГ-81А, первые два каскада усиления которой реализованы на базе рас-
пределителя УГ-176. Модель предназначена для управления гидравлическими цилиндрами под-
бивочного блока путеремонтной машины для железных дорог (типа ВПР, ВПРС), прессового
оборудования и разработана ПМЗ «Восход» взамен аналогичного ЭГУ производства ВНИИ
«Сигнал», г. Ковров или NY-25RPE32ST фирмы Rexroth.
Характеристики типоряда УГ-81А:
Диапазон давлений подачи, МПа - 7... 14
Номинальный расход при перепаде давлений
подачи и слива 7 МПа, л/мин. - 600
Номинальный ток управления, мА - 300
Масса, кг, не более - 9
Общий вид ЭГУ типоряда УГ-81А показан на рис. 9.27.
В заключение следует подчеркнуть, что изложенные выше материалы далеко не охватыва-
ют всего многообразия и опыта разработок ЭГУ различного назначения, проведенных за время
существования предприятия ПМЗ «Восход». Здесь представлены модели, серийно изготавли-
ваемые в настоящее время (или изготовлявшиеся) заводом. Помимо них существует множе-
ство модификаций, разработанных под специальные требования конкретного заказчика.
409
Таблица 6
Тип ЭГУ Год разработки Тип управления Тшгобратнойсвязя Примечание
УГ30А 1969 «сопло заслонка» синхронизирующие пружины ввертные сопла, гильза с эластомер- ными кольцами редукционный клапан в контуре управления
УГЗОА-12 Ц067-500 1984 1989 «сопло- заслонка» синхронизирующие пружины механическая пружи- на обратной связи контур управления отделен от силово- го контура
ПМ 15-500 1978 сопла и гильза запрессованы, эласто- мерные кольца ИПР-1316
ПМ15Б-500 ПМ 15 В-500 1987 1993 «сопло- заслонка» механическая пружи- на обратной связи сопла и гильза запрессованы, эласто- мерные кольца 51-1434 сопла и гильза запрессованы, эласто- мерные кольца 51-1434, щелевой фильтр в силовом контуре
РМ400-400 РМ! 10*500 Ц071-400 РМ500А-500 УГ-83 1983 1987 1987 1988 1994 «сопло- заслонка» механическая пружи- на обратной связи сопла и гильза запрессованы
УГ75Б УГ-176 1992 1994 «сопло- заслонка» механическая пружи- на обратной связи вворачиваемые сопла, гильза' комплек- туется с корпусом без уплотнений, эксцентрик для регулировки смещения нуля аналог сервоклапанам серии 62,76 «МООС», гильза с эластомерными кольцами, щелевой фильтр, магнитная регулировка смещения нуля
УГ-172 2000 «сопло- заслонка» механическая пружи- на обратной связи аналог сервоклапанам серии 72 «MOOG», гильза с эластомерными кольцами, магнитная регулировка смешения нуля
УГ-177 1997 «сопло- заслонка» механическая пружи- на обратной связи аналог сервоклапанам серии 77 «МООС», взрывозащитное исполнение
УГ-71М 1990 «сопло* заслонка» электрическая обрат- ная связь электрический датчик обратной связи
УГ-71 УГ-73 1993 1995 «сопло- заслонка» электрическая обрат- ная связь электрический датчик обратной связи, встроенный электронный блок
УГ-76 1992 электромагнит и пружина электрическая обрат- ная связь аналог сервоклапану NG 6 «BOSCH» с встроенный электроникой
УГ-82 1993 два электро- магнита синхронизирующие пружины обмотка подмагничивания, осцилляция
УГ-133 1994 линейный электродви- гатель электрическая обрат- ная связь аналог сервоклапанам серии 633 с встроенной электроникой
410
В Таблице 6 приведены сводные данные по основным разработкам ЭГУ различных типов,
созданных на предприятии начиная с 1969 г. В Таблицу включены некоторые модели, не рас-
смотренные в настоящем разделе. С другой стороны, не отражены более ранние разработки, а
также ряд образцов с электрической и жесткой механической обратной связью по положению
золотника, ЭГУ прямого действия.
Указаны некоторые конструктивные и иные особенности представленных ЭГУ.
9.4. Датчики обратной связи постоянного и переменного тока
Датчики обратной связи (ДОС) являются необходимыми функциональными элементами
информационного канала ЭГСП, осуществляя преобразование выходного сигнала привода (пе-
ремещения выходного звена) в пропорциональное значение электрического или механическо-
го сигнала, поступающее на вход привода с целью замыкания контура регулирования. За ис-
ключением относительно малораспространенных следящих приводов с механической обрат-
ной связью (см. Главу 2), подавляющее большинство ДОС - электрические, формирующие
выходной сигнал в виде тока или напряжения.
ДОС определяет не только величину коэффициента передачи привода в системе управле-
ния ЛА, но и значение добротности контура, разрешающую способность и точность привода,
линейность его управляющей характеристики, надежность работы, технический ресурс.
9.4.1. Потенциометрические ДОС постоянного тока
на основе проволочных резисторов
Первые отечественные ЭГСП разработки середины и конца 50-х гг. снабжались обычно
потенциометрическими ДОС на основе проволочных резисторов. Это относится не только к
приводам беспилотных ЛА, но и рулевым машинам автопилотов для пилотируемых ЛА. По-
тенциометрические ДОС данного типа широко использовались в практике проектирования
предприятия ПМЗ «Восход» (рулевые машины РА-5, РА-16, РМ-100 и др.) и используются
до настоящего времени в ряде приводов для ракетно-космической техники, например, приво-
де РМ-50Б для 2-й ступени ракеты-носителя «Протон», выпускаемого предприятием более
35 лет и подтвердившем высокую надежность и эксплуатационные характеристики (за все
время эксплуатации этой ракеты не зафиксировано ни одного случая отказа системы управ-
ления, причиной которого являлась неисправность или неудовлетворительная работа ука-
занного привода).
ДОС на базе проволочных резисторов использовался также в агрегате РМ-100 (см. Главу 2),
статические и динамические характеристики привода на основе которого вполне соответству-
ют даже современным требованиям к приводам небольшой мощности для беспилотных ЛА.
В этой конструкции был применен, в частности, унифицированный блок ДОС с проволочны-
ми потенциометрами ПОС-ЗА, используемый также в ряде аналогичных агрегатов разработ-
ки других отечественных предприятий (например, РА-42, РА-46, РА-73 разработки ММКБ
«Родина»).
ПОС-ЗА (рис. 9.28) представляет собой проволочный потенциометр постоянного тока, со-
стоящий из двух резисторов, включенных параллельно. В гетинаксовом корпусе 3 установле-
ны 2 стальные хромированные цилиндрические направляющие 1, по которым перемещается
бронзовый движок 6. В отверстие «к» движка входит шарнирный самоустанавливающийся
поводок, закрепленный на конце штока поршня привода. К корпусу 3 крепятся винтами резис-
торы 5, намотанные тонким изолированным проводом из нихрома на изолированный алюми-
ниевый каркас. Контактные поверхности резисторов зачищены от изоляции. По ним скользят
411
412
33±0,1
45,5±0,1
1 - направляющая; 2 - электрожгут; 3 - корпус; 4 - токосъемник; 5 - резисторы проволочные;
6 - движок, 7 - пружина контактная.
Рис. 9.28. Конструкция потенциометрического датчика ПОС-ЗА.
1ШШШШ111111П!
15^1 1IIIIIIIIII1HII
2UI I П1111ПН1ГЛ11
llillllllll
iimiinii
28±0,l
mTinii nt Lirirnffi
11ПШШ1П1|Ц|И1ьаад^
lllllllllllllilllllll
04,5+0013
. 02,
контактные пружины 7, электрически соединенные между собой. В центре расположен токосъ-
емник 4 для передачи напряжения с контактных пружин к электроразъему привода. Токосъем-
ник выполнен аналогично резисторам 5, но все его витки закорочены. В некоторых модифика-
циях приводов в качестве токосъемника используется гладкая пластина со специальным по-
крытием. Электрические соединения элементов выполнены монтажным проводом с фтороп-
ластовой изоляцией и залиты эпоксидным компаундом. Провода объединены в жгут с тефло-
новой изолирующей трубкой 2. Датчики обратной связи вместе с потенциометром телеметрии
монтируются на специальном каркасе и устанавливаются в хвостовике привода.
Технические характеристики датчика обратной связи ПОС-ЗА:
Напряжение питания, В - 27 ± 2,7, постоянный ток
активная нагрузка датчика, кОм - 20...500,
активное сопротивление, Ом - 740 ± 10%,
витковая чувствительность, вит/мм,не менее - 10,
отклонение от линейности,%, не более - ±1,
максимально допустимый ток в нагрузке, мА, не более - 10
Примечание:
1) Каждый из датчиков включает два проволочных резистора, соединенных параллельно.
2) В приводе могут устанавливаться один или два датчика в зависимости от модификации.
В последнем случае один из двух датчиков используется для целей телеметрии.
9.4.2. Потенциометрические ДОС постоянного тока
на основе непроволочных резисторов
Широко применяемые ранее потенциометрические ДОС на основе проволочных резисто-
ров имеют ряд существенных недостатков:
- ограниченная разрешающая способность, определяемая диаметром намоточной прово-
локи,
- «ступенчатость» характеристики,
- «дребезг» и окисление контактирующих деталей (токосъемника и дорожки), нестабиль-
ность переходного сопротивления,
- небольшой ресурс,
- ограниченная высотность применения (в авиации).
Указанные недостатки обусловили постепенный переход в авиации от потенциометричес-
ких ДОС к бесконтактным индукционным датчикам (см. ниже), работающим на переменном
токе совместно с демодуляторами. Такие датчики широко используются в авиационных приво-
дах с большим техническим ресурсом.
С другой стороны, развитие элементной базы высокоточных приборных следящих систем,
в том числе для вычислительной техники, обусловило появление непроволочных переменных
резисторов на основе токопроводящих полимерных материалов, не имеющих отмеченных выше
недостатков.
Хорошая сочетаемость по питанию с операционными усилителями, входящими в состав
современных электрических усилителей для следящих приводов, и высокая помехозащищен-
ность ДОС данного типа (в том числе при работе с цифровыми системами) обусловили в на-
стоящее время в разработках ПМЗ «Восход» целесообразность возврата к потенциометричес-
ким датчикам взамен индукционных.
413
В настоящее время отечественной промышленностью выпускается определенная номенк-
латура непроволочных резисторов с линейной характеристикой на основе токопроводящих
полимерных материалов, различающихся величиной номинального сопротивления, точностью,
характером перемещения входного вала (вращательное или поступательное), климатическим
исполнением, количеством рабочих секций. Это - прецизионные несиловые устройства, ис-
пользуемые в качестве датчиков следящих систем, в вычислительной аппаратуре, измеритель-
ных пультах для цепей постоянного и переменного тока.
Наибольшее распространение получили круглые резисторы типа СП 4-8 с вращательным
перемещением вала и различным количеством секций. В состав каждой секции входит резис-
тивный элемент на изолирующей керамической подложке, движок с контактным лепестком,
система электрических выводов. Секции вместе с общим основанием монтируются на корпусе
с помощью быстроразъемного хомутного соединения. Они выполняются в 2-х вариантах - без
средней точки (вариант «б») и со средней точкой (вариант «а»).
Многосекционные резисторы применяются в приводах для дублирования ДОС (с целью
повышения надежности), съема телеметрических сигналов, для выделения сигнала положения
выходного звена в электронных корректирующих устройствах.
Общий вид односекционного резистора представлен на рис. 9.29 с указанием габаритных и
присоединительных размеров. Установка каждой следующей секции увеличивает длину резис-
тора на 7 мм.
Основные технические характеристики датчика СП 4-8:
Количество рабочих секций
Диапазон номинальных сопротивлений, кОм
Допуск на разброс сопротивления, %
Допустимое отклонение характеристики
от линейной, %
Полный угол регулирования, град.
Момент трогания вала, гс см, не более
Ресурс, циклов поворота вала
Минимальное снимаемое напряжение,
в % от приложенного к выводам 1-3
Максимальная частота вращения вала
без разрыва контакта, об/мин., не менее
Сопротивление изоляции резисторов, мОм, не менее
Номинальная мощность рассеивания односекционных
резисторов в интервале температур окружающей
среды - 60...+70 °C, Вт
Номинальная мощность рассеивания каждой секции
многосекционных резисторов в тех же условиях, Вт
Рабочий диапазон температур окружающей среды, °C
Масса, г, не более
1...4,
1...22,
± 10 и ± 20,
0,2...1,
338...342,
30...110 (в зависимости
от числа секций),
107
0,5
600
5000
0,5
0,25
-60...+125
35...55 (в зависимости
от числа секций)
Двух, трех и четырехсекционные резисторы изготовляются с любым сочетанием значений
номинальных сопротивлений, допусков на них, отклонений от линейности, вариантов испол-
нения «а» или «б».
414
030
34,5 max
39 max
Рис. 9.29. Общий вид потенциометрического ДОС на токопроводящей
пластмассе СП 4-8 (односекционного).
415
Резонансная частота одно- и двухсекционных резисторов - не менее 3000 Гц, трехсекцион-
ных - не менее 2000 Гц, четырехсекционных не менее 1700 Гц.
При увеличении температуры окружающей среды свыше 70°С допустимая мощность рас-
сеивания снижается по линейному закону с нулевым значением в точке +125°С. При снижении
давления окружающей среды до 1 мм ртутного столба допустимая мощность рассеивания рези-
стора уменьшается на 20%.
Резисторы обеспечивают стойкость к воздействию синусоидальной вибрации в частотном
диапазоне 1...3000 Гц с амплитудой ускорения до 15 g, механического удара одиночного дей-
ствия с пиковым ускорением 150 g длительностью 1...5 мс, удара многократного действия с пи-
ковым ускорением 40 g и длительностью 2... 10 мс, линейных ускорений до 50 g.
Резисторы обеспечивают нормальную работу в диапазоне давлений окружающей среды
133...294000 Па, влажности - до 98%. Температурный коэффициент сопротивления резисторов
не более 750 10"61/град.С.
Высокие технические характеристики датчиков СП 4-8 обусловили их широкое примене-
ние в многочисленных разработках предприятия ПМЗ «Восход» начиная с середины 70-х гг.
Основная область применения - ЭГСП беспилотных ЛА с централизованными или автоном-
ными источниками гидропитания. Вместе с тем в последние годы наметилась устойчивая тен-
денция внедрения таких датчиков в авиационные ЭГСП, в том числе в многоканальные резер-
вированные приводы электродистанционных систем управления взамен традиционных индук-
ционных датчиков переменного тока. С этой целью по заказу предприятия в ОАО «НИИ Гири-
конд» (г. Санкт-Петербург) были разработаны образцы резистивных элементов для ДОС ли-
нейного перемещения, позволяющие комплектовать блоки счетверенных ДОС многоканаль-
ных приводов.
В том же ОАО созданы также опытные образцы односекционных сдвоенных датчиков кру-
гового перемещения ПТ 1-4 с ограничением угла поворота вала в пределах ± 35° и размещени-
ем 2-х электрически независимых одинарных потенциометров с общим валом, что дает воз-
можность прямого соединения выходного вала или качалки с датчиком без промежуточного
редуктора.
Потенциометры ПТ 1-4 изготавливаются одного типа и варианта конструкции и обладают
линейной функциональной характеристикой (с отклонением не более ±1%). Номинальное со-
противление потенциометров - 2,2 кОм ± 20%, выходной вал не имеет ограничений по переме-
щению. Все датчики выпускаются в варианте без средней точки, износоустойчивость соответ-
ствует числу полных оборотов вала 2 106.
Рассогласование выходных напряжений обоих потенциометров в точке, соответствующей 50%
напряжения питания не должно превышать 0,5% от указанного напряжения. Нарушение контакти-
рования подвижной системы не допускается при скорости вращения вала до 600 об./мин.
Питание потенциометров - постоянный ток напряжением до 15,5В, при этом ток через под-
вижные контакты не более 1 мА, что накладывает соответствующие ограничения на величину
активного входного сопротивления внешней нагрузки (работа в режиме, близком к холостому
ходу). Для уменьшения влияния вариаций переходного контактного сопротивления между под-
вижным контактом и резистивным слоем, а также обеспечения линейности функциональной
характеристики сопротивление нагрузки должно на 2 порядка превышать номинальное сопро-
тивление потенциометров (т.е. составлять 220 кОм). При этом дополнительная нелинейность
характеристики не превышает 0,15%.
Температурный диапазон применения —6О...+125°С. Допускается работа при температу-
ре +140°С в течение 1 часа. 94%-ный ресурс потенциометров - 4000 часов.
Геометрические размеры датчика ПТ 1-4 близки к односекционному СП 4-8 (диаметр корпуса -
30 мм, высота - 19 мм, с учетом длины вала - 29 мм, диаметр вала - 3 мм). Масса - не более 50 г.
416
9.4.3. Магнитоэлектрические (индукционные) датчики обратной связи
Отмеченные выше недостатки потенциометрических ДОС на базе проволочных резисто-
ров не позволяли использовать их в приводах авиационных систем управления по причинам
недостаточной надежности и небольшого ресурса. В связи с широкой автоматизацией борто-
вых систем управления самолетов и вертолетов начиная с середины 60-х гг. и связанным с этим
массовым внедрением ЭГСП в схемы управления возникла проблема создания бесконтактных
датчиков обратной связи, работающих на переменном токе. Были разработаны и запущены в
серийное производство индукционные ДОС вращательного типа (например, широко распро-
страненный датчик 45Д-20-2), питающиеся от бортсети самолета со стандартной частотой 400 Гц
и работающие совместно с фазочувствительными выпрямителями-демодуляторами. Для по-
давления высокочастотных помех на выходе демодулятора устанавливался апериодический
фильтр, вносящий запаздывание (иногда существенное) в цепь сигнала обратной связи.
В конце 70-х гг. для питания обмоток возбуждения индукционных ДОС стали использо-
вать специальные генераторы с частотой 2 кГц и более (до 12,5 кГц), что позволило существен-
но снизить постоянную времени выходного фильтра и, следовательно, запаздывание в линии
обратной связи до приемлемого уровня. В настоящее время система «индукционный ДОС-де-
модулятор» является основой устройств обратной связи авиационных ЭГСП, в том числе ре-
зервированных многоканальных приводов для электродистанционных систем.
Необходимо отметить, что индукционные ДОС вращательного типа обеспечивали достаточ-
ную линейность характеристики в пределах углов ± 30°, поэтому их применение для измерения
больших поступательных перемещений было связано с определенными проблемами. Поэтому на
предприятии был разработан и изготавливается унифицированный ряд индукционных датчиков
линейного перемещения (ИД-4, ИД-5 и др.), рассчитанных на диапазон ходов от 200 до 1,5 мм.
Последние использовались и используются в настоящее время в ЭГУ с электрической обратной
связью по положению золотника. В длинноходовых датчиках вторичные обмотки укладываются
по специальному закону, что обеспечивает требуемую линейность характеристик.
