PL185061B1

PL185061B1 - Półaktywny amortyzator o ciągłym sterowaniu nacisku

Info

Publication number: PL185061B1
Application number: PL97320928A
Authority: PL
Inventors: Boichot┴Philippe; Kirat┴Regis
Original assignee: Gec Alsthom Transport Sa
Priority date: 1996-07-05
Filing date: 1997-07-03
Publication date: 2003-02-28
Also published as: CA2209477C; JPH1061712A; ATE197695T1; HU9701149D0; ES2152071T3; DE69703567T2; ZA975989B; AU2840497A; US5862894A; FR2750752B1; EP0816141B1; PL320928A1; EP0816141A1; DE69703567D1; TW339396B; KR100437852B1; HU225356B1; AU719678B2; BR9703877A; HUP9701149A2

Abstract

1. Pólaktywny amortyzator o ciaglym sterowaniu nacisku, znamienny tym, ze ob- wód sterowania zawiera bezposrednia glów- na petle sterowania (19) zlozona z modelu odwracania fazy (15) amortyzatora,który to model odwracania fazy (15) jest oparty na wielkosciach fizycznych oraz jest taki, ze po- zwala okreslic wielkosc sterowania w funkcji obciazenia pólaktywnego amortyzatora oraz zadanego nacisku do wykonania. FIG. 2 PL PL PL PL PL PL PL

Description

Przedmiotem wynalazku jest półaktywny amortyzator o ciągłym sterowaniu nacisku, zwłaszcza obwody sterowania amortyzatorów zawierających bezpośredniąpętlę sterowania, zawierającą model odwracania fazy amortyzatora.

W opisie francuskiego zgłoszenia patentowego FR 94 08 337 stawia się za główny cel nieprzerwany nacisk modelu odwotnego według schematu otwartej pętli.

Zgodnie z zasadniczymi właściwościami półaktywnego amortyzatora sterowanego przez obwód sterowania opisany w tym francuskim zgłoszeniu patentowym FR 94 08 337, obwód sterowania zawiera bezpośredniąpętlę sterowania złożonąz modelu odwracania fazy amortyzatora.

Poza tym, model odwracania fazy amortyzatora określa teoretyczną wartość sterowania prądu elektrycznego it, zaworu sprężania oraz zaworu rozprężania na podstawie pomiaru wartości prędkości względnej y pomiędzy dwoma krańcami amortyzatora oraz wartości zadanej nacisku F_c.

Pętla naciskowego sprzężenia zwrotnego wprowadza do teoretycznego prądu elektrycznego sterowania ί_Λ człon korekcyjny δί typu proporcjonalnego w taki sposób, aby wziąć pod uwagę błąd nacisku eF pomiędzy wartością zadaną nacisku Fc oraz wartością zmierzoną wywieranej skutecznej siły F.

Model odwracania fazy amortyzatora jest określony przez wyrażenia:

=„δκ₂₃ ,-L·.

V^Fc

I y I

Ith = Δ|₃, i-c w fazie sprężania (y<0),

VM w fazie rozprężania (y>0), oraz

185 061 gdzie K_B oraz K23 są stałymi dodatnimi zależnymi od wielkości cylindra hydraulicznego, własności fizycznych oleju jak również wzmocnienia natężenia przepływu zaworów hydraulicznych.

Model odwracania fazy amortyzatora w ten sposób określony zakłada nieściśliwość płynu.

Hipoteza ta nie jest jednakże ważna dla wszystkich zastosowań.

Tak więc celem wynalazku jest opracowanie urządzenia sterowania ciągłego nacisku amortyzatora półaktywnego, pozwalającego uwolnić się od problemu ściśliwości płynu.

Zgodnie z wynalazkiem, amortyzator półaktywny sterowany przez obwód sterowania charakteryzuje się tym, że wspomniany obwód sterowania zawiera bezpośrednią głównąpętlę sterowania złożoną z modelu odwracania fazy amortyzatora, model odwracania fazy, oparty na wielkościach fizycznych, jest taki, że pozwala na określenie wielkości sterowania w funkcji obciążenia amortyzatora półaktywnego oraz nacisku zadanego do wykonania.

Pętla sterowania jest tak zwaną bezpośrednią z powodu, że nie wymaga ona użycia czujników siły.

Zaletą amortyzatora półaktywnego według wynalazku, w ten sposób scharakteryzowanego jest to, że uwzględnia on ściśliwość płynu dzięki obliczeniu prędkości wypadkowych y_e.

