Anexa 1 -RST

RAPORT STIINTIFIC SI TEHNIC (RST)

CUPRINS

OBIECTIVELE GENERALE ALE PROIECTULUI OBIECTIVUL ETAPEI DE EXECUTIE REZUMAT DE ETAPA SI DE PROIECT DESCRIEREA STIINTIFICA SI TEHNICA BAZA ELABORARII LUCRARII

1. INTRODUCERE. PARAMETRII DE BAZA AI SISTEMULUI

2. PREZENTAREA PE SCURT A ALGORITMILOR PENTRU BUCLA EXTERNA DE URMARIRE IN POZITIE

2.1. ALGORITMUL BACKSTEPPING

2.2. ALGORITMUL ROBUST NEURO-FUZZY

3. TESTE DE LABORATOR EFECTUATE PE SISTEMUL SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC

4. PROTOTIPUL SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC 4.1. Descrierea generala a servoactuatorului hidrostatic 4.2. Sistemul hidraulic 4.3. Sistemul electric 5. DESCRIEREA UNOR SIMULARI NUMERICE 5.1. Rezultate obtinute in etapele anterioare 5.2 Regulator fuzzy cu 5 functii de apartenenta 5.3 Regulator fuzzy cu 4 functii de apartenenta trapezoidale 5.4 Regulator fuzzy cu 4 functii de apartenenta triunghiulare 6. CONCLUZII DE ETAPA SI CONCLUZII FINALE PRIVIND

PROTOTIPUL SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC

7. MANAGEMENT, ACHIZITII, DISEMINAREA REZULTATELOR

8. BIBLIOGRAFIE

1

OBIECTIVELE GENERALE ALE PROIECTULUI Proiectul are ca obiectiv de baza conceptia, analiza, proiectarea (sinteza) si realizarea unui nou tip de servoactuator hidraulic utilizabil in comenzile de zbor ale aeronavelor. Actuatorii traditionali, cu servovalva electrohidraulica, prezinta, pe langa avantaje specifice, dezavantaje definite de consum energetic ridicat, necesitatea unei magistrale de alimentare cu putere hidraulica, cost ridicat dat in special de componenta servovalva. Noul actuator, utilizabil in special pe avioane usoare, este de tip „hidrostatic”: verinul hidraulic este conectat direct la pompa (se substituie in acest fel servovalva), iar directia de rotatie a pompei determina circulatia debitului (un circuit „inchis”) de la pompa la verin si dinspre verin la pompa, obtinandu-se astfel deplasarea sarcinii (pentru un avion, sarcina inertiala derivata dintr-um moment de sarniera).

OBIECTIVUL ETAPEI DE EXECUTIE Obiectivul etapei a V-a a proiectului a fo strealizarea testelor finale si definitivarea astfel a solutiei pentru un prototip al servoactuatorului hidrostatic. Activitatile, in conformitate cu Planul de realizare, au fost Activitatea V.1 - Realizarea prototipului si definitivarea algoritmului de control Activitatea V.2 - Realizarea testelor pentru prototipul actuatorului hidrostatic Activitatea V.3 - Analiza performantelor dinamice, concluzii, diseminarea rezultatelor

REZUMAT DE ETAPA SI DE PROIECT

Scopul principal al proiectului “Servoactuator hidrostatic pentru aeronave” consta in analiza, proiectarea (sinteza) si realizarea unui nou tip de servoactuator hidraulic utilizabil in comenzile de zbor ale aeronavelor.

Pe parcursul etapelor anterioare ale proiectului s-au analizat solutii de modele experimentale de laborator, inclusiv de tehnici de control pentru servomecanismul hidrostatic. Se reaminteste ca obiectivul etapei I-a a proiectului a fost Elaborarea specificatiei servoactuatorului hidrostatic. Obiectivele etapei a II-a a proiectului au fost, in conformitate cu Planul de realizare, Evaluarea si elaborarea legilor de control, realizarea modelului experimental si incercari preliminare de laborator. Etapa a III-a a proiectului, Implementarea algoritmului de control, s-a realizat avand drept componente elaborarea unor algoritmi de control si implementarea acestora. Etapa a IV-a, Realizarea documentatiei de executie, cu activitati de teste de laborator, evaluarea rezultatelor definitivarea sistemului, si-a atins obiectivele in contextul precizarilor din paragraful precedent.