На рис. 9.30 представлена в качестве примера конструкция и электрическая схема датчика
обратной связи по положению золотника, входящего в состав электрогидравлического усили-
теля РМ 500А-500. Активным элементом датчика является сердечник, выполненный из ферро-
магнитного материала с высокой магнитной проницаемостью (пермаллоя). Вторичная (сиг-
нальная) обмотка с числом витков W2 подключается к фазочувствительному выпрямителю-
демодулятору и состоит их 2-х встречно включенных секций. Напряжение переменного тока,
трансформируемое из первичной обмотки датчика во вторичную определяется положением
сердечника. В его среднем положении напряжения секций сигнальной обмотки одинаковы и
взаимно компенсируются, поэтому результирующее напряжение (остаточное) близко к 0. При
смещении сердечника от среднего положения в ту или иную сторону в сигнальной обмотке
генерируется переменное напряжение, прямо пропорциональное указанному перемещению,
фаза которого зависит от его направления. Фаза определяется фазочувствительным выпрями-
телем, формирующим знакопеременный сигнал постоянного тока, линейно зависящий от сме-
щения сердечника. Данный сигнал после соответствующей фильтрации поступает в электри-
ческий усилитель, замыкая контур слежения.
Первичная обмотка (возбуждения) Wj запитывается от генератора высокой частоты.
На рис. 9.31 изображена статическая характеристика датчика по переменному току (сме-
щение золотника внутрь и наружу). Крутизна характеристики датчика - 1,3 В/мм при UnHT= 12 В
и частоте 10 кГц, остаточное напряжение - не более 0,1 В. На этом же рисунке показана конст-
рукция узла датчика положения золотника в ЭГУ типа РМ 500А-500, а также конструкция дат-
чика ИД-5 па перемещение сердечника в пределах ± 10 мм.
417
А-А
4
з
Рис. 9.30. Конструкция и электрическая схема индукционного датчика обратной связи по
положению золотника в ЭГУ типа РМ5ООА-5ОО.
418
1 - золотник; 2 - гильза; 3 - втулка разделительная; 4 - катушка; 5 - сердечник (якорь); 6 - корпус датчика.
1 - крышка; 2 - корпус датчика; 3 - сердечник (якорь); 4 - катушка; 5 - пружина.
Рис. 9.31. Экспериментальная статическая характеристика индукционного ДОС
по переменному току (а). Конструкция индукционного ДОС для ЭГУ РМ-500А-500 (б) и
индукционного датчика ИД-5 (в).
*
419
9.4.4. Датчики обратной связи для высокоточных
следящих гидроприводов систем автосопровождения
Как было показано в Главе 6, в агрегатах ЭГП-5 AM и ЭГСП-6А был применен (в качестве
датчика обратной связи) бесконтактный синусно-косинусный вращающийся трансформатор
двойного отсчета СКТД 64-110, специально разработанный для систем данного класса.
Отличительной особенностью датчика является интегрирование его основных функцио-
нальных узлов - ротора и статора непосредственно в конструкцию лопастного гидродвигателя
каждого агрегата, что потребовало создания малогабаритной и плоской компоновки с увели-
ченным диаметром внутреннего отверстия ротора. Статор датчика встроен в корпус гидродви-
гателя, а ротор крепится к соответствующему выходному звену без использования промежу-
точного механического редуктора.
Применение кольцевого ротора относительно большого диаметра позволило выполнить от-
верстие в выходном валу канала угла крена (у) для размещения электрокабелей и волноводов.
Конструкция датчика иллюстрируется рис. 9.32. Наружное кольцо (статор) и внутреннее
(ротор) механически не соединены между собой, а имеют индуктивную связь. Каждое их них
состоит из ферромагнитного сердечника с размещенной на нем обмоткой, закрепленного в сталь-
ной обойме. Рабочие обмотки трансформатора закрыты торцевыми крышками из прессматери-
ала, через отверстия которых пропущены электрические выводы.
На торцах наружной обоймы выполнены шлицы для точной установки нулевого положе-
ния, а на торцах крышек обмоток нанесены риски для приближенной установки нуля.
Электрическая схема датчика СКТД 64-110 также представлена на рис. 9.32.
Для нормального функционирования трансформатора необходима его точная установка в
корпусе лопастного гидродвигателя и выходном валу в диаметральном и осевом направлениях.
Эксцентриситет рабочего зазора между ротором и статором не должен превышать 40 мкм, а
осевое смещение между ними - не более 0,2 мм.
Технические характеристики синусно-косинусного трансформатора
СКТД 64-110:
Напряжение питания переменного тока, В - 6
Частота питающего напряжения, кГц - 2
Потребляемый ток, mA - 10...50
Отношение минимального напряжения к крутизне, не более
точный канал - 0,5
грубый канал - 30
Электромагнитная асимметрия грубого
канала, не более - ±30
Максимальное выходное напряжение, В - 2,7...3,4
Угловая погрешность точного канала
в диапазоне углов 0...3600, не более - ± 0,65
Погрешность совмещения нулевых положений
грубого и точного каналов, угл. сек., не более - 30
Температурный диапазон применения, град. С, - -60...+150
Градиент изменения выходного напряжения
при изменении температуры на каждые 40°С, %, не более
грубый канал - 3
точный канал - 15...23
420
12,3
Рис. 9.32. Конструкция (а) и электрическая схема (б) датчика обратной связи СКТД 64-110.
421
9.5. Проблема обеспечения герметичности гидроприводов.
Уплотнительные устройства
Надежность и ресурс гидравлических следящих приводов и систем во многом определя-
ются совершенством конструкции уплотнительных узлов и характеристиками применяемых в
них материалов [18,29].
Уплотнения предназначены для предотвращения (или ограничения в пределах допусти-
мого) проникновения (утечки) рабочей жидкости, находящейся под некоторым избыточным
давлением, по зазорам между стыками двух неподвижных или перемещающихся одна относи-
тельно другой жестких поверхностей деталей, не составляющих единого целого.
Требования к уплотнениям гидроприводов существенно ужесточились в связи с перехо-
дом'на высокие и сверхвысокие давления (до 56 МПа), а также расширением диапазона рабо-
чих температур (-60...+200°С). Конструкция уплотнений, выбор соответствующих материалов
для них, технология изготовления зависят от вида уплотняемых соединений - подвижные или
неподвижные, нужной степени герметичности, характеристик используемой рабочей жидко-
сти и ее температуры, требуемого ресурса и условий эксплуатации привода.
Следует подчеркнуть, что обеспечение полной (абсолютной) герметичности подвижных
соединений не представляется возможным. Так, при возвратно-поступательном перемещении
исполнительного штока поршня некоторое количество рабочей жидкости будет выноситься
им в виде молекулярной пленки из-за неизбежного наличия микронеровностей на поверхнос-
ти штока. Выносимое количество жидкости образует с течением времени отрывающиеся капли
(каплеобразования). Поэтому в технических требованиях к гидравлическим приводам (напри-
мер, длинноходовым или работающим в тяжелых режимах эксплуатации) допускается повы-
шенная утечка по уплотнениям подвижных соединений.
Критерии оценки герметичности гидроагрегатов, принятые в авиационной промышленно-
сти России, зависят от условий эксплуатации и могут различаться по методам контроля. Ис-
пользуются следующие методы оценки герметичности:
1. Качественный (есть утечка или нет),
2. Количественный (определяется конкретная величина утечки),
3. Контроль интенсивности утечки специальными приборами-течеискателями.
Качественную оценку герметичности проводят непосредственно после сборки приводов с
целью выявления мест утечек и последующего устранения дефектов. Она применяется также
при наблюдении изделий во время эксплуатации и во всех случаях, когда невозможен специ-
альный контроль герметичности. При этом требование полной герметичности означает отсут-
ствие (в течение заданного времени) визуально видимых утечек жидкости. После сборки все
приводы подвергаются опрессовке при определенном значении давления (оговоренном техни-
ческими условиями) для выявления грубых дефектов по герметичности и мест утечек.
Высокочувствительные методы применяются сравнительно редко ввиду трудоемкости и
дороговизны, их использование оговаривается особо в технической документации.
Преимущество визуального контроля состоит в совмещении испытаний привода на герме-
тичность с опрессовкой. Недостаток - невозможность контроля недоступных глазу мест уте-
чек, низкая чувствительность и субъективность.
Используются следующие критерии герметичности при визуальном контроле:
- образование потеков без каплеобразования,
- потеки с каплеобразованием,
- капельная течь.
Точность анализа повышается при сборе утечек на фильтровальную бумагу, при этом пло-
щадь масляных пятен на бумаге дает грубую количественную оценку герметичности.
Точная оценка осуществляется с помощью специальных приборов - гелиевых течеискате-
лей типа ПТИ-7, ПТИ-10 и др.
Используемые в настоящее время нормы герметичности отражены в Таблице 1. При этом
принимается, что в 1 см3 жидкости содержится 20...25 капель.
Указанные нормы назначаются на основе тщательного анализа условий эксплуатации при-
вода, ресурса и т.д.
9.5.1. Условия применения уплотнителей.
Особенности конструкции эластомерных уплотнений
В настоящее время для герметизации подвижных и неподвижных соединений гидропри-
водов широко применяются кольца различного сечения из эластомерных материалов (рези-
ны). Использование эластомерных уплотнений позволяет существенно повысить технологич-
ность конструкции посадочных мест для них с точки зрения геометрической точности изготов-
ления и шероховатости. Такие уплотнения конструктивно просты, технологичны в призвод-
стве и надежны.
Выбор марки резины для изготовления уплотнений зависит от типа рабочей жидкости и
диапазона эксплуатационных температур. В Таблице 2 приведены марки резин для жидкости
АМГ-10 ГОСТ 6794-53. Для неподвижных соединений предпочтительнее марка В-14, для под-
вижных - В-14-1.
В авиационных гидросистемах, работающих в температурном диапазоне -6О...+175°С не-
прерывно и до +200°С кратковременно, применяется полисилоксановая жидкость 7-50С-3 ВТУ
НП 1121-62, с которой хорошо работают сдвоенные уплотнения из резины 51-1668 и ИРП-1287.
При этом кольца из резины 51-1668 располагаются к жидкости, обеспечивая герметичность при
отрицательных температурах, а кольца из резины ИРП-1287 ставятся наружу, герметизируя со-
единение при высоких положительных температурах.
В последние годы широкое применение в авиации получила взрыво- и пожаробезопасная
жидкость НГЖ-5У ТУ 38.401-58-57-93, практически исключающая возможность пожара в экс-
плуатации. Она используется в температурном интервале -55...+100°С длительно (+ 125°С крат-
ковременно) и давлениях в гидросистеме до 28 МПа. С указанной жидкостью работают уплот-
нения из резины марок ИРП-1377 и ИРП-1376.
В основе эластомерных уплотнительных узлов лежат кольца различного профиля, исполь-
зуемые как правило для герметизации элементов с поступательным движением или неподвиж-
ных соединений. Кольца более сложной формы, получившие название манжет, применяются
для защиты от утечек не только штоков гидроцилиндров, но и вращающихся валов. Типовые
профили колец и манжет приведены на рис. 9.33. Однако наиболее широко используются коль-
ца круглого сечения. Они малогабаритны, технологичны и наименее чувствительны к отклоне-
нию размеров.
Однако кольца других сечений менее склонны к скручиванию при эксплуатации, а кольца
Х-образного сечения обладают ярко выраженным свойством самоуплотнения под давлением.
Кольца круглого сечения также имеют свойство самоуплотнения, как и манжеты всех ти-
пов. Схема деформации круглого кольца под действием давления иллюстрируется рис. 9.34.
При очень больших уровнях давления - свыше 20 МПа - и достаточно больших зазорах между
сопрягаемыми деталями (более 0,05 мм) возможно выдавливание кольца в зазор и его последу-
ющее срезание («закусывание») в случае относительного смещения указанных деталей. С це-
лью исключения закусывания используются защитные шайбы из синтетического материала с
низким уровнем трения (капрон, тефлон, фторопласт), плотно прилегающие к уплотняемой
поверхности и препятствующие выдавливанию кольца.
423
424
Нормы герметичности
Таблица I
Группа ’ Норма
I - I Полная герметичность
1-2 Отпотевание. Микрокапли
1-3 Капли без падения • Визу-
Пленка обвалакива- ально
ющая
I - 4 не более I см3/час
1-5 не более I капли в мин.
1-6 не более 2-х капель в мин.
1-7 не более 5 капель в мин.
1-8 не более I см3/мин.
1-9 не более 2,5 см3/мин.
I -10 не более 5 см3/мин.
Таблица 2
Материалы уплотнительных колец для рабочей жидкости
АМГ-10
Марка резины Температура
В-14. В-14-1 ИРП-1О78 ИРП-1353 -60 ... +100°с -50 ... +150°С -60 ... +150°С (кратковременно до 175 С)
Для обеспечения герметичности соединения круглые кольца устанавливаются в посадоч-
ные канавки с определенным поджатием по сечению кольца. Величина поджатия зависит от
его выступания над поверхностью поршня, втулки и т.д., которое определяет величину натягов.
В Таблице 3 приведены величины выступания колец по максимальному Нтах и минималь-
ному Hmin значениям в зависимости от диаметров Вц (диаметр цилиндра) или D2 (диаметр по
дну канавки под размещение кольца), используемые в действующих нормалях.
Эффективность уплотнения зависит не только от правильного выбора натягов и марки ре-
зины, но и от величины зазора в сопрягаемых поверхностях, их шероховатости, точности раз-
меров и формы, размеров канавки под кольцо и ее шероховатости. Рабочие поверхности дета-
лей, контактирующих с уплотнениями, должны быть гладкими, без канавок, отверстий, осо-
бенно острых щелей с прожигами, что приводит как к механическому повреждению (среза-
нию) при монтаже колец, так и интенсивному износу в эксплуатации. Все это регламентирует-
ся соответствующими стандартами и требованиями технической документации.
В частности, в авиационной отрасли действуют стандарты ГОСТ 9833-73, ГОСТ 23822-79,
ГОСТ 23823-79, ГОСТ 23826-79 по применению колец круглого сечения. Они устанавливают
размеры канавок, защитных колец из фторопласта, монтажных фасок, натягов колец, допусков,
наименование и обозначение марок резиновых смесей по ОСТ 1.00980-80.
Важное значение имеет проектирование мест установки уплотнительных колец-канавок и
сопряженных деталей. При этом необходимо учитывать следующие правила:
1. Начальная деформация сечения кольца должна обеспечивать необходимое контактное
давление во всех условиях эксплуатации.
2. Кольцо устанавливается в канавке так, чтобы не перемещалось под нагрузкой.
3. Объем канавки должен учитывать допуски на изготовление кольца и его набухание в
рабочей жидкости. Площадь сечения канавки должна превышать сечение кольца на 10...20%.
4. Величина зазора между сопрягаемыми поверхностями с учетом температурных и си-
ловых деформаций должна быть меньше значения, когда имеет место выдавливание кольца в
зазор.
5. Поверхности, контактирующие с кольцом, должны иметь оптимальную шероховатость -
дефекты в виде рисок, раковин и т.п. строго регламентируются и подвергаются обязательному
контролю. Шероховатость устанавливается не ниже 0,16 мкм с полировкой, что повышает из-
носостойкость уплотнения и снижает силу трения.
Защитные прокладки из фторопласта обычно ставятся при давлениях свыше 10 МПа. Со-
ответственно увеличиваются размеры канавки под уплотнения.
Сечение резинового кольца зависит от общего периметра уплотнения. С увеличением пос-
леднего возрастают допуски на изготовление и число возможных дефектов, поэтому при боль-
ших периметрах следует увеличивать диаметр кольца и соответственно размер канавки. Это
повышает надежность уплотнения. Внутренний диаметр кольца выполняют несколько меньше
диаметра места установки, что обеспечивает посадку в канавке с растяжением.
Размеры канавки должны обеспечить деформацию сжатия кольца по сечению для созда-
ния необходимого контактного давления при всех сочетаниях допусков на размеры кольца и
канавки. При низком рабочем давлении герметичность обеспечивается при среднем контакт-
ном давлении кольца не менее 0,2 МПа.
Если материалы уплотняемых поверхностей разнородны, следует учитывать возможное
увеличение зазора по температуре. Для тонкостенных конструкций учитывается также дефор-
мация под действием давления или нагрузок.
Ширина канавки определяет ее объем и влияет на размеры соединения. Кольцо должно
быть расположено в канавке свободно. Ширина канавки устанавливается нормативно в зави-
симости от диаметра кольца и примененной марки резины.
425
Рис. 9.34. Схема деформации круглого резинового кольца под давлением.
Таблица 3
Основные конструктивные параметры
резиновых уплотнительных колец
% мм ДИД— 1 метр сечения кольца, мм Отклонения размеров, мм
внутреннего и под- вижного наружного соединения неподвижного наруж- ного соединения
N та» Я tn in &тах
в ... 10 1.9 0,8 0,9 0,6
10 ...12 12 ...21 0,9 0,5 1.0 0,7
8 ... 15 1.2 0,8
15 ...24 2,5 i.i 0.6 1,3 0,9
24 ...34 1.4 1,0
3,0 1.5 1.0
Свыше 3,6 1.7 1.2
34 4,6 1,3 0,7 1.9 1.3
5,7 1,6 2,3 1.5
1 2
1 - кольцо защитное
2 - кольцо резиновое
Рис. 9.35. Схема установки защитных колец из фторопласта.
426
Установка защитных колец из фторопласта зависит от характера действующего давления,
как показано на рис. 9.35. При одностороннем действии давления (рис. 9.35а) обычно устанав-
ливается одно кольцо со стороны, противоположной действию давления. Так уплотняются
выходы силовых штоков. При двустороннем действии давления (рис. 9.356) используются
2 защитных кольца, что характерно для уплотнений поршней гидроцилиндров.
Размеры защитных колец выполняются по документации и соответствующим нормалям.
9.5.2. Конструкции и типы уплотнений гидравлических приводов
и неподвижных соединений деталей типа ^цилиндр»-
Уплотнения, применяемые в современных конструкциях делятся на 2 группы:
- внутренние, когда проникновение жидкости через уплотнение не приводит к ее потере из
гидросистемы или привода,
наружные, когда указанное проникновение вызывает потерю рабочей жидкости из гид-
росистемы или привода.
В настоящее время широко используются различные типы уплотнений для обеспечения
герметичности подвижных и неподвижных радиальных соединений деталей типа «цилиндр-
поршень», «втулка-цилиндр», «шток-втулка» и т.п.
Типовая конструкция уплотнения для защиты от утечек подвижных соединений деталей
типа «цилиндр-поршень» представлена на рис. 9.36а. Резиновое кольцо круглого сечения 1 имеет
одно защитное кольцо 2 из фторопласта (Ф-4), оно уплотняет поверхность 3, предотвращая
утечки из полости рабочей среды А в полость окружающей среды (атмосферы) уплотнение
применяется при невысоких температурах и давлениях, допускает некоторую возможность уте-
чек, рассчитано на нереверсивное направление действия давления.
Более надежная конструкция показана на рис. 9.366, где используются 2 аналогичных уп-
лотнения из резины с разными характеристиками. Такой узел применяется для уплотнения
неподвижных соединений «цилиндр-втулка» при одностороннем действии давления в полос-
ти А, широком температурном диапазоне и повышенной группе герметичности.
Уплотнение на рис. 9.36в с 2-мя защитными кольцами рассчитано на реверсивное давле-
ние, высокие температуры рабочей жидкости и большую скорость относительного перемеще-
ния уплотняемых деталей (до 30см/с.). Оно обеспечивает норму герметичности 1-3 и позволя-
ет уплотнять зазоры до 0,1 мм. Такая конструкция наиболее широко используется сейчас для
уплотнения поршней гидродвигателей.
