Ocena sztywności hydropneumatycznego zawieszenia robota ratowniczego

Transkrypt

1 BARTNICKI Adam 1 ŁOPATKA Marian Janusz 2 MUSZYŃSKI Tomasz 3 RUBIEC Arkadiusz 4 Ocena sztywności hydropneumatycznego zawieszenia robota ratowniczego WSTĘP Jednym z kluczowych aspektów ochrony zdrowia i życia człowieka jest efektywne prowadzenie działań ratowniczych w szczególności na obszarach objętych kataklizmami oraz klęskami żywiołowymi. Wyposażenie służb ratowniczych w robota zdolnego do ich wsparcia szczególnie na terenach i obszarach trudnodostępnych zmniejszy liczbę ofiar katastrofy. Zespół Maszyn Inżynieryjnych i Robotów aktualnie prowadzi prace nad opracowaniem i zaprojektowaniem robota ratowniczego (ang. Fire Rescue Robot FRR). Decydującym czynnikiem o aplikacyjności robota jest jego wysoka zdolność do: pokonywania przeszkód terenowych (dojazd do i powrót ze strefy zagrożenia) oraz wykonywania czynności technologicznych bezpośrednio w strefie niebezpiecznej. W zależności od wyposażenia może on: wspierać działania straży pożarnej przy pomocy działka wodnego, stawiać kurtyny wodne, ewakuować rannych, przewozić dodatkowe wyposażenie ratowników, torować dostęp oraz prowadzić rozpoznanie i monitoring stref skażonych przed bezpośrednim wkroczeniem człowieka. Układ zawieszenia robota w istotny sposób decyduje o jego zdolności do wykonywania zadań [1,2,3,4]. Jest on wykorzystywany na każdym etapie prowadzenia działań ratowniczych (jazda, czynności technologiczne). Analizy przeprowadzone w zespole Maszyn Inżynieryjnych i Robotów wykazały, że przewidywane do realizacji przez FRR (rys.1) zadania, najefektywniej wykonywane będą przez trzyosiowego robota z kołowym układem bieżnym o masie całkowitej ok kg. Robot ten wyposażony zostanie w dwa osprzętu robocze: manipulator - służący np. do podejmowania nietypowych przedmiotów lub kierowania strumienia środka gaśniczego oraz osprzęt spycharkowy służący jako podpora zwiększająca stateczność wzdłużną podczas pracy manipulatorem lub jako osprzęt torujący drogę dojazdu. Specyfika działań ratowniczych pozwoliła wytypować trzy zasadniczo różniące się wymagania stawiane wobec układu zawieszenia FRR: zdolność do rozwijania wysokich prędkości jazdy (pożądane 20 km/h) przy występowaniu niedużych nierówności podłoża (2 do 5 cm), umożliwiających szybkie dotarcie (dystans do 1500m) do strefy zagrożenia; jazda po znacznych nierównościach (20 30 cm) i pochyleniach terenu (45%) przy prędkościach jazdy rzędu 2-3m/s przemieszczanie się w strefach objętych kataklizmami i klęskami żywiołowymi; zapewnienie zapasu stateczności poprzecznej oraz wzdłużnej robota, przy dużej nierównomierności obciążenia poszczególnych osi wykonywanie czynności technologicznych z wykorzystaniem osprzętów roboczych z możliwością jednoczesnego przemieszczania się. Podczas jazdy wskazane jest zastosowanie zawieszenia podatnego, natomiast zapewnienie wymaganego zapasu stateczności (pracy osprzętami roboczymi) wymaga sztywnego połączenia osi kół robota z ramą. Tempo realizacji działań ratowniczych wymaga szybkiej zdolności adaptacji robota do zmiennych warunków terenowych [5,6,7,8,9]. Niedopuszczalne jest rekonfigurowanie (wymiana 1 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, abartnicki@wat.edu.pl 2 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, mlopatka@wat.edu.pl 3 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, tmuszynski@wat.edu.pl 4 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, arubiec@wat.edu.pl 100

