Subiecte Teoretice Lucrarea 2 Rezolvate

7/23/2019 Subiecte Teoretice Lucrarea 2 Rezolvate

http://slidepdf.com/reader/full/subiecte-teoretice-lucrarea-2-rezolvate 1/12

Subiecte teoretice L2>

1. Faceti o paralela intre miscarea de baza in cazul navigatiei proportionale si in cazul

dirijari directe. Asemanari, diferente. (urs !"#$

Mişcarea de bază în cazul navigaţiei proporţionale este apropierea paralelă, care secaracterizează prin faptul că viteza unghiulară absolută a liniei de vizare şi derivatavitezei unghiulare absolute a liniei de vizare sunt nule:

%&%&%&% ==== z y z y ω ω ω ω

.Pe cand in cazul dirijarii directe mişcarea de bază este curba de urmărire. nacest caz în relaţiile de dirijare se anulează unghiurile de racurs ale racheteipentru ambele planuri de dirijare:

%&% =µ=µ z y

,

!e asemenea, in cazul navigatiei proportionale, mobilul trebuie sărealizeze o mişcare rectilinie care să permită translaţia liniei de vizare,translaţie care se obţine datorită egalităţii dintre componentele vitezelormobilului şi ţintei normale pe linia de vizare:

T M T M wwvv == &

,in schimb, pentru dirijarea directa acestea sunt nule.

"vand in vedere ca in toate cazuri parametrii de dirijare sunt nuli,componentele comenzii de ghidare vor # de asemenea nule atat pentrudirijarea directa cat si pentru navigatia proportionala.

%&% == z y uu

"stfel in ambele cazuri ecuaţia cinematica este de forma:

M T T V V R −= µ cos

&

$nsa pentru navigatia proportionala in ecuatie apare si M µ

% unghiul deracurs al mobilului &rachetei' în planul de dirijare, ecuatia devenindastfel:

M M T T V V R µ µ coscos −=



Pentru navigatia proportionala:

M M T T y V V R µ µ σ sinsin +−=

,$ar pentru dirijarea directa:

T T T V R µ µ sin−=

2. 'rezentati comparativ solutia tenica a racetelor autodiorijate cu comanda in

moment comparativ cu solutia cu comada cu bracaj proportional ungiular. (urs )$

*om analiza raceta comandata in moment care este o raceta din clasa aer aer. a acest tipȘ

deraceta, pentru construirea ecuatiilor sistemului de actionare se pleaca de la relatia+

sc f c M M k J −=+ δ δ

().1$ ,

n care s-a notat+c J

- momentul de inerie al sistemului de acionare&

f k

- termenul de

amortizare&c

M

- momentul de comand/& s M

- momentul de 0arnier/.

omentul de comand/ se obine prin amplificarea comenzii de dirijare+

uk M u

mc = . ().2$,

iar momentul de 0arnier/ este dat de relaia+

$(% δ δ α δ δ α

msmsms s C t C C H M ∗++=

().$

Av3nd n vedere c/ aceast/ categorie de racete, datorit/ reaciei cu momentul de 0arnier/, nu

necesit/ nici traductor de acceleraie lateral/, se obtine o scema structural/ a sistemului racet/

dirijat/ cu comand/ n moment. Aceasta scema contine un bloc cinematic, un sistem de

comanda si un obiect comandat.



!aca tinem cont de legatura liniara dintre incidenta si bracaj, dupa liniarizarearelatiilor& (.)', &(.*' si &(.+' si aplicand transformata aplace putem obtine o functiede transfer a sistemului de actionare cu comanda cu bracaj:

( )

( ) ω δ ω

α δ δ

δ

ξ

ξ

T k C Ts sT C sC t H

k

s H

J H

Ts sT k s H

msmsms

f c

u

mu

+++

+

++

++=

∗12

12$(

22

%

2

%

%

22

4 larg/ categorie de racete autodirijate, printre care 0i cele comandate n moment, utilizeaz/

pentru stabilizarea vitezei ungiulare de ruliu sisteme de tip 5roleron6.

'entru amortizarea oscilaiilor longitudinale, n lipsa unui traductor de vitez/ ungiular/, se

practic/ introducerea ca pe calea de semnalului de gidare a unui filtru de ordinul nt3i, filtru

nt3lnit la majoritatea racetelor din aceast/ clas/ 0i care este descris de funcia de transfer+

1

1$(

+

= s

s H u

u

u

τ

oncluzie+ la racetele cu comanda in moment nu este nevoie de un traductor de acceleratie

laterala, iar la racetele cu comanda cu bracaj proportional ungiular in lipsa unui traductor de

viteza ungiulara, se poate face introducerea semnaluilui de gidare.