В некоторых случаях применяются более сложные конструкции уплотнительных узлов для
соединений деталей типа «цилиндр-поршень». Ресурс уплотнения зависит не только от интен-
сивности износа колец и может быть продлен соответствующими конструктивными мерами
(см.выше), но и процессов старения резины. В авиационных гидроприводах, где требуемый
ресурс может достигать 12 000 часов и более, использование традиционных уплотнительных
узлов (рис. 9.36) оказывается неприемлемым. Кроме того, данные уплотнительные узлы харак-
теризуются высоким трением (коэффициент трения порядка 0,5...0,6), поэтому трение поршня
в гидроцилиндре при наличии давления обычно достигает 5% тормозного усилия, что состав-
ляет сотни и даже тысячи кгс для приводов средней и большой мощности.
На рис. 9.37 приведены конструкции уплотнительных узлов на основе фторопластовых
колец различного профиля, в том числе П-образного сечения (рис. 9.37г) 1, скомбинированно-
го с обычным резиновым кольцом круглого сечения 2. Здесь имеет место также дублирование
уплотнительного элемента. Такой узел достаточно хорошо уплотняет зазор между цилиндром 3 и
поршнем 4 (узел относится к классу внутренних уплотнений), хотя некоторые перетечки име-
ют место, характеризуется большим ресурсом и низким уровнем трения (коэффициент трения
427
1
.2
3
4
дублированное
для одностороннего давления
А - полость с жидкостью высокого давления; Б - внешняя полость; 1 - кольцо резиновое; 2 - кольцо защитное (фторопласт)
3 - цилиндр; 4 - поршень.
Рис. 9.36. Схема уплотнений поршня на основе резиновых колец.
428
фторопласта 0,04...0,08), практически не зависящим от давления. Натяг и уплотняющий эф-
фект П-образного кольца из фторопласта обеспечивается за счет упругих свойств поджатого
внутреннего резинового кольца.
Уплотнение рис. 9.37а обеспечивает норму герметичности 1-4 при скоростях 50 см/с. и зазо-
ре 0,1 мм, рис. 9.376 - соответственно 1-3 и 30 см/с. при зазоре до 0,4 мм. Наихудшими герметизи-
рующими свойствами обладает уплотнение рис. 9.37в (норма 1-10), но оно характеризуется наи-
меньшим трением и позволяет уплотнять поршни до скоростей 50 см/с. при зазорах 0,15 мм.
Узел на рис. 9.37г рассчитан на рабочее давление до 21 МПа. При более высоких давлениях
(28 МПа и выше) наблюдается эффект вытекания фторопласта в зазоры, поэтому используют
более сложную конструкцию рис. 9.37д, где установлены бронзовые разрезные защитные шай-
бы 5 и разрезные стальные или бронзовые поршневые кольца 6, плотно прижимающиеся к зер-
калу гидроцилиндра и препятствующие вытеканию в зазор фторопластового кольца П-образ-
ного сечения. Внутри последнего располагается кольцо из резины марки ИРП 1287.
9.5.3. Конструкции и типы уплотнений подвижных
и неподвижных радиальных соединений типа «шток»
Конструкции и типы уплотнений деталей «цилиндр-шток» показаны на рис. 9.38 и почти
полностью соответствуют приведенным выше (рис. 9.36). Они относятся к неподвижным и под-
вижным соединениям. Все, изложенное ранее в предыдущем разделе справедливо и для уплот-
нений этого типа. Величина размеров колец также определяется Таблицей 3.
Схемы уплотнений типа «шток» на рис. 9.38 являются наиболее простыми, хотя и широко
применяются на практике. Опыт их использования показал, что в сдвоенных уплотнительных
узлах возможно образование защемленных объемов жидкости в межуплотнительном простран-
стве с остаточным высоким давлением (в случае недостаточной герметичности внутреннего
кольца). Это вызывает существенное повышение трения по штоку и быстрый износ уплотни-
тельных колец. С целью исключения защемления жидкости в ряде случаев межкольцевая по-
лость соединяется с дренажем (сливом). В таком случае наружное (к внешней среде) уплотне-
ние находится только под низким сливным давлением, т.е. работает в щадящем режиме. В каче-
стве такого уплотнения вместо кольца часто используются резиновые манжеты, имеющие очень
высокие защитные свойства. Примеры конструкций данных уплотнений показаны на рис.9.39.
Для варианта рис. 9.39 а межкольцевой канал не соединен со сливом, а сброс избыточного дав-
ления производится через внешнюю манжету втулки в полость рабочего давления. Этот вари-
ант обеспечивает норму герметичности 1-4 при рабочем давлении до 21Мпа.
В варианте рис. 9.396 межкольцевой канал соединяется со сливом или внешней средой. В
этом случае уплотнительный узел имеет норму герметичности 1-3 при рабочих давлениях до
28Мпа.
В особых случаях, определяемых требованиями по герметичности, надежности и ресурсу
уплотнительных узлов используются так называемые уплотнительные пакеты, схема одного
из них дана на рис. 9.39 в. Здесь используется принцип поэлементного резервирования, пакет
рассчитан на уплотнение штоков гидроцилиндров высокого давления. На рис. 9.39в обозначено:
1,7 - П-образное фторопластовое кольцо; 2,8 - резиновые кольца; 3 - опорная защитная шайба
из фторопласта; 4 - резиновая манжета; 5 - металлическое кольцо; 6,9 - стальная шайба; 10 -
пружинное стопорное кольцо; И - корпус (втулка); 12 - шток; А - атмосфера; Б - полость
гидроцилиндра; В - дренаж. При этом толщина фторопластового кольца не превышает 0,3...0,5 мм.
В случае его износа герметизация обеспечивается резиновым кольцом, которое имеет первона-
чальное поджатие 4... 12%. Трение таких пакетов почти не зависит от скорости движения штока
и длительности неподвижного контакта.
429
1 - кольцо фторопластовое
П-образного сечения;
2 - кольцо резиновое
круглого сечения;
3 - цилиндр; 4 - поршень;
5 - шайба бронзовая разрезная;
6 - поршневое кольцо.
Рис. 9.37. Схема уплотнения поршня на основе фторопластовых колец.
Для одностороннего давления
Для двухстороннего давления
Рис. 9.38. Типовые схемы уплотнения штоков на основе резиновых колец и защитных шайб.
430
1,7 - П-образное фторопластовое
кольцо; 2, 8 - резиновые кольца;
3 - опорная защитная шайба
(фторопласт).
4 -манжета резиновая;
5 - кольцо металлическое;
6 , 9 - шайба стальная;
10 - стопорное кольцо пружинное;
11 - корпус (втулка); 12 - шток;
А - атмосфера; Б - гидроцилиндр;
В - дренаж.
Рис. 9.39. Конструктивные схемы уплотнения узлов подвижных штоков
с защитой от защемления.
Рис. 9.40. Схема манжетного уплотнения вращающегося вала.
431
Практика показала, что защитные металлические кольца, препятствующие вытеканию фто-
ропласта в зазоры при высоких давлениях, целесообразнее выполнять неразрезными по причи-
не небольшого износа в сравнении с разрезными кольцами.
Особый случай составляют резиновые манжеты, применяемые в качестве внешних дубли-
рующих уплотнений штоков, а также вращающихся валов. Они обладают свойством самоуп-
лотнения под давлением, но характеризуются увеличенным трением.
Для повышения жесткости манжеты обычно армируются кольцами из высокопрочного
пластика или металла, а для создания начального натяга применяются упругие стальные коль-
ца, или кольца из цилиндрических пружин, обеспечивающие разность диаметров вала dB и от-
верстия манжеты dM (рис. 9.40). Степень герметичности манжеты во многом зависит от точнос-
ти изготовления контактной поверхности манжеты и величины радиального биения. Наличие
несоосности и недостаточной упругости манжеты приводит к образованию зазора, зависящего
от эксцентриситета и частоты вращения вала. Величина радиального биения не должна превы-
шать 0,05...0,15 мм.
Одинарные манжеты вращающихся валов обеспечивают норму герметичности 1-3 в тем-
пературном диапазоне -60...+200°С и давлениях до 10 МПа при ресурсе до 3000 часов. Сдвоен-
ные манжеты с межкольцевым дренажным каналом уплотняют валы при давлениях до 21 МПа,
но ресурс не превышает 2000 часов, а трение существенно возрастает.
Для обеспечения повышенного ресурса на вал устанавливаются 2 манжеты последователь-
но, а пространство между ними заполняется рабочей жидкостью или смазкой на 1 /3 объема.
Практика проектирования предприятия ПМЗ «Восход» показала, что применение арми-
рованных манжет с браслетной металлической пружиной позволяет расширить температур-
ный диапазон применения, т.к. можно использовать резины на основе фторкаучука, а потеря
эластичности при отрицательных температурах компенсируется усилием пружины. С другой
стороны, при давлениях 21 МПа и выше рекомендуется уплотнять вращающиеся валы резино-
выми кольцами круглого сечения (в том числе дублированными с дренированием межкольце-
вого пространства), устанавливаемыми в кольцевые канавки, расположенные под углом 5° к
оси вала. Это существенно улучшает условия смазки уплотнений и увеличивает ресурс.
В случае применения агрессивных рабочих жидкостей или при работе в условиях очень вы-
соких температур вместо эластомерных уплотнений иногда используются металлические раз-
резные кольца. Кольца изготовляются из легированной стали с термообработкой до высокой твер-
дости, перлитного чугуна, бериллиевой бронзы. Однако степень герметичности таких уплотни-
телей невысока, а их применение в качестве наружных уплотнений весьма проблематично.
Особую группу уплотнений вращающихся валов составляют уплотнительные узлы не-
полноповоротных лопастных гидродвигателей катушечного типа, используемых в агрегатах
ЭГП-5АМ и ЭГСП-6А (см. Главу 6). Для снижения трения и увеличения ресурса здесь широко
используются кольца и манжеты из различных композиций фторопласта Ф-4 с наполнителя-
ми из стекловолокна, синего кобальта, углеволокна. Начальное контактное давление уплотни-
телей формируется с помощью резиновых колец. В ряде случаев в пространство между арми-
рованными фторопластовыми манжетами подается давление нагнетания для увеличения уп-
лотняющего эффекта.
Конструкция уплотнительных узлов ротора и лопасти гидродвигателя агрегата ЭГСП-6А,
рассчитанных на давление 28 МПа, представлена в качестве примера на рис. 9.41.
9.5.4. Схемы и конструкции уплотнений для неподвижных торцевых соединений
Наиболее распространенный тип - прокладки из различного эластичного материала.
Необходимо предусмотреть меры по предохранению прокладки от выдавливания или раз-
432
1
6
4
2
4
1 - кольцо фторопластовое;
2 - манжета фторопластовая;
3 - рамка фторопластовая;
4 - кольцо резиновое;
5 - уплотнитель резиновый;
6 - кольцо стальное.
Рис. 9.41. Конструкция уплотнительного узла ротора и лопасти гидродвигателя агрегата ЭГСП-6А.
433
давливания, что достигается обычно размещением прокладок в специальных канавках. Это
иллюстрируется рис. 9.42, где прокладками служат обычные резиновые кольца. На рис. 9.42а
кольцо укладывается в круглую канавку с бортиком, на рис. 9.426 - в цилиндрическую вы-
точку. Кольца устанавливаются с натягом и, как правило, обеспечивают абсолютную герме-
тичность без подтягивания или дополнительного контроля в эксплуатации. Таким образом
уплотняются в частности места установок ЭГУ на гидродвигатель, переходники, гидроразъ-
емы, штепсельные разъемы, защитные крышки. Размеры элементов уплотнений этого типа
нормализованы.
Наиболее надежны торцевые уплотнения в виде пистонных уплотнителей, снабженных
обычными резиновыми кольцами с защитными фторопластовыми шайбами (рис. 9.42 в). На
рис. 9.42в резиновое кольцо в цилиндрической выточке дублируется уплотнительным писто-
ном, это обеспечивает абсолютную герметичность стыка. Однако использование пистонов тре-
бует точного согласования посадочных отверстий для них в сопрягаемых деталях.
В разработках предприятия ПМЗ «Восход» наиболее часто используются уплотнения по
схемам рис. 9.42а,б. Многочисленные исследования и практика эксплуатации различных агре-
гатов подтвердили высокую надежность и технологичность этих уплотнений. Установлено, что
зазор из-за неплоскостности сопрягаемых поверхностей не должен превышать 5... 10 мкм, а со-
единение должно иметь высокую механическую прочность и жесткость. Кольцо в канавку сле-
дует устанавливать без зазора по наружному диаметру с окружным сжатием О...5%. Необходи-
мо также вводить кольцевые дренажные канавки для уменьшения усилия отрыва поверхнос-
тей давлением рабочей жидкости, проникающей в зазор.
Для уменьшения площади действия давления предпочтительнее использовать схему
рис. 9.426.
Уплотнения торцевых соединений для систем высокого давления на основе резиновых ко-
лец могут защищаться защитными шайбами из фторопласта или металла.
9.6. Вспомогательные элементы встроенного монтажа для гидроприводов
Современные гидравлические приводы содержат помимо основных функциональных бло-
ков - элементов информационного и энергетического каналов (гидродвигателей, гидрорасп-
ределителей, ЭГУ, датчиков обратной связи) также большое число вспомогательных устройств
различного назначения, как правило встроенных в конструкцию привода. К таким элементам
относятся устройства регулирования и коммутации потока (гидроклапаны, дроссели), кор-
ректирующие динамические фильтры, стопоры, механизмы приведения в нейтраль, гидро-
замки, электромагнитные клапаны, встроенные фильтроэлементы очистки рабочей жидко-
сти и т.п.
Большинство этих устройств стандартизовано и унифицировано, вместе с тем особеннос-
ти функционирования конкретных гидроагрегатов накладывают ограничения на конструктив-
ное исполнение перечисленных элементов и их эксплуатационные параметры.
9.6.1. Клапаны
Наиболее многочисленную группу вспомогательных устройств образуют клапаны, исполь-
зуемые в приводах с целью регулирования расхода или давления. Разработке и рациональному
применению клапанов на предприятии ПМЗ «Восход» уделяется большое внимание. Работа и
устройство различных клапанов частично изложены в Главах 2...8 при рассмотрении конкрет-
ных гидроагрегатов, однако может представлять практический интерес систематизированный
анализ этих элементов и их параметров.
434
1
2
3
1 - кольцо резиновое; 2 - уплотняемая поверхность; 3 - сопрягаемая поверхность; 4 -пистон.
Рис. 9.42. Схемы торцевых уплотнений для неподвижных соединений.
435
Клапаны кольцевания предназначены для соединения между собой полостей гидродвигате-
ля при отключении давления питания или подаче давления в управляющую камеру. Большин-
ство клапанов кольцевания имеют переключающий элемент золотникового типа. Основное тре-
бование - минимальное гидравлическое сопротивление в режиме кольцевания. В отдельных слу-
чаях предусматривается соединение полостей гидродвигателя через встроенный дроссель, обес-
печивающее режим демпфирования (агрегаты РПД-6, РПД-8, РПД-14, РДМ-ЗТ и др.).
РТМ предприятия устанавливают конструктивные разновидности и типоразмеры клапа-
нов кольцевания, рассчитанных на диаметр золотника 4... 18 мм, расходы 0,32...36 л/мин., дав-
ления нагнетания 6...28 МПа и давления срабатывания 0,4...4,5 МПа.
Типовая конструкция клапана кольцевания РМ-130-600 представлена на рис. 9.43. Золот-
ник клапана показан в положении кольцевания полостей гидродвигателя (давление подачи от-
ключено). Характеристики клапана: расход рабочей жидкости - 1,3 л/мин., давление подачи -
21 МПа, давление срабатывания - 0,5...0,6 МПа. Применяется в агрегатах ПМ-15, ПМ-15БА,
ПМ-6, БП-4, РПД-1А, РПД-1Б, К-005, Г-003.
В отдельных конструкциях золотник клапана осуществляет не только соединение полос-
тей гидродвигателя (в том числе нескольких - для многокамерных двигателей), но и коммута-
цию дополнительных магистралей. Клапаны кольцевания обычно размещаются в выточках
корпуса агрегата, в ряде случаев встраиваются в шток поршня (клапан РБ 100-200РВ «К») или
совмещаются с другими функциональными элементами, например, гидростопором (модели
АРМ-62-270, БУ-44200А - для бустера БУ-45А и т.п.).
Вместо золотникового переключающего элемента могут использоваться плунжерные с раз-
мещением возвратной пружины в расточке плунжера (БУ-150-800, АРС 10-580, АРС-10Б-200,
PC 60-410), рассчитанные на большие пропускаемые расходы. Конструкция клапана АРС-10Б-200
представлена на рис. 9.43, он рассчитан на расход 28 л/мин., давление подачи 14,5 МПа и давление
срабатывания 0,8... 1 МПа.
Предохранительные клапаны предназначены для защиты узлов и магистралей приводов
от избыточного давления, превышающего допустимый уровень. При этом сброс давления осу-
ществляется обычно в линию слива, реже - в напорную линию.
В ряде случаев производится переток жидкости между магистралями с разным уровнем дав-
ления. Примером такого устройства является перепускной клапан РДМ 3-800 комбинированно-
го типа с серводействием в агрегате РДМ-ЗТ, работа клапана рассмотрена в разделе 8.3. Клапан
рассчитан на расход 30 л/мин. при давлении открытия 23...25,5 МПа и закрытия -18 МПа. Кроме
РДМ-ЗТ он применяется также в агрегатах БГ-16, БГ-17, РДМ-4.
Принцип работы предохранительного клапана дифференциального типа для напорных
линий основан на использовании запирающего элемента (золотника) с дифференциальностью
площадей камеры с контролируемым давлением. Некоторые образцы таких клапанов (АРМ
62Э-700А, АРМ 76-800) снабжены сигнальным устройством для индикации срабатывания.
По виду используемого запирающего элемента в разработках предприятия применяются
плунжерные и шариковые клапаны для напорных линий. Конструкции дифференциального,
плунжерного и шарикового клапанов для защиты напорных линий представлены на рис. 9.44.
Номенклатура предохранительных клапанов этого типа рассчитана на условные проходы
4...28 мм2, рабочие жидкости АМГ-10, РМ, ЛЗ МГ-2, расходы 0.1...30 л/мин., давления откры-
тия 9...30 МПа, температурный диапазон применения —6О...+15О°С.
Предохранительные клапаны для замкнутых полостей разделяются по конструкции запираю-
щего элемента на дифференциальные, шариковые, тарельчатые, конусные, плунжерные. Они осуще-
ствляют перераспределение давления (перепуск) между магистралями с близкими уровнями давле-
ния - например, между полостями гидродвигателя. Их разновидности по назначению: перепускные,
термоклапаны, клапаны разности давлений. Примеры конструкций таких клапанов даны на рис. 9.45.
436
Клапан РМ 130-600 1 - корпус; 2 - пробка; 3 - пружина; 4 - втулка; 5 - гильза; 6 - золотник.
Клапан АРС 10Б-200 1 - корпус агрегата; 2 - пробка; 3 - пружина; 4 - гильза; 5 - плунжер клапана.
Рис. 9.43. Типовые конструкции встроенных клапанов кольцевания.
437
1
2
3
4
Клапан АСП ЮВ-
230
1 - корпус;
2 - плунжер;
3 - пружина;
4 - шайба.
Клапан АНС-108501 _ пробка; 2 - фильтр; 3 - шарик; 4 - пята; 5 - шайба; 6 - винт.
Рис. 9.44. Типовые конструкции предохранительных клапанов для напорных линий.
438
1
2
3
4
82
Клапан перепускной
РДМ 1-650А
1 - пробка;
2 - золотник;
3 - шайба;
4 - пружина.
Термоклапан МР
ЗОТ
1 - корпус агрегата;
2 - пружина;
3 - пята;
4 - шарик;
5 - пробка.