Amortyzator półaktywny wynalazku spełnia również przynajmniej jedną z następujących charakterystyk:

wymieniony model odwracania fazy amortyzatora określa teoretyczną wartość sterowania prądu elektrycznego i_th zaworu sprężania oraz zaworu rozprężania, lub pojedynczego zaworu łączączego te dwie funkcje, na podstawie pomiaru wartości prędkości względnej y pomiędzy dwoma krańcami amortyzatora oraz wartości zadanej nacisku F_c, prędkości wypadkowych y_ewyprowadzonych ze wspomnianej powyżej prędkości względnej y, wymieniony model odwracania fazy amortyzatora zawiera:

pierwszy blok oszacowania straty ciśnienia APCL klapy otwartej, to znaczy: klapę rozprężania, w rozprężaniu, oraz klapę sprężania, w sprężaniu; drugi blok oszacowania straty ciśnienia APV zaworu czynnego; trzeci blok obliczania idealnego natężenia sterowania i_th zaworu; czwarty blok obliczania członu korekcyjnego óy w stosunku do prędkości y; oraz sumator, wspomniany blok zapewnia obliczenie straty ciśnienia APCL na poziomie klapy otwartej, wspomniana wielkość wyjściowa APCL pierwszego bloku jest interpolowana na podstawie siatki stablicowanych charakterystyk w funkcji wielkości wejściowych y oraz i_tb wspomnianego pierwszego bloku, wspomniany drugi blok zapewnia oszacowanie straty ciśnienia APV za pomocą działania czynnego zaworu sterowania umieszczonego pomiędzy komorąpod ciśnieniem oraz kompensatorem, wielkość wyjściowa APV bloku jest obliczona w funkcji dwóch wielkości wejściowych bloku Fc oraz APCL:

APV = (Fc - APCL S2) / S1, przy rozprężaniu (zawór 10)

APV = (-Fc - APCL S1) / S2, przy sprężaniu (zawór 9), informacja o prędkości zmierzonej y jest korygowana za pomocą wielkości wyjściowej óy bloku, aby ukształtować na wyjściu sumatora prędkość wypadkową ye = y + óy, wspomniany czwarty blok oblicza człon prędkości korekcyjnej óy, wspomniany człon prędkości korekcyjnej óy jest dany przez wyrażenie:

dA Pv dy = e(y) r (y)—^ wspomniany trzeci blok zapewnia obliczenie idealnego natężenia sterowania i_th w funkcji dwóch wielkości wejściowych APV oraz ye wspomnianego powyżej trzeciego bloku, wspomniane zawory zostały najpierw scharakteryzowane za pomocą identyfikacji wzmocnienia nieliniowego K(i) łączącego stratę zmierzonego ciśnienia APV_zmierz0I]ez zaworem, zmie185 061 rzona prędkość wypadkowa ye_zmierzona jest skomponowana na podstawie pomiarów APV_zmierzoneoraz y oraz natężenia i, w postaci:

ΔΡν zmierzone

K(i) = i-jy_e zmierzone| ye zmierzone określa się natężenie i_th realizujące dla wielkości obliczonych na wyjściu drugiego bloku ΔΡν oraz na wyjściu sumatora ye, równość

K(ith) =

ΔΡν ye | ye it_h jest na przykład określone jako zmniejszające funkcję błędu eK(i) w zakresie dopuszczalnych natężeń, to znaczy ith jest takie jak:

eK(ith) = min [eK(i)] = min i ^e

K(i) ΔΡν ye |ye| wyrażenie, w którym:

K(i) jest wzmocnieniem nieliniowym zidentyfikowanym na podstawie pomiarów,

ΔΡν jest stratą ciśnienia do wykonania, obliczoną na wyjściu drugiego bloku, ye jest wypadkową prędkością obliczoną na wyjściu sumatora, druga pętla sprzężenia zwrotnego, wprowadza do wspomnianego wyżej zasadniczego teoretycznego prądu elektrycznego sterowania ith mniejszy człon korekcyjny δΐ typu proporcjonalnego w taki sposób, aby wziąć pod uwagę błąd nacisku eF pomiędzy wspomnianą powyżej wartością zadaną nacisku Fc oraz wartością zmierzoną wywieranej skutecznej siły F.

Inną zaletą urządzenia o sterowaniu ciągłym nacisku dla półaktywnego amortyzatora według wynalazku jest stosowanie zadanego, rozproszonego nacisku, to znaczy zrealizowanie w sposób ciągły nieskończenie wiele zależności siła-prędkość względna, w przeciwieństwie do sterowanych amortyzatorów wcześniejszego stanu techniki, których układy sterowania pozwalają zapewnić jedynie ograniczoną liczbę charakterystyk.

Inną zaletą urządzenia o sterowaniu ciągłym nacisku dla półaktywnego amortyzatora według wynalazku jest zezwolenie na zastosowanie składowych elementów hydraulicznych, w przypadku amortyzatora hydraulicznego, o niskich standardach zakresowych.

Inną zaletą urządzenia o sterowaniu ciągłym nacisku dla półaktywnego amortyzatora według wynalazku jest dopuszczenie do zadowolającego działania układu z oprzyrządowaniem zredukowanym do jednego czujnika prędkości.

Na przykład, w przypadku wadliwego działania czujnika siły, człon korekcyjny δί jest neutralizowany oraz ustawiony na zero, wkład zasadniczy ith do prądu sterowania, oparty na wartości zadanej siły Fc oraz jednego pomiaru obciążenia amortyzatora, utrzymuje dostateczną dokładność.

Inną zaletą urządzenia o sterowaniu ciągłym nacisku dla półaktywnego amortyzatora według wynalazkujest możliwość śledzenia, w okresie faz rozproszonych ruchu, prawa sterowania sformułowanego w członach siły.

