Введение

Тенденция расширения области тактических задач, решаемых применением УС, обуславливает их постоянное конструктивное совершенствование.

В частности выполнение УС в габаритах неуправляемых, что позволяет использовать УС в орудийных системах с автоматическим заряжением, ставит вопрос об обеспечении аэродинамической устойчивости и управляемости снаряда в широких диапазонах дальности (от единиц - до нескольких десятков километров) и скорости (от низкой дозвуковой - до сверхзвуковой) полета.

Одним из способов достижения устойчивости и управляемости в таких условиях является реализация попарного раскрытия аэродинамических рулей УС с двухканальной системой управления: в начале управляемого участка траектории полета УС, где его скорость сверхзвуковая, управляемость и устойчивость обеспечивает одна пара аэродинамических рулей I-го канала, а в момент снижения скорости до критического значения - раскрывается пара рулей II-го канала. Соответственно, если скорость полета УС на управляемом участке траектории полета не превышает критического значения, то раскрытие рулей I-го и II-го каналов происходит одновременно.

В связи с этим, актуальной задачей разработки современных УС является реализация в составе автопилотного блока механизма раскрытия аэродинамических рулей, обеспечивающего их попарное раскрытие на траектории полета УС по командам его системы управления.

Далее представлены результаты разработки такого механизма для самонаводящегося артиллерийского УС, конструктивная компоновка которого предусматривает размещение рулевого привода в автопилотном блоке, расположенном последовательно за головкой самонаведения.

В работе использованы экспериментальные результаты, полученные в отделе 81 ГУП «КБ приборостроения».

1. Разработка газового механизма раскрытия рулей

1.1 Выбор схемно-конструктивного решения

В качестве исходных данных для выбора конструктивной схемы механизма раскрытия рулей (МРР) автопилотного блока УС используем следующие конструктивные условия и ограничения:

1. Конструкция и компоновка рулевого привода в составе автопилотного блока.

2. Габаритные размеры и форма в плане аэродинамических рулей, установленные аэродинамическим планером УС.

3. Условия складывания рулей в корпус автопилотного блока при обеспечении герметичности корпуса.

4. Условия независимого попарного (поканального) раскрытия рулей по командам системы управления УС.

5. Условия обеспечения настройки и проверки динамических характеристик рулевого привода, в том числе в составе автопилотного блока.

6. Условия обеспечения раскрытия рулей за время не более 0,1 с.

Анализ вышеприведенных ограничений и условий позволяет сделать следующие выводы.

1. В заданных габаритах, при известных компоновке автопилотного блока и конструкции рулевого привода, а также координате, устанавливающей положение рулей заданной формы в плане по оси корпуса складывание рулей обеспечивается в направлении к хвостовому отсеку УС (рис. 1).

Это обуславливает действие аэродинамической нагрузки на рули, препятствующей их раскрытию.

2. Герметизацию щелей в корпусе автопилотного блока под складывающиеся рули обеспечат щитки, выбиваемые рулями при раскрытии.

3. Для проведения настройки и проверок рулевого привода необходим механизм фиксации рулей в раскрытом положении многократного действия.

4. С учетом жестких габаритных ограничений и требуемого высокого быстродействия МРР предпочтительнее применение газового поршневого двигателя, срабатываемого от пиропатрона с электровоспламенителем.

5. Требования попарного раскрытия рулей делает возможным размещение газового двигателя МРР в цапфе каждого руля и в связывающей цапфы попарно оси.

Из известных технических решений и конструктивному выполнению по функциональному назначению наиболее близка схема МРР блока рулевого привода ТУР 9М119, в которой пара соединенных общей осью рулей раскрывается под воздействием поршней газового двигателя. При этом срезаются штифты, удерживающие рули в сложенном положении и выбиваются герметизирующие корпус блока щитки. Фиксацию рулей в раскрытом положении осуществляет подпружиненный фиксатор в виде кольца, перемещаемого вдоль оси рулей.

Аналогично, но с учетом жестких габаритных ограничений, в нашем случае представляется возможным установить пиропатрон в связывающей цапфы рулей оси, камеру пиропатрона сообщить с осевыми каналами цапф, в которых разместить поршни газового двигателя и подпружиненые фиксаторы рулей (рис.2).