Клапан ПК 30-040
1 - корпус;
2 - втулка направляющая;
3 - пружина;
4 - плунжер;
5 - фильтр;
6 - кольцо стопорное.
Рис. 9.45. Конструкции предохранительных клапанов для замкнутых полостей (начало).
439
1><9Ш
Клапан разности
давлений РМ 140-400
1 - пробка;
2 - седло;
3 - корпус;
4 - затвор;
5 - пружина;
6 - ограничитель;
7 - шайба;
8 - упор.
64
74
Предохранительный
клапан слива АРМ 62-580
1 - корпус клапана;
2 - уплотнитель;
3 - корпус штуцера;
4 - пружина;
5 - крышка;
6 - шайба;
7 - ручка;
8 - колпачок.
Рис. 9.45. Конструкции предохранительных клапанов для замкнутых полостей (окончание).
35,5
Клапан УГ 30А-300
1 - пробка; 2 - гильза; 3 - пружина; 4 - золотник.
Рис. 9.46. Типовая конструкция встроенного редукционного клапана.
440
Номенклатура этих клапанов предусматривает диапазон условных проходов 4...23 мм2, рас-
ходы 0,001...10 л/мин., давления открытия 0Д8...30 МПа.
Редукционные клапаны обеспечивают понижение входного давления и последующую его
стабилизацию на заданном уровне. Каждый из клапанов по принципу действия является регу-
лируемым проточным дросселем, включенным в магистраль подачи и сохраняющим стабиль-
ные потери давления независимо от расхода.
Типовой конструкцией является редукционный клапан УГ 30А-300, представленный
на рис. 9.46 и используемый в ЭГУ типа УГ-ЗОА, УГ-50, которые применяются в агрегатах
РМ-100, БП-3, КАУ-110, КАУ-115, КАУ-125, РС-60 и ряде других разработок предприя-
тия. Регулирующим элементом клапана служит золотник 2, на правом бурте которого вы-
полнены 2 плоские наклонные лыски, образующие окно дросселя. Давление настройки ус-
танавливается поджатием пружины 3 с помощью пробки 4. Золотник не имеет уплотнений,
а также снабжен конусной опорой для пружины 3, что существенно уменьшает радиальную
составляющую усилия ее деформации. Все это позволяет уменьшить гистерезис и повы-
сить чувствительность клапана.
УГ 30А-300 настраивается на редуцированное давление 4 МПа при входном давлении
21 МПа и расходе рабочей жидкости 1 л/мин. Модификация УГ 30А-300-01 имеет выход-
ное давление 2,5 МПа при том же давлении на входе и расходе 0,8 л/мин.
Редукционные клапаны других конструктивных разновидностей имеют диапазон выходных
давлений 1...8 МПа при давлении на входе 4,5...28 МПа и интервале расходов 0,7...9,1 л/мин.
Клапаны включения и отключения предназначены для подачи жидкости (или прекраще-
ния подачи) к функциональным узлам гидроагрегатов и работают как правило совместно с ма-
ломощными электрогидравлическими клапанами. Они коммутируют значительные мощности
потока и рассчитаны обычно на достаточно большие проходные сечения клапана в диапазоне
7...201 мм2. Применение таких клапанов позволяет существенно улучшить массо-габаритные
показатели гидроприводов.
Номенклатура клапанов этого типа, применяемых в изделиях завода «Восход» рассчитана
на давления подачи 4,2...28 МПа (для различных моделей) и давления срабатывания в преде-
лах 0,5...10 МПа. Интервал коммутируемых расходов - 0.6...80 л/мин.
Типовые конструкции клапанов показаны на рис. 9.47. Запирающий элемент, как прави-
ло, золотникового типа. В ряде случаев клапан включения совмещен с клапаном кольцева-
ния (рис. 9.47а). На рис. 9.476 дан вариант клапана выключения без возвратной пружины,
имеющего запирающий золотник с дифференциальностью и управляющийся от 2-х магист-
ралей высокого давления.
Клапаны переключения гидросистем питания обеспечивают автоматическое переключе-
ние ЗГР однокамерного гидропривода на резервную гидросистему в случае потери давления в
основной системе. Большинство существующих конструкций клапанов этого вида, рассчитан-
ных на работу с двумя гидросистемами, основано на использовании золотниковых переключа-
ющих элементов с дифференциальностью площадей, к которым подводятся давления подачи
обоих гидросистем.
Примером такой конструкции является клапан БУ-44200А, представленный на рис. 9.48
и используемый в гидромеханическом следящем приводе БУ-45 А (см. раздел 3. 3). При-
оритет по питанию имеет 2-я (бустерная) гидросистема, в случае падения давления в ней
ниже допустимого предела золотник 4 клапана переводится вправо, как показано на рис. 9.48
и давление подачи поступает к золотнику бустера от 1-й (основной) гидросистемы. Одно-
временно коммутируется сливная магистраль золотника на слив соответствующей гидро-
системы.
441
1 2 3.4 5 6 7 8
1 - шайба регулировочная; 2 - пробка; 3 - пружина; 4 - упор; 5 - втулка; 6 - корпус агрегата; 7 - гильза; 8 - золотник.
104
4 - пробка.
Рис. 9.47. Типовая конструкция клапанов включения и выключения гидроагрегатов.
Клапан переключения БУ 44-200А
1 - корпус бустера; 2 - заглушка; 3 - гильза; 4 - золотник клапана; 5 - пробка.
Рис. 9.48. Типовая конструкция клапана переключения гидросистем.
442
В некоторых случаях приоритет на срабатывание обеспечивается возвратной пружи-
ной под одним из торцев переключающего золотника. Вместе с тем часто коммутируются
не только линии питания и слива, но и дополнительные магистрали (например, питание
рулевой машины автопилота у комбинированных приводов, питание клапана реверса, ли-
нии к регулятору расхода или сигнализатору давления, подключение дополнительного дрос-
селя и т.п.). С другой стороны, клапан переключения может быть функционально объеди-
нен с другими коммутирующими устройствами. Например, с обратным клапаном в агрега-
те РМ-400 (см. раздел 2.3.2), когда срабатывание клапана переключения вызывает откры-
тие обратного клапана.
Более сложные варианты конструкции, в частности вариант с переключением на 3 гидро-
системы, рассмотрены в разделе 2.3.3 для приводов РС-1, РС-2 воздушно-космического само-
лета «Буран».
Номенклатура клапанов переключения, применяемых в изделиях завода «Восход» рассчитана
на диапазон минимальных проходных сечений 19,2...68,6 мм2, температур применения -60...+150°С,
номинальных давлений подачи гидросистем 4...28 МПа и расходов через клапан 7,6...78 л/мин. Пе-
реключение клапанов осуществляется при давлениях 1...15 МПа в зависимости от типоразмера и
особенностей применения.
Особую группу составляют зарядные и дренажные клапаны, применяемые в гидроагрега-
тах с автономными источниками питания.
Через зарядные клапаны осуществляется заправка агрегата рабочей жидкостью, а через дре-
нажные - стравливание воздуха из внутренних полостей агрегата в процессе зарядки.
Конструкции указанных клапанов практически одинаковы. По типу запирающего элемен-
та различаются конусные, шариковые, тарельчатые клапаны, представленные на рис. 9.49. По
способу установки в корпус - с фланцевым креплением (рис. 9.49 а, агрегаты АРМ-62, АРМ-76,
АРС- 5, АРМ-86, АРС-40, АНС-10Б, К-005, Г-003), с резьбовым креплением (рис. 9.496, агре-
гаты АРМ-62Э, АРМ-62Р, АРМ-62Т-03) и вставные с фиксирующим пружинным кольцом
(рис. 9.49 в, агрегат АРМ-150К,М).
Перед заправкой агрегата рабочей жидкостью запирающие элементы клапанов открыва-
ются с помощью специального приспособления - накалывателя, через который осуществляет-
ся заправка или стравливание воздуха. После проведения заправки отверстие клапана закры-
вается заглушкой с уплотнениями.
Клапаны характеризуются давлением открытия (например, не более 0,2 МПа), герметич-
ностью при высоком и низком давлении, приложенном в .сторону закрытия, назначенным ре-
сурсом (число циклов открытия и закрытия клапана).
Так, для типового клапана норма утечек составляет не более 18...22 капли в час, а ресурс -
105 циклов.
Давление открытия (в прямом направлении) определяется усилием поджатия пружины
запорного элемента.
Утечки при высоком давлении зависят от качества прилегания запирающего элемента к
седлу, а утечки при низком - достаточности начального поджатия пружины.
К числу клапанов с гидравлическим управлением, используемых в агрегатах завода «Вос-
ход» относятся также различные образцы обратных клапанов, ограничители и стабилизаторы
расхода, челночные клапаны, клапаны прокачки, клапаны реверса и т.д., работа которых рас-
смотрена в соответствующих разделах книги.
Среди устройств регулирования и коммутации потока важное место занимают электро-
магнитные клапаны, имеющие электрическое управление. К таким устройствам, нашедшим при-
менение в электрогидравлических агрегатах завода «Восход», относятся клапаны с золотнико-
вым запирающим элементом и клапаны шарикового типа.
443
Клапан зарядный АРМ 62-420
1 - заглушка; 2 - уплотнение;
3 - направляющая; 4 - пружина;
6 - корпус; 7 - фильтр.
Клапан зарядный (дренажный) АРМ-150
1 - корпус; 2 - пружина; 3 - затвор; 4/
- седло; 5 - кольцо запорное; /
6 - заглушка. 1
32 F
Клапан зарядный АРМ 82-250
1 - заглушка; 2 - корпус; 3,4 - уплотнения;
5 - шарик; 6 - пружина; 7 - направляющая.
Рис. 9.49. Типовые конструкции зарядных и дренажных клапанов.
1 - корпус агрегата;
2 - пробка;
3 - пружина;
4 - чашка;
5 - гильза;
6 - золотник;
7 - толкатель;
8 - корпус катушки
электромагнита;
9 - стоп;
10 - электромагнит;
11 - якорь.
слив
7
6
16
5
выход
17
4
19
8
9
10
11
9 10 11 12
выход
Рис. 9.50. Конструкции электромагнитных клапанов.
14
подача
15
подача
1 - электромагнит;
2 - пружина;
3,16 - толкатель;
4,6 - седло;
7 - пружина
пластинчатая;
8 - гильза;
9 - шайба контровочная^/^
10,19 - ограничитель;
11,17-шарик; 3
12-шайба; 2
13 - гайка;
14 - сетка фильтра;
15 - втулка;
20 - стоп;
21 - якорь.
слив
18
444
Конструкция электромагнитных клапанов обоих типов представлена на рис. 9.50а, б. При по-
даче напряжения в обмотку электромагнита якорь притягивается к стопу и через толкатель смеща-
ет золотник клапана или шариковый затвор, осуществляя коммутацию соответствующих гидрома-
гистралей агрегата. После снятия напряжения возвратная пружина переводит запирающий эле-
мент и якорь электромагнита в исходное положение.
В шариковых клапанах (рис. 9.506) мощность на управление существенно ниже, чем в золотни-
ковых, поэтому массо-габаритные характеристики электромагнитных клапанов шарикового типа
лучше, хотя они коммутируют меньшие расходы и работают как правило совместно с гидравлически-
ми клапанами включения (отключения). В последние годы в связи с развитием техники многока-
нальных резервированных приводов получили распространение дублированные (двухобмоточные)
электромагнитные клапаны шарикового типа, обладающие повышенной надежностью (см. Главу V).
9.6.2. Дроссели
Наряду с клапанами, к числу вспомогательных элементов гидроприводов относятся также
регулируемые (настраиваемые) и постоянные дроссели, размещаемые в выточках корпусов аг-
регатов. По виду дросселирующего элемента различаются конусные дроссели (рис. 9.51а), плун-
жерные (рис. 9.516, в) и лабиринтные (рис. 9.50 г).
Настройка дросселя осуществляется с помощью регулировочного винта с последующей
контровкой.
9.6.3. Встроенные фильтры
Надежность работы и качественные характеристики следящих гидроприводов существенно
зависят от чистоты применяемой рабочей жидкости [1,37]. В процессе эксплуатации она всегда
содержит частицы загрязнений различного происхождения и концентрации, в том числе:
- металлические и неметаллические частицы - продукты технологических процессов из-
готовления (микрочастицы и микростружка, остатки абразивных паст, корундовые включения),
- металлические частицы - магнитные и немагнитные - от износа трущихся пар насосов,
гидродвигателей, золотников и т.п.,
- частицы резины, появляющиеся вследствие износа уплотнительных колец в подвижных
соединениях,
- полимерные, неорганические и смолистые продукты тепловой и химической деструкции
рабочей жидкости.
Механические примеси в жидкости приводят к износу торцевого распределителя насоса и
к износу и заклиниванию плунжеров блоков цилиндров. При этом снижается подача насоса,
уменьшается объемный КПД.
Увеличивается усилие страгивания золотниковых гидрораспределителей, особенно когда
размер частиц загрязнений соизмерим с зазором между золотником и гильзой, что соответ-
ствует размерам 5...20 мкм. Это справедливо для вновь изготовленных золотниковых пар, име-
ющих острые кромки. В процессе эксплуатации происходит износ кромок буртов, образующий
коническую щель с размерами входной части 50... 100 мкм и высотой конуса около 0,5 мм. Тогда
золотниковая пара становится чувствительной к частицам размером 100...200 мкм.
Увеличение концентрации загрязнений от 0,5 до 15 мг/ л повышает усилие страгивания
золотников в 3-5 раз.
Чистота рабочей жидкости в гидросистемах обеспечивается следующими способами:
- фильтрацией при заправке жидкости в бак,
- фильтрами с тонкостью фильтрации 5...6 мкм, устанавливаемыми на выходе из насосов,
445
35...40
1 - плунжер дросселя; 2 - корпус.
Рис. 9.51. Типовые конструкции встроенных настраиваемых дросселей.
1 - пружина клапана; 2 - втулка клапана; 3 - кольцо стопорное;
4 - фильтроэлемент; 5 - пробка; 6,7 - уплотнения.
Рис. 9.52. Типовые конструкции встроенных фильтров.
подача
1 - плунжер
стопора;
2 - стопор;
3 - шток;
4-пробка; .
5 - корпус
агрегата;
6 - пружина
стопора;
7 - пружина
плунжера.
Агрегат КАУ-ЗОБ
подача
1 - стопор;
2 - выходное звено
сервопривода;
3 - корпус агрегата;
4 ,5 - пружина
стопора.
Агрегат КАУ- 120
Рис. 9.53. Типовые конструкции стопорных устройств для сервоприводов.
446
- фильтрами, установленными в сливной магистрали после потребителей, очищающими
жидкость от продуктов износа деталей гидроприводов, с тонкостью фильтрации 5...6 мкм,
- индивидуальными фильтроэлементами, установленными внутри гидропривода на наи-
более чувствительных к загрязнению устройствах и элементах (соплах, дросселях, шариковых
клапанах, золотниковых парах) с тонкостью фильтрации 25...50 мкм,
- фильтрами, устанавливаемыми на входе в гидроприводы и защищающими их регулиру-
ющие элементы и трущиеся пары от попадания отдельных крупных частиц с номинальной тон-
костью фильтрации 16 мкм.
Каждый гидроагрегат обязательно снабжается индивидуальным фильтром на входе, обес-
печивающим требуемую чистоту жидкости в агрегате после его монтажа или демонтажа на ле-
тательном аппарате, а также дополнительную защиту в процессе эксплуатации. Основой таких
фильтров являются стандартные фильтроэлементы, выпускаемые отечественной промышлен-
ностью. Существует большое число типоразмеров таких фильтроэлементов, различающихся
размерами, тонкостью фильтрации, максимальной пропускной способностью, величиной ра-
бочего давления, гидравлическим сопротивлением, температурным диапазоном применения.
Фильтроэлементы изготавливаются из пористых материалов типа Х18Н15-ПМ, из нике-
левых сеток саржевого плетения типов 80/720,50/400, а также нержавеющих сеток саржевого
плетения типа 685. Индивидуальные фильтры защиты внутренних элементов гидроагрегатов
(сопел, дросселей, гильз золотников) в практике завода «Восход» выполняются как правило из
мелкоячеистой медной сетки методом пайки.
Встроенные фильтры на основе стандартных фильтроэлементов (обычно наиболее распрос-
траненной серии 340) размещаются в расточках корпусов гидроагрегатов и закрываются пробка-
ми. Для приводов одноразового применения с малым временем функционирования (в беспилот-
ных ЛА) не применяются конструктивные меры по быстрой замене фильтроэлемента. Примеры
конструкции такого фильтра представлены на рис. 9.52а, б. На рис. 9.52а показан фильтр на осно-
ве сетчатого фильтроэлемента, а на рис. 9.526 - фильтр на основе фильтропакета (набора дисков
из пористого материала).
Для авиационных гидроагрегатов, рассчитанных на большой срок службы с многократной за-
меной загрязненных встроенных фильтров (с последующей очисткой и ультразвуковой промыв-
кой), применяются специальные методы их установки в корпус. Конструкция такого фильтра изобра-
жена на рис. 9.52 в, она допускает оперативную замену отработанного фильтроэлемента практически
без потери жидкости из корпуса гидроагрегата благодаря использованию внутреннего клапана, запи-
рающего линию подачи при извлечении фильтроэлемента из посадочного отверстия в корпусе.
9.6.4. Стопорные устройства
К числу вспомогательных элементов встроенного монтажа можно отнести также стопор-
ные устройства, осуществляющие фиксацию подвижных элементов агрегата (штоков сервоп-
риводов, золотников, выходных звеньев и т.п.) при подаче или отключении контрольного дав-
ления. Часто стопор конструктивно объединен с механизмом приведения в нейтраль. Конст-
рукции таких стопоров представлены на рис. 9.53. Они рассчитаны на относительно небольшие
перемещения фиксируемых деталей, например, выходных звеньев автопилотных сервоприво-
дов. Выставление в нейтраль с последующим стопорением осуществляется усилием пружин
большой жесткости, при этом гидродвигатели сервоприводов предварительно кольцуются.
Существуют также конструкции, предназначенные для стопорения выходных звеньев си-
ловых гидроприводов. Приведение их в нейтраль осуществляется специальными механизма-
ми. Фиксация выходных звеньев силовых приводов, например, в убранном положении произ-
водится с помощью гидрозамков (см. Главу 2, привод РМ-120).
447
Глава 10. Некоторые технологические особенности изготовления
гидроприводов и их элементов
Проектирование и выпуск высокотехнологичных и наукоемких изделий, к числу которых
относятся гидравлические следящие приводы с соответствующей элементной базой, не пред-
ставляется возможным без хорошо отлаженного современного производства, оснащенного пе-
редовыми средствами изготовления и контроля продукции.
Достижения предприятия ПМЗ «Восход» в значительной степени обусловлены наличием
мощной производственной базы, а также использованием комплекса технологических дости-
жений и опыта отечественной промышленности. Реализация качества, заложенного в конст-
рукторской документации осуществляется в процессе изготовления изделия. На этой стадии
основным критерием оценки качества является степень соответствия фактических технико-
экономических параметров и характеристик готового изделия (и его отдельных частей) зало-
женным в проектной документации. Важную роль при этом играет исправность и высокое со-
вершенство применяемого оборудования, оснастки, инструмента и условий рабочего места.
Современные машиностроительные предприятия производят широкий ассортимент про-
дукции с большим числом (до десятков тысяч) наименований комплектующих деталей. Это
достигается благодаря методу групповой технологии на основе комплексной типизации и нор-
мализации технологических процессов, станочного парка, оснастки и широкого применения
гибкого автоматизированного технологического оборудования. Групповая технология позво-
ляет не только упростить и ускорить подготовку изготовления деталей изделия, но и нормали-
зовать контроль качества и стабилизацию хода техпроцесса. В основе групповой технологии
лежит типовой технологический процесс (технологический модуль) типовой детали как ха-
рактерного представителя данной группы.