Przedmiot wynalazku zostanie uwidoczniony w przykładach wykonania na rysunku, w którym fig. 1 przedstawia schemat ideowy półaktywnego amortyzatora sterowanego zgodnie z wynalazkiem, który jest opisany we francuskim zgłoszeniu patentowym FR 94 08 337, jeszcze nie opublikowanym, fig. 2 przedstawia schemat blokowy obwodu sterowania półaktywnego amortyzatora sterowanego zgodnie z wynalazkiem, takiego jak opisany we francuskim zgłoszeniu patentowym FR 94 08 337, fig. 3 przedstawia schemat ideowy półaktywnego amortyzatora

185 061 sterowanego zgodnie z wynalazkiem, a fig. 4 przedstawia schemat blokowy obwodu sterowania półaktywnego amortyzatora sterowanego naciskowo o sterowaniu ciągłym zgodnie z wynalazkiem.

Na figurze 1 przedstawiono schemat ideowy półaktywnego amortyzatora sterowanego zgodnie z wynalazkiem, takiego jak opisany we francuskim zgłoszeniu patentowym FR 94 08 337, jeszcze nie opublikowanym.

Półaktywny amortyzator sterowany zgodnie z wynalazkiem zawiera korpus 1, w którym przesuwa się pełny tłok 2 zaopatrzony w trzpień 3 razem tworząc cylinder hydrauliczny 14. Tłok 2 ogranicza pierwsząkomorę 4, tak zwanąkomorę sprężania, oraz drugąkomorę 5 tak zwanąkomorę rozprężania. Korpus 1 jest wypełniony płynem 6, na przykład olejem hydraulicznym.

Półaktywny amortyzator zawiera również pierwszą klapę zwrotną7, tak zwanąklapę sprężania, oraz drugą klapę zwrotną 8, tak zwaną klapę rozprężania.

Pierwszy zawór hydrauliczny 9, tak zwany zawór sprężania, oraz drugi zawór hydrauliczny 10, tak zwany zawór rozprężania, są sterowane elektrycznie.

Półaktywny amortyzator zawiera również kompensator 11, lekko wstępnie obciążony w chwili montażu półaktywnego amortyzatora, tworzącego komorę.

Taki kompensator, na przykład oleopneumatyczny, tworzy ustalonąpojemność zawierającą obojętny gaz pod ciśnieniem oraz olej hydrauliczny, któremu gaz przekazuje swoje ciśnienie.

Taki kompensator oleopneumatyczny 11 tworzy ustalonąpojemność zawierającą obojętny gaz pod ciśnieniem oraz olej hydrauliczny, któremu gaz przekazuje swoje ciśnienie.

Dwa płyny są przeważnie fizycznie oddzielone za pomocą membrany lub pęcherza.

Funkcja tego kompensatora polega, z jednej strony, na tym, że pochłania objętość oleju odpowiadającego objętości trzpienia, kiedy amortyzator jest całkowicie ściśnięty oraz, z drugiej strony polega na tym, że zapewnia minimalne ciśnienie w obwodzie hydraulicznym.

Ważne jest, aby zauważyć, że działanie półaktywnego amortyzatora według wynalazku nie wymaga żadnego źródła zewnętrznego mocy hydraulicznej typu pompy hydraulicznej lub kompensatora o wysokim ciśnieniu.

Klapa sprężania 7 oraz zawór rozprężania 10 sązamocowane równolegle oraz są rozmieszczone pomiędzy komorą rozprężania 5 oraz komorą kompensatora 11.

Klapa rozprężania 8 oraz zawór sprężania 9 sązamocowane równolegle oraz są rozmieszczone pomiędzy komorą sprężania 4 oraz komorą kompensatora 11.

Ponadto, półaktywny amortyzator zawiera czujnik siły 12 oraz czujnik prędkości względnej 13.

Na figurze 2 przedstawiono schemat blokowy środków sterowania półaktywnego amortyzatora sterowanego zgodnie z wynalazkiem, takiego jak opisany we francuskim zgłoszeniu patentowym FR 94 08 337, jeszcze nie opublikowanym.

Odnośniki zastosowane w tej fig. 2 oraz ich oznaczenie są wskazane poniżej:

Fc: ż^ŁditU^a siła,

F: sha skuteczna,

Fm: pomiar za pomocą czujnika siły skutecznej F, eF: błąd nacisku, eF=Fc-Fm,

Y: prędkość względna pomiędzy dwoma końcami amortyzatora,

I: prąd elektryczny sterowania zaworów,

It_h: prąd sterowania teoretycznie określony za pomocą, modelu odwracania fazy oraz w celu zastosowania do zasuwy hydraulicznej, aby uzyskać nacisk Fc,

δ)Ι: uzupełniająca korekta na i= i_th+ói, aby uwzględnić błąd nacisku eF.

Działanie hydrauliczne półaktywnego amortyzatora sterowanego zgodnie z wynalazkiem jest opisane poniżej w połączeniu z fig. 11 oraz 2.

Wyróżnia się dwie fazy w działaniu hydraulicznym sterowanego półaktywnego amortyzatora wynalazku: - pierwsza faza, tak zwana faza sprężania, przedstawiona symbolicznie na fig. 1 za pomocą strzałki C, oraz - druga faza, tak zwana faza rozprężania, przedstawiona symbolicznie na fig. 1 przez strzałkę D.

185 061

W czasie fazy sprężania tłok 2 wnika w korpus 1 cylindra hydraulicznego oraz w czasie fazy rozprężania tłok 2 wychodzi z korpusu 1 cylindra hydraulicznego.

W fazie tak zwanej sprężania, płyn 6 zawarty w komorze sprężania 4 jest sprężony. Klapa zwrotna rozprężania 8 jest zablokowana, co sprawia, że płyn przechodzi przez zawór sprężania 9.

Klapa zwrotna sprężania 7 pozwala płynowi 6 zwierać zawór rozprężania 10 oraz napełnić swobodnie komorę rozprężania 5.

Sterowanie zaworem sprężania 9 pozwala na kontrolowanie poziomu ciśnienia w komorze sprężania 4, a więc na kontrolowanie wywieranego nacisku sprzężenia zwrotnego przy sprężaniu.

W fazie tak zwanej rozprężania, rola elementówjest odwrócona. Zawór rozprężania 10 steruje przepływem płynu 6 z komory rozprężania 5 w kierunku komory kompensatora 11, co pozwala modulować siłę rozprężania.

Klapa rozprężania 8 jest czynna oraz pozwala na swobodny przepływ płynu 6 z komory rozprężania 5 w kierunku komory kompensatora 11.

Zawory sprężania 9 oraz rozprężania 10 są, sterowane korzystnie elektrycznie w taki sposób, aby modulować siłę tłumiącą, którajest zawsze przeciwna w stosunku do prędkości. Wynika z tego wyprzedzanie amortyzacji, które pozostaje działaniem rozproszonym.

Modulacja wywieranej siły pozwala na podporządkowanie tej siły zadanemu naciskowi Fc opracowanemu przez kalkulator (nie przedstawiony).

Problem podstawowy polega na określeniu prądu sterowania i w celu zastosowania do zaworów sprężania 9 oraz rozprężania 10, aby urzeczywistnić siłę zadaną Fc.

Wykorzystanie zależności, które tłumaczą równowagę natężeń przepływów objętościowych z każdej komory amortyzatora o stałej prędkości, oraz dla faz sprężania oraz rozprężania, pozwoliło na wyprowadzenie prostej zależności pomiędzy prądem i_th wyzwalanym przez model odwracania fazy 15 amortyzatora, względną prędkością chwilową y oraz siłą tłumiącą.

Zależność ta jest na przykład dana przez następujący wzór, w fazie rozprężania:

y= _2_

Gi.i

S₂-y² +

Cd.A₃₁(/tf₃₁)e •Sj-y²- (P₃-P_e)-St gdzie:

F j est wywieraną si^ą tłumiącą, ρ masa właściwa oleju,

S1 ρ^ο^ό, doka, strona bez fr^iema, poddasiany ciiniemu,

St {rz^^lrójj łkAa, sfrona z Ρζρίεηίεπι , poddawann c iśnieniu,

St przekrój trzpienia, ¥ prędkość względna,

Gi wzmocnienie ciśnieniowe zaworu sterowania, i prąd sterowanśa,

Cd współczynnik wydajności klapy zwrotnej rozprężania,

A31 przekrój geometryczny przepływu klapy zwrotnej rozprężania, —P₃₁ strata ciśnienia pomiędzy kompensatorem oraz komora, znajdującą się w podciśnieniu,

P₃ ciśnienie w kompensatorze oraz

Pe ciśnienie atmosferyczne.

Eksploatacja tego modelu amortyzatora, w kierunku gdzie, w funkcji pożądanej siły Fc oraz zmierzonej prędkości y, poszukuje się prądu i_th w celu zastosowania do urządzeń sterowania, powoduje powrót do eksploatacji modelu odwracania fazy 15 amortyzatora.

Z faktu uproszczeń prawa tłumienia w urządzeniu, a więc w modelu odwracania fazy 15 amortyzacji, człon korekcyjny δί typu proporcjonalnego wprowadzono za pomocą drogi pętli nacisku sprzężenia zwrotnego 16.

185 061

Ta pętla sprzężenia zwrotnego 16 pozwala, przez pomiar Fm, za pomocą czujnika siły 12 wywieranego nacisku F, zrealizować sygnał błędu eF pomiędzy zadaną siłą Fc oraz siłą zmierzoną Fm.

Sygnał błędu eF doprowadzono do korektora 17, który wytwarza dodatkową korektę δί dla prądu sterowania i zaworów 9, 10.

Wartość względnej prędkości y wprowadzono do modelu odwracania fazy 15 amortyzatora przez drogę pętli prędkości sprzężenia zwrotnego 18.

Pętla prędkości sprzężenia zwrotnego 18 zawiera czujnik prędkości 13.

Wartość teoretyczna prądu sterowania i_th jest określona przez model odwracania fazy 15 amortyzatora.

Ten prąd teoretyczny sterowania ith zastosowano do zaworów hydraulicznych, aby otrzymać nacisk Fc, przez drogę bezpośredniej pętli sterowania 19.

Bezpośrednia pętla sterowania 19 zawiera model odwracania fazy 15 amortyzatora, który określono, na przykład, przez wyrażenia:

I y I

Ith—K-23, .--w fazie rozprężania (y>0), oraz >1

Ith=K

w fazie sprężania (y<0),

K_B oraz K₂3 są stałymi dodatnimi zależnymi od wielkości cylindra hydraulicznego, własności fizycznych oleju jak również wzmocnienia natężenia przepływu zaworów hydraulicznych.

Półaktywny amortyzator według wynalazku znajduje zastosowanie jako poprzeczne zawieszenie wtórne w wagonie kolejowym transportu pasażerów.

Obecnie zostanie opisany bardziej szczegółowo półaktywny amortyzator o sterowaniu ciągłym nacisku według wynalazku.

Na figurze 4 przedstawiono korzystny przykład wykonania w postaci schematu ideowego obwodu sterowania półaktywnego amortyzatora o sterowaniu ciągłym nacisku według wynalazku.

Wspólne elementy na fig. 2 oraz 4 posiadają te same oznaczenia.

Korektor 17 oraz czujnik siły 12 znajdująsię na fig. 3 oraz 4, chociaż są one tu opcjonalne, a następnie nie zostaną zastosowane w praktyce.

Konwencjonalny amortyzator odtwarza rozproszony nacisk hydrauliczny Fv w funkcji swojej prędkości obciążenia y bez możliwości regulacji zewnętrznej.

Dla amortyzatora sterowanego, podstawowa idea polega na odwróceniu tej przyczynowości, to znaczy, na podstawie znajomości prędkości y oraz zadanego nacisku Fc, polega na określeniu parametru regulacji (natężenie sterowania ith zaworu) pozwalając otrzymać F_V=F_C

Na podstawie zdolności zachowania się fizycznego urządzenia, został więc umieszczony model układu pozwalający połączyć prędkość y, nacisk zadany Fc oraz natężenia sterowania i,h, a następnie rozwinięto model odwracania fazy.

Z prędkości wypadkowych y_e wyprowadzono prędkość y prędzej niż opracowanie na podstawie prędkości własnej y w taki sposób, żeby rozciągnąć ten schemat sterowania na niniejszy przypadek układu z płynem ściśliwym.

Poniższy opis dotyczy schematu sterowania w pętli otwartej.

Technologie klasycznego układu nadążnego opracowane na podstawie sygnału błędu (eF=Fv-Fc) nie są skuteczne dla naszego zastosowania oraz wymagają w pętli głównej pomiaru nacisku realizowanego Fv.

Schemat z pętlą otwartą został rozwinięty pozwalając na określenie bezpośrednio natężenia sterowania ith w funkcji pożądanego nacisku Fc oraz prędkości y, bez pomiaru wykonywanego nacisku.

185 061

Opis poniższy dotyczy korekty prędkości obciążenia na podstawie oszacowania dynamiki ciśnienia oraz wprowadza notację wypadkowej prędkości.

Ściśliwość płynu narzuca charakterystyki histerezowe siła-prędkość Fv=fct (y, i) niewłaściwe do zastosowania zasady modelu odwracania fazy określonego dokładnie dla płynu nieściśliwego.

Informacja o prędkości y została skorygowana w postaci prędkości wypadkowej ye, aby mieć jednoznaczny opis charakterystyk: Fv=fct (ye, i) pozwalając wykorzystać ideę modelu odwracania fazy.

Ściśliwość płynu zachodzi na poziomie wyrównań ciągłości objętości płynu komory sprężania 4 oraz komory rozprężania 5 w postaci przepływu ściśliwości połączonej z pochodną ciśnienia.

Prędkość y została więc skorygowana przez człon proporcjonalny do pochodnej ciśnienia komory pod naprężeniem, aby powrócić do analogicznego sformułowania, który został otrzymany przy założeniu płynu nieściśliwego.

Zaniedbując zmiany ciśnienia na poziomie kompensatora, ciśnienie pracy komory pod naprężeniem jest mniej więcej równe stracie ciśnienia pożądanego na poziomie otworu czynnego przejścia zaworu sterowania ΔΡν. Określone jest to za pomocą wyrażenia:

&\Ρν y_e = y - sign (y) r (y) —dt gdzie y szacunkowym równiważnikiem prędkości zastępującej y.

Opis poniższy dotyczy przesunięcia fazy zadanej zaworu.

Funkcja sign odnosi się do fazy obciążenia, współczynnik r (y) jest modulowany w funkcji względnej prędkości obciążenia.

Wartość dodatnia respektuje dowód teoretyczny, który uwzględnił ściśliwość płynu.

Wartość ujemna wyprzedza w fazie prędkość wypadkową, co pozwala ograniczyć prędkość zamykania zaworu do małych prędkości, a więc unika się całej blokady hydraulicznej.

Opis poniższy dotyczy kształtowania zadanej wartości nacisku.