Activitatile din proiect au fost adaptate si adoptate tinand cont de restrictiile financiare determinate de diminuarea valorilor contractuale pe anii 2009 si 2010. Impactul reducerii finantarii s-a rasfrans in primul rand asupra activitatilor de achizitii si promovare, diminuate la un minim la CO-INCAS si la ceilalti parteneri. In acest cadru, desi inca din etapa a II-a s-a relevat ca realizarea unei performante dinamice corespunzatoare, definita de

2

valoarea constantei de timp a servoactuatorului hidrostatic, reclamau in primul rand un motor si o pompa cu un pret de cost pe masura, putand merge pana la cca. 40% din valoarea intregii sume alocate pe proiect pe etapele din 2009, s-a ales solutia economica a utilizarii unor componente mai putin performante, ramanand ca achizitiile acestora sa se realizeze direct pe prototip, in etapa curenta.

.

Vedere a subansamblui electric-hidraulic al servomecanismului hidrostatic Testele in cadrul etapei a V-a au fost efectuate in Laboratorul de Sisteme Mecatronice, la CO-INCAS, si au avut ca scop obtinerea unor concluzii in vederea alegerii unor subansamble ale prototipului si stabilirea principalilor parametri functionali si dinamici.

Constanta de timp a servoactuatorului

pmps kKkD

S

defineste dependenta constantei de timp a actuatorului in mod fundamental de urmatorii factori:

– suprafata utila a pistonului actuatorului, S ; acest parametru, care ar trebui sa fie mic din punct de vedere al performantei de viteza de raspuns, este sub constrangerea realizarii fortei maxime utile a servoactuatorului, deci trebuie sa aiba o anumita valoare proportionala cu aceasta forta maxima

– capacitatea pompei, pD ; constanta de timp este favorizata de o valoare crescuta a

capacitatii pompei, dar care inseamna implicit si consum energetic crescut – factorul de amplificare al motorului, mk

– factorul de amplificare al buclei externe de reglare a pozitiei, pKk

3

Ultimii doi factori de care depinde constanta de timp implica legile de reglare, atat in pozitie, cat si in turatie, si optimizarea acestor factori rafineaza actuatorul hidrostatic ca sistem performant pentru comenzile de zbor. In sensul acestei afirmatii, prototipul actuatorului s-a proiectat avand drept componenta un motor mai puternic si un bloc de calcul performant. Tabel nr. 1 Caracteristicile de baza ale componentelor prototipului actuatorului hidrostatic si principalii parametri functionali si dinamici Componente principale sistem Caracteristici de baza motor Anaheim 1500 W

BLZ482S-48V-4000

controller motor MDC151-050601 (optional)

BLDC Speed Controller, 50VDC, 60A Peak, approx. 10 oz. each

pompa Haldex Hydraulics capacitatea 1,07/cm3/rot, 3,86 l/min acumulator Aerostar Bacau volum 1 dm3 cilindru hidraulic, Rexroth Bosch CGH2MT4/40/28/200A1X/M1CFUTWW

cursa 200 mm, forta maxima 1500 kgf, presiune 210 bar

supapa de sens, 2, Z1S 6 E05-4X/V/ R901085992

presiune 350-0.6 bar la 5 l/min

supape DBDS 6 P1X/315 / R900423730 de limitare, 2,

pmax 315 bar-1bar la 10 l/min

sistem de procesare si conducere Intel Core i7 i7-860 2.8GHz, QPI 4.8GT/s, s.1156, 8MB, 45nm

algoritm/soft urmarire bucla externa de pozitie

neuro-fuzzy robust adaptiv ; proportional si backstepping, de rezerva

constanta de timp experimentala 0.082 secunde constanta de timp teoretica 0.09 secunde viteza maxima tija de executie. cca. 38 mm/s

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

0

5

10

Referinta,pozitie

t[s]

z,z re

f[mm

]

Referinta

Pozitie

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-5

0

5

t[s]

[V]

Control

Constanta de timp, valoare experimenta, 0.0824 s

4

DESCRIEREA STIINTIFICA SI TEHNICA

Raportul stiintifico-tehnic elaborat de CO-INCAS

BAZA ELABORARII LUCRARII

Lucrarea a fost elaborata în baza Contractului nr. 81-036 din 14 09 2007 cu CNMP in cadrul Programului 4 – Parteneriate in domenii prioritare, in conformitate cu activitatile Etapei a V-a din Planul de realizare a proiectului.