В соответствии с концепцией групповой технологии на ПМЗ «Восход» созданы цеха кор-
пусных изделий и цилиндровых групп, прецизионных деталей (золотниковые гидрораспреде-
лители, ЭГУ, планетарные гидромоторы и т.п.), средних деталей, нормалей и пружин (рычаги,
качалки, кронштейны, кожухи), резино-технических изделий, пластмасс и гальванопокрытий,
заготовительный участок, цех комплексных испытаний и термический цех. За счет этого удает-
ся свести все многообразие деталей к определенному числу групп с минимальным количеством
техпроцессов, в том числе типовых.
Внедрению большинства конструктивных решений, улучшению параметров и характерис-
тик гидроприводов предшествует освоение новых технологических процессов, в свою очередь
влияющих на изменения конструкции. Так, внедрение электроэрозионной прошивки для соеди-
нения каналов привело к коренным изменениям конструкции корпусных деталей, к ликвидации
в них технологических каналов и заглушек, снижению веса и повышению надежности агрегатов.
С другой стороны, возникает необходимость согласования конструкции с возможностями реа-
лизации технологических процессов, т.е. повышения технологичности конструкции изделия.
448
Совершенствование технологий позволяет решить коренные вопросы повышения качества
и эксплуатационной надежности приводов, в том числе обеспечения технических характерис-
тик и показателей надежности, снижения технических затрат и экономических затрат на изго-
товление.
10.1. Унификация конструктивных элементов
и типизация технологических процессов изготовления деталей гидроприводов
Конструктивная унификация является необходимым условием для технологической ти-
пизации, которая в свою очередь направлена на снижение затрат на подготовку производства
новых изделий за счет использования ранее освоенных техпроцессов и технологического осна-
щения. Унификации подвергаются самые простые элементы конструкции - отдельные поверх-
ности (отверстия, плоскости, конусы и т.п.), из которых состоят любые детали.
Задачей конструктивной унификации является сокращение действующих типоразмеров
элементарных поверхностей и ограничение введения новых без ухудшения характеристик при-
водов.
Технологическая типизация сводится к разработке типовых техпроцессов элементарных
поверхностей, охваченных конструктивной унификацией, или типовых элементарных техпро-
цессов. Внедрение конструктивно-технологической унификации и типизации на предприятии
позволяет увеличить процент использования уже готового, имеющегося в производстве специ-
ального инструмента для вновь осваиваемых изделий, снизить сроки, объем и стоимость под-
готовки производства новых гидроприводов.
Так, на предприятии ПМЗ «Восход» до внедрения унификации типоразмеров при освое-
нии новых изделий использовалось только 40% готового инструмента, а на 60% типоразмеров
поверхностей приходилось проектировать и изготавливать вновь по комплекту режущего и
мерительного инструмента. После внедрения унификации использование готового инструмента
при освоении новых разработок увеличилось до 70%.
Унификация технологических процессов включает в себя
- унификацию инструмента и оснастки при обработке деталей,
- применение специальных станков и станков с программным управлением,
- унификацию испытательного оборудования и сборочной оснастки,
- применение универсально-сборных приспособлений,
- использование приборов активного контроля.
Система вариантов формообразования учитывает процесс резания (форма инструмента,
траектория главного движения, траектория подачи), вид контакта (поверхностный, линейный,
точечный), способ механической обработки (притирка плоскости и цилиндра, нарезание резьб
и развертывание, обточка цилиндра резцом, электрохимическая и электроэрозионная обработ-
ка, фрезерование плоскости, фрезерование криволинейных поверхностей пальцевой фрезой).
Анализ показывает, что конструктивная унификация может способствовать снижению объе-
ма подготовки производства в 2...3 раза. Так, унификация резиновых уплотнений привела к
тому, что гидроприводы передаются в серийное производство без единого нового уплотнения,
на каждое из которых следовало бы изготовлять комплекты сложных прессформ, режущего и
измерительного инструмента для канавки.
10.2. Разработка и совершенствование технологических процессов
Технологию производства гидроприводов можно рассматривать как комплекс техпроцес-
сов изготовления их конструктивных элементов, в том числе корпусных деталей, гидродвига-
449
телей, распределительных и регулирующих устройств, силовых элементов, электроэлементов
и уплотнителей. В результате многолетней практики на ПМЗ «Восход» отработана эффектив-
ная технология производства гидроприводов различных типов, которая постоянно совершен-
ствуется.
Основные направления совершенствования:
- повышение точности обработки и контроля, а также соединения деталей,
- обеспечение чистоты внутренних поверхностей,
- новые методы механической и электрохимической обработки, гидродинамической очис-
тки деталей,
- повышение несущей способности деталей и узлов привода, в том числе упрочнением,
термообработкой, повышением прочности соединений, неразрушающими методами контроля,
- улучшение коррозионной стойкости приводов с помощью гальванических и лакокрасоч-
ных покрытий, защитных смазок,
- повышение износостойкости деталей методом поверхностной пластической деформации,
с помощью антифрикционных гальванических и металлофторопластовых покрытий,
- разработка специальных инструментов и приспособлений (например, гидросуппорт для
изготовления наклонных канавок, заделочный штамп для заглушек, прибор контроля трубча-
тых пружин для ЭМП, приспособление для сборки и регулировки сопел ЭГУ и т.п.).
10.2.1. Изготовление корпусных деталей
Корпусные детали относятся к наиболее сложным элементам гидропривода как с точки
зрения конструирования, так и технологии изготовления. В зависимости от условий эксплуа-
тации и места расположения привода на ЛА, а также действующих на корпусную деталь уси-
лий определяется ее конфигурация, материал и вид заготовки. Материалы - сталь ЗОХГСА,
38ХА, 12ХНЗА, алюминиевые сплавы АК-6, АК-4, титановые сплавы ВТЗ-1 и др.
В большинстве случаев для изготовления корпусных деталей применяется горячая и хо-
лодная штамповка, литье. В их конструкции имеются глубокие пересекающиеся сверления, вы-
полняющиеся с минимальными уводами от осевой линии и шероховатостью.
Наилучшие результаты при выполнении глубоких каналов достигаются ружейным свер-
лением. В конструкции корпусов также широко используется электроэрозионное соединение
внутренних каналов, связанное с образованием дефектного слоя, вызывающего развитие тре-
щин в процессе эксплуатации. Оплавленные частицы, остающиеся после электроэрозионной
обработки могут отрываться в процессе эксплуатации, загрязняя гидроагрегат. Поэтому для
удаления этого слоя (толщиной 50... 150 мкм) применяется последующая электрохимическая
обработка соединительных каналов. Для дюралевых сплавов используется электролит на ос-
нове смеси NaCl и NaNO3, для стали - NaCl. Плотность тока составляет 10...20 а/см2 при напря-
жении 17... 18 В и температуре 2О...ЗО°С. Скорость протока электролита - 15...20м/с, время об-
работки 5...15с, чистота поверхности Rz = 1,25...20.
Для повышения производительности и качества изготовления корпусных деталей внедря-
ют комплексную механизацию, заключающуюся в применении станков с программным управ-
лением и гидрокопировальных методов обработки каналов. При этом большое внимание уде-
ляется снятию заусенцев и острых кромок путем электрохимического удаления и скругления,
что исключает повреждение уплотнительных колец при установке комплектующих деталей в
корпус. Удаление заусенцев наиболее эффективно гидроабразивным способом, когда через де-
таль прокачивается смесь рабочей жидкости и абразивного порошка (в соотношении 10 к 1) с
зернистостью 20...40 мкм. Скорость течения гидроабразивной струи 25...30 м/с при давлении в
полостях диафрагменного насоса 0,3 МПа, время обработки - 7... 10 мин.
450
В корпусных деталях применяется сернокислое анодирование (анодное оксидирование)
внутренних полостей и анодирование в электролите СЩС 100.30.3 с последующей доводкой
точных отверстий притирами из акрилата СХЭ-2 или пластмассы АСТ-Т. В последнем случае
притиры изготавливаются из смеси 70...80% порошка АСТ-Т и 20...30% абразива, это позволяет
получить чистоту поверхности после доводки Rz 0,08...0,16 по сплаву АК-6 и 0,16 - по бронзе
БРАЖН 10-4-4 (для чугунного притира соответственно 0,32 и 0,63).
Электролит СЩС 100.30.3 представляет собой смесь сульфосалициловой, щавелевой и
серной кислот (в пропорции согласно обозначению), анодное оксидирование осуществляется
при температуре 10°С, плотности тока 2.5...3 а/дм2, начальном и конечном напряжении 45...60 В
и 70... 100 В соответственно. Толщина образующейся оксидной пленки достигает 30 мкм за вре-
мя 50 мин. Поскольку анодирование связано с изменением размеров детали, требуется после-
дующая доводка, например, методом пластической деформации. Это уменьшает шероховатос-
ти, полируются фаски, скругляются острые кромки.
Скоростное сверление корпусных деталей твердосплавными ружейными сверлами обес-
печивает высокую чистоту обработки и производительность, а также возможность выполнять
отверстия длиной до 100 диаметров. Данный способ позволяет за 1 проход сверлить отверстия
диаметром 3...50 мм и длиной до 1000 мм с точностью 2-3 класса и шероховатостью Ra 1,25...2,5.
Отклонение от круглости не более 30 мкм с уводом оси отверстия не выше 1 мм на длине 1 м.
Ружейные сверла разработаны и изготавливаются самим предприятием по специальной
технологии, а сверление ими осуществляется на переоборудованных токарных, револьверных
станках и автоматах. Для корпусных полостей с повышенными требованиями, а также при из-
готовлении сопел и дросселей для ЭГУ (где нужна точность, чистота обработки и геометричес-
кая форма отверстия) применяются пушечные сверла на основе однозубых разверток. На пред-
приятии изготавливаются такие сверла с диаметрами 0,5... 15 мм и длиной 50...300 мм, предназ-
наченные для обработки отверстий в стальных, алюминиевых и бронзовых деталях.
На предприятии получила применение высокопроизводительная вибрационная обработ-
ка деталей - вибросверление, виброзенкерование, виброразвертывание, в том числе при изго-
товлении корпусных деталей. При этом могут применяться как спиральные, так и пушечные
сверла. На обычную схему сверления, зенкерования или развертывания накладываются допол-
нительные осевые низкочастотные колебания инструмента или детали, обеспечивающие га-
рантированное кинематическое дробление стружки и отвод ее из зоны обработки высокона-
порными потоками смазывающей охлаждающей жидкости (СОЖ). СОЖ подается под давле-
нием по внутреннему каналу сверла (инструмента), ее смесь со стружкой отводится по наруж-
ным отводящим канавкам.
Виброобработка позволяет повысить качество обработки отверстий и производительность,
сократить расход и номенклатуру применяемых инструментов, ввести механизацию и автома-
тизацию техпроцесса. Метод дает возможность увеличить припуск на финишных операциях
зенкерования и развертки в 10 раз по сравнению с традиционными методами указанных опера-
ций, что позволяет сократить число переходов и снизить расход инструментов. Производитель-
ность обработки увеличивается в 3...8 раз, шероховатость поверхности снижается до Rz 0,32,
увод оси отверстия составляет 0,02 мм на длине 100 мм, расход и номенклатура инструмента
уменьшается в 2...4 раза.
Аналогичный эффект достигается при сверлении глубоких отверстий ружейными сверла-
ми и при тонкостенном кольцевом сверлении. Одновременно снижается расход СОЖ. Наибо-
лее эффективно глубокое сверление вязких, жаропрочных и коррозийностойких сталей и тита-
новых сплавов. Метод обеспечивает также высокопроизводительную и качественную доработ-
ку отверстий, полученных литьем или штамповкой, в том числе по корке и с большой глубиной
резания, исправляет увод оси предварительно полученного отверстия.
451
Диапазон применения технологии вибрационной обработки отверстий - диаметр 2...100 мм
и более, глубина до 100 диаметров. Отверстия могут быть сквозными или глухими, гладкими и
ступенчатыми.
Применение однокромочных разверток на вибросверлильном оборудовании позволяет рез-
ко сократить число переходов, с 4-х (сверление, зенкерование, предварительное и окончатель-
ное развертывание) до 2-х - вибросверление и виброразвертывание. При обработке литых от-
верстий с 3-х до одного (виброразвертывание). Можно полностью исключить сверление введе-
нием виброзенкерования или виброразвертывания.
Виброинструмент изготавливается на самом предприятии. В вибросверлах используются
твердосплавные пластины из ВК-8, ВК100М, ВК-10ХОМ, ВРК-15. Последние используются
при обработке жаропрочных сталей на никелевой основе.
Устройства дробления стружки (вибраторы) могут выполняться электродинамическими,
электромагнитными, пьезокерамическими, механическими, гидравлическими. Высокочастот-
ные вибраторы имеют обычно небольшую мощность, вибраторы с большой осевой нагрузкой -
низкую частоту.
При виброобработке имеет место наклеп поверхностного слоя, формируются как правило
сжимающие остаточные напряжения, что способствует увеличению ресурса детали.
В качестве примера можно указать апробированные режимы виброобработки глубоких от-
верстий в корпусных деталях, выполненных из широко используемых при производстве гид-
роприводов материалов:
1. Сталь 13Х11Н2В2МФ-Ш. Диаметр отверстия 17+012, глубина - 141 мм, скорость резания -
42 м/мин., частота вращения - 765 об/мин., подача - 0,021 мм/об., частота вибрации - 68 Гц, ампли-
туда колебаний - 0,125 мм, суммарная длина обработки до переточки инструмента - 1.5...2 м.
2. Титановый сплав ВТЗ-1. Диаметр отверстия _ 8+0,3, глубина - 122 мм, скорость резания -
40 м/мин., частота вращения - 1582 об./мин., подача - 0,019 мм/об., частота вибрации - 115 Гц,
амплитуда колебаний - 0,12 мм, суммарная длина обработки до переточки инструмента - 5...7 м.
3. Бронза БРАЖН-10-4-4. Диаметр отверстия - 14*012, глубина - 153 мм, скорость резания -
42 м/мин., частота вращения - 955 об./мин., подача - 0,039 мм/об., частота вибрации - 68 Гц, амп-
литуда колебаний - 0,125 мм, суммарная длина обработки до переточки инструмента - 50...60 м.
10.2.2. Изготовление деталей гидродвигателей
В качестве материала для изготовления цилиндров, поршней, штоков в зависимости от ус-
ловий эксплуатации применяются стали ЗОХГСА, 12ХНЗА, нержавеющая сталь Х15Н5Д2Т,
алюминиевые сплавы АК-4, АК-6. Заготовки получаются как правило методом горячей штам-
повки.
Техпроцесс изготовления гидроцилиндров содержит ряд сложных операций. Так, черно-
вые операции включают сверление, расточку внутренних поверхностей и наружных каналов
под термообработку. Отверстия в цилиндрах сверлятся ружейными, лопаточными или кольце-
выми сверлами. Наиболее прогрессивно кольцевое сверление для диаметров свыше 80 мм. Этот
метод вытесняет сплошное сверление как более экономичный.
Для повышения коэффициента использования металла в ряде случаев применяется конст-
рукция цилиндров, сваренных из труб методом электронно-лучевой сварки.
Термообработка осуществляется в контролируемой атмосфере в составе окиси углерода,
водорода и азота. Это обеспечивает отсутствие обезуглероженного слоя, снижает трудоемкость,
повышает качество техпроцесса. После термообработки отверстия стальных цилиндров шли-
фуются, а из алюминиевых сплавов - растачиваются алмазными или эльборовыми резцами.
Поскольку длинномерные цилиндры после термообработки коробятся, необходимо оставлять
452
соответствующий припуск на расточку перед шлифованием. Труднообрабатываемые материа-
лы обрабатываются резцами на основе эльбора Р. Чистовая расточка отверстий в цилиндрах и
втулок цилиндров из алюминиевых сплавов также производится алмазными и эльборовыми
резцами.
После шлифования или чистовой расточки отверстия цилиндров хонингуют под хромиро-
вание с шероховатостью Rz 0,16 и геометрической точностью в пределах половины допуска на
размер. Для повышения усталостной прочности внутренние переходы и радиусы подвергаются
виброударному упрочнению. В свою очередь цапфы гидроцилиндров упрочняются методом виб-
ронакатки. В целом упрочнение стальных цилиндров повышает ресурс гидроагрегатов в 2...3 раза.
Цилиндры из алюминиевых сплавов на завершающем этапе обработки подвергаются сер-
нокислому анодированию с последующим хонингованием алмазными брусками или доводке
акриловыми притирами до чистоты поверхности Rz 0,08...0,16.
Поршни и штоки гидродвигателей изготовляют из штамповки или проката легированных
и нержавеющих сталей, титана. Обычно поршни выполняются пустотелыми. Типовой техпро-
цесс включает операции подрезки торцев, центровку и предварительную обточку наружных
поверхностей, на базе которых в дальнейшем сверлятся отверстия. Сверление осуществляется
как правило ружейными сверлами, за 1 проход выполняются отверстия диаметром 5...50 мм с
точностью 2..3 класса и шероховатостью Rz 0,63... 1,25.
Отверстия в закаленных поршнях из легированных сталей и титановых сплавов изготав-
ливаются ружейными сверлами с пластинами твердого сплава ВК-8. Высокоточные отверстия
сверлятся с малой подачей 0,01...0,03 мм / об., менее точные - 0,1...0,2 мм / об.
После термообработки осуществляется шлифование наружных поверхностей и суперфи-
нишная обработка. Для повышения усталостной прочности здесь также применяется упрочне-
ние радиусов и галтелей методами виброударной, гидродробеструйной обработки и обкаткой
роликами.
После хромирования поверхности штоков подвергаются вибронакатке и последующей по-
лировке акриловыми притирами.
При необходимости уплотнения вращающихся валов резиновыми кольцами круглого се-
чения, размещаемых в канавках втулок, корпусов и других деталей, можно существенно улуч-
шить условия смазки колец и, следовательно, повысить их ресурс посредством выполнения
наклонных канавок под уплотнения с небольшим (5°) наклоном к оси. На предприятии разра-
ботан метод растачивания таких канавок с использованием специального следящего гидросуп-
порта, работающего по копиру при частоте вращения не более 200 об. / мин.
10.2.3. Изготовление золотниковых гидрораспределителей
Совершенствование технологии изготовления золотниковых гидрораспределителей явля-
ется одним из основных направлений обеспечения технических характеристик гидроприводов.
Наиболее ответственные золотниковые пары изготовляются с положительными перекрытия-
ми 5... 10 мкм и радиальными зазорами 2...4 мкм. Важное значение имеют также допустимые
отклонения от геометрической формы. По статистическим данным предприятия отклонение
от округлости должно быть пропорционально радиальному зазору, составляя, например, при
зазоре 4 мкм величину 0,25...0,5 мкм.
Утечки по золотнику существенно зависят от величины зазора. Так, увеличение последне-
го с 2 до 4 мкм повышает расход утечки в 10 раз.
Окончательная обработка и измерение прецизионных деталей золотниковых гидрорасп-
ределителей производится в обособленных помещениях со специальным температурным ре-
жимом и повышенными требованиями по чистоте.
