L'= 1.26Ч10-6/6.28Ч692Ч6Ч10-3Чln((16+4)/(16-4)) = 2.93·10-6 Гн.
L1 = L'Ч Lс./Lз. = 2.93·10-6·50.3/0.9 = 0.00016 Гн. = 160 мкГн.
Активное сопротивление обмотки:
Ra. = rCuЧL/(3.14Чd2/4) = 1.72Ч10-8Ч1.52/(3.14Ч(0.5Ч10-3)2/4) = 0.133 Ом.
где rCu = 0.0172 ОмЧмм = 1.72Ч10-8 ОмЧм
удельное сопротивление меди;
L = 2Ч (r+a+2Чd)ЧW = 2Ч(4+6+2Ч0.5)Ч0.001Ч69 = 1.52 м.
длина провода.
Максимальные потери в катушке L1 составляют:
РL1.max = Iн.max2 ЧRa. = 2Ч2Ч0.133 = 0.5 Вт.
Расчет генератора напряжения смещения.
Генератор предназначен для подачи “подпирающего” напряжения на двигатели стабилизации для выборки люфта редуктора.
Схема генератора состоит из:
— задающего генератора;
— усилителя мощности;
— трансформатора с выпрямителями.
Задающий генератор выполнен на логическом элементе DD1.1 (триггер Шмитта). Цепочка R2, C2 времязадающая. Питание логических элементов осуществляется от простейшего параметрического стабилизатора выполненного на R1, VD1, C1. Так как потребление DD1 (561ТЛ1) не превышает 0.5 mA, то ток через R1 примем равным 5 mA. Напряжение стабилизации VD1 выбираю равным Uст = 14 В (при использовании стабилитрона типа Д814Д). Тогда сопротивление резистора R1 определяется как:
R1 < (Uпит.min - Uст) / Iст.min = (15-14)/0.001 = 1 кОм
R1 > (Uпит.max - Uст) / Iст.max = (36-14)/0.03 = 733 Ом
где Iст.max(min) - максимальный (минимальный) допустимый ток
через стабилитрон. (из справочника)
Принимаю величину R1 = 1 кОм.
Тогда максимальная мощность резистора R1 равна:
РR1 = (Uпит.max - Uст)2 / R1 = (36-14)2 / 1000 = 0.48 Вт = 0.5 Вт
Элементы DD1.2...1.4 образуют усилитель тока для транзистора VT1. Коллекторный ток Iк.VT1 транзистора VT1 для получения достаточно крутых фронтов и для уменьшения времени рассасывания заряда в базе VT1 необходимо выбирать не менее 10mA. Тогда величина резистора R5 определится как:
R5 = Uпит / Iк.VT1 = 24 / 0.01 = 2.4 кОм.
Тогда максимальный ток базы транзистора VT1 равен:
Iб = Iк.max / h21э.min = 15mA/40 = 0.4 mA
Тогда величина резистора R3 определится как:
R3 = Uст / Iб = 14 / 0.4 = 35 кОм
Принимаю R3 = 20 кОм.
Величина резистора R4 должна быть не менее:
R4 > R3Ч(0.7/14) = 1 кОм
Принимаю R4 = 2 кОм.
Транзисторы VT2,VT3 типа КТ815, КТ814; VT4, VT5 типа КТ819, КТ818. Диоды VD2, VD3 типа КД522 или другие импульсные. При выборе транзисторов данных типов времена фронтов получены менее 1 мкс.
Номиналы элементов R6, R7, R8, C3, C4, C5, C6 не рассчитывались и подобраны экспериментально в процессе макетирования. Их значения:
R6 = 2.2 кОм;
R7 = R8 = 100 Ом;
C3 = С4 = 0.15 мкФ;
C5 = C6 = 1.5 мкФ.
Транзисторы VT2, VT3 должны иметь время рассасывания меньшее, чем транзисторы VT4, VT5.
Напряжение смещения, подаваемое на двигатели стабилизации определяется следующим образом. Пусть момент смещения составляет 15% от максимального, тогда напряжение и ток смещения для одного двигателя определится как:
Iсм = ImaxЧ0.15 = 1.5Ч0.15 = 225 mA
Uсм = RдЧIсм = 20Ч0.225 = 4.5 B.
где Rд - сопротивление обмотки якоря двигателя;
Imax - максимально допустимый ток двигателя.
Резисторы R9, R10 служат для регулировки тока смещения. Пусть падение напряжения на них составляет 0.5 В, тогда зная падение напряжения на диодах VD4...VD7 равное Uд = 0.6В, определяем напряжение на вторичных обмотках W2...W5 равное.