. 'rezentati comparativ solutia de stabilizare in ruliu cu sistem de tip roleron si

solutia clasica . Avantaje, dezavantaje.

Pentru analiza stabilizării vitezei de ruliu cu ajutorul unui sistem de roleroane seporneşte de la de#nirea vectorilor momentului cinetic, care sunt daţi de:

( ) ( )1111 sincos δ δ δ ik ik H +≅+= H H

-( ) ( )2222 sincos δ δ δ i ji jH +−≅+−= H H

-

( ) ( ) sincos δ δ δ ik ik H +−≅+−= H H

-

( ) ( )7777 sincos δ δ δ i ji jH +≅+= H H

,

g g J H ⋅Ω=

n care g Ω

reprezintă viteza de rotaţie proprie a giroscopului roleronului, iar g J

reprezintă momentul de inerţie n raport cu aa de rotaţie a giroscopului.Momentulgiroscopic rezultat pentru #ecare roleron în parte este dat de:



$($($($( 11111 δ δ δ k i jk jiik ΩHM −−−=++×+=×= Hqr p H r q p H g

-

$($($($( 22222 δ δ δ jik k jii jΩHM +−+=++×+−=×= Hr q p H r q p H g

-

$($($($( δ δ δ k i jk jiik ΩHM +++−=++×+−=×= Hqr p H r q p H g

-

$($($($( 77777 δ δ δ jik k jii jΩHM −+−−=++×+=×= Hr q p H r q p H g

!acă ţinem cont că o parte din componentele acestor momente sunt anulate dereacţiunile din lagăre, se obţine:

$( 11 δ r p H g −= jM

-

$( 22 δ q p H g += k M

-

$( δ r p H g +−= jM

-

$( 77 δ q p H g −−= k M

.

Momentele de sarniera sunt date de relatiile

$( 12111 δ α δ aaa s ++−= jM

-

$( 22212 δ β δ aaa s +−−= k M

-

$( 21 δ α δ aaa s +−= jM $( 72717 δ β δ aaa s ++= k M

.

δ msC H a %1 =

-

α msC H a %2 =

-

δ

msC t H a ∗= %

, AmaAS C q H 8

% =

!acă se ţine cont de momentul de inerţie al suprafeţei aerodinamice mobilee J şi

de termenul de amortizare f k

pentru bracarea #ecărui eleron n parte, se poatescrie:

α δ δ δ 21111 $($( a Hp Hr aak J f e −=++++

-

β δ δ δ 22122 $($( a Hp Hqaak J f e +=−+++

-

α δ δ δ 21 $($( a Hp Hr aak J f e +=−+++

-

β δ δ δ 27177 $($( a Hp Hqaak J f e −=++++

."naliza stabilizarii se face in * cazuri:Pentru a efectua această analiză vom face ipoteza că vitezele unghiulare de tangajşi giraţie sunt mici,

%≅r -

%≅q

,&(./'



n acest, caz ecuaţiile &(.)0' , după adunare, şi dacă ţinem cont că:

7

721 δ δ δ δ δ

+++−=l

,&(./'

devin:

pa

H

a

a

a

k

a

J l l

f

l e

11

11

−=+

++ δ δ δ

.

&(./'

!acă introducem notaţiile:

11

11

2&2&

a

H k

a

a

a

k T

a

J T p f e =+== δ ξ

,

&(./'

după aplicarea transformatei aplace şi liniarizare ecuaţia poate # scrisă n forma:

pTs sT

k p

l ∆++

−=∆1222 ξ

δ δ

.

&(./'

1ot2nd funcţia de intrare n sistem:

p

L

p Lk f ∆=∆ δ &(./'

şi ţin2nd cont de schema structurală a obiectului comandat pentru canalul de ruliu,n cazul rachetelor stabilizate cu roleron se obţine schema structurală

− δ l

k

T s

p

p

δ

δ + 1

k

T s Ts

p

δ

ξ2 2

2 1+ +

f p p



cu funcţia de transfer a sistemului închis dată de:

( )( )( ) p

p p

p

Ok k Ts sT sT

Ts sT k s H

δ δ δ

δ

ξ

ξ

⋅++++++

=121

12$(

22

22

$n cazul solutiei clasice, studiul prin functie de transfer a miscarii de ruliu seporneste de la schema structurala

Dφ

1+δ

δ

sT

k

p

p

1

s

p φ φδk

φ 8

−

φδ

k

l δ

unde s%a neglijat timpul deraspuns al sistemului de actionare.