1. INTRODUCERE. PARAMETRII DE BAZA AI SISTEMULUI

Parametri de calcul dinamic

Kg20m masa totala a pistonului si a sarcinii, redusa la piston 0.5Kgm Ns/m104f coeficientul de amortizare vascoasa a sarcinii

N/m1089799k coeficientul de elasticitate a sarcinii 0 N/mk 24 m105.7 S aria pistonului

m01376.0l semicursa pistonului 0.02 ml 37

21 m109525.3 DD VV volumele moarte ale liniilor hidraulice

rad/m106925.1 37pD capacitatea pompei

Pa106 8B coeficientul de compresibilitate a uleiului hidraulic

Pa105 5rP presiunea minima in circuitul hidraulic

5 2 35.7803 10 ; 1.0162 10 ; 6.8525 10 ; 40.55 rad/ Vs1 2T T T KmIm m

13 31.6893 10 m /(Pa s)ecC coeficientul de scurgeri externe in cilindru 13 32 10 m /(Pa s)ipC coeficientul de scurgeri interne al pompei 13 32 10 m /(Pa s)epC coeficientul de scurgeri externe al pompei

Parametrii care descriu frecarea uscata N/m102 4

0 coeficient de rigiditate

Ns/m103 21 coeficient de amortizare

Ns/m60vf coeficient de amortizare vascoasa

m/s1.0sv viteza Stribeck

120 Nsf frecarea statica; 0/s sF f 100 Ncf frecarea coulombiana; 0/c cF f

5

Fig. 1. 1. Model fizic simplificat al actuatorului; x – semnal de referinta.

Parametrii componentelor lichidul hidraulic (compresibilitate, scurgeri)

8 13 3 13 3 13 36 10 Pa; 2 10 m /Pas; 2 10 m /Pas; 1.6893 10 m /Pas;ip ep ecB C C C

pompa 7 31.6925 10 m /rad;pD

sarcina la verin 40.5 kg; 0; 10 Ns/m;m k f

frecarea uscata 2 4

1 0

4 40 0

60 Ns/m; 3 10 Ns/m; 2 10 N/m;

120N 100N; ;

2 10 N/m 2 10 N/ms c

s c

f

f fF F

verinul 4 2 7 3

1 22 10 m ; 3.9525 10 m ; 0.02 m;D DS V V l

Transferul curent/voltaj-turatie pompa este scris in forma

0 12

0 1

b b s

u a a s s

Pentru motorul furnizat de Anaheim Automation USA, identificarea a condus la urmatorii parametri

20.5 s; 13.33 rad/Vsm mT K

Valorile celorlalti parametri pot ramane valabile, deci 5 2 3

1 2

21 0 0 1

1 1 1 1

5.7803 10 s ; 0.5 s; 6.8525 10 ; 13.33 rad/Vs;

1; ; ; .

m m I m

mm I m

m m m m

T T T K

TK T Kb b a a

T T T T

-+

u motor electric pompa

control turatie pompa

verin hidraulic

sarcina

bucla interna motor

x bucla externa 1xω

+ -

6

2. PREZENTAREA PE SCURT A ALGORITMILOR PENTRU BUCLA

EXTERNA DE URMARIRE A POZITIEI

2.1. ALGORITMUL BACKSTEPPING Data fiind arhitectura sistemului schitata in fig. 1.1, ecuatiile aflate la baza sintezei controlului sunt, pe rand, ale sistemului hidraulic al pompei

101 1

1 2 1 1 2

202 1

1 2 1 2 2

p ip ep r ec

p ip ep r ec

Bp

V Sx

D C p p C p p C p Sx

Bp

V Sx

D C p p C p p C p Sx

SlVVSlVV DD 202101 ;

(1)

a miscarii pistonului

21212

21

1ppSfxkx

mx

xx

(2)

si ecuatia motorului

ukx

x m 5

5 (3)

Se considera cvasiegalitatea volumelor VVV 0201 . Se introduc ecuatiile de stare: [cm]

deplasarea sarcinii; 1x

2x [cm/s] viteza sarcinii; [daN/cm2] presiunile in

camerele cilindrului, 43 , xx 2p1 ,p

turatia motorului si a pompei, u [V] variabila de control; se obtine sistemul servomecanismului hidrostatic in forma canonica:

1 2 2 1 2

3 5 31

4 5 41

55

1,

p ip ep ec ep r

p ip ep ec ep r

m

x x x kx fx Spm

B2

2

x D x C p C C x C p SxV Sx

Bx D x C p C C x C p Sx

V Sx

x k ux

(4)

Sinteza controlului pentru reactia de pozitie se face in baza urmatorului rezultat [1] Fie sistemul (4)si fie un parametru de acordare. Atunci, o lege de control neliniar, de tip backstepping, este data de