Na podstawie prawa sterowania U, wynikającego na przykład z teorii sterowania optymalnego, zadana wartość nacisku powstaje w zakresie rozproszonym, narzucona przez fizyczne charakterystyki graniczne słabe (zawór otwarcia maksymalny) oraz mocne (zawór otwierania minimalny) amortyzatora.

Otrzymany rozproszony nacisk sterowania odpowiadający strategii półaktywnej jest oznaczony przez Usa.

Oprócz tego, charakterystyki naturalne układu otwierania danego zaworu są kwadratowe. Kształtuje się wartość zadaną, dla małych prędkości (próg prędkości Vo), w postaci zależności kwadratowej (Cv /y /y), aby usunąć nieokreśloność natężenia sterowania zaworu o prędkości zerowej:

Fc=(1-q) Cv y| y|+q Usa, q-min(|y|/Vo,

Korzystny sposób wykonania schematu hydraulicznego półaktywnego amortyzatora według wynalazku jest przedstawiony na fig. 3.

Na figurze 3, P1 jest ciśnieniem w komorze 5, P2 jest ciśnieniem w komorze 4 oraz P3 jest ciśnieniem w kompensatorze 11. CLd oznacza klapę rozprężania, a CLc oznacza klapę sprężania, odpowiednio oznaczone odnośnikami 8 oraz 7 na fig. 1. Vc oraz Vd oznaczają otwory przepustowe zaworu 20, na przykład typu proporcjonalnego 4/2 (cf. fig. 3) albo też otwory przepustowe dwóch zaworów 2/2 (cf. zawory 9 oraz 10 fig. 1).

Korzyścią tego schematu według wynalazku jest możliwość wykonania tylko jednego zaworu ze sterowaniem, równolegle do dwóch przekrojów przepustowych Vd oraz Vc jak przedstawiono w fig.3.

W fazie rozprężania (tłok wychodzący) klapa zwrotna rozprężania CLd zwiera otwór zaworu nieaktywnego Vc oraz pozwala swobodnie napełnić komorę 2. Klapa CLc jest zamknięta.

Sterowanie przekrojem przepustowym czynnego otworu zaworu Vd pozwala kontrolować ciśnienie w komorze 1, a więc siłę wywieraną Fv w chwili rozprężania przez amortyzator. Działanie

185 061 jest symetryczne podczas sprężania. Rozwinięty nacisk przez amortyzator może być rozłożony w postaci:

F = (P1-P3)S1-(P2-P3)S2 - (P3-Pe)St

Interesująca jest jedynie część rozproszona hydrauliczna Fv.

Tytułem przykładu, sposób obliczania w fazie rozprężania zostanie obecnie opisany w nawiązaniu do fig .3.

Strata ciśnienia na poziomie klapy otwartej CLd jest obliczona w funkcji prędkości y oraz natężenia zaworu według stablicowanej charakterystyki. Chodzi o człon korekcyjny. Natężenie sterowania pozwala wziąć pod uwagę wpływ otwarcia otworu Vc na podstawie prawa wydajności natężenia klapy.

yPcLd= P3-P2 = GcLd(y, ith)

Pożądana strata ciśnienia na poziomie otworu zaworu aktywnego Vd jest obliczona na podstawie wyrażenia Fc oraz yPCL:

yPv= P1-P3 = (Fc-yP_c.S2)/S1 yPV jest wyznaczona numerycznie, następnie mnożona przez zmienne wzmocnienie funkcji prędkości r (y) w celu określenia roboczej prędkości wypadkowej:

y_e = y-r(y) dAPv dt

Natężenie sterowania jest liczone w celu zapewnienia punktu pracy:

yPt = fct (ith, ye),

Ta charakterystyka jest najpierw zidentyfikowana w postaci stablicowanego wzmocnienia nieliniowego K(it_h) takiego jak:

yPV = K(ith) jye ye,

Zasada modelu odwracania fazy polega na określeniu ith takiego jak:

ΔΡν h =K’’· y_e y_e

Opis poniższy odnosi się do bezpośredniej pętli sterowania 19 oraz dotyczy, bardziej szczegółowo modelu odwracania fazy 15 amortyzatora.

Element 15 przedstawiony na fig. 4 zapewnia całkowite funkcjonowanie modelu odwracania fazy.

Ten model odwracania fazy 15 amortyzatora pozwala określić natężenie idealne sterowania ith w funkcji zadanego nacisku Fc oraz zmierzonej prędkości y.

Grupuje on różne bloki, to jest: - pierwszy blok 15A dotyczący oszacowania straty ciśnienia yPCL klapy otwartej, - drugi blok 15D dotyczący oszacowania straty ciśnienia yPV zaworu aktywnego, - trzeci blok 15C dotyczący obliczenia natężenia idealnego sterowania ith zaworu, czwarty blok 15D dotyczący obliczenia członu korekcyjnego 5y w stosunku do prędkości y, oraz - sumator 15E.