При этом рули в сложенном положении крепятся срезными штифтами, а в пазы корпуса устанавливаются герметизирующие щитки, которые верхним концом прижимаются винтом к корпусу, а нижним концом посредством винта через сухарь крепятся к зацепу, выполненному на концевой хорде руля.

Срабатывание механизма происходит при воспламенении пороховой навески пиропатрона. Образующийся при этом газ поступает по каналам оси в запоршневое пространство. Под действием давления газа поршни через фиксаторы воздействуют на рули, срезают штифты и перемещают рули в раскрытое положение, регулируемое установочным винтом. Фиксаторы расклинивают рули в раскрытом положении относительно цапф.

Щитки выбиваются из пазов в корпусе концами рулей, при повороте относительно винтов, удерживающих верхние концы щитков, щитки освобождаются от зацепа с сухарем и отделяются от корпуса.

Фиксацию рулей в закрытом положении для проведения проверок рулевого привода обеспечивают подпружиненные относительно поршней фиксаторы.

Для обеспечения работоспособности данной конструкции необходимо обеспечить превышение развиваемого газовым двигателем усилия над нагружающими факторами, поэтому сформулируем исходные данные для проектирования с учетом действующих нагрузок.

1.2 Исходные данные для проектирования

Все исходные данные представим в виде трех групп параметров.

1. Технические требования, устанавливающие необходимые характеристики и условия эксплуатации проектируемого механизма:

- время раскрытия рулей не более 0,1 с;

- несимметрия времени раскрытия рулей не более 0,01 с;

- диапазон температуры окружающей среды Т= -50С … 60С;

2. Внешнетраекторные данные полета УС:

- максимальная относительная скорость полета УС М=1,5;

- максимальный угол атаки _max= 3;

- минимальная высота полета УС Н_с=0 м;

- максимальная частота вращения УС _с= 10 Гц;

- зависимость изменения аэродинамической нагрузки на руль от угла раскрытия М_аэр= f () (рис. 3);



- аэродинамическая распределенная нагрузка на щиток (=0), обусловленная обтеканием корпуса автопилотного блока (при М=1,5; _max= 3) - F_щ=0,6 кгс;

3. Конструктивные параметры и размеры, полученные при конструктивной проработке автопилотного блока с рулевым приводом и выбранной схемой МРР (рис. 4):

- J_р=0.0049 кгсмс² - момент инерции руля;

- J_щ=0.0012 кгсмс² - момент инерции щитка;

- S_щ=7.834 см² - площадь щитка;

- m_щ=0.02 кг масса щитка;

- m_р=0.1 кг масса руля;

- Н_щ=14.2 см - длина щитка;

- L_р=12 см - плечо контакта руль-щиток относительно оси складывания руля;

- m_п=4.2 г - масса поршня;

- S_п=0.785 см² - площадь поршня газового двигателя;

- L_пр=0.8 см - плечо приложения развиваемого газовым двигателем усилия относительно оси складывания руля;

- L_шт=1.1 см - расстояние между осью срезного штифта и осью складывания руля;

- ₀=35 - начальный угол смещения точки контакта поршень-руль при =0;

- _m=77 - максимальный угол поворота руля при раскрытии;

- _к=1.5 - угол конуса корпуса автопилотного блока;

- _щ=15 - угол расцепления руля с щитком;

- _тр=3 - угол выхода щитка из паза корпуса (угол трения покоя);

- d_ос=0.5 см - диаметр оси складывания руля;

- М_трщ=9.5 кгссм - момент трения, создаваемый уплотнительными манжетами щитка в корпусе.

На основании перечисленных данных определим:

· диаметр срезного штифта и усилие его среза, создающее нагрузку на газовый двигатель;

· аэродинамическую нагрузку на щиток, воспринимаемую газовым двигателем до момента расцепления щитка с рулем.

1.3 Расчет диаметра срезного штифта

Срезной штифт должен удерживать систему руль-щиток в сложенном положении при вращении УС с частотой f=10 Гц и действии центростремительной силы:

F_ц=m² R , (1)

где m - суммарная масса системы руль-щиток,

; (2)

кгс²/cм;

- угловая скорость вращения УС,

; (3)

1/c;

R - расстояние центра масс системы руль-щиток от продольной оси УС,

R=3.6 см.

Следовательно, величина центростремительной силы составит:

F_ц=0.000122462.8² 3.6=1.74 кгс.