01 k

dpm

xkxkecekk

u 5151251

1 (5)

7

Aceasta lege garanteaza stabilitatea asimptotica a sistemului (4), respectiv unde

.Erorile sunt introduse relativ la valorile dorite pentru variabile

0lim 1

tet

dxxe 111 :

5 5 5 ,d p de x x e p p

3 4 1

1 1

1

1

/

/

; t trd s

t trd s

Kp x x p x e

S

x x e

(6)

Sunt introduse notatiile

21

221

2:

xSV

BVCCCc

ecepip

,

21

2222

:xSV

pBVc

(7)

2 2 21

5 2

3 4 1 1

12 2

2

2

d d ip ep ec dp

ep ec ep r

V S xx p C C C Vp SVx

VD B

C C S x x x SC p x

(7′)

2 2 2 21 2 1

5

1 2 1 2 2

212

2

22

d d d ip ep ec dp

p ep ec ep r

S x x V S xx p p C C C

VD B B

SVkx fx S C C S qx qx SC p x

m

Vp

(7′′)

Demonstratia, laborioasa, este data in [1] si foloseste conceptul functiei Liapunov de control si o lema celebra a matematicianului roman Barbalat:

If the function f(t) is differentiable and has a finite limit tft

lim , and if is uniformly

continuous, then

f

0lim

tft

.

Cateva simulari numerice sunt prezentate in figurile 1.2-1.3. Rezultatele sunt conforme cu dezideratul obtinerii unei servomecanism hidrostatic performant, definit in primul rand printr-o constanta de timp competitiva cu aceea a servomecanismelor (electro)hidraulice.

8

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-0.2

-0.15

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0.2

t[s]

[cm

]

a)

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

t[s]

u [V

]

b)

Fig. 2.1. Control backstepping, referinta sinusoidala (amplitudine 3mm, frecventa 5 Hz). Evolutii ale vaiavilelor a) versus referinta reference, b) control u. 1x dx1

9

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3-1

0

1

2

reference signal, piston position

time [s]

r, z

, [m

m]

reference signal

piston position

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

0

2

4

6

8

10control

time [s]

u [V

]

Fig. 2.2 Acelasi servomecanism, cazul unui control neurofuzzy: referinta treapta de 2.2 mm s. Rezultatul: constanta de timp s 0.023 s.

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.070

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

t[s]

[

cm]

a)

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07-5

0

5

10

t[s]

u [V

]

b)

Fig. 2.3. Control backstepping, referinta treapta de 2 mm. Evolutiile ale variabilelor a)

versus referinta reference, b) control u. Rezultatul: constanta de timp s 0.025 s 1x

dx1

10

2.2. ALGORITMUL ROBUST NEURO-FUZZY

Algoritmul are doua componente: un neurocontrol si un control fuzzy logic care supervizeaza neurocontrolul. A fost prezentat pe larg in etapa precedenta, aici se prezinta pe scurt.

Ca neurocontrol, se utilizeaza un perceptron cu un singur strat

21212211 )(: ppzkryyu pn (8)

unde – intrarea de referinta (comanda) ([V]). Din punctul de vedere al conducerii

sistemului, intrarea este u si iesirea este

tr

21 , yyy . Din punctul de vedere al optimalitatii, performanta sistemului este masurata de functia de cost, un criteriu ce presupune o negociere intre prima intrare eroarea de urmarire , a doua intrare si controlul u 1y 2y

n

i

n

in iJ

niuqiyiyq

nJ

11

22

22

211 2

1:

2

1 (9)

Vectorul ponderilor T][ 21 este actualizat online prin metoda de invatare cu gradient descendent pentru reducerea costului J.

In consecinta, actualizarea este data de expresia

)(

)(

)(

)(

)(

)(

)(

)(),(

)(),(:)(

)()()1(

21

21

i

iu

iu

iJ

iu

i

i

iJ

n

Jn

nnn

n

Nni

y

ydiag

diag

(10)

unde matricea ),( 21 diag introduce vectorul de scala de invatare, )(n este actualizarea vectorului ponderilor si N marcheaza moria (la N pasi de timp). Derivatele din (10) implica numai informatia input-output asupra sistemului. )(/)( iui y este aproximat online prin relatia

))1()(/())1()(( iuiuii yy (11)

In multe aplicatii, in special in domeniul constructiei aerospatiale, saturatia actuatorului este principalul impediment pentru a atinge performante semnificative in bucla inchisa. In procesul de invatare cu retea neurala artificiala, riscul saturatiei controlului este real. Pentru contracararea acestui risc fara a compromite sistemul prin fenomene de tip chattering, fuzzy logic este considerat ca o strategie AW. Atunci, controlul are o structura de tip switching.