Schemat wewnętrzny bloku 15 oparty jest na interpretacji fizycznej układu. Jest on przyczyną pojawienia się różnych oszacowanych wielkości fizycznych, to jest:

- oszacowanej straty ciśnienia yPCL klapy otwartej:

185 061 •w fazie rozprężania, ta oszacowana strata ciśnienia -PCL jest oszacowaniem P2-P3 dla klapy rozprężania 8, •w fazie sprężania, ta oszacowana strata ciśnienia -PCL jest oszacowaniem P3-P1 dla klapy sprężania 7,

- oszacowania straty ciśnienia —PV do wykonania przez aktywny zawór sterowania umieszczony pomiędzy komorą pod ciśnieniem oraz kompensatorem, •w fazie rozprężania, ta strata ciśnienia -PV jest oszacowaniem P1-P3 do wykonania dla zaworu 10, w fazie sprężania, ta strata ciśnienia —PV jest oszacowaniem P2-P3 do wykonania dla zaworu 9,

- obliczonej prędkości wypadkowej δ, = y + δΔ na podstawie zmierzonej prędkości y oraz członu korekcyjnego prędkości δΔ.

Obecnie przedstawiony opis odnosi się do szczegółowych funkcji bloków tworzących model odwracania fazy 15 amortyzatora.

Blok 15A zapewnia obliczenie straty ciśnienia —PCL na poziomie klapy otwartej, to jest: klapy 8 przy rozprężaniu oraz klapy 7 przy sprężaniu.

Wielkość wyjściowa —PCL bloku 15Ajest interpolowana na podstawie siatki stablicOwanych charakterystyk w funkcji wielkości wejściowych y oraz ί_Λ tego bloku 15A.

Blok 15B zapewnia oszacowanie straty ciśnienia —PV do wykonania przez aktywny zawór sterowania umieszczony pomiędzy komorąpod ciśnieniem oraz kompensatorem. Wielkość wyjściowa —PV bloku 15B jest obliczona w funkcji dwóch wielkości wejściowych bloku Fc oraz —PCL:

—PV = (Fc - —PCL S2) / S1, przy rozprężaniu (zawór 10) —PV = (Fc - —PCL S1) / S2, przy sprężaniu (zawór 9)

Aby brać pod uwagę ściśliwość płynu, informacja o mierzonej prędkości y jest korygowana przez wielkość wyjściową óy bloku 15D w celu ukształtowania na wyjściu sumatora 15E, prędkości wypadkowej δ, = y + δy.

Blok 15D oblicza człon korekcyjny prędkości δΔ ίΙΔΡν óy = e (y) r (y) d— a więc y, staje się

Ye = Δ + e(y)r(y) ύΔΡν dt gdzie:

ε(Δ) = - 1 jeśli y >0 (rozprężanie) = - 1 jeśli y <0 (sprężanie), r(y) zmienne wzmocnienie funkcji prędkości y d—Pv pochodna czasowa —PV. dt

Blok 15C zawiera obliczenie natężenia idealnego sterowania ith w funkcji dwóch wielkości wejściowych —PV oraz δ, bloku 15C.

Przekroje przepustowe otworów Vc oraz Vd zaworów 9 oraz 10, odpowiednio, zostały najpierw scharakteryzowane przez identyfikację wzmocnień nieliniowych K(i) łączących zmierzoną stratę ciśnienia z rozważanym otworem —PPrπiltrłnl, zmierzoną prędkość wypadkową y_ezmierzone skonstruowaną na podstawie pomiarów —Pprπilrrłil oraz y, oraz natężenie i w postaci:

185 061

K(i) =

ΔΡν zmierzone Ye zmierzone] ye zmierzone

W bloku 15C, wykorzystuję się tą charakterystykę określając natężenie i_th spełniające zależność

ΔΡν ye | ye w której:

K(i) jest wzmocnieniem nieliniowym zidentyfikowanym na podstawie pomiarów',

APV jest stratą ciśnienia do wykonania, obliczoną na wyjściu bloku 15B,

Ye jest obliczoną prędkością wypadkową na wyjściu sumatora 15E.

Równanie nieliniowe poprzedniej niewiadomej ith jest przekształcone w zagadnieniu minimalizacji.

Wielkość ith obliczono jako natężenie minimalizujące funkcję błędu eK(i) w zakresie dopuszczalnych funkcji:

eK(ith) = mini i^£K (i)] = mini

K(i)ΔΡν ye | ye

185 061

FIG. 3

185 061

0-i2 FIG.1

r* η/

FIG.2

Departament Wydawnictw UP RP. Nakład 60 egz. Cena 4,00 zł.