Относительно оси складывания руля эта сила создает момент:

M_ц=F_цl_ц.м=1.746.4=11.14 кгссм, (4)

где l_ц.м=6.4 см - расстояние от центра масс системы руль-щиток до оси складывания руля.

Зная межосевое расстояние, срезной штифт, ось складывания, определим эквивалентное усилие среза штифта:

; (5)

кгс

и его необходимое значение:

, (6)

где k_з=2 - коэффициент запаса,

кгс.

Диаметр срезного штифта при его изготовлении из алюминиевого сплава В65 составит:

, (7)

где _ср=25 кгс/мм² - напряжение среза;

- площадь одного из двух сечений среза штифта;

мм.

Из условия технологичности изготовления принимаем d_шт=1.6 мм, что обеспечивает его изготовление из проволоки 2 мм.

Тогда усилие среза штифта по двум сечениям составит:

кгс, (8)

а запас по усилию среза возрастет до величины

. (9)

1.4 Расчет аэродинамической нагрузки на щиток

На герметизирующий щиток, установленный в пазу корпуса с углом конусности 2_к=3, при М=1.5 и _max= 3 действует распределенная аэродинамическая нагрузка, равнодействующая величина которой F_щ=0,6 кгс приложена в середине щитка на расстояние 0.5 L_щ от винта, удерживающего верхний конец щитка. Момент, создаваемый этой силой относительно шарнира, образованного винтом, равен:

кгссм. (10)

Тогда относительно оси складывания руля эта сила создает момент величиной:

кгссм, (11)

который препятствует раскрытию руля. Полагая, что до выхода щитка из корпуса, т.е. при повороте руля на угол _тр, величина этого момента не изменяется, суммарный момент трения определим как:

М_тр=М_що+М_трщ; (12)

М_тр=9.5+3.6=13.1=const, при < _тр.

При изменении угла поворота руля в диапазоне _{тр щ}, т.е. от момента выхода щитка из корпуса до момента его расцепления с рулем, действующую на него аэродинамическую нагрузку определим, пользуясь зависимостями, приведенными в работе [2], где коэффициент давления на щитке определяет выражение:

, (13)

где P - перепад давлений на щитке,

q - скоростной напор,

- угол наклона щитка относительно корпуса.

По приведенной в [2] зависимости определяем при М=1.5

1.375

В предположении равномерного распределения давления по поверхности щитка принимаем координату центра давления щитка Х_ц.д=0.5L_щ. Тогда действующий относительно переднего винта аэродинамический момент на щиток определит зависимость:

или (14)

. (15)

Момент нагрузки на газовый двигатель относительно оси складывания руля будет равен:

или (16)

, (17)

при этом угол щитка относительно корпуса будет изменяться по зависимости:

, (18)

в диапазоне изменения _к+_{тр щ}.

В диапазоне изменения угла поворота руля _щm аэродинамическую нагрузку на газовый двигатель определит зависимость, приведенная на рис. 3.

1.5 Математическое моделирование

1.5.1 Математическое описание нагрузки, вызванной трением в подвижных узлах

Расчет нагрузки, обусловленной трением в подвижных парах «ось-руль» и «руль-поршень» проведем без учета масс подвижных элементов, т.к. их силы веса значительно меньше развиваемого газовым двигателем усилия.

В точке контакта поршня с рулем (рис. 5) на руль действует развиваемое газовым двигателем усилие:

F=S_п(P-P_a), (19)

где Р - давление в рабочей камере газового двигателя;

Р_а - атмосферное давление.

Разложив силу F, получим две ее составляющие: F_c - скатывающая сила; F_N - cила нормального давления, причем:

. (20)

Тогда силу трения в точке контакта поршня с рулем определит зависимость:

, (21)

а создаваемый этой силой момент относительно оси складывания руля будет равен:

. (22)

Момент трения в оси складывания руля создает сила, направление действия которой совпадает с прямой, соединяющей центр оси и точку контакта поршня с рулем (рис. 6).

Величина силы нормального давления, в этом случае составит:

, (23)

а создаваемый ею момент трения будет равен:

. (24)

Следовательно, момент трения относительно оси складывания руля определим как сумму двух полученных моментов:

или (25)

. (26)

1.5.2 Выбор пиропатрона для газового двигателя

В качестве источников рабочего тела в газовых импульсных (однократного действия) приводах систем автоматики традиционно применяются электровоспламенители, осуществляющие поджиг пороховой навески при подаче постоянного (импульсного) напряжения на нагревательный элемент. Из условий размещения электровоспламенителя в оси, соединяющей цапфы рулей рулевого привода и ограничения мощности выходных каскадов аппаратуры управления, выбираем электровоспламенитель ЭВ-26-1 ток срабатывания которого 1 А.