Controlul fuzzy logic Mamdani presupune trei componente principale: fuzzyfier, the fuzzy reasoning, and the defuzzyfier. Aici, componenta fuzzyfier utilizata transforma semnalul de intrare

,...2,1,,,: 212

2112

kyyyyl kk

k

kjjk (12)

in variabilele fuzzy relevante (sau, echivalent, functiile caracteristice) folosind un set de termeni lingvistici: zero (ZE), positiv sau negativ mic (PS, NS), positiv sau negativ mediu (PM, NM), positiv sau negativ mare (PB, NB); atunci, setul fuzzy si functiile caracteristice pertinente sunt construite (in scopul simplitatii), triunghiulare; functiile caracteristice de tip singleton sunt alese ca in figurile 1.5, 1.6). Norma l2 considerata calculeaza, peste o fereastra

11

glisanta de lungimea a k puncte, variatia maxima a erorii de urmarire. Inserarea acestui semnal fix in fuzzyfier va reduce switching-urile controlului fuzzy. Strategia constructiei fuzzy reasoning cuprinde aici ideea proportiei (directe) intre semnalul de eroare y1 si controlul fuzzy cerut uf. Asadar, baza de reguli contine n = 477 IF..., THEN... reguli, acesta fiind numarul de elemente ale produsului cartezian ABC, A := {ZE; PS; PM; PB}, B = C := {NB; NM; NS; ZE; PS; PM; PB}. Aceste seturi sunt asociate cu seturile termenilor lingvistici alese sa defineasca functiile caracteristice pentru variabilele fuzzy , y1 si, respectiv, . 12 yl 2y

Fig. 2.4. Functii caracteristice pentru: a) variabilele de intrare scalate y1, y2 si b) l2(y1)

Fig. 2.5. Functia singleton pentru controlul fuzzy scalat uf

3. TESTE DE LABORATOR EFECTUATE PE SISTEMUL

SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC

Testele au fost efectuate in Laboratorul de Sisteme Mecatronice al CO-INCAS, si au avut ca scop principal obtinerea unor concluzii asupra parametrilor functionali si dinamici ai servoactuatorului. Fotografii ale sistemului pe banc sunt date in Fig. 3.1.

-1 -2/3 -1/3 0 1/3 2/3 1 uf

D (uf) NB NM NS ZE PS PM PB 1

0 1/3 2/3 1 l2( y1)

1ZE PS PM PB A ( l2 (y1)) B(y1); C (y2)

NB NM NS ZE PS PM PB 1

1 2/3 1/3 0 1/3 2/3 1 y1 ; y2

b) a)

12

Fig. 3.1a). Vedere a subansamblui electric-hidraulic al servomecanismului hidrostatic

Fig. 3.1b). Subsistemul de calcul al servomecanismului hidrostatic S-a urmarit in principal dinamica sistemului in bucla inchisa in prezenta referintelor de tip treapta si sinusoidale. Cateva inregistrari experimentale sunt selectionate si prezentate in figurile 3.2, 3.7.

13

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-20

-10

0

10

20Referinta,pozitie

t[s]

z,z re

f[mm

]

Referinta

Pozitie

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-5

0

5

t[s]

[V]

Control

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5449.6

449.7

449.8

449.9

450

t[s]

[V]

Ponderea w1

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50.998

1

1.002

1.004

t[s]

[V]

Ponderea w2

Fig. 3.2. Raspuns experimental la referinta combinatie de semnale armonice,

control neuro-fuzzy (amp1=10 f=0.4 amp2=5 f=0.7 amp3=3 f=2)

14

0 2 4 6 8 10 12 14-5

0

5Referinta,pozitie

t[s]

z,z re

f[mm

]

Referinta

Pozitie

0 2 4 6 8 10 12 14-4

-2

0

2

4

t[s]

[V]

Control

0 2 4 6 8 10 12 14449

449.5

450

450.5

t[s]

[V]

Ponderea w1

0 2 4 6 8 10 12 140.98

0.99

1

1.01

1.02

t[s]

[V]

Ponderea w2

Fig. 3.7. Raspuns experimental la referinta sinusoidala,

control neuro-fuzzy (amp=5 f=2)

15

4. PROTOTIPUL SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC

4.1. DESCRIEREA GENERALĂ A SERVOACTUATORULUI HIDROSTATIC Servoactuatorului hidrostatic reprezintă un sistem automat de acţionare hidraulică, controlat prin intermediul unei pompe volumice şi avand o bucla exterioara de reglare de urmarire in pozitie.

Din punct de vedere constructiv servoactuatorul hidrostatic are în componenţa următoarele sisteme:

- sistemul hidraulic; - sistemul electric; - sistemul de calcul.

Schema de principiu a actuatorului hidrostatic este prezentată în figura 1.1.

Fig. 1.1. Schema de principiu a servoactuatorului hidrostatic. 1- pompa, 2 –cilindru, 3-hidroacumulator, 4-supapa sens, 5 –robinet izolare, 6 – motor

electric, 7-niplu, 8 – racord T, 9 – racord cruce, 10- niplu, 11-racord cruce,12-manometru, 13-racord T, 14-robinet izolare, 15- traductor presiune, 16-niplu, 17-niplu

...........................................................................................................................................................

5. DESCRIEREA UNOR SIMULARI NUMERICE .................................................................................................................... 5.2. REGULATOR DE TIP FUZZY CU 5 FUNCTII DE APARTENENTA

16

Primul tip de regulator fuzzy testat este unul care considera 5 termeni lingvistici atat pentru eroarea dintre intrare si iesire cat si pentru marimea sa de iesire. Acesti termeni sunt negativ – N, negativ mediu – NM, zero – Z, pozitiv mediu – PM, pozitiv – P (vezi figura 5.3). Totusi, in functionarea regulatorului de tip fuzzy s-a constatat o trecere foarte rapida prin 0 atat a intrarii, cat si a iesirii, astfel incat se obtin oscilatii mari ale parametrilor lingvistici in regim stationar, in jurul valorii 0. Deoarece regulatorul ramane foarte putin timp in 0, a aparut ideea eliminarii functiilor de apartenenta corespunzatoare termenilor Z.

0 1-1

1Z PN

intrare

iesire

comanda

-0,5 0,5

-1 -0,5

N1

0,50 1

Z P

NM PM

Fig. 5.3 - Cazul cu 5 functii de apartenenta

10-1

100

101

102-8

-6

-4

-2

0Caracteristicile de frecventa

frecventa [Hz]

ampl

itudi

nea

[dB

]

-100

-50

0

50

10-1

100

101

102

17 frecventa [Hz]

faza

[gra

de]

Fig. 5.11 – Caracteristicile de frecventa

* * *

Simulari numerice utile au fost efectuate cu mediul de simulare AMESIM realizat de firma LMS, la partenerul P1UPB. Acest mediul de simulare are o bibliotecă cu elemente predefinite, parametrizate care pot fi conectate între ele prin linii de conexiune. Valorile parametrilor elementelor pot fi alese în functie de valorile reale ale elementelor din structura sistemului a cărui functionare dorim să o simulăm. Simularea a fost efectuată pentru urmăroarele valori ale parametrilor actuatorului hidrostatic: - capacitatea pompei ….1cm3/rot; - masa inertială …… 20kg; - cursa motorului hidraulic ………….. 200mm - aria pistonului cilindrului hidraulic ….. 7,5 cm2; - presiunea uleiului din hidroacumulator … 3 bar. Schema retelei de simulare este prezentată în figura 5.32. Simulările au fost efectuate pentru semnale de comandă de tip treaptă si de tip sinusoidă.

Fig. 5.32. Schema retelei de simulare a functionării actuatorului hidrostatic ..

6. CONCLUZII DE ETAPA SI CONCLUZII FINALE PRIVIND PROTOTIPUL SERVOMECANISMULUI HIDROSTATIC

18

Activitatile desfasurate in cadrul etapei s-au finalizat cu rezultatul general al obtinerii unui actuator hidrostatic, de generatie noua, pentru comenzile avionului. Caracteristicile de baza ale acestui actuator, validate experimental, sunt rezumate in Tabelul de mai jos. Tabel nr. 1 Caracteristicile de baza ale componentelor prototipului actuatorului hidrostatic si principalii parametri functionali si dinamici Componente principale sistem Caracteristici de baza motor Anaheim 1500 W

BLZ482S-48V-4000

controller motor MDC151-050601 (optional)

BLDC Speed Controller, 50VDC, 60A Peak, approx. 10 oz. each

pompa Haldex Hydraulics capacitatea 1,07/cm3/rot, 3,86 l/min acumulator Aerostar Bacau volum 1 dm3 cilindru hidraulic,

CGH2MT4/40/28/200A1X/M1CFUTWW

cursa 200 mm, forta maxima 1500 kgf, presiune 210 bar

supapa de sens, 2, Z1S 6 E05-4X/V/ R901085992

presiune 350-0.6 bar la 5 l/min

supape DBDS 6 P1X/315 / R900423730 de limitare, 2,

pmax 315 bar-1bar la 10 l/min

sistem de procesare si conducere Intel Core i7 i7-860 2.8GHz, QPI 4.8GT/s, s.1156, 8MB, 45nm

algoritm/soft urmarire bucla externa de pozitie

neuro-fuzzy robust adaptiv ; proportional si backstepping, de rezerva

constanta de timp experimentala 0.082 secunde constanta de timp teoretica 0.09 secunde viteza maxima tija de executie. cca. 38 mm/s

Concluzii: 1) Sistemul poate fi promovat in continuare si perfectionat printr-o executie monolit. 2) Algoritmul de reglare a buclei de urmarire in pozitie, de tip neuro-fuzzy, adaptiv si robust, a dat rezultate foarte bune, asa cum era de altfel scontat, date fiind alte rezultate, anterioare, ale autorilor proiectului [2]-[8]. 3) Solutia constructiva cu bloc de supape de descarcare a fost testata si este viabila

7. MANAGEMENT, ACHIZITII, DISEMINAREA REZULTATELOR

Activitatile de management efectuate de directorul de proiect s-au desfasurat pe toata durata etapei, vizand finalizarea in conditii bune si la timp a lucrarilor si documentelor la toti partenerii.

Achizitionarea a doua subansamble ale sistemului a fost efectuata in cadrul etapei curente, a V-a.

19

O remarcabila activitate de diseminare prin publicatii si participare la conferinte a insotit desfasurarea proiectului (a se vedea Lista de publicatii data in continuare, publicatii asociate etapei a V-a). Articole publicate in reviste cu sistem de referenti 1. I. Ursu, G. Tecuceanu, A. Toader, C. Calinoiu, F. Ursu, V. Berar (2009), Neuro-fuzzy

control synthesis for hydrostatic type servoactuators. Experimental results, INCAS Bulletin, 2, 136-150.

Articole in curs de publicare in reviste cu sistem de referenti S. Balea, A. Halanay, I. Ursu, Coordinate transformations and stabilization of some switched

control systems with application to hydrostatic electrohydraulic servoactuators, submitted to Control Engineering and Applied Informatics, ISI indexed Journal .

Capitol de carte in serie internationala A. Halanay, I. Ursu: Stability analysis of equilibria in a switching nonlinear model of a hydrostatic electrohydraulic actuator In: Mathematical Problems in Engineering Aerospace and Science, volume 5, Cambridge

Scientific Publishers, ISBN 978-1-904868-79-8, 2010, 300pp S. Sivasundaram (Ed). ISI Conference Proceedings 1. I. Ursu, A. Toader, A unitary approach on adaptive control synthesis, Mathematical

Methods, Computational Techniques and Intelligent Systems, pp. 71-78 (12th WSEAS Int. Conf. on Mathematical Methods, Computational Techniques and Intelligent Systems MAMECTIS '10, Kantaoui, Sousse, Tunisia, May 3-6, 2010), Mathematics and Computers in Science and Engineering, A Series of Reference Books and Textbooks, Edts.: A. Khallel, A. Hassairi, C. A. Bulucea, N. Mastorakis, ISBN: 978-960-474-188-5; ISSN: 1790-2769, Published by WSEAS Press, www.wseas.org., (ISI indexed).

2. L. Dinca, J. I. Corcau, T. L. Grigorie, Electro-hydrostatic servo-actuators with unilateral

rod cylinder, Dynamical Systems and Control, pp. 38-43 (6th WSEAS Int. Conf. on Dynamical Systems and Control, CONTROL '10, Kantaoui, Sousse, Tunisia, May 3-6, 2010), Advances in Dynamical Systems and Control, Electrical and Computer Engineering Series, A Series of Reference Books and Textbooks, Edts.: A. Khallel, A. Hassairi, C. A. Bulucea, N. Mastorakis, ISBN: 978-960-474-188-4; ISSN: 1790-5117, Published by WSEAS Press, www.wseas.org., (ISI indexed).

8. BIBLIOGRAFIE

[1] A. TOADER, and I. URSU, Backstepping control synthesis for hydrostatic type flight

controls electrohydraulic actuators, Annals of the University of Craiova, Series Automation, Computers, Electronics and Mechatronics, 4 (31), 1, 122-127, 2007.

[2] I. Ursu, G. Tecuceanu, F. Ursu, A. Toader, Nonlinear Control Synthesis for Hydrostatic Type Flight Controls Electrohydraulic Actuators, Proceedings of the International

20

21

Conference in Aerospace Actuation Systems and Components, Toulouse, France (J. Ch. Mare Edit.)

[3] I. URSU, and F. URSU, Active and semiactive control, Romanian Academy Publishing House, 2002 (in Romanian).

[4] I. URSU, G. TECUCEANU, F. URSU, and A. TOADER, Nonlinear control synthesis for hydrostatic type flight controls electrohydraulic actuators, Proceedings of the International Conference in Aerospace Actuation Systems and Components, Toulouse, June 13-15, pp. 189-194, 2007.

[5] I. URSU, and F. URSU, New results in control synthesis for electrohydraulic servo, International Journal of Fluid Power, 5, 3, November-December, pp. 25-38, 2004, © Fluid Power Net International FPNI and Tu Tech, TUHH Technologie Gmbh.

[6] I. URSU, F. URSU, and L. IORGA, Neuro-fuzzy synthesis of flight controls electrohydraulic servo, Aircraft Engineering and Aerospace Technology, 73, pp. 465-471, 2001.

[7] I. URSU, F. URSU, and F. POPESCU, Backstepping design for controlling electrohydraulic servos, Journal of The Franklin Institute, 343, 1, 94-110, 2006.

[8] I. URSU, and F. URSU, Airplane ABS control synthesis using fuzzy logic, Journal of Intelligent & Fuzzy Systems, 16, 1, 23-32, 2005.

[9] V. Pastrakuljic, Design and modeling of a new electrohydraulic actuator. Teza de doctorat elaborata la Departamentul de Inginerie Mecanica al Universitatii din Toronto, 1995.

[10] S. Botten, C. Whitley, A. King, Flight Control Actuation Technology for Next-Generation All-Electric Aircraft, Technology Review Journal – Millenium Issue – Fall/Winter 2000.

[11] R. H. Maskrey, W. J. Thayer, A brief history of electrohydraulic servomechanisms, ASME Journal of Dynamic Systems Measurement and Control, iunie 1978.

[12] J. Chen, W. E. Dixon, J. R. Wagner, D. M. Dawson, Exponential Tracking Control of a Hydraulic Proportional Directional Valve and Cylinder via Integrator Backstepping. ASME International Mechanical Engineering Congress and Expo, 17-22 nov Louisiana.

[13] D. Wu, Q. Zhang, J. F. Reid, H. Qiu, Adaptive Control of Electrohydraulic Steering System for Wheel-Type Agricultural Tractors, ASAE Annual International Meeting 18-21 Iulie, 1999, Toronto, Ontario, Canada.

[14] Yu, H., Feng, Z., Wang, X., - Nonlinear control for a class of hydraulic servo system. Journal of Zhejiang University SCIENCE 2004 5(11):1413-1417.

[15] R. Navarro, Performance of an Electro-Hydrostatic Actuator on the F-18 Systems Research Aircraft, Raport de cercetare, NASA Dryden Flight Research Center Edwards, California, octombrie 1997.

[16] F. Basile, P. Chiacchio, D. Del Grosso, Implementation of hydraulic servo controllers with only position feedback.

[17] L. Dinca, J. Corcau, M. Lungu, A. Tudosie, Electro-Hydrostatic Servo-Actuators for Aircraft, Recent Advances in System Science and Simulation in Engineering, Venice, Italy, 21-23 november, 2008.

[18] L. Dinca, J. Corcau, M. Lungu, A. Tudosie, Mathematical Models and numerical simulations for electro-hydrostatic servo-actuators, International Journal of Circuits, Systems and Sygnal Processing, Issue 4, Volume 2, 2008, pag. 229-238. Publication in NAUN.

[19] J. L. Corcau, L. Dinca, Problems which imposed more electric aircraft development, International Conference on Applied and Theoretical Electricity, Craiova, Romania, 8-9 octombrie 2010 (in curs de aparitie).

[20] L. Dinca, J. I. Corcau, T. L. Grigorie, Some fuzzyy controllers for electro-hydrostatic servo-actuator, The International Conference on Electrical Systems for Aircraft, Railway and Ship Propulsion, Bologna, Italia, 19-21 Octombrie 2010 (in curs de aparitie).