453
Стальные гильзы для цилиндрических золотников (стали 95X18,16ХГТА, 13ХП2В2МФ и
др.) сверлятся ружейными сверлами с твердосплавными пластинами с минимальным припус-
ком на последующие операции притирки и хонингования. Прямоугольные рабочие окна вы-
полняются методом электроэрозионной обработки на станках типа «Эрозимат» с точностью до
15 мкм и шероховатостью Rz 1,25 в среде керосина.
Размеры, точность обработки и чистота поверхности непосредственно зависит от точности
изготовления электродов, рабочие размеры которых выполняются с учетом межэлектродного
зазора. Электроэрозионная обработка каналов и отверстий производится в 2 перехода - про-
шивка и последующее калибрование.
Метод позволяет выполнять точные рабочие окна с размерами 0,3 х 0,3 мм.
На предприятии освоен способ выполнения рабочих окон в золотниковых гильзах преци-
зионной протяжкой, впервые реализованный при разработке ЭГУ типа УГ-45 (см. раздел 9.3).
Поперечные отверстия в гильзе под протягивание сверлятся по кондуктору с припуском 0,1 мм,
а затем обрабатываются пушечными сверлами по 2-му классу точности и шероховатостью
Rz 0,63...1,25. На краю отверстий с помощью протяжки формируются прямоугольные рабочие
окна - пазы с точностью по ширине и длине не более 30 мкм и смещением противоположных
кромок не выше 5 мкм. Электроэрозионная обработка аналогичных окон обеспечивает данное
смещение не менее 15 мкм при шероховатости Rz 1,25, требуемое время изготовления - 70 мин.
Прецизионная протяжка дает шероховатость Rz 0,32 и занимает время 5 мин. Золотниковые
распределители, изготовленные методом прецизионной протяжки обеспечивают нелинейность
расходной характеристики не более 5% при несимметрии не выше 7%.
Важное значение имеет обработка отверстий в гильзе с отклонением от геометрической
формы не выше 0,2 мкм и шероховатостью Rz 0,05...0,1. Такие показатели достигаются много-
кратной притиркой отверстия на доводочных головках чугунными и стальными притирами, а
также хонингованием. Наилучшие результаты дает совместная притирка деталей золотнико-
вых пар, не требующая специального оборудования и обеспечивающая точность геометричес-
кой формы таких деталей не ниже 0,2...0,3 мкм.
Прецизионное шлифование внутренних отверстий гильз и буртов цилиндрических золотни-
ков позволяет выдержать размер с точностью до 1 мкм, а после многократной доводки - 0,2 мкм.
Детали плоских золотниковых гидрораспределителей выполнятся точной шлифовкой с после-
дующей доводкой на акриловых дисках с алмазными пастами.
Перекрытия рабочих окон обеспечиваются точной подшлифовкой отсечных кромок золот-
ников. В последние годы предприятием закуплены прецизионные шлифовальные станки зару-
бежного производства, позволяющие изготавливать золотниковые гидрораспределители с вы-
сокой идентичностью характеристик, что позволило существенно снизить взаимонагружение
каналов в многокамерных гидромеханических приводах, а также многоканальных резервиро-
ванных приводах с жестким соединением штоков (см. раздел 5.4).
Качественные показатели золотниковых пар после и в процессе изготовления контролиру-
ются с помощью пневматических и гидравлических методов, состоящих в измерении расхода
воздуха или жидкости через проходные сечения при определенных смещениях золотников.
Помимо расхода контролируются перекрытия золотников, внутренние перетечки по зазорам,
перетечки по уплотнительным буртам, усилие страгивания золотника, снимаются характерис-
тики давления. Гидравлический контроль расходных характеристик золотников производится
в том числе на специально разработанном на предприятии стенде с автоматической записью и
цифровой индикацией результатов. Расходы 5...2000см3/мин. измеряются мерной емкостью с
точностью ±2% в температурном диапазоне 15...100°С, 0,36...1,5 л/мин. - турбинным расходо-
мером с точностью ±1,5% в температурном диапазоне - 6О...+18О°С, 2...20 л/мин. - гидромото-
ром с точностью ±1% в диапазоне температур 15...35°С.
454
В установках пневмо- и гидроконтроля цилиндрических и плоских золотников расходы
измеряются ротаметрическими расходомерами.
Измерение отверстий гильз цилиндрических золотниковых гидрораспределителей с точ-
ностью до 0,2 мкм осуществляется щелевыми пневмокалибрами-пробками, сопла которых
выполнены в виде узкой прямоугольной щели шириной 0,1...0,3 мм, или пневмоэлектрон-
ными индикаторами размеров. В последнем случае результаты контроля отображаются на
2-х светодиодных шкалах и 5-ти разрядных цифровых индикаторах. Массив значений, по-
лучаемых при контроле, записывается в память прибора и, по мере необходимости, может
либо выводиться на цифровые индикаторы для просмотра, либо передаваться для архиви-
рования на компьютер.
Размеры отверстий с полем допуска 10 мкм определяются пневмокалибром, шкала которо-
го тарируется с точностью 0,1...0,2 мкм. Важным условием точности и стабильности замеров
является очистка подаваемого воздуха от масла, влаги и механических загрязнений. Давление
воздуха в процессе измерений поддерживается на уровне 0,2 МПа.
10.2.4. Изготовление деталей для электрогидравлических усилителей
Важное значение в производстве ЭГУ на основе устройств сопло-заслонка имеет качествен-
ное изготовление сопел гидроусилителей. Применение спиральных сверл и доводка отверстий
проволочными и сборными упругими притирами с доводочными пастами не обеспечивает нуж-
ную точность, чистоту обработки и геометрическую форму отверстий сопел и требует высокую
квалификацию рабочих.
На ПМЗ «Восход» внедрена вместо этого обработка отверстий малого диаметра пушечны-
ми сверлами с точностью до 10 мкм и шероховатостью Rz 0,32...0,63. При этом исключается
корсетность и бочкообразность отверстий.
Пушечные сверла (однозубые развертки) изготавливаются на предприятии, при работе
сверла режущей кромкой является передняя торцевая грань, задняя поверхность служит жест-
кой направляющей, исключающей «разбивание» отверстия. Нижняя кромка обеспечивает за-
чистку и калибровку отверстия. В качестве охлаждающей жидкости при развертывании не-
ржавеющих сталей используется олеиновая кислота, других материалов - смазывающая ох-
лаждающая жидкость (СОЖ) В-296.
Отработанная технология позволяет выполнять отверстия диаметром 0,35 мм в стальных
соплах ЭГУ типа ПМ 15-500 с наружным диаметром 2 мм, устанавливаемые в корпус методом
запрессовки под гидравлическим контролем.
В датчиках электрической обратной связи по положению золотника в ЭГУ широко исполь-
зуются тонкостенные разделительные трубки, изолирующие магнитную систему и обмотки
датчика от рабочей жидкости. На предприятии разработан метод получения таких трубок с тол-
щиной стенки 0,3 мм путем пластической деформации - ротационная раскатка. При этом заго-
товка на оправке вращается между давильными шариками, заключенными в жесткую обойму и
вращающимися от заготовки. При ротационной раскатке происходит формообразование дета-
ли с одновременным упрочнением металла.
Во избежание перенаклепа толщина стенки готовой трубки должна быть не менее 30% тол-
щины стенки заготовки, что зависит от текучести материала. Трубки нужного размера изготав-
ливаются также протяжкой твердосплавного дорна через отверстие заготовки с увеличением
его внутреннего диаметра. Наружный диаметр обеспечивается бесцентровой шлифовкой.
Значительный интерес представляет луч лазера как инструмент сварки. Используемая на
предприятии установка «Квант-16» и более поздние модификации позволяют осуществлять
точечную сварку разнородных металлов (бериллиевая бронза и пермаллой в якорях ЭМП, алю-
455
миниевый сплав и сталь) при глубине плавления до 0,5 мм, что не обеспечивается традицион-
ными методами. При этом практически исключается термическая деформация соединяемых
деталей. Соединение якоря ЭМП, выполненного из пермаллоя 45Н, с упругой герметизирую-
щей трубкой подвески из бронзы БрБ2 осуществляется на лазерной установке при напряже-
нии накопителя 1300...1600 В, диаметре пятна 0,9...1 мм и энергии излучения 14...18 Дж. Свари-
ваемые детали характеризуются высокой прочностью и не требуют последующей термической
и механической обработки.
Изготовление магнитных систем ЭМП связано с необходимостью соединения постоянных
магнитов с магнитопроводами без потери магнитных свойств при нагреве до 600...650°С. Это
достигается применением низкотемпературной порошковой диффузионной сварки, позволя-
ющей соединять магниты из магнитожесткого сплава ЮН13ДК24 с пермаллоем 45Н в кольце-
вой магнитной системе ЭМП электрогидравлического усилителя ПМ 15-500.
Техпроцесс осуществляется в специальной камере, в среде водорода. Свариваемые поверх-
ности покрываются никелем гальваническим способом, после чего на них наносится суспензия
водно-спиртового раствора муравьинокислого никеля. Затем свариваемые поверхности сжи-
маются с удельным давлением 1.5...2 кгс/мм2 и помещаются в камеру с температурой 500°С.
Способ, разработанный совместно с предприятием электротехнической промышленности, вне-
дрен впервые в отрасли. Он обеспечивает прочность соединения (усилие разрыва 100... 150 кгс
в сравнении с 40...60 кгс для паяных соединений), неизменность магнитных свойств и отсут-
ствие остаточных напряжений.
10.2.5. Изготовление уплотнителей
Уплотнительные детали в основном изготавливаются из резины (см. раздел 9.5). Техпро-
цесс их изготовления обеспечивает нужное качество и строго регламентирован документами
отраслевых институтов. Поэтому технологические разработки предприятия направлены в ос-
новном на обеспечение улучшенных условий работы уплотнений или относятся к области из-
готовления нестандартных, металлических и пластмассовых деталей уплотнений и сопрягае-
мых поверхностей.
Так, для обеспечения чистоты рабочих поверхностей направляющих бронзовых втулок
вместо доводки притирами с абразивной пастой рекомендуется применять точение и алмазное
выглаживание, реализующее необходимую чистоту обработки, форму поверхностей втулок и
полное отсутствие абразивных частиц, что повышает ресурс уплотнений.
Высокая чистота поверхностей канавок под уплотнения достигается применением диско-
вой раскатки. Этим же способом скругляются острые кромки канавок, что существенно влияет
на работоспособность уплотнительных колец.
Защитные прокладки для резиновых колец изготавливаются из фторопласта 4 марки «Т» в
прутках или листового фторопласта марки «ХТЗ». Изготовление прокладок методом точения
из прутка является малопроизводительным и сопровождается значительными потерями доро-
гостоящего материала. Более предпочтителен метод вырубки из листового фторопласта как
менее трудоемкий и более производительный.
Для получения стабильных размеров прокладок при изготовлении листы фторопласта для
снятия внутренних напряжений проходят термостабилизацию в течение 60...90 мин. при тем-
пературе, на 1О...15°С выше эксплуатационной. Осаживание прокладок в канавки после их мон-
тажа проводят выдерживанием их в термошкафе при температуре на 2О...ЗО°С выше эксплуата-
ционной в течение 20...30 мин.
Контроль качества и работоспособности уплотнений осуществляется на специальном обо-
рудовании. Представляет интерес разработанный предприятием стенд С-1018, предназначен-
456
ныи для испытании перспективных уплотнении для авиационных гидроагрегатов, эксплуа-
тируемых в различных климатических условиях, и имитирующий комплекс внешних факто-
ров. С-1018 включает нагрузочный стенд, гидростенд высокого давления и щит управления и
контроля.
В состав нагрузочного стенда входит приспособление с испытуемыми уплотнениями, уст-
ройства и системы имитации внешних климатических факторов, устройства имитации движе-
ния и нагружения исполнительного элемента с уплотнениями.
Испытательный стенд С-1018 обеспечивает максимальное давление рабочей жидкости до
63 МПа, диапазон частот пульсации давления 0,1...10 Гц, интервал температур окружающей
среды и жидкости -60...+200°С, а также возвратно - поступательное движение элемента с уп-
лотнителями с интенсивностью 5...25 двойных ходов в минуту, колебательное - 6...25 колеба-
ний в минуту, вращательное - 50...500 об./мин.
10.2.6. Обеспечение чистоты внутренних поверхностей деталей
Чистота внутренних полостей гидравлических агрегатов и систем является одним из важ-
ных факторов качества и надежности их работы [1,37]. Поэтому на ПМЗ «Восход» корпус-
ные и другие детали подвергаются многоступенчатой очистке и промывке, для чего разрабо-
тан и эксплуатируется промывочный комплекс, где в технологическую цепочку собраны ван-
ны предварительной отмочки в подогретых средах (топливо Т-1) и гидравлические стенды. В
них для каждой детали или группы деталей подается под давлением моющая жидкость вмес-
те со сжатым воздухом в каждый канал, при этом деталь (например, корпус) во время про-
мывки подвергается вибрации. Все детали гидроагрегатов перед сборкой и в процессе изго-
товления проходят промывку с целью удаления технологических загрязнений. В процессе
изготовления проводится межоперационная промывка, при которой удаляется стружка, про-
дукты смазки отверстий и каналов деталей, притирочные пасты. Отбор проб на специальной
установке с использованием бензина Б-70 позволяет контролировать чистоту промывки, в
том числе автоматически.
В последнее время в связи с резким повышением цен на нефтепродукты (бензин, керосин),
а также взрыво-пожароопасностью на предприятии разработан комплекс оборудования по про-
мывке деталей щелочными и водными растворами в ультразвуковом поле. Детали размещают-
ся в специальных кассетах, на которых смонтированы ультразвуковые преобразователи. Этим
же способом удаляются загрязнения от применения абразивных материалов в процессе шли-
фования, полирования, хонингования.
Раствор - тринатрийфосфат (30...35 г/л), стиральные порошки, температура 5О...7О°С. По-
дача раствора к кассете с деталями со скоростью 10...20 м/с.
Золотниковые гильзы промываются также рабочей жидкостью под давлением 6...8 МПа,
расходах 5...8 л/мин., подаче иглы 3...5 м/мин. и частоте вращения 40...50 об/мин. Струя жидко-
сти имеет вид веера, перпендикулярного оси отверстия.
Для оперативного контроля чистоты моющих жидкостей, а также чистоты рабочей жидко-
сти в агрегатах и испытательных стендах на предприятии применяется анализ чистоты жидко-
стей гидравлических систем непосредственно в потоке без ее отбора [37]. В этом случае отсут-
ствуют погрешности от загрязнения колбы для отбора пробы и загрязнения при переливах и
фильтрации, не требуется дополнительных стендов и «чистого помещения» для проведения
анализов, обеспечивается высокая сходимость отдельных результатов измерения, результаты
контроля получаются в реальном масштабе времени.
Конструктивно система «Поток-995» выполнена в виде 3-х блоков - блока из трех фо-
тоэлектрических датчиков, коммутатора и блока электроники. Они соединены между со-
457
бой электрическими кабелями. Датчики загрязнений встраиваются непосредственно в гид-
росистемы группы стендов. Коммутатор размещается рядом и предназначен для последо-
вательного подключения датчиков к линии связи и согласования выходных параметров
датчика с ее параметрами. Информация о загрязнении поступает в блок электроники для
обработки и регистрации. Номер опрашиваемого датчика задается с блока электроники. В
результате анализа число четных частиц по всем размерным группам отображается на циф-
ровом табло.
Практика показала, что получить требуемый уровень чистоты можно только повыше-
нием общей культуры производства на всех этапах изготовления и эксплуатации техники.
Необходимо обеспечение предприятий объективными средствами автоматического конт-
роля чистоты рабочих жидкостей. С этой целью на ПМЗ «Восход» на базе фотоэлектричес-
кого анализатора загрязнения жидкости АЗЖ-915 разработан переносной стенд, предназ-
наченный для автономного автоматизированного контроля содержания механических при-
месей в гидравлических, топливных и масляных системах ЛА, металлорежущих станков,
испытательных стендов, технологического оборудования и других подобных систем мето-
дом отбора проб. Стенд допускает подключение к персональному компьютеру - посту це-
хового контроля КВАНТ-901.
В переносном футляре размещается анализатор загрязненности жидкости, пневмо-
гидравлический блок с мановакуумметром, дегазатор, баллон с особо чистым бензином
для промывки датчика анализатора, электрожгуты для сетевого питания и соединения
анализатора с датчиком, рукав для откачки отработанной смеси и другие необходимые
детали.
Пневмогидросхема позволяет производить вакуумирование пробы жидкости, помещен-
ной в дегазатор и системы стенда, что обеспечивает прокачку жидкости при анализе через
капилляр датчика. Насос стенда комбинированный и может использоваться как для вакуу-
мирования, так и наддува накопительного бака для удаления из него отработанной смеси ана-
лизируемой жидкости с бензином.
Основные характеристики стенда:
1) Типы контролируемых жидкостей - масла и топлива
на нефтяной основе, гидравлические жидкости
с вязкостью не более 20 сСт при температуре +50° С
2) Объем пробы жидкости для анализа, см3, не более - 130
3) Контролируемый объем, см3 - 90... 110
4) Размерные фракции контролируемых частиц
загрязнений, мкм 5...10,10...25,25...50,
50...100,100...200.
5) Индикация наличия хотя бы одной частицы более 200 мкм
6) Предельная концентрация частиц в пробе, 1/см3 - 1,5 103
7) Время анализа 100 см3 жидкости, мин. - 1...5
8) Погрешность измерения размеров частиц,
приведенная к границе фракций, %, не более
25 мкм - ±2
50 мкм - ± 5
9) Питание от сети 220 В 50 Гц с потребляемой мощностью не более 20 Вт.
Возможно питание от элементов постоянного тока.
10) Габаритные размеры, мм - 580X400X160
масса - не более 15 кг
458
10.3. Обеспечение прочности, несущей способности
и износостойкости деталей и узлов гидроприводов
Повышение прочности и несущей способности силовых деталей гидроприводов, воспри-
нимающих внешние нагрузки на привод, достигается в значительной степени технологически-
ми методами. К ним в первую очередь относится термическая обработка. Наряду с традицион-
ными видами термообработки, используемыми на машиностроительных предприятиях, на ПМЗ
«Восход» внедрен ряд новых.
Совершенствование техпроцессов термообработки заключается в первую очередь в избе-
жании окисления поверхностных слоев металла. Так, для нержавеющих сталей разработан ме-
тод светлой закалки с помощью специального устройства в защитной среде инертного газа (ар-
гона). Это позволило устранить трудоемкие операции зачистки окислов хрома в труднодос-
тупных местах деталей сложной конфигурации. Закалка производится в муфеле с лабиринтом
экранов при непрерывной прокачке аргона. Неполная закалка производится при температуре
860°С с последующим отпуском при температуре 600°С. Полная закалка осуществляется при
температурах 1ООО...1О8О°С. При этом обеспечивается минимальное изменение размеров.
Безокислительная закалка может производиться также в вакуумной электропечи ЭВТ-7
(ЭВТ-15), содержащей закалочный бак. Закаливаемые детали размещаются в реторте. Этот
способ более предпочтителен как надежный, экономичный, безопасный и гарантирующий от-
сутствие окисной пленки.
Вакуумной закалке подвергаются детали из нержавеющей стали 95X18, 24Х17Н2 и др.
Микрогеометрия поверхностного слоя детали зависит как от вида механической обработ-
ки, так и режущего инструмента, жесткости и виброустойчивости системы «станок-приспособ-
ление-инструмент-деталь». Важное значение имеют физико-химические параметры - упроч-
нение поверхности, остаточные напряжения, микроструктура поверхностного слоя, наличие
на поверхности пленок и окислов. В поверхностном слое имеет место разрушение кристалли-
ческой решетки материала и возникновение остаточных напряжений с образованием накле-
панного слоя со средней толщиной 0,2...20 мкм при отделочных операциях и тонком шлифова-
нии, и 0,2...2мм - при точении.