В состав его пороховой навески входят продукты: THRC - 0.015 0.005 г; CrC 45П/55К2 - 0.035 0.005 г.

В виду отсутствия данных об энергетических характеристиках как ЭВ-26-1, так и входящих в его состав продуктов проведены специальные экспериментальные исследования с целью определения силы пороховой навески электровоспламенителя в диапазоне температур окружающей среды (Т) от -50С до +50С.

Партия электровоспламенителей в количестве 15 штук была разделена на три группы по 5 штук для срабатывания при Т=-50С; Т=+20С; Т=+50С в «манометрической бомбе» объемом W_k=1.2 см² с записью процесса изменения давления в ней.

Сила пороховой навески ЭВ-26-1 определялась по зависимости:

, (27)

где Р_m - максимальное давление в камере «манометрической бомбы»;

m_н=0.05 г - принятая суммарная масса продуктов пороховой навески.

На рис. 7 приведен вид семейства зависимостей Р=f(t), полученных записью сигнала датчика давления, установленного в «манометрической бомбе», а в таблице 1 - результаты экспериментов и расчета силы пороховой навески электровоспламенителя.

Таблица 1

№ эксперимента	Т, С	Рm, кгс/см2	f*105 ,
1	-50	111.4	26.7
2		99.2	24
3		109.6	26.3
4		114.3	27.4
5		106.7	25.6
6	+20	105.3	25.3
7		132.3	31.8
8		118.9	28.5
9		126.2	30.3
10		104.4	25.1
11	+50	126.8	30.4
12		131.8	31.6
13		140	33.6
14		121.4	29.1
15		134.2	32.2

Результаты экспериментальных исследований показывают, что сила пороховой навески электровоспламенителя ЭВ-26-1 нестабильна от образца к образцу и зависит от начальной температуры пороховой навески. Средние величины и предельные отклонения силы пороховой навески приведены в табл. 2.

Таблица 2

Т, С	-50	+20	+50
f*105 ,	26 (+5.4%;-7.7%)	28(+12.5%;-11%)	31(+7%;-7.3%)

С точки зрения обеспечения работоспособности механизма раскрытия рулей во всех условиях эксплуатации для дальнейших расчетов принимаем минимальное значение силы пороховой навески электровоспламенителя

f_min=24 согласно таблице 1

1.5.3 Математическое описание процесса горения пороховой навески электровоспламенителя

Для построения общей математической модели механизма раскрытия рулей необходимо математическое описание процесса горения пороховой навески электровоспламенителя, с достаточной степенью достоверности воспроизводящего процессы нарастания давления и температуры газа в камере электровоспламенителя.

Процесс горения пороховой навески электровоспламенителя описывает нижеприведенная система дифферинциальных уравнений полученная на основании законов сохранения массы и энергии:

; (28)

; (29)

, (30)

где P_k, T_k - давление и температура газа в камере «манометрической бомбы»;

U_э, f - скорость горения и сила пороховой смеси навески электровоспламенителя;

_q - коэффициент теплоотдачи;

- коэффициент зависимости, аппроксимирующий закон горения навески электровоспламенителя;

k₀ - газодинамический коэффициент;

k - показатель адиабаты;

₀ - отношение площади горения к начальной площади горения.

Сравнение зависимости Р_к=f(t), полученной в процессе экспериментальных исследований электровоспламенителей ЭВ-26-1 в «манометрической бомбе» с объемом W_k=1.2 см³ при Т=+20С, с аналогичной зависимостью, воспроизведенной математической моделью в тех же условиях, приведены на рис. 8.

Расчетная зависимость получена при следующих параметрах математической модели:

=0.5; U_э=7000 1/с; ₀=0.99; _q=16 кг/см²сК;

k₀=20.8 см^0.5/с; k=1.236; R=3519 кгсм/К.

При этом величина коэффициентов , _{0, q} и скорости горения U_э получены обработкой экспериментальных зависимостей Р_к=f(t), а значения коэффициентов k₀, k и R приняты для горячего газа.