U2 = Uд + UR9 + Uсм = 0.6 + 0.5 + 4.5 = 5.6 B.
Напряжение на первичной обмотке W1 равно половине напряжения питания U1 = Uпит / 2 = 24/2 = 12 B.
Мощность отдаваемая генератором в двигатели стабилизации составляет:
Р2 = 2Ч2ЧU2 Ч Iсм = 2Ч2Ч5.6Ч0.225 = 5 Вт.
Основываясь на полученных значениях напряжений, токов и мощностей проведем упрощенный расчет трансформатора Т1.
Определяем габаритную мощность трансформатора.
Рг = Р2/(КЧКПД)= 5/(0.85Ч0.71) = 8.4 Вт.
где К = 0.71 - коэффициент учитывающий исполнение вторичной обмотки [Л13].
Зная габаритную мощность, задаваясь частотой работы генератора f = 20 кГц и материалом магнитопровода (феррит 2000НМ1), по таблицам [Л13] определяем минимальный типоразмер сердечника магнитопровода, который будет К10х6х3. Принимаю типоразмер сердечника К20х12х6. Площадь его сечения Sс = 0.24 см2.
Определяем количество витков первичной обмотки при максимальной индукции магнитопровода В = 0.2 Тл.
Uпит.мах /2 36Ч104/2
W1
= = = 47
4ЧfЧBЧSc 4Ч20000Ч0.2Ч0.24
Принимаю W1 = 50 витков, т.о. на 1 виток приходится 0.36В. Определяем количество витков вторичных обмоток.
W2 = W3 = W4 = W5 = U2 / 0.36 = 5.6 / 0.36 = 16
Определяем диаметр проводов обмоток задавшись плотностью тока в обмотках j = 10 А/мм2.
1) Первичная обмотка.
Ток первичной обмотки:
I1 = I2 / КПД = 0.45 / 0.85 = 0.53 A
4ЧI1
4Ч0.53
d1
= = = 0.25 мм
3.14Чj 3.14Ч10
2) Вторичная обмотка.
4ЧI2
4Ч0.45
d2
= = = 0.24 мм
3.14Чj 3.14Ч10
Описание датчика угла (перемещения) фазового типа.
Принцип работы датчика угла (ДУ) основан на том, что скорость распространения электромагнитной волны в проводящей среде меньше, чем её скорость в вакууме. Таким образом, устанавливая на пути распространения волны слой проводящего материала шириной пропорциональной, например, углу поворота ротора ДУ, и измеряя задержку распространения сигнала можно судить о толщине этого слоя и, следовательно, об угле поворота ротора ДУ. Эту задержку удобно измерять сравнивая фазы двух сигналов: задержанного и, например, распространяющегося свободно.
Рассмотрим процесс распространения плоской электромагнитной волны в проводящем полупространстве (пластине бесконечной толщины), т.е. без учёта составляющей волны, отраженной от “задней” стенки пластины. Это допущение справедливо т.к. при переходе электромагнитной волны из среды с низким волновым сопротивлением в среду с высоким волновым сопротивлением отражением в практических задачах можно пренебречь [Л14,стр.178]. В этом случае уравнения описывающие электромагнитную волну распространяю-щуюся в проводящей среде вдоль оси Z имеют вид:
. . . .
H=CЧe-pz; E=ZвЧCЧe-pz ,
.
где С - постоянная интегрирования;
Р=kЧ(1+j) - постоянная распространения [м-1]; (1)
Zв=Р/g - волновое сопротивление [Ом];
здесь j - “мнимая” единица;
g - проводимость [(ОмЧм)-1];
k=
(wЧgЧmа)/2
;
mа - магнитная проницаемость [ Г/м ];
w - угловая частота [с-1];
.
Постоянную интегрирования С найдём из граничных условий. Обозначая напряженность магнитного поля на поверхности
. . .
проводящей среды через Ha=HaЧejЧj при z=0 получим C=Ha . Поэтому с учётом (1) .
H=HaЧe-kzЧe-jkzЧejj (2)
.
Аналогично E=HaЧe-kzЧZвЧe-jkzЧejjЧejp/4 (3)
Чтобы записать выражение для мгновенных значений H и E, необходимо правые части (2) и (3) умножить на ejwt и взять мнимые части от полученных произведений.
H=HaЧe-kzЧsin(wt-kz+j) (4)
E=HaЧ (wЧma)/g Чe-kzЧsin(wt-kz+j+p/4) (5)
Анализируя полученные выражения (4) и (5) выявляются следующие свойства электромагнитной волны в проводнике:
1) Амплитуда H и E с увеличением z уменьшается по показательному закону благодаря множителю e-kz.