Поверхность детали после механической обработки содержит первый адсорбированный
слой толщиной несколько нанометров, второй текстурный слой с сильно деформированной
кристаллической решеткой и ориентацией зерен, возникающей от действия касательных сил
резания, третий слой с искаженной кристаллической решеткой имеет концентрацию упругих
напряжений по линиям сдвигов. Это оказывает значительно большее сопротивление действу-
ющим силам при последующих пластических деформациях, чем в неупрочненном материале.
Особенностью поверхностного слоя являются остаточные напряжения от воздействия тех-
нологического процесса, которые могут сохраняться в детали длительное время и усиливать или
ослаблять внешние рабочие напряжения при последующей обработке. Наиболее опасны внут-
ренние растягивающие напряжения, снижающие усталостную прочность и износостойкость.
Глубина наклепа и остаточные напряжения, образующиеся в поверхностном слое детали в
процессе механической обработки, оказывают существенное влияние на ее эксплуатационные
свойства. Растягивающие напряжения снижают предел выносливости, сжимающие - увеличи-
вают. Эти факторы необходимо учитывать при организации техпроцесса.
На предприятии ПМЗ «Восход» широко используются методы упрочнения и увеличения
ресурсов различных деталей гидроприводов.
Анализ результатов стендовых испытаний и эксплуатации приводов систем управления
показал, что около 20% отказов, связанных с усталостными разрушениями приходится на долю
шарнирных соединений (ушковых наконечников). Конструктивным методом повышения ус-
459
талостной прочности является введение кольцевой проточки в зоне сбега резьбы, а также ис-
пользование поверхностного пластического деформирования резьбовой части наконечника и
кольцевой проточки. Это позволяет нейтрализовать концентрацию напряжений в резьбе и об-
ласти ее сбега. Деформирование (упрочнение) производится обкаткой на токарном станке од-
нороликовым приспособлением. В результате данной операции средний ресурс наконечников
увеличивается в 3 раза.
Введение упрочняющих методов обработки позволяет увеличить ресурс не только шар-
нирных соединений. Наличие отверстий, галтелей, резких переходов диаметров вызывает кон-
центрацию напряжений. Начало усталостных разрушений обычно происходит в наиболее на-
пряженном поверхностном слое, деформированном механической обработкой и имеющем как
правило макро- и микронеровности. Пластическое деформирование поверхности детали явля-
ется эффективным средством упрочнения.
На предприятии ПМЗ «Восход» нашли применение следующие методы поверхностного
упрочнения:
- вибронаклеп,
- роликовая и дисковая раскатка,
- алмазное выглаживание,
- вибронакатка,
- гидромеханический наклеп шариками,
- упрочнение зубьев шестерен наклепом металлическими щетками.
Наиболее распространен виброударный метод, характеризующийся низкой скоростью
1,5...2 м/с соударения частиц рабочей среды (шариков) и деталей, а также значительной массой
среды, т.к. в точке контакта суммируются массы шариков, расположенных в направлении уда-
ра. Внутренние полости деталей (цилиндров, корпусов) заполняются шариками на 2/3 объема,
а если объем упрочняемых полостей небольшой, то деталь помещается в контейнер.
Полученная после обработки высота микронеровностей прямо пропорциональна виброс-
корости и обратно пропорциональна виброускорению. Параметры поверхностного упрочне-
ния определяются режимом вибрации, массой рабочих шаров, направлением удара, высотой
слоя рабочей среды. Операции виброупрочнения выполняются после термообработки и фи-
нишной обработки. Диаметр стальных полированных шариков должен быть не более упрочня-
емых радиусов поверхности.
Виброударное упрочнение поршней, цилиндров, корпусов и других деталей увеличивает
ресурс изделий в 2...3 раза.
Обработка шариковыми раскатками заходных фасок и уплотняемых диаметров позволяет
исключить повреждение резиновых уплотнений при установке деталей, например, в корпуса.
Шероховатость радиусов и фасок снижается на 2...3 класса, а поверхностный слой металла уп-
рочняется. Этим методом обрабатываются детали из сплавов алюминия, бронзы, титана и ста-
ли с твердостью до HRc = 45.
Алмазное выглаживание применяется для обработки наружных и внутренних поверхнос-
тей тел вращения - штоков, цилиндров, втулок и т.п. Операция является чистовой перед нане-
сением гальванических покрытий и окончательной операцией обработки деталей без покры-
тия. Используется также и после нанесения покрытия - хромирования, никелирования, твер-
дого анодирования.
Поверхность под выглаживание может быть получена любым методом - точением, фрезе-
рованием, шлифованием и др., обеспечивающим исходную шероховатость пе хуже Ra = 2,5 мкм
(6-й класс по ГОСТ 2789-73). Установление припуска не обязательно. После операции шерохо-
ватость снижается на 2...4 класса. При этом применение метода не исключает использования и
других способов чистового упрочнения.
460
Алмазное выглаживание обеспечивает высокую износостойкость пар трения, повышение
прочности и коррозионной стойкости деталей, работающих в активных средах (повышенная
влажность, морская вода), улучшение коррозионно-усталостной прочности.
Вибронакатка является одним из методов отделочно-упрочняющей обработки поверхнос-
тей пластическим деформированием, при этом инструменту помимо подачи придается допол-
нительное осциллирующее движение с определенными числом двойных ходов в минуту и амп-
литудой, позволяющее получить различные виды микрорельефа. Устранение наплывов осуще-
ствляется полировкой плоским притиром из акриловой смеси и алмазного порошка с величи-
ной зерна 5... 10 мкм.
Применение вибронакатки позволило, например, увеличить ресурс агрегатов МР-ЗОТ и
БУ-160 в 4 раза, в том числе за счет повышения ресурса уплотнений. Наибольший эффект дос-
тигается на цапфах, деталях типа цилиндр, штоках, крестовинах.
Обработка поверхностей деталей тел вращения ультразвуковыми наконечниками на спе-
циальной малогабаритной установке сглаживает вершины микронеровностей и упрочняет по-
верхностный слой. Один финишный переход излучателя ультразвука при исходной чистоте
поверхности Ra = 6,3 мкм обеспечивает Ra = 0,1 мкм, при этом создается идеальная поверхность
для пар трения, повышается износостойкость.
Эффективным методом повышения ресурса зубчатого венца шестерен является упрочне-
ние вращающейся стальной щеткой. При этом деталь, закрепленная на оправке, свободно вра-
щается в подшипниках. Инструмент (проволочная щетка) приводится во вращение с частотой
1800...2000 об./мин. и ударяя по зубьям, увлекает за собой упрочняемую деталь. Изменением
направления вращения щетки осуществляется упрочнение обеих сторон зубьев - по 5 минут на
каждую сторону.
Нанесение на поверхность стальных деталей мягких металлов является одним из методов
повышения их антифрикционных свойств и, как следствие, увеличения ресурса. Изготовляе-
мые промышленностью шарнирные подшипники с посеребренной поверхностью не удовлет-
воряют в полной мере необходимым требованиям. Поэтому на ПМЗ «Восход» проводился ком-
плекс работ по увеличению эффективности мягких покрытий.
Одним из разработанных способов повышения антифрикционных свойств трущихся дета-
лей является электроискровое нанесение бронз на их поверхности. Это позволяет существенно
увеличить ресурс агрегатов.
Нанесение бронзы производится на специальной установке с применением колеблющего-
ся с частотой 50 Гц электрода. Частицы бронзы переносятся с электрода - анода на катод -
деталь, образуя пленку, способную хорошо удерживать смазку.
Проведенные испытания в условиях сухого трения в паре со сталью ШХ-15 с твердостью
HRc = 58...62 показали, что время работы бронзированных образцов превышает в 3...15 раз
(в зависимости от марки бронзы) аналогичный показатель контрольных, не имеющих покры-
тия. При этом установлено, что наилучшие результаты дает применение бронзы БрОФ7-0,2
с оптимальной толщиной слоя в пределах 20...50 мкм. Эффективность покрытия оценивалась
по времени схватывания деталей пары при диаметре образца 20 мм, давлении на него 60 МПа и
частоте вращения 500 об./мин.
Применение бронзирования шарнирных соединений в сочетании со смазками на основе
дисульфида молибдена (ВАП-2) привело к повышению ресурса в 5...10 раз. Однако электроис-
кровое покрытие имеет низкую производительность, требует применения доводочных опера-
ций и операций по нанесению твердых смазок.
Более предпочтительны самосмазывающиеся металлофторопластовые покрытия.
На цилиндрические внутренние и наружные поверхности деталей, покрытые оловом, на-
пекается порошкообразная бронза с последующим внедрением в ее пористый слой твердой
461
смазки на основе фторопласта и дисульфида молибдена. Это существенно облегчает работу
деталей в условиях значительного сухого трения, исключает их схватывание. Внедрение смаз-
ки в слой бронзы осуществляется пропусканием детали через систему валков или через коль-
цевую фильеру.
Наволакивание (контактное налипание) металла и фреттинг - коррозия при работе сопря-
гаемых деталей на трение и износ, особенно характерное для титановых сплавов, устраняется
меднением резьбовых соединений и химическим никелированием. Это требует специальной
подготовки поверхности детали с целью удаления окисных пленок путем травления и гидрид-
ной обработки.
Износостойкость трущихся поверхностей повышается также низкотемпературным суль-
фоцианированием стальных деталей. Процесс происходит в ванне со смесью роданистого ка-
лия и роданистого аммония при температуре 17О...18О°С в течение 1 часа.
На предприятии отработана технология электрофторопластового покрытия стальных и ти-
тановых деталей, улучшающая их работоспособность в условиях сухого трения и в среде рабо-
чей жидкости. Процесс происходит в ванне с водным раствором эмали ФЛ-1493, фторопласта,
бутилового и изопропилового спирта. Плотность тока 0,2... 15 А/дм2, напряжение 100... 150 В,
температура 18...25°С, время операции 1,5...2 мин. Толщина слоя фторопласта - 10... 15 мкм.
10.4. Общие технологические процессы
На предприятии широко используются методы неразрушающего контроля качества про-
дукции - магнитопорошковые, капиллярные, рентгеновские, ультразвуковые, электромагнит-
ные (с использованием вихревых токов). Для проверки титановых, медных, алюминиевых и
других сплавов, не обладающих ферромагнитными свойствами на отсутствие поверхностных
дефектов (трещин, пористости, коррозии) применяется люминисцентный метод контроля. При
этом выявляются трещины с шириной раскрытия 1...2 мкм.
Применяется также масс - спектроскопический метод с гелиевым течеискателем.
Оборудование для реализации перечисленных методов в основном является типовым. Для
магнитно-порошкового метода разработана специальная установка, где деталь помещается в
среду магнитной суспензии с концентрацией 50...60 г/л. Время намагничивания - 3...5 с., обес-
печивается 100% контроль. Экспериментально определена зависимость величины тока намаг-
ничивания от отношения длины и диаметра детали, позволяющая выбрать оптимальный ре-
жим работы установки. Этим способом хорошо обнаруживаются, в частности, шлифовочные
прижоги. Эффективным способом борьбы с данным дефектом является импульсное шлифова-
ние прерывистыми кругами.
Вопросы антикоррозионной защиты приводов решаются 2-мя путями:
- разработкой конструкций, в которых применены материалы и защитные покрытия (хи-
мические, гальванические, лакокрасочные, эмалефторопластовые), пригодные для эксплуата-
ции в различных климатических условиях,
- применением консервации, обеспечивающей сохранность изделий при транспортировке
и хранении.
Применение в конструкциях нержавеющих сталей 9X18,1Х17Н2,3X13,13X11Н2В2МФ-Ш
и других с последующим электрополированием и пассивированием деталей позволило исклю-
чить щелевую коррозию в плоских золотниковых распределителях, а также дактилоскопичес-
кую коррозию. Последняя устраняется обработкой рук исполнителей смазкой ТИС-5 на фи-
нишных операциях и при сборке изделий.
Большие трудности связаны с защитой от фреттинг-коррозии, при которой имеет место
схватывание металлов, усталостно-окислительные и коррозионно-усталостные процессы, про-
462
цесс абразивного разрушения поверхности. Защита обеспечивается хромовым покрытием тол-
щиной 40...80 мкм для деталей типа цилиндров, поршней, стопоров и др. Защита сферических
вкладышей для подшипников скольжения, втулок, болтов достигается электроискровым по-
крытием бронзой Бр ОФ7-0,2 с твердой смазкой ВАП-2, или фторопластовым покрытием с
дисульфидмолибденом. Хорошие результаты дает эмалефторопластовое покрытие, получен-
ное методом электрофореза. Для этого используется водная суспензия фторопласта 4ДВ и во-
дорастворимой смолы ФЛ-149Э.
На предприятии широко применяются комбинированные гальванические покрытия, на-
пример, кадмирование резьбы штока поршня с хромированием поверхности штока, оксидиро-
ванием головки поршня, меднением внутреннего отверстия штока.
Высокая твердость покрытия и надежная антикоррозионная защита агрегатов обеспечива-
ется окраской эпоксидной водо-масло-бензостойкой эмалью ЭП-140 в 2 слоя, наносимой по
акриловому грунту АК-070 или ВЛ-02, а также полиуретановой эмалью УР-1161.
Антикоррозионная защита при хранении изделий более 5 лет достигается применением для
консервации жидкой смазки К-17 в сочетании с упаковкой в полиэтиленовую пленку в 2 чехла.
Консервация авиамаслом с упаковкой в 1 чехол гарантирует защиту в течение 2-х лет.
10.5. Испытания гидравлических агрегатов и приводов
Гидравлические следящие приводы, предназначенные для управления рабочими органами
машин и технологического оборудования, на этапе доводки, опытного и серийного производ-
ства подвергаются комплексу различных испытаний с целью выявления скрытых дефектов (на
этапе доводки и опытного производства) и защиты конструкции и технологии на этапе опыт-
ного и серийного производства. Они подразделяются на сдаточные и защитные.
К числу сдаточных испытаний относятся:
1) Предъявительские испытания, проводящиеся при сдаче гидропривода отделу техничес-
кого контроля (ОТК) предприятия-изготовителя.
2) Приемо-сдаточные испытания, проводящиеся при сдаче гидропривода представителю
заказчика.
Объем необходимых проверок оговаривается при этом для каждого гидропривода отдельно.
В процессе сдаточных испытаний измеряются, как правило, статические характеристики
привода в нормальных климатических условиях. Некоторые статические характеристики про-
веряются также при повышенной и пониженной температуре.
Наряду с этим сдаточные испытания предусматривают оценку герметичности привода при
отрицательных и положительных температурах, проверку электроцепей на функционирование и
на пробой изоляции, соответствие габаритных размеров чертежу. В отдельных случаях оценива-
ются динамические параметры (например, амплитудно- фазочастотные характеристики).
Комплекс защитных испытаний включает в себя:
1) Конструкторско - доводочные испытания, целью которых является совершенствование
конструкции привода и его элементов, а также обеспечение необходимых характеристик,
2) Прочностные испытания, проводящиеся с имитацией действующих нагрузок или избы-
точных давлений,
3) Испытания на выносливость конструкции. Эти испытания проводятся при необходимо-
сти обеспечения повышенного ресурса приводов, предназначенных для длительной работы
(несколько тысяч часов) в условиях циклического нагружения,
4) Предварительные заводские испытания с участием ОТК предприятия,
5) Предварительные заводские испытания с участием представителей заказчика,
6) Межведомственные испытания (перед запуском в серийное производство),
463
7) Периодические испытания (с цикличностью 1 раз в пол года или год) или в защиту партии
приводов по конструкции и технологичности производства,
8) Комиссионные (типовые) испытания в присутствии представителей заказчика, целью
которых является защита тех или иных изменений в конструкции и технологии, которые были
введены в период времени после предыдущих испытаний.
Конструкторско-доводочные испытания проводятся по специально разработанным про-
граммам для каждого из комплектующих изделий и охватывает как правило ограниченный
объем работ и исследований при нормальных условиях окружающей среды.
По результатам этих испытаний осуществляется оперативная доработка элементов, узлов и
агрегата в целом, корректируется техническая документация. Полученные рекомендации позво-
ляют непрерывно совершенствовать конструкцию элементов, вводить новые технологические
приемы, уточнять допуски на изготовление и технические условия на сборку и регулировку.
В процессе испытаний проводится сборка и обкатка узла, после чего осуществляются раз-
борка, внешний осмотр и микрообмер, устраняются дефекты и выполняется окончательная
сборка и затем проверка параметров узла.
- Испытаниями выявляются основные дефекты и несоответствия, в том числе:
- потеря герметичности агрегата или повышеные внутренние перетечки жидкости из-за
разрушения или несовершенства уплотнительных узлов,
- механические дефекты (надиры, риски, схватывание деталей, наклепы, заклинивание и
т.п.) вследствие нарушения технологических процессов изготовления, неправильного выбора
материалов, способов обработки и покрытий,
- повышенное трение в гидродвигателе и неравномерность его изменения по перемеще-
нию выходного звена,
- потеря электрического контакта в разъемах, нестабильность или несоответствие актив-
ного сопротивления электроцепей требованиям ТЗ,
- ограничение технического ресурса агрегата, как по причине недостаточного ресурса ком-
плектующих изделий, так и нарушения целостности уплотнительных узлов,
- несоответствие частотных характеристик привода требованиям ТЗ, нарушение плавнос-
ти движения выходного звена.
Наиболее полный перечень различных испытательных работ отражен содержанием пред-
варительных (лабораторно-заводских) испытаний агрегата в составе следящего привода. Це-
лью указанных испытаний является:
- оценка соответствия характеристик, допускающих проверку в наземных условиях, тех-
ническому заданию на проектирование,
- определение готовности к государственным (межведомственным) наземным испытаниям,
- определение готовности агрегата к комплексной отработке в полном объеме и возможно-
сти его отправки для проведения заключительных испытаний.
На предварительные испытания ставятся 2 агрегата, прошедшие микрообмер, приемо-сда-
точные испытания и упакованные в тару на срок хранения не менее 3-х лет, имеющие соответ-
ствующую сопроводительную документацию.
Предварительные испытания включают в себя:
- проверку параметров,
- оценку прочности при транспортировании,
- воздействие повышенной влажности, пониженной и повышенной температуры окружа-
ющей среды, устойчивость к ее циклическому изменению,
- воздействие росы и внутреннего обледенения, пониженного атмосферного давления,
- влияние вибрационных нагрузок (обнаружение резонансных частот, устойчивость и проч-
ность к действию вибрации),
464
- воздействие механического удара многократного действия (устойчивость и прочность
агрегата, а также узлов крепления),
- испытания на воздействие линейных ускорений, морского (соляного) тумана, статичес-
кой пыли, плесневых грибов,
- водозащищенность,
- гарантийная наработка с последующей контрольной проверкой параметров,
- разборка и поузловая проверка,
- окончательная разборка с микрообмером деталей и оформлением результатов испытаний.
Нормальные климатические условия при испытаниях соответствуют температуре окру-
жающей среды 15...35°С, относительной влажности 45...80% и атмосферному давлению
650...800 мм рт.ст.
Проверка параметров содержит последовательность операций, в том числе:
- оценку внешнего вида агрегата,
- измерение его массы (заполненного рабочей жидкостью),
- проверку правильности монтажа, активного сопротивления электроцепей, и прочности
электроизоляции,
- герметичность,
- измерение времени готовности агрегата к работе с момента подачи гидро- и электропитания,
- проверку направлений движения выходного звена и диапазона его перемещения относи-
тельно геометрической нейтрали,
- оценку параметров регулировочных характеристик (зоны нечувствительности и смеще-
ния нуля, скорости перемещения),
- определение непроизводительного расхода жидкости в нейтрали,
- проверку неравномерности движения выходного звена и силы трения,
- снятие частотных характеристик.
Следует отметить, что основные пункты из данного перечня входят в содержание испыта-
ний более низкого ранга, проводимых на разных этапах разработки.
Для проведения комплекса испытаний изделий различного назначения подразделениями
предприятия ПМЗ «Восход» создана обширная номенклатура испытательных стендов и вспо-
могательного оборудования, имитирующих разнообразные внешние условия эксплуатации, а
также комплекс действующих нагрузок. Широко используются типовые установки отечествен-
ного и зарубежного производства, изготавливаемые промышленностью - термошкафы, вибро-
стенды и центрифуги, термобарокамеры, гидростенды, анализаторы частотных характеристик
типа SOLARTRON, различное электронное оборудование, в том числе на основе персональ-
ных компьютеров и т.п.
Существенное развитие испытательной базы, а также производственных подразделений
предприятия имело место в период разработки систем приводов ВКС «Буран» с начала и до
середины 80-х гг. В настоящее время в связи с возросшими требованиями технического про-
гресса, разработкой новых изделий конверсионного и оборонного назначения руководством
предприятия предпринимаются активные меры по оснащению производственных и испыта-
тельных подразделений современным высокотехнологичным оборудованием, соответствующим
мировому уровню.
465
Заключение
Открытое акционерное общество «Павловский машиностроительный завод «Восход» явля-
ется одним из ведущих предприятий авиационной промышленности России, уже более 50 лет
выпускающее гидромеханические и электрогидравлические приводы и агрегаты для систем уп-
равления ЛА.
-Помимо систем авиакосмической техники завод проектирует и изготовляет электро-гид-
ро-пневмоагрегаты для гражданских отраслей промышленности - газодобывающей, металлур-
гической, судостроительной, угледобывающей, лесозаготовительной, автомобилестроительной,
текстильной, медицинской и др. В рамках конверсии заводом освоен выпуск продукции граж-
данского назначения - следящие гидроприводы для судов на подводных крыльях типа «Олим-
пия» и «Циклон», электрогидравлические усилители для машин ремонта путей железных до-
рог, для оборудования газоперекачивающих станций, прокатных станов, испытательного обо-
рудования, гидравлические секционные распределители для автопогрузчиков, экскаваторов,
лесозаготовительных машин и т.п.
Продукция завода по своим техническим характеристикам не уступает зарубежным анало-
гам, а осуществляемый в настоящее время переход производства на международную систему
стандартов качества ISO позволит укрепить позиции предприятия на уже осваиваемом запад-
ном рынке.
В настоящее время нашими заказчиками являются АО «Павловский автобус», АО «ГАЗ»,
РАО «Газпром», Горьковская, Ярославская, Волгоградская, Саратовская и др. железные дороги,
трамвайно-троллейбусные управления гг. Москва, Н.Новгород, Калуга.
Все достижения завода базируются на мощном кадровом, техническом и производ-
ственном потенциале, который удалось сохранить среди немногих предприятий отрасли
несмотря на трудности периода реформ и экономических преобразований, массового пе-
рехода на конверсионные направления в технической политике авиационной промыш-
ленности.
Проведение НИОКР, высокая квалификация технического персонала, применение САПР
и внедрение АСУП на всех стадиях производства, современное оборудование и наличие испы-
тательной базы, обеспечивающей весь комплекс испытаний позволяют создавать изделия вы-
сокого качества и надежности.
Достижения предприятия в области конверсионных разработок последних лет и широкое
сотрудничество с различными предприятиями отечественной промышленности не мешают раз-
витию традиционных направлений деятельности в интересах постепенно возрождающейся авиа-
ционно-космической отрасли. С этой точки зрения необходимо отметить основные направле-
ния технической политики ПМЗ «Восход» как на ближайшее время, так г более отдаленную
перспективу:
1) Дальнейшее схемотехническое совершенствование многоканальных резервированных
гидроприводов, предполагающее их использование не только в системах управления самоле-
466
тов, но и перспективных вертолетов нового поколения, оснащенных системами электрическо-
го дистанционного управления [1].
В качестве базовой разработки в этом направлении рассматривается схема 2-х канального
привода на основе ЭГУ с электрической обратной связью по положению золотника и 4-х крат-
ным резервированием электроники (аналог приводов ЭРПД-14, ЭГРП-130 и т.п.) после соот-
ветствующей доработки системы контроля и межканальной коррекции.
2) Широкое внедрение цифровой техники в контур управления привода, в том числе
микропроцессоров и микроконтроллеров с предпочтительным использованием встроен-
ных электронных блоков и систем согласно концепции «интеллектуального привода» [1,
35, 36].
Построение современной авионики на базе цифровых систем является общей тенденцией
мирового авиастроения. Это связано с рядом существенных преимуществ таких систем перед
аналоговой техникой, к которым относятся:
- универсальность и гибкость,
- экономия объема и веса системы с перспективой развития по мере совершенствования
цифровой техники,
, - многофункциональность (бортовые ЦВМ решают задачи навигации и оптимального уп-
равления, автоматического взлета и посадки, контроля бортовых систем, управления РЛС, во-
оружением и двигателями и т.д.),
- простота реализации сложных законов управления,
- относительная нечувствительность к внешним воздействиям и постоянство характе-
ристик,
- удобство стыковки с другими системами,
- частичная возможность самоконтроля методом пересчета,
- модульное исполнение со стандартизованными связями между элементами и математи-
ческим обеспечением,
- возможность необходимых изменений на поздней стадии разработки, не оказывающих
влияния на другие элементы, а также быстрое изменение алгоритма по режимам полета или
введение коррекции,
- возможность выполнения логических операций при формировании основных законов
управления,
- большая точность вычислений.
Практика внедрения цифровых систем в авиацию продемонстрировала вместе с тем ряд
сложных проблем, в том числе высокие требования к точности составления программ, чув-
ствительность к случайным импульсам и сбоям (а следовательно, проблему надежности ли-
ний связи и помехозащищенности), несовершенство математического обеспечения, эффек-
ты квантования сигнала, вопросы самоконтроля, взаимоконтроля и резервирования про-
цессоров и т.п.
Основой технической политики предприятия ПМЗ «Восход» является разработка и
поставка Заказчику электрогидравлических агрегатов вместе с электронными блоками
усиления, диагностики и контроля, т.е. сдача контура привода в целом. Подобная практи-
ка была отработана в частности при создании приводов рулевой группы ВКС «Буран». С
этой точки зрения существенно усилены подразделения электротехнического и электрон-
ного направления, введена должность заместителя Главного конструктора по контуру.
Отработка цифровых систем совместно с приводами ведется в рамках создания цифрово-
го борта для самолетов 5-го поколения в тесном сотрудничестве с головными организа-
циями ОКБ Сухого и ОКБ Микояна (РСК МиГ). Аппаратная сложность электронной
части, следовательно, ее отказоопасность при этом практически не увеличивается. Циф-
467
ровой контроллер выполняет функции логических элементов системы контроля состоя-
ния привода, через него замыкаются внешний и внутренний (у сервопривода) позицион-
ные контуры.
В таком случае могут быть также существенно снижены требования к точности изготовле-
ния гидроэлементов и обеспечены эксплуатационные характеристики при более широких из-
менениях условий работы привода.
Разработка цифровых систем предполагается в содружестве с отечественными предприя-
тиями электронной промышленности и при широком участии ведущих научных учреждений
авиационного профиля.
3 ) Создание номенклатуры ЭГУ прямого действия с различными техническими парамет-
рами как альтернативы широко применяемым в разработках предприятия ЭГУ на основе гид-
роусилителей сопло-заслонка [1,34].
Исключение из состава рулевых приводов потенциально отказоопасных управляющих
элементов, к которым относятся в частности гидроусилители на проточных дросселях, яв-
ляется общемировой тенденцией. Вместе с тем переход на ЭГУ прямого действия позволя-
ет в значительной мере решить проблему энергосбережения бортовых гидросистем пита-
ния ЛА, обслуживающих десятки (на тяжелых самолетах) гидроприводов различного на-
значения.
В приводах небольшой и средней мощности непроизводительные расходы жидкости в эле-
ментах типа «сопло-заслонка» или «струйная трубка» соизмеримы с полезными расходами в
гидродвигатель. Перегрузка бортовых гидросистем по располагаемому расходу связана с избы-
точным отбором мощности от двигателей ЛА (согласно [30] суммарная мощность бортовых
гидросистем тяжелого самолета достигает 1000 кВт, а по некоторым зарубежным данным - до
20% мощности маршевых двигателей) и, следовательно, ухудшением экономических показате-
лей в эксплуатации.
Основной проблемой создания ЭГУ прямого действия является необходимость разработ-
ки малогабаритных и высоконадежных ЭМП (ЛЭД) с относительно большими тяговыми уси-
лиями и резервированием каналов управления. Созданные на ПМЗ «Восход» модели ЛЭД (см.
раздел 9.3) рассчитаны на небольшой ход якоря и нуждаются в дальнейшей отработке [1]. Для
приводов средней и большой мощности существует необходимость проектирования ЛЭД с боль-
шим перемещением якоря и высоколинейными характеристиками в замкнутом контуре с элек-
трической обратной связью.
Поскольку отечественная электротехническая промышленность в настоящее время не обес-
печивает комплектацию ЛЭД с требуемыми в авиации параметрами, создание таких устройств
составляет одно из приоритетных направлений деятельности предприятия.
4 ) Дальнейшее совершенствование схемотехники АЭГП по критериям максимального уп-
рощения, повышения надежности, улучшения массо-габаритных показателей, минимального
потребления энергии от бортовых электросистем ЛА. Для авиационных АЭГП существенное
значение имеет также увеличение технического ресурса и ремонтопригодность.
Решение этой задачи базируется на
- разработке совершенных моделей регулируемых насосов в требуемом диапазоне мощно-
стей. В частности, за основу может быть принят существующий аксиально-плунжерный насос
с клапанно-щелевым распределением и регулированием на всасывании.
- применении ЭГУ прямого действия в контуре управления регулятора и клапана ре-
верса,
- использовании специальных алгоритмов управления, обеспечивающих «спящий» режим
работы привода с минимальным энергопотреблением на «пассивных» режимах полета или уча-
стках траектории,
468
- улучшении массо-габаритных характеристик за счет применения насосных электродви-
гателей уменьшенной мощности с высокими удельными характеристиками.
В заключение следует подчеркнуть, что изложенные в книге материалы далеко не охва-
тывают всего многообразия и опыта разработок гидроприводов различного назначения, про-
веденных за время существования предприятия ПМЗ «Восход». Здесь в основном представ-
лены модели, серийно изготавливаемые в настоящее время (или изготовлявшиеся ранее) за-
водом. Помимо них существует множество модификаций, спроектированных под специаль-
ные требования конкретного заказчика. Наши специалисты в любое время проконсультиру-
ют Вас по вопросу выбора привода для Вашей системы автоматического регулирования (си-
стемы управления) и при необходимости разработают новый, полностью удовлетворяющий
Вашим требованиям.
Если читатели данного информационно-справочного пособия заинтересуются наши-
ми изделиями или захотят получить дополнительную информацию, они могут обращать-
ся по адресу: 606130, Россия, г. Павлово, Нижегородской области, ул. Коммунистическая,
ОАО «ПМЗ Восход».
Тел. (831-71) 6-17-85, 6-15-96. Факс (831-71) 6-03-97.
Е - mail: Voskhod @ vos.pavlovo.nnov.ru
Web сервер: www.voskhod.nnov.ru
Мы всегда готовы к сотрудничеству!
469
Литература
1. Редько П.Г. Повышение безотказности и улучшение характеристик электрогидравличес-
ких следящих приводов. М: Янус-К; ИЦ МГТУ «Станкин», 2002г.
2. Баженов А.И., Гамынин Н.С., Карев В.И. и др. Проектирование гидравлических следя-
щих приводов летательных аппаратов, М: Машиностроение, 1981г.
3. Гамынин Н.С. Гидравлический привод систем управления, М: Машиностроение, 1972г.
4. Гидравлические приводы летательных аппаратов. / Под общей редакцией Карева В.И.,
Учебник для ВУЗов, М: Машиностроение, 1992г.
5. Инженерные исследования гидроприводов летательных аппаратов. /Под редакцией д.т.н.
Попова Д.Н., М: Машиностроение, 1978г.
6. Петров Б.И., Полковников В.А., Рабинович Л.В. и др. Динамика следящих приводов. М:
Машиностроение, 1972г.
7. Беленков Ю.А., Нейман В.Г., Селиванов М.П., Точилин Ю.Б. Надежность объемных гид-
роприводов и их элементов. М: Машиностроение, 1977г.
8. Петров Е.М., Юзефович Ю.И. Лопастные неполноповоротные гидродвигатели в судо-
строении, Изд-во «Судостроение», 1972г.
9. Полковников В. А. Предельные динамические возможности следящих приводов летатель-
ных аппаратов, М: Изд-во МАИ, 1995г.
10. Проектирование гидравлических систем машин. /Под общей редакцией Иванова Г.Н.,
М: Машиностроение, 1992 г.
И. Решетников Е.М., Саблин Ю.А., Григорьев В.Е. и др. Электромеханические преобразо-
ватели гидравлических и газовых приводов, М: Машиностроение, 1982 г.
12. Пономарев С.Д., Бидерман В.Л., Лихарев К.К., Макушин В.Н., Маликин Н.Н., Федось-
ев В.И. Расчеты на прочность в машиностроении. М: Машгиз, 1958г.
13. Теория автоматического регулирования, книга 1. /Под редакцией д.т.н. Солодовнико-
ва В.В., М: Машиностроение, 1967г.
14. Ерасов Ф.Н. Новые планетарные машины гидравлического привода. Киев, 1969г.
15. Электропривод летательных аппаратов. /Под общей редакцией д.т.н. Полковникова В.А.,
М: Машиностроение, 1990 г.
16. Кузовков Н.Т. Теория автоматического регулирования, основанная на частотных мето-
дах, Изд-во «Оборонгиз», 1960 г.
17. Кузовков Н.Т. Модальное управление и наблюдающие устройства. М: Машиностроение, 1976г.
18. Раздолии М.В. Уплотнения авиационных гидравлических агрегатов. М: Машиностроение, 1965г.
19. Гидравлические и пневматические приводы промышленных роботов. / Под ред. Крей-
нина Г.В.; М: Машиностроение, 1990 г.
20. Решетов Д.Н. Работоспособность и надежность деталей машин. Высшая школа, 1974г.
21. Амбарников А.В., Селиванов А. М. Развитие схемотехнических решений автономных
электрогидравлических приводов, «Привод и управление», № 1, 2000г.
470
22. Редько П.Г., Карев В.И. Синтез энергетических параметров следящих гидроприводов
для бортовых РЛС, «Привод и управление», № 2,2000г.
23. Редько П.Г. Электрогидравлические усилители мощности завода «Восход». «Привод и
управление», № 2,2001г.
24. Гониодский В.И., Склянский Ф.И., Шумилов И.С.. Привод рулевых поверхностей са-
молетов, М: Машиностроение, 1974г.
25. Борцов Ю.А., Поляхов Н.Д., Путов В.В. Электромеханические системы с адаптивным и
модальным управлением. Л: Энергоатомиздат, 1976г.
26. Браславский Д.А. Кворум - элементы для устройств с функциональной избыточнос-
тью. В сб. «Системы с переменной структурой и их применение в задачах автоматизации поле-
та», М: Изд-во «Наука», 1968 г.
27. Редько П.Г., Карев В.И. Многоканальный резервированный привод с элементами свя-
зи. «Привод и управление», № 4, 2001г.
28. Константинов С.В., Редько П.Г. Формирование требований к динамическим характеристи-
кам приводов рулевых поверхностей маневренных самолетов. «Техника воздушного флота», №2,2001г.
29. Белевитин Б.В., Ермаков С.А. Схемотехническое проектирование авиационных руле-
вых гидроприводов с резервированием. М: МАИ, 1992г.
30. Белевитин Б.В., Фомичев В.М. Актуальные направления развития систем авиацион-
ных гидроприводов. «Привод и управление», №4, 2001г.
31. Ермаков С. А., Редько П.Г. Реализация механической характеристики гидропривода с дрос-
сельным регулированием при постоянном давлении питания. «Приводная техника», №2 (30), 2001г.
32. ГОСТ 27.002-83. Надежность в технике. М: Государственный комитет по стандартам, 1983г.
33. Ермаков С.А., Константинов С.В., Редько П.Г. Системы разгрузки конструкций от си-
лового взаимовлияния каналов в резервированных двухканальных сервоприводах и встроен-
ный контроль их состояний. «Авионика», №4,2001г.
34. Константинов С.В., Редько П.Г. Электрогидравлический сервопривод с непосредствен-
ным управлением гидрораспределителем. «Авионика», №2, 2002г.
35. Ермаков С. А., Константинов С.В., Редько П.Г. Цифровой регулятор для электрогидрав-
лического сервопривода рулевого привода маневренного самолета. «Авионика», №2,2001г.
36. Буров А.Л., Ермаков С.А., Редько П.Г., Селиванов А.М. Многофункциональный циф-
ровой регулятор автономного электрогидравлического привода. «Мехатроника», №3,2001г.
37. Тимиркеев Р.Г., Сапожников В.М. Промышленная чистота и тонкая фильтрация жидко-
стей летательных аппаратов. М: Машиностроение, 1986г.
38. Гамынин Н.С., Карев В.И. Гидромеханические следящие приводы в системах управле-
ния современных самолетов. Учебное пособие, М: Изд-во МАИ, 1976г.
39. Куприянов Ф.Ф., Шаров Г.В. Унифицированные дросселирующие гидрораспределите-
ли с плоским поворотным золотником. В сб. трудов 5-й научно-технической конференции пред-
приятия ПМЗ «Восход», 1977г.
40. Козлов О.Н., Шаров Г.В. Метод компенсации сил реакции потока в распределителях с
плоским золотником. В сб. трудов 6-й научно-технической конференции предприятия ПМЗ
«Восход», 1979г.
41. Борисова Н.А., Гамынин Н.С., Карев В.И., Селиванов А.М. Гидравлика и гидроавтома-
тика. Учебное пособие, Изд-во МАИ, 1985г.
42. Ермаков С.А., Карев В.И., Селиванов А.М. Проектирование корректирующих устройств и
электрогидравлических усилителей следящих гидроприводов ЛА. Учебное пособие, Изд-во МАИ, 1990г.
43. Редько П.Г. Многоканальный резервированный привод с коррекцией по давлению. «При-
вод и управление» № 5 (9), 2001г.
44. Технические описания гидроагрегатов и гидроприводов завода «Восход».
471
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ АГРЕГАТЫ И ПРИВОДЫ
СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ ПОЛЕТОМ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
Компьютерная верстка
Ю.В.Орлова
Издательство «ОЛИТА»
Подписано в печать 31.05.2004 г.
Формат 60x90/8. Гарнитура «PetersburgC».
Бумага офсетная. Печать офсетная.
Печ. л. 59. Тираж 500. Заказ № 556.
Отпечатано в типографии ЗАО «Олита».
Лиц. ПД № 1-00052 от 12.03.2001 г.
Москва, ул. Б. Черемушкинская, 34.
Тел.: 120-15-70.
472