!acă se ţine cont de relaţiile stabilite la studiul formei liniare a mişcării de ruliu,funcţia de transfer a sistemului închis se poatescrieastfel

δφδ

δφδ

δ

δφδ

+++=

p p p

p

k k sk k sT

k k s H

$1($(

2%

. &3.04'

5uncţia standard corespunzătoare este de forma:

2

%%

2

2

%%

!,1$(

Ω+Ω+Ω

= s s

s H

, &3.6/'

cur r t τ=Ω%

,9,2=τr

. Prin identi#care se obţin coe#cienţii legii de comandă:

δ

δ

φ δ

p

p

k T k 2

%Ω=

-

δ

δ

φ δ

p

p

k T k 1!,1 % −Ω=

, &3.6)'

!acă se consideră şi timpul de răspuns al sistemului de acţionare se poatescrie funcţia de transfer a sistemului deschis adusă la forma 7vans:



1$(

1

$(2 +τ++τ

+=

δδ

δδ

φδ

φδ

sT sT

sk

k

s

k s H

p p

, &3.6*'

unde:

φδ

δ= k k k p . &3.6+'

8elaţie ce se poate utiliza la analiza în frecvenţă.

7. 'rezentati comparativ sistemul de comanda pe canalul longitudinal la raceta

monocanal cu rotatie lenta, fata de sistemul de comanda clasic.

omanda de dirijare pentru raceta monocanal cu rotatie lenta se poate scrie in urmatoarea

forma+

[ ] [ ]T

z y

T

m uuuu −=− φ K

Fig. ).) :;primarea comenzii n coordonate polare

ρ

<nde, comanda de gidare se poate e;prima in coordinate polare astfel+

ϕ ρ !eu =∗

22

z y uu += ρ

- modulul comenzii



y

z

u

u−= arctgϕ

o fara comenzii

omanda de dirijare devine

$( ϕ φ ρ += !eu

!. Analizati conditiile de realizare a intalnirii in cazul navigatiei proportionale

comparativ cu cazul dirijarii directe.(urs !"#$

!acă%cos <T µ

, adică2"π µ >T

, ceea ce corespunde atacului din zona frontală,

condiţiaT T M M V V µ µ coscos >

este tot timpul respectată in cazul navigatieiproportionale.

$n cazul dirijarii directe daca2"π>µ

T

termenul

T T

R

V µ− cos

din relatia

T T T

T R

V

µ∆µ−=µ∆ cos

este pozitiv, ceea ce arată că atacul din zona frontală esteinstabil, adică orice mică perturbaţie a unghiului de racurs al ţintei se ampli#cătinz2nd să destabilizeze mişcarea.



9pre deosebire de acest caz, dacă2"π<µT

, termenul

T T

R

V µ− cos

este negativ, ceeace arată că atacul din zona posterioară este stabil orice mică perturbaţie aunghiului de racurs al ţintei #ind atenuată. 8eamintim că în cazul atacului din spate

mai este necesar ca în vecinătatea punctului de înt2lnire să se realizeze condiţia

T M V V >atat pentru navigatia proportionala cat si pentru dirijarea directa.

=. 'rezentati compartaiv coordonatorul giroscopic cu sistemul de tip cap de dirijare

articulat, solutia tenica, modelul de calcul, cazuri de intrebuintare.(urs!$

In cazul primului plan de dirijareavem:

7cuatia care descrie functionarea detectorului y" cycy" k uu ε τ =+

si ecuatia giroscopului

cz g g y M # =Ωϕ

7cuatia capului de dirijare articulat y" cycy" k uu µ τ =+

In cazulceluide al 2-lea plan de dirijare:

7cuatia capului de dirijare articulate este z " cz cz " k uu µ τ =+

7cuatia coordinatorului giroscopic:cy M cz cz M uk M M =+τ

Scema structurala a coordonatorului giroscopic in primul plan de dirijare+

sk

"

"

τ+1

detector

s # g g Ω1

giroscop

s

k

M

M

τ+1

motor de

cuplu

ε y

ucy

M cz ϕ y

σ y



Scema structural a capului de dirijare articulat in primul plan de dirijare+

k

s

"