2) Мгновенные значения H и E определяются аргументом синуса, который зависит от z и от wt.
Для
того, чтобы
охарактеризовать
скорость убывания
амплитуды
электромагнитной
волны вводят
понятие “глубина
проникновения”,
понимая под
этим расстояние
вдоль направления
распространения
волны на котором
амплитуда
падающей волны
уменьшается
в e раз. Глубину
проникновения
определяют
с помощью выражения
e-kd=e-1,
откуда kЧd=1
или
d=1/k= 2/(wЧgЧma) (6)
Как видно из выражения (6) d зависит только от свойств проводящей среды g и mа, и частоты w.
Под длиной волны l в проводящей среде понимают расстояние вдоль направления распространения волны на котором фаза колебаний изменяется на 2Чp. Длину волны определяют из уравнения lЧk=2Чp откуда:
l=2Чp/k (7)
Кроме того, из выражения для аргумента синуса в выражениях (4), (5), можно определить фазовую скорость распространения электромагнитной волны в проводящей среде, т.е. скорость с которой надо было бы перемещаться вдоль оси z чтобы колебание имело одну и ту же фазу. Фаза колебания определяется из аргумента синуса выражения (4):
wt-kz+j=y (8)
Производная от постоянной есть ноль, поэтому:
d/dt{(wt-kz+j)}=0 или w-kЧ(dz/dt)=0; dz/dt=vфаз; vфаз=w/k.
Практический интерес представляет разность фаз электромагнит-ной волны в точках разнесённых по оси z на расстояние h=z1-z2; (z1№z2). Фаза колебания определяется выражением (8), откуда разность фаз Dy=y1-y2=kЧ(z1-z2)=kЧh
Dy=kЧh=k
(wЧgЧma/2) [рад]
(9)
Как видно выражения (9), разность фаз прямо пропорциональна толщине слоя проводящей среды между точками z1 и z2. При этом если в ДУ в качестве проводящей среды используется пластина конечной толщины, то разность фаз будет пропорциональна её толщине.
Проанализируем полученные зависимости числено. Пусть в качестве проводящего слоя используется медная пластина толщиной h=1 мм., проводимость меди g=5.6Ч107 (ОмЧм)-1. Частота f=5 кГц, тогда w=2ЧpЧ5000=31416 рад/с.; mа=4ЧpЧ10-7 Г/м.
k= (wЧgЧma)/2= (31416Ч5.6Ч107Ч4ЧpЧ10-7)/2 =1051 м-1
Разность фаз падающей и прошедшей волн составляет:
Dy=kЧh=1051Ч10-3=1.05 рад = 60.2 град.
При этом длина волны в материале пластины равна:
l=2Чp/k=2Чp/1051=0.006 м = 6 мм.
Амплитуда прошедшей через пластину (H) волны будет составлять от первоначальной (H0=1 А/м):
H=H0Чe-kz=1Чe-1051Ч0.001=0.35 А/м.
Из примера видно, что практическая реализация датчика подобного типа не представляет особых технических сложностей.
Преимущества ДУ фазового типа:
1) Датчик бесконтактный.
2) Диапазон измеряемых углов до 360°.
3) Простота конструкции.
4) Удобство обработки выходного сигнала, т.к. разность фаз легко преобразуется как в цифровую, так и в аналоговую форму.
5) Чувствительность к помехам на несколько порядков ниже, чем в ДУ в которых измеряемому углу соответствует амплитуда выходного сигнала (т.к. внешняя помеха воздействуя на амплитуду сигнала практически не влияет на его фазу).
6) Выходной сигнал ДУ при измерении любого по величине угла имеет большую амплитуду (единицы вольт), поэтому отпадает необходимость использования точных каскадов предварительного усиления, что уменьшает, в том числе, и дрейф нуля зависящий от электроники, который и определяется в основном каскадами предварительного усиления.
7) Стабильность выходных параметров ДУ определяемая фактически только свойствами материала ротора.
8) Лёгкость регулировки крутизны выходной характеристики ДУ изменением частоты питания обмотки возбуждения.
9) Лёгкость получения выходной характеристики любого вида путём изменения толщины материала проводящей пластины.
К недостаткам ДУ подобного типа можно отнести:
1) Относительно сложную электронную часть.
2) Технологические трудности построения датчиков для измерения малых углов.
Рассмотрим некоторые возможные варианты конструкции ДУ.
1) Простейшая конструкция ДУ представлена на рис.1.
Рис.1.
С генератора на ОВ подаётся питающее напряжение. Напряжение на СО отстаёт по фазе от возбуждающего на величину пропорциональную косинусу угла поворота ротора, который выполнен в виде диска переменной толщины.
Недостатком данной конструкции является присутствие постоянного сдвига по фазе между сигналами на ОВ и СО, который в данной конструкции зависит не только от свойств материала ротора, но и от радиальных перемещений ротора и частоты напряжения возбуждения. Эту постоянную составляющую необходимо знать заранее и вычитать из полезного сигнала, что вносит дополнительную погрешность в точность установки нуля ДУ.
2) Для устранения влияния свойств материала ротора на уровень нулевого сигнала и устранение постоянного фазового сдвига применяется дополнительная “опорная” обмотка по конструкции аналогичная измерительной. Конструкция такого ДУ приведена на рис.2.
Рис.2.
На фазоизмеритель подаётся напряжение с двух сигнальных обмоток, сигнал в одной из которых является опорным, а в другой - измеряемым.
В данной конструкции изменение свойств материала ротора от воздействия внешних факторов (например температуры), изменение частоты питания обмотки возбуждения приводит только к изменению крутизны выходной характеристики ДУ. Кроме того уменьшается влияние радиальных смещений ротора.
Если необходимо стабилизировать крутизну ДУ, то это возможно выполнить введением в его конструкцию схемы стабилизации крутизны, представляющую собой дополнительный контур измерения фазы (аналогичный рис.1), который измеряет фазовое запаздывание на дополнительном участке ротора имеющего постоянную толщину при любом повороте ротора и схему управления частотой генератора возбуждения. Фазовое запаздывание измеряемое этим контуром сравнивается с “эталонным” и в случае их несовпадения вырабатывается сигнал управления частотой возбуждающего генератора. Хотя следует заметить, что чувствительность крутизны ДУ (DКр) зависящая от свойств материала ротора определяется в основном его температурным коэффициентом сопротивления (величина которого для металлов (1ё7)Ч10-3 [К-1]) в квадрате. Таким образом в ДУ без стабилизации крутизны DКр»1Ч10-6ё5Ч10-5, что для большинства приложений оказывается достаточным
Приведённые на рис.1 и рис.2 конструкции ДУ позволяют измерять углы поворота ротора не более 180°. Для измерения углов поворота ротора до 360°, в конструкцию необходимо добавить ещё один “комплект” возбуждающих и измерительных обмоток, расположенных под углом 90° к основным. Таким образом на выходе ДУ мы будем иметь два сигнала, один из которых пропорционален синусу, а второй - косинусу угла поворота ротора.
Описание вариантов исполнения электроники ДУ рассмотрим для конструкции ДУ приведённой на рис.2 в случаях аналогового и цифрового выходных сигналов. Следует заметить, что хотя фазу сигнала в выходных обмотках ДУ возможно “вращать” на большие углы, на практике желательно ограничиться углами в несколько десятков градусов для упрощения построения электронной части ДУ.
1) Электронная часть ДУ для случая цифрового выходного сигнала представлена на рис.3.
Рис.3
Схема обрабатывает сигнал поступающий с ДУ, конструкция которого представлена на рис.2. Компараторы DA1 и DA2 преобразуют синусоидальное напряжение поступающее с обмоток ДУ в прямоугольные импульсы не изменяя при этом фазу сигнала. Сигнал с обмотки СО1 является опорным. Передний фронт импульса напряжения U1 разрешает переключение триггера DD1 в состояние, определяемое логическим уровнем сигнала U2, знак которого в момент прихода фронта U1 определяется знаком разности фаз напряжений U1, U2. Одновременно импульсные последовательности U1 и U2 поступают на логический элемент DD2 (“исключающее ИЛИ”), на выходе которого дважды за период напряжения питания ДУ появляется сигнал логической единицы, длительность которого пропорциональна разности фаз напряжений U1, U2. Этот сигнал управляет прохождением тактовых импульсов fтакт ,число которых в пачке на выходе DD3 будет пропорционально разности фаз U1, U2 и следовательно пропорционально углу поворота ротора.
Данная схема позволяет обрабатывать напряжения U1 и U2, разность фаз которых может изменяться в диапазоне от 0° до 180°.
2) Если выходной сигнал ДУ требуется получить в аналоговой форме, то электронная часть ДУ может быть выполнена, например, по следующей схеме (Рис.4.) [Л15,стр94].
