Stappenmotor bench
Megiel Daene
Promotoren: Florian Verbelen, dhr. Tom De Ryck
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in de industriële wetenschappen: elektromechanica
Vakgroep Industrieel Systeem- en Productontwerp
Voorzitter: prof. Kurt Stockman
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
Stappenmotor bench
Megiel Daene
Promotoren: Florian Verbelen, dhr. Tom De Ryck
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in de industriële wetenschappen: elektromechanica
Vakgroep Industrieel Systeem- en Productontwerp
Voorzitter: prof. Kurt Stockman
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
Voorwoord
Als laatstejaarsstudent heb ik de kans gekregen om mijzelf te bewijzen na een vierjarige opleiding via deze
masterproef. Om de eerste stappen naar de bedrijfswereld te zetten, heb ik dan ook expliciet gekozen voor een
externe masterproef. Het was een enorm boeiende en leerrijke ervaring die mij geholpen heeft om mijzelf klaar
te stomen voor een loopbaan als ingenieur. Na afloop ben ik vastberaden om gelijkaardige projecten te realiseren
in de bedrijfswereld.
Een heel jaar lang werd ik bijgestaan in raad en daad door mijn interne promotor Florian Verbelen en mijn externe
promotor Tom De Ryck. Ik bedank hen voor al hun tijd en energie die zij staken in het begeleiden en bijsturen
van deze masterproef. Ook wil ik de mensen van ON Semiconductor Belgium bedanken om mij vriendelijk te
helpen bij moeilijkheden. Stijn De Decker van het PTI te kortrijk wil ik bedanken voor het snel produceren van
enkele kritieke onderdelen. Het team van docenten in UGent campus Kortrijk ben ik ook dankbaar voor hun
ondersteuning en advies gedurende de hele opleiding.
Tot slot wil ik mijn ouders bedanken voor hun steun en begrip tijdens de soms moeilijke, stressvolle tijden
gedurende mijn opleiding bij UGent.
II
Abstract
Stepper motors are excellent solutions for position control and cost only a fraction of a classic servo system. The
major advantage is the open-loop control and thereby no need for any type of expensive position sensor. By
simply sending a certain amount of electrical pulses to the control unit, the stepper motor will make a
corresponding certain amount of steps. The size of these steps depends on the motor construction and the mode
of the control unite. Therefor the step size is a fixed and known parameter. The major disadvantage of the openloop control is when the motor is overloaded or completely stalled. Because there is no feedback of the actual
rotor position, steps will be lost. This is a large drawback in applications that require an accurate positioning
system. ON Semiconductor has therefor developed an algorithm that can detect the loss of steps of the stepper
motor. By measuring the Back EMF of the stepper motor, motor stalls can be detected by the control unit without
the use of a position sensor. This allows the stepper motor with open-loop control to be used in accurate
positioning applications.
A test bench has been built to test and demonstrate the ability to detect stepper motor stalls. Starting from an
existing test bench, the goal is to optimize and complete it. This can be divided into three main topics. The first
topic is the mechanical optimization. This include the improvement of the soft and hard stall mechanisms. The
hard stall mechanism creates an instant complete blockage of the rotor that simulates striking mechanical
boundaries of stepper motor applications. By improving the design, the mechanism is stronger, more reliable
and produces less vibrations. The soft stall mechanism imposes a variable torque on the stepper motor. This
simulates a load profile that could lead to motor overload or in other words soft stall effects. Here a more suitable
load motor and matching drive can increase the operating range and provide a more stable and accurate torque
production. This way more existing applications can be simulated. All mechanical parts are adjusted to decrease
the total inertia and therefor increase the dynamics of the test bench. A second topic describes the control and
communication of all the components into one master control program. The control of the stepper motor, soft
stall mechanism, hard stall mechanism and position sensor need to be synchronized and work fluently in order
to preform accurate and reliable measurements. The last topic examines the safety of the test bench and handles
the safety measures. The risks of injuries are reduced to a sufficiently safe level, so the user can safely test and
demonstrate the stall detection.
III
Inhoudsopgave
VOORWOORD .................................................................................................................................... II
ABSTRACT ......................................................................................................................................... III
FIGURENLIJST .................................................................................................................................. VI
INLEIDING....................................................................................................................................... VIII
Situering en doelstelling ................................................................................................................................ VIII
Het bedrijf ....................................................................................................................................................... IX
1
BESTAAND ONTWERP .............................................................................................................. 1
Doelgroep motor bench ............................................................................................................................ 1
Stall effecten ............................................................................................................................................. 2
2
HARDE STALL MECHANISME ................................................................................................. 2
Botsingskracht ........................................................................................................................................... 2
Roterende pen – as verbinding .................................................................................................................. 5
2.2.1. Versteviging ............................................................................................................................................... 6
2.2.2. Borging door asmoer ................................................................................................................................. 7
Roterende pen........................................................................................................................................... 8
2.3.1. Onbalans ................................................................................................................................................... 8
2.3.2. Trilling analyse ........................................................................................................................................... 9
2.3.3. Versteviging ............................................................................................................................................. 10
As ............................................................................................................................................................ 11
2.4.1. Versteviging ............................................................................................................................................. 12
2.4.2. Spie koppeling ......................................................................................................................................... 13
2.4.3. Kritisch torsietoerental............................................................................................................................ 15
2.4.4. Kritisch buigtoerental .............................................................................................................................. 16
Stall pen .................................................................................................................................................. 17
2.5.1. Wrijving ................................................................................................................................................... 19
2.5.2. Inertie ...................................................................................................................................................... 20
Besluit ..................................................................................................................................................... 20
3
INERTIE REDUCTIE VAN DE AANDRIJVING .................................................................... 21
Inertie originele opstelling ....................................................................................................................... 22
Inertie geoptimaliseerde opstelling ......................................................................................................... 24
3.2.1. Berekende inertie opstelling ................................................................................................................... 24
3.2.2. Gemeten inertie opstelling ..................................................................................................................... 25
Besluit ..................................................................................................................................................... 26
4
ZACHTE STALL MECHANISME ............................................................................................ 26
Lastmotor ................................................................................................................................................ 26
IV
4.1.1. De borstelloze dc motor .......................................................................................................................... 27
4.1.2. Originele MP70L borstelloze dc motor ................................................................................................... 29
4.1.3. De PMSM motor...................................................................................................................................... 29
4.1.4. Geschiktere CMP50L PMSM motor ......................................................................................................... 30
Drive ........................................................................................................................................................ 31
Remweerstand ........................................................................................................................................ 31
Houdrem ................................................................................................................................................. 32
Positiesensor ........................................................................................................................................... 32
4.5.1. Originele positiesensor: externe incrementele encoder ......................................................................... 32
4.5.2. Nieuwe positiesensor: ingebouwde HIPERFACE® encoder ..................................................................... 33
Besluit ..................................................................................................................................................... 34
5
AUTOMATISERING ................................................................................................................. 34
Schakelpaneel ......................................................................................................................................... 35
Communicatiedoos.................................................................................................................................. 36
Besluit ..................................................................................................................................................... 37
6
AANSTURING ............................................................................................................................ 37
Aanstuurprogramma ............................................................................................................................... 37
6.1.1. Harde stall mechanisme .......................................................................................................................... 38
6.1.2. Zachte stall mechanisme ......................................................................................................................... 39
Grafische user interface........................................................................................................................... 40
Metingen stall-detectie ........................................................................................................................... 41
Besluit ..................................................................................................................................................... 42
7
VEILIGHEID ............................................................................................................................... 42
Risicoanalyse ........................................................................................................................................... 42
Elektrische veiligheid ............................................................................................................................... 42
7.2.1. Primaire veiligheid................................................................................................................................... 42
7.2.2. EMC maatregelen .................................................................................................................................... 43
7.2.3. Veiligheidsrelais met noodstop ............................................................................................................... 44
7.2.4. Thermische beveiligingsrelais remweerstand ......................................................................................... 44
7.2.5. Thermische motorbeveiliging.................................................................................................................. 45
7.2.6. Indicatie van de gevaren ......................................................................................................................... 45
Mechanische veiligheid ........................................................................................................................... 45
7.3.1. STO drive ................................................................................................................................................. 46
7.3.2. Afscherming ............................................................................................................................................ 46
Besluit ..................................................................................................................................................... 47
8
BESLUIT ..................................................................................................................................... 48
LITERATUURLIJST ......................................................................................................................... 49
BIJLAGEN........................................................................................................................................... 50
V
Figurenlijst
Figuur 1: On Semiconductor Belgium BVBA te Oudenaarde .................................................................................. IX
Figuur 1.1: Bestaande mechanische opstelling ....................................................................................................... 1
Figuur 2.1: As stijfheid K bij verschillende stappenmotoren.................................................................................... 3
Figuur 2.2: Originele roterende pen – as verbinding ............................................................................................... 5
Figuur 2.3: Von Mises Spanningen bij originele verbinding .................................................................................... 5
Figuur 2.4: Geoptimaliseerde roterende pen-as verbinding.................................................................................... 6
Figuur 2.5: Von-Mises spanning bij de as (links) en de roterende pen (rechts) ....................................................... 6
Figuur 2.6: Borging door asmoer ............................................................................................................................ 7
Figuur 2.7: Grafiek piekspanning (links) en contactdruk (rechts) in functie van de voorspanning ......................... 7
Figuur 2.8: Grafiek verplaatsing (links) en stijfheid (rechts) in functie van de voorspanning ................................. 8
Figuur 2.9: Originele roterende pen ........................................................................................................................ 8
Figuur 2.10: Uitgebalanceerde roterende pen ........................................................................................................ 9
Figuur 2.11: Trillingsmeting voor en na de optimalisatie ........................................................................................ 9
Figuur 2.12: Von-Mises spanning bij stall pen (links) en roterende pen (rechts) door lijncontact ........................ 10
Figuur 2.13: Von-Mises spanning bij stall pen (links) en roterende pen (rechts) bij oppervlaktecontact.............. 10
Figuur 2.14: Verstevigde en uitgebalanceerde roterende pen .............................................................................. 11
Figuur 2.15: Von-Mises spanningen bij origineel ontwerp (links) en geoptimaliseerd ontwerp (rechts) .............. 11
Figuur 2.16: Originele as ....................................................................................................................................... 11
Figuur 2.17: Von-Mises spanning bij de as bij een harde stall .............................................................................. 12
Figuur 2.18: Von-Mises spanningen bij de as bij een harde stall met kleine stappenmotor ................................. 13
Figuur 2.19: Spie type A (links) en B (rechts) ......................................................................................................... 13
Figuur 2.20: Von-Mises spanningen bij harde stall met spie koppeling type A ..................................................... 14
Figuur 2.21: Von-Mises spanningen bij harde stall met spie koppeling type B ..................................................... 14
Figuur 2.22: Verplaatsing bij kritisch torsietoerental ............................................................................................ 15
Figuur 2.23: Verplaatsing bij kritisch buigtoerental .............................................................................................. 16
Figuur 2.24: Originele stall pen ............................................................................................................................. 17
Figuur 2.25: Beperking rotatie door stall pen ....................................................................................................... 17
Figuur 2.26: Elektrische kring bij stilstand (links), stroomverloop bij stapspanning bij RL keten (rechts) ............. 18
Figuur 2.27: Elektrische kring bij beweging........................................................................................................... 18
Figuur 2.28: Stroomverloop en positieverloop bij activering stall pen .................................................................. 19
Figuur 2.29: Lineair glijlager ................................................................................................................................. 19
Figuur 2.30: Uitschuiving van magneet en stall pen in frame ............................................................................... 20
Figuur 2.31: Geoptimaliseerde stall pen ............................................................................................................... 20
Figuur 3.1: Roterende onderdelen van originele test bench ................................................................................. 22
Figuur 3.2: Inertieverhouding van de bestaande opstelling met kleine stappenmotor KH39 ............................... 23
Figuur 3.3: Inertieverhouding van de bestaande opstelling met grote stappenmotor PK296 .............................. 23
Figuur 3.4: Roterende onderdelen van geoptimaliseerde bench........................................................................... 24
Figuur 3.5: Inertieverhouding van geoptimaliseerde opstelling met stappenmotor KH39 ................................... 25
Figuur 3.6: Inertieverhouding van geoptimaliseerde opstelling met stappenmotor PK296 .................................. 25
Figuur 4.1: Vier kwadranten bij aansturing motor door drive .............................................................................. 27
Figuur 4.2: De werking van een borstelloze dc machine ....................................................................................... 28
Figuur 4.3: Koppel-toerental karakteristiek van de originele lastmotor ............................................................... 29
Figuur 4.4: Lastmotor CMP50L (SEW) ................................................................................................................... 30
VI
Figuur 4.5: Koppel-toerental karakteristiek van de CMP50L lastmotor ................................................................ 30
Figuur 4.6: Drive .................................................................................................................................................... 31
Figuur 4.7: Remweerstand .................................................................................................................................... 31
Figuur 4.8: Werking optische encrementele encoder ............................................................................................ 32
Figuur 4.9: Elektrische pulsen bij encrementele encoder ...................................................................................... 33
Figuur 4.10: Alle roterende onderdelen bij originele opstelling ............................................................................ 33
Figuur 4.11: Alle roterende onderdelen bij geoptimaliseerde opstelling .............................................................. 34
Figuur 5.1: Schakelpaneel ..................................................................................................................................... 35
Figuur 5.2: Schakelpaneel met elektrische componenten ..................................................................................... 35
Figuur 5.3: Communicatiedoos ............................................................................................................................. 36
Figuur 5.4: NPN-transistor bij schakelen van de relais .......................................................................................... 36
Figuur 5.5: Communicatiedoos met aansluitingen ............................................................................................... 36
Figuur 6.1: Algemeen schema van de aansturing van de test bench .................................................................... 37
Figuur 6.2: Groene zone voor de uitschuiving van de stall pen ............................................................................. 38
Figuur 6.3: Stapresponsie lastkoppel .................................................................................................................... 40
Figuur 6.4: De grafische user interface van het aanstuurprogramma .................................................................. 40
Figuur 6.5: Meting harde stall tijdens punt tot punt traject zonder stall-detectie ................................................ 41
Figuur 6.6: Meting harde stall tijdens punt tot punt traject met stall-detectie .................................................... 41
Figuur 7.1: Voorbeelden van kabelafscherming bevestigingen ............................................................................ 43
Figuur 7.2: De veiligheidsrelais en bediening met noodstop (rood), reset (blauw), stop (zwart) .......................... 44
Figuur 7.3: Lock-out van werkschakelaar .............................................................................................................. 44
Figuur 7.4: Gevarenpictogrammen heet oppervlak (links) en elektriciteit (rechts) ............................................... 45
Figuur 7.5: Signalisatielamp .................................................................................................................................. 45
Figuur 7.6: Stopknop STO en noodstop ................................................................................................................. 46
Figuur 7.7: Afscherming (links), Afscherming op opstelling (rechts) ..................................................................... 46
Figuur 7.8: Afscherming remweerstand ................................................................................................................ 47
VII
Inleiding
Situering en doelstelling
Stappenmotoren worden meer en meer gebruikt als een economische oplossing voor laag vermogen open lus
positioneersystemen. Door het simpelweg sturen van pulsen naar de aanstuur elektronica, maakt de rotor een
verdraaiing met een vaste hoek waardoor een terugkoppeling met sensor overbodig is. Indien een geblokkeerde
motor moet gedetecteerd kunnen worden of wanneer stall detectie moet gebeuren, is helaas wel nog altijd een
dure encoder nodig. Het bedrijf ON Semiconductor ontwikkelde een algoritme voor stall-detectie om een sensorloze terugkoppeling te verkrijgen. Om deze aansturing te testen en uiteindelijk te demonstreren aan klanten
werd een stappenmotor test bench ontwikkeld. De klant kan dan zelf zien hoe goed deze sensor-loze aansturing
werkt voor zijn toepassing.
Het prototype van de test bench is nog niet volledig operationeel en moet worden afgewerkt en geoptimaliseerd.
Het is de bedoeling om verschillende, uit de praktijk bestaande toepassingen te simuleren. Zo kan het gedrag
van de stappenmotor worden bestudeerd om de aanstuurtechniek te testen. Indien de resultaten behoorlijk zijn,
zullen meerdere motor benches worden gebouwd.
De masterproef kan worden opgedeeld in drie onderdelen. Het eerste onderdeel beschrijft de optimalisering en
voltooiing van de mechanische set-up. Aan de hand van een marktonderzoek, literatuuronderzoek en sterkte
berekeningen via CAE software zal het bestaand ontwerp worden geëvalueerd en geoptimaliseerd. Hierbij zal de
focus liggen op het ontwerp en de efficiëntie van de mechaniek die zorgt voor het eerder vernoemde stall effect.
Dit omvat enerzijds het dimensioneren van de lastmotor met bijhorende drive voor het genereren van een zachte
stall. Anderzijds zal het harde stall mechanisme moeten worden geoptimaliseerd zodat het systeem zo sterk en
dynamisch mogelijk wordt.
Het tweede onderdeel omvat de aansturing van alle componenten van de test bench. De lastmotor, drive, rem,
harde stall mechanisme en stappenmotor moeten synchroon en vloeiend gekoppeld worden in één
aanstuurprogramma. Dan pas kunnen betrouwbare, nauwkeurige metingen en testen worden uitgevoerd. De
programmeer omgeving bestaat uit Matlab en Simulink.
Een laatste onderdeel evalueert de veiligheid volgens de machinerichtlijn. De risico’s op letsels moeten beneden
een veilige grens gebracht worden door gepaste veiligheidsmaatregelen te nemen. De gebruiker moet in staat
zijn om het stall detectie algoritme uitgebreid en veilig te testen en demonstreren.
VIII
Het bedrijf
De masterproef is in samenwerking met de onderzoeksafdeling van ON Semiconductor Belgium BVBA, gevestigd
in Oudenaarde (zie figuur 1). ON Semiconductor is een leverancier van halfgeleider oplossingen voor energieefficiënte elektronica. Het bedrijf biedt oplossingen in vele domeinen zoals vermogen- en signaalbeheer, logics
en discretes en chips op maat voor automotive, communicatie, computer, industriële, LED verlichting, medische,
militaire en luchtvaart applicaties. Het bedrijf exploiteert daarbij een flexibel, betrouwbaar en van topkwaliteit
programma en aanbod.
Figuur 1: On Semiconductor Belgium BVBA te Oudenaarde
ON Semiconductor heeft een netwerk van meer dan 40 vestigingen wereldwijd bestaande uit
productiefaciliteiten, onderzoekscentrums en verkoopafdelingen. Hierbij werken dan ook meer dan 20 000
werknemers, waarvan een 700 tal in de vestiging in Oudenaarde. De hoofdzetel van de multinational is gevestigd
in Phoenix, Arizona. Deze stad wordt nu al de ‘next Silicon Valley’ genoemd.
IX
1 Bestaand ontwerp
Deze masterproef start met een bestaande mechanische opstelling (Figuur 1.1). Het doel is het bestaand ontwerp
en de werking te evalueren en te optimaliseren aan de hand van literatuur- en marktonderzoek. De lastmotor,
het frame, encoder en harde stall mechanisme, maar ook de aanstuurelektronica van de rem en het harde stall
mechanisme zijn al aanwezig. De lastmotor beschikt nog niet over een aansturing en kan bijgevolg nog niet
gebruikt worden. Om de opstelling te kunnen verbeteren worden de componenten eerst grondig bestudeerd en
geëvalueerd aan de hand van technische criteria.
Roterende pen
Harde stall mechanisme met stall pen
Encoder
Tussenliggende as met
stappen motor koppeling
Lastmotor
Stappenmotor
Rem
Torsievrije koppelingen
Figuur 1.1: Bestaande mechanische opstelling
Doelgroep motor bench
Allereerst wordt de doelgroep van de motor bench bepaald. Dit vormt de basis voor de dimensionering van de
componenten. ON Semiconductor kiest als doelgroep, stappenmotoren met een bouwgrootte tot NEMA 24. De
NEMA is een gestandaardiseerde norm die de maat van de motorbehuizing beschrijft [1]. Door de genormeerde
bouwgrootte kan een vermogen range en belangrijker een maximaal houdkoppel worden gedefinieerd. De
dimensionering van de motor bench gebeurt op basis van het houdkoppel van de stappenmotoren. Dit kan
omdat een stappenmotor zijn maximaal koppel heeft bij stilstand. Naarmate het toerental toeneemt, neemt het
koppel snel af. Tabel 1.1 geeft de houdkoppels die kunnen worden afgeleid uit de behuizingsnorm van een aantal
standaarden. Hieruit volgt dat de motor bench wordt gedimensioneerd op een maximum koppel van 4Nm.
Tabel 1.1: Koppels stappenmotoren volgens de behuizingsnorm
Stappenmotor standaard
NEMA 8
NEMA 11
NEMA 14
NEMA 16
NEMA 17
NEMA 23
NEMA 24
NEMA 34
NEMA 42
Houdkoppel [Nm]
0,016 – 0,04
0,043 – 0,12
0,04 – 0,4
0,065 – 0,29
0,11 – 0,65
0,288 – 2,5
0,45 – 4
1,6 – 11
10 – 28
1
Stall effecten
Bij het overbelasten van de stappenmotor of wanneer de aandrijving tegen een obstakel botst, zal de rotor de
uitgestuurde stappen van de controller niet meer kunnen volgen. Bijgevolg verliest de stappenmotor stappen
wat bij positioneer toepassingen uiteraard niet gewenst is. Dit wordt het stall effect genoemd. Om stall effecten
te simuleren op de motor bench wordt een onderscheid gemaakt tussen twee soorten. Een eerste type stall is
de zachte stall waarbij de motor langzaam aan wordt geblokkeerd. Zoals wanneer een doseringsklep weerstand
ondervindt door het te doseren medium of simpelweg bij het overbelasten van de stappenmotor. Het geleidelijk
blokkeren van de rotor wordt gesimuleerd door een bepaald lastprofiel aan te leggen met de lastmotor. Een
ander soort stall effect is de harde stall of abrupte volledige blokkering van de rotor. In de praktijk kan dit
voorkomen bij de positionering van een klep of printerkop die tegen zijn eindpunt botst. Deze harde stall wordt
gesimuleerd op de test bench door een stall pen met behulp van een elektromagneet te laten uitschuiven.
Hierdoor zal een roterende pen, die gemonteerd is op de as, botsen met de stall pen.
2 Harde stall mechanisme
Bij het activeren van het harde stall mechanisme vindt een botsing plaats tussen de stall pen en de roterende
pen. Dit is nodig om zo goed mogelijk een harde stall vanuit de praktijk na te bootsen. De componenten moeten
het lastkoppel en koppelstoten van zowel de zachte stall als de harde stall kunnen opvangen. De koppelstoot die
tijdens de harde stall optreedt, zal zorgen voor de zwaarste belasting. Alle componenten moeten
gedimensioneerd worden op de maximale kracht/spanning zodat geen breuk of permanente vervorming
optreedt.
De stappenmotor is zonder reductie gekoppeld met de lastmotor. Dit kan doormiddel van verschillende soorten
koppelingen. Wat wil zeggen dat de lastmotor en stappenmotor via een hoge of lage torsiestijfheid met elkaar
verbonden kunnen zijn. Een hoge stijfheid heeft als grote nadeel dat de botsingskrachten en de versnellingen
tijdens de harde stall groter zullen zijn. Dit kan nefaste gevolgen hebben voor de encoder, maar ook voor de
componenten en de component verbindingen. Daarom worden de krachten en spanningen in volgende
paragrafen gesimuleerd en in kaart gebracht. Elke paragraaf start met het grondig evalueren van de component.
Daarna worden de problemen opgesomd en aangepakt.
Botsingskracht
Voordat de componenten van het harde stall mechanisme worden geëvalueerd en geoptimaliseerd, moet de
optredende botsingskracht berekend worden. Via een literatuuronderzoek [2, 3, 4] is een methode gevonden
om de maximale botsingskracht te vinden. Dit gebeurt via impulsformules die uitgaan van een aantal
veronderstellingen en vereenvoudigingen.
Vereenv oudigingen
Afhankelijk van welke stappenmotor getest wordt, zal het roterend geheel een andere inertie hebben. Maar ook
de stijfheid van de tussenliggende as zal hierbij ingrijpend veranderen. Indien een stappenmotor met een kleine,
verwaarloosbare inertie wordt gebruikt, zal enkel de stijfheid van het gedeelte van de as tussen de roterende
pen en de lastmotor van belang zijn. Wanneer een stappenmotor met een grote inertie wordt gebruikt, is de
stijfheid van de volledige as van belang. In de laatste situatie wordt de stijfheid van de as verdubbeld. Een grotere
stijfheid zorgt voor een kleinere botsingstijd en dus grotere botsingskracht. Figuur 2.1 toont links de situatie met
een stappenmotor met een kleine, verwaarloosbare inertie en rechts met een grote inertie.
2
Roterende pen
Roterende pen
K
Rotor
As
Stappen motor
2K
Rotor lastmotor
Rotor
Stappen motor
As
Rotor lastmotor
Figuur 2.1: As stijfheid K bij verschillende stappenmotoren
Voor de eenvoud wordt de as heel stijf ontworpen en zal dan ook stijver zijn dan de roterende pen. De invloed
van de stijfheid van de as mag dus worden verwaarloosd. Alleen de inertie van de stappenmotor heeft nu nog
een variabele invloed op de botsingskracht en niet meer de stijfheid van de as. Bij de berekeningen worden
plastische vervorming, demping en andere vormen van energie dissipatie verwaarloosd. Deze zullen zorgen voor
een gunstig effect bij de botsing met als resultaat een kleinere maximale botsingskracht. Zo ontstaat een worst
case scenario. Het rotatieve systeem wordt getransformeerd naar een lineair systeem en de stall pen wordt
aanzien als een onbeweeglijke wand. Deze vereenvoudigingen laten toe dat een minder complexe impact
berekening kan worden uitgevoerd in plaats van een complexe botsing.
Snelheid
Een eis voor de testbank is dat deze kan werken bij een toerental van 3000 rpm. Bijgevolg zal de grootste
botsingskracht optreden wanneer de roterende pen met een rotatiesnelheid van 3000 rpm botst met de stall
pen. Omdat de afstand van de botsingsplaats tot het rotatie punt gekend is, kan de lineaire snelheid berekend
worden als volgt:
v=
n ∙2π ∙r
(2.1)
60
Met
v: snelheid van de roterende pen (m/s)
n: toerental van de roterende pen (rpm)
r: afstand impact zone tot rotatie center (m)
Bij een afstand r van 70 mm wordt met formule 2.1 een lineaire snelheid van 22 m/s gevonden.
Kinetische energi e
De kinetische energie voor een roterend systeem kan als volgt worden berekend.
E=
J ∙ω2
(2.2)
2
Met
E: kinetische energie (J)
J: totale inertie van het object die een zuivere rotatie maakt (kgm²)
ω: hoeksnelheid (rad/s)
De kinetische energie voor een translerend systeem wordt als volgt berekend.
E=
m ∙v2
(2.3)
2
met
E: kinetische energie (J)
m: totale massa die lineaire beweging maakt (kg)
v: snelheid (m/s)
Stel dat een zuiver roterend systeem enkel kinetische energie heeft. Dan kan door gelijkstelling van formule 2.2
en 2.3, een equivalente massa worden gevonden bij een bepaalde lineaire snelheid.
m=
J
r2
met v = ω ∙ r
(2.4)
3
Bij een inertie van 3,0 kgcm², een afstand van 7,0 cm en een toerental van 3000 rpm, wordt een equivalente
massa van 0,061 kg gevonden.
Impuls
Een object die in beweging is heeft een impuls. De hoeveelheid impuls van het bewegende object is gelijk aan
het product van zijn massa en zijn snelheid.
p=m ∙v
met
(2.5)
p: impuls (kgm/s)
m: totale massa die lineaire beweging maakt (kg)
v: snelheid (m/s)
Wanneer een equivalente massa van 0,061 kg en een snelheid van 22 m/s wordt ingevuld wordt een impuls van
1,346 kgm/s gevonden.
Impulsverandering door stoot
Tijdens het optreden van een stoot of botsing treedt een bepaalde kracht F voor een bepaalde tijd t op. Dit zal
in een verandering van impuls resulteren. Uit formule 2.5 volgt dat als de massa hetzelfde blijft, een verandering
in snelheid zal optreden.
∆p = ∫ F ∙ dt = m ∙ v2 − m ∙ v1
(2.6)
Of indien de eindsnelheid 0 wordt verondersteld:
∫ F ∙ dt = m ∙ v2
(2.7)
Met een beginsnelheid van 22 m/s en een equivalente massa van 0,061 kg kan de impulsverandering (formule
2.6) worden bepaald. Formule 2.7 laat toe om een theoretische effectieve botsingskracht te berekenen van het
equivalent lineair systeem. Een belangrijke ontbrekende parameter voor het berekenen van de botsingskracht is
de botsingstijd. In de literatuur [2, 3, 4] kan teruggevonden worden dat deze in de praktijk enkele milliseconden
bedraagt bij gelijkaardige botsingen. Indien 2 ms wordt genomen, kan een constante botsingskracht van 671 N
worden berekend.
Effectiev e botsingskr acht
De optredende botsingskracht van 671 N kan aanzien worden als een gemiddelde effectieve kracht omdat in de
werkelijkheid de botsingskracht niet constant is gedurende de hele botsingstijd. In de realiteit zal het krachten
verloop parabolisch zijn. De heel hoge kracht van 671 N grijpt dan slechts een fractie van de botsingstijd van 2
ms in. De stijfheid en demping zijn de voornaamste parameters die invloed hebben op de botsingstijd. Door een
botsingstijd uit een ander experiment te halen zijn de stijfheid en demping dus ook afkomstig uit een andere
opstelling. De botsingstijd en dus ook de effectieve botsingskracht zal in de praktijk dus niet exact gelijk zijn aan
de berekende effectieve botsingskracht van 671 N.
De versnelling
De versnelling die het equivalente lineaire systeem maakt, kan als volgt worden berekend.
a=
v2 − v1
t
(2.8)
of met v1=0
a=
v2
t
(2.9)
Bij het opnieuw nemen van een botsingstijd van 2 ms, wordt een constante versnelling van 11000 m/s²
gevonden. Dit kan opnieuw aanzien worden als een gemiddelde effectieve versnelling.
4
Roterende pen – as verbinding
Nu de botsingskracht gekend is kunnen de componenten van het harde stall mechanisme geëvalueerd en
geoptimaliseerd worden. Als eerste wordt de roterende pen – as verbinding besproken. De roterende pen kan
omwille van zijn starre verbinding niet roteren of bewegen ten opzichte van de as. Bij de bestaande opstelling
wordt de roterende pen in een sleuf, loodrecht op de as geschoven. Deze wordt dan vast geklemd rond de as
doormiddel van een koppelstukje en twee bouten (Figuur 2.2).
Figuur 2.2: Originele roterende pen – as verbinding
In theorie zullen bij een harde stall, de parallelle contactvlakken het koppel overbrengen. In de praktijk zullen de
bouten een groot deel van het koppel moeten overbrengen omwille van de speling tussen de onderdelen en de
kleine afmetingen van de contactvlakken. De M2 verbindingsbouten zijn hier niet voor ontworpen en kunnen
bijgevolg deze belasting niet aan.
Simulatie van originel e verbi nding met botsingskracht
Nu de effectieve botsingskracht van 671 N berekend is, kan deze als belastingskracht worden ingevoerd in een
statische simulatie in Siemens NX. De berekende spanningen zullen dan overeen komen met de spanningen op
het einde van de laadfase, wanneer deze dus maximaal zijn. Als faalcriterium voor de onderdelen wordt
gecontroleerd of de Von Mises spanning kleiner is dan de rekgrens van het gebruikte materiaal.
Figuur 2.3: Von Mises Spanningen bij originele verbinding
Uit de simulatie worden spanningen van 993 MPa bij de pen en tot 1373 MPa bij de as berekend. Uit de simulatie
(Figuur 2.3) valt op dat de maximum spanningen zeer lokaal zijn en zich op de hoekpunten bevinden. Beide
onderdelen zijn gemaakt van aluminium 6061 T6 die slechts rekgrens heeft van 275 MPa. Deze botsingskracht
zou dus leiden tot het stukgaan van de as-pen verbinding. Alternatieve materiaalsoorten, zoals staal C10E en
17Cr3 zouden hier ook niet kunnen aan weerstaan met hun rekgrens van respectievelijk 295 MPa en 440 MPa.
Het ontwerp moet dus drastisch veranderen zodat de hoeken niet overbelast worden.
5
2.2.1. Versteviging
Een eerste verandering om de verbinding steviger te maken is de roterende pen uit één geheel te maken. Door
twee grote parallelle afknottingen op de as aan te brengen (Figuur 2.4), zal de roterende pen een groter koppel
kunnen overbrengen op de as. Voor een strakke aansluiting van de twee componenten wordt een glijpassing
gebruikt. De roterende pen wordt nu ook volledig over de as geschoven. De vorm van de as en de roterende pen
wordt in volgende paragraven verklaard.
Figuur 2.4: Geoptimaliseerde roterende pen-as verbinding
Simulatie van spanningen bij geoptimaliseerde pen -as verbi nding
Opnieuw wordt de theoretisch berekende impact kracht van 671 N bij de simulatie gebruikt.
Figuur 2.5: Von-Mises spanning bij de as (links) en de roterende pen (rechts)
De simulatie berekent bij de as een maximale Von-Mises spanning van 429 MPa bij de contact oppervlakken
(Figuur 2.5). Bij de roterende pen is nog een veel hogere maximum Von-Mises spanning waar te nemen, namelijk
757 MPa. Deze zijn dus bij beide te hoog voor de meeste staal- en aluminium soorten. De voorgestelde
staalsoorten C10E, 17Cr3 en aluminium 6061 T6 die een rekgrens hebben van respectievelijk 295 MPa, 440 MPa
en 275 MPa zijn hier dus niet toegelaten. Indien de contact druk wordt bekeken bij de roterende pen, is een zeer
hoge piek druk van 2630 MPa te zien. Ook bij de as is een hoge contact druk aanwezig van 623 MPa. De
piekdrukken zijn zeer lokaal en geven aan dat in de praktijk de hoeken permanent gaan vervormen met falen van
de verbinding tot gevolg. Merk op dat de grote spanningen zich enkel op de hoekpunten bevinden.
6
2.2.2. Borging door asmoer
Door het nieuwe ontwerp van de roterende pen moet deze op een
andere manier geborgd worden op de as. Na een literatuur- en
marktonderzoek [5, 6, 7] werd gekozen voor een asmoer als borging van
de roterende pen (Figuur 2.6). Dit vanwege de sterke axiale borging, de
bijkomstige
radiale
borging
door
voorspanning
en
de
gebruiksvriendelijke en eenvoudige montering. Een nadeel is de extra
mechanische bewerking van de as die nodig is voor de asmoer, namelijk
Figuur 2.6: Borging door asmoer
het tappen van schroefdraad op de as. Voor de borging van de asmoer
zelf zijn twee geschikte oplossingen gevonden. Doormiddel van een stelschroef of met behulp van een sluitring.
Door gebruik te maken van een keuzematrix (zie bijlage I) wordt gekozen voor een stelschroef borging. Deze
manier van borgen is eenvoudig, voldoende stevig en bestand tegen veel de/monteren.
Voorspanning
Piekspanning in functie van voorspanning
Contactdruk in functie van voorspanning
800
700
600
500
400
300
200
100
0
3000
Contactdruk [MPa]
piekspanning Von Mises [MPa]
Door een bepaald aanhalingsmoment van de asmoer ontstaat een voorspanning. De wrijving tussen de roterende
pen en de as is in staat een deel van het koppel over te brengen. Als gevolg dalen de contactdrukken en de Von
Mises spanningen in zowel de pen als as. Daarom wordt gekeken hoe de contact spanningen en Von-Mises
spanning veranderen bij een stijging van de voorspanning. Hiervoor zijn een hele reeks simulaties uitgevoerd
waarbij telkens de maximum spanningen en contact drukken van elk onderdeel werden opgemeten.
2500
2000
1500
1000
500
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
Voorspanning [kN]
Roterende pen
As
3
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
Voorspanning [kN]
Roterende pen
As
Figuur 2.7: Grafiek piekspanning (links) en contactdruk (rechts) in functie van de voorspanning
Figuur 2.7 toont aan dat de voorspanning wel degelijk de opstelling ten goede komt. Wanneer geen voorspanning
gebruikt wordt, zijn de Von-Mises spanningen en de contactdrukken het grootst. Deze zijn zelfs zo groot dat de
voorgestelde staalsoorten C10E (Re: 295 MPa), 17Cr3 (Re: 440 MPa) en aluminium 6061T6 (Re: 275 MPa)
opnieuw niet toegelaten zijn. Naarmate de voorspanning stijgt, dalen zowel de contactdrukken als de
spanningen. Vanaf 2,5 kN voorspanning is geen duidelijk daling meer zichtbaar. De Von-Mises spanning bij de as
is dan 228 MPa. Nu kan staal 17Cr3 (Re: 440 MPa) wel worden gebruikt voor de as en dit zonder de rekgrens van
het materiaal te overschrijden. Voor de roterende pen is de Von-Mises spanning van 398 MPa, nog steeds te
groot om aluminium 6061T6 (Re: 275 MPa) te grbruiken. Merk op dat de piekspanning zich slechts op één node
bevindt. In de realiteit zal de spanning een stuk lager zijn waardoor toch aluminium 6061T6 kan gebruikt worden.
Het belangrijkste is dat de spanning een factor 2 is afgenomen.
7
Stijfheid
Verplaatsing in functie van voorspanning
Stijfheid in functie van voorspanning
2,6
400
2,4
375
Stijfheid [kN/m]
Verplaatsing [mm]
De voorspanning beïnvloedt ook een andere belangrijke parameter, namelijk de stijfheid van de verbinding. Bij
elke voorspanning is de maximale verplaatsing opgemeten bij contactplaats tijdens de botsing door harde stall.
2,2
2
1,8
1,6
350
325
300
275
250
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
Voorspanning [kN]
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
Voorspanning [kN]
Figuur 2.8: Grafiek verplaatsing (links) en stijfheid (rechts) in functie van de voorspanning
Een grotere aanhaling van de asmoer zorgt voor een kleinere maximale verplaatsing van de top bij dezelfde
aangelegde kracht, hier de botsingskracht van 671 N. Bijgevolg zorgt een grotere voorspanning voor een grotere
stijfheid van de verbinding van de roterende pen met de as en dus ook een grotere stijfheid van het gehele
systeem (Figuur 2.8). Indien de voorspanning heel hoog is, zal de stijfheid te hoog worden en bijgevolg ook de
botsingskracht. De componenten worden dan overbelast. Een grote aanhaling van de asmoer kan dus negatieve
gevolgen hebben en wordt dus best vermeden.
Roterende pen
De bestaande roterende pen (Figuur 2.9) heeft 2 grote problemen, namelijk de grote
onbalans en het breekbare ontwerp. Deze zullen vervolgens worden onderzocht. De
verbinding met de as werd in de vorige paragraaf al besproken en geoptimaliseerd. Nu
wordt de vorm van pen zelf verklaard.
2.3.1. Onbalans
De onbalans ontstaat wanneer het massamiddelpunt niet samenvalt met de rotatieas. Onder invloed van die onbalans zal de as gaan trillen wanneer die roteert. Om een
lange levensduur van de componenten in de opstelling te garanderen, moeten deze
trillingen vermeden worden. De onbalanskracht kan als volgt worden berekend:
𝐅 = 𝐦 ∙ 𝐫 ∙ 𝛚𝟐
Figuur 2.9: Originele
roterende pen
(2.10)
met:




F de onbalans kracht [N]
m de onbalans massa [kg]
r de afstand van het massamiddelpunt tot de rotatie as [m]
ω de hoeksnelheid [rad/s]
8
Door een tegengewicht te ontwerpen wordt de onbalans weggewerkt of met andere
woorden de as wordt uitgebalanceerd. Door de straal van het massamiddelpunt
verwaarloosbaar klein te maken, geeft vergelijking 2.10 aan dat de onbalanskracht
ook verwaarloosbaar klein wordt. Voor de eenvoud werd gekozen voor een
cirkelsector als basisvorm voor het tegengewicht. Het uitbalanceren gebeurt door
enkel de straal en de sectorhoek van de cirkelsector zodanig te kiezen zodat het
massamiddelpunt samen valt met de rotatie-as. Met behulp van CAD software NX®
werd het ontwerp aangepast tot een minimale waarde van de afstand r werd bereikt
(Figuur 2.10). Voor zowel het bestaand ontwerp als het verbeterd ontwerp werd
uitgerekend met formule 2.10 hoeveel de onbalanskracht uiteindelijk zou zijn bij het
maximaal toerental van 3000 rpm.
Figuur 2.10:
Uitgebalanceerde
roterende pen
Tabel 2.1: onbalanskracht bij origineel en geoptimaliseerd ontwerp
Origineel ontwerp
Geoptimaliseerd ontwerp
Massa m [g]
14,09
31,56
Afstand r [mm]
31,99
0,0234
Toerental n [rpm]
3000
3000
Kracht F [N]
44,52
0,073
Tabel 2.1 geeft aan dat de uitbalancering een bijkomend probleem geeft, namelijk een grotere totale massa en
een tweemaal grotere inertie. Maar door de afstand r drastisch te reduceren met een factor 1367, is de
onbalanskracht F met een factor 610 gereduceerd tot een verwaarloosbare kracht van 0,073 N. Het tegengewicht
en de pen worden uit één stuk vervaardigt. Zo zijn bijkomende mogelijke oorzaken van onbalans zoals de bouten
zelf bij de boutverbinding en slechte montering vermeden. Ook is de pen-as verbinding een stuk steviger.
2.3.2. Trilling analyse
Om het verschil in trillingen te kunnen vergelijken voor en na de optimalisatie worden twee trillingsmetingen
uitgevoerd. De eerste meting wordt gedaan voor de optimalisatie, de tweede na de optimalisatie. Bij een
toerental van 600 rpm ofwel 10 Hz wordt op het framegedeelte waar de stappenmotor bevestigd is een
accelerometer geplaatst. Deze sensor meet de versnellingen ten gevolge van de trillingen die de meetlocatie
ondervindt. Meteen is al duidelijk dat de grootteorde van de twee metingen al verschillend zijn (Figuur 2.11).
Voor optimalisatie
Na optimalisatie
Figuur 2.11: Trillingsmeting voor en na de optimalisatie
De onbalans is te zien op de meting als een versnellingspiek op de grafiek bij dezelfde frequentie als het toerental
van de aandrijving, hier dus 10 Hz. Ook de veelvouden van de 10 Hz vertonen een piek en kunnen gerelateerd
worden aan uitlijnfouten. De versnellingen ten gevolge van de obalans zijn gedaald van 25,6 mm/s² naar 1,836
mm/s² ofwel met een factor 14. De oorspronkelijke versnellingspieken op de andere frequenties zijn ook sterk
gedaald waardoor het onderscheid met de ruis op de meting kleiner is. De piek op 10 Hz is niet volledig weg, wat
wijst op een resterende kleine onbalans.
9
2.3.3. Versteviging
Lijncontact bij botsing
Een eerste probleem zijn de contactvlakken bij de botsing. Bij de originele opstelling is dit een lijncontact
waardoor heel hoge piek spanningen te zien zijn.
Figuur 2.12: Von-Mises spanning bij stall pen (links) en roterende pen (rechts) door lijncontact
Bij de stall pen is een Von-Mises piekspanning van 271 MPa waar te nemen op de contactlijn (Figuur 2.12). Bij de
roterende pen is dit wel 388 MPa, wat te hoog is voor de meeste staalsoorten en aluminium. De voorgestelde
staalsoorten C10E en 17Cr3 die een respectievelijke rekgrens hebben van 295 MPa en 440 MPa zijn hier niet voor
geschikt evenals aluminium 6061 T6 die slechts rekgrens heeft van 275 MPa.
Oppervlaktecontact bij botsing
Een verbetering is een uitholling bij de roterende pen op de plaats waar de twee componenten contact maken.
Dit resulteert in een oppervlakcontact in plaats van het lijncontact. De krachten kunnen zich nu mooi verdelen
over een oppervlak, waardoor de spanningen veel lager worden.
Figuur 2.13: Von-Mises spanning bij stall pen (links) en roterende pen (rechts) bij oppervlaktecontact
Figuur 2.13 toont dat de piekspanning drastisch is gedaald tot een 105 MPa bij de stall pen en een 183 MPa bij
de roterende pen. Dit is minder dan de helft dan bij het origineel ontwerp. De impact is duidelijk mooi verdeeld
over een oppervlak met veel lagere spanningen tot gevolg. De voorgestelde staalsoorten C10E en 17Cr3 die een
10
respectievelijke rekgrens hebben van 295 MPa en 440 MPa, zijn hier nu wel duidelijk voor geschikt evenals
aluminium 6061 T6 met een rekgrens van 275 MPa.
Dynamischer en steviger ontwerp
De inertie van de test bank moet zo klein mogelijk zijn om een dynamische
werking te garanderen. Om het ontwerp te optimaliseren wordt de
roterende pen telkens gesimuleerd met een kleine aanpassing in het
ontwerp. Zodat grote spanningen die op bepaalde plaatsen optreden,
worden weggewerkt door meer materiaal toe te voegen. Op plaatsen waar
de spanningen heel laag zijn, wordt materiaal weggenomen. De piekspanning
van 494 MPa (Figuur 2.15) bij het origineel ontwerp is veel te groot voor de
voorgestelde materiaalsoorten. Dit wordt opgelost door de basis van de pen
uit te breiden. Ook is er aan de top een heel lage spanning waardoor hier nog
materiaal weggenomen kan worden. Bijgevolg kan het tegengewicht ook
Figuur 2.14: Verstevigde en
teruggebracht worden en vermindert de inertie met 30% van 0,44 kgcm²
uitgebalanceerde roterende pen
naar 0,31 kgcm². De maximum spanningen zijn nog steeds aanwezig op
dezelfde plaats maar zijn verminderd van 494 MPa naar 165 MPa. De voorgestelde materiaalsoorten kunnen nu
wel gebruikt worden en zelfs met een grote veiligheidsfactor. Een bijkomstig voordeel van de uitholling en
versmalling van de top van de roterende pen is dat de stall pen nu minder kans heeft om deze te raken tijdens
het uitschuiven. Het is namelijk de bedoeling dat de roterende pen tijdens zijn rotatie de stall pen raakt en niet
omgekeerd. Figuur 2.14 toont de geoptimaliseerde roterende pen.
Figuur 2.15: Von-Mises spanningen bij origineel ontwerp (links) en geoptimaliseerd ontwerp (rechts)
As
De tussenliggende as (Figuur 2.16) is de belangrijke schakel tussen de te
testen stappenmotor en de twee stall mechanismes. Tijdens de werking
van het zachte stall mechanisme kan de lastmotor een maximum koppel
van 12,5 Nm leveren. Bij de harde stall treedt een impactkracht van 673
N op en grijpt aan op 0,07 m van de rotatie as. Dit leidt tot een moment
van 47,1 Nm. Het valt dus al te voorspellen dat de harde stall de grootste
spanningen in de as zal opleveren.
Figuur 2.16: Originele as
11
2.4.1. Versteviging
Om te beginnen wordt de as afzonderlijk gesimuleerd om te zien waar en hoeveel de spanningen zich verhouden.
Zowel de harde als de zachte stall worden gesimuleerd en samengevat in tabel 2.2. Voorlopig wordt een as
diameter van 12 mm genomen.
Figuur 2.17: Von-Mises spanning bij de as bij een harde stall
Figuur 2.17 toont een aanvaardbare maximum Von-Mises spanning van 222 MPa bij de harde stall. De zachte
stall daarentegen levert een duidelijk veel kleinere maximum spanning op zoals verwacht. Met een maximum
spanning van 119 MPa is deze bijna half zoveel als bij de harde stall (Tabel 2.2). De dimensionering van de as zal
dus op basis van de harde stall gebeuren.
Tabel 2.2: Von-Mises spanningen bij as bij zachte en harde stall
Soort belasting
Zachte stall
Harde stall
Diameter [mm]
12
12
Maximale spanning
(Von-Mises) [MPa]
119
222
Om te zien wat de invloed is van de as diameter op de maximum spanning, wordt de as gesimuleerd met
verschillende diameters bij de harde stall (Tabel 2.3).
Tabel 2.3: Von-Mises spanningen bij as met verschillende diameters
Diameter [mm]
12
Maximale spanning
Von-Mises [MPa]
222
11
10
288
384
De spanning stijgt aanzienlijk bij het nemen van een kleinere as diameter. Zo verdubbeld de maximale Von Mises
spanning wanneer de as diameter slechts 2 mm verkleind wordt. Afhankelijk van de materiaal keuze zal een
minimum diameter aan te raden zijn. Voor staal 17Cr3 (Re:440MPa) is de minimale diameter 10 mm. Voor
aluminium 6061 T6 (Re:275 MPa) zal de minimale diameter 12 mm zijn.
Opmer king
Het impact koppel van 47,1 Nm wordt opgevangen door beide as uiteinden. Indien een zeer kleine stappen motor
wordt getest op de bank is zijn rotor inertie (±0,02 kgcm²) verwaarloosbaar ten opzicht van die van de lastmotor
rotor (±1 kgcm²). Daarom zal bij een harde stall alleen de lastmotor rotor zorgen voor het tegenwerken van het
12
impact koppel. Hierbij zal vooral het as uiteinde, verbonden met de lastmotor, het koppel opvangen en dus hoge
spanningen vertonen. Figuur 2.18 toont de simulatie met as diameter 12 mm en impact koppel van 47,1 Nm.
Figuur 2.18: Von-Mises spanningen bij de as bij een harde stall met kleine stappenmotor
De simulatie toont een veel grotere Von-Mises piekspanning van 366 MPa ten opzichte van de vorige 222 MPa
bij zelfde as diameter. Bij het gebruik van staal 17Cr3 met rekgrens van 440 MPa zal een kleinere diameter al niet
meer toegestaan zijn. Ook het gebruik van aluminium 6061 T6 met een rekgrens van 275 MPa, is niet meer
toegestaan bij een as diameter van 12 mm. Een grotere diameter is niet gewenst omdat de inertie van zowel de
verbinding als de as zelf verhoogt. Verder zou dan ook nog een grotere as moer nodig zijn.
2.4.2. Spie koppeling
De as kan met de lastmotor en stappenmotor via zuivere klemspanning of via een spiebaan bevestigd worden.
Een groot voordeel van een spiekoppeling is dat deze geen slip toelaat, wat voor deze test opstelling belangrijk
is. Tot nu toe werd voor de simulaties geen koppeling gebruikt. Volgende simulaties onderzoeken de impact van
een spiebaan in de as en het overbrengen van koppels via spie koppelingen. Ook de lengte van de spie en het
type spie wordt hierbij onderzocht. Het gebruik van een stappenmotor met verwaarloosbare inertie, genereert
bij een harde stall de grootste spanningen. Daarom worden de simulaties gemaakt met de as, de lastmotor en
de lastmotorkoppeling.
Spi e types
Twee klassieke veel gebruikte vormen zijn de vlakke
inlegspie type A (afgerond) en type B (balk vorm), terug te
vinden op figuur 2.19. De invloed van de spievorm op de
Von-Mises spanningen en de contactdrukken wordt
onderzocht bij de spie en de as.
Figuur 2.19: Spie type A (links) en B (rechts)
13
Figuur 2.20: Von-Mises spanningen bij harde stall met spie koppeling type A
Figuur 2.21: Von-Mises spanningen bij harde stall met spie koppeling type B
Uit de simulaties met type A (Figuur 2.20) en met type B (Figuur 2.21) kan duidelijk worden gezien dat de spie en
as grotendeels op afschuiving worden belast. Het gebruik van spie type B heeft grote gevolgen op de maximum
spanningen en contactdrukken. De piekspanningen zijn veel lokaler dan bij type A. De spie snijdt als het ware
met zijn hoek in het materiaal van de as, wat natuurlijk niet gewenst is. Tabel 2.4 vergelijkt de spanningen en
contactdrukken tussen de twee spie types.
Tabel 2.4: Spanningen en contactdrukken bij spie type A en B
Spie type
Spielengte
A (afgerond)
B (balk)
12
12
Piekspanning as
(Von-Mises) [MPa]
55
2194
Piekspanning spie
(Von-Mises) [MPa]
24
1553
Contact druk as
[MPa]
198
3561
Contact druk spie
[MPa]
65,64
1836
De resultaten zijn overduidelijk. Voor eenzelfde spielengte is de vorm van de uiteinden (type A of B) heel
bepalend voor de maximum spanningen. De maximum spanningen ontstaan op de uiteinden van de spie
waardoor de vorm van het uiteinde dus sterk bepalend is voor het al dan niet falen van de verbinding. De
contactdrukken zijn bij type B met een factor 20 groter, bij de spanningen gaat dit tot een factor 50 groter. Dit
verschil is te verklaren doordat de krachten bij type B op één node vallen in plaats van meerder nodes zoals bij
type A. Eenzelfde kracht verdeeld over een groter aantal nodes levert een kleinere spanning op. In de realiteit
zal de maximum spanning bij het type B kleiner zijn omdat de krachten zich altijd zullen verdelen over een
14
oppervlak. Maar type A biedt wel een groter contact oppervlak waardoor de spanning beduidend kleiner zijn dan
bij type B. Type A wordt dus sterk aangeraden als spie verbinding.
Spi elengtes bij type A
Zowel spiebanen als spieën zijn genormeerd in breedte, hoogte en tolerantieklasses. Voor assen met diameter
12mm is de breedte en de hoogte 4mm. De lengte daarentegen kan verschillend zijn en is niet genormeerd. Bij
de fabrikant Ondrives zijn volgende spielengtes verkrijgbaar: 8, 10, 12, 15, 16, 20, 25 (in mm). Om de invloed van
de spielengte op de spanningen te achterhalen worden de lengtes 8, 12, 16 en 20 gesimuleerd (Tabel 2.5).
Tabel 2.5: Spanningen en contactdrukken bij verschillende spielengtes
Spielengte [mm]
8
12
16
20
Piekspanning
roterende as
(Von-Mises) [MPa]
71
55
50
47
Piekspanning spie
(Von-Mises) [MPa]
Contact druk as
[MPa]
Contact druk spie
[MPa]
26
24
23
22
219
198
185
176
91
66
61
58
Indien de spielengte wordt vergroot van 8 mm naar 20 mm, wat meer dan een verdubbeling is, zijn de gevolgen
duidelijk zichtbaar. Bij de as verkleint de piekspanning van 71 MPa naar 47 MPa (winst van 34%), bij de
contactdruk gaat deze van 219 MPa naar 176 MPa (winst van 20 %). Bij de spie gaat de piekspanning van 26 MPa
naar 22 MPa (winst van 15%), de contactdruk van 91 MPa naar 58 MPa (winst van 36%). Hoewel de winsten
behoorlijk groot zijn, liggen de maximale spanningen en contactdrukken bij de spielengte van 8 mm reeds ver
beneden de grenzen van staal en aluminium. De spielengte is voor deze toepassing dus vrij te kiezen. Omwille
van praktische redenen wordt gekozen voor een spielengte van 16 mm.
2.4.3. Kritisch torsietoerental
Bij een aandrijving is het belangrijk om niet op of dicht bij het kritisch torsietoerental te roteren. Bij kritische
toerentallen treedt namelijk resonantie op waardoor hevige trillingen ontstaan. Dit zal uiteindelijk leiden tot
falen van de aandrijving en moet dus absoluut vermeden worden. Figuur 2.22 toont de verplaatsing die de as
maakt tijdens het draaien op het kritisch torsietoerental.
Figuur 2.22: Verplaatsing bij kritisch torsietoerental
15
Kritisch torsietoerental bij verschillende di ameters en materialen
Om de invloed van de as diameter en het materiaal op het kritisch torsietoerental te bepalen wordt de simulatie
uitgevoerd voor 3 verschillende diameters en 2 verschillende materialen (Tabel 2.6).
Tabel 2.6: Kritische torsietoerental bij verschillende materiaal soorten
As diameter [12]
12
11
10
Kritisch torsietoerental bij staal [Hz]
10050
9838
9623
Kritisch torsietoerental bij aluminium [Hz]
9701
9499
9287
Een grotere as diameter zorgt voor een grotere torsiestijfheid en dus ook een hoger kritisch torsietoerental.
Alleen zorgt de toename van de as diameter van 10 mm naar 12 mm slechts voor een verwaarloosbare verhoging
in het kritisch toerental. Ook het nemen van het stijvere staal ten opzichte van het aluminium levert een
verwaarloosbare stijging van het kritisch toerental. Omdat het maximum toerental van de test bench slechts
3000 rpm ofwel 50 Hz is, zijn geen bijkomende eisen nodig om uit de buurt te blijven van het kritisch
torsietoerental. Dit is vooral te wijten aan de grote as diameter ten opzichte van de korte as lengte.
2.4.4. Kritisch buigtoerental
Ook het kritisch buigtoerental mag niet bereikt worden in een aandrijving. Hierbij zou de as heen en weer
zwaaien en opnieuw voor destructieve trillingen zorgen. Figuur 2.23 toont de verplaatsing bij het kritisch
buigtoerental.
Figuur 2.23: Verplaatsing bij kritisch buigtoerental
Kritisch buigtoer ental bij verschillende materiaal soor ten
Om de invloed van de as diameter en het materiaal op het kritisch torsietoerental te vinden wordt de simulatie
uitgevoerd voor 3 verschillende diameters en 2 verschillende materialen (Tabel 2.7).
Tabel 2.7: Kritisch buigtoerental bij verschillende materiaal soorten
As diameter [12]
12
11
10
Kritisch buigtoerental bij staal [Hz]
2374
2190
1995
Kritisch buigtoerental bij aluminium [Hz]
2331
2150
1957
16
Een grotere as diameter zorgt voor een grotere buigstijfheid en dus ook een hoger kritisch buigtoerental. De
toename van de as diameter van 10 mm naar 12 mm zorgt voor een verwaarloosbare verhoging in het kritisch
toerental. Ook het kiezen voor staal in plaats van aluminium levert een verwaarloosbare stijging van het kritisch
toerental op. Rekening houden met het maximum toerental van de test bench dat slechts 3000 rpm ofwel 50 Hz
is, zijn geen bijkomende eisen nodig om uit de buurt te blijven van het kritisch torsietoerental. Wat opnieuw
vooral te wijten aan de grote as diameter ten opzichte van de korte as lengte.
Stall pen
Zoals al eerder werd vermeld wordt het harde stall effect gesimuleerd door
een stall pen te laten uitschuiven (Figuur 2.24). De stall pen is bevestigd aan
een permanent magneet die zich in een spoel bevindt. Wanneer de spoel
wordt bekrachtigd, zal de magneet en bijgevolg ook de stall pen uitschuiven.
De roterende pen die volledig vast gemaakt is aan de aandrijfas, draait rond
tot deze botst met de uitgeschoven stall pen. Zo komt het zogenaamde
harde stall effect tot stand. Wanneer de stall pen ingeschoven is beweegt
Figuur 2.24: Originele stall pen
de roterende pen telkens langs de stall pen met een periode afhankelijk van
het toerental. Binnen één periode of omwenteling moet de stall pen dus
volledig uitgeschoven zijn, anders kan de stall pen tijdens het uitschuiven botsen met de roterende pen. De
maximale snelheid die is opgelegd voor de stappenmotor bench is 3000 rpm ofwel 50 omwentelingen per
seconde. Bij een snelheid van 50 omwentelingen per seconde is de periode 20ms. De geometrie van de stall pen
zorgt ervoor dat er slechts 348° over blijft van één omwenteling waarbij de roterende pen en de stall pen geen
contact kunnen maken (Figuur 2.25). Hieruit volgt dat de stall pen slechts 19,3 ms heeft om volledig uit te
schuiven.
Figuur 2.25: Beperking rotatie door stall pen
Meten van de uitschui ftijd
Het is dus belangrijk dat de stall pen uitschuift in minder dan 19,3 ms. Om de uitschuiftijd te controleren wordt
een directe en een indirecte meetmethode toegepast. Bij de directe methode wordt een lineaire potentiometer
vastgemaakt aan de stall pen. Bij het uitschieten van de stall pen zal het spanningsverloop over de
meebewegende potentiometer representatief zijn voor de verplaatsing van de stall pen. Bij de indirecte methode
kan door het stroomverloop in de spoel te analyseren met behulp van een oscilloscoop, de uitschuiftijd bepaald
worden. In de beginsituatie of met andere woorden voor het activeren van de stall pen, maakt de magneet nog
geen beweging. De elektrische kring kan aanzien worden als een zuivere RL keten (Figuur 2.26: links). De spoel
17
heeft immers een bepaalde inductiviteit, maar ook een bepaalde weerstand. De spoel wordt bekrachtigd door
een dc spanningsbron van 58 V. Bij het aanleggen van een stapvormige spanning wordt na het typisch transiënte
gedrag een constante stroomwaarde van 2,4 A bereikt (Figuur 2.26: links). Het aanleggen van een stapvormige
spanning wordt gerealiseerd door een bron in te schakelen met een mechanische schakelaar (Figuur 2.26:
rechts). Het overgangsgedrag omvat een exponentieel opkomende stroom die zijn eindwaarde bereikt na 5τ. De
tijdsconstante τ is de verhouding van de inductie op de weerstand van de elektrische kring. Voor deze bepaalde
RL keten bedraagt de insteltijd 4ms.
58V
Figuur 2.26: Elektrische kring bij stilstand (links), stroomverloop bij stapspanning bij RL keten (rec hts)
Bij het bekrachtigen van de spoel wordt een magnetisch veld gegenereerd. Dit veld zal afhankelijk van de richting
van de dc spanning, de magneet aantrekken of afstoten. Een kracht wordt dus aangelegd aan de magneet en dus
ook aan de stall pen. Bijgevolg ondergaan beide een versnelling en schuift de stall pen uit. Een bijkomend effect
is de tegen elektromotorische kracht, dit is de inductie spanning ten gevolge van de bewegende magneet in de
spoel (Figuur 2.27). Deze tegen-emk stijgt naarmate de snelheid van de magneet stijgt, waardoor de stroom in
de elektrische kring afneemt.
58V
Figuur 2.27: Elektrische kring bij beweging
Om deze effecten goed waar te nemen wordt de stroom gemeten met behulp van een oscilloscoop (Figuur 2.28).
Ook is het spanningsverloop over de potentiometer te zien. Zodat wanneer de stall pen uitschuift, de verplaatsing
direct kan worden opgemeten.
18
Dode tijd:
±6ms
Effectieve uitschiettijd:
±21,86ms
Spanning
potentiometer
Lokaal minimum
Stroom door
de spoel
Figuur 2.28: Stroomverloop en positieverloop bij activering stall pen
Zoals verwacht zal de stroom bij het aanleggen van de spanning, exponentieel toenemen tot zijn maximum. Deze
neemt dan langzaam af ten gevolge van de stijgende tegen-emk. Uit het scoopbeeld (Figuur 2.28) kan worden
afgeleid dat de verplaatsing exact stopt wanneer de stroom zijn lokaal minimum bereikt. Uit de stroommeting
kan dus de totale uitschiettijd worden afgeleid. Een tweede fenomeen is de dode tijd, die duidelijk zichtbaar is
als een vertraging. Bij het aanleggen van de stapspanning start de stall pen pas na 6 ms met uitschuiven. Deze
dode tijd zal in rekening worden gebracht bij het aansturen van de stall pen. Deze zal 6 ms vroeger dan gewenst
worden aangestuurd. Een nadeel van het direct meten van de verplaatsing doormiddel van de potentiometer is
dat deze zorgt voor toevoeging van wrijving en massa aan het systeem. Daarom wordt deze voor de metingen
niet meer gebruikt. De uitschuiftijd kan immers volledig worden bepaald aan de hand van de stroommeting.
2.5.1. Wrijving
De uitschuiftijd zonder de potentiometer en met de originele stall pen bedraagt 24 ms. Indien daar nog 6 ms
dode tijd wordt van afgetrokken, wordt een effectieve uitschiettijd van 18 ms bekomen. Deze tijd ligt heel dicht
bij de maximale uitschuiftijd van 19,3 ms. Als daar eventuele software matige of hardware matige vertragingen
vanuit dSPACE bijkomen is de kans groot dat de uitschuiftijdgrens wordt overschreden. Een eerste probleem die
daarom wordt aangepakt is de wrijving die optreed wanneer de stall pen in het frame schuift. Beide
componenten zijn van metaal en niet perfect glad. Een bijkomend probleem is dat de stall pen een grote kans
heeft op volledige blokkering bij het bekrachtigen van de spoel. De stall pen wil dan
uitschuiven maar zit volledig vast in het frame waardoor dan ook geen harde stall mogelijk
is. Ook hier ligt de oorzaak bij de ruwe metalen oppervlakken die langs elkaar glijden. Door
het simpelweg plaatsen van een lineair glijlager (Figuur 2.29) in het frame (zie Figuur 2.30),
is de wrijving geminimaliseerd en de kans op blokkering weggehaald. Wanneer nu een
nieuwe uitschuifmeting wordt gedaan, wordt eenzelfde tijd gemeten als voorheen. Dit
geeft dus aan dat de wrijving tussen de pen en het frame slechts een verwaarloosbare
Figuur 2.29:
invloed heeft op de uitschuiftijd. Het bekomen van een snellere tijd zal dus op een andere
Lineair
glijlager
manier moeten gebeuren. De kans op blokkering is wel weggehaald.
19
Frame
Spoel
Magneet
Stall pen
Figuur 2.30: Uitschuiving van magneet en stall pen in frame
2.5.2.
Inertie
Een parameter die een grote invloed heeft op de uitschuiftijd is de
inertie of bij lineaire bewegingen simpelweg gelijk aan de massa.
Indien een kracht wordt aangelegd bepaalt deze in grote mate de
versnelling. De massa kan op twee manieren gereduceerd worden.
Enerzijds kan het ontwerp slanker worden gemaakt waardoor
minder materiaal nodig is. Anderzijds kan een lichter materiaal
gekozen worden, aluminium is hiervoor een goed alternatief. De
combinatie van de aanpassingen (Figuur 2.31) resulteert in een Figuur 2.31: Geoptimaliseerde stall pen
totale uitschuiftijd van 19,4 ms. Min de dode tijd bedraagt de
effectieve uitschuiftijd 13,4 ms. Het reduceren van de massa heeft dus een grote invloed op de uitschuiftijd,
namelijk een tijdwinst van 26%.
Besluit
De componenten van het harde stall mechanisme worden met behulp van CAE software geoptimaliseerd. Tijdens
de harde stall mag ten slotte niets stukgaan. Daarom worden de maximum optredende spanningen voldoende
ver onder de rekgrens van het gebruikte materiaal gebracht. Daarvoor is eerst de effectieve botsingskracht van
671 N berekend die voorkomt tijdens de harde stall.
As-roter ende pen ver bindi ng
Simulaties maken duidelijk dat de originele manier om de roterende pen op de as te bevestigen te zwak is.
Daarom wordt de roterende pen uit één geheel gemaakt en geborgd door een asmoer in plaats van de bestaande
boutverbinding. Deze asmoer is op zich geborgd door een stelschroef, waardoor de kans dat de roterende pen
los komt, praktisch onbestaande is. Een bijkomend voordeel van de asmoer is dat de voorspanning die ontstaat
bij het aanhalen van de asmoer, zorgt voor een kleinere belasting van de roterende pen en as.
Roter ende pen
Betreft de roterende pen zijn een aantal problemen weggewerkt. Ten eerste is de roterende pen uitgebalanceerd
doormiddel van een tegengewicht. De schadelijke trillingen ten gevolge van de onbalans zijn grotendeels
weggewerkt waardoor de levensduur van de componenten verlengd zijn. Dit wordt bevestigd door de
trillingsanalyse. Ten tweede is bij de botsing het lijncontact vervangen door een oppervlakcontact. Hierdoor zijn
20
de spanningen bij de impact gedaald. Ten derde is het ontwerp aangepast zodat de pen voldoende stevig is en
de inertie een daling kent van 30%. De optimalisering van de roterende pen leverde dus een sterker en
dynamischer ontwerp op.
As
De as die de verbinding vormt tussen de stappenmotor, lastmotor en roterende pen is grondig bestudeerd. Zo is
de optimale diameter en het ideale materiaal gevonden die zowel bij de harde stall als bij de zachte stall
voldoende kleine spanningen opleveren. Via de CAE simulaties zijn ook de geschikte spielengte en spietype voor
de as koppelingen gevonden. Als laatste werd de invloed van het materiaal en de as diameter op het kritisch
torsietoerental en het kritisch buigtoerental onderzocht. Hieruit volgde dat de kritische toerentallen bij de as ver
boven het maximum toerental van de test bench van 3000 rpm liggen.
Stall pen
De stall pen is op twee punten sterk verbeterd. Enerzijds is de grote kans op blokkering weggewerkt door een
lineair glijlager te monteren. Anderzijds is de uitschuiftijd met 30% gereduceerd door een slanker ontwerp te
maken en aluminium te gebruiken in plaats van staal. Indien nog een dode tijd in rekening wordt gebracht tijdens
het aansturen van de stall pen, zit de uitschuiftijd met 5,9 ms onder de tijd limiet van 19,3 ms.
3 Inertie reductie van de aandrijving
Het is de bedoeling dat de stappenmotor bench een zo groot mogelijk werkingsgebied heeft. Op die manier
kunnen zoveel mogelijk verschillende toepassingen gesimuleerd worden. Een belangrijke parameter daarbij is de
dynamiek van de test bench. Indien een hoog dynamische toepassing moet gesimuleerd worden waarbij de
stappenmotor grote versnellingen ondergaat, is de inertie van de roterende onderdelen best zo klein mogelijk.
De versnelling die immers kan gerealiseerd worden is afhankelijk van het aangelegde koppel, de inertie en de
wrijvingskracht. Formule 3.1 toont het verband tussen deze parameters [8].
𝑇𝑚 − 𝑇𝑤𝑟 − 𝑇𝑙𝑎𝑠𝑡 = ∝∙ J
(3.1)
met
Tm: Motorkoppel (Nm)
Twr: wrijvingskoppel (Nm)
Tlast: lastkoppel (Nm)
α: Versnelling (m/s²)
J: Inertie (kgm²)
De wrijving in de opstelling heeft ook een invloed op de haalbare versnelling. Maar deze kan gemakkelijk
gecompenseerd worden met de lastmotor door een meewerkend koppel aan te leggen. De inertie daarentegen
is complexer om te compenseren met de lastmotor. Daarom moeten de componenten ontworpen worden met
een zo klein mogelijke inertie. Daarbij wordt eerst de inertie in kaart gebracht van alle componenten van het
originele ontwerp.
Inertiever houdi ng las t/motor
De inertie verhouding tussen de last en de motor is een belangrijke parameter voor positioneer en servo
aandrijvingen. Om een richtwaarde te krijgen van welke inertieverhouding ideaal zou zijn voor de test bench,
wordt gebruik gemaakt van de vuistregel voor positioneeraandrijvingen [9, 10]. Voor een ideale
inertieverhouding tussen motor en last bij hoog dynamische systemen ligt deze het best tussen de 1 en 3. Voor
minder dynamische systemen mag dit maximum 10 zijn. Indien deze vuistregel niet wordt gevolgd en de inertie
van de stappenmotor lager of hoger wordt genomen, kan afhankelijk van de stijfheid van de koppelingen,
instabiliteit voorkomen.
21
Inertie originele opstelling
Alle componenten die mee roteren met de stappenmotor rotor en waarvan de inertie dus een belangrijke rol
speelt, zijn te zien op figuur 3.1.
Roterende pen
Remschijf
REGO fix
as koppeling
Stappenmotor
rotor
Koppeling
Koppeling
Lastmotor rotor
As
Encoder
as
Figuur 3.1: Roterende onderdelen van originele test bench
Tabel 3.1 toont de inertiewaarde van deze componenten. De waarden hiervoor werden gevonden in de
datasheets van de componenten en uit de CAD software NX®.
Tabel 3.1: inertie van de bestaande opstelling
Onderdeel van de opstelling
Stappenmotor koppeling:
Tussenliggende as
Roterende pen
Rem
Torsiestijve koppelingen
Lastmotor
Encoder
Totaal
Inertie [kgcm²]
0,824
0,264
0,220
5,360
0,300
22,000
0,006
28,974
Hieruit valt op dat de lastmotor en de rem een grote inertie hebben. Deze zullen dus zorgen dat het dynamisch
bereik van de test bench beperkt is. De inertie verhouding tussen de stappenmotor en zijn last moet ook
onderzocht worden. De last is hier alles wat mee ronddraait. Daarom wordt de inertie van alle roterende
onderdelen samen op een taart diagram weergegeven. Zo is duidelijk hoe groot de inertie is van de componenten
ten opzichte van de inertie van de stappenmotor. Omdat de test bench het gebruik van verschillende
stappenmotoren toelaat, zullen twee verschillende groottes van stappenmotoren worden onderzocht. Figuur 3.2
toont de inertie verhouding met de stappenmotor KH39. Dit is één van de kleinste stappenmotors die gebruikt
wordt op de test bench en heeft een inertie van 0,019 kgcm².
22
0,0062 ; 0%
0,3; 1%
0,22; 1%
0,019 ; 0%
0,264 ; 1%
Inertie [kgcm²; %]
0,924 ; 3%
Stappen motor: KH39
Torsiestijve koppeling
5,36; 18%
Encoder
Roterende pen
As
22; 76%
Stappen motor
koppeling
Rem
Figuur 3.2: Inertieverhouding van de bestaande opstelling met kleine stappenmotor KH39
De inertie van de stappenmotor is hier zelfs zo klein ten opzichte van de andere onderdelen dat deze niet eens
zichtbaar is op het taartdiagram. Figuur 3.3 toont de inertieverhouding met de stappenmotor PK296, dit is één
van de grootste stappenmotoren die gebruikt wordt op de test bench en heeft een inertie van 1,4 kgcm².
0,0062 ; 0%
0,3; 1%
1,4; 5%
0,22; 1%
Inertie [kgcm²; %]
0,264 ; 1%
0,924 ; 3%
5,36; 17%
22; 72%
Stappen motor:
PK296
Torsiestijve
koppeling
Encoder
Roterende pen
As
Stappen motor
koppeling
Rem
Figuur 3.3: Inertieverhouding van de bestaande opstelling met grote stappenmotor PK296
Uit beide taartdiagramma’s (Figuur 3.2 en 3.3) is het duidelijk dat de last motor een overheersend aandeel (72%
tot 77%) heeft in de opstelling, ongeacht de grootte van de stappenmotor. Ook de rem en de stappenmotor
koppeling hebben een groot aandeel in de inertie van de opstelling. Het is duidelijk dat in het geval van de kleine
stappenmotor de inertie van de opstelling drastisch moet verminderen indien een hoge dynamiek gewenst is.
De inertie verhouding moet tussen de 1 en de 3 liggen bij hoog dynamische toepassingen volgens de vuistregel
Dit betekent dat moet worden overgegaan van de huidige 28,5 kgcm² naar 0,019 kgcm² tot 0,057 kgcm² of een
reductiefactor van 500 tot 1500. Zo een grote reductiefactor van de inertie van de opstelling zal praktisch
onhaalbaar zijn. Dit vraagt om andere oplossingen zoals inertie compensatie met de lastmotor zodat dynamische
simulaties met kleine stappenmotoren toch mogelijk zijn. In het geval van de grotere stappenmotor moet de
inertie van de opstelling verkleinen van 28,974 kgcm² naar 1,4 kgcm² tot 4,2 kgcm² om aan de vuistregel te
voldoen. Hoewel dit nog altijd een uitdaging vormt, is de reductiefactor nu slechts 7 tot 20.
23
Inertie geoptimaliseerde opstelling
3.2.1. Berekende inertie opstelling
Ten eerste worden de componenten met de grootste inertie aangepakt, namelijk de lastmotor en de rem. Deze
worden besproken in hoofdstuk 4. De roterende pen, as en askoppeling werden al in hoofdstuk 2 besproken. De
koppelingen zijn ook vervangen door lichtere versies. Het resultaat van de totale optimalisering is te zien in Figuur
3.4.
Roterende pen
Ingebouwde
remschijf
Koppeling
Koppeling
Stappenmotor
rotor
Lastmotor
rotor
As
Ingebouwde
encoder
Figuur 3.4: Roterende onderdelen van geoptimaliseerde bench
Het valt op dat de samenstelling van de roterende onderdelen sterk is verandert. De rem en encoder zijn nu
ingebouwd in de lastmotor. De inertiewaarden van alle roterende onderdelen worden samengevat in tabel 3.2.
Tabel 3.2: Inertie van geoptimaliseerde opstelling
Onderdeel van de opstelling
Tussenliggende as
Roterende pen
Asmoer
Rem
Koppelingen
Lastmotor (encoder inbegrepen)
Totaal
Inertie [kgcm²]
0,044
0,31
0,025
0,050
0,182
0,93
1,541
Daling van inertie [%]
83,33
-40,91
n.v.t.
99,07
39,33
95,77
94,68
Tabel 3.2 maakt duidelijk dat behalve de roterende pen, de inertie van alle componenten behoorlijk vermindert
is. De stijging van de inertie van de roterende pen is vooral te wijten aan de uitbalancering waarbij tegengewicht
is toegevoegd. Maar als de totale inertie wordt bekeken is een daling van 94,68% zichtbaar. Deze realisering is
vooral te wijten aan de lastmotor en de rem die hoofdzakelijk de oorzaak waren voor de oorspronkelijke inertie.
Door een andere motor te kiezen is de lastmotorinertie afgenomen met 95,77%, bij de inertie van de rem is dit
99,07%. Indien de vuistregel voor inertieverhouding in aandrijvingen wordt gebruikt kan een tabel met
stappenmotoren met een ideale inertie worden opgemaakt (Tabel 3.3).
Tabel 3.3: Mogelijke stappenmotor inerties volgens de vuistregel
Vuistregel inertieverhouding motor - last
Heel dynamisch: 1/1 tot 1/3
Matig dynamisch: 1/3 tot 1/10
Minimaal
0,514
0,154
Stappenmotor inertie [kgcm²]
Maximaal
1,541
0,514
De inertie van de onderdelen apart kan opnieuw worden bekeken in verhouding met de hele opstelling aan de
hand van een taartdiagram. Figuur 3.5 toont de inertie per onderdeel met die van de kleine stappenmotor KH39.
24
Inertie [kgcm²; %]
0,019 ; 1%
Stappen motor: KH39
0,182 ; 12%
Koppeling
Roterende pen
Asmoer
0,31; 20%
As
0,93 ; 59%
Rem
Lastmotor
0,025; 2%
0,05 ; 3%
0,044; 3%
Figuur 3.5: Inertieverhouding van geoptimaliseerde opstelling met stappenmotor KH39
De lastmotor heeft nog altijd een sterk aandeel, maar is gezakt van 76% naar 59%. De inertie van de
stappenmotor is nog altijd heel klein ten opzichte van de rest, namelijk slechts 1% van het totaal. Wanneer de
vuistregel voor inertieverhoudingen wordt gevolgd zou dit minstens 9% moeten zijn bij matig dynamische
toepassingen en minstens 25% bij heel dynamische toepassingen. Hier zal het dus nodig zijn dat de lastmotor
meehelpt om de hoge versnellingen toch te kunnen behalen.
Inertie [kgcm²; %]
Stappen motor: PK296
Koppeling
0,93 ; 32%
1,4; 48%
Roterende pen
Asmoer
As
0,05; 2%
0,044 ; 1%
Rem
0,31; 10%
Lastmotor
0,025 ; 1%
0,182 ; 6%
Figuur 3.6: Inertieverhouding van geoptimaliseerde opstelling met stappenmotor PK296
Figuur 3.6 toont de inertieverhouding met de grote stappenmotor PK296. De inertieverhouding met de grote
stappenmotor toont een zeer positief resultaat. De inertieverhouding van de stappenmotor is gestegen van 5%
naar 48%. Dit is een benaderende één op één verhouding van de last op de stappenmotor. De maximale
dynamiek kan hier dus zeker behaald worden.
3.2.2. Gemeten inertie opstelling
In de drive van de lastmotor bestaat de mogelijkheid om een autotuning uit te voeren. Daarbij berekent de drive
de inertie door gebruik te maken van formule 3.1. De drive laat de lastmotor vanaf een gekende toerental
opdrijven tot een ander toerental. Daarbij weet de drive welk koppel hij uitstuurt en over welke tijd dit gebeurt.
Hierbij wordt het wrijvingskoppel verwaarloosd en de kleine stappenmotor wordt niet bekrachtigd en levert dus
25
geen lastkoppel. Ook zijn verwaarloosbare inertie en kleefkoppel zullen weinig invloed hebben op de meting. Als
formule 3.1 nu in functie van begin- en eindtoerental wordt geschreven, wordt formule 3.2 bekomen.
Tmot − Twr − Tlast = J ∙
Met
ω2 −ω1
∆t
(3.2)
Tmot: stappenmotor koppel (Nm)
Twr: wrijvingskoppel (Nm)
Tlast: lastkoppel (Nm)
J: totale inertie van de testbank (kgm²)
ω1, ω2: de respectievelijke start hoeksnelheid en eind hoeksnelheid (rad/s)
Δt: de totale versnellingstijd (s)
Uit de autotuning komt een inertie van ±2 kgcm² deze is licht hoger dan de inertie afkomstig uit de CAD modellen
en datasheets. Dit kan worden verklaard doordat het totale wrijvingskoppel en het kleefkoppel van de kleine
stappenmotor niet volledig te verwaarlozen zijn en dus in principe wel moet worden meegerekend om een
nauwkeuriger resultaat te bekomen. Ook het ronddraaien van de roterende pen zorgt voor een tegenwerkend
koppel omdat deze functioneert als ventilator. Daarnaast is de nauwkeurigheid van de inertieberekening te laag
om deze betrouwbaar te noemen.
Besluit
Door het in kaart brengen van de inertie van elk onderdeel apart, blijkt dat de inertie van de originele lastmotor
onaanvaardbaar groot is. Wanneer de vuistregel voor inertieverhoudingen bij positioneer aandrijvingen wordt
gevolgd, is de inertie van zelfs de grootste stappenmotor te klein voor de test bench. De nieuwe CMP50L motor
heeft een inertie die 95,77% kleiner is. Dit in combinatie met de inertie reductie van de andere componenten
levert een totale inertie daling op van 94,68% van de test bank. Dit leidt tot een groter dynamisch bereik van de
test bench en een ideale inertieverhouding van 1/1 voor de grotere stappenmotoren. Helaas kan de vuistregel
niet worden voldaan voor de hele kleine stappenmotoren.
4 Zachte stall mechanisme
Het kunnen opleggen van een bepaald lastprofiel die uiteindelijk kan leiden tot een overbelasting of een zachte
stall is een belangrijke doelstelling van de test bench. In dit hoofdstuk wordt het zachte stall mechanisme
onderzocht en geoptimaliseerd. Het gebruiken van een elektrische motor is het meest geschikt om een
willekeurig, dynamisch lastprofiel op te leggen. Het gebruik van een mechanische rem kan interessant zijn om
een heel starre blokkering te genereren. Zoals eerder vermeld is een encoder noodzakelijk om de momentane
positie op te meten en door te geven aan het stuurprogramma. Onrechtstreeks bepaalt de keuze van de
lastmotor ook welke encoder en mechanische rem worden gebruikt en hoe deze worden gemonteerd. De
originele lastmotor heeft een doorlopende as waardoor het mogelijk is om de encoder na de lastmotor te
monteren. De originele rem is dan op de aandrijf as tussen de stappenmotor en de lastmotor gemonteerd.
Bijgevolg is de keuze van de lastmotor een stuk complexer. Het omvat veel meer dan alleen het lastprofiel en zal
dus zorgvuldig gekozen moeten worden.
Lastmotor
Vorig hoofdstuk bracht de inertie in kaart van de volledige opstelling. Daarbij werd duidelijk dat de inertie van
de lastmotor veel te groot was en het dynamisch bereik van de test bench werd daardoor sterk beperkt. Het is
dus noodzakelijk een andere lastmotor te kiezen met een lagere inertie. Aan de hand van de stappenmotoren
doelgroep van de test bench beschreven in hoofdstuk 1 kunnen de eisen voor de lastmotor worden gevormd.
26
Een continu houdkoppel van 4 Nm en een continu koppel van 2,5 Nm bij een toerental van 3000 rpm moet
gegenereerd kunnen worden.
Gener atorw erking
In de test bench wordt de lastmotor bijna uitsluitend gebruikt om een koppel aan te leggen. De rotatie richting
wordt bepaald door de stappenmotor. De richting van het koppel van de lastmotor is dus tegengesteld aan de
richting van zijn snelheid zoals te zien in kwadrant II en IV op figuur 4.1.
Figuur 4.1: Vier kwadranten bij aansturing motor door drive
De lastmotor wordt dus voornamelijk gebruikt in generatorbedrijf [8]. De elektrische energie wordt door de
stappenmotor omgezet in mechanische energie en in de aandrijving gestoken. De lastmotor haalt de
mechanische energie terug uit de aandrijving en zet deze terug om naar elektrische energie. Die elektrische
energie kan enerzijds terug in het net worden gestoken of worden verbrand in een remweerstand. Vanwege het
relatief klein vermogen van de motor en de kostprijs wordt gekozen om de energie te verbranden in een
remweerstand.
4.1.1. De borstelloze dc motor
De originele lastmotor in de opstelling is een permanent magneet machine met trapeziumvormige spanning, ook
wel een borstelloze dc machine genoemd [8, 11].
Koppel
De basisformule voor het berekenen van het motorkoppel bij een elektrische machine is als volgt:
T = k 𝑚 ∙ I𝑎 ∙ ϕ
met
(4.1)
T: motorkoppel (Nm)
Km: motorconstante (Nm/A*Wb)
I: stroom (A)
φ: flux (Wb)
Bij een permanent magneet machine is de flux constant en kan de formule worden herleidt tot het volgende:
T = k ∙ I𝑎
met
(4.2)
T: motorkoppel (Nm)
k: motorconstante (Nm/A)
I: stroom (A)
Het koppel is dus op een constante na gelijk aan de stroom. In de motorwikkelingen worden blokvormige
stromen geïnjecteerd. Deze induceren in de motor trapeziumvormige spanningen, vandaar ook de benaming.
27
Het gevolg van de blokvormige stromen zijn blokvormige koppels die één resulterend constant koppel vormen
(figuur 4.2).
Fasestroom:
Tegen-emk:
Koppel:
Figuur 4.2: De werking van een borstelloze dc machine
Tegen-emk
De geïnduceerde spanning of tegen-emk is evenredig met de rotorsnelheid.
E = k ∙ ω𝑟
met
(4.3)
E: geïnduceerde spanning of tegen-emk (V)
k: motorconstante (rad/s*V)
ωr: rotorsnelheid (rad/s)
Bij het stijgen van de rotorsnelheid stijgt dus ook de tegen-emk. Deze tegen-emk kan zodanig oplopen bij hoge
snelheden dat het verschil met de motorspanning afkomstig van de drive, zeer klein wordt. Bijgevolg kunnen
geen hoge stromen meer vloeien en kunnen dus ook geen hoge koppels meer gegenereerd worden. Bij de
koppel-toerental karakteristiek is dan ook een afname van het koppel te zien nabij het nominaal toerental.
Voordelen
Een groot voordeel van dit type motoren is de lage inertie en dus hoge dynamiek. De overbelastbaarheid is zeer
hoog ten opzichte van andere motoren. De regeling is eenvoudig en kan met hall-sensoren worden gedaan.
Nadel en
De interactie van de rotormagneten met de statortanden zorgt voor een relatief hoog pulserend kleefkoppel die
dan ook altijd aanwezig is. Andere oorzaken van koppelrimpel zijn de onvolmaaktheden in de golfvorm van de
tegen-emk door randeffecten en de eindige commutatieduur van de statorstromen. De BLDC heeft ook een
slechte koppelstabiliteit, vooral bij lage toerentallen.
28
4.1.2. Originele MP70L borstelloze dc motor
Hoewel BLDC motoren gekend staan voor hun kleine inertie, heeft deze motor een zeer grote inertie volgens zijn
vermogen grootte. Na navraag bij de producent is gebleken dat de motor een low cost machine is en bijgevolg
een grote rotor heeft. De motor kan een houdkoppel leveren van 4,1 Nm, wat dus genoeg is voor de doelgroep
tot NEMA 24. De aansturing van de BLDC ontbreekt nog en dus kan een volledig nieuw motor en drive oplossing
worden gekozen.
Werki ngsgebied
Het is belangrijk om het volledige werkingsgebied van de lastmotor MP70L grondig te kennen. Figuur 4.3 toont
de koppel-toerental karakteristiek van de originele lastmotor.
Koppel [Nm]
Koppel-toerental karakteristiek originele lastmotor
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Toerental [rpm]
Thermische grens
Dynamische grens
Figuur 4.3: Koppel-toerental karakteristiek van de originele lastmotor
De grafiek maakt duidelijk welk koppel bij welk toerental kan gegenereerd worden. De dynamische grens of het
maximaal motorkoppel kan slechts gedurende een korte periode geleverd worden. Dit maximaal koppel is meer
dan een viervoud van het nominaal koppel. Dat komt door de grote demagnetisatie weerstand van de magneet
bij het vloeien van grote stromen. De motor zal dan wel heel snel opwarmen. Voor continue gebruik moet de
belasting onder de thermische grens curve blijven zodat de motor niet oververhit. De afname van het maximum
koppel nabij het nominaal toerental is te wijten aan de eerder besproken stijgende tegen-emk. De afname van
de thermische grens is door de stijgende ijzerverliezen bij hogere toerentallen.
4.1.3. De PMSM motor
Na een grondig theorie- en marktonderzoek blijkt de sinusoïdale PMAC of de permanent bekrachtigde ACsynchrone servomotor [8, 11] het meest geschikte motortype. Deze motoren zijn zeer gelijkaardig aan de
borstelloze dc motoren met het verschil dat nu een sinusoïdale stroom wordt geïnjecteerd en een sinusoïdale
spanning wordt geïnduceerd. Formule 4.2 kan opnieuw worden gebruikt om de koppels te berekenen. De
sinusoïdale koppels vormen één resulterend constant koppel. Ook de tegen-emk kan opnieuw worden berekend
via formule 4.3.
29
Voordelen
PMSM motoren hebben een heel lage inertie waardoor een hoge dynamiek mogelijk is. De overbelastbaarheid
kan opnieuw zeer hoog oplopen. De sinusoïdale statorstromen veroorzaken geen stroomcommutatie waardoor
het koppel constanter en stabieler is. Deze motoren zijn heel geschikt voor hoog performante toepassingen.
Nadel en
Ook deze motoren hebben een beduidend pulserend kleefkoppel vanwege de permanente magneet. Deze is wel
geringer dan bij de borstelloze dc motoren. De aansturing is complexer en gebeurt via veldoriëntering. De drive
heeft nood aan een dure encoder voor de aansturing van de motor.
4.1.4. Geschiktere CMP50L PMSM motor
Na een vergelijkende studie van PMSM motoren van verschillende
leveranciers blijkt uit de vergelijkstabel (zie bijlage II) de CMP50L
van SEW (Figuur 4.4) de meest geschikte motor voor de test
bench. De motor is onder gedimensioneerd waardoor deze een
zeer lage inertie heeft. Dankzij de geforceerde ventilatie die als
optie kan genomen worden, verschuift de thermische grenscurve
naar boven en kan zo toch een continu houdkoppel van 4,8 Nm
geleverd worden. Een nadeel van deze ventilator is dat de energie
Figuur 4.4: Lastmotor CMP50L (SEW)
consumptie een stuk hoger zal liggen. Hierdoor is dit niet aan te
raden bij toepassingen die veel draaiuren hebben. Bij de installatie van de drive is een extra schakelaar voorzien
om de ventilator af te leggen. Wanneer kleine stappenmotoren worden getest en de lastmotor toch niet zwaar
kan worden belast, wordt de ventilator uitgeschakeld. Zo worden de energiekosten beperkt. Indien de schakelaar
wordt afgelegd en de motor wordt toch overbelast zal de ingebouwde temperatuur sensor de drive alarmeren.
Werki ngsgebied
Om het volledige werkingsgebied grondig te kennen, kan opnieuw de koppel-toerental karakteristiek van de
CMP50L worden bekeken (Figuur 4.5).
Koppel-toerental karakteristiek CMP50L
12
Koppel [Nm]
10
8
6
4
2
0
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Toerental [rpm]
Thermische grens
Dynamische grens
Thermische grens met geforceerde ventilatie
Figuur 4.5: Koppel-toerental karakteristiek van de CMP50L lastmotor
De grafiek op figuur 4.5 toont de thermische grens voor de motor met en zonder geforceerde koeling. Nu kan
worden afgeleid wanneer de ventilator moet worden ingeschakeld. Indien de zwarte curve wordt overschreden
voor een langere tijd moet de ventilator ingeschakeld worden. De motor wordt anders thermisch overbelast. De
30
afname van het maximum koppel nabij het nominaal toerental is te wijten aan de eerder besproken stijgende
tegen-emk. Het sneller gaan dan het nominaal toerental wordt dan ook bestraft met een relatief klein koppel.
Drive
In de originele opstelling was nog geen vorm van aansturing voorzien voor de borstelloze dc
motor. Omdat toch een veel geschiktere lastmotor is gevonden, wordt meteen een aansturing
voorzien voor de PMSM motor. De lastmotor heeft als taak het variabel wenskoppel te leveren
dat het lastprofiel vormt. De drive wordt bij dezelfde leverancier als de motor gekozen (Figuur
4.6). De drive beschikt dan immers over een volledig kenmerkenprofiel van de motor om deze
nauwkeuriger en dynamischer te kunnen aansturen. De manier van aansturen zal in
koppelsturing zijn in plaats van de klassieke snelheidsregeling. Het wenskoppel zal vanuit het
aanstuurprogramma naar de drive worden gestuurd. Een bijkomend voordeel van de drive is
dat deze beschikt over de functionaliteit om een noodafremming uit te voeren. Hierdoor
Figuur 4.6: Drive
kan de bestaande mechanische rem worden weggelaten, wat sterk voordelig is voor de
inertie van de opstelling. De aansturing van de drive wordt besproken in hoofdstuk 6. De datasheet en bijhorende
handleidingen zijn te vinden in bijlage III.
Remweerstand
Zoals eerder vermeld wordt de lastmotor vooral in generatorwerking gebruikt.
Vanwege de kostprijs en het lage vermogen is een remweerstand (Figuur 4.7) de
voordeligste oplossing.
Nominaal vermog en
Figuur 4.7: Remweerstand
Het vermogen van de remweerstand wordt gedimensioneerd op het vermogen van de grootste stappenmotor.
Deze levert een koppel van ongeveer 2,5 Nm bij een toerental van 3000 rpm. Met behulp van de formule 4.4 kan
het mechanisch vermogen berekend worden.
P =T∙ω
Met
(4.4)
P: mechanisch vermogen (W)
T: motorkoppel (Nm)
ω: hoeksnelheid (rad/s)
Een mechanisch vermogen van 750 W moet kunnen worden geabsorbeerd door de drive. Door allerlei verliezen
zal het elektrisch vermogen naar de remweerstand een stuk kleiner zijn. Om voldoende marge te hebben wordt
een remweerstand van 800 W wordt gekozen.
Maximaal v ermogen
Een andere belangrijke dimensioneringsparameter is het maximale vermogen die gedurende een korte tijd kan
worden verbrand in de motor. Via het maximale elektrische vermogen en de tussenkringspanning kan de
weerstandswaarde berekend worden met formule 4.5. Door de typische kenmerken van de gelijkrichter is de dc
spanning in de tussenkring een factor √2 groter dan de lijnspanning.
P𝑚𝑎𝑥 =
Met
2
𝑈𝑑𝑐
𝑅
(4.5)
Pmax: maximaal elektrisch vermogen (W)
Udc: spanning dc tussenkring (V)
R: weerstandswaarde remweerstand (Ω)
31
De drive wordt gevoed met een lijnspanning van 400 Vac, de dc tussenkringspanning bedraagt vervolgens 566
Vdc. Indien de remweerstand een weerstand van 68 Ω heeft, kan een maximaal elektrisch vermogen van 4711
W verbrand worden. De reden van het zeer hoge maximaal vermogen is zodat bij een noodsituatie heel snel kan
worden afgeremd.
Houdrem
In de originele opstelling is een mechanische rem voorzien om bij de start al een volledige starre blokkering te
genereren of om bij noodsituaties de opstelling snel tot stilstand te brengen. Uit hoofdstuk 3 volgde dat de rem
een heel grote inertie heeft en het dus noodzakelijk is om een andere oplossing te nemen. Om bij de start al een
harde stall of volledige blokkering te genereren, wordt een houdrem ingebouwd in de lastmotor. Deze wordt
aangestuurd via een aparte houdremmodule. Een houdrem heeft een kleinere inertie dan een rem, maar kan de
opstelling niet vanuit snelheid laten stoppen. Om in noodgevallen de opstelling toch zo snel mogelijk te stoppen
is de drive voorzien van een safe torque off functie (zie hoofdstuk 7). De drive voert zelf de afremming uit en
wanneer een voldoende lage snelheid bereikt is wordt de motor niet meer bekrachtigd.
Positiesensor
Het hele principe van de stappenmotor bench draait rond het stall detectie algoritme van de
stappenmotoraansturing. Om deze stall detectie te controleren wordt de effectieve positie van de stappenmotor
opgemeten aan de hand van een hoge resolutie positiesensor. Indien de stappenmotor stappen verliest, moet
de positiesensor in staat zijn dit onmiddellijk en nauwkeurig op te meten. De test bench moet toelaten om
stappenmotoren te testen die worden aangestuurd in een microstap mode van maximum 1/128 ofwel een
hoekverdraaiing van 0,014° per microstap. Bij microstap mode stuurt de drive de stappenmotor aan met kleinere
stappen of dus kleinere hoekverdraaiingen per uitgestuurde puls. Om de stap voldoende nauwkeurig op te
meten, moet de positiesensor een nauwkeurigheid hebben van minstens een halve stap ofwel 0,007°.
4.5.1. Originele positiesensor: externe incrementele encoder
Incrementele enc oder
De originele positiesensor is een incrementele encoder die volgens het optische principe werkt. Een lichtbron
schijnt op een incrementele schijf met radiale, lichtdoorlatende sleuven (Figuur 4.8). Een optische sensor aan de
andere kant zet de lichtpulsen om naar een elektrisch signaal.
Figuur 4.8: Werking optische encrementele encoder
Encrementele encoders hebben meestal twee kanalen en een omlooppuls (Figuur 4.9). Deze signalen kunnen
ook elk worden geïnverteerd. De twee kanalen A en B zijn 90° verschoven ten opzichte van elkaar. Dit heeft als
voordeel dat enerzijds de draairichting kan worden bepaald. Anderzijds kan de nauwkeurigheid worden
verviervoudigd door de flanken te bekijken
32
Optische sensor 1:
A kanaal
A kanaal
B kanaal
Optische sensor 2:
B kanaal
Omlooppuls
Flankdetectie
Optische sensor 3:
omlooppuls
Figuur 4.9: Elektrische pulsen bij encrementele enco der
Deze encoder stuurt dus in principe alleen een vast aantal elektrische pulsen uit per omwenteling. De pulsen
moeten worden bijgehouden in het stuurprogramma om de uiteindelijke effectieve positie van de as te
verkrijgen.
Nauwkeurighei d
De originele positiesensor heeft een resolutie van 65536 pulsen per omwenteling ofwel 0,0055° en voldoet dus
ruim aan de eisen om de kleinste microstap nauwkeurig op te meten. De encoder is gemonteerd na de lastmotor
(Figuur 4.10). Dit heeft als nadeel dat de momentane hoek van de stappenmotor iets minder nauwkeurig kan
worden opgemeten. De koppelstoten en lastkoppels gegenereerd door de stall effecten veroorzaken torsie van
de as en koppelingen. De onderdelen kunnen dus verdraaien ten opzichte van elkaar. Ook door het gebruik van
pure klemkoppelingen kan er slip ontstaan tussen de gekoppelde onderdelen. De encoder zal zo een andere
positie aangeven dan de positie van de stappenmotor rotor.
Roterende
pen
Remschijf
REGO fix
koppeling
Koppeling
Koppeling
Encoder
Stappenmotor
rotor
As
Lastmotor rotor
Figuur 4.10: Alle roterende onderdelen bij originele opstelling
4.5.2. Nieuwe positiesensor: ingebouwde HIPERFACE® encoder
Absolute encoder met HIPERFACE® interface
De absolute encoder met HIPERFACE® interface combineert de voordelen van de encrementele en absolute
encoder. Via een sinus/cosinus signaal wordt het toerental geregistreerd. De encoder kan ook absolute positie
informatie doorgeven via een serieel data kanaal. De HIPERFACE® encoder bestaat in singleturn-uitvoering of in
multiturn-uitvoering. Deze laatste heeft een lagere resolutie maar kan de absolute positie over meerdere
omwentelingen bijgehouden.
Nauwkeurighei d
Een nadeel van de lastmotor is dat deze niet beschikbaar is met doorlopende as, waardoor de originele encoder
niet meer kan geplaatst worden achteraan de aandrijftrein. De lastmotor heeft standaard een ingebouwde
encoder omdat deze nodig is voor de aansturing van de lastmotor. De resolutie is slechts 0,35°, wat onvoldoende
33
is voor de test bench. Een mogelijke oplossing kan zijn om een nauwkeurige encoder bij te plaatsen. Deze zou
dan tussen de roterende pen en de koppeling as-lastmotor worden gemonteerd. De extra encoder zou dan heel
dicht en star verbonden zijn met de roterende pen. Tijdens de harde stall loopt de encoder dan het risico om
beschadigingen te kunnen oplopen. Een betere oplossing is om een nauwkeuriger ingebouwde motorencoder te
kiezen. De ES1H HIPERFACE® encoder is met een nauwkeurigheid van 0,01°, de nauwkeurigste encoder die SEW
aanbiedt voor de CMP50L motor. Dit is half zo nauwkeurig als de originele encoder en net iets weinig om een
stap nauwkeurig op te meten in microstap mode 1/128.
Stijvere aandrijving
Opnieuw kunnen meetfouten zich voordoen. De ingebouwde encoder bevindt zich ook terug op het einde van
de aandrijftrein (Figuur 4.11). De verdraaiing van de onderdelen ten opzichte van elkaar kan deels worden
beperkt door de onderdelen en de verbindingen stijver te maken. De pure klemkoppelingen kunnen worden
vervangen door koppelingen met spieverbinding zodat ook geen slip meer mogelijk is. De as wordt nu ook
uitgevoerd in staal in plaats van aluminium, wat de stijfheid verdrievoudigt.
Roterende pen
Ingebouwde
remschijf
Koppeling
Koppeling
Stappenmotor
rotor
As
Lastmotor
rotor
Ingebouwde
encoder
Figuur 4.11: Alle roterende onderdelen bij geoptimaliseerde opstelling
Besluit
Het zachte stall mechanisme is bruikbaar gemaakt door een lastmotor met aansturing te voorzien. De
voornaamste optimalisatie wordt bereikt door een andere lastmotor te kiezen. In hoofdstuk 3 is te zien dat de
inertie enorm gedaald is door deze nieuwe PMSM motor. In dit hoofdstuk wordt het duidelijk dat dit type motor
beter geschikt is vanwege zijn hoge koppelstabiliteit. Een nadeel is dat nu een andere, minder nauwkeurige
encoder moet worden gebruikt. Via de drive kan een zeer performante koppelsturing tot stand komen. Ook voert
deze de noodafremming uit. De mechanische rem kan dan worden weggelaten. Een houdrem met een veel lagere
inertie kan dan in de plaats komen om toch een starre mechanische blokkering uit te voeren. De lastmotor zal
vooral in generatorbedrijf werken. Een remweerstand wordt bijgevolg voorzien om de geproduceerde
elektrische energie te verbranden.
5 Automatisering
Voor een correcte werking van de test bench zijn een aantal bijkomstige elektrische componenten noodzakelijk.
Deze worden gedimensioneerd aan de hand van cursus laagspanningstechnologie [13] en de verschillende
handleidingen en documenten van SEW [11]. Dit zijn voornamelijk veiligheidscomponenten zoals een
veiligheidsrelais, automaten en hoofdcontactoren. Deze worden besproken in het hoofdstuk veiligheid. De
automatisering van de test bench houdt enerzijds in dat alle elektrische componenten veilig en correct gevoed
worden. Hiervoor wordt een elektrisch schakelpaneel gerealiseerd. Anderzijds moeten alle stuursignalen worden
voorzien zodat de volledige opstelling kan worden aangestuurd en gemonitord vanuit het aanstuurprogramma.
Daarvoor wordt een communicatiedoos ontwikkeld met de nodige elektronica.
34
Schakelpaneel
De elektrische componenten zoals de drive, houdremaansturing en ventilator moeten vakkundig worden
gedimensioneerd en geïnstalleerd om veilig en correct te kunnen functioneren [11, 13]. In de industrie worden
elektrische componenten vaak in een schakelkast geplaatst. Dit is een veilige maar dure oplossing en praktisch
ongemakkelijk bij demonstratieve testopstellingen. Daarom worden de elektrische componenten geïnstalleerd
op een schakelbord of schakelpaneel. Een nadeel is dat de elektrische componenten nu niet afgeschermd zijn
tegen stof en vervuiling. De test bench mag dan ook niet in stofrijke of vervuilde omgevingen komen te staan.
Ook is de gebruiker niet volledig beschermd van de elektrische gevaren. Daarom wordt in hoofdstuk 7 de
veiligheid grondig geanalyseerd en worden de nodige veiligheidsmaatregelen getroffen.
Ontwer p paneel
Het paneel wordt ontworpen met behulp van CAD
software. De afmetingen van alle elektrische componenten
en hun bevestigingsgaten worden op voorhand in rekening
gebracht (Figuur 5.1). Het resultaat is een op maat gemaakt
paneel waarbij achteraf weinig nabewerkingen nodig zijn
voor het installeren van de elektrische componenten. Het
paneel is vervaardigd uit een gegalvaniseerde stalen plaat
van 3 mm dikte die wordt geplooid en gelasd tot de huidige
vorm. Het paneel is dus zeker stevig genoeg voor de
elektrische componenten die samen toch een tiental
kilogram wegen. Ook zorgt het galvaniseren van het
plaatmateriaal voor een betere corrosiebestendigheid.
Elektrische c omponenten
Figuur 5.1: Schakelpaneel
Om een op maat gemaakt paneel mogelijk te
maken moet vooraf al duidelijk zijn welke
elektrische componenten nodig zijn. Het hele
schakelpaneel wordt gevoed door een driefasig
net van 400V en aangesloten met behulp van een
5 polige stekker. Op figuur 5.2 zijn een heel aantal
componenten op het schakelpaneel zichtbaar.
Enerzijds zijn een aantal componenten nodig voor
de functionele werking van de test bench, zoals de
drive, de houdremmodule, de 24Vdc voeding. De
schakelende 24Vdc voeding zorgt voor het voeden
van de houdremmodule, de motorventilator en de
stuursignalen van de elektrische componenten. Figuur 5.2: Schakelpaneel met elektrische componenten
Anderzijds zijn een aantal veiligheidscomponenten
nodig zoals de veiligheidsrelais, de automaten, de werkschakelaars en de hoofdcontactoren. Deze worden verder
besproken in hoofdstuk 7. De elektrische aansluitschema’s van alle elektrisch componenten kunnen worden
teruggevonden in de EPLAN schema’s in de bijlage. De aansturing zelf wordt besproken in hoofdstuk 6.
35
Communicatiedoos
Het is belangrijk dat de hele test bench kan worden aangestuurd
en gemonitord vanuit het aanstuurprogramma. Een groot
probleem hierbij is dat de digitale stuursignalen van en naar het
aanstuurprogramma via de dSPACE matrix op 5 V / 9 mA gebeuren.
Terwijl de stuursignalen van de elektrische componenten op het
schakelpaneel 24 V / 50 mA tot 500 mA gebaseerd zijn. Daarom
wordt een elektronisch ontwerp (Figuur 5.3) gemaakt en die het
spanningsverschil en het vermogensverschil kan opvangen tussen
de stuursignalen van de dSPACE matrix en van de andere
componenten. Het basisprincipe rust hierbij op het gebruik van
relais en transistoren.
Figuur 5.3: Communicatiedoos
Transistor gestuur de r elais
Een hogere vermogensklasse relais kan worden ingeschakeld door een erg laag vermogen signaal door het
gebruiken van een NPN-transistor zoals in figuur 5.4.
Figuur 5.4: NPN-transistor bij schakelen van de relais
Het elektrisch stuursignaal van 5 V /9 mA vanuit dSPACE komt toe op de basis van de transistor. Wanneer dit
stuursignaal hoog is zal de transistor het elektrisch pad van collector naar emitor sluiten. Het gevolg is dat de
relais nu wordt bekrachtigd door een externe spanningsbron met een hoger vermogen. De relais contacten
sluiten waardoor een externe 24 V ofwel een hoog signaal wordt verbonden met de digitale ingang van
bijvoorbeeld de drive. Het geheel van de stuursignalen kan worden teruggevonden in de EPLAN schema’s in de
bijlage.
Signaalkabels met connector en
Om de 13 elektrische verbindingen tussen de dSPACE matrix
en de communicatiedoos te realiseren wordt één kabel
voorzien waarbij gepaste connectoren worden op
gesoldeerd. Het zelfde gebeurt voor de 16 elektrische
verbindingen tussen het schakelpaneel en de
communicatiedoos. Op deze manier worden de
stuursignalen gestructureerd en mooi samen gebundeld. Dit
laat ook toe om snel alle signalen te verbinden met dSPACE
door het aansluiten van slechts één connector (Figuur 5.5).
Figuur 5.5: Communicatiedoos met aansluitingen
36
Besluit
Alle nodige elektrische componenten zijn gedimensioneerd en vervolgens geïnstalleerd op een schakelpaneel.
Dit omvat enerzijds een aantal componenten, noodzakelijk voor de functionele werking van de test bench.
Anderzijds worden een aantal veiligheidscomponenten toegevoegd (zie hoofdstuk 7). Om ten slotte de hele test
bench te kunnen aansturen en monitoren, wordt een communicatiedoos gemaakt waarin zich een elektronische
schakeling bevind. Dit laatste zorgt voor de omvorming van de elektrische signalen van 5 V / 9 mA naar 24 V / 50
mA en omgekeerd. Het resultaat is dat de volledige opstelling is operationeel is en kan worden aangestuurd met
behulp van één programma.
6 Aansturing
Om alle onderdelen van de test bench vlot en synchroon te laten werken, wordt een aanstuurprogramma
gemaakt in de Matlab/Simulink omgeving. Het aansturen van de stall pen, de houdrem, de ventilator, de drive
en uiteindelijk de lastmotor gebeurt door de gebruiker via een grafische user interface. Een dSPACE matrix zorgt
voor de omzetting van de elektrische signalen naar softwarematige variabelen en omgekeerd. De aansturing van
de test bench wordt schematisch voorgesteld in figuur 6.1.
Figuur 6.1: Algemeen schema van de aansturing van de test bench
Aanstuurprogramma
Het aanstuurprogramma wordt gemaakt in Matlab/Simulink. Deze zorgt voor de functionele maar ook veilige
werking van de totale test bench. Het programma bepaalt zelf wanneer welke component moet/mag worden
ingeschakeld/uitgeschakeld. Belangrijk is dat manuele werkschakelaars en de drive inhibit schakelaar een
37
dominante werking blijven hebben omwille van veiligheidsredenen. Bij het uitschakelen van deze schakelaars zal
het programma bijgevolg geen controle meer hebben over de bijhorende onderdelen van de test bench.
Feedback van de toestand van de drive, DC-voeding en veiligheidsrelais zijn noodzakelijk voor zowel de veiligheid
als de functionele werking. Het hoofdprogramma moet immers op de hoogte gebracht worden bij het activeren
van de noodstop of STO functie.
Cyclustijd
De cyclustijd van het programma bepaalt hoe dynamisch de test bench kan worden aangestuurd. Indien het
bijvoorbeeld vereist is om heel snel de drive aan te sturen, is de cyclustijd een indicatie die aangeeft hoe snel dit
kan. Het is dus heel belangrijk dat deze parameter klein maar ook constant is. Dit wordt bereikt door het
programma te laten draaien op een power pc. Deze zorgt dat de cyclustijd van het programma kort en constant
is, wat niet mogelijk is indien het programma op een gewone computer draait. De cyclustijd wordt opgemeten
door een aantal digitale uitgangen achtereenvolgend hoog te zetten met een vertraging van één cyclustijd. Via
een oscilloscoop kunnen de signalen samen worden opgemeten. De tijd die tussen de stijgende flanken zit van
de verschillende signalen komt dan overeen met de cyclustijd. De metingen (zie bijlage) geven aan dat de
cyclustijd 1,0 ms is en bij opeenvolgende cyclussen constant is.
6.1.1. Harde stall mechanisme
Aansturing
Zoals besproken in hoofdstuk 2 wordt een harde stall gecreëerd door
een roterende pen te laten botsen met een uitschuifbare stall pen. De
uitschuiving van de stall pen wordt gegenereerd door een spoel te
bekrachtigen. Een magneet met daaraan vast de stall pen schiet
vervolgens uit. Het is daarbij belangrijk dat de stall pen niet zomaar
mag uitschuiven omdat deze anders tijdens het uitschuiven kan botsen
op de roterende pen. Daarom wordt eerst en vooral een homing
uitgevoerd waarbij de grenzen van de roterende pen worden afgetast
bij een uitgeschoven stall pen. Deze grenzen of rotorposities waar de
roterende pen de stall pen raakt langs beide zijden worden
bijgehouden in het programma. In hoofdstuk 2 werd al besproken dat
het geoptimaliseerde mechanisme een uitschuiftijd van 19,4 ms
oplevert waarvan de effectieve uitschuiftijd 13,4 ms bedraagt. Het
Figuur 6.2: Groene zone voor de
programma moet dus rekening houden met een dode tijd van 6 ms.
uitschuiving van de stall pen
Praktisch betekent dit dat de spoel 6 ms eerder bekrachtigd wordt.
Met de grenzen en de effectieve uitschuiftijd in gedachten zal afhankelijk van de snelheid en richting van de
roterende pen, een groene zone ontstaan waarin de stall pen mag uitschuiven zodat deze niet zal botsen op de
roterende pen tijdens het uitschuiven (Figuur 6.2). Wanneer de roterende pen aan het maximum toerental draait
van 3000 rpm, gebeurt één omwenteling in 19 ms en is de groene zone dus veel kleiner. De effectieve uitschuiving
duurt 13,4 ms, dus van de 19 ms omwenteltijd schiet nog slechts 5,6 ms over per omwenteling voor het activeren
van de stall pen. De groene zone is dan slechts 106° groot over een omwenteling van 360°. Als de cyclustijd van
1 ms van het programma in rekening wordt gebracht, kan worden gesteld dat iedere milliseconde wordt
gecontroleerd of de roterende pen zich in de groene zone bevindt en of dus het harde stall mechanisme
geactiveerd mag worden.
38
6.1.2. Zachte stall mechanisme
Aansturing
Om een lastprofiel aan de stappenmotor te kunnen aanleggen, moet het aanstuurprogramma een
koppelwenswaarde uitsturen naar de drive van de lastmotor. Dit was oorspronkelijk voorzien om via een analoog
elektrisch signaal te gebeuren vanuit de dSPACE matrix naar de drive. Een spanning van +10 V komt daarbij
overeen met het maximale koppel, een spanning van -10 V komt dan overeen met een maximaal koppel in
tegengestelde richting. Deze vorm van sturing is gemakkelijk te implementeren. Een nadeel is hierbij dat de
betrouwbaarheid en de nauwkeurigheid kunnen in vraag worden gesteld omwille van het analoog signaal. Een
heel betrouwbare, nauwkeurige manier is om de koppelwenswaarde uit te sturen via CAN interface. Hardware
matig is zowel bij de drive als bij het dSPACE board CAN 2.0 mogelijk. Alleen beschikt ON Semiconductor niet
over de optionele licentie van het CAN communicatieblokje in simulink. De communicatie via CAN zal dus
voorlopig niet mogelijk zijn.
Beveiliging
Wanneer een stappenmotor wordt overbelast heeft deze de neiging om alle controle te verliezen van zodra een
aantal stappen verloren gaan. Wanneer de lastmotor een te groot lastkoppel genereert, kan de stappenmotor
alle controle verliezen. Bijgevolg heeft de lastmotor plots alle controle en begint sterk te versnellen. De
stappenmotor werkt nu als generator en wekt een zodanig grote spanning op dat de stappenmotor aansturing
stuk gaat. Dit wordt voorkomen door softwarematig de snelheid en draairichting goed in de gaten te houden.
Indien wordt gezien dat de stappenmotor de controle verloren heeft, schakelt het programma de lastmotor
meteen uit.
Stapresponsie l astkoppel
Nu de lastmotor volledig functioneel is, kunnen de grenzen worden verkend van het zachte stall mechanisme.
Als de limieten gekend zijn, kan worden ingeschat welke toepassingen gesimuleerd kunnen worden en welke
niet. Om te weten hoe snel een bepaald lastkoppel kan worden gegenereerd, wordt een stapresponsie van het
lastkoppel opgemeten. Daarbij is de initiële koppelwenswaarde 0 en levert de lastmotor dus geen koppel. Op
een bepaald moment wordt een maximaal koppelwenswaarde vanuit het aanstuurprogramma gevraagd, wat
overeen komt met +10 V op de dSPACE matrix. De drive verwerkt het analoog signaal tot een stroomwaarde die
in de lastmotor moet vloeien om het gewenste koppel te produceren. Deze verwerkingstijd toont zich als een
dode tijd in de stapresponsie. Na de nodige verwerkingstijd begint de stroom te stijgen in de stator van de
lastmotor tot de gewenste stroom of koppel bereikt is. De tijd die nodig is voor de gewenste stroom te bereiken
wordt de settling tijd genoemd. Een andere belangrijke parameter is de maximale stijging van de stroom / koppel
per tijdseenheid. Ook dit kan worden afgeleid uit de stapresponsie.
39
Settling tijd: 5,5 ms
Dode tijd: 2,6 ms
Analoog wenskoppel
Maximale stroomstijging: 1,6 A/ms
Lastmotor stroom
Figuur 6.3: Stapresponsie lastkoppel
De meting uit figuur 6.3 toont aan dat het 5,5 ms duurt vooraleer de koppelwenswaarde bereikt wordt. Dit is
vooral te wijten aan de relatief grote dode tijd. Wanneer de dode tijd voorbij is, stijgt de stroom en dus ook het
koppel zo snel als de drive kan uitsturen. De meting toont aan dat een maximale stijging van 1,6 A/ms of 2,4
Nm/ms mogelijk is. Daarnaast is een groot doorschot van de stroom en dus ook van het koppel merkbaar. Indien
een andere stroomstijging of doorschot gewenst is, kunnen de versterkingsfactor en de integratiefactor van de
stroomregeling in de drive worden aangepast. Hier wordt niet dieper op ingegaan omdat geen eisen rond de
koppelstijging of het doorschot worden gesteld.
Grafische user interface
Om de functionaliteit van het stuurprogramma zo eenvoudig en duidelijke weer te geven aan de gebruiker wordt
een grafische user interface gemaakt in Matlab. Figuur 6.4 toont de hoofdpagina van de GUI. Centraal staat de
test bench afgebeeld die interactief reageert op de commando’s en de feedback van de opstelling. Ook is een
scoopbeeld onderaan zichtbaar die de positie, snelheid en koppel realtime weergeeft.
Figuur 6.4: De grafische user interface van het aanstuurprogramma
40
Metingen stall-detectie
Het doel van test bench is om het stall-detectie algoritme te testen. Daarom wordt de functionaliteit voorzien
om een automatische stall-detectie meting uit te voeren. Een punt tot punt traject voor de stappenmotor wordt
gemaakt en doorgestuurd naar de stappenmotor drive. Voor de meting van figuur 6.5 en 6.6 wordt een traject
van 0° tot 3600° of 10 omwentelingen afgelegd. Na een bepaald aantal omwentelingen wordt het harde stall
mechanisme geactiveerd en dus een harde stall gegenereerd. Een eerste maal zonder stall-detectie en een
tweede maal met stall-detectie.
Harde stall
Positie stappenmotor drive (°)
Positie encoder (°)
Positie fout (°)
Figuur 6.5: Meting harde stall tijdens punt tot punt traject zonder stall -detectie
Figuur 6.5 toont de eerste meting bij een snelheid van 150 rpm zonder stall-detectie. Vanaf 2100° is de harde
stall zichtbaar op de grafiek. De drive blijft de stappenmotor aansturen tot deze denkt de eindpositie bereikt te
hebben met luid irritant lawaai en trillingen tot gevolg. De stappenmotor drive denkt dat het doel van 3600°
wordt bereikt omdat deze geen feedback krijgt van de aandrijving. De encoder toont daarentegen dat de
werkelijke positie van de stappenmotor blijven steken is op 2100°. Vanaf die positie ontstaat dan ook een positie
fout, die blijft stijgen.
Harde stall
Positie stappenmotor drive (°)
Positie encoder (°)
Positie fout (°)
Figuur 6.6: Meting harde stall tijdens punt tot punt traject met stall-detectie
Een tweede meting toont hetzelfde traject maar nu met de stall-detectie en dit bij een snelheid van 487 rpm. De
werking van het stall-detectie algoritme als feedback van de aandrijving is duidelijk te zien. Vanaf het moment
dat de harde stall optreedt weet de stappenmotor drive via de stall-detectie dat de rotor geblokkeerd is. De drive
stopt direct met het aansturen van de stappenmotor en onthoud de positie. De grafiek toont dat de bijgehouden
positie in de stappenmotor drive dezelfde is als die van encoder en dus overeen komt met de werkelijke positie.
De positie fout is bijgevolg 0° en bevestigd dus dat zo toch een betrouwbare positionering kan worden uitgevoerd
met behulp van de stall-detectie in plaats van een encoder. Merk op dat de sampling tijd van de meetdata slechts
500 ms is. Dit is in principe te veel om nauwkeurige meting te verrichten. De automatische meting gebeurt deels
41
door Matlab code die op de gewone computer loopt en dus te traag is waardoor de sampling tijd te groot is. Om
dit probleem op te lossen zal het programma een grondige aanpassing moeten ondergaan.
Besluit
De aansturing van de volledige test bench gebeurt door één programma. Dit programma is voorzien van de
nodige functionaliteit om de harde- en zachte stall veilig en correct te genereren. Metingen tonen aan dat het
programma een korte en constante cyclustijd van 1 ms heeft en dus toelaat om dynamische toepassingen te
simuleren. De stapresponsie van het lastkoppel geeft aan dat het 5,5 ms duurt vooraleer de wenskoppelwaarde
wordt omgezet in een effectief lastkoppel. Daarbij kan het lastkoppel maximaal stijgen met 2,4 Nm/ms bij de
huidige waarden van de parameters van de stroomregeling. De functionaliteit van het programma wordt voor
de gebruiker doormiddel van een grafische user interface weergegeven. Zo kan het stall-detectie algoritme voor
de stappenmotor drive snel en gemakkelijk getest worden. Een eerste geautomatiseerde stall-detectie meting is
beschikbaar en toont duidelijk de werking van het stall-detectie algoritme via de posities te vergelijken met
grafieken. Het valt op te merken dat de sampling tijd van de meting te hoog is om betrouwbare metingen uit te
voeren.
7 Veiligheid
Risicoanalyse
Bij het ontwerpen van een test bench is het belangrijk om deze veilig te houden. Het is namelijk de bedoeling dat
de gebruikers en eventuele toeschouwers geen letsels kunnen oplopen bij het gebruik van de test bench. Om de
veiligheid in te schatten wordt een risicoanalyse opgemaakt volgens de methode van Kinney [12]. Deze methode
laat toe aan de hand van drie parameters de risico’s op een objectieve- en kwantitatieve manier in te schatten
voor iedere gevarenzone. Via het product van de waarschijnlijkheidsfactor, de blootstellingsfactor en de
ernstfactor wordt de risicograad berekend. Afhankelijk van de grootte van de risicograad zullen bijkomende
maatregelen nodig zijn om het risico te beperken. Na een eerste risicoanalyse van de test bench (zie bijlage V) is
het duidelijk dat een aantal maatregelen noodzakelijk zijn. Deze maatregelen worden in dit hoofdstuk besproken
en kunnen in twee groepen onderverdeeld worden. Een eerste groep verhoogt de elektrische veiligheid, een
tweede groep verhoogt de mechanische veiligheid.
Elektrische veiligheid
Het is belangrijk dat een persoon niet geëlektriseerd of geëlektrocuteerd kan worden. Maar ook de componenten
zelf en de geleiders moeten voldoende worden beschermd. De veiligheidsmaatregelen kunnen worden
opgesplitst in primaire maatregelen en bijkomstige maatregelen. De maatregelen worden gekozen op basis van
de cursus laagspanning [13] en de veiligheidsnormen [14]. De aansluitingen van de veiligheidscomponenten
kunnen worden teruggevonden in de elektrische EPLAN schema’s in bijlage.
7.2.1. Primaire veiligheid
De primaire maatregelen bevatten de essentiële veiligheidsmaatregelen die standaard voorzien moeten worden
bij elektrische netwerken. Het schakelpaneel, de drive en de lastmotor worden gevoed met 400 Vac. Hier zullen
dus extra maatregelen moeten worden genomen om een voldoende veilige situatie te creëren. Een eerste stap
naar een minder gevaarlijke situatie is dus zoveel mogelijk de componenten van de opstelling voeden en sturen
met een zogenaamde lage veiligheidsspanning.
42
Conventionel e grenss panni ng
De absolute conventionele grensspanning is de maximum spanning die als volkomen veilig mag worden
beschouwd bij direct aanraking. De toestand van de huid speelt daarin een belangrijke rol. In het ergste geval is
de huid van de gebruiker nat (BB2). De absolute conventionele grensspanning is bijgevolg 25 Vac en 60 Vdc, alles
hieronder wordt als veilig beschouwd. Daarom worden zoveel mogelijk stuur- en voedingskringen herleid tot
onder deze grensspanning. De voeding van de drive en motor moet om functionele redenen 400 Vac zijn. Ook
de voeding van de veiligheidsrelais blijft om praktische redenen op 230 Vac.
Bescherming teg en ov erbel asting
Een andere essentiële veiligheidsmaatregel is de bescherming tegen overbelasting of overstroom. Door elke
component afzonderlijk te beveiligen met een automaat worden zowel de leidingen als de componenten zelf
beveiligd tegen overbelasting. De automaat wordt gekozen op basis van de nominale stroom van de
componenten (zie datasheets in bijlage). De 24 V gelijkrichter heeft een automaat met C karakteristiek nodig
omwille van de grote startstromen. Voor de drive en de veiligheidsrelais is een type B automaat voldoende. Ook
de geleiders moeten de nominale stroom aankunnen zonder te verbranden. De geleider doorsnede wordt
gekozen op basis van de nominale stroom die door de geleider stroomt. Zekeringen als beveiliging tegen grote
kortsluitstromen worden niet gebruikt omdat de test bench een mobiele installatie is en bijgevolg via een
stopcontact gevoed wordt. Een beveiliging tegen grote stromen zal in dat geval reeds gebeurt zijn hogerop het
net.
Bescherming teg en el ektrische sc hokken
Om de gebruikers en toeschouwers te beschermen tegen elektrische schokken wordt het schakelpaneel, de
behuizingen en de mechanische opstelling geaard met een lage impedantie. Na metingen wordt gevonden dat
de weerstand tussen de opstelling en de aardingsgeleider van de voeding 0,2 Ω tot 0,6 Ω bedraagt. Bij een fout
van een stroom voerende geleider (behalve de nulleider) naar de opstelling zal de beveiliging dus nog voldoende
snel reageren.
7.2.2. EMC maatregelen
Elektromagnetische compatibiliteit of EMC van elektrische toestellen omvat de elektromagnetische
verdraagzaamheid waarbij de functionaliteit niet in het gedrang komt. Daarbij mag een toestel zelf niet te veel
elektromagnetische stralen uitzenden en moet het zelf voldoende immuun zijn voor normale
elektromagnetische interferentie.
Kabel afschermi ng met metalen wartels
De maatregelen om de EMC klasse te verhogen zijn onder meer
de vermogen kabels en stuur kabels niet tegen elkaar plaatsen.
Belangrij is dat beide moeten worden afgeschermd met een
geleidende mantel. De metalen afscherming moet vervolgens
verbonden zijn met de behuizingen en de aarding. Belangrijk is
dat de hele omtrek van de afscherming geaard wordt. Dit kan
via speciale klemmen of met behulp van metalen wartels (Figuur
7.1). Voor vermogen kabels waardoor kleine dc stromen vloeien,
zijn getwiste aderparen voldoende en is een afscherming niet
nodig.
Figuur 7.1: Voorbeelden van
kabelafscherming bevestigingen
43
Lijnfilter
De opstelling zelf zeker geen elektromagnetische straling uit sturen en zo het net vervuilen. De test bench moet
immers overal gebruikt kunnen worden, zonder andere toestellen te storen. De drive vormt hierbij de mogelijke
storingsbron en voldoet zonder bijkomende maatregelen slechts aan de EMC norm EN 61800-3 klasse C2 [11].
Dit is te weinig voor bepaalde omgevingen. Om de uitstoot van elektromagnetische straling te verkleinen wordt
een lijnfilter vlak voor de drive geïnstalleerd zodat nu aan klasse C1 wordt voldaan. Verder is geen filter meer
nodig omdat de vermogen grootte van de andere elektrische componenten veel kleiner is dan die van de drive.
7.2.3. Veiligheidsrelais met noodstop
Indien iets misloopt is het belangrijk dat de gebruiker
of een voorbijganger de opstelling snel en eenvoudig
kan uitschakelen. Dit gebeurt via de noodstop die
opvallend moet zijn ten opzichte van de andere
knoppen (Figuur 7.2). De noodstop is verbonden met
de stuuringangen van een veiligheidsrelais. De
veiligheidsrelais is redundant opgebouwd voor een
Figuur 7.2: De veiligheidsrelais en bediening met
maximale veiligheid. Ook de verbinding met de
noodstop (rood), reset (blauw), stop (zwart)
noodstop is redundant uitgevoerd met ‘shorts across
contacts’ detectie. Dit wil zeggen dat het toestel kan detecteren wanneer door kruiscontact van de twee
stuurkringen, de noodstop buiten spel is gebracht. Bij het indrukken van de
noodstop blijft deze ingedrukt tot de gebruiker hem weer ontgrendelt. De
veiligheidsrelais onderbreekt vervolgens de twee hoofdcontactoren waardoor
de hele opstelling spanningsloos wordt gemaakt. Na het ontgrendelen mag de
opstelling volgens de machine richtlijn niet automatisch terug inschakelen.
Daarom wordt een manuele resetknop voorzien. Werkschakelaars met lockout Werkschakelaars dienen om een bepaald deel van de opstelling manueel
in te schakelen. Deze onderbreken dan ook de stuurstroom van de
hoofdcontactor bij het uitschakelen. Indien de opstelling niet mag worden
ingeschakeld omwille van onderhoud of defecten kan de gebruiker via een slot
de werkschakelaar mechanisch vergrendelen, ook wel lock-out genoemd
Figuur 7.3: Lock-out van
(Figuur 7.3). Alleen de gebruiker met de sleutel van het slot kan dan de
werkschakelaar
werkschakelaar ontgrendelen en de opstelling terug inschakelen.
7.2.4. Thermische beveiligingsrelais remweerstand
De remweerstand kan worden overbelast wanneer deze zijn warmte niet voldoende snel kan afgeven aan de
omgeving. Het toestel zelf kan oververhit raken waardoor deze permanent beschadigd wordt, maar in het ergste
geval kan deze brand veroorzaken. Een thermische beveiliging voor de remweerstand is dus noodzakelijk.
Daarom is gekozen voor een uitvoering met een ingebouwde thermische beveiligingsrelais. Dit is een bimetaal
die bij opwarming het elektrisch pad van de stuurkring onderbreekt. Deze stuurkring is aangesloten op de ‘inhibit’
toestand ingang van de drive. Bij oververhitting van de remweerstand wordt de drive dus niet uitgeschakeld
maar staakt hij meteen alle activiteiten van de lastmotor. Als de drive in de ‘inhibit’ toestand komt te staan gaat
het aanstuurprogramma hiermee rekening houden en ook de stappenmotor aansturing inactief maken.
44
7.2.5. Thermische motorbeveiliging
De lastmotor beschikt over een ingebouwde temperatuursensor. Indien de motor thermisch overbelast wordt
om diverse redenen zal de temperatuursensor de drive inlichten. De drive zet vervolgens de lastmotor uit.
Aangezien de lastmotor onder gedimensioneerd is, zal de thermische beveiliging ook optreden wanneer de
geforceerde koeling per ongeluk is uitgeschakeld en de motor toch ten volle belast wordt.
7.2.6. Indicatie van de gevaren
Een bijkomstige manier om de veiligheid van de gebruikers en toeschouwers te vergroten is door de indicatie
van de mogelijke gevaren. Dit gebeurt met waarschuwingsborden, signalisatielampen en een kleurencode voor
de kabels te voorzien.
Waarschuwingsborden
Een gevarenpictogram waarschuwt de gebruiker op de mogelijke
gevaren (Figuur 7.4). Voor het schakelpaneel moet de gebruiker
aandacht hebben voor de mogelijke gevaren die elektriciteit met zich
meebrengt. De remweerstand kan bij langdurige zware belasting
zeer heet worden waarbij ook de metalen afscherming behoorlijk Figuur 7.4: Gevarenpictogrammen heet
oppervlak (links) en elektriciteit (rechts)
kan opwarmen. De gebruiker dient hiervoor op te passen.
Signalisatiel ampen
De signalisatielampen (Figuur 7.5) tonen duidelijk aan wanneer een elektrische
component drive gevoed wordt en gebruiksklaar is. De drive, veiligheidsrelais en
gelijkrichter hebben allen een ingebouwde signalisatielamp. Om aan te tonen dat
de hoofdcontactoren ingeschakeld zijn worden signalisatielampen toegevoegd.
Ook om de bekrachtiging van de ingebouwde houdrem en de ventilator duidelijk
aan te duiden worden signalisatielampen gebruikt.
Figuur 7.5: Signalisatielamp
Kabelkl eur en volg ens spanningsgrootte en type
Om de gebruiker duidelijk te maken welk functie iedere kabel heeft, wordt een kleurencode voorzien voor de
kabels. Aangezien de kleurencode voor elektrische kabels niet volledig genormeerd is, wordt de toegepaste
kleurencode opgesomd in tabel 7.1.
Tabel 7.1: Kleurencode voor de kabels
Spanningstype
L1, L2, L3 (400Vac)
Nulleider
Aarding (PE)
+24Vdc
0V, massa
Kleur
Zwart
Blauw
Groen/geel
Rood
Wit
Mechanische veiligheid
Na de elektrische veiligheid is ook de mechanische veiligheid erg belangrijk zodat de gebruiker geen kans heeft
om letsels op te lopen bij het gebruik van de test bench. Deze dient om de stappenmotor grondig te testen bij
harde en zachte stall effecten. De resultaten kunnen dus onverwacht zijn en mogelijk gevaarlijke situaties met
zich meebrengen. Vooral bij de harde stall waarbij een impact gebeurt van de roterende pen op de stall pen
kunnen stukjes of hele onderdelen wegvliegen. De gebruiker of omstaanders kunnen daarbij zwaar gekwetst
45
worden. Een veiligere situatie wordt in de eerste plaats behaald door een correcte dimensionering van de
onderdelen, wat in hoofdstuk 2 ook besproken werd. Het grootste gedeelte van de mechanische opstelling is
uiteindelijk een rotatieve aandrijving met hoeken en uitsteeksels zoals de roterende pen. Daarbij is een
potentieel gevaar om te haperen met kledij of sierraden en zo mee te draaien in de opstelling. Bij het uitschuiven
van de stall pen kunnen de vingers gekneld raken tussen de stall pen en de opstelling. Om het wegvliegen van
stukken, het meedraaien en gekneld raken te voorkomen zijn dus veiligheidsmaatregelen nodig. De kans op deze
gevaren kan ten eerste al beperkt worden door in het aanstuurprogramma code te schrijven zodat het
programma zelf ingrijpt bij het ontstaan van een gevaarlijke situatie. Om een veilige omgeving te garanderen zijn
bijkomstige maatregelen nodig.
7.3.1. STO drive
Tijdens het gebruiken of aanpassen van het aanstuurprogramma
kan de opstelling in bepaalde situaties ongecontroleerd gaan
draaien. Wanneer bijvoorbeeld het wenskoppel van de
lastmotor te groot is of de lastmotor wegens verkeerde
Figuur 7.6: Stopknop STO en noodstop
instelling onverwacht begint te draaien of te snel draait
ontstaat een gevaarlijke situatie voor de gebruiker. Hiervoor biedt de drive een safe torque off of STO functie.
De drive remt zelf de lastmotor af tot een veilige snelheid is bereikt en stopt meteen met het bekrachtigen van
de motor. De STO ingang wordt bedient met een drukknop die in principe een noodstop is die ook ingedrukt blijft
tot de gebruiker deze terug ontgrendelt. Deze is qua vorm en kleur anders dan de noodstop zodat geen
verwarring ontstaat met de echte noodstop (Figuur 7.6). Voor deze situatie is het voor de gebruiker praktisch
gemakkelijker om een STO drukknop te bedienen in plaats van de noodstop. De echte noodstop schakelt de twee
hoofdcontactoren en dus ook alle elektrische componenten onmiddellijk uit. Bij het activeren van de STO functie
blijven alle andere componenten bekrachtigd en alle communicatie tussen de componenten blijft behouden. Zo
kan na ontgrendeling van de stopknop onmiddellijk verder gedaan worden met de metingen of aanpassingen
van de test bench.
7.3.2. Afscherming
Afscherming mec hanische opstelling
Om de veiligheid van de gebruikers en omstaanders te garanderen is een afscherming (Figuur 7.7) geplaatst
rondom alle bewegende onderdelen. Hiermee wordt al het wegvliegend materiaal tegengehouden en kunnen
personen de bewegende onderdelen niet aanraken. De afscherming is mobiel en verplaatsbaar zodat wanneer
de modulaire opstelling wordt aangepast of andere componenten worden gebruikt, de afscherming nog steeds
kan geplaatst worden. De test bench is als demo opstelling ontwikkeld zodat de mensen kunnen zien hoe de
stappenmotor reageert op harde en zachte stall effecten. Daarom is de afscherming volledig vervaardigd uit
transparant PVC plaatwerk. Alle bewegingen die de aandrijving en de stall pen maken kunnen op deze manier
nauwlettend worden gevolgd.
Figuur 7.7: Afscherming (links), Afscherming op opstelling (rechts)
46
Afscherming remweer stand
De remweerstand kan bij langdurig belasting heel warm worden. Daarom werd voor een model gekozen die al
voorzien is met een afscherming (Figuur 7.8).
Figuur 7.8: Afscherming remweerstand
Besluit
Risicoanalyse zonder maatr egelen
Om de veiligheid van de gebruiker en omstaanders in te schatten werd een risicoanalyse gemaakt volgens de
methode van Kinney. Bij iedere gevarenzone werd een risicograad berekend. De resultaten tonen aan dat het
noodzakelijk is om een bijkomend aantal maatregelen te nemen en om de veiligheid te garanderen. De
veiligheidsmaatregelen kunnen worden onderverdeeld in een categorie elektrische veiligheid en een categorie
mechanische veiligheid.
Elektrische veiligheid
Om de gebruiker te beschermen tegen elektrisering en elektrocutie zijn de primaire maatregelen zoals het
gebruik van automaten, aarden van de opstelling en het gebruik van veiligheidsspanning een noodzaak. De
machinerichtlijn omschrijft ook het verplicht gebruik van de noodstop, aparte reset, werkschakelaars met lockout en correcte signalisatie van de mogelijke gevaren. Bijkomend werden EMC maatregelen genomen zoals de
lijnfilter, kabelafscherming en metalen wartels zodat nu wordt voldaan aan de norm EN 61800-3 klasse C1.
Mechanische veilighei d
De harde stall wordt gegenereerd door mechanische componenten te laten botsen. De kans op wegvliegende
stukken of volledige componenten is dus zeer reëel. Daarvoor is ten eerste een correcte dimensionering nodig
van de componenten, die besproken is in hoofdstuk 2. Een afscherming die alle bewegende onderdelen omvat,
beschermt de gebruiker tegen letsels door directe aanraking. De afscherming houdt ook al het mogelijk
wegvliegend materiaal tegen. Door de afscherming volledig te maken uit transparant PVC, kunnen alle
onderdelen gezien worden. De remweerstand is ook voorzien van een afscherming zodat de gebruiker zich niet
kan verbranden aan de weerstanden.
Risicoanalyse met maatregel en
Wanneer alle veiligheidsmaatregelen getroffen zijn, wordt een nieuwe risicoanalyse gemaakt. De risicograad van
alle gevarenzones zijn sterk gedaald. Voor het risico op elektrisering en elektrocutie moet nog voldoende
aandacht worden geschonken. Dit kan door bijvoorbeeld de gebruiker voldoende te informeren.
47
8 Besluit
De mechanische setup van de stappenmotor test bench is volledig afgewerkt en in vele opzichten
geoptimaliseerd. De componenten van het harde stall mechanisme zijn via CAE software dynamischer en steviger
geworden. Een trillingsanalyse geeft duidelijk aan dat de trillingen drastisch gedaald zijn, wat ten gevolge van
een uitgebalanceerd ontwerp. De harde stall kan nu ook worden uitgevoerd bij snelheden van 3000 rpm. De kans
op blokkering van de stall pen is verwaarloosbaar door het installeren van een glijlager. Het zachte stall
mechanisme bestaat nu uit een lastmotor met een veel kleinere inertie waardoor een dynamische werking van
de stappenmotor mogelijk is. De nieuwe PMSM motor wordt aangestuurd door een drive en kan door de
geforceerde koelingsoptie eenzelfde lastkoppel produceren als de originele lastmotor. De oorspronkelijke rem is
vervangen door een ingebouwde houdrem, waardoor een bijkomende daling van de inertie ontstaat. De nieuwe
encoder is iets minder nauwkeurig doordat deze enkel kon worden ingebouwd in de motorbehuizing en niet
meer achterop de motor kan worden gemonteerd. Het frame kan volledig opnieuw worden gebruikt en blijft dus
hetzelfde als voorheen.
Voor een automatische aansturing van de mechanische setup zijn een aantal elektrische componenten nodig.
Deze zijn allen eerst correct gedimensioneerd met behulp van elektrische schema’s in EPLAN en vervolgens
geïnstalleerd op een schakelpaneel volgens de machinerichtlijn. Enerzijds zijn een aantal componenten
noodzakelijk voor de functionele werking van de test bench zoals de dc-voeding, de drive en de houdremmodule.
Anderzijds zijn een aantal componenten nodig om de veiligheid te garanderen zoals de automaten,
hoofdcontactoren, veiligheidsrelais en noodstop. Voor een correct verloop van alle stuursignalen is een
communicatiedoos ontwikkeld waarin een aantal elektronische schakelingen zitten.
De automatische aansturing van de hele opstelling wordt gerealiseerd door één programma. Dit programma
voorziet al de nodige functionaliteiten om een harde- en zachte stall veilig en correct te genereren. Door de
cyclustijd van slechts 1 ms kan het programma heel snel reageren op bepaalde situaties of bepaalde commando’s
na elkaar uitvoeren. Het effectief lastkoppel wordt bereikt door de lastmotor slechts 5,5 ms na het uitsturen van
de koppelwenswaarde vanuit het aanstuurprogramma. Daarbij kan de variatie van het lastkoppel snel gebeuren,
tot 2,4 Nm/ms. De functionaliteit van het aanstuurprogramma wordt weergegeven voor de gebruiker via een
grafische user interface. Deze beschikt al over een geautomatiseerde stall-detectie meting waarbij de werking
van het stall-detectie algoritme als motor feedback duidelijk kan worden aangetoond via het vergelijken van
meetgegevens in grafieken.
De stappenmotor test bench is volledig operationeel en geoptimaliseerd maar kan natuurlijk nog worden
verbeterd op bepaalde gebieden. Ten eerste kan de koppelwenswaarde worden verstuurd via de CAN interface
in plaats van het analoge signaal. Dit zou een sterke verbetering kunnen zijn voor de nauwkeurigheid en de
betrouwbaarheid van het lastkoppel. De inertie van de volledige test bench is drastisch gedaald maar is nog altijd
te groot voor de kleine stappenmotoren. Als oplossing zou een schaalmodel van de huidige mechanische setup
moeten worden gebouwd. Verder kan worden gekeken of de opstelling in één behuizing kan worden geplaatst
zodat deze gemakkelijk te verplaatsen is en bijgevolg vlot kan worden meegenomen naar klanten. Een
automatische stall-detectiemeting is al beschikbaar maar kan nu worden aangevuld door een simulatie van een
specifieke toepassing in het programma te steken. Alleen dan kan gegarandeerd worden of het stall-detectie
algoritme voldoende goed werkt voor die specifieke toepassing.
48
Literatuurlijst
[1]
National Electrical Manufacturers Association, [On-line], http://www.nema.org/pages/default.aspx
[2]
G. Szuladzinski, “Formulas for mechanical and structural shock and impact”, Taylor & Francis Group,
10e druk, 2010, p229-306
[3]
F. Beer & R. Johnston, “Mechanics of materials”, McGraw-Hill, 2e druk, 1985, p438-526
[4]
N. M. Mikhailovich, “Strength of materials”, Mir Publishers, 15e druk, 1979, p548-568
[5]
Power transmission group, [On-line], http://www.hzpt.com/tech/fixshaft.htm
[6]
SKF, [On-line], http://www.skf.com/group/index.html
[7]
V.b. Bhandari, “design of machine elements”, Tata McGraw-Hill, 6e druk, 2008, p323-385
[8]
K. Stockman, Cursus Elektromechanische aandrijvingen 2 - Theorie, elektromechanische
aandrijvingen 2, 2013 – 2014.
[9]
“Understanding inertia ratio in synchronous motor control”, Schneider Electric, white paper, p11
[10]
Richard W., Armstrong Jr., “load to motor inertia mismatch: unveiling the truth”, Drives and controls
conference 1998, Telford England
[11]
SEW, [On-line], http://be2.sew-eurodrive.com/support/documentation_result.php?gruppen_id=B25
[12]
H. Vervaeke, Cursus FPA2 - Machine safety, 2014-2015.
[13]
C. Debruyne, S. Dereyne, J. Desmet, L. Hespel, B. Verhelst, “Laagspanningsinstallaties: technologie en
ontwerp”, Howest-Lemcko, 1ste druk, 2011, p607
[14]
Verlinden G., “Basisprincipes EN 61439-1 en EN 60204-1”, Electro-test bvba Erkend
opleidingsverstrekker, uitgave 2011, p125
Bijlagen
B IJLAGE I: T ABEL K EUZEMATRIX
BORGING A SMOER
Tab.: Keuzematrix: roterende pen asmoer borging
Onderdeel met maximum punten
Asmoer met sluitring
Asmoer met stelschroef
Prijs (/5)
5
3
Eenvoud montage (/10)
9
8
Bestand tegen veel de/monteren (10)
8
9
Extra asbewerkingen nodig (10)
6
9
Totaal punten
28
29
B IJLAGE II: T ABEL
LASTMOTOR MARKT ONDERZOEK
Zie cd-rom voor volledige excel file
B IJLAGE III: D RIVE
DATASHEET
A. Drive en mot or
B. Dimensioneri ng
C. Installering drive
D. Algemeen
E. Elektrisch schema: v ermogen g edeelte
F. Bekabeling
G. Remweerstand
H. Thermische schakelaar remweerstand
I.
Beveiliging
J. EMC
K. Input/c ontr ol drive
L. CAN in drive
M. CAN in dSPACE
B IJLAGE V: R ISICOANALYSE
A. Risicoanalyse met methode v an Kinney
B. Eerste risicoanalyse volgens de methode van Kinney
Gevarenzone
Ernst
Waarschijnlijkheid
Blootstelling
Risico
Graad
Risico
Aandrijf as
Gekneld geraken
Snijwonden
Wegvliegende stukken
Meedraaien
3
3
7
7
6
3
10
1
6
6
6
10
108
54
420
70
Maatregelen vereist
Aandacht vereist
Werkzaamheden stoppen
Maatregelen vereist
Schakelpaneel drive
Elektrisering/elektrocutie
15
1
6
90
Maatregelen vereist
Remweerstand
Verbranden
Oververhitten
Op hol slaan
Electrocutie
3
3
7
15
3
3
3
1
3
3
6
6
27
27
126
90
Aandacht vereist
Aandacht vereist
Maatregelen vereist
Maatregelen vereist
Harde stall
mechanisme
Lastmotor
Wat kan fout lopen
Maatregelen
Mobiele afscherming plaatsen
Mobiele afscherming + noodstop met
STO (=safe torque off)
Volledige opstelling aarden + indicatie
lampjes + gevaren bord
Afscherming + gevaren bord
Thermische beveiligingsrelais
Noodstop met STO (=safe torque off)
Volledige opstelling aarden
C. Risicoanalyse volgens de methode van Ki nney na de aanpassi ngen
Gevarenzone
Ernst
Waarschijnlijkheid
Blootstelling
Risico
Graad
3
3
7
7
0,2
0,2
0,2
0,2
6
6
6
10
3,6
3,6
8,4
14
Zeer beperkt risico
Zeer beperkt risico
Zeer beperkt risico
Zeer beperkt risico
Geen bijkomende maatregelen nodig
Aandrijf as
Gekneld geraken
Snijwonden
Wegvliegende stukken
Meedraaien
Schakelpaneel drive
Elektrisering/elektrocutie
15
0,5
6
45
Aandacht vereist
Gebruikers voldoende wijzen op gevaren
Remweerstand
Verbranden
Oververhitten
Op hol slaan
Electrocutie
3
3
7
3
1
0,2
1
1
3
3
6
6
9
1,8
42
18
Zeer beperkt risico
Zeer beperkt risico
Aandacht vereist
Zeer beperkt risico
Geen bijkomende maatregelen nodig
Harde stall
mechanisme
Lastmotor
Wat kan fout lopen
Risico
Maatregelen
Geen bijkomende maatregelen nodig
Gebruikers voldoende wijzen op gevaren
Geen bijkomende maatregelen nodig
B IJLAGE VI:
VEILIGHEID NORMEN
B IJLAGE VII: M ETINGEN
Cyclustijd van aanstuurpr ogramma
B IJLAGE VII: A ANSTURING
STAPPENMOT OR
Zie CD-rom
B IJLAGE VIII: D ATASHEET
ORIGINELE L ASTMOTOR
Zie CD-rom
B IJLAGE IX:
TECHNISCHE TEKENINGE N
Zie CD-rom
B IJLAGE IV: EPLAN
Zie volgende 4 pagina’s
SC HEMA ’ S
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
naar veiligheidscircuit
EP
LA
N
PE
&VEK/1.0
L1.1
N.1
PE
-X21
-1U1
Lijnfilter
-1U3
&VEK/1.0
L1
L2
L3
L1
L2
L3
2
+24V
GND
V
W
-1S1
-1K17
20A
Ventilator
On/Off
14 &STK/1.5
dSPACE
PE
PE
+R
X2
-R
L2
x1
&VEK/1.7
1m
x1,5mm²
400V
2
-1H5
5
1
4
6
3
5
&VEK/1.8
1
3
-1M1
Servomotor
CMP50L
V
W
PE
2
4
-R
4
6
6A
Cat B
2
10A
Cat C
4
2
3
4
PE
6
7
2
8
PE
2
4
3
x5x2,5mm²
400V
L2
L3
N
14
15
ati
on
4
PE
9
PE
2
M
Ventilator
0,15A
L1
3
3
-1M2
+Stekker
1
13
1
+R
AC
-2K3
3
1
Remweerstand
M
AC
1
-1F4
-1U4
U
x2
-1K2
PE
-X20
+24V GND
230VAC
-1F3
2
x2
230VAC
-1F1
10A
Cat B
Ed
uc
x1
x2
1,5 m
2,5mm²
500V
1
-1U2
Houdrem
module
5A
24VDC
-1H3
x1
3
+24V
GND
-1L1
x1
x2
Houdrem
5A
24VDC
&STK/1.9
naar
stuurkring
PE
=ALG&/5
Wijziging
6
14
-1H4
X3
1
5
N
PE
-1K1
4
13
13
-1V1
DRIVE
U
3
PE
X1
Drive
1
&STK/1
Datum
Naam
Datum
27/04/2014
Bew.
MEGIEL
Gecontr
Oorspr
MD
Ugent campus Kortrijk
Testplatform2
Vervanging van
= DriveLastmotor
+
Voeding
001
Vervangen door
Blad
Blad
1
13
0
-2U1
dSPACE
1
2
3
4
5
6
7
8
9
24VDC /
dSPACE board: aansluitingen
EP
LA
N
wenskoppel
analoge uitgang
1
CAN-bus
SH
Voeding signalen
DGND SC11 SC12
VCC
BNC
Coaxkabel
twisted
120ohm bij 1MHz
-1U11
+5V
Voeding
stall pen
relais
VCC
13
14
14 /1.6
dSPACE
-1K20
/1.4
dSPACE
13
-2S1
14
-X23
DO3
DO4
DI1
DI2
DI3
DI4
I/O 3
I/O 4
I/O 5
I/O 6
I/O 7
I/O 8
I/O 9
I/O 10
I/O 11
Ventilator
Stal pen
Uitschuiven
Stall pen
Inschuiven
Reset
Drive
Inhibit
Drive
Error
Drive
STO
Drive
Noodstop
Veiligheid
DC-OK
Voeding
NC
NC
NO
NO
NO
A1
A1
A1
A1
A1
-1K16
A2
-1K17
A2
-1K18
-1K19
A2
A2
NO
-1K10
A1
-1K11
A2
/1.5
A2
Ed
uc
A1
13
A1
-1K20
A2
-1K10
A2
13
-1K11
14
/1.5
13
-1K12
14
/1.7
13
-1K13
13
-1K14
14 &VEK/1.9 14
/1.8
14
A1
-1K12
ati
on
A2
13
DC-OK
-X23
DC voeding
1
-2U2
DRIVE
2
3
4
AI11 AI12 AGND
X11
Analoge ingang
1
2
3
DGND SC11 SC12
CAN CAN
high low
1
2
3
4
5
6
7
8
9
DIØØ DiØ1 DIØ2 DIØ3 DIØ4 DIØ5 COM VO24 DGND
inhibit Reset
Uref +24V
X12
CAN-bus
2
3
4
5
6
7
8
9
10
DGND DBØØ DOØ1 DOØ1 DOØ1 DOØ2 VO24 VI24 DGND
Rem
C
NO
NC
NO +24V
Inhibit
Error
X13
Digitale ingangen
X10
Digitale uitgangen
GND
DI5
Houdrem
x2
Thermische
beveiliging
12 remweerstand
DO 6
I/O 2
-1H1
2
DO 5
Inhibit
Drive
x1
Drive inhibit
On/Off
11
4K1
DO2
I/O 1
-1K15
GND
13
-1K15
DO1
GND
GND
Digitale ingangen
+24V
massa
+5V
&VK/1.9
Digitale uitgangen
3
DOØ3
NC
STO
14
/1.4
dSPACE
A1
-1K14
DC-OK
Voeding
X16
Digitale uitgangen
13
-1K16
14
3
-2K1
A2
Houdrem
4
Drive: aansluitingen
&VK/1
Wijziging
&VEK/1
Datum
Naam
Datum
27/04/2014
Bew.
MEGIEL
Gecontr
Oorspr
MD
Ugent campus Kortrijk
Testplatform2
Vervanging van
= DriveLastmotor
+
Stuurkring
001
Vervangen door
Blad
Blad
1
13
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
240Vac
&VK/1.5 / L1.1
EP
LA
N
-X22
48V-voeding:Stall pen
1
2
11
13
-1S4
STO
(stop)
-1S2
-1U6
DRIVE
Veiligheidsrelais
2
VO24
STO
4
SVI24
STO
A1
14
Reset (on)
S31
voeding
230VAC
Veiligheidcircuit
A2
11
13
12
14
Noodstop
Ed
uc
S33
S34
S32
S22
S21
3
13
23
41
3 NO contacts + 1 NC contact
14
24
13
-1S5
34
42
13
-1S6
on / off
Voeding drive
14 on / off
DC voeding
ati
on
4
14
A1
-1K1
A1
-1K2
1
3
5
A2
A2
5
6
2 &VK/1.3 1
4 &VK/1.3 3
6 &VK/1.4
&STK/1
A1
-1K13
Hoofdcontactor
DC voeding
Aansluiting:+48V
&VK/1.5 / N.1
Wijziging
33
veiligheidscircuit
Hoofdcontactor
voeding drive
-X22
+24V
-1S3
12
-1U5
24V-voeding
+48V
A2
GND
24V-voeding:1
2 &VK/1.6
4 &VK/1.6
&KAS/Kabelaansluitingen
Datum
Naam
Datum
27/04/2014
Bew.
MEGIEL
Gecontr
Oorspr
MD
Ugent campus Kortrijk
Testplatform2
Vervanging van
= DriveLastmotor
+
Veiligheidskring
001
Vervangen door
Blad
Blad
1
13
0
1
-dSPACE-1103
massa
DO1
2
DO2
DO3
DO4
DO 5
3
DO 6
DI1
DI2
4
DI3
DI4
EP
LA
N
sub D 50
connector
GND
DI5
5
-dSPACE-1104
VCC
I/O Ø
I/O 1
I/O 2
I/O 3
I/O 4
I/O 5
I/O 8
I/O 9
I/O 10
I/O 11
I/O 12
Inhibit
Drive
Houdrem
Ventilator
Pen
Uit
Pen
In
Reset
Drive
Inhibit
Drive
Error
Drive
STO
Drive
Noodstop
DC-OK
Voeding
sub D 37
connector
+5V
34
1
18
2
19
3
20
5
22
6
23
7
50
34
1
18
2
19
3
20
5
22
6
23
7
50
sub D
50 pin
Kabel 1
sub D 50 naar
sub D 25
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
K10 1/14 K11 1/14 K12 1/14 K13 1/14 K14 1/14
1K
1K
1K
1K
1K
1K
7/8
NC
NC
NO
K16 2
K17 2
3
3
6
7/8
7/8
7/8
7/8
NO
K18 NO
K19 NO
DO1
GND
DO2
DO3
DO4
DO 5
8
DO 6
DI1
DI2
9
DI3
DI4
DI5
VCC
I/O Ø
I/O 1
I/O 2
I/O 3
I/O 4
I/O 5
I/O 8
I/O 9
I/O 10
I/O 11
I/O 12
Inhibit
Drive
Houdrem
Ventilator
Pen
Uit
Pen
In
Reset
Drive
Inhibit
Drive
Error
Drive
STO
Drive
Noodstop
DC-OK
Voeding
+5V
1
20
2
21
3
23
5
26
8
27
9
29
37
1
20
2
21
3
23
5
26
8
27
9
29
37
sub D
37 pin
Ed
uc
sub D
25 pin
13
13
+5V
VCC
GND
K15 2
massa
7
Kabel 2
sub D 37 naar
sub D 25
-Adaptor
sub D 25
connector
6
K20 2
6
ati
on
48V voeding
dc voeding
+24V
GND
Datum
K16 1
K17 1/14 K18
2
2
7/8
K19
K20 1/14
NO
GND
7/8
NO
NO
NO
voeding
NO
K10 6
K11 6
K12 6
K13 6
K14 6
2
2
2
2
2
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
+24V
GND
1K12:A1
1S1:14
Connector
Connector
1U6:42
DC-OK:14
1U6:33
1U6:34
Voeding Voeding
&VEK/1
Wijziging
K15 1
dc voeding
Naam
2S1:13
Inhibit
Houdrem Ventilator Spoel uit Spoel in
Datum
28/05/2014
Bew.
MEGIEL
Gecontr
Oorspr
DI1/X13:2
Reset
GND/X10:10 1H1:x2
GND drive Inhibit
DO2/X10:7
Error
MD
Connector
16 pin
1
voeding
Noodstop DC-OK Noodstop Noodstop
Ugent campus Kortrijk
Testplatform2
Vervanging van
DO3/X16:3
STO
1
+48V
voeding
2
2
Connector
48V voeding
voeding
GND
= DriveLastmotor
+
Kabelaansluiting
001
Vervangen door
Kabelaansluitingen
Blad
Blad
13

Figurenlijst (74 kB, 10 januari 2013)

1. 1. A s 2. z Blauwe Sluis Aan de Noor steiger

Klik hier - Hobby elektronica

Türksat zenders zoeken met de M7 SAT-801

Klik!

View/Open

vto 2014 – antwoorden voorronde

Zorgprogramma Longtransplantatie UZ Leuven Prof. dr G. Verleden

i3TOUCH V-sense 10T 65 inch - Touchscreen

Hoofdstuk 9 D