Claims

Zastrzeżenia patentowe

1. Półaktywny amortyzator o ciągłym sterowaniu nacisku, znamienny tym, że obwód sterowania zawiera bezpośrednią główną pętlę sterowania (19) złożoną z modelu odwracania fazy (15) amortyzatora, który to model odwracania fazy (15) jest oparty na wielkościach fizycznych oraz jest taki, że pozwała określić wielkość sterowania w funkcji obciążenia półaktywnego amortyzatora oraz zadanego nacisku do wykonania.
2. Amortyzator według zastrz. 1, znamienny tym, że wspomniany model odwracania fazy (15) amortyzatora określa wartość teoretyczną prądu elektrycznego sterowania i_th zaworu sprężania (9) oraz zaworu rozprężania (10), lub pojedynczego zaworu (20) zawierającego te dwie funkcje, na podstawie pomiaru wartości prędkości względnej y pomiędzy dwoma krańcami amortyzatora oraz na podstawie wartości zadanej nacisku Fc, prędkości wypadkowych y_e wyprowadzonych ze wspomnianej powyżej prędkości względnej y.
3. Amortyzator według zastrz. 1 albo 2, znamienny tym, że wspomniany model odwracania fazy (15) amortyzatora zawiera: - pierwszy blok (15A) oszacowania straty ciśnienia Δ PCL klapy otwartej, to jest: klapę (8) podczas rozprężania oraz klapę (7) podczas sprężania; - drugi blok (15D) oszacowania straty ciśnienia ΔPV zaworu aktywnego (9,10), - trzeci blok (15C) obliczenia natężenia idealnego sterowania (ith) zaworu (9,10); - czwarty blok (15D) obliczenia członu korekcyjnego Óy w stosunku do prędkości y; oraz - sumator (15E).
4. Amortyzator według zastrz. 3, znamienny tym, że wspomniany pierwszy blok (15A) zapewnia obliczenie straty ciśnienia ΔPCL na poziomie klapy otwartej (7, 8).
5. Amortyzator według zastrz. 4, znamienny tym, że wspomniana wielkość wyjściowa ΔPCL wspomnianego pierwszego bloku (15A) jest interpolowana na podstawie siatki stablicowanych charakterystyk w funkcji wielkości wejściowych y oraz i_th wspomnianego powyżej pierwszego bloku (15A).
6. Amortyzator według zastrz. 3, znamienny tym, że wspomniany drugi blok (15B) zapewnia oszacowanie straty ciśnienia ΔPV do wykonania za pomocą, aktywnego zaworu sterowania umieszczonego pomiędzy komorą pod ciśnieniem oraz kompensatorem.
7. Amortyzator według zastrz. 6, znamienny tym, że wyjście ΔPV bloku (15B) jest obliczone w funkcji dwóch wejść bloku Fc oraz ΔΡ€Ε :

ΔPV = (Fc - ΔPCL s2) / S1, przy rozprężaniu (zawór 10)

ΔPV = (Fc - ΔPCL S1) / S2, przy sprężaniu (zawór 9)
8. Amortyzator według zastrz. 6 albo 7, znamienny tym, że informacja o mierzonej prędkości y jest korygowana przez wielkość wyjściową $$ bloku (15D) w celu ukształtowania na wyjściu wspomnianego sumatora (15E), prędkości wypadkowej ye = y + óy.
9. Amortyzator według zastrz. 3, znamienny tym, że wspomniany czwarty blok (15D) oblicza człon korekcyjny prędkości óy.
10. Amortyzator według zastrz. 9, znamienny tym, że wspomniany człon korekcyjny prędkości óy jest określony przez wyrażenie:

dy = e(y) r (y)d|V^V11. Amortyzator według zastrz. 3, znamienny tym, że wspomniany trzeci blok (15C) zapewnia obliczenie idealnego natężenia sterowania i_tłl w funkcji dwóch wielkości wejściowych ΔΡν oraz y_e wspomnianego trzeciego bloku (15C).
12. Amortyzator według zastrz. 11, znamienny tym, że wspomniane zawory (9,10) zostały najpierw scharakteryzowane przez identyfikację wzmocnień nieliniowych K(i) łączących zmie185 061 rzoną stratę ciśnienia APV_zmicrz0,_lt,, prędkość wypadkową y_e zmierzone skonstruowaną na podstawie pomiarów APV oraz y, oraz natężenie i w postaci:

ΔΡν zmierzone

K(i) = i-:ye zmierzone] y_e zmierzone
13. Amortyzator według zastrz. 11 albo 12, znamienny tym, że określa się natężenie i_th minimalizujące funkcję błędu eK(i) w zakresie dopuszczalnych funkcji, to znaczy i_th takie jak:

eK(ith) = mini [εΔ (i)l = mini |Δ(ί) -η

ΔΡν ye i ye wyrażenie, w którym:

K(i) jest wzmocnieniem nieliniowym zidentyfikowanym na podstawie pomiarów; APV jest stratą ciśnienia do wykonania, obliczoną na wyjściu bloku (15B); \\ jest obliczoną prędkością wypadkową na wyjściu sumatora (15E).
14. Amortyzator według zastrz. 13, znamienny tym, że druga pętla sprzężenia zwrotnego nacisku (16), wprowadza do wspomnianego zasadniczego teoretycznego prądu elektrycznego sterowania i_tll, mniejszy człon korekcyjny δΐ typu proporcjonalnego w taki sposób, aby uwzględnić błąd nacisku eF pomiędzy wspomnianą wartością zadaną nacisku Fc oraz wartością zmierzoną wywieranej skutecznej siły F.
15. Amortyzator według zastrz. 14, znamienny tym, że wartość zadana określona jest za pomocą wyrażenia:

Fc=(1-q) Cv y] y|+q Usa, q-min(|y|/Vo.