2 elementów) układu zawieszenia podczas wykonywania akcji. Dlatego wykorzystane w FRR zostało zawieszenie hydropneumatyczne. Uwzględniając ilość dostępnego miejsca oraz podatność obsługową zdecydowano o zastosowaniu w robocie zawieszenia z wahaczami wzdłużnymi. Rys.1. Koncepcja robota ratowniczego Wcześniej przeprowadzone analizy pokazały, że ze względu na przewidywane do realizacji przez robota zadania oraz obszary na których będą one wykonywane, najefektywniejsze będzie zastosowanie zawieszenia w którym: wahacze przedniej osi będą niezależne i połączone będą za pomocą amortyzatorów hydropneumatycznych z nadwoziem robota; koła osi środkowej i tylnej będą znajdowały się na wspólnym wahaczu, który połączony będzie obrotowo z nadwoziem robota. Zapewnienie robotowi wysokiego poziomu mobilności wymaga odpowiedniego doboru akumulatorów hydraulicznych, będących głównymi elementami podatnymi zawieszenia hydropneumatycznego. 1. METODA W ostatnich latach nastąpił znaczny rozwój numerycznych metod rozwiązywania problemów naukowych i inżynierskich [10,11,12,13,14,15]. Dyskretyzacja modeli złożonych struktur układów mechanicznych przy współczesnym poziomie zaawansowania komputerów nie stanowi problemu. Do oceny sztywności zawieszenia robota ratowniczego opracowano jego model (rys.2). Składa się on z dwóch zasadniczych podmodeli: - modelu elementów mechanicznych (6 stopnie swobody nadwozia); - modelu instalacji podzespołów hydropneumatycznych. Rys.2. Schemat blokowy opracowanego modelu FRR 101

3 Model podzespołów mechanicznych obejmuje więzy kinematyczne (obrotowe i liniowe) łączące poszczególne jego elementy oraz ich właściwości masowe. Natomiast model instalacji hydraulicznej - jej właściwości i cechy. Oba podmodele zostały ze sobą połączone w pętli sprzężenia zwrotnego za dl pomocą parametrów WE/WY (zmiany długości L i, prędkości i oraz siły efektywnej FSi dt poszczególnego amortyzatora zawieszenia przedniej osi robota). Model podzespołów mechanicznych robota (rys. 3) wykonano metodą układów wieloczłonowych w programie MSC.Adams/View. Przy jego opracowywaniu przyjęto następujące założenia upraszczające: całkowita masa FRR wynosi m T =2800 kg, przy czym masa nadwozia m r =2465 kg; odległość między osiami kół przednich i środkowych jest równa odległości pomiędzy osiami kół środkowych oraz tylnych i wynosi L=1,1 m; środek ciężkości robota znajduje się w odległości L G =1m od przedniej osi i na wysokości h G =0,7 m względem podłoża; podłoże stanowiące wymuszenie kinematyczne po którym porusza się robot jest nieodkształcalne; uwzględniono sztywność promieniową opony (ugięcie statyczne 0,05m) oraz bezwymiarowy współczynnik tłumienia =0,15, na podstawie których wyznaczono współczynniki sztywności k o i tłumienia c o promieniowego kół; uwzględniono masy nieresorowane poszczególnych osi, których całkowita wartość wynosi m U =335 kg. Rys.3. Schemat modelu FRR wykonany w programie MSC.Adams: a) widok z przodu, b) widok z boku Model układu instalacji hydraulicznej (rys.4) obejmuje wszystkie niezbędnych do funkcjonowania elementy. Opracowany został w programie MSC Easy5. Jego strukturę podzielono na dwie grupy: Circuit 1, Circuit 2. Grupa pierwsza (Circuit 1) obejmuje elementy wyłączone z obiegu podczas pracy zawieszenia, lecz niezbędne do uruchomienia i funkcjonowania modelu (pompa hydrauliczna, zawór bezpieczeństwa, zawory sterujące, zbiornik czynnika roboczego) i dlatego szerzej nie jest opisana. Rys.4. Model układu hydraulicznego zawieszenia opracowany w programie Easy5 102

4 Grupa druga (Circuit 2) zawiera modele elementów biorących udział w procesie pracy zawieszenia (siłownik hydrauliczny, akumulator hydrauliczny, zawór dławiący, przewody hydrauliczne), których wzajemne połączenie odpowiada instalacji przedstawionej na rysunku 5. W obu grupach występuje ten sam model czynnika roboczego - oleju mineralnego MIL-H Elementem łączącym model instalacji hydraulicznej z modelem mechanicznym jest siłownik hydrauliczny. Zawieszenie wykonuje ruchy zarówno w kierunku dobijania jak również odbijania, dlatego wykorzystano siłownik dwustronnego działania. Schemat przyjętego modelu siłownika przedstawiono na rysunku 6. Rys.5. Elementy Circuit 2 modelu: a)schemat ideowy, b) podmodel Circuit 2 wykonany w programie Easy5 Zależności pomiędzy parametrami i zmiennymi modelu obliczano następująco: F s p A (1) w przypadku połączenia komór siłownika zgodnie ze schematem (rys.5) p = p kt = p, natomiast rzeczywista powierzchnia czynna A wynosi: zatem: A = A - A kt (2) F s p A (3) Natężenia przepływu obliczano z zależności: a zmianę objętości poszczególnych komór: Q A x oraz Q A x (4) kt kt V A x oraz V A x (5) Przepływ czynnika roboczego pomiędzy komorami jest zgodny z kierunkiem zmiany długości siłownika (skracanie, wydłużanie). Przy wydłużaniu czynnik roboczy wpływa do komory beztłoczyskowej i tym samym następuje zwiększenie jej objętości V. Zmniejszana jednocześnie jest objętość komory tłoczyskowej V kt. kt kt 103