Анализ зависимостей на рис. 8 показывает их практическое совпадение. Нарастание давления газа в камере «манометрической бомбы» происходит до одной и той же величины Р_m=99.2 кгс/см² за одинаковое время. Некоторая разница в характере изменения давления газа допустима, так как время сгорания пороховой навески электровоспламенителя не менее, чем на порядок больше времени срабатывания механизма раскрытия рулей.

Следовательно, построенная математическая модель процесса горения пороховой навески электровоспламенителя с достаточной степенью точности воспроизводит данный процесс.

1.5.4 Математическая модель механизма раскрытия рулей

Математическая модель механизма раскрытия рулей управляемого снаряда, составленная на основе законов сохранения массы и энергии, принципа Даламбера для механических систем, включает следующие дифференциальные уравнения и полученные ранее математические зависимости:

Газодинамические процессы в камере газового двигателя

Уравнение сохранения энергии газа:

; (31)

Уравнение изменения температуры газа:

(32)

; (33)

; (34)

; (35)

; (36)

, (37)

где P_k, T_k - давление и температура газа в камере газового двигателя;

G_k, G_ni -удельный массовый секундный расход в камере и рабочих полостях;

(S)_ni - эффективные площади отверстий, сообщающих камеру и рабочие полости газового двигателя;

W_k - объем рабочей камеры газового двигателя;

Y_k - коэффициент, характерезующий режим течения газа из камеры газового двигателя;

П_k, П_ni - удельный приход энергии газа в камере и рабочих полостях газового двигателя.

Газодинамические процессы в рабочих полостях газового двигателя

Уравнение сохранения энергии газа:

; (38)

Уравнение изменения температуры газа:

; (39)

; (40)

; (41)

, (42)

где S_п - площадь поршня;

W_n0 - начальные объемы рабочих камер.

Механические процессы

Уравнение движения рулей

; (43)

; (44)

; (45)

; (46)

; (47)

; (48)

; (49)

, (50)

если , то

; (51)

, (52)

где J_р - момент инерции руля;

J_i - суммарный момент инерции;

J_щ - момент инерции щитка;

М_дi - движущий момент;

М_трi - момент трения;

М_аэрi - аэродинамический момент;

М_тосi - момент трения оси;

М_тпорi - момент трения поршня;

М_шт - момент среза штифта;

k_тр - коэффициент трения;

d_ос - диаметр оси;

L_п - длина поршня;

Н_щ - длина щитка;

S_щ - площадь щитка;

m_п - масса поршня;

L_шт -плечо среза штифта;

х_i - ход поршня.

На основании данной математической модели в среде «Delphi 6» разработана программа для ПК, обеспечивающая математическое моделирование физических процессов, происходящих при срабатывании механизма раскрытия рулей. Программа учитывает действие аэродинамической нагрузки на щитки корпуса и рули автопилотного блока при различных углах атаки управляемого снаряда и позволяет исследовать влияние разброса конструктивных параметров, обусловленного допусками на изготовление деталей конструкции, на функционирование механизма раскрытия рулей. На рис. 9 приведен вид основных, характерезующих работу механизма раскрытия рулей зависимостей, полученных в результате моделирования.



В качестве основных параметров, которыми можно варьировать, в программе выбраны:

- m_н - масса навески;

- W_k - начальный объем камеры;

- f - сила пороховой навески;

- W₀ - объем привода;

- S_д - площадь дросселя;

- m_п - масса поршня;

- S_п - площадь поршня газового двигателя;

- d_шт - диаметр штифта

- L_шт - плечо установки штифта;

- _m - максимальный угол поворота руля при раскрытии

- Н_щ - длина щитка;

- L_к - плечо контакта руль-щиток относительно оси складывания руля;

- S_щ - площадь щитка;

- L_пр - плечо приложения развиваемого газовым двигателем усилия относительно оси складывания руля;

- ₀ - начальный угол смещения точки контакта поршень-руль при =0;

- S_д - несимметрия площади дросселей;

- d_ш - несимметрия диаметров штифтов;

- J_р - момент инерции руля;

- J_щ - момент инерции щитка;

- S_щ - площадь щитка;

- _тр - угол выхода щитка из паза корпуса (угол трения покоя);

- d_шоо - диаметр штифта с определенным усилием;

- U_max - относительная скорость УС;

- - угол атаки УС;

- М_трщ - момент трения, создаваемый уплотнительными манжетами щитка в корпусе

С целью установления достоверности программно реализованного математического описания проведено сравнение результатов моделирования с результатами экспериментальных исследований механизма раскрытия рулей.

