PAR 1/2013

P O M I A RY • A U T O M AT Y K A • R O B O T Y K A

PAR miesięcznik naukowo-techniczny

1/2013 ISSN 1427-9126 Indeks 339512 Cena 10,00 zł w tym 8 % VAT

www.par.pl

wydarzenia

Temat Numeru

ROZMOWA PAR

Relacja z konferencji naukowej Robtep 2012

Bezpieczeństwo w przemyśle

Łukasz Wiatrzyk – dyrektor zarządzający Schmersal-Polska

10

14

28

www.nocrobotow.pl

Zapraszamy do współpracy firmy z branży automatyki, robotyki, nowych technologii Kierownik projektu: Bożena Kalinowska, bkalinowska@piap.pl, tel. 22 874-00-15, kom. 603-751-248 Koordynator ds. PR i Fundraisingu: Paulina Wojda, pwojda@piap.pl, tel. 22 874-01-36, kom. 603-751-618

3

Spis treści

Nowości 7

Nowe produkty

30

Napędy PowerFlex 4M – ekonomiczne sterowanie silnikami

33

Czujniki kablowe firmy GUENTHER teraz także z Polski

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Wydarzenia

ROBTEP 2012

10

W sercu słowackich Tatr, w dniach 14–16 listopada 2012 r., odbyła się XI międzynarodowa konferencja naukowa Robtep 2012 zorganizowana przez Katedrę Systemów Produkcji i Robotyki Politechniki w Koszycach.

Uczestnikami Robtep byli reprezentanci jednostek

13

Sygnalizatory świetlne firmy TEXELCO

20

Sygnalizacja zdarzeń

22

Wszechstronnie utalentowane: nowe kurtyny i bariery świetlne bezpieczeństwa

24

Inteligentne skanery laserowe – ochrona i pozycjonowanie w jednym urządzeniu

26

Nowe urządzenia bezpieczeństwa maszyn

27

Skanery przestrzeni

naukowych i badawczych z Czech, Rumunii, Polski i ze Słowacji.

POLECANE KSIĄŻKI 32

Wydarzenia 12

Efektywne zarządzanie produkcją

158

Sumomania 2012

Mikołaj Karpiński: Bezpieczeństwo informacji.

Praca zbiorowa pod redakcją Igora Piotra Kurytnika

14 TEMAT NUMERU

100

100

95

95

75

75

25

25

5

5

0

0

Światło i dźwięk na straży bezpieczeństwa Znane wszystkim „koguty” na dachach samochodów, lampy w automatycznych bramach czy też migające światła w wielkich halach produkcyjnych – to tylko nieliczne zastosowania sygnalizatorów świetlnych i dźwiękowych.

Montuje się je przy wjazdach na wagi, parkingi podziemne, służą jako elementy informujące o pracy urządzeń

100

100

95

95

75

75

oraz ostrzegające o wystąpieniu niebezpieczeństwa.

25

25

5

5

0

0

Titelbild_ohne Text Montag, 5. Februar 2007 08:30:01

4

60

Hybrid powertrain virtual driver of wheeled vehicle

Gabriel Kost, PhD, DSc Eng.; Andrzej Nierychlok, MSc – Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems The Silesian University of Technology

63

Solution of the Kalman filtering problem in control and modeling of a double inverted pendulum with rolling friction

Paweł Olejnik, PhD*; Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD*; Michał Niełaczny, Eng.** *Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology, **Faculty of Mechanical Engineering, Lodz University of Technology

28 ROZMOWA PAR

Inwestując w bezpieczeństwo, inwestujemy w ludzi Rozmowa z Łukaszem Wiatrzykiem,

71

Selected problems of biocompatibility of the pneumatically controlled arm

Wiktor Parandyk, MSc; Bartłomiej Zagrodny, PhD; Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD – Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology

76

Dynamics of underwater inspection robot

Prof. Mariusz Giergiel, PhD*, Krzysztof Kurc, PhD**, Piotr Małka, PhD*, Tomasz Buratowski, PhD*, Dariusz Szybicki, MSc** *AGH University of Science and Technology, **Rzeszow University of Technology

dyrektorem zarządzającym Schmersal-Polska.

Nauka 34

Rozległy i rozproszony elektroniczny system bezpieczeństwa w aspekcie zarządzania danymi

doc. dr inż. Waldemar Szulc – Wyższa Szkoła Menedżerska, Warszawa

42

Force-measurement based tool-workpiece contact detection in micromilling

Bogdan Broel-Plater, PhD*; Marcin Matuszak, MSc Eng.**; Paweł Waszczuk MSc Eng.* *Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology, **Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology

47

Extended diagnostics system for AS-interface networks

Piotr Michalski, PhD; MSc Eng. Prof. Jerzy Świder, PhD, DSc (Eng.) – Faculty of Mechanical Engineering, The Silesian University of Technology

52

Concept of tool condition diagnostic system for micromachining

Bogdan Broel-Plater, PhD*; Krzysztof Jaroszewski, PhD Eng.*; Artur Kobyłkiewicz, MSc Eng.*; Marcin Matuszak, MSc Eng.**; Paweł Waszczuk MSc Eng.* *Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology, *Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology

80

Evolutionary method of robust controller computation

Assoc. Prof. Tomasz Królikowski, PhD Eng.*; Piotr Nikończuk, PhD Eng.** *Department of Mechanical Engineering, Koszalin University of Technology, **Faculty of Maritime Technology and Transport, Westpomeranian University of Technology

Kontynuacja na str. 6

P O M I A RY • A U T O M AT Y K A • R O B O T Y K A

Miesięcznik naukowo-techniczny Pomiary Automatyka Robotyka

PAR miesięcznik naukowo-techniczny

1/2013 ISSN 1427-9126 Indeks 339512 Cena 10,00 zł w tym 8 % VAT

www.par.pl

Rok 17 (2013) nr 1 (191) ISSN 1427-9126, Indeks 339512

Na okładce kurtyny i bariery bezpieczeństwa SLC/SLG 440 firmy Schmersal-Polska

WYDARZeNIA

TeMAT NUMeRU

RoZMoWA pAR

Relacja z konferencji naukowej RobTep 2012

bezpieczeństwo w przemyśle

Łukasz Wiatrzyk – dyrektor zarządzający Schmersal-polska

10

14

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

28

5

Spis treści

Kontynuacja ze str. 5

83

Model based diagnosis using causal graph

Anna Szyber, MSc – Institute of Automation Control and Robotics, Warsaw University of Technology

89

Mechatronic eye: modeling and design

Tomasz Szybka, Eng.; Bartłomiej Zagrodny, PhD; Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD – Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology

92

Experimental demonstration of Measurement System Analysis

Artur Król, MSc*, Wojciech Czaja, MSc Eng.*, Gabriel Kost, PhD, DSc, Eng.*, Piotr Czop, PhD**, Grzegorz Wszołek, PhD*, Dawid Jakubowski, MSc*** *Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems The Silesian University of Technology, **AGH University of Science and Technology, ***GS-Hydro Sp. z o.o., Ruda Śląska

97

Design of the robotic exoskeleton for upperextremity rehabilitation

Artur Gmerek, MSc – Institute of Automatic Control, Lodz University of Technology

102

Evaluation of low-cost MEMS accelerometers for measurements of velocity of unmanned vehicles

Przemysław Dąbek, MSc Eng. – Industrial Research Institute for Automation and Measurements PIAP

114

Neural sensor-based navigation of wheeled mobile robot in unknown environment

Zenon Hendzel, DSc, PhD, Eng.; Marcin Szuster, PhD – Rzeszow University of Technology

121

Mechatronic systems in mining roadheaders – examples of solutions

Dariusz Jasiulek, PhD*; Jerzy Świder, PhD, DSc (Eng.)** *KOMAG Institute of Mining Technology, Gliwice **Faculty of Mechanical Engineering, The Silesian University of Technology

128

Calibration experiments planing for identification of manipulator elastostatic parameters

Alexandr Klimchik, PhD ; Anatol Pashkevich, Prof.; Yier Wu, MSc; Stéphane Caro, PhD Eng.; Benoît Furet, Prof. – Institut de Recherche en Communications et Cybernétique de Nantes, France

141

Embedded controller for balancing type robot

Jakub Tutro, Eng.*; Krzysztof Wesołowski, Eng.**; Mariusz Pauluk, PhD*; Dariusz Marchewka, PhD* *AGH University of Science and Technology **Technika Obliczeniowa, Kraków

6

147

Correction of projector’s nonlinearities in the vision based system for positioning of the workpieces on the CNC machines

Marek Grudziński, MSc Eng.; Krzysztof Okarma, PhD – West Pomeranian University of Technology, Szczecin

153

Analiza wybranych właściwości metrologicznych mikrometrów laserowych

mgr inż. Jerzy Mąkowski – Instytut Metrologii i Systemów Biomedycznych, Politechnika Warszawska

Forum młodych 162

Robot mobilny o zmiennym sposobie lokomocji – konstrukcja mechaniczna i elektroniczna

mgr inż. Dawid Seredynski, dr inż. Tomasz Winiarski, Konrad Banachowicz, mgr inż. Michał Walecki, mgr inż. Maciej Stefanczyk, mgr inż.

Piotr Majcher – Koło Naukowe Robotyki Bionik, Instytut Automatyki i Informatyki Stosowanej, Politechnika Warszawska

Publikacje PAR 2012 188

Spis artykułów

175

Indeks autorów

177

Indeks firm

180

Indeks firm

182

Prenumerata

Sprostowanie W numerze 12/2012, w tabeli na s. 24 mylnie opisano komputer kompaktowy ARK-2120 jako produkt firmy Aaeon, podczas gdy w rzeczywistości producentem tego urządzenia jest firma Advantech.

Za powstałą pomyłkę bardzo Państwa przepraszamy.

Redakcja PAR

Nowości

Nowe produkty

Fot. Elmark Automatyka

MEAN WELL SPV-150, SPV-300 – zasilacze ze sterowanym napięciem wyjściowym

Po udanym debiucie zasilacza serii SPV-1500 (1500 W) firma Mean Well rozszerzyła zakres produktów o kolejne modele: SPV-150 (150 W) i SPV300 (300 W). Urządzenia te wyróżnia możliwość ustawiania napięcia wyjściowego w zakresie od 20 % do 110 % wartości nominalnej za pomocą zewnętrznego sygnału sterującego 1...5,5 V DC. Dodatkowa funkcja umożliwia

sterowanie danym urządzeniem i znacznie zwiększa elastyczność użytkowania, szczególnie w przypadku zasilania urządzeń, które wymagają przełączania pomiędzy różnymi napięciami.

Zasilacze mają szeroki zakres napięcia wejściowego: od 88 do 264 V AC oraz wbudowaną aktywną funkcję PFC. Tym samym spełniają wymagania normy PN-EN 61000-3-2 dotyczącej poziomu emisji harmonicznych prądu. Dostępne są modele z napięciem wyjściowym 12, 24 i 48 V. Nowe zasilacze mają wydajność do 83 % (SPV-150) i do 86,5 % (SPV-300).

Szeroki zakres temperatury pracy (od –20 °C do +65 °C) pozwala stosować je zarówno wewnątrz,

jak i na zewnątrz obiektów.

Chłodzenie odbywa się przy swobodnej konwekcji powietrza (SPV-150) lub poprzez wbudowany wentylator (SPV-300), którego prędkość jest dostosowywana do obciążenia zasilacza. Standardowo są wyposażone w zabezpieczenia przeciwzwarciowe, przeciążeniowe, przepięciowe i termiczne.

Modele serii SPV znajdują szerokie zastosowanie w automatyce przemysłowej, mechanicznej i elektrycznej, a także w aplikacjach wymagających częstego dostosowania napięcia wyjściowego.

Właściwości: • sterowanie napięciem wyjściowym w zakresie 20...110 %, • wbudowana funkcja PFC, • szeroki zakres napięcia wejściowego: 88...264 V AC,

• zabezpieczenia: przeciwzwarciowe, przeciążeniowe, przepięciowe i termiczne, • chłodzenie w otwartym obiegu powietrza: SPV-150, • chłodzenie wewnętrznym wentylatorem: SPV-300, • potencjometr do regulacji napięcia wyjściowego w zakresie: –15...+10 %, • certyfikaty: UL, CUL, TÜV, CB, CE, • 3 lata gwarancji.

Dodatkowe informacje na temat zasilaczy przemysłowych Mean Well SPV150, SPV-300, SPV-1500 są dostępne na stronie.

Poprzez stronę można także zamówić bezpłatny katalog z pełną ofertą firmy.

www.elmark.com.pl

REKLAMA

C

M

Y

CM

MY

Fot. Elmark Automatyka

CY

CMY

K

Promocja

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

7

Nowości

Phoenix 4400 – koniec z mozaikami ekranów

Phoenix Contact poszerza ofertę paneli webowych

o jednostki z przekątną ekranu 10² oraz 15². Oznacza to większy obraz w przypadku prostych i niewymagających aplikacji przemysłowych. Możemy zatem umieszczać większą ilość informacji i grafiki na jednym niewielkim ekranie, co dotąd było niemożliwe.

Panele webowe o przekątnych 26,42 cm (10,5² ) i 38,1 cm (15,1² ) mają kolorową, dotykową matrycę

TFT z paletą 65 tys. kolorów. Rozdzielczości wynoszą 800 × 600 pikseli dla wersji 10-calowej i 1024 × 768 dla wersji 15-calowej. Urządzenia zbudowano na platformie RISC ARM9 z procesorami taktowanymi o częstotliwości 200 MHz. Standardowo wyposażone są w port Ethernet i 2 porty USB. Panele idealnie nadają się do małych maszyn, gdzie wymagane są podstawowa

wizualizacja procesu i kontrola. W przypadku wszystkich paneli serii WP do tworzenia stron www używa się intuicyjnego i prostego narzędzia programistycznego Web Visit. Gotowa wizualizacja wgrywana jest do sterownika PLC; można z niej korzystać również przez klasyczną przeglądarkę www z komputera PC. www.phoenixcontact.pl

Moduły Solarcheck do monitorowanie prądów sekcji fotowoltaicznych System Solarcheck firmy Phoenix Contact to niezawodne narzędzie do monitorowania prądów sekcji w dużych instalacjach fotowoltaicznych. System można bez trudu zintegrować z istniejącymi strukturami sieciowymi. Pozwala na szybką identyfikację błędów oraz kwestii związanych z wydajnością systemu fotowoltaicznego. Poprawia także sprawność systemu i zwiększa przychody generowane przez instalację PV. Solarcheck składa się z modułów pomiarowego i komunikacyjnego. Moduł

pomiarowy zasilany jest przez dwużyłowy kabel komunikacyjny. Eliminuje to potrzebę stosowania dodatkowego zasilania w skrzynce zaciskowej i upraszcza okablowanie. Ponadto, ma tylko 22,5 mm szerokości i umożliwia określenie wartości prądów z maksymalnie 8 sekcji fotowoltaicznych, które następnie przesyła do modułu komunikacyjnego.

Moduł komunikacyjny można łatwo zintegrować z istniejącą siecią Modbus RTU. Może on zbierać informacje z maksymalnie 8 modułów pomiarowych, a następnie

przesyłać je do nadrzędnego systemu sterowania.

Pomiar prądu realizowany jest za pomocą czujników Halla, w związku z czym przewody są przeprowadzone przez otwory w module pomiarowym tylko podczas instalacji. Zapobiega to powstawaniu dodatkowych punktów styku, które zwiększają rezystancję przejścia, przez co stanowią potencjalne źródło błędu.

Każdy moduł pomiarowy umożliwia pomiar napięcia do 1200 V DC, dzięki czemu z poziomu komputera centralnego można określić

zarówno moc poszczególnych sekcji, jak i wydajność systemu. Wejście cyfrowe umożliwia monitorowanie zestyków sygnalizacji zdalnej, np. z ograniczników przepięć. www.phoenixcontact.pl

Phoenix Contact rozszerza gamę wysokoprądowych terminali przyłączeniowych do płytek drukowanych,

8

wprowadzając na rynek nowe złącza serii PLA 5 oraz PLH 5. Nie wymagają one użycia narzędzi podczas podłączania przewodów, gdyż są otwierane za pomocą dźwigni. Terminale PLA 5 (o wejściu przewodu nachylonym pod kątem 30°) oraz PLH 5 (podejście przewodu równoległe do PCB) akceptują przewody o przekroju od 0,5 mm2 do 6 mm2. Dzięki dostępnemu

wariantowi z pinami prowadzonymi w zygzak, nawet przy rastrze 7,5-milimetrowym terminal uzyskał aprobatę UL do napięcia 600 V, a jego obciążalność prądowa wynosi 41 A. Technologia push-lock pozwala na łatwe przyłączanie zarówno przewodów sztywnych, jak i linek bez tulejki zaciskowej. Atutem jest miejsce przeznaczone do opisania każdego bieguna oraz

wygodne podejście dla sondy pomiarowej.

Konstrukcja złącza umożliwia zestawianie biegunów w różnych kolorach – dzięki temu można uzyskać terminal dostosowany do potrzeb o maksymalnie 12 biegunach. Terminale z 1 przyłączem są stabilnie mocowane na PCB podwójnymi pinami lutowniczymi. https://eshop.phoenixcontact.pl

Fot. Phoenix Contact, Harting, Elmark Automatyka

Przyłącza zasilania do PCB do aplikacji wysokoprądowych

Nowości

Han-Quick Lock: sprawdzona technologia łączeniowa i jeszcze większa elastyczność aplikacyjna

Technologia Han-Quick Lock od chwili wprowadzenia na rynek zyskuje coraz większe uznanie. Jedną z najnowszych opcji złączy Han-Quick Lock jest dostępność w dwóch wariantach: złącza dedykowane do przewodów o przekrojach z zakresu 0,25... 1,5 mm² wyposażone w czarny pozycjoner oraz złącza do przewodów o przekrojach z zakresu 0,5... 2,5 mm² z niebieskim pozycjonerem. Ta innowacyjna technologia łączeniowa pozwala montować przewód z kontaktem bez używania specjalnych narzędzi, np. zaciskarek. Tuleje

kontaktów są bowiem preinstalowane w złączach typu Han-Quick Lock. Kompaktowy kształt złączy, wysoka gęstość kontaktów, opatentowana technologia łączeniowa sprawiają, że jest to rozwiązanie idealne do stosowania w złączach różnych rodzajów.

Portfolio firmy Harting zawiera złącza różnych typów, np. Han-Modular, Han A, Han D, Han Q, Han PushPull oraz Han-Yellock.

Wiele spośród nich jest dostępnych w technologii łączeniowej Quick Lock, co umożliwia montaż obiektowy bez konieczności stosowania dodatkowych narzędzi.

HARTING Polska Sp. z o.o. ul. Duńska 9, 54-427 Wrocław tel. 71 352 81 71 fax 71 350 42 13 e-mail: pl@HARTING.com www.harting.pl

Firma Moxa wprowadziła do swojej oferty nowy produkt – serwer danych RNAS-1200 klasy przemysłowej, który może pracować w skrajnych warunkach, np. w temperaturze otoczenia od –40 °C do +70 °C. Spełnia wymagania normy PN-EN 50155 Zastosowania kolejowe – Wyposażenie elektroniczne stosowane w taborze, szczególnie te dotyczące wibracji. Kilka mechanizmów redundancji czyni ten model wysoce niezawodnym: konektory M12 (do sieci Ethernet),

2 × Gigabit Ethernet, zasilanie 2 × PoE+, RAID 0, RAID 1 oraz 2 dyski.

RNAS obsługuje 2,5 calowe HDD, przy czym zastosowane dyski nie muszą mieć tak szerokiego zakresu temperaturowego, a to dzięki funkcji IHS-Intelligent Heating Solution, która kontroluje temperaturę wewnątrz obudowy. Jest też dostępna wersja z dwoma preinstalowanymi dyskami HDD 100 GB. RNAS-1200 jest odporny na trudne warunki i zdarzenia losowe, które mogłyby zakłócić jego pracę. Doskonale nadaje się do różnych zastosowań, szczególnie w transporcie kolejowym i wszędzie tam, gdzie występują wibracje. www.elmark.com.pl

REKLAMA

Fot. Phoenix Contact, Harting, Elmark Automatyka

Odporny na zimno i wstrząsy RNAS-1200

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

9

Wydarzenia Relacje

ROBTEP 2012 Robotyka przemysłowa, usługowa i roboty humanoidalne

W sercu słowackich Tatr, w dniach 14–16 listopada 2012 r., odbyła się XI międzynarodowa konferencja naukowa Robtep 2012 zorganizowana przez Katedrę Systemów Produkcji i Robotyki Politechniki w Koszycach.

Uczestnikami Robtep byli reprezentanci jednostek naukowych i badawczych z Czech, Rumunii, Polski i ze Słowacji.

10

W obowiązującym obecnie w Polsce systemie oceny jednostek naukowych publikacja w wydawnictwie konferencyjnym na ogół nie daje żadnych punktów. Jednocześnie imprez naukowych jest wciąż dużo i sam prestiż konkretnej konferencji już nie wystarcza, żeby zachęcić uczestników – trzeba o nich walczyć innymi sposobami. Najlepiej rozumieją to organizatorzy i próbują podnieść atrakcyjność swoich konferencji.

Tematykę dostosowuje się do najnowszych trendów, materiały konferencyjne są publikowane w renomowanych czasopismach, zaprasza się znanych prelegentów, a same konferencje organizuje się w ciekawych turystycznie miejscach.

Tematyka Robotyka jest dzisiaj tak rozległą dziedziną, że trudno jest objąć ją całą w ramach jednej konferencji. Stąd też poszczególne imprezy dotyczą wybranych zagadnień i zakresów tematycznych.

Konferencja Robtep, organizowana od połowy lat 90. przez Katedrę Systemów Produkcji i Robotyki Politechniki w Koszycach, była zawsze nakierowana na przemysłowe zastosowania robotów. Tematykę Robtep 2012 rozszerzono do trzech obszarów. Obok robotyki przemysłowej pojawiły się zagadnienia z robotyki usługowej oraz dotyczące robotów humanoidalnych. Uczestnicy konferencji reprezentowali jednostki naukowe i badawcze z Czech, Rumunii, Polski i ze Słowacji.

Fot. Michał Smater (PIAP)

Ubiegłoroczna konferencja Robtep 2012 jest przykładem próby zmierzenia się z wyzwaniami wynikającymi z obecnej sytuacji rynkowej. Dla konferencji naukowych nadeszły trudne czasy wynikające z kryzysu, który odczuwają zarówno organizatorzy, borykający się z utrudnionym dostępem do dotacji budżetowych i mniejszym zainteresowaniem sponsorów, jak też uczestnicy, których macierzyste instytucje bądź firmy odmawiają finansowania wyjazdów, tłumacząc się programami oszczędnościowymi.

Dodatkowym argumentem jest często małe znaczenie aktywności konferencyjnej badaczy w świetle kryteriów stosowanych przy ustalaniu poziomu budżetowego finansowania nauki.

Miejsce Konferencja odbyła się w sercu słowackich Tatr, w miejscowości Strbskie Pleso. Nie jest to typowa stacja narciarska, jak większość w tym regionie, raczej ma charakter uzdrowiska. Wrażenie to potęgują liczne pensjonaty i ośrodki oferujące odnowę biologiczną. Miejscowość przyciąga przede wszystkim turystów lubiących chodzić po górach lub po prostu przebywać i odpoczywać w takim otoczeniu, czemu sprzyjają niepowtarzalne widoki. Jesienią zniżki dla indywidualnych turystów są znaczne, a organizatorzy tak masowej imprezy jak konferencja mogą liczyć na naprawdę duże upusty. Dzięki temu całkowity koszt konferencji nie odbiegał od krajowych imprez tego typu.

Wystawa

Prezentacje zaproszone Poza referatami wysłuchano także dłuższych wykładów plenarnych dwojga zaproszonych gości specjalnych. Przedstawicielka Komisji Europejskiej, Cecile Huet, Research Programme Officer odpowiedzialna w programie ICT za Chalenge 2: Cognitive Systems and Robotics, omówiła założenia konkursu FP7/ ICT Call 10 oraz określiła miejsce robotyki w planowanym programie Horizon 2020. Z kolei Elmo Schreder, reprezentujący platformę EUnited Robotics, przedstawił inicjatywy zmierzające do powstania nowej organizacji europejskiej wspierającej rozwój szeroko pojętej robotyki. Czołowe firmy i organizacje zaangażowane w tę tematykę, a także uczestnicy działających obecnie platformy i w bieżących projektów (m.in.

EURON, EUROP, euRobotics) planują

utworzyć The European Robotics Public Private Partnership, czyli partnerstwo publiczno-prywatne działające na rzecz robotyki. W czerwcu 2012 r. we Frankfurcie nad Menem odbył się dzień informacyjny, podczas którego podpisano list intencyjny oraz ustalono plan działań mających doprowadzić do formalnego powołania nowej organizacji.

Publikacje Materiały pokonferencyjne zostały opublikowane przez wydawnictwo Trans Tech Publications (Szwajcaria) w periodyku „Applied Mechanics and Materials”.

Skróty są dostępne na stronach portalu wydawnictwa: www.scientific.net/AMM. Szersze informacje o konferencji Robtep 2012, w tym program, dostępne są pod adresem www.sjf.tuke.sk/ kvtar/robtep. Warto śledzić tę stronę – za dwa lata z pewnością znów będzie ciekawie.

Zbigniew Pilat Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP

Fot. Michał Smater (PIAP)

W konferencyjnym foyer zorganizowano prezentację praktycznych osiągnięć, powstałych w wyniku realizacji przez studentów prac dyplomowych oraz projektów badawczych. Pokazano roboty jeżdżące i latające, z oryginalną mechaniką i wykorzystujące gotowe podzespoły, np. Lego, sterowane głosem

i gestem. Nie mogło zabraknąć akcentu piłkarskiego – robotowa drużyna Politechniki Koszyckiej od wielu lat należy do ścisłej czołówki światowej. Sponsorzy konferencji zaprezentowali rozwiązania przemysłowe, m.in. małego robota ABB i dwuręcznego robota Motoman.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

11

Wydarzenia Patronaty

Efektywne zarządzanie produkcją Wszystkich zainteresowanych praktycznymi sposobami podniesienia efektywności produkcji w kontekście dynamicznie zmieniającego się rynku i otoczenia biznesowego zapraszamy na warsztaty organizowane przez MM Conferences. Odbędą się one w dniach 27–28 lutego w hotelu Hyatt w Warszawie.

Zmienność i dynamika rynku oraz wysokie wymagania w zakresie jakości produkcji, a także optymalizacji jej kosztów stawiają szefów produkcji przed koniecznością jeszcze efektywniejszego zarządzania bieżącą produkcją i adekwatnego dostosowywania jej zakresu do czynników zewnętrznych.

– Analizując trendy w zarządzaniu produkcją w 2013 roku, przygotowaliśmy dla Państwa dwa dni intensywnych warsztatów, podczas których wspólnie z praktykami i ekspertami zarządzania produkcją omówimy i przedyskutujemy najciekawsze sposoby na podniesienie efektywności produkcji na zmiennym rynku – mówi Anna Oleszek, Project Manager MM Conferences. Spotkanie stanowi wyjątkową platformę, służącą do podpatrzenia sprawdzonych rozwiązań w przedmiotowym zakresie, jak również pozwoli na wymianę doświadczeń, rozszerzenie wiedzy i podniesienie kompetencji w zarządzaniu różnymi obszarami oraz pracownikami produkcji. Pierwszego dnia warsztatów praca będzie prowadzona pod hasłem „Jakość

i koszty”, a drugiego dnia – „Projekty podnoszące efektywność produkcji”.

Znaczenie spojrzenia na koszty produkcji w aspekcie kosztów całej firmy czy organizacji często daje kluczowe odpowiedzi na pytanie, jak należy nią zarządzać, aby funkcjonowała sprawnie i przynosiła odpowiednie zyski bez zbędnego angażowania pracowników w sytuacjach kryzysowych.

– Często zarządzający zapominają, iż wiele kosztów powstaje poza danym obszarem organizacji, najczęściej na wskutek błędnych decyzji podejmowanych przez menedżerów, dotyczących innego z tych obszarów, a przy tym ukierunkowanych na to, by właśnie temu obszarowi było „dobrze” – podkreśla Krzysztof Matusiak, Doradztwo Artex, z którym w trakcie warsztatów będzie można porozmawiać m.in. na temat czynników wpływających na bieżącą analizę kosztów produkcji. – Jest to typowe myślenie analityczne, szkodliwe dla całej organizacji, która winna kierować się strategicznym myśleniem „kosztowym” – dodaje.

A jak zwiększyć zyski firmy przy jednoczesnym spadku zamówień? Czy jest to w ogóle możliwe? Według Managera Zarządzającego Pawła Staworzyńskiego, Doradztwo Przemysłowo-Gospodarcze Staworzyński, odpowiedź brzmi „tak!”.

– Optymalizacja wykorzystania głównych zasobów przedsiębiorstwa poprzez wdrażanie niskonakładowych usprawnień jest kluczem do osiągnięcia takich efektów.

Wymiana doświadczeń i ciągłe poszukiwanie najlepszych praktyk istotnie pomaga w takich działaniach. Doświadczenie i rzeczywiste sukcesy są najlepszym potwierdzeniem powyższego stwierdzenia – dodaje, zapraszając do wymiany doświadczeń, m.in. w zakresie prognozowania i planowania produkcji w kontekście zmiennego rynku oraz bieżącego przygotowania produkcji.

Szczegółowy program warsztatów dostępny jest na www.mmcpolska.pl.

Adrian Majchrzak Specjalista ds. Marketingu i Promocji e-mail: a.majchrzak@mmcpolska.pl

REKLAMA

12

1-3 strony A4 poziom_prasowa_PAR_v2.indd 2

2013-01-08 16:30:32

Bezpieczeństwo w przemyśle Temat numeru

Sygnalizatory świetlne firmy TEXELCO Wzrost liczby maszyn i automatów w naszym otoczeniu sprawia, że konieczne staje się stosowanie jasnej i jednoznacznej sygnalizacji stanu tych urządzeń. Sygnalizatory Texelco idealnie łączą wymagania

Fot. Nowimex

funkcjonalności z atrakcyjną stylistyką.

Najbardziej typowymi przedstawicielami urządzeń sygnalizacyjnych Texelco są modułowe wieże świetlne. Oferowane są w trzech typoszeregach: seria 370 o średnicy 70 mm, seria 450 o średnicy 45 mm i seria TWR30 o średnicy 30 mm.

Serie 450 i TWR30 są wyposażone w moduły świetlne dostępne wyłącznie w technologii LED 24 V (AC/DC),

o świetle ciągłym i maksymalnie 5 sektorach (5 kolorów lub 4 kolory i buczek). Seria 370 daje większe możliwości kompletacji: maksymalnie 7 modułów w technologii LED, ksenonowej lub klasycznej (żarowej), przy napięciu zasilania 24, 115 lub 230 V. Największy wybór typu światła zapewniają moduły LED, które mogą generować światło stałe, migające lub wirujące, symulujące sygnalizatory obrotowe.

Uzupełnieniem palety modułów jednofunkcyjnych jest sektor wielokolorowy Multicolor serii 370. W jednej bezbarwnej obudowie są umieszczone 2 lub 3 zestawy diod LED z wbudowanym priorytetem kolorów. Dzięki temu rozwiązaniu użytkownik ma w jednym zwartym sygnalizatorze komplet

informacji, dotychczas dostępnych jedynie w sygnalizatorach wielosegmentowych. Oczywiście dostępne są również buczki – zarówno jako osobne moduły, jak i wbudowane w lampy.

Alternatywą dla sygnalizatorów wieżowych są lampy kopułkowe serii 180 oferowane w technologii żarowej i LED (24, 115 i 230 V), opcjonalnie z wbudowanym buczkiem. Duży wybór akcesoriów dodatkowych: wsporników prostych, kątowych, przedłużek i uchwytów umożliwia montaż w dowolnym miejscu i położeniu.

NOWIMEX s.c. ul. Kremowa 65a, 02-969 Warszawa tel. 22 816 85 79 fax 22 816 85 34 e-mail: info@nowimex.com.pl www.nowimex.com.pl

REKLAMA

Promocja

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

13

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Światło i dźwięk na straży bezpieczeństwa Znane wszystkim „koguty” na dachach samochodów, lampy w automatycznych bramach czy też migające światła w wielkich halach produkcyjnych – to tylko nieliczne zastosowania sygnalizatorów świetlnych i dźwiękowych.

Montuje się je przy wjazdach na wagi, parkingi podziemne, służą jako elementy informujące o pracy urządzeń oraz ostrzegające o wystąpieniu niebezpieczeństwa.

Sygnalizatory świetlne i dźwiękowe są bardzo popularnymi urządzeniami montowanymi w fabrykach, na obudowach maszyn, w bramach automatycznych oraz w wielu nietypowych zespołach mechanicznych. Największym obszarem ich zastosowania jest przede wszystkim przemysł, gdzie gwarancja ochrony człowieka jest jednym z najwyższych priorytetów. Szeroką gałęzią zastosowań jest również nowoczesna automatyka budynkowa oraz pojazdy specjalne.

Sygnalizatory służą przede wszystkim do ostrzegania o wystąpieniu niebezpieczeństwa czy też zabezpieczają wydzielone obszary zwiększonego ryzyka. Dodatkowo często są wykorzystywane jako elementy informacyjne, np. o trybie pracy urządzenia lub aktualnie wykonywanym zadaniu.

Na rynku dostępny jest szeroki wybór urządzeń sygnalizacyjnych: od najprostszych, wyposażonych w jeden rodzaj

sygnału: świetlny lub dźwiękowy, aż po zaawansowane, które mają rozbudowane opcje obu rodzajów sygnału. Do tej grupy urządzeń sygnalizacyjnych zalicza się również wieże świetlne. Oprócz urządzeń wyposażonych w jeden rodzaj światła i dźwięku, na rynku dostępne są również sygnalizatory, które dają możliwość wyboru np. ciągłości świecenia, rodzaju dźwięku i jego głośności.

Warto wspomnieć, że istnieje również grupa urządzeń przeznaczona do zastosowań specjalnych. Zaliczyć można do niej sygnalizatory projektowane specjalnie dla wojska, policji, lotnisk.

Jednak, z powodu specyfiki stosowania nie zostały one uwzględnione w tym tekście.

W niniejszym artykule sygnalizatory zostały podzielone na trzy główne grupy: sygnalizatory świetlne, wieże świetlne i sygnalizatory dźwiękowe. Do każdej grupy zostały podane przykłady produktów dostępnych na polskim rynku.

Ostrzegawcze światło Zadaniem sygnalizatorów świetlnych jest emitowanie światła o wysokiej jasności. Jako jego źródło stosuje się w nich żarówki halogenowe, lampy wyładowcze, diody LED, lampy żarowe bądź ksenonowe. Najbardziej rozwijającą się grupą są sygnalizatory wykorzystujące diody LED. Ich największe zalety to: energooszczędność, znacznie większa żywotność oraz możliwość bardzo szybkiego załączenia i wyłączenia, a zatem sposobu świecenia od nieprzerwanego ciągłego aż do błysków porównywanych ze stroboskopem wyładowczym.

Bardzo istotnym aspektem sygnalizacji świetlnej jest niezawodność i bezawaryjność działania. Diody LED zapewniają długi czas bezawaryjnej pracy o relatywnie stałym poziomie jasności przez cały okres ich użytkowania. Dodatkowo wykorzystywane moduły LED najczęściej składają się

Tab. 1. Przykładowe sygnalizatory świetlne dostępne na polskim rynku W2 Włodzimierz Wyrzykowski

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

Model

SO-Ad1

SO-Ad2

SPECTRA 5 W P 200 FLF

seria 729

Seria 828

SPECTRA 1 J P 200 STR

Sygnał

światło ciągłe, nieregularne, światło obrotowe (efekt „koguta”)

światło ciągłe, impulsowe

światło migowe

światło ciągłe, błyskowe (podwójny błysk), obrotowe

światło ciągłe, błyskowe, migające

światło błyskowe

LED

LED RGB

lampa żarowa

LED, LED EVS, ksenon

LED, LED EVS, ksenon

ksenon

czerwony lub pomarańczowy

czerwony, zielony, niebieski, żółty, błękitny, fioletowy, biały

przezroczysty, żółty, pomarańczowy, czerwony, zielony, niebieski

czerwony, żółty, zielony, niebieski, przezroczysty

czerwony, żółty, zielony, niebieski, przezroczysty

przezroczysty, żółty, pomarańczowy, czerwony, zielony, niebieski

Napięcie zasilania

16–32 V DC

10–32 V DC

24 V DC, 115 V AC, 230 V AC

24 V DC, 115–230 V AC

12 V DC, 24 V DC, 115–230 V AC

230 V AC, 115 V AC, 12/24 V AC/DC

Stopień ochrony

IP65

IP54

IP65

IP66 ochrona II 2G EX; II 2D Ex

IP65

IP65

Producent

Źródło światła

Kolor

14

Pfannenberg

Werma

Werma

Pfannenberg

z wielu elementów półprzewodnikowych – awaria (przepalenie, uszkodzenie mechaniczne) części z nich nie jest równoznaczna z całkowitym brakiem sygnalizacji urządzenia. Dla porównania sygnalizatory wyposażone w żarówki mają o wiele mniejszą trwałość i odporność na udary mechaniczne. Dostępne są również modele wyposażone w diody LED RBG, które mogą generować światło właściwie dowolnej barwy.

Jednakże moduły LED są urządzeniami elektronicznymi, mniej odpornymi na zmienne warunki otoczenia, brak stabilności zasilania czy chociażby duże zakłócenia. W naprawdę trudnych warunkach specjaliści nie bez powodu stosują sprawdzone, pewniejsze źródła żarowe, pomimo że są one nieekonomiczne.

Poszczególne modele sygnalizatorów świetlnych mogą emitować różnego rodzaju światło: błyskowe, migoczące, ciągłe lub pozwalać na wybór spośród wielu różnych opcji. Często producent udostępnia wiele częstotliwości błysków i ich sekwencji. Co niekoniecznie jest intuicyjne i w przypadku nadużywania, np. różne sekwencje błysków informujące o różnym stanie, może prowadzić do niejednoznacznego postrzegania przez użytkowników i stanowić potencjalne ryzyko zagrożenia życia.

Jednak błyski o zmieniającej się sekwencji bardziej przykuwają uwagę niż jednostajne.

Klosze sygnalizatorów wykonane są zazwyczaj z tworzyw sztucznych o podwyższonej odporności mechanicznej, takich jak poliwęglan czy ABS. Dostępne są również osłony na klosze wykonane z drutu oraz z tworzyw, zapobiegające uszkodzeniom mechanicznym. Klosze mogą mieć różne kolory. Najpopularniejsze z nich to: czerwony, zielony, niebieski, bursztynowy, pomarańczowy i wersja przezroczysta.

Warto zauważyć, że w zależności od warunków, w których stosowany jest sygnalizator (w hali produkcyjnej, na placu budowy, w tunelu czy też w trudnych warunkach pogodowych), konieczny jest odpowiedni dobór barwy oświetlenia oraz jego intensywności – tak, aby był dobrze widoczny bez względu na panujące czynniki i występujące zakłócenia. Przykładowo, tak popularne sygnalizatory wyposażone w błyskowe ksenonowe lampy wyładowcze, mają przewagę na rynku i nawet najnowocześniejsze źródła LED nie stanowią dobrej alternatywy w przypadku ostrzegania w pełnym oświetleniu słonecznym.

Rozpatrując dobór sygnalizatora, warto zwrócić uwagę na wiele

aspektów: zasięg widoczności (intensywność, moc, rodzaj świecenia lub błysku), duże kąty widoczności w pionie i poziomie (najczęstsza wada sygnalizatorów LED), trwałość, stopień ochrony mechanicznej i elektrycznej. Dodatkowymi cechami mogą być energooszczędność oraz cena zakupu i eksploatacji urządzenia.

Sygnalizatory świetlne bardzo często dostępne są w wersjach z wbudowanym sygnalizatorem dźwiękowym.

Najczęstszym sposobem ustalenia trybu pracy (sposobu świecenia, gdy dostępna jest więcej niż jedna opcja sygnalizacji) jest określenie kodu binarnego napięć podawanych na wejścia cyfrowe sygnalizatora. Do ich określonej kombinacji przypisane są zazwyczaj różne dostępne opcje rodzaju świecenia lub błysków.

Wieże świetlne Wieże świetlne zbudowane są z co najmniej dwóch elementów świetlnych, np. o różnej barwie. Mogą być stosowane wówczas, gdy urządzenie informuje użytkowników o więcej niż dwóch stanach. Opcją wyposażenia jest również moduł dźwiękowy. Istnieje dość szeroka gama możliwości sposobu mocowania, np. na ścianie, na

REKLAMA

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

15

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Tab. 2. Przykładowe sygnalizatory świetlne z sygnałem dźwiękowym dostępne na polskim rynku Producent

Moflash

Moflash

Texelco

Model

LEDA125-01

seria LEDA125-04-xx

Seria 180

Sygnał

światło ciągłe, błyskowe, buczek

światło ciągłe, błyskowe, buczek

światło ciągłe, migające, buczek

LED

LED

żarówka, LED

bursztynowy/czerwony/ zielony

01 – pomarańczowy, 02 – czerwony, 03 – niebieski, 04 – zielony

czerwony, pomarańczowy, żółty, zielony, niebieski, biały

Poziom dźwięku

90 dB

90 dB

80 dB

Napięcie zasilania

24 V DC

230 V AC

12–260 V, 24 V AC/DC

Stopień ochrony

IP65

IP65

IP54/IP65

Źródło światła

Kolor

Producent

Werma

Werma

Werma

Model

seria 421

seria 480

seria 420

Sygnał

światło błyskowe, syrena wielotonowa

światło ciągłe, błyskowe, buczek

światło ciągłe, błyskowe, światło ciągłe, buczek

ksenon

LED

LED

421 110 – czerwony, 421 310 – żółty

480 152 – czerwony, 480 352 – żółty

420 110 – czerwony, 420 310 – żółty

Poziom dźwięku

105 dB

90 dB

92 dB

Napięcie zasilania

421 xxx 75 – 24 DC, 421 xxx 67 – 115 V AC, 421 xxx 68 – 230 V AC

480 xxx 75 – 24 DC, 480 xxx 68 – 230 V AC

420 xxx 54 – 12 V DC, 420 xxx 67 – 115 V AC, 420 xxx 68 – 230 V AC, 420 xxx 75 – 24 V DC

Stopień ochrony

IP65

IP65

IP65

Źródło światła Kolor

Producent

Pfannenberg

La Sonara

La Sonara

Model

SON 4

BipLamp 98/N

Sonolamp

Sygnał

światło błyskowe, sygnalizator akustyczny

światło błyskowe, buczek

światło błyskowe, syrena

ksenon

LED

–

ognistoczerwony, opcjonalnie: szary lub biały

czerwony, żółty, pomarańczowy, niebieski, biały

czerwony, żółty, pomarańczowy, niebieski, biały

Poziom dźwięku

100 dB

76 dB

90 dB

Napięcie zasilania

24 V AC/DC, 115 V AC, 230 V AC

12/24 V AC/DC, 48 V AC, 125 V AC/DC, 230 V AC

12/24 V AC/DC

Stopień ochrony

IP55

IP53

IP33

Źródło światła Kolor

maszcie bądź na podstawie o regulowanym kącie nachylenia.

Na rynku wieże świetlne dostępne są w dwóch wariantach: jako zespolony pakiet gotowy do instalacji lub w formie modułowej, umożliwiającej dowolną konfigurację wieży świetlnej. W obu przypadkach oferowane

16

są również wersje z wbudowanym sygnalizatorem dźwiękowym. Wybierać można między innymi wielkość i kolory elementów świetlnych, ich wzajemne położenie. Konfigurowalne są również moduły dźwiękowe, rodzaj podstawy, sposób mocowania czy nawet wybór uszczelki.

Ostrzeganie dźwiękiem Ostatnią grupą wyróżnioną w podziale sygnalizatorów są sygnalizatory dźwiękowe. Dostępne urządzenia różnią się sposobem wytwarzania dźwięku: syreny, buczki, dzwonki. Sygnał generowany może być jedno- lub wielotonowy.

Najbardziej zaawansowane modele pozwalają na wybór częstotliwości dźwięku, jego głośności, jak również rodzaju tonów i melodii.

Zdecydowana większość sygnalizatorów wykonywana jest w standardzie przemysłowym. Wybór trybu pracy, generowanego tonu dokonywany jest zazwyczaj poprzez określenie kodu binarnego napięć podawanych na wejścia cyfrowe sygnalizatora.

Przy doborze sygnalizatora dźwiękowego należy zwrócić uwagę przede wszystkim na dopasowanie poziomu głośności urządzenia (przewidywać wszelkie hałasy, mogące zagłuszyć sygnał ostrzegawczy), jak również częstotliwość generowanego tonu, rodzaj modulacji. Najczęściej odpowiednio modulowana częstotliwość (np. sinusoidalnie lub z przebiegiem kwadratowym) jest czynnikiem znacznie bardziej poprawiającym percepcję sygnału ostrzegawczego niż w przypadku zwiększenia jego głośności – w halach produkcyjnych pewne stałe częstotliwości mogą być tłumione lub zagłuszane przez pracujące urządzenia.

Normy dotyczące sygnalizacji Sygnalizatory a prawo Obowiązek instalowania sygnalizatorów świetlnych i dźwiękowych regulują przepisy. Konieczność stosowania odpowiednich urządzeń ostrzegawczych zapisana jest w dyrektywie 2006/42/WE w sprawie maszyn. Przed przystąpieniem do lektury dyrektywy warto zapoznać się z „Przewodnikiem do dyrektywy maszynowej 2006/42/WE”, wydanie drugie (czerwiec 2010), w którym można znaleźć następującą informację: „Sekcja 1.7.1.2 dotyczy ryzyka dla osób wynikającego z defektu maszyny lub części maszyny, które zaprojektowano tak, aby działały bez stałego nadzoru operatorów. W takich przypadkach muszą być stosowane urządzenia ostrzegawcze zaprojektowane w sposób zapewniający informowanie operatorów lub innych narażonych osób o niebezpiecznych defektach tak, aby umożliwić podjęcie niezbędnych działań w celu ochrony osób zagrożonych.

W odpowiednich przypadkach urządzenia ostrzegawcze mogą być stosowane

Tab. 3. Wybrane modele wież świetlnych dostępnych na polskim rynku (kontynuacja na s. 18) Producent

Moflash

seria LTD 50130

Model Sygnał Źródło światła Kolor Poziom dźwięku Napięcie zasilania Stopień ochrony

Werma

Werma

J. Auer

69301055

KombiSIGN 71

do wyboru: świetlny, dźwiękowe

światło ciągłe

do wyboru: światło ciągłe, do wyboru: świetlny, migające, błyskowe; dźwiękowy: dźwiękowe ciągły lub przerywany

LED

LED

LED, ksenon

LED, ksenon

do wyboru: pomarańczowy, czerwony, niebieski, zielony, biały

czerwony, zielony

do wyboru: czerwony, zielony, pomarańczowy, bezbarwny, niebieski

do wyboru: bursztynowy, czerwony, bezbarwny, niebieski, zielony, żółty

90 dB

–

85–105 dB

85–107 dB lub 64–103 dB

24 V DC

24 V DC

24 V, 1150 V, 230 V

12/24 V AC/DC, 110/120 V AC, 230/240 V AC

IP54

IP65

IP65

IP65

Producent

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

seria modulSIGNAL70

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

Eaton Electric

Model

seria KS-Adx

seria WS-Adx

seria SL

Sygnał

światło ciągłe, impulsowe, nieregularne, obrotowe (efekt „koguta”), sygnały dźwiękowe

Uzależniony od sygnału sterującego (ciągłe lub impulsowe)

do wyboru: światło ciągłe, migające, błyskowe; dźwiękowy: ciągły lub przerywany

LED

LED

LED, ksenon

czerwony, pomarańczowy, zielony, niebieski, biały

czerwony, pomarańczowy, zielony, niebieski, biały

do wyboru: biały, czerwony, zielony, żółty, niebieski (liczba kolorów w zależności od rodzaju światła)

>95 dB

>99 dB

90 dB

20–30 V DC

18–32 V DC

24 V AC/DC, 230 V AC

z modułem dźwiękowym IP54, bez modułu dźwiękowego IP65

z modułem dźwiękowym IP54, bez modułu dźwiękowego IP65

IP54

Źródło światła Kolor Poziom dźwięku Napięcie zasilania Stopień ochrony

REKLAMA

Aż 37% rejestroWAnych WypAdkóW przy prAcy

WydArzA się W miejscu produkcji przemysłoWej.

czy wiesz, jak zapewnić bezpieczeństwo swoim pracownikom i maszynom?

Audyty systemów bezpieczeństwa dla maszyn, linii i ciągów produkcyjnych, zgodne ze wszystkimi normami z serii PN-EN. korzyści dla pracodawcy:  zgodność z obowiązującym stanem prawnym – pozytywny wynik kontroli PIP, 

aktualna inwentaryzacja i weryfikacja parku maszynowego,



możliwość modernizacji parku maszynowego – eliminacji maszyn i urządzeń starych, niespełniających wymagań produkcyjnych i BHP,

Warszawa – Siedziba i Biuro Regionalne ul. Ewy 2 05-816 Opacz – Kolonia tel.: (22) 753 24 80 fax: (22) 753 24 90 E-mail: biuro.warszawa@automatech.pl



ustalenie potrzeb inwestycyjno-modernizacyjnych,



eliminacja/ograniczenie zagrożeń zawodowych (chorobowych i wypadkowych),



poprawa warunków obsługi, konserwacji i napraw parku maszynowego.

Katowice – Biuro Regionalne ul. Kolista 25 p.215/217 40-486 Katowice tel.: (32) 730 00 02 fax: (32) 730 00 03 E-mail: biuro.katowice@automatech.pl

Poznań - Biuro Regionalne ul. 28 Czerwca 1956 r 217/219, 61-485 Poznań tel.: (61) 831-21-01 fax.: (61) 831-21-07 E-mail: biuro.poznan@automatech.pl

Wykonujemy: • analizę techniczną, • weryfikację maszyny u klienta, • wskazania wymaganych działań zapewniających bezpieczną pracę maszyny, • raporty, • propozycje rozwiązań, • wdrożenia rozwiązań, • wystawianie oświadczeń zgodności.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

17

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Tab. 3. Wybrane modele wież świetlnych dostępnych na polskim rynku – kontynuacja ze s. 17 Producent

Texelco

Texelco

Texelco

Model

seria 370

seria 450

seria TWR30

Sygnał

ciągły, migający, błyskowy, wielofunkcyjny

ciągły

ciągły

żarówka, LED, ksenon

LED

LED

czerwony, pomarańczowy, żółty, zielony, niebieski, biały

czerwony, pomarańczowy, żółty, zielony, niebieski, biały

czerwony, pomarańczowy, żółty, zielony, niebieski, biały

Poziom dźwięku

75–100 dB

71–84 dB

75 dB

Napięcie zasilania

12–260 V 24 V AC/DC

24 V AC/DC

24 V DC

IP65

IP65

IP54

Źródło światła Kolor

Stopień ochrony

Tab. 4. Przykłady sygnalizatorów dźwiękowych do zastosowań przemysłowych Producent

Pfannenberg

La Sonora

La Sonora

PA 120

P 28 DMB530

ELSO 5T/A

RC-5T

Sygnał

syrena

buczek elektroniczny

modulowane syreny elektroniczne

modulowane syreny elektroniczne

Częstotliwość sygnału

do 1600 Hz

maks. zakres odbioru sygnałów akustycznych r = 6 m

do 1600 Hz

do 1600 Hz

Typ dźwięku

wybierane za pomocą przełącznika DIP

ciągły i impulsowy

dwutonowy i yelp

pięciotonowy

120 dB

91 dB

101–108 dB

103–110 dB

230 V AC, 24 V DC/AC, 48 V DC, 115 V AC

30 V DC

12–24 V AC/DC

12–24 V AC/DC

IP66

IP65

IP42

IP54

Poziom dźwięku

Napięcie zasilania

Stopień ochrony Producent

Werma

Werma

Werma

Werma

Model

seria 139

seria 109

seria 140

seria 570

Sygnał

sygnalizator wielotonowy (32 tony do wyboru)

buczek elektroniczny

syrena wielotonowa (32 tony do wyboru)

buczek

Częstotliwość sygnału

do 2850 Hz

2100 Hz

do 2850 Hz

–

Typ dźwięku

wybierane za pomocą przełącznika DIP

ciągły lub impulsowy

wybierane za pomocą przełącznika DIP (dwa tony mogą być wyzwalane niezależnie – wersja 24 V)

ciągły lub impulsowy

105 dB

80 dB

do 114 dB

108 dB

9–60 V DC, 115/230 V AC

24 V DC, 115 V DC, 230 V AC

9–28 V DC, 110–240 V AC

24 V AC/DC, 42 V AC, 115 V AC/DC, 230 V AC/DC

IP66

IP65

IP54 lub IP65

IP55

Poziom dźwięku Napięcie zasilania Stopień ochrony

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

Producent

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

Texelco

Texelco

Model

SG-Wgw

SA-A1

ECX28

75 MB

Sygnał

głośnik

przetwornik piezoceramiczny

buczek

buczek

Częstotliwość sygnału

–

300–3000 Hz

2900 Hz

2500–2900 Hz

Typ dźwięku

do sześciu komunikatów (dowolny dźwięk *.wav)

pięć sygnałów akustycznych

ciągły lub przerywany

wybierany DIP

> 85 dB

> 99 dB

95 dB

90 dB

10–32 V DC

18–32 V DC

24 V DC

24 V AC/DC

IP21C

IP54

IP20

IP54

Poziom dźwięku Napięcie zasilania Stopień ochrony

18

Pfannenberg

Model

Tab. 5. Zakres wybranych norm dotyczących sygnalizacji świetlnej i dźwiękowej Zakres normy PN-EN 61310-1:2009 Bezpieczeństwo maszyn – Wskazywanie, oznaczanie i sterowanie – Część 1: Wymagania dotyczące sygnałów wizualnych, akustycznych i dotykowych

PN-EN 842+A1:2010 Bezpieczeństwo maszyn – Wizualne sygnały niebezpieczeństwa – Ogólne wymagania, projektowanie i badanie

PN-EN 981+A1:2010 Bezpieczeństwo maszyn – System dźwiękowych i wizualnych sygnałów niebezpieczeństwa oraz sygnałów informacyjnych

„Określono wymagania dotyczące, stosowanych w interfejsie człowiek-maszyna, wizualnych, akustycznych i dotykowych sposobów przekazywania osobom narażonym informacji dotyczącej bezpieczeństwa. Określono system barw, znaków bezpieczeństwa, oznaczeń oraz innych ostrzeżeń, służących do sygnalizowania stanu zagrożenia i zagrożenia dla zdrowia oraz niektórych awarii. Niniejsza norma uwzględnia wymaganie PN-EN 60073 dotyczące kodowania za pomocą barw i alternatywnych środków, lecz nie ogranicza się do aspektów elektrotechnicznych” „Opisano kryteria postrzegania wizualnych sygnałów niebezpieczeństwa stosowanych w obszarach, w których ludzie mają je dostrzec i zareagować na nie. Określono wymagania dotyczące bezpieczeństwa i ergonomii oraz odpowiednie pomiary fizyczne i subiektywne sprawdzanie wzrokowe. Podano wytyczne dotyczące takiego projektowania sygnałów, aby były wyraźnie postrzegane i rozróżniane. Podano definicje terminów: wizualny sygnał niebezpieczeństwa, wizualny sygnał ostrzegawczy, wizualny sygnał stanu niebezpieczeństwa, obszar postrzegania sygnałów, pole widzenia, światło sygnału niebezpieczeństwa.

W Załączniku ZA podano powiązania projektu z Dyrektywą UE 98/37/WE, zmienioną przez 98/79/WE. W Załączniku ZB podano powiązania normy z Dyrektywą UE 2006/42/WE” „Określono system sygnałów niebezpieczeństwa i informacji z uwzględnieniem stopni nasilenia.

Kiedy sygnały wizualne stanowią uzupełnienie sygnałów dźwiękowych, cechy sygnału określono dla obu tych sygnałów. W przypadku sygnałów dźwiękowych system cech sygnału jest podstawą dla języka sygnałów w oparciu o kategorie ich informacji, które sklasyfikowano zależnie od nasilenia. W przypadku pewnych kategorii informacji sygnałów dopuszczono możliwości wariantów. Podano definicje następujących terminów: przemienny dźwięk (światło), seria impulsów dźwiękowych, cecha sygnału, błysk, krótki impuls, segment, widmo dźwięku (światła), przemiatanie częstotliwości (dźwięku). W Załączniku ZA podano powiązania projektu z Dyrektywą UE 98/37/WE, zmienioną przez 98/79/WE. W Załączniku ZB podano powiązania normy z Dyrektywą UE 2006/42/WE”

w samej maszynie lub w pewnej odległości od niej”. Dyrektywę do prawa polskiego wdraża rozporządzenie Ministra Gospodarki z 21.10.2008 r. w sprawie zasadniczych wymagań dla maszyn (Dz. U. Nr 199, poz. 1228 ze zmianami z 2011 r. Dz. U. Nr 124, poz. 701).

Normą zawierającą specyfikacje dotyczące sygnałów wizualnych i akustycznych jest norma PN-EN 61310-1:2009 Bezpieczeństwo maszyn – Wskazywanie, oznaczanie i sterowanie – Część 1: Wymagania dotyczące sygnałów wizualnych, akustycznych i dotykowych.

Dostępne są również inne normy, których zakres obejmuje sygnalizację świetlną i dźwiękową. Zakres poszczególnych wybranych norm podano w tab. 5.

Zakończenie

Dorota Jackiewicz PAR

Regionalne Seminaria / Szkolenia dla Służb Utrzymania Ruchu

2013 21.02.2013 - Kraków 28.03.2013 - Stalowa Wola 18.04.2013 - Wałbrzych 23.05.2013 - Rzeszów 20.06.2013 - Trójmiasto 10.10.2013 - Bydgoszcz 04.12.2013 - Warszawa

c js ie a m zon ść nic Ilo gra o

Rynek sygnalizatorów świetlnych i dźwiękowych systematycznie rośnie, oferując coraz nowsze i bardziej niezawodne rozwiązania. Wzrost ten związany jest nie tylko z nowymi inwestycjami, ale również z koniecznymi pracami modernizacyjnymi stanowisk i hal produkcyjnych. Należy przy tym mieć na uwadze, że modernizacje te zwykle są ściśle związane z koniecznością dostosowania istniejących stanowisk pracy do wymogów polskiego bądź unijnego prawa. Dla pracodawców dbających o bezpieczeństwo swoich pracowników jest jednak dość oczywiste, że sygnalizatory świetne i dźwiękowe powinno stosować się nie tyle ze względu na przepisy prawne, co przede wszystkim dla ochrony zdrowia i życia ludzi. Koszt zakupu sygnalizatorów jest przy tym relatywnie mały w porównaniu z innymi kosztami wyposażenia, np. hali produkcyjnej. Szeroki wybór urządzeń oferowanych na polskim rynku umożliwia spełnienie najróżniejszych oczekiwań odbiorców.

REKLAMA

Jeżeli jesteś zainteresowany uczestnictwem w Seminarium, zaprezentowaniem produktu lub nowego rozwiązania napisz do nas: marketing@energoelektronika.pl Energoelektronika.pl tel. (+48) 22 70 35 291

Partnerzy:

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

19

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Sygnalizacja zdarzeń Nie tylko w automatyce przemysłowej, ale także w innych branżach coraz częściej konieczne jest sygnalizowanie wielu zjawisk i procesów. W zależności od środowiska pracy oraz indywidualnych wymagań stosuje się różne formy sygnalizacji – akustyczną,

Firma W2, chcąc zaspokajać potrzeby nawet najbardziej wymagających klientów, w swojej ofercie ma szereg sygnalizatorów oraz narzędzi ułatwiających ich wybór. Podstawowy podział urządzeń sygnalizacyjnych firmy to: sygnalizatory akustyczne, optyczne oraz głosowe.

Przykładem urządzeń optyczno-akustycznych z oferty firmy W2 jest rodzina wież sygnalizacyjnych WS-Ad. Zakres ich zastosowań obejmuje sektor automatyki przemysłowej. Służą na przykład do sygnalizowania stanu pacy maszyn lub działania linii produkcyjnych. Wieże WS-Ad nie mają wbudowanego kontrolera, a ich sterowanie sprowadza się do podłączenia napięcia zasilania oraz zwierania wejść sterujących do masy. Źródłem światła są w nich zespoły diod LED. Dzięki temu rozwiązaniu wieża WS-Ad pobiera mniej prądu w porównaniu z tradycyjnymi kolumnami sygnalizacyjnymi, w których źródłem światła

20

Promocja

są żarówki. Dodatkowo jest ona bardziej odporna na wibracje, dzięki czemu ma mniejszą awaryjność. WS-Ad może być wyposażona w moduł dźwiękowy.

Sterowanie częścią akustyczną odbywa się w identyczny sposób jak sterowanie częścią optyczną, tj. przez zwarcie wejść sterujących do masy. W module dźwiękowym zastosowano mechanizm priorytetu: w przypadku zwarcia kilku wejść sterujących do masy generowany jest sygnał alarmowy o wyższym priorytecie. Inna rodzina kolumn – KS-Ad jest przeznaczona do zastosowań, w których kolumny muszą mieć wbudowany układ sterowania.

Sygnalizator optyczny SO-Ad2 wyróżnia obudowa o niewielkich wymiarach. Doskonale sprawdza się w aplikacjach, gdzie nie zmieściłaby się standardowa kolumna sygnalizacyjna lub jej zastosowanie w dużym stopniu zaburzałoby estetykę urządzenia.

Sygnalizator SO-Ad2 stanowi ciekawą alternatywę dla klasycznych wież sygnalizacyjnych i znajduje zastosowanie w szeroko rozumianej automatyce przemysłowej, na przykład służy do sygnalizowania stanu pracy maszyn.

Dzięki niewielkim wymiarom, stabilnej podstawie oraz prostocie montażu może on być montowany nie tylko na urządzeniach, ale również na ścianach i sufitach. SO-Ad2 umożliwia generowanie sygnałów optycznych w 7 kolorach. Kolor uzależniony jest od stanu wejść zasilających sygnalizatora (oznaczonych symbolami: +R, +G i +B) i powstaje zgodnie z zasadami mieszania barw podstawowych.

Do dyspozycji użytkownika są również dwa wejścia sterujące, służące do obniżania natężenia światła lub włączania światła ciągłego. Dodatkowo w pokrywie sygnalizatora znajduje się mikroprzełącznik, za pomocą którego

Fot. W2 Włodzimierz Wyrzykowski

optyczną lub ich kombinację.

Łukasz Kierna W2 Włodzimierz Wyrzykowski ul. Czajcza 6, 86-005 Białe Błota tel. 52 345 45 00 fax 52 584 01 92 www.w2.com.pl

REKLAMA

Fot. W2 Włodzimierz Wyrzykowski

można zwiększyć czas trwania rozbłysku z 25 % do 50 % okresu oraz skokowo zmienić częstotliwość w zakresie od 0,5 Hz do 10 Hz. Dzięki szerokiemu zakresowi napięcia zasilania (od 10 V DC do 30 V DC) urządzenie można łatwo zaadaptować do istniejących instalacji lub maszyn.

W przypadku niektórych aplikacji, gdzie sygnalizacja optyczna i akustyczna są niewystarczające, można zastosować sygnalizatory głosowe. Umieszczane są w miejscach, w których konieczne jest precyzyjne identyfikowanie zagrożenia lub istnieje duża liczba urządzeń, a tonowa sygnalizacja akustyczna nie gwarantuje szybkiej identyfikacji awarii. Firma W2 stworzyła sygnalizator głosowy SG-Wgw, dający możliwość odtwarzania do 6 komunikatów słownych (dowolny dźwięk w formacie *.wav).

Jest to ciekawa alternatywa dla podstawowej sygnalizacji akustycznej. Szeroki zakres napięcia zasilania umożliwia stosowanie urządzenia w większości systemów automatyki przemysłowej. Zróżnicowany sposób wyzwalania komunikatu pozwala na szybką adaptację urządzenia. Konfiguracja odbywa się za pomocą dedykowanego programu SG, który tworzy plik konfiguracyjny. Program umożliwia pełną konfigurację sygnalizatora, począwszy od wyboru wgrywanych komunikatów, poprzez ustawianie czasu przerwy oraz typu sygnałów ostrzegawczych, do możliwości wyboru filtrów. Pomimo dużego zakresu konfiguracji program jest intuicyjny w obsłudze, co stanowi jego niewątpliwą zaletę. Plik konfiguracyjny umieszczony na karcie SD kopiowany jest do pamięci wewnętrznej sygnalizatora (karta SD nie jest wymagana do pracy sygnalizatora).

Firma W2, starając się wychodzić naprzeciw wymaganiom klientów, na swojej stronie internetowej udostępnia materiały pomocne przy projektowaniu systemów oraz urządzeń, a dodatkowo otwarta jest na sugestie przy tworzeniu nowych sygnalizatorów.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

21

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Wszechstronnie utalentowane: nowe kurtyny i bariery świetlne bezpieczeństwa „Jeden typoszereg urządzeń do wszelkich możliwych zastosowań” – ta oto idea przyświecała inżynierom w Centrum Doskonałości AOPD Grupy Schmersal przy projektowaniu nowych kurtyn i barier bezpieczeństwa. W wyniku tych prac powstały nowe,

zaprezentowane na targach SPS/IPC/DRIVES 2011 w Norymberdze.

Parametryzacja urządzenia odbywa się przy pomocy wyświetlacza 7-segmentowego umieszczonego na odbiorniku. W trakcie normalnej pracy wyświetlacz wskazuje poprawność ustawienia i siłę sygnału nadajnika

22

Promocja

Fot. Schmersal-Polska E. Nowicka, M. Nowicki

zgodne z kategorią bezpieczeństwa CC 4 urządzenia,

Fot. Schmersal-Polska E. Nowicka, M. Nowicki

Typoszereg oznaczony symbolem SLC/ SLG 440 ma wiele funkcji, które w tradycyjnych rozwiązaniach są dostępne jedynie opcjonalnie lub wymagają stosowania specjalnych wersji produktów.

Można do nich zaliczyć m.in.: blanking stały, blanking dynamiczny, blanking stały z możliwością zakłócenia promieni brzegowych, jak również funkcję tzw. podwójnego resetu.

Doboru funkcji dokonuje się w przyjaznym dla użytkownika trybie ustawiania parametrów, bez konieczności korzystania z komputera.

Wybór jest dokonywany przy pomocy 7-segmentowego wyświetlacza i jednego przycisku, a konfiguracja jest zachowywana w pamięci kurtyny.

Standardowe funkcje nowych urządzeń to: kontrola styczników (EDM), reset automatyczny i ręczny oraz kodowanie promieni. Z punktu widzenia producenta maszyn znacząco upraszcza to magazynowanie: niezależnie od wymagań aplikacji można użyć tego samego modelu kurtyny.

Niewielkie wymiary nowych barier i kurtyn (profil 28 mm × 33 mm) ułatwiają ich stosowanie na ograniczonej przestrzeni. Zamknięty profil

Uniwersalne i wygodne kątowniki montażowe do kurtyn i barier SLC/SLG 440 umożliwiają płynną regulację położenia nadajnika względem odbiornika.

Lampka sygnalizacyjna w oprawie kurtyny wskazuje stan wyjść OSSD

zapewnia wysoki stopień ochrony oraz dużą odporność na mechaniczne uszkodzenia.

Nowe kurtyny i bariery są dostarczane z zestawami montażowymi, które zawierają uchwyty do wygodnej regulacji pozycjonowania nadajnika i odbiornika. Jednocześnie zapewniają one wysoką stabilność i odporność na wibracje. Nowy typoszereg może więc być stosowany również w najbardziej wymagających aplikacjach, takich jak na przykład obróbka metalu.

W urządzeniach pomocna jest także zintegrowana funkcja pozycjonowania – użytkownik dysponuje informacjami o prawidłowości wzajemnego ustawienia nadajnika i odbiornika.

Pozwala to znacząco skrócić czas instalacji zabezpieczeń.

Typoszereg SLC 440 jest oferowany w rozdzielczościach 14 mm i 30 mm, wysokość zabezpieczanego obszaru wynosi od 170 mm do 1770 mm.

Bariery SLG 440 umożliwiają ochronę obszaru o wysokości od 500 mm do 900 mm i zasięgu do 12 m. Oba typoszeregi gwarantują osiągnięcie poziomu nienaruszalności bezpieczeństwa CC 4/PL e wg PN-EN-ISO 13849 oraz SIL 3 wg PN-EN 61508.

Schmersal-Polska E. Nowicka, M. Nowicki sp.j. ul. Baletowa 29 Firma Schmersal ma w swej ofercie wiele różnych modeli kurtyn i barier świetlnych, w tym kurtynę ze zintegrowaną funkcją mitingu czy wykonanie dla przemysłu spożywczego o stopniu ochrony IP69K

02-867 Warszawa tel. 22 250 88 00 www.schmersal.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

23

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Inteligentne skanery laserowe – ochrona i pozycjonowanie w jednym urządzeniu W rozwiązaniach logistycznych coraz częściej wykorzystywane są samojezdne systemy transportowe przewożące towary między liniami transportowymi. Umożliwiają one przemieszczanie materiałów w sposób zautomatyzowany prostopadle do kierunku transportu towarów.

Laserowe skanery bezpieczeństwa zamontowane na takich pojazdach

Rys. 1. Automatyczny wózek transportowy wyposażony w laserowy skaner bezpieczeństwa działający w obu kierunkach

połączeniem systemów transportowych z wydziałami, wózki mobilne i podobne rozwiązania zapewniają większą elastyczność. Ponadto obszar roboczy pozostaje mniej lub bardziej otwarty dla niezakłóconego przepływu ludzi i ruchu wózków widłowych.

Zasadniczo takie rozwiązania muszą spełnić dwa wymagania. Konieczne jest zagwarantowanie ochrony ludzi w obszarach, w których poruszają się wózki samojezdne, a także dokładne pozycjonowanie samych wózków. Obydwa te wymogi spełniają laserowe skanery bezpieczeństwa Rotoscan RS4-4M firmy Leuze Electronic (rys. 1).

Elastyczne bezpieczeństwo pracy Rys. 2. Za pośrednictwem interfejsu Profibus laserowy skaner bezpieczeństwa Rotscan RS4-4M można szybko zintegrować z siecią bezpieczeństwa

Systemy logistyki wewnętrznej realizują przepływ materiałów wewnątrz zakładu.

Coraz popularniejsze staje się automatyzowanie obszarów, w których dotychczas produkty były przenoszone ręcznie lub przewożone wózkami widłowymi do buforów pośredniczących lub stacji pakowania.

W takich miejscach interesującym rozwiązaniem są systemy AGV (automatyczne wózki samojezdne). Najczęściej są one prowadzone po szynach i dopasowywane do produktów, które mają przenosić. W porównaniu ze sztywnym

24

Promocja

Wśród podstawowych funkcji laserowych skanerów bezpieczeństwa na uwagę zasługuje niezwykle elastyczny i uniwersalny system bezpieczeństwa, który może być indywidualnie dostosowany do wymogów użytkownika i prosto integrowany z procesem produkcyjnym. Podobnie jak radar, monitoruje on stale cały obszar pracy w dwóch wymiarach – w polu widzenia o kącie 190° i promieniu do kilku metrów.

Rodzina urządzeń Rotoscan firmy Leuze Electronic charakteryzuje się zwartą budową oraz zintegrowanymi interfejsami do sieciowych systemów bezpieczeństwa, takich jak AS-i Safety i Profisafe (rys. 2).

Ich ogromna elastyczność jest wynikiem istnienia niezależnych par pól ochronnych i ostrzegawczych, których kontury mogą przyjąć rozmaite kształty. Możliwe

jest również przełączanie pól ochronnych między tymi parami.

Rozmaite pakiety funkcjonalne umożliwiają użytkownikom dostosowanie skanera do określonych wymagań. Biorąc pod uwagę dostępne zakresy działania: 2,15 m, 4,00 m oraz aż 6,25 m, otrzymuje się prawie 20 różnych modeli urządzeń. Indywidualna konfiguracja, w połączeniu z możliwością przełączania pól oraz różnymi rozdzielczościami rozszerzają te opcje. Laserowe skanery bezpieczeństwa Rotoscan RS4, mające certyfikaty zgodności z PN-EN 61496 (typ 3), PN-EN 61508 (SIL 2) oraz PN-EN ISO 13849-1 (PL d), spełniają funkcję ochronną w każdej sytuacji, zapewniając bezpieczeństwo pracowników obsługujących mobilne i stacjonarne urządzenia.

System pomiarowy Cechą wyróżniającą skanery Rotoscan RS4-4M jest inteligentna funkcja MotionMonitoring. Dzięki niej urządzenia te szczególnie nadają się do pracy w takich aplikacjach mobilnych jak samojezdne systemy transportowe. Oprócz niezawodnej ochrony na ścieżce transportowej funkcja ta umożliwia pomiar prędkości i odległości. MotionMonitoring nadzoruje jednocześnie do 6 wartości prędkości.

Jeżeli jest to konieczne, przy większych prędkościach wprowadza korekty przez poszerzenie pola ochronnego. Poruszający się ludzie nie zakłócają pomiaru odległości. W praktyce mogą oni przemieszczać

Fot. Balluff

gwarantują bezpieczeństwo pracujących w pobliżu osób.

pakujących wymagane jest zatrzymanie z dokładnością do milimetrów przy załadunku i wyładunku palet na konkretne segmenty przenośników. W przeciwieństwie do rozwiązań tradycyjnych nie są tu wymagane dodatkowe urządzenia do określania pozycji pojazdu.

Dodatkowe bezpieczeństwo Rys. 3. Bariery wielowiązkowe, będące uzupełnieniem laserowych skanerów bezpieczeństwa, zapewniają ochronę pracowników, a inteligentna funkcja mutingu umożliwia niezakłócony przepływ materiałów

się w obszarze pomiaru bez uruchamiania sygnału zatrzymania; zatrzymanie uzależnione jest od odległości i prędkości wózka transportowego.

Fot. Balluff

Pozycjonowanie z milimetrową precyzją Dokładny pomiar odległości może być wykorzystywany do precyzyjnego pozycjonowania i określania pozycji pojazdów. Nowa metoda pomiaru w skanerach Rotoscan RS4-4M umożliwia określenie odległości od płaszczyzny odniesienia. W przypadku wózków samojezdnych transportujących palety do maszyn

Ważnym wymogiem „otwartych” linii transportowych jest bezpieczeństwo pracowników, którzy przebywają na obszarach transportu między liniami transportowymi a produkcją lub powierzchnią magazynową. Miejsca te są łatwo dostępne i muszą być bezpieczne. Dla zapewnienia ochrony mogą być stosowane wielowiązkowe bariery bezpieczeństwa MLD firmy Leuze Electronic (rys. 3). Najistotniejsza w tych urządzeniach jest inteligentna funkcja mutingu, która zapewnia stałą ochronę ludzi przy niezakłóconym przepływie materiału. W przypadku transportu towaru przez barierę funkcja bezpieczeństwa jest czasowo wyłączana. Jeżeli pracownik próbuje wejść na obszar chroniony, bariera wyłącza system lub jego określony segment. Wszystkie czujniki, sterowanie oraz elementy sygnalizacyjne niezbędne do rozróżnienia ludzi i innych

obiektów mogą być podłączone bezpośrednio do bariery bezpieczeństwa.

Podsumowanie Funkcja MotionMonitoring, bazująca na pomiarze odległości, umożliwia adaptację pól ochronnych uzależnioną od sytuacji i prędkości. Pozwala również na precyzyjne pozycjonowanie wózka. Pola ochronne, które są dostosowywane do profilu przemieszczania, nie tylko zwiększają ochronę, ale i wydajność systemu. Praca jest wykonywana w warunkach bezpiecznych i przy optymalnej prędkości.

Funkcja MotionMonitoring służy również do określania pozycji wózka. Hamowanie, zatrzymanie oraz załadunek na przenośniki transportowe są stale monitorowane. Wykorzystując wielowiązkowe bariery bezpieczeństwa ze zintegrowaną funkcją mutingu, zakład spełnia wszystkie wymogi bezpieczeństwa, nawet w punktach przeładunkowych.

BALLUFF Sp. z o.o. ul. Muchoborska 16, 54-424 Wrocław tel. 71 338 49 29, fax 71 338 49 30 e-mail: balluff@balluff.pl www.balluff.pl, www.leuze.pl

REKLAMA

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

25

Temat numeru Bezpieczeństwo w przemyśle

Nowe urządzenia bezpieczeństwa maszyn

Zintegrowana funkcja mutingu w nowej kurtynie świetlnej bezpieczeństwa EZ-SCREEN LP ułatwia konfigurację, ogranicza liczbę kabli oraz redukuje koszty instalacji

Firma Turck wprowadziła do swojej oferty innowacyjny podświetlany przycisk zatrzymania awaryjnego i kurtynę świetlną bezpieczeństwa ze zintegrowanym mutingiem.

Nowy, zgłoszony do opatentowania, przycisk awaryjnego zatrzymania jest przystosowany do montażu w otworach 30-milimetrowych. Łączy w jednej obudowie funkcję bezpieczeństwa i duży, czytelny wskaźnik świetlny stanu urządzenia. Ponadto, przycisk zwiększa wydajność pracy, dzięki unikalnej kompaktowej budowie. Eliminuje to odrębne okablowanie oraz konieczność stosowania dodatkowej obudowy.

Gdy przycisk jest uzbrojony, a maszyna uruchomiona lub skonfigurowana do startu, podstawa przycisku jest podświetlana na żółto. Po naciśnięciu przycisku następuje zmiana sygnalizacji na migające światło czerwone. Rozwiązanie to pozwala na szybką identyfikację

Nowy podświetlany przycisk awaryjnego zatrzymania świeci na żółto, gdy jest uzbrojony. Po jego naciśnięciu wskaźnik świetlny zmienia kolor na czerwony migający

26

Promocja

aktywowanego przycisku i zredukowanie przestojów. Niektóre wykonania są kompatybilne z popularnymi bezpiecznymi systemami sieciowymi. Większą liczbę przycisków można połączyć ze sobą za pomocą trójników serii CSS. Podświetlane przyciski awaryjnego zatrzymania dostępne są w wersji z 30-milimetrową podstawą montażową lub w wykonaniu do montażu na powierzchni płaskiej. Mają one oznakowanie CE, potwierdzające zgodność z normami PN-EN ISO 13850 oraz PN-EN 60204-1.

Kurtyna świetlna ze zintegrowanym mutingiem i uproszczonym podłączeniem Nowa kurtyna świetlna bezpieczeństwa EZ-SCREEN LPM ma wbudowaną funkcję mutingu. Dzięki temu można zmniejszyć koszty instalacji i okablowania. Dostępnych jest 7 wstępnie zdefiniowanych opcji konfiguracji mutingu, w tym Bypass, zależne wymuszenie stanu mutingu, zezwolenie na muting oraz możliwość wydłużenia cyklu. Konfigurację można przeprowadzić bez komputera czy innego dodatkowego urządzenia.

Wykonuje się ją, podobnie jak w przypadku klasycznych kurtyn bezpieczeństwa EZ-SCREEN, za pomocą przełączników typu DIP. Nowe urządzenia mają różne wysokości (maksymalnie do 1,8 m) oraz detekcję na całej długości kompaktowej obudowy.

Zakres zastosowań obejmuje: • przemysł motoryzacyjny, • przemysł spożywczy, • maszyny przemysłowe, • procesy obróbki metali, • górnictwo, • przemysł opakowaniowy, • przemysł papierniczy, • przemysł farmaceutyczny, • drukarnie, • przemysł półprzewodników.

Dwuczęściowy system (nadajnik i odbiornik) tworzy „ekran” zsynchronizowanych podczerwonych wiązek świetlnych chroniących przed zagrożeniami występującymi w związku z używaniem maszyn.

Kurtyna bezpieczeństwa EZ-SCREEN LPM, mająca niewielki przekrój porzeczny i niskie zużycie energii, jest przeznaczona szczególnie do pracy z mniejszymi maszynami przemysłowymi. Jednak wytrzymała konstrukcja kwalifikuje ją również do instalacji na dużych prasach mechanicznych. Urządzenie przeszło pomyślnie testy niezawodnościowe FMEA, ma oznaczenie CE i jest zgodne z typem 4 (PN-EN 61496), kategorią 4 PL e (PN-EN ISO 13849-1) oraz SIL 3 (PN-EN 61508).

TURCK Sp. z o.o. tel. 77 443 48 00 e-mail: poland@turck.com

Fot. Turck

Przycisk E-stop ze wskazaniem stanu pracy

Skanery przestrzeni Automatyzacja procesów produkcyjnych w różnych gałęziach przemysłu powoduje, że coraz ważniejsze staje się zwiększanie poziomu bezpieczeństwa operatorów maszyn. Dlatego rośnie zainteresowanie konstruktorów urządzeniami przeznaczonymi do kontroli i sterowania: są one implementowane do nowych, a także już istniejących rozwiązań. Laserowe skanery przestrzeni to czujniki, które pozwalają, szczególnie tam, gdzie pole działania oddawane jest maszynom, na precyzyjną kontrolę pracy innych urządzeń.

W ofercie firmy WObit dostępne są najnowocześniejsze modele laserowych skanerów przestrzeni produkowane przez firmę Hokuyo. Umożliwiają one m.in. rozpoznawanie obiektów oraz określanie dystansu między skanerem a wykrytą przeszkodą. W przypadku różnych modeli odległość pomiarowa to 4 do 30 m przy kącie skanowania od 190° do 270°. Niezwykła dokładność tych urządzeń wynosi do 10 mm na dystansie 4 m.

W najnowszym modelu skanera – UXM-30LX-EW zastosowano dodatkowo technologię zwielokrotnionego echa. Pozwala ona na odbieranie wielokrotnie odbitych fal jednego impulsu wyemitowanego przez transmiter. W rezultacie można uzyskiwać niezawodne wyniki pomiarowe nawet w tak niesprzyjających warunkach jak deszcz, mgła, śnieg lub zapylenie.

Wszystkie skanery laserowe mają również wysoki stopień ochrony – IP67.

Zakres zastosowań tych skanerów laserowych jest niezwykle szeroki. Dzięki funkcjom rozpoznawania obiektów, określania odległości od przeszkody oraz

wyznaczania trajektorii ruchu lub położenia obiektu na bazie punktów orientacyjnych doskonale sprawdzą się m.in. w systemach magazynowania z automatycznym transportem wewnętrznym. Implementacja skanerów laserowych na wózkach samojezdnych pozwala zwiększyć precyzję urządzeń, a co za tym idzie ich bezkolizyjność, oraz wyeliminować zniszczenia przenoszonych i przechowywanych produktów. Po odpowiednim zaprogramowaniu, gdy skaner wykryje przeszkodę (na przykład operatora maszyn) na trasie wózka, wyśle sygnał do sterownika PLC wyzwalający sygnał bezpieczeństwa. Spowoduje on zatrzymanie wózka poprzez wyłączenie zasilania lub uruchomienie hamulca.

Ważnymi obszarami zastosowań produktów z tej grupy są przemysł i automatyka produkcyjna. Laserowe skanery przestrzeni mogą odgrywać istotną rolę w różnorodnych aplikacjach dzięki możliwości dynamicznego określania wymiarów obiektu oraz liczby obiektów będących w zasięgu wiązki lasera. Popularnym zastosowaniem laserowych skanerów Hokuyo jest też robotyka mobilna, gdzie służyć mogą na przykład do wyznaczania trajektorii ruchu lub położenia robota na bazie punktów orientacyjnych.

Fot. Turck , WObit

PPH WObit E. K. J. Ober s.c. tel. 61 291 22 25 fax 61 291 10 11 e-mail: wobit@wobit.com.pl

Promocja

REKLAMA

Dęborzyce 16, 62-045 Pniewy

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

27

Rozmowa PAR

Inwestując w bezpieczeństwo, inwestujemy w ludzi Rozmowa z Łukaszem Wiatrzykiem, dyrektorem zarządzającym Schmersal-Polska.

Z jakimi najpoważniejszymi problemami przyszło się Wam mierzyć?

Najważniejszym wyzwaniem, na jakie natrafiałem w początkach mojej pracy w Schmersalu było przekonanie klientów do stosowania systemów bezpieczeństwa.

Zaznaczmy, że Schmersal od wczesnych lat 80. kładł bardzo duży nacisk na komponenty służące poprawie bezpieczeństwa ludzi i maszyn, co szybko uczyniło go jednym z liderów tej branży na świecie. Jednak nie istniały wtedy spójne przepisy bezpieczeństwa, obowiązujące zarazem w Polsce i w Niemczech.

28

Dlatego nasza praca polegała raczej na uświadamianiu klientów, jak ważne jest zapewnienie bezpieczeństwa personelu przy maszynach, aniżeli na oferowaniu konkretnych produktów czy rozwiązań.

W dodatku trzeba sobie szczerze powiedzieć, że poprzedni ustrój wyrabiał w Polakach nieufność oraz skłonność do „kombinowania”. To słowo w języku polskim ma wyjątkowe znaczenie.

Z tego właśnie powodu podówczas sprzedawaliśmy głównie komponenty do dźwigów osobowych i towarowych, ponieważ w tym zakresie polskie przepisy były bardziej spójne z europejskimi oraz bardziej przestrzegane, aniżeli w przemyśle.

Inną trudnością, z którą zmagały się wszystkie firmy importowe były skomplikowane procedury importowe, konieczność przepuszczania wszystkich towarów przez Urzędy celne, co wpływało negatywnie choćby na termin dostawy.

Jak ocenia Pan rynek zabezpieczeń technicznych w Polsce?

Polski rynek bezpieczeństwa stale się zwiększa, choć już nie w takim tempie jak przez ostatnie 8 lat. Rosnące zainteresowanie szkoleniami z dziedziny bezpieczeństwa przemysłowego, w których bierzemy merytoryczny udział, dowodzi tego, że z jednej strony istnieje świadomość przepisów bezpieczeństwa i ich stosowania, z drugiej strony świadczy to o tym, że wiedza na ten temat w Polsce nadal jest niewystarczająca.

Do tego Dyrektywa Maszynowa zawiera

wciąż pewne nieścisłości podlegające interpretacji, a w 2012 roku ustało domniemanie zgodności normy EN 954 1 określającej wymagania i klasyfikację elementów sterowania związanych z bezpieczeństwem. Jej następca, norma EN ISO 13849-1 jest dość obszerna i skomplikowana, a w dodatku wciąż nie została przetłumaczona na język polski. Często muszę wyjaśniać klientom nie tyle aspekty techniczne, ile nieścisłości wynikające z użytego w normie języka albo jego nieprawidłowego zrozumienia.

Czy Schmersal może stać się liderem sektora bezpieczeństwa przemysłowego w Polsce? Aktualnie nie jesteście numerem jeden.

Myślę, że wytypowanie numeru jeden na polskim rynku bezpieczeństwa jest bardzo trudne. Na pewno mieścimy się w pierwszej trójce. Oczywiście pretendujemy do tytułu lidera bezpieczeństwa, z uwagi na to, że w przeciwieństwie do większości naszych konkurentów specjalizujemy się w bezpieczeństwie. Nieustannie pracujemy nad poszerzaniem swoich kompetencji, a wszystkie nasze nowości to urządzenia polepszające jeden z aspektów bezpieczeństwa. Ponad 80 % naszej sprzedaży to elementy bezpieczeństwa i tym różnimy się od firm, dla których bezpieczeństwo jest tylko jedną z licznych grup produktowych. Cała nasza oferta jest skonstruowana z naciskiem na branżę bezpieczeństwa, przez co mamy najwięcej różnorodnych produktów z tej

Fot. PAR

Grupa Schmersal jest obecna na rynku polskim niemal od początku zmian ustrojowych w naszym kraju, początkowo przez przedstawiciela, firmę Nowimex, potem już jako Schmersal-Polska…

Muszę tu wtrącić sprostowanie. Mieczysław Nowicki, który potem stał się szefem i właścicielem Nowimexu jeszcze wcześniej, także w poprzednim ustroju współpracował z różnymi niemieckimi kontrahentami, w tym z firmą Schmersal. Działał wówczas z ramienia Centrali Handlu Zagranicznego. Nie wiem dokładnie, kiedy się to zaczęło, ale wiem, że założenie Nowimexu było już konsekwencją współpracy mojego szefa ze Schmersalem, a nie rozpoczęciem współpracy. Od 1998 roku funkcjonujemy już jako Schmersal-Polska, a kierownictwo w firmie zostało przekazane córce Pana Mieczysława, Elżbiecie Nowickiej.

dziedziny. Możemy zapewnić kompleksowy system bezpieczeństwa bazujący na bardzo szerokiej gamie produktów.

Jesteśmy bardziej dostawcą rozwiązań niż sprzedawcą urządzeń, i tak chcemy być postrzegani.

Które z produktów Schmersal mogą liczyć na największe zainteresowanie ze strony polskiego klienta?

Od kilku lat hitem, o czym świadczą statystyki sprzedaży, jest bezkontaktowa blokada elektromagnetyczna AZM 200.

Zastosowany w niej zaawansowany system diagnostyczny sprawia, że do uzyskania PL e wg EN ISO 13849-1 (kat. 4) wystarczy jedna blokada na osłonie – bez konieczności stosowania dodatkowego wyłącznika monitorującego. Po drugie, blokady te można łączyć kaskadowo, nadal zachowując PL e. Dzięki

ogranicznik ruchu osłony, ma specjalny gumowy zderzak. Z elektrycznego punktu widzenia posiada wszystkie zalety wspomnianej już AZM 200 i może być łączony kaskadowo zarówno z AZM 200, jak i z typoszeregami czujników elektronicznych CSS i RSS bez utraty poziomu bezpieczeństwa.

Należałoby też wspomnieć o innowacyjnych kurtynach świetlnych SLC 440. Seria ta charakteryzuje się tym, że jedno urządzenie można dostosować do pracy w wielu różnych aplikacjach bezpieczeństwa. Do jego programowania nie potrzeba nawet komputera czy zewnętrznego interfejsu. Obsługujemy je za pomocą odpowiednio podłączonego przycisku i wyświetlacza na obudowie. Kurtyna ma profil zamknięty i IP67. Długo by wymieniać wszystkie jej zalety.

Przedsiębiorcy narzucają operatorom wysokie normy wydajności produkcji, a z drugiej strony ograniczają tę wydajność, instalując system bezpieczeństwa, który częstokroć jest nieadekwatny do swojej funkcji.

Inwestując w bezpieczeństwo, inwestujemy w ludzi. Poczucie bezpieczeństwa pracowników musi być traktowane priorytetowo. Wiedząc, że nic nam nie grozi, pracujemy dokładniej i wydajnej.

Nadal wielu przedsiębiorców traktuje te koszty jako przykry obowiązek. Powiem otwarcie: niezwykle trudno oszacować jakikolwiek czas zwrotu inwestycji w bezpieczeństwo. Czym to bowiem zmierzymy? Wysokością odszkodowań, które firma musiałaby zapłacić w razie wypadku? Czy może kosztami przestoju stanowiska podczas postępowania powypadkowego? Trzeba też pamiętać o tym, że z jednej strony przedsiębiorcy narzucają operatorom wysokie normy wydajności produkcji, a z drugiej strony ograniczają tę wydajność, instalując system bezpieczeństwa, który często jest nieadekwatny do swojej funkcji i przez to wręcz prowokuje operatora do omijania zabezpieczeń i np. pracy przy otwartej osłonie.

Podsumowując: urządzenia bezpieczeństwa bywają wprawdzie kosztowne, a konieczność ich stosowania wynika oczywiście (choć nie zawsze wprost) z obowiązujących przepisów, ale nie traktujmy tego jako czystego kosztu, lecz jako ważną inwestycję poprawiającą jakość i wydajność pracy oraz chroniącą życie i zdrowie pracowników.

Fot. PAR

Rozmawiała Anna Ładan

unikalnej technologii nazwanej „impuls echo” zamki te są znacznie mniej wrażliwe na wzajemne przemieszczenie aktywatora względem blokady, tzn. mogą z powodzeniem pracować nawet na nieprecyzyjnych drzwiach, są odporne na brud, a równocześnie zwiększają wydajność pracy, ponieważ w przypadku usterki, która nie prowadzi do natychmiastowej utraty funkcji bezpieczeństwa, nie wyłączają maszyny od razu, tylko dają obsłudze czas na działanie, umożliwiając normalne zatrzymanie procesu.

W tym miesiącu wprowadzimy do oferty kolejną generację blokad elektromagnetycznych, tzn. AZM 300. Jej konstrukcja umożliwia stosowanie jednego urządzenia we wszystkich rodzajach drzwi.

Nie trzeba już kupować innego zestawu do drzwi prawych, lewych, przesuwnych, uchylnych czy zdejmowanych. Zastosowanie technologii RFID pozwala na przypisanie jednego aktywatora do zamka, tak aby uniemożliwić operatorowi zdjęcie aktywatora z innej osłony lub maszyny i oszukanie blokady. Obudowa zamka może służyć jako

Panuje opinia, że stosowanie systemów bezpieczeństwa często związane jest ze spadkiem wydajności. Czy na pewno? Jakie jest Pańskie zdanie?

Ta obiegowa opinia bywa, niestety, w części prawdziwa. Najskuteczniejszą metodą ochrony operatora podczas niebezpiecznego procesu jest odizolowanie go od maszyny, np. poprzez zastosowanie osłony. Ona jednak wymaga czasu, który operator poświęca na jej otwieranie i zamykanie.

Tak wcale nie musi być. Dzięki dobraniu optymalnego systemu bezpieczeństwa do poszczególnych aplikacji możemy znacznie ograniczyć ten negatywny efekt. Nie wszędzie można zastosować kurtynę świetlną, ale dobór odpowiedniego urządzenia bezpieczeństwa może zniwelować, a przynajmniej ograniczyć negatywny wpływ zabezpieczenia na wydajność maszyny.

A co z kosztami? Wiadomo, że im wyższe ryzyko początkowe procesu, tym większe środku należy przeznaczyć na jego zmniejszenie. Jaki okres zwrotu inwestycji preferują klienci?

Łukasz Wiatrzyk, z wykształcenia elektronik i gitarzysta, pracę w firmie Schmersal-Polska rozpoczął w 1998 roku, gdzie obecnie pełni funkcję Dyrektora Zarządzającego.

Od wielu lat interesuje się kwestiami bezpieczeństwa pracy przy maszynach. Organizator i prelegent na wielu szkoleniach i konferencjach o tej tematyce. Reprezentant firmy Schmersal w Komitecie Technicznym nr 158 do spraw Bezpieczeństwa Maszyn i Urządzeń Technicznych oraz Ergonomii przy PKN. Od niedawna zapalony motocyklista.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

29

Fot. Elmark Automatyka

Nowości Napędy i układy wykonawcze

Napędy PowerFlex 4M – ekonomiczne sterowanie silnikami Firma Elmark Automatyka proponuje napędy PowerFlex 4M w nowych atrakcyjnych cenach. Podstawową cechą napędów tej klasy jest ekonomiczne sterowanie silnikami do maszyn. Dzięki mocowaniu na szynie DIN, łatwości programowania i prowadzeniu kabli na wtyk przetwornica może być stosowana w konfiguracji standardowej zarówno w miejsce dotychczasowych, jak i nowych aplikacji. W obu przypadkach PowerFlex 4M okazuje się idealnym rozwiązaniem do sterowania silnikami z regulowaną częstotliwością. Szczególnie istotne korzyści dla klientów to poprawa wydajności i ochrona silników.

30

Promocja

Przetwornica PowerFlex 4M jest dostępna w trzech wymiarach ramy: A ( 1 7 4 m m × 7 2 m m × 1 3 6 m m ) , B (174 mm× 100 mm× 136 mm) oraz C (260 mm × 130 mm× 180 mm).

W ramach A i B możemy w prosty sposób montować przetwornice na zatrzask na szynie DIN, co w porównaniu z tradycyjnym montażem przy użyciu śrub jest znacznie szybsze. We wszystkich ramach wykorzystano właściwość Zero-Stacking, która pozwala wyeliminować puste miejsca między przetwornicami dzięki montażowi bezpośrednio obok siebie. W przypadku napięcia 240 V jednofazowego zakres mocy wynosi od 0,25 kW do 2,2 kW, natomiast dla trójfazowego zakres mocy PowerFlex 4M od 0,25 kW do 11 kW.

Fot. Elmark Automatyka

W napędzie wykorzystywane jest sterowanie V/Hz. Użytkownik ma do dyspozycji 2 wejścia cyfrowe, 3 wyjścia przekaźnikowe i 2 wejścia analogowe (4–20 mA i 0–10 V). Oprócz możliwości sterowania przetwornicą standardowo z klawiatury można wybrać sterowanie 2- lub 3-przewodowe oraz oczywiście sterowanie po sieci z wykorzystaniem portu komunikacyjnego. Mimo małych wymiarów PowerFlex 4M jest wyposażony w filtr przeciwzakłóceniowy EMC i klawiaturę do programowania z potencjometrem. Opcjonalnie jest możliwe podłączenie zewnętrznego rezystora hamowania (5 % cykl obciążenia). Wbudowany interfejs RS-485 umożliwia połączenie typu Multi Drive do 4 dodatkowych napędów PowerFlex 4M. W efekcie, używając np. jednego modułu ethernetowego i stosując połączenie Multi Drive, w sieci Ethernet/IP będzie widocznych do 5 napędów. To ciekawe i ekonomiczne rozwiązanie sprawdza się w sytuacji konieczności rozbudowy

aplikacji o kolejne napędy. By uprościć udostępnianie informacji i konfigurację, w PowerFlex 4M zastosowano – oprócz wewnętrznej sieci RS-485, pozwalającej inżynierom na wielogałęziowe konfigurowanie sieci – również szeregowy moduł konwertera. Można dzięki niemu podłączyć przetwornicę do każdego sterownika używającego protokołu DF1. Dodatkowe możliwości programowania i łatwe sterowanie zapewniają: popularna funkcja CopyCat, zdalny panel z wyświetlaczem LCD o stopniu ochrony IP66 (NEMA/UL typ 4X) i panel typu Handheld z wyświetlaczem LCD o stopniu ochrony IP20 (NEMA/UL typ 1). Użytkownik może w łatwy sposób programować, monitorować oraz sterować przetwornicami PowerFlex 4M dzięki oprogramowaniu DriveExplorer i DriveTools SP. Zalecany zakres temperatury, w jakim może bez problemu pracować PowerFlex 4M, wynosi od –10 °C do +50 °C przy montażu przetwornic z przerwą między nimi powyżej 25 mm w poziomie. Natomiast

przy montażu bez przerw między przetwornicami (Zero-Stacking) zakres ten mieści się w granicach od –10 °C do +40 °C. Napędy PowerFlex 4M zaprojektowano zgodnie ze standardami UL, IEC, CE, VDE i C-Tick. Dla doświadczonych użytkowników przetwornic model ten jest wydajnym, zajmującym niewiele miejsca i łatwym urządzeniem do sterowania U/f. Prosta instalacja i konfiguracja oraz – co najważniejsze – bardzo atrakcyjna cena z pewnością przyczynią się do jeszcze większej popularności napędów PowerFlex 4M. Firma Elmark oferuje także w bardzo dobrych cenach napędy PowerFlex 400 – zaprasza do kontaktu w celu uzyskania szczegółowych informacji!

Grzegorz Święcicki ELMARK Automatyka Sp. z o.o. tel. 22 541 84 60 e-mail: sterowniki@elmark.com.pl www.elmark.com.pl

REKLAMA

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

31

Polecane książki

Mikołaj Karpiński

Bezpieczeństwo informacji Praca zbiorowa pod redakcją Igora Piotra Kurytnika „Bezpieczeństwo informacji” to książka przeznaczona dla pracowników naukowo-dydaktycznych wyższych uczelni technicznych kierunków: automatyka, elektronika, elektrotechnika, informatyka, mechatronika, teleinformatyka. Listę tę warto uzupełnić o kierunki elektronicznych systemów bezpieczeństwa, w tym systemy sygnalizacji włamania napadu (o charakterze skupionym, rozproszonym i mieszanym), kontrolę dostępu (zarządzaną i nadzorowaną informatycznie), systemy ppoż., dźwiękowe systemy ostrzegania (DSO) oraz ich integrację, zintegrowane elektroniczne systemy bezpieczeństwa, sieciowe systemy monitoringu wizyjnego (IP), elektroniczne systemy przywoławcze dla potrzeb szpitali i służby zdrowia, budynki inteligentne z okablowaniem strukturalnym, zdalne zarządzanie (sieciowe) elektronicznymi systemami bezpieczeństwa oraz zapewnienie bezpieczeństwa danych.

Książka może być podręcznikiem dla studentów ww. kierunków i specjalności, oraz dla inżynierów zajmujących się projektowaniem systemów w zakresie bezpieczeństwa przesyłu danych.

Przytoczone elektroniczne systemy bezpieczeństwa w bardzo wielu przypadkach są programowane i nadzorowane przez szeregowy system transmisji danych typu RS-232 (do 300 m) i RS-485 (do 1200 m).

Tematyka publikacji związana jest z zagadnieniami bezpieczeństwa transmisji danych (informacji) wg NFS (National Science Foundation) i kierowana do czternastu najpoważniejszych wyzwań XXI w. Merytorycznie podręcznik można podzielić na trzy główne części: • analizy ataków na systemy transmisji danych (informacji), • wyjaśnienie metod i systemów kryptograficznych zapewnienia bezpieczeństwa transmisji danych, • kryptoanaliza oraz odporność na ataki algorytmów szyfrowania.

W części pierwszej (rozdz. 1 i 2) Autorzy przeprowadzili analizę ataków na systemy transmisji oraz bezpieczeństwa danych, w tym sieci bezprzewodowych (dynamiczne sieci mobilne, sensorowe

32

sieci bezprzewodowe). Autorzy dokładnie omówili najnowsze ataki SCA (uboczny upływ informacji pochodzących z elektronicznych urządzeń przesyłowych). Dotyczy to zwłaszcza ataków czasowych oraz dokładnej analizy wynikającej z propagacji fal elektromagnetycznych, mocy urządzeń nadawczych jak i błędów. Na koniec tej części autorzy zaproponowali współczesne algorytmy zapewniające bezpieczeństwo sieci bezprzewodowych spontanicznych jak i sensorowych. Przedstawiono także sposoby realizacji tych zabezpieczeń.

W części drugiej (rozdz. 3 i 4) opisano metody kryptograficzne oparte na krzywych eliptycznych oraz systemy szyfrowania strumieniowego stosowanego w rozwiązywaniu problemów bezpieczeństwa danych.

W rozdziałach 5 i 6 omówiono kryptoanalizę szyfrów strumieniowych i ich odporność na ataki algorytmów szyfrowania, przedstawiono również zagadnienia poświęcone wyjaśnieniu określonych odporności: • najnowszych i współczesnych algorytmów potęgowania modularnego na ataki specjalnego rodzaju typu SCA (podrozdziały: 4.1 i 4.2), • szyfrów symetrycznych (blokowych) na ataki, które są bazowane w wyniku analizy mocy (rozdz. 6).

Czego zabrakło w publikacji? Bezpieczeństwo danych (informacji) jest elementem elektronicznych systemów bezpieczeństwa, do których zaliczamy: • Systemy Sygnalizacji Napadu i Włamania o charakterach: skupionym, rozproszonym i mieszanym, wyposażone w moduły ETHM do współpracy z sieciami informatycznymi i adresy IP, • Systemy Kontroli Dostępu nadzorowane i sterowane informatycznie, • Monitorowane systemy ppoż., • Dźwiękowe Systemy Ostrzegania, współpracujące z systemami ppoż., monitorowane po sieciach informatycznych, • Zintegrowane Systemy Bezpieczeństwa, • Sieciowe Systemy Monitoringu wizyjnego IP,

• Elektroniczne systemy przywoławcze dla potrzeb szpitali i służby zdrowia, • Budynki inteligentne z okablowaniem strukturalnym, • Zdalne zarządzanie (sieciowe) elektronicznymi systemami bezpieczeństwa oraz zapewnienie bezpieczeństwa danych.

Wymienione systemy bezpieczeństwa, stosowane w sieciach informatycznych (przewodowych i bezprzewodowych), wymagają starannej ochrony danych. W tym celu bardzo często stosuje się system SSH (ang. Secure Shell – bezpieczna powłoka). Jest to protokół umożliwiający zdalne sterowanie innym komputerem w bezpieczny sposób.

Protokół SSH niemalże zastąpił używany wcześniej w tym celu telnet. Sugeruję Autorom, aby w następnym wydaniu książki uwzględnili tę szczególną ochronę danych w wymienionych elektronicznych systemach bezpieczeństwa.

W obiektach o charakterze specjalnym dodatkowo chroni się dane w sposób mechaniczny, stosując ekranowanie magistral transmisyjnych, komputerów i monitorów.

Analizując poszczególne rozdziały publikacji, należy pogratulować Autorom ogromnego wkładu pracy przy opracowaniu bardzo wartościowej i potrzebnej książki. Bezpieczeństwo informacji przy dynamicznym rozwoju informatyki to bardzo poważne wyzwanie. Zakres i cel podręcznika, jak również stosowane metody ochrony danych, klarownie odpowiadają aktualnemu stanowi wiedzy. Wyniki mogą być zastosowane zarówno w pracach naukowo-badawczych i w kształceniu nowych kadr, jak i w praktyce.

Wydawnictwo PAK, Warszawa 2012, 275 s., 22 tab., 92 rys., bibl. 291 poz.

doc. dr inż. Waldemar Szulc Kierownik Katedry Technik Bezpieczeństwa, Wyższa Szkoła Menedżerska w Warszawie, Wydział Informatyki Stosowanej i Technik Bezpieczeństwa

Czujniki i systemy pomiarowe Nowości

Czujniki kablowe firmy GUENTHER teraz także z Polski Pierwszym rodzajem czujników, które firma Guenther Polska zaczęła wytwarzać w swoim zakładzie produkcyjnym w Długołęce, są czujniki kablowe. Czujniki te są wykonywane z komponentów najwyższej jakości, wedle długoletniego doświadczenia i zaawansowanej technologii Guenther GmbH z siedzibą w Niemczech.

Czujniki Guenthera charakteryzują się dużą wytrzymałością, dokładnością pomiarową oraz elastycznością w ich dostosowaniu do potrzeb danej aplikacji.

Dzięki produkcji czujników w Polsce firma jest w stanie zaproponować swoim klientom jeszcze lepszą cenę i jeszcze szybsze terminy realizacji na ten asortyment, przy zachowaniu najwyższej jakości.

Czujniki kablowe znajdują zastosowanie głównie przy pomiarze temperatury mediów płynnych i gazowych. Zakres możliwości konfiguracyjnych czujników jest bardzo szeroki, a ich konstrukcja może być dostosowana do indywidualnych wymagań użytkownika. Czujniki mogą być wykorzystywane (w zależności od konstrukcji i użytych materiałów) w zakresie temperatury od – 200 °C do 400 °C. Opcjonalnie czujniki mogą być wyposażone w miejscu łączenia gilzy z kablem w płaszcz teflonowy, który stanowi dodatkowe zabezpieczenie przed wilgocią. Częstym, dodatkowo stosowanym

rozwiązaniem są również sprężyny zapobiegające załamaniom kabla.

Górna granica temperatury pracy czujników zależy przede wszystkim od rodzaju materiału, z którego wykonano przewód przyłączeniowy, i wynosi ona odpowiednio: • PVC – do 105 °C • silikon – do 200 °C • teflon – do 250 °C • włókno szklane – do 400 °C. Czujniki kablowe mogą być wykonane również w wersji wodoodpornej, która zapewnia także szczelność i niezawodność przy mediach zawierających parę i olej, w temperaturze do 300 °C. Przykładowe zastosowania czujników tego rodzaju w przemyśle to: • rurociągi • maszyny i urządzenia • autoklawy • urządzenia grzewcze • piekarniki i kotły parowe • chłodnie • wszelkie typy cieczy • przemysł spożywczy Polecamy także wykonane na bazie czujników kablowych: • czujniki przylgowe opaskowe • czujniki powierzchniowe.

GUENTHER Polska Sp. z o.o.

Automaticon 2013 Zapraszamy do współpracy i odwiedzenia naszego stanowiska – hala 1, stoisko D21.

Promocja

REKLAMA

Fot. Guenther Polska

www.guenther.com.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

33

Nauka

Rozległy i rozproszony elektroniczny system bezpieczeństwa w aspekcie zarządzania danymi Waldemar Szulc Wydział Informatyki Stosowanej i Technik Bezpieczeństwa, Wyższa Szkoła Menedżerska w Warszawie

Abstract: W artykule przedstawiono istotne problemy dotyczące nadzoru i zarządzania dużym elektronicznym systemem bezpieczeństwa, jak również zarządzania danymi istotnymi z punktu widzenia prawidłowej pracy rozległego i rozproszonego systemu. Autor zbudował również niezawodnościowoeksploatacyjny model, w którym uwzględnił tunel SSH dla podniesienia bezpieczeństwa zarządzanymi danymi drogami informatycznymi. Dokonano również analizy matematycznej tego modelu. Autor wykonał wiele badań długofalowych, które umożliwią określenie istotnych wskaźników eksploatacyjnych i niezawodnościowych, tak ważnych dla prawidłowego funkcjonowania elektronicznego systemu bezpieczeństwa w aspekcie zarządzania danymi.

Słowa kluczowe: elektroniczny system bezpieczeństwa, internet, niezawodność

1. Wprowadzenie Zaprojektowanie oraz realizacja rozproszonego Systemu Sygnalizacji Włamania i Napadu (SSWiN) dla dużego rozległego obiektu wymaga sporej wiedzy technicznej, jak również dużego doświadczenia. Istnieją obiekty, w których ze względów ekonomicznych, jak i logistycznych propozycja okablowania strukturalnego, a więc budynku inteligentnego stają się trudne do zrealizowania.

Może więc wchodzić w rachubę integracja mniejszych systemów. Szczególnie trudne w realizacji są obiekty, które są eksploatowane ze stochastyczną intensywnością. Można więc zaprojektować SSWiN złożony z kilku central, np. o pojemności 128 linii dozorowych każda, i jeśli to możliwe, integrować je. Z analizy różnych systemów wynika, że niewiele typów central alarmowych można ze sobą łączyć, a więc integrować. Ponadto, nie zawsze jest to konieczne.

Ze względów logistycznych można zastosować kilka central alarmowych o sporej liczbie linii dozorowych, które będą obsługiwać np. określone fragmenty obiektu, a więc każda z central będzie posiadała własny manipulator, za pomocą którego będzie można realizować określone funkcje systemu wynikające z potrzeb.

Takie rozwiązanie przyjęto w jednym z dużych i rozległych obiektów użyteczności publicznej, które stało się swoistym rodzajem rzeczywistego poligonu doświadczalnego. W obiekcie zastosowano siedem central rozproszonych produkcji polskiej typu INTEGRA 128. Tak zbudowany system to 896 punktów dozoru wewnętrznego i ze-

34

wnętrznego. Do dyspozycji użytkowników obiektu producent przewidział 32 strefy dla jednej centrali alarmowej, tworzącej niezależny podsystem. Ze względu na charakter użytkowania tego naukowo-dydaktycznego obiektu oraz mimo bardzo dużej złożoności SSWiN, przyjęto generalną zasadę uproszczenia do minimum sposobu obsługi części systemu (podsystemu) przez użytkowników. Dokonano analizy liczby stref niezbędnych do prawidłowego funkcjonowania poszczególnych central. Przyjęto zasadę, że dany fragment SSWiN (podsystem) ma minimum jeden własny manipulator z wyświetlaczem LCD i klawiaturą do wprowadzania PIN-kodów, np. użytkownika. Każdy manipulator jest wyposażony również w czytnik kart magnetycznych. Karcie magnetycznej przyporządkowano ściśle określonego użytkownika dla jego łatwej identyfikacji oraz określone strefy, do których użytkownik ma dostęp. Można więc w dwojaki sposób kodować bądź dekodować daną strefę lub strefy dozorowe: przez wprowadzenie PIN-kodu użytkownika lub za pomocą karty magnetycznej. W pomieszczeniach recepcji obiektu zostały zainstalowane tablice synoptyczne, na których istnieje informacja o aktualnym stanie stref oraz stanie wybranych linii dozorowych całego SSWiN. Elementami informującymi obsługę o stanie linii dozorowych na tablicach synoptycznych są dwukolorowe diody LED. Odpowiednio zaprogramowana sekwencja świecenia diod daje pełną informację o stanie stref oraz stanie wybranych linii dozorowych, i tak przykładowo: kolor zielony to informacja, że dana strefa jest zakodowana, kolor czerwony pulsujący oznacza, że wystąpił alarm włamaniowy, wynikający z naruszenia czujki danego pomieszczenia (strefy), czerwony ciągły alarm pożarowy, wynikający z naruszenia optycznej czujki dymowej w danego pomieszczenia, brak świecenia diody LED oznacza, że dana strefa jest zdekodowana. Dodatkowo, informacje o wystąpieniu alarmu w danej konkretnej centrali alarmowej (podsystemie) są przesyłane drogą radiową do centrali C-7, która jest centralą odpowiedzialną za monitoring zewnętrzny oraz alarm głośny w pomieszczeniu recepcyjnym, czynnym 24 godz./dobę. Jest to jakby pierwszy stopień monitorowania SSWiN. Jest jeszcze drugi stopień monitorowania o wystąpieniu zagrożenia. Po godz. 2200 automatyczne centrala C-7 ma możliwość przekazywania informacji o alarmie drogami komutowanymi (przez własną sieć telekomunikacyjną) lub drogami radiokomunikacyjnymi (także własna sieć radiokomunikacyjna) do Straży chroniącej fizycznie bardzo rozległy kompleks obiektów. Ochrona, po zweryfikowaniu alarmu z opisywanego obiektu, wysyła patrole

interwencyjne. Warto również nadmienić, że ze względu na bardzo rozbudowany SSWiN autorzy bardzo starannie dobrali rezerwowe źródła zasilania (wynika to z bilansu energetycznego). Na rys. 1 przedstawiono rozproszony SSWiN złożony z 7 jednostek mikroprocesorowych typu INTEGRA 128, do których za pośrednictwem magistral transmisyjnych dołączono wiele różnych modułów.

Cały system SSWiN za pośrednictwem modemów ETHM, przez sieć LAN, współpracuje z serwerem umożliwiającym zarządzanie i administrowanie tak bardzo złożonym systemem bezpieczeństwa. System bezpieczeństwa, złożony z 7 niezależnych central alarmowych, nie jest połączony ze sobą w sposób galwaniczny. Tak więc, każdy z 7 podsystemów centralowych, chroniących elektronicznie określone kondygnacje, może pracować niezależnie.

Tak zbudowany system bezpieczeństwa tworzy model niezawodnościowy równoległy. Każdy z podsystemów może być zarządzany z klawiatury LCD w sposób niezależny. Ponadto każda z w/w central ma gniazdo RJ do współpracy z komputerem po RS-232. Taka konfiguracja umożliwia indywidualne zarządzanie podsystemem (jednym z siedmiu) a więc programowanie centrali zgodnie z potrzebami danej kondygnacji. Umożliwia również wizualizację wszystkich stanów, w jakim jest aktualnie podsystem. Istnieje możliwość informatycznego zdalnego zarządzania i nadzoru tak dużego systemu. Muszą być jednak spełnione ściśle określone kryteria bezpieczeństwa wynikające z przepisów normatywnych (PN-EN). W związku z nową konfiguracją, powstał duży rozproszony elektroniczny system bezpieczeństwa chroniący obiekt o charakterze rozległym. System został zaprojektowany w 2006 r. i starannie przez ten okres był obserwowany. Stanowi nowum w obszarze integracji elektronicznych systemów bezpieczeństwa. Przez ten okres autor zbierał dane o charakterze niezawodnościowo-eksploatacyjnym. Warto więc dokonać analizy dotyczącej zarządzania całym systemem bezpieczeństwa oraz jego podsystemami.

g) system pracuje przez 24 godziny, ze szczególnym uwzględnieniem pracy między godz. 700 a 2200, h) kategoria zagrożeń: zgodnie z kategorią III (dawne Z3), i) klasa SSWiN to kategoria III, (dawne SA3), j) kategoria sprzętowa związana z kategorią III, k) system bezpieczeństwa (zaprojektowany i zrealizowany) jest monitorowany minimum jedną drogą (do godz. 2200 i dwoma drogami po godz. 2200), l) system bezpieczeństwa musi mieć minimum 7 klawiatur z 7 czytnikami kart magnetycznych (zintegrowane klawiatury zlokalizowane na piętrach, tak aby użytkownicy mieli łatwy dostęp w godz. od 700 do 2200), m) system bezpieczeństwa ma lokalną kontrolę dostępu z czytnikami kart magnetycznych w wybranych pomieszczeniach, n) system bezpieczeństwa jest wyposażony w tablice synoptyczne z awaryjnym źródłem zasilania, zlokalizowane w pomieszczeniach recepcyjnych dla klarownej wizualizacji zaistniałych zdarzeń, o) każda z central INTEGRA 128 powinna być wyposażona w moduł (modem) ETHM do współpracy z serwerem przez sieć LAN do administrowania i zarządzania SSWiN; każdej z central alarmowych nadano adres IP, p) system bezpieczeństwa zaprojektowany i zrealizowany, wyposażono w rezerwowe źródła zasilania tak, aby w razie zaniku zasilania zasadniczego (230 V) SSWiN mógł pracować przez ok. 40 godz., q) system bezpieczeństwa SSWiN jest wspomagany przez 32 kamery telewizyjne (zewn. i wewn.), z zapisem zdarzeń na HDD z możliwością podglądu po lokalnych sieciach internetowych, r) wszystkie zdarzenia zaistniałe w trakcie eksploatacji tak dużego systemu bezpieczeństwa są rejestrowane w pamięciach central, na drukarkach systemowych oraz w pamięci HDD centralnego komputera, s) został również przewidziany obwodowy system ochrony obiektu, który został dołączony do centrali C-7.

2. Konfiguracja rozproszonego SSWiN dla dużego rozległego obiektu oraz założenia

3. Syntetyczny opis budowy rozproszonego systemu bezpieczeństwa dla dużego obiektu

W trakcie projektowania oraz późniejszej realizacji rozproszonego sytemu bezpieczeństwa autor przyjął następujące założenia: a) obiekt, w którym ma być realizowany SSWiN, jest obiektem rozległym o kilku piętrach, b) konfiguracja SSWiN ma charakter rozproszony i ma być wielocentralowym systemem bezpieczeństwa, c) maksymalna liczba linii dozorowych (perspektywiczna) wynosi 896, w pierwszym etapie liczba linii dozorowych wynosiła 240, d) maksymalna ilość central typu INTEGRA 128 wynosi 7 (od C-1 do C-7); są one zlokalizowane na różnych piętrach obiektu, również na tych piętrach rozmieszczono klawiatury sterujące wraz z czytnikami kart, e) liczba stref w jednym systemie bezpieczeństwa nie przekroczy 32, f) system bezpieczeństwa umożliwia realizacjię lokalnej kontroli dostępu,

Na rys. 1 przedstawiono uproszczony schemat blokowy rozproszonego elektronicznego systemu bezpieczeństwa dla dużego obiektu. SSWiN został zaprojektowany w oparciu o jednostkę mikroprocesorową typu INTEGRA 128 produkcji polskiej. Za pośrednictwem linii dozorowych wprost do płyty głównej zostały dołączone czujki usytuowane blisko central alarmowych (np. na określonym piętrze i korytarzu), w tym system obwodowy chroniący obiekt na zewnątrz. Pomieszczenia odległe od central alarmowych są obsługiwane za pośrednictwem modułów typu CA-64E (ekspandery wejść).

Każda z central alarmowych została wyposażona w manipulator (klawiatura z wyświetlaczem LCD oraz wewn. czytnikiem kart magnetycznych). Manipulatory zostały zlokalizowane na korytarzach kolejnych pięter obiektu w widocznych miejscach i zabezpieczone mechanicznie (obudowy metalowe zamykana na zamek patentowy).

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

35

Nauka

II MAGISTRALA EXPANDERÓW

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 E (23h) C-7

CA-64 E (22h) C-7

CA-64 E (20h) C-7

CA-64 E (21h) C-7

CA-64 SM (01h)

CA-64 E (00h)

RP 500 4 CH

RP 500 4CH

O

O

Integra 128 C-7

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

Parter i podziemia ETHM-1 (2)

230 V ~ 17 Ah 12 V =

LCD (0)

LCD (1)

LINIA TELEFONICZNA

II MAGISTRALA EXPANDERÓW

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 E (20h)

RP500 N

230 V ~

230 V ~

17 Ah 12 V =

17 Ah 12 V =

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 E (00h)

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

CA-64 E (00h)

Integra 128 C-1 I piętro

ETHM-1 (1)

RP500 N

Integra 128 C-2

CA-64 E (01h)

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

II piętro

LCD (0)

LCD (0)

ETHM-1 (1)

II MAGISTRALA EXPANDERÓW

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 SR (22h)

CA-64 E (01h)

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

LCD (1)

RP500 N

230 V ~

230 V ~

17 Ah 12 V =

17 Ah 12 V =

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 E (00h)

Integra 128 C-3 III piętro

ETHM-1 (2)

RP500 N

CA-64 E (00h)

Integra 128 C-4

CA-64 E (01h)

IV piętro LCD (0)

RP500 N

230 V ~

230 V ~

17 Ah 12 V =

17 Ah 12 V =

CA-64 E (00h)

Integra 128 C-5 V piętro

ETHM-1 (1)

Moduł Tab.synopt. (3) C-5 7 Ah 230 V ~ 12 V =

Integra 128 C-6

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

VI piętro LCD (0)

LCD (0)

Moduł Tab.synopt. (3) C-3 7 Ah 230 V ~ 12 V =

Moduł Tab.synopt. (2) C-1 7 Ah 230 V ~ 12 V =

Moduł Tab.synopt. (3) C-7 7 Ah 230 V ~ 12 V =

Moduł Tab.synopt. (2) C-2 7 Ah 230 V ~ 12 V =

80 LED Gr/Red

80 LED Gr/Red

Wyświetlanie stanu stref oraz stanu wybranych linii

Wyświetlanie stanu stref oraz stanu wybranych linii

Moduł Tab.synopt. (2) C-4 7 Ah 230 V ~ 12 V =

ETHM-1 (1)

Moduł Tab.synopt. (2) C-6 7 Ah 230 V ~ 12 V =

Rys.1. Uproszczony schemat blokowy elektronicznego rozproszonego systemu bezpieczeństwa dla dużego obiektu Fig. 1. Simplified block diagram of a dispersed electronic security system for a large object

36

ETHM-1 (1)

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

RP500 N CA-64 E (00h) no

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

LCD (2)

MAGISTRALA MANIPULATORÓW

LCD (0)

I MAGISTRALA EXPANDERÓW

CA-64 SR (02h)

CA-64 E (01h)

diodami LED. Moduły CA-64 PTSA oraz tablice z diodami LED są umieszczone w pomieszczeniu recepcji na parterze budynku. Na tablicy synoptycznej zapala się LED czerwony (sygnalizuje alarm w określonej strefie). Jak już wspomniano, tablice synoptyczne (2 szt.) zawierające po

Nadzór nad Systemem Sygnalizacji Włamania i Napadu

Programowanie Systemu Sygnalizacji Włamania i Napadu

Aplikacja GuardX

Aplikacja DloadX

Stacja robocza port 80

internet

port 80 Serwer przedsiebiorstwa

Switch

Modem ETHM

Moduł

Centrala

Moduł

Lokalizacja tych manipulatorów została starannie dobrana tak, aby w możliwie prosty sposób upoważniony użytkownik danego piętra mógł dekodować lub kodować określone strefy chroniące pomieszczenia, do których posiada uprawnienia. Użytkownik tę czynność może wykonywać w dwojaki sposób: używając przydzielonego PIN-kodu lub karty magnetycznej, przynależnej użytkownikowi. Oba sposoby kodowania bądź dekodowania stref są tożsame.

Centrala C-7 pełni dodatkową, w pewnym sensie integracyjną rolę w rozproszonym SSWiN. Każda z central (od CA-1 do CA-6) została uzbrojona w wielokanałowy nadajnik typu RP-500N (zasięg wynoszący 500 m w otwartej przestrzeni), transmitujący drogą radiową sygnał alarmowy właśnie do centrali C-7, która wyposażona w dwa radiowe czterokanałowe odbiorniki sygnalizuje alarm z poszczególnych podsystemów. Do centrali C-7 został dołączony moduł CA-64 SM (ekspander syntezerów mowy umożliwiający nagranie do 16 komunikatów słownych). Moduł CA-64SM umożliwia wysyłanie 15 sekundowych komunikatów słownych wykorzystywanych do powiadamiania telefonicznego o zdarzeniach w systemie bezpieczeństwa, np. o alarmach włamaniowych, alarmach napadowych, alarmach pożarowych, sabotażach, awariach (w szczególności zasilania głównego i rezerwowego) itp. Tylko centrala C-7 jest połączona przez wewnętrzny dialer z lokalną siecią telefoniczną. Centrala C-7 obsługuje również system ochrony obwodowej (bariery aktywne IR, bariery zewnętrzne PIR oraz zewn., czujki PIR). Manipulatory, ze względu na logistykę obiektu, znajdują się w pomieszczeniach recepcyjnych (dot. centrali alarmowej C-7). Do centrali C-7 (lub jej modułów) dołączone są linie dozorowe, bardzo starannie wyselekcjonowane z punktu widzenia uprawnień użytkowników.

Również pewnym wyjątkiem są centrale alarmowe C-3 i C-5, do których dołączono dwa manipulatory – klawiatury (LCD-0 i LCD-1) wraz z czytnikami kart magnetycznych. W obu przypadkach za pośrednictwem magistral transmisyjnych (poza klasycznymi modułami rozszerzającymi typu CA-64E) zostały dołączone moduły CA -64SR (ekspandery czytników kart zbliżeniowych), które współpracują z lokalną kontrolą dostępu przeznaczoną dla pomieszczeń szczególnie chronionych. Drzwi wejściowe do części chronionej przez centrale C-3 i C-5 współpracują z ryglami elektromagnetycznymi, które są sterowane przez moduły CA-64SR. Z modułami typu CA-64SR współpracują czytniki kart zbliżeniowych typu CZ-EMM (zamontowane obok drzwi wejściowych). Moduł ten może współpracować z 1 lub 2 czytnikami kart zbliżeniowych (magnetycznych). Powyższe pomieszczenia to pomieszczenia o specjalnym przeznaczeniu, również nadzorowane za pośrednictwem kamer telewizyjnych.

Centrale alarmowe typu INTEGRA 128 zostały w obiekcie zainstalowane w miejscach trudnodostępnych dla osób postronnych. Każda z central poza zasilaniem głównym (230 V) została wyposażona w źródło rezerwowe w postaci akumulatora żelowego o pojemności 17 Ah. Dobór pojemności akumulatorów wynika z obliczeń bilansu energetycznego.

Zdarzenia z central alarmowych drogą kablową (po magistrali transmisyjnej) docierają do modułów tablic synoptycznych CA-64 PTSA, które sterują dwukolorowymi

Rys. 2. Przykład połączenia użytkownika z jedną centralą przez niezabezpieczoną sieć Internet Fig. 2. Example of connection of the user with one central over an insecure Internet network Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

37

Nauka

Programowanie Systemu Sygnalizacji Włamania i Napadu

Nadzór nad Systemem Sygnalizacji Włamania i Napadu

Aplikacja DloadX

Aplikacja GuardX

Tunel SSH

Stacja robocza

Serwer

Sieć LAN przedsiębiorstwa

Centrala 1

Centrala 2

Centrala 3

Centrala 4

Centrala 5

Centrala 6

Centrala 7

Moduł

Moduł

Moduł

Moduł

Moduł

Moduł

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Modem ETHM

Moduł

Switch

Linie dozorowe (czujki)

Rys. 3. Przykład połączenia użytkownika z centralami przez sieć LAN, z wykorzystaniem protokołu SSH (ang. Secure Shell) Fig. 3. Example of connection of the user with the centrals via LAN net using SSH protocol

80 dwukolorowych diod LED wyświetlających stany 224 stref dozorowych całego SSWiN oraz aktualny stan specjalnie wybranych 96 linii dozorowych (takich jak: linie pożarowe, zewnętrzne, napadowe, 24-godzinne). Moduły tablic synoptycznych CA-64 PTSA, poza własnym zasilaniem zasadniczym (230 V), zostały wyposażone w akumulatory rezerwowe o pojemnościach 7 Ah (pojemność obliczona na podstawie bilansu energetycznego).

38

4. Zdalna obsługa rozproszonego systemu SSWiN oraz nadzór i administracja danych Rozproszony System SWiN opisywany wcześniej, ze względu na wiele autonomicznych podsystemów (centrale C-1 do C-7) o dużej złożoności, musi być poddawany okresowym przeglądom i obsłudze serwisowej dla zapewnienia wyso-

kiego poziomu gotowości. Obsługa serwisowa takiego systemu wymaga od serwisantów sporo wysiłku i czasu. Serwisant musi podłączyć komputer do każdego podsystemu w celu dokonania podstawowego przeglądu serwisowego.

Dlatego też SSWiN, składający się z siedmiu podsystemów opartych na jednostkach centralnych INTEGRA 128 firmy Satel, wyposażono w moduły ethernetowe ETHM, które umożliwiają obsługę serwisową oraz nadzór i administrację przez LAN lub przez Internet.

Przykład połączenia „Administratora Systemu” z jedną centralą „INTEGRA 128” przez niezabezpieczoną sieć Internet został przedstawiony na rys. 2. W trakcie eksploatacji elektronicznego systemu bezpieczeństwa przedstawionego na rys. 1 stwierdzono szereg prób „włamania” do systemu. To bardzo poważne zagrożenie dla poprawnej i bezpiecznej pracy tak skomplikowanego systemy bezpieczeństwa. Warto dokonać analizy dotyczącej pracy tak skonfigurowanego systemu bezpieczeństwa.

W celu nawiązania połączenia przez Administratora Systemu przesyłane są informacje przez niezabezpieczoną sieć Internet do modemu ETHM. Producent wyposażył modem ETHM w 12-znakowy alfanumeryczny klucz, który porównywany jest z kluczem wysyłanym przez zdalnego administratora. Jednak ze względu na niezabezpieczoną sieć istnieje możliwość podsłuchania transmisji lub przechwycenie klucza. Dla bezpieczeństwa należy także zachować pewien margines nieuczciwości instalatorów systemu.

W przypadku kiedy zdalne zarządzanie i administrowanie odbywa się wewnątrz sieci LAN, niebezpieczeństwo podsłuchu lub ataku jest zdecydowanie mniejsze, ale nadal istnieje. Chcąc wykluczyć dostęp osób nieuprawnionych do nadzorowanego i zarządