Badania symulacyjne obciążeń układu jezdnego robota ratowniczego

Transkrypt

1 ŁOPATKA Marian Janusz 1 MUSZYŃSKI Tomasz 2 RUBIEC Arkadiusz 3 Badania symulacyjne obciążeń układu jezdnego 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 [1]. Wyposażenie służb ratowniczych w robota zdolnego do ich wsparcia szczególnie na terenach i obszarach trudnodostępnych przyczyni się do zmniejszenia liczby ofiar katastrofy. Zespół Maszyn Inżynieryjnych i Robotów aktualnie przeprowadził 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. Jest on wykorzystywany na każdym etapie prowadzenia działań ratowniczych (jazda, czynności technologiczne). Odpowiednie ukształtowanie funkcjonalne oraz wytrzymałościowe struktury zawieszenia przełoży się na zwiększenie poziomu mobilności robota, a w efekcie zdolności do wspierania służb ratowniczych. Możliwe jest to do osiągnięcia po rozwiązaniu dwóch zasadniczych problemów [2, 3]. Pierwszy to nieznajomość obciążeń jakie oddziałują na podwozie, innych niż w przypadku szeroko opisywanych obciążeń podwozi pojazdów samochodowych [4, 5], czy maszyn roboczych [6]. Drugi to określenie niezbędnego zapasu bezpieczeństwa przy projektowaniu elementów układu zawieszenia robotów. Człowiek, który nie steruje pojazdem znajdując się bezpośrednio na nim ma w istotny sposób ograniczoną percepcję. Nie odczuwa on przyspieszeń, przez co nie może dopasować prędkości jazdy do wymuszeń jakie działają na układ jezdny, tak dokładnie jak by znajdował się na robocie. Należy zatem opracować metody i reprezentatywne testy na podstawie, których możliwa będzie identyfikacja sił oddziaływujących na elementy układu zawieszenia. Jedną z metod osiągnięcia tego celu są badania symulacyjne. 1. ROBOT RATOWNICZY 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. Uwzględniając ilość dostępnego miejsca oraz podatność obsługową zdecydowano o zastosowaniu w robocie zawieszenia z wahaczami wzdłużnymi. 1 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, mlopatka@wat.edu.pl 2 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, tmuszynski@wat.edu.pl 3 Katedra Budowy Maszyn WAT, Warszawa, ul. gen. S. Kaliskiego 2, arubiec@wat.edu.pl 742

2 Rys.1. Robot ratowniczy: a) koncepcja; b) demonstrator technologii 2. METODA W ostatnich latach nastąpił znaczny rozwój numerycznych metod rozwiązywania problemów naukowych i inżynierskich. Dyskretyzacja modeli złożonych struktur układów mechanicznych przy współczesnym poziomie zaawansowania komputerów i narzędzi symulacyjnych nie stanowi obecnie problemu [7, 8, 9, 10, 11]. Przy opracowywaniu modelu FRR wykorzystano szeroko opisywaną [12, 13, 14, 15,] metodę układów wieloczłonowych. Model natomiast został wykonany w programie MSC Adams/View. 3. MODEL SYMULACYJNY Do przeprowadzenia badań symulacyjnych obciążeń układu zawieszenia opracowano model (rys.2 i 3) robota o 6 stopniach swobody (ang. full vehicle model). Rys.2. Schemat blokowy modelu robota ratowniczego 743

3 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 są niezależnie połączone za pomocą amortyzatorów z nadwoziem robota; koła osi środkowej i tylnej znajdują się na wspólnym wahaczu, który połączony jest obrotowo z nadwoziem robota. Rys. 3. Model robota wykonany w programie Adams/View: a)widok ogólny 1-przednie wahacze, 2-liniowe elementy sprężysto - tłumiące, 3-nadwozie robota, 4-wahacze tylne; b) schemat kinematyczny zawieszenia przedniej osi Podczas opracowywania modelu przyjęto następujące główne założenia upraszczające: całkowita masa FRR wynosi mt=2800 kg, przy czym masa nadwozia mb=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 masy robota znajduje się w odległości LG=1m od przedniej osi i na wysokości hg=0,7 m względem podłoża; podłoże po którym porusza się pojazd jest nieodkształcalne; uwzględniono sztywność promieniową opony (ugięcie statyczne 0,05m) oraz bezwymiarowy współczynnik tłumienia =0,15, na podstawie których wyznaczono współczynniki sztywności ko i tłumienia co promieniowego kół; uwzględniono masy nieresorowane poszczególnych osi, których całkowita wartość wynosi mu=335 kg; podatność układu zawieszenia przedniej osi została uwzględniona za pomocą liniowych elementów sprężysto tłumiących. Przyjęty schemat kinematyki zawieszenia przedniego koła przedstawiono na rysunku 3b. Zgodnie z założonym schematem kinematycznym zawieszenia osi przedniej (Rys.4) siłę FA z jaką element sprężysto - tłumiący oddziałuje na wahacz obliczyć można z zależności: FA Fk Lw cos( ) ra (1) gdzie: Fk - reakcja normalna występująca pod kołem robota; Lw - długość przedniego wahacza; - kąt pomiędzy osią wzdłużną wahacza w położeniu równowagi statycznej oraz po wystąpieniu wymuszenia kinematycznego; ra - promień działania siły FA. Kąt obliczano z zależności: h arcsin k LW 744 (2)