В данной схеме выделение разности фаз напряжений U1 и U2 осуществляется с помощью логических элементов DD1...DD5 совместно с фильтром нижних частот выполненном на R1,R2,C1. Питание на DD1...5 подаётся стабилизированное двуполярное, чтобы обеспечить смену знака выходного напряжения Uвых при смене знака разности фаз. Операционный усилитель DA3 - буферный. Схема позволяет измерять разность фаз U1, U2 в диапазоне ±180°.
Рис.4.
Кроме данного варианта исполнения аналогового выхода ДУ, возможно построение фазового детектора на схемах аналоговых перемножителей [Л15]. При этом диапазон измерения разности фаз не превышает ±60°.
Заключение.
В течении работы над дипломным проектом были получены следующие результаты.
— получены выражения для определения величины инерционных возмущающих моментов для двухосного гиростабилизатора учитывающие как осевые, так и центробежные моменты инерции рам карданова подвеса;
— разработана программа для численного определения величины инерционных возмущающих моментов с учетом центробежных моментов инерции рам;
— рассмотрены вопросы обеспечения устойчивости канала стабилизации с учетом:
1) нежесткостей рам карданова подвеса,
2) нежесткости крепления стабилизируемого объекта к платформе,
3) установки ЧЭ в непосредственной близости к двигателям стабилизации, т.е. при косвенной стабилизации платформы;
— предложена конструкция ДУ фазового типа для использования в ГС и пульте управления;
— продолжена работа по усовершенствованию электронной части канала стабилизации, в частности, разработана новая схема ключевого каскада усилителя мощности.
ЛИТЕРАТУРА.
1. "Применение прецизионных аналоговых микросхем"
Алексеенко А.Г., Коломбет Е.А., Стародуб Г.И.
М., Радио и связь, 1985 г.
2. "180 аналоговых микросхем",справочник, Ю.А.Мячин,
М.,Радио,1993 г.
3. "Гироскопические системы", ч. 1,2
под ред. Пельпора Д.С., М., Высшая школа, 1971 г.
4. "Гироскопические системы. Элементы гироскопических
приборов" часть 3 . под ред. Д.С.Пельпора.
5. "Динамический синтез систем автоматического
регулирования" Бессекерский В.А., М., Наука, 1970.
6. Волоконный датчик вращения (ВГ915). Техническое
описание. 1993 г.
7. Волоконный датчик вращения (ВГ915).
Инструкция по эксплуатации. 1993 г.
8. Фатеев В.В., Будкин В.Л., Меламед Ю.И. "Протокол
эксплуатационных испытаний гиростабилизатора
ручного киноаппарата 1-КСР-2М", М., НИКФИ, 1977 г.
9. "Протокол эксплуатационных испытаний гиростаби-
лизатора киносъемочного аппарата, разработанного
МВТУ им.Баумана и НИКФИ по темам П453, П462,
Э8-2", Фатеев В.В., Будкин В.Л., Меламед Ю.И.,
Козлов В.В. М., НИКФИ, 1978 г.
10. Каталог изделий фирмы "Физоптика", 1994 г.
11. “Атлас конструкций гироскопических приборов”
под ред. Смолянского.
12. “Разработка и оформление конструкторской
документации РЭА”, Справочник, Романычева Э.Т.,
и др., М., “Радио и связь”, 1989 гиростабилизатор.
13. “Источники вторичного электропитания”, Справочник
Найвельт Г.С. и др., М., “Радио и связь”, 1985.
14. “Теоретические основы электротехники”, Бессонов
Л.А., М, “Высшая школа”, 1978 гиростабилизатор.
Содержание.
1. Введение.................................................................................. 1
2. Обоснование выбора подвеса гиростабилизатора................ 5
3. Анализ инерционных возмущающих моментов.................... 10
4. Анализ инерционных возмущающих моментов
для различных режимов работы ГС....................................... 18
3. Исследование влияния нежесткостей элементов ГС
на его устойчивость................................................................ 29
4. Описание электроники канала стабилизации........................ 63
5. Описание структурной схесы канала стабилизации.............. 63
6. Описание и расчет элементов электрической схемы
канала обратной связи ГС ТК................................................ 65
7. Описание схемы защиты и подачи питания на ВОГ............. 65
8. Описание элементов электрической схемы канала................ 70
9. Усилитель мощности с ШИМ................................................ 78
10. Генратор напряжения смещения........................................... 98
11. Описание ДУ фазового типа................................................. 104
12. Заключение............................................................................ 115
13. Приложения. ......................................................................... 116
14. Литература............................................................................ 149
29-04-2015, 04:02