В качестве базовых функций при сравнении использованы экспериментальные зависимости изменения угла раскрытия рулей (₁, ₂) от времени, полученные при срабатывании двухкамерного механизма раскрытия рулей автопилотного блока в лабораторных условиях (Т=+20С). В сложенном положении один руль автопилотного блока удерживался срезным штифтом 1.6 мм, а второй срезным штифтом 2.0 мм. Испытания проведены без имитации аэродинамической нагрузки (М_аэр=0), действующей на щитки корпуса и рули в полете.

Аналогичные условия были воспроизведены при моделировании, при этом в отсутствие реального значения силы пороховой навески электровоспламенителя ее величина была принята равной среднему значению

f_{cреднее}=2810⁵

полученному из экспериментальных данных, приведенных в таблице 1 для случая Т=+20С.

Моделирование проводилось при следующих параметрах математической модели:

W_k=0.18 см³; W₀=0.08 см³; J_р=0.0049 кгсмс²; J_щ=0.0012 кгсмс²; m_п=4.2 г;

m_н=0.05г; f=2810⁵ ; D_п=0.06см; S_д=0.0308см²; S_п=0.785 см²;

d_шт= 0.16 см; L_шт=1.1 см; _m=77; Н_щ=14.2 см; L_к=12 см; S_щ=7.834 см²; L_пр=0.8 см; ₀=35; S_щ=7.834 см²; _тр=3; d_шоо=0.16 см; U_max=1.5; =0; М_трщ=9 кгссм; S_д=0.12 см²; d_ш=0.001 см.

Полученные при экспериментальных исследованиях и расчете зависимости ₁, ₂=f(t) приведены на рисунке 10.



Сравнение экспериментальных и расчетных зависимостей =f(t) показывает их совпадение с достаточной для проведения дальнейших исследований точностью (разность времени раскрытия рулей не превышает 0.6 мс).

1.6 Исследование двухкамерного механизма раскрытия рулей

Двухкамерная схема газового механизма раскрытия рулей предполагает использование горячего газа, образовывающегося при срабатывании одного электровоспламенителя, в качестве рабочего тела двух газовых поршневых двигателей.

Исследование механизма раскрытия рулей по этой схеме проведено для случая работы механизма в затрудненных условиях, характеризующихся действием максимальных нагрузок и неблагоприятным сочетанием допусков на детали конструкции. Предварительное моделирование позволило выявить комплекс конструктивных параметров, влияние которых на выходную характеристику механизма раскрытия рулей =f(t) наиболее значительно:

W₀, W_k, L_п, d_шт, L_шт.

Расчет размерных цепей определил следующие значения данных параметров:

W₀=0.08 см³ W_0max=0.11 см³

W_k=0.18 см³ W_kmax=0.22 см³

L_п=(0.80.15) мм L_п=0.65 мм

d_шт=1.6 мм d_штmax=2.0 мм

L_шт=(110.3) мм L_штmin=10.7 мм.

Для имитации затрудненных условий на 20% увеличен нагружающий газовый двигатель момент трения щитков в корпусе и в 2 раза - аэродинамический момент, действующий на щитки. Соответственно при моделировании принято:

М_трщ=11 кгссм и =6 при U=1.5.

При расчете аэродинамической нагрузки давление окружающей среды принято равным Р_а=1 кг/см², что соответствует Н=0, т.е. условию стрельбы УС на минимальную дальность.

Сила пороховой навески электровоспламенителя принималась минимальной

(f=2410⁵ )

Кроме того, введена несимметрия начального положения рулей, равная 1. Результаты моделирования, приведенные на рисунке 11, показали несрабатывание механизма раскрытия рулей, выполненного по двухкамерной схеме, которое проявилось в нефиксации одного из рулей в раскрытом положении и его обратном складывании под действием аэродинамической нагрузки.

Нормального срабатывания двухкамерного механизма раскрытия рулей в процессе моделирования удалось достичь (см. рисунок 12) при увеличении силы пороховой навески электровоспламенителя до значения f=34.510⁵ (увеличена в 1.44 раза), при этом времена раскрытия составили t_p1=17.2 мс и t_p2=22.5 мс.



Таким образом, для достижения работоспособности двухкамерного механизма раскрытия рулей необходимо значительное повышение энергетической характеристики электровоспламенителя: либо увеличение в 1.44 раза силы пороховой навески, либо эквивалентное увеличение ее массы. Это требует разработки нового электровоспламенителя в габаритах ЭВ-26-1 или применения более мощного электровоспламенителя другого типа. Первое требует увеличение сроков разработки, а второе - существенную доработку конструкции, в связи с необходимостью размещения электровоспламенителя с большими габаритами, что также увеличивает сроки разработки.

Поэтому в сложившихся условиях целесообразно выполнение механизма раскрытия рулей по однокамерной схеме, что при конструктивной доработке только одной детали (выполнение в оси рулей еще одного посадочного места) требует применения дополнительного электровоспламенителя ЭВ-26-1.

1.7 Исследование однокамерного газового механизма раскрытия рулей

В газовом механизме раскрытия рулей, выполненном по однокамерной схеме, две рабочие камеры двух газовых двигателей сообщены с раздельными камерами двух электровоспламенителей, так что образующийся при срабатывании каждого электровоспламенителя газ выполняет работу по раскрытию только одного руля.

Следовательно, данный механизм раскрытия рулей имеет два идентичных независимых газовых двигателя, поэтому при моделировании достаточно рассмотреть работу только одного из них.

На рисунке 13 приведены результаты моделирования однокамерного механизма раскрытия рулей в затрудненных условиях, ранее принятых для двухкамерного механизма, и в условиях действия минимальной нагрузки.

В отличие от ранее принятых конструктивных параметров при моделировании однокамерного механизма был изменен только один конструктивный параметр - начальный объем рабочей камеры газового двигателя уменьшен с W₀=0.11 см³ до W₀=0.08 см³, что связано с конструктивным разделением рабочих камер двух газовых двигателей.

По результатам моделирования работы однокамерного механизма в затрудненных условиях время раскрытия руля составило t_p=16.1 мс, что отвечает заданным требованиям.

При определении разброса этого выходного параметра проведено моделирование однокамерного механизма при минимальной нагрузке М_трщmin=7 кгссм; М_аэр=0. При этом основные конструктивные параметры были выбраны равными своим экстремальным значениям, обеспечивающим повышение динамических характеристик механизма раскрытия рулей:

W_0min=0.05 см³;

W_kmin=0.14 см³;

L_пmax=0.815 мм;

d_штmin=1.2 мм;

L_штmax=11.3 мм;

При этих значениях время раскрытия руля в однокамерном механизме составило

t_p=10.3 мс

Следовательно, при принятых конструктивных параметрах однокамерный механизм раскрытия рулей обеспечивает выполнение требований технического задания: по результатам моделирования время раскрытия рулей при возможных условиях эксплуатации находится в пределах t_p=10.3…16.1 мс (по техническому заданию t_p100 мс), а несимметрия времени раскрытия рулей не превышает t_р 5.8 мс (по техническому заданию t_р 20 мс).

Для определения запаса механизма раскрытия рулей по функционированию проведено моделирование работы механизма на предмет выявления границы его устойчивого срабатывания. С этой целью уменьшалось значение силы пороховой смеси навески f, которая характеризует энергетические возможности механизма. Моделирование проводилось для режима затрудненных условий функционирования механизма.

Приведенные на рисунке 14 результаты моделирования показывают, что при действии номинального нагружающего аэродинамического момента (=3) устойчивое срабатывание механизма достигается при f_затр1=1310⁵ . Время раскрытия рулей в этом случае составляет t_p=28.4 мс, а коэффициент запаса по функционированию:

; (53)

Для случая увеличенного в 2 раза угла атаки УС эти величины составляют:

t_p=29.3 мс; f_затр1=1510⁵ ; k_з=1.6

При этом увеличивается возможная несимметрия раскрытия рулей до t_р=19 мс, что отвечает требованию технического задания.



При экспериментальных исследованиях однокамерного механизма раскрытия рулей в лабораторных условиях (М_аэр=0) получены следующие значения времени раскрытия рулей:

t_p1=t_p2=12.8 мс, при Т=+60С;

t_p1=t_p2=13.2 мс, при Т=-50С,

что согласуется с результатами исследований, проведенных методом математического моделирования.