4 gdzie: h k - pionowa odległość pomiędzy osią przedniego koła w położeniu równowagi statycznej i po przemieszczeniu na skutek działania wymuszenia kinematycznego. Promień r a siły F A obliczono za pomocą zależności: ra h A sin( ) (3) gdzie: h A - odległość pomiędzy osią obrotu wahacza względem nadwozia oraz osią obrotu elementu sprężysto - tłumiącego wzgledem nadwozia; - kąt pomiędzy osią amortyzatora i odcinkiem łączącym oś obrotu amortyzatora i wahacza. Kąt obliczano z zależności: 2 2 L 2 W ha LA 2 arccos (4) 2hALA Występującą w (4) długość elementu sprężysto - tłumiącego L A obliczano na podstawie: LW LW L A ha 2hA cos( ) (5) 2 2 gdzie: jest kątem pomiędzy osią h A oraz osią wzdłużną przedniego wahacza. Można go obliczyć za pomocą: o 90 (6) Wartość współczynnika sprężystości elementu sprężysto - tłumiącego łączącego wahacz przedni z nadwoziem robota obliczano zgodnie z zależnością: k F A A (7) LA gdzie: L A - zmiana długości elementu sprężysto - tłumiącego pod wpływem obciążenia statycznego. Wartość współczynnika tłumienia c A amortyzatora obliczono zgodnie z zależnością: c A =2k A T; (8) gdzie: - bezwymiarowy współczynnik tłumienia; T - stała czasowa obliczana zgodnie z zależnością: m T (9) k A gdzie: m - masa zredukowana na kierunek działania elementu sprężysto - tłumiącego. 4. BADANIA SYMULACYJNE W rozdziale tym przedstawiono najważniejsze próby jakim poddany został model robota w celu identyfikacji obciążeń oddziaływujących na jego układ zawieszenia. W każdym rozpatrywanym przypadku wartość bezwymiarowego współczynnika tłumienia wynosiła =0,35. W badaniach rozpatrywano następujące przypadki: dopuszczalny zakres pionowego przemieszczenia koła przedniego h k =0,05 m od położenia równowagi statycznej, wówczas k A = N/m, c A = Ns/m (przypadek 1); dopuszczalny zakres pionowego przemieszczenia koła przedniego h k =0,10 m od położenia równowagi statycznej, wówczas k A = N/m, c A = 9830 Ns/m (przypadek 2); dopuszczalny zakres pionowego przemieszczenia koła przedniego h k =0,15 m od położenia równowagi statycznej, wówczas k A = N/m, c A = 8089 Ns/m (przypadek 3) Badania pożądanego skoku zawieszenia Celem tej próby było określenie wymaganego skoku zawieszenia kół osi przedniej robota. Jako pierwszy wskaźnik oceny wykorzystano wskaźnik wariancji CV obliczany zgodnie z: 745

5 CV Fk (10) gdzie F k_stat - wartość reakcji normalnej pod kołem robota w położeniu równowagi statycznej Fk - odchylenie standardowe wartości reakcji normalnej pod kołem podczas pojedynczej próby. Im mniejsza jest wartość wskaźnika CV tym mniejsza jest zmiana wartości rozkładu nacisków pod kołami robota. W badaniu tym oceniany był również wpływ charakterystyki zawieszenia kół przednich na możliwość wystąpienia zjawiska jego dobijania. Jest ono niepożądane. Podczas jego wystąpienia następuje gwałtowny wzrost wartości sił oddziaływujących na nadwozie robota. Ponieważ FRR docelowo poruszać się będzie w ekstremalnych warunkach terenowych jako wymuszenie kinematyczne podczas tej próby wykorzystano tor testowy Rougher Track zgodny z normą ISO Prędkości jazdy modelu robota podczas tej próby wynosiła 3 km/h Gwałtowny wjazd na krawężnik Celem tej próby było określenie wartości obciążeń dynamicznych jakie oddziałują na koła robota podczas próby prostopadłego wjazdu na krawężnik. Jako wymuszenie kinematyczne w tym przypadku wykorzystano przeszkodę przedstawioną na rys.5. F k _ stat Rys.5. Przekrój poprzeczny przeszkody wykorzystanej jako wymuszenie kinematyczne podczas próby wjazdu na krawężnik - wszystkie wymiary w mm Próby przeprowadzono dla trzech prędkości jazdy: 10, 15 i 20 km/h. Podczas prób oceniano również możliwość wystąpienia zjawiska dobicia zawieszenia Próba hamowania Celem tej próby było określenie obciążenia przedniej osi podczas procesu gwałtownego hamowania robota na podłożu betonowym. Proces hamowania modelowano w sposób umożliwiający uzyskanie opóźnienia wynoszącego 8 m/s 2, zgodnie z zależnością: a g (11) gdzie: a - opóźnienie hamowania; S - współczynnik przyczepności; g - przyspieszenie ziemskie. Hamowanie następowało z prędkości 20 km/h do całkowitego zatrzymania robota (rys. 6). S Rys. 6. Przebieg czasowy wartości wymuszonych podczas próby gwałtownego hamowania: 1-przyspieszenia, 2-prędkości liniowej środka masy wzdłuż kierunku jazdy 746

6 4.4. Szybka jazda terenowa Celem tej próby było określenie maksymalnych wartości obciążeń podwozia robota ratowniczego podczas szybkiej jazdy terenowej. Jako wymuszenie kinematycznej wykorzystano tor testowy Rougher Track zgodny z normą ISO W czasie trwania symulacji robot poruszał się z maksymalną przewidzianą w normie ISO 5008 prędkością jazdy wynoszącą 7 km/h. 5. WYNIKI BADAŃ SYMULACYJNYCH W rozdziale tym przedstawiono wyniki opisanych w poprzednim rozdziale testów. Wszystkie prezentowane przebiegi czasowe, wartości sił rzutowano na układ współrzędnych związany z nadwoziem robota. Przyjęte oznaczenia są następujące: oś wzdłużna robota - x; oś poprzeczna robota - z; oś pionowa robota - y Badania pożądanego skoku zawieszenia Na wykresach przedstawionych na rysunku 7 zestawiono wartości wskaźnika wariancji obliczonego zgodnie z (10). Jego wartości dla prawej i lewej burty są do siebie zbliżone. Rys. 7. Porównanie wskaźników wariancji CV: 1 - h k =0,05 m; 2 - h k =0,10 m; 3 - h k =0,15 m Najmniejsza zmiana wartości nacisków pod kołami robota w czasie jazdy z prędkością 3 km/h po torze testowym Rougher Track wystąpiła dla przypadku najmniej sztywnej charakterystyki zawieszenia (przypadek 3). W tym przypadku również występują największe kąty kołysań wzdłużnych nadwozia robota (rys. 8). Mimo elastycznego połączenia przednich kół robota z jego nadwoziem to na przedniej osi występują największe zmiany wartości reakcji normalnych. Rys.8. Porównanie kątów przechyłów wzdłużnych robota: 1 - h k =0,05 m; 2 - h k =0,10 m; 3 - h k =0,15 m 747

7 Zjawisko dobijania zawieszenia (rys.9) wystąpiło podczas przejazdu modelu robota z zawieszeniem przedniej osi w którym k A = N/m, c A = Ns/m. W pozostałych rozpatrywanych przypadkach nie stwierdzono dobijania zawieszenia. Rys. 9. Zmiana długości amortyzatorów osi przedniej podczas jazdy z prędkością 3 km/h - przypadek h k =0,05 m 5.2. Gwałtowny wjazd na krawężnik Podczas próby szybkiego wjazdu na krawężnik rejestrowano i porównywano ze sobą wartości trzech składowych sił występujących pod kołami: normalnej, wzdłużnej i poprzecznej. Ponieważ robot wjeżdżał prostopadle na krawężnik wartości składowej poprzecznej siły były pomijalnie małe. Największe wartości (rys.10) zanotowano podczas wjazdu na krawężnik z prędkością 20 km/h. Rys. 10. Wartości bezwzględne maksymalnych sił występujących pod kołami robota podczas wjazdu na krawężnik z prędkością 20 km/h: a) siły wzdłużne, b) siły normalne 1 - h k =0,05 m; 2 - h k =0,10 m; 3 - h k =0,15 m 748

8 Najbardziej zróżnicowane pomiędzy poszczególnymi osiami są wartości sił wzdłużnych (rys.10a) oddziaływujących na koła. Wartości sił normalnych pomiędzy osiami są do siebie bardziej zbliżone. Zmniejszanie współczynnika sztywności zawieszenia (przypadki 1, 2, 3) przedniej osi korzystnie obniża wartość sił dynamicznych jakie oddziałują na koła przedniej osi robota ratowniczego. Nie ma to natomiast większego znaczenia w przypadku koła środkowego i tylnego, znajdujących się na wspólnym wahaczu Próba hamowania Podczas próby hamowania robota na podłożu betonowym rejestrowano wartości składowych sił występujących pod kołami osi przedniej. Jest ona wówczas najbardziej obciążona. Podobnie jak w przypadku gwałtownego wjazdu na krawężnik, również w tym przypadku wartości występujących sił poprzecznych oddziałujących na koła są znikomo małe, dlatego na przebiegach czasowych (rys.11) zostały pominięte. Maksymalna różnica pomiędzy wartościami sił rozpatrywanych przypadków wynosiła 5% dlatego na (rys.11) przedstawiono przebiegi wartości średnich z wszystkich trzech przypadków. Rys. 11. Przebiegi czasowe zmiany wartości sił występujących pod przednim kołem robota ratowniczego podczas próby hamowania z prędkości 20 km/h: a) siła wzdłużna, b) siła normalna Wartość siły normalnej podczas fazy hamowania (rys.11b) wzrosła o 70 % w stosunku do wartości obciążenia statycznego. Bardzo duża podczas próby jest wartość składowej wzdłużnej i wynosi ok N Szybka jazda terenowa W efekcie przeprowadzenia tej próby powstała kompletna biblioteka obciążeń każdego z kół podwozia robota. Wyniki podczas tej próby odczytywano w następujący sposób: z przebiegu czasowego zmiany wartości składowej wzdłużnej siły występującej pod prawym przednim kołem odczytywano jej wartość maksymalną; dla tej samej chwili czasu odczytywano wartości pozostałych składowych siły występujących pod prawym przednim kołem oraz wartości wszystkich składowych siły występujące pod pozostałymi pięcioma kołami. Analogicznie postępowano w przypadku pozostałych składowych siły pod przednim prawym kołem. Procedura ta powtarzana była dla każdego z kół osobno. W wyniku przeprowadzonych symulacji uzyskano bibliotekę zawierającą osiemnaście przypadków obciążeń podwozia robota. 749

9 Rys. 12. Porównanie sum wektorowych składowych sił działających na koła robota w przypadku uzyskania maksymalnej wartości siły pionowej oddziaływującej na przednie prawe koło - h k =0,10 m Na rysunku 12 przedstawiono przykładowe zestawienie sił wypadkowych oddziaływujących na poszczególne koła robota. Niezależnie od rozpatrywanego przypadku (h k =0,05 m, h k =0,10 m, h k =0,15 m) najbardziej obciążona była oś przednia. Największe obciążenia dynamiczne wystąpiły dla przypadku h k =0,05 m. WNIOSKI W referacie opisano koncepcję kołowego robota ratowniczego oraz przedstawiono jego model wykorzystany do identyfikacji obciążeń oddziaływujących na jego podwozie. Opisano również badania jakie przeprowadzono z wykorzystaniem modelu oraz ich wyniki. Z uwagi na możliwość występowania zjawiska dobijania oraz największą wrażliwość na zmiany równomierności rozkładu nacisków pod kolami układ zawieszenia (przypadek 1) nie może być zastosowany. Największe obciążenia w trakcie prób wystąpiły na przedniej osi w czasie wjazdu na krawężnik z prędkością 20 km/h. Wartość maksymalna siły normalnej oddziaływującej na przednie koło była 2,6 razy większa od wartości obciążenia statycznego. Należy przeprowadzić dodatkowe analizy w celu weryfikacji konieczności tak szybkiego pokonywania tego typu przeszkód. W przypadku szybkiej jazdy terenowej z prędkością 7 km/h wartość maksymalna składowej była większa od wartości statycznej o 70 %. Ponieważ w wyniku przeprowadzonych badań uzyskane wartości składowych poprzecznych sił oddziaływujących na koła robota są pomijalnie małe, należy przeprowadzić dodatkowe testy umożliwiające reprezentatywne ich zidentyfikowanie (np. próby skrętu burtowego na różnych podłożach). Wówczas uzyskane wartości obciążeń będą mogły zostać wykorzystane do wytrzymałościowego ukształtowania konstrukcji wahaczy oraz ramy nośnej robota. Streszczenie Referat opisuje opracowywanego w zespole maszyn inżynieryjnych i robotów Wojskowej Akademii Techncznej 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 identyfikacji obciążeń układu zawieszenia robota. Opisując opracowany model symulacyjny przestawiono główne wykorzystane założenia upraszczające oraz metodę za pomocą której obliczono podstawowe parametry modelu. Kolejne rozdziały referatu opisują próby jakim poddany został model oraz przykładowe wyniki badań. W końcowej części artykułu przedstawiono podsumowanie oraz dyskusję nad wynikami badań. 750

10 Simulation of Fire Rescue Robot chassis loads Abstract This paper describes FRR wheeled rescue robot which being developed in Robots & Engineering Equipment Team of Military University of Technology. There have been presented also short description of planned to performing by Fire Rescue Robot FRR tasks and caused by them problems to solve. Next have been described the method and model enable to carry out simulation which are necessary to robot suspension system loads identification. Describing developed simulation model, have been presented main used simplification assumptions and method used to calculate main model parameters. The nest paper sections describe the tests which has been subjected to model and examples of their results. In the final part of the paper is a conclusion and discussion of the results of research. BIBLIOGRAFIA 1. S. Tadokoro, Rescue Robotics, Springer, London 2009, pp A. Bartnicki, A. Dąbrowska, A. Rubiec, Mobility problems of remote-controlled ground vehicles, Polish Journal of Environmental Studies Vol.20, No. 5A, Olsztyn 2011, pp P. Sprawka, The Methods of Evaluation the Mobility of Off - Road Vehicles, Solid State Phenomena Vol , pp J. Reimpell, H. Stoll, J. Betzler, The Automotive Chasis: Engineering Principles, Butterworth Heinemann, Oxford 2001, pp J. Hapian-Smith, An Introduction to Modern Vehicle Design, Butterworth Heinemann, Oxford 2002, pp P. Dudzinski, Lenksysteme für Nutzfahrzeuge, Springer, Berlin 2005, pp A. Rehnberg. Suspension design for off-road construction machines, KTH, Stockholm 2011, pp A. Moradi, A. Mirzakhami Nafchi, A. Ghanbarzadeh, E. Soodmand, Optimization of linear and nonlinear full vehicle model for improving ride comfort vs. road holding with the Bees Algorithm, IEEE Colloquium on Humanities, Penang 2011, pp J. Pijuan, M. Comellas, M. Nogues, J. Roca, X. Potau Active bogies and chassis leveling for a vehicle operating in rough terrain, Journal of Terramechanics Vol. 49, 2012, pp H. Gattringer, R. Naderer, H. Bremer Modeling and Control of a Pneumatically Driven Stewart Platform, Motion and Vibration Control, 2009, pp T. Thueer, A. Krebs, R. Siegwart Comprehesive locomotion performance evaluation of all-terrain robots, 2006 IEEE/RSJ International Conference on Intelligent Robots and Systems, Vols 1-12, 2006, pp O. P. Agrawal, S. Saigal, Dynamic analysis of multi-body systems using tangent coordinates, Computers & structures 31, 1989, pp A. Shabana, Dynamics of multibody systems, Cambrige University Press, 2005, pp W. Blajer, An orthonormal tangent space method for constrained multibody systems, Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering 121, 1995, pp K. Arczewski, W. Blajer, A unified approach to modeling of holonomonic and nonholonomonic mechanical systems, Mathematical Modeling of Systems 2, 1996, 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. 751