" τ ⋅ + 1

µ y ucy

γ M

σ y

n cazul coordonatorului amplificarea globala pe calea directa este

u

ucu k k k =ω

n cazul capului de dirijare articulate amplificarea globala este

u

u" u k k k = µ

n ambele cazuri atat ecuatiile coordonatorului cat si ecuatiile capului articulate devin ecuatiilecomenzii de gidare

't coordonator

y

c

u y

c

y

k uu ω

τ τ

ω

∆+∆−=∆ 1

z

c

u z

c

z

k uu ω

τ τ

ω

∆+∆−=∆ 1

't capul articulat

y

"

u y

"

y

k uu µ

τ τ

µ

∆+∆−=∆ 1

z

"

u z

"

z

k uu µ

τ τ

µ

∆+∆−=∆ 1

Functia de transfer pentru coordinator este

1$(

+=

s

sk s H

c

uu

τ

ω σ

Functia de transfer pentru capul articulate este

1$(

+=

s

k s H

"

uu

τ

µ µ

). 'rezentati comparativ limita indepartata a zonelor de lansare in cazul sistemelor

autodirijate Aer-Aer si Sol ?Aer, restrictii tenice.



primă restricţie este cea legată de unghiul maim de urmărire alcoordonatorului. ;ea de a două constă în necesitatea eistenţei unei viteze relativeminime la momentul înt2lnirii, care să asigure funcţionarea focosului de proimitate&care poate # bazat pe efectul !oppler'. ;ea de a treia restricţie poate # cobor2reavitezei în regim subsonic, care împiedică formarea corectă a bracajelor pentru

rachetele cu comandă în moment, sau conduce la apariţia instabilităţii dinamice pemodul rapid pentru rachetele care au rezerva de stabilitate pozitivă numai în regimsupersonic.

n plus, pot apare restricţii legate de instalaţia de lansare care nu poate depăşi unanumit unghi de înălţare

imitele îndepărtate ale <P se determină din trei condiţii. Prima este legată detimpul de zbor dirijat, cea de a doua de durata de zbor p2nă la atingerea vitezeilimită, iar cea de a treia de distanţa maimă de vedere a sistemului de urmărire aţintei.

$ntroduc2nd durata de zbor cea mai restrictive in relatiat V Dt V D T T M == &

pentruţinta nemanevrieră se obţin limitele îndepărtate ale <..P

#. 'rezentati comparativ limita apropiata a zonelor de lansare in cazul sistemelor

autodirijate Aer-Aer si Sol ?Aer, restrictii tenice.

imitele apropiate ale <P se determină din două condiţii in ambele cazuri. Prima şi

cea mai simplă este legată de durata de armare a focosului &

2t

' , iar cea de a doua

de viteza unghiulară maimă de urmărire a ţintei &ma;ω

'.

=nde timpul #nal de lovire a ţintei este dat de relatia:

R Rt f −= "

,Pentru determinarea efectivă a limitei apropiate din condiţie de viteză unghiularămaimă se porneşte de la soluţia aproimativă a ecuaţiei vitezei unghiulare a linieide vizare pentru zborul nedirijat, stabilită in prelegerea anterioară, care este deforma:

( )221

2

cos −− −±= τ µ

τ ω ω R

a T T y$ y

,

(1%.%$

9e observa insa diferente in cazulma;ω

:



Pentru racheta sol%aer:

2

1

2

ma;$$((

sin

Rt R

R

R

V T T

−−=

µ ω

Pentru racheta aer%aer:

$1(2

cossin 22

ma;

−− −= τ µ

τ µ

ω R

a

R

V T T T T

,&4./'

în care:

R Rt 1

1+=τ

.&4./'

9emnul >±

? din faţa termenului ţintei este legat de sensul manevrei ţintei.

primă restricţie este cea legată de unghiul maim de urmărire alcoordonatorului. ;ea de a două constă în necesitatea eistenţei unei viteze relativeminime la momentul înt2lnirii, care să asigure funcţionarea focosului de proimitate&care poate # bazat pe efectul !oppler'. ;ea de a treia restricţie poate # cobor2reavitezei în regim subsonic, care împiedică formarea corectă a bracajelor pentrurachetele cu comandă în moment, sau conduce la apariţia instabilităţii dinamice pemodul rapid pentru rachetele care au rezerva de stabilitate pozitivă numai în regimsupersonic.

n plus, pot apare restricţii legate de instalaţia de lansare care nu poate depăşi un

anumit unghi de înălţare

Subiecte Teoretice Lucrarea 2 Rezolvate

Documents

Transcript of Subiecte Teoretice Lucrarea 2 Rezolvate