5 Rys.6. Schemat modelu siłownika hydraulicznego dwustronnego działania: Q,Qkt-natężenie przepływu wpływające (wypływające) do komory beztłoczyskowej (z komory tłoczyskowej), A,Aktpowierzchnie czynne odpowiednio komory beztłoczyskowej i tłoczyskowej, V,Vkt- objętości odpowiednio komory beztłoczyskowej i tłoczyskowej, p,pkt- ciśnienie odpowiednio w komorze beztłoczyskowej i tłoczyskowej, Fs - siła efektywna siłownika, x, ẋ- przemieszczenie i prędkość tłoczyska Rys.7. Model pracy hydraulicznego akumulatora gazowego Elementem wprowadzającym podatność hydropneumatycznych układów zawieszenia jest gazowy akumulator hydrauliczny (rys.7). W modelu przyjęto model pracy akumulatora zgodny jest z równaniem politropy (6). Poprawne działanie zdeterminowane jest właściwym określeniem jego: objętości nominalnej V0 oraz ciśnienia wstępnego naładowania gazem p0. p g1v g 1 p gsvgs p g 2Vg 2 const (6) gdzie: pg1, Vg1 odpowiednio ciśnienie i objętość gazu w akumulatorze przy całkowitym odbiciu zawieszenia; pgs, Vgs odpowiednio ciśnienie i objętość gazu w akumulatorze w położeniu równowagi statycznej; pg2, Vg2 odpowiednio ciśnienie i objętość gazu w akumulatorze przy całkowitym dobiciu zawieszenia; - wykładnik politropy (dla przemiany adiabatycznej = 1,4). 2. BADANIA SYMULACYJNE W celu doboru akumulatora przeprowadzono dwie próby symulacyjne. Celem pierwszej było określenie: zdolności do niwelowania obciążeń dynamicznych (podatności zawieszenia podczas pracy); zmian objętości zajmowanej w akumulatorze przez olej hydrauliczny podczas zmian długości siłownika przy różnych objętości akumulatorów zawieszenia. 104

6 Rys.8. Przekrój poprzeczny krawężnika wykorzystanego podczas testu jako wymuszenie kinematyczne Próba ta polegała na prostopadłym wjechaniu robota i zjechaniu wszystkimi kołami z krawężnika o wysokości 0,15 m (rys. 8). Model w teście poruszał się z prędkością: 3, 6 oraz 9 km/h. Celem drugiej próby było określenie zmiany długości siłowników zawieszenia w wyniku działania znacznej siły bezwładności. W czasie trwania próby model FRR poruszał się po płaskim podłożu. Proces jego rozpędzania modelowano w sposób umożliwiający osiągnięcie liniowego przyspieszenia środka masy wynoszącego 5 m/s 2. W obu próbach badania prowadzono dla objętości akumulatorów membranowych zgodnych z typoszeregiem firmy HYDAC. Rozpatrywano następujące objętości: 0.5, 0.6, 0,7 dm 3. Podczas wykonywania próby wjazdu na i zjazdu wszystkimi kołami FRR z krawężnika rejestrowano zmiany długości siłowników L S zawieszenia oraz ciśnienia p i objętości V A w akumulatorze. Przykładowy przebieg czasowy zmiany wartości ciśnienia w akumulatorze podczas wjazdu z prędkością 6 km/h przedstawiono na rysunku 9. Przyjęta masa całkowita robota oraz struktura kinematyczna zawieszenia przedniej osi powodują, że aby uzyskać symetryczne odkształcenia membrany akumulatora podczas pracy należy je naładować wstępnie azotem pod ciśnieniem p 0 = 24 bar. Rys.9. Zmiany wartości ciśnienia w akumulatorach podczas: a) wjazdu na krawężnik, b) zjazdu z krawężnika z prędkością jazdy 6 km/h Wyniki uzyskane podczas próby wjazdu i zjazdu z krawężnika zestawiono w tabeli 1 (1-dobijanie, 2- odbijanie zawieszenia). Tab.1. Wyniki badań symulacyjnych podczas wjazdu i zjazdu z krawężnika V = 3 km/h V = 6 km/h V = 9 km/h L S, cm p, bar V A, cm 3 L S, cm p, bar V A, cm 3 L S, cm p, bar V A, cm V 0=0,5dm 3 p 0=24 bar V 0=0,6dm 3 p 0=24 bar V 0=0,75dm 3 p 0=24 bar 3,3 3,8 6,5 6, ,1 5,0 13, 0 3,0 3,8 8,9 8, ,2 5,0 9,7 12, 9 10, ,6 5, ,8 4,9 3,1 3,8 7,3 6, ,2 4,5 7,7 8, ,0 4,8 14, 7 12, 3 12, 1 11, 8 10, 4 8, ,

7 Przykładowe przebiegi czasowe zmiany wartości długości siłowników zawieszenia, oraz ciśnienia w akumulatorze przedstawiono na rysunku 10. Rys.10. Przebiegi czasowe zmiany: a) długości siłowników zawieszenia, b) ciśnienia w akumulatorach podczas próby przyspieszania z przyspieszeniem 5 m/s 2 Maksymalne wartości zmiany długosci siłowników L S zawieszenia, zmiany ciśnienia p w akumulatorach oraz kąta kołysań wzdłużnych (t) nadwozia robota podczas próby przyspieszania zestawiono w tabeli 2. Tab. 2. Wyniki badań symulacyjnych uzyskanych podczas próby przyspieszania V 0 =0,5dm 3, p 0 =24 bar V 0 =0,6dm 3, p 0 =24 bar V 0 =0,75dm 3, p 0 =24 bar L S, cm 2,4 2,6 3,0 p, bar 7,0 6,4 5,7 Pitch angle, deg 1,9 2,2 2,6 WNIOSKI Jednym z kluczowych aspektów decydujących o sukcesie działań ratowniczych prowadzonych z wykorzystaniem robota jest jego wysoka mobilność. Na jej poziom w istotny sposób wpływa układ zawieszenia. W referacie opisano metodę doboru akumulatorów do zawieszenia przedniej osi FRR. Porównując wartości uzykane podczas próby wjazdu i zjazdu z krawężnika o wysokości 15 cm, najbardziej zmieniającą się wielością (różnice siegające 38 %) jest ciśnienie. Maksymalny przyrost (w stosunku do wartości statycznej) wystąpił podczas wjazdu na krawęźnik z prędkością 9 km/h i najmniejszym akumulatorze o objętości nominalnej 0,5 dm 3 i wynosił p=14,7 bar. Wraz ze wzrostem objętości nominalnej akumulatorów (dla każdej prędkosci jazdy) wartość przyrostu ciśnienia malała. Zastosowanie akumulatora o większej pojemności powoduje zatem zmniejszenie obciążeń dynamicznych podczas jazdy. Największe różnice długości siłowników (tym samym sztywności) układu zawieszenia wystąpiły również przy prędkości 9 km/h. Maksymalna wartość w przypadku dobijania zawieszenia L S wyniosła 4 cm (V 0 =0,75 dm 3 ), co stanowi 25 % całkowitego skoku siłownika zawieszenia (16 cm). W przypadku odbijania (zjazd z krawężnika) ważne jest jak najszybsze zapewnienie kontaktu kół z podłożem. Porównując przebiegi czasowe (rys.9b) oraz wyniki (tab.1) proces ten jest efektywniej realizowany gdy w układzie zastosowany jest akumulator o mniejszej objętości. Niwelowanie obciążeń dynamicznych (mała sztywność zawieszenia - duże pojemności akumulatorów) powoduje zwiększenie przemieszczeń kątowych bryły nadwozia robota (tab.2) oraz mniejszą stabilność podczas jazdy. W przypadku jazdy w systemie teleoperacji, może to mieć niekorzystny wpływ na komfort i percepcję pracy teleoperatora. Zmniejszeniu ulega wówczas również zapas stateczności wzdłużnej i poprzecznej robota. Na podstawie analizy wyników zdecydowano o zastosowaniu w zawieszeniu przedniej osi robota akumulatora o objętości nominalnej wynoszącej 0,6 dm

8 Streszczenie Referat opisuje opracowywanego w zespole maszyn inżynieryjnych i robotów Wojskowej Akademii Technicznej kołowego robota ratowniczego FRR. Przedstawiono w nim również krótki opis przewidywanych do realizacji przez FRR zadań i wynikających z nich problemów jakie należy rozwiązać. Następnie opisana została metoda oraz model, za pomocą którego możliwe było przeprowadzenie symulacyjnej oceny sztywności układu zawieszenia robota. Opisując opracowany model symulacyjny przestawiono wykorzystane założenia upraszczające oraz metodę, za pomocą której obliczono podstawowe parametry modelu. Kolejny rozdział referatu opisuje symulacje, jakim poddany został model oraz przykładowe wyniki badań. W końcowej części artykułu przedstawiono podsumowanie oraz dyskusję nad wynikami badań. Stiffness evaluation of Fire Rescue Robot hydropenumatic suspension Abstract The paper describes the wheeled rescue robot FRR drawn up by a team of Engineering Machines and Robots at Military University of Technology. It also shows a brief description of predicted for implementation tasks by FRR and probable problems that might occur and should be solved. Next the paper describes the method and the model which served to simulation evaluation of rigidity for robot s suspension system. Describing the simulation model, used simplified assumptions and the method of calculating the basic parameters for model were described. The following chapter presents simulation that the model was tested through and some model results of the test. In the final phase of the article the conclusion and discussion is presented. BIBLIOGRAFIA 1. W. Borkowski, P. Rybak, B. Michałowski: Influence of tracked vehicle suspension type on dynamic loads of crew and inside equipment, Journal of KONES Powertrain and Transport, Vol.13, No.4, (2006), pp P.E. Uys, P.S Els, M. Thoresson: Suspension settings for optimal ride comfort of off-road vehicles travelling on roads with different roughness and speeds, Journal of Terramechanics, vol.44, Issue 2, April Z. Dąbrowski, J. Dziurdz, G. Klekot: Studies on propagation of vibroacoustic energy and its influence on structure vibration in a large-size object, ARCHIVES OF ACOUSTICS Vol. 32, Issue 2, (2007) pp M. Amanowicz, W. Kołosowski, P. Gajewski, M. Wnuk: Land mobile communication systems engineering, IEEE Africon: 4th Africon Conference in Africa, (1996) pp J. Garus: Power Distribution in Propulsion Systems of Semiautonomous Underwater Vehicle, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, (2012), pp W. Gierusz: Simulation model of the shiphandling training boat "Blue Lady", Control Applications in marine systems, (2002), pp Z. Gosiewski: Formation Flight Control Scheme for Unmanned Aerial Vehicles, Robot Motion and Control, Lecture Notes in Control and Information Sciences Vol. 422, (2012), pp K. Stefański, Z. Koruba: Analysis of the guiding of bombs on ground targets using a gyroscope systems, Journal of Theoretical and Applied Mechanics Vol. 50, Issue 4, (2012), pp J. Lisowski: The optimal and safe ship trajectories for different forms of neutral state constraints, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, Solid State Phenomena, (2012), pp J. Będkowski, A. Masłowski: Semantic Simulation Engine in Mobile Robot Operator Training Tool, Research and Education in Robotics-Eurobot 2011, Communications in Coputer and Information Science Vol. 161, (2011), pp W. Mitkowski, A. Obrączka: Simple identification of fractional differential equation, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, Solid State Phenomena, (2012), pp R. Śmierzchalski: Simulation systems for marine engine control room, Proceedings of the Biennial Baltic Electronics Conference, (2008), pp

9 13. M. Rajewska, M. Walkowiak: Dual-input current-mode gate using for digital signal processing in mechatronic systems, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, Solid State Phenomena, (2012), pp J. Garus, B. Żak: Using of Soft Computing Techniques to Control of Underwater Robot, 15th International Conference on Methods and Models in Automation and Robotics, (2010), pp J. Małecki: Model of Propeller for the Precision Control of Marine Vehicle, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, Solid State Phenomena, (2012), pp P. Szymak: Comparison of Centralized, Dispersed and Hybrid Multiagent Control Systems of Underwater Vehicles Team, Mechatronic Systems, Mechanics and Materials Vol. 180, Solid State Phenomena, (2012), pp PODZIĘKOWANIA Pragniemy podziękować Narodowemu Centrum Badań i Rozwoju za dofinansowanie projektu nr INNOTECH-K1/IN1/70/154619/NCBR/12, w ramach którego przeprowadzono opisane w tym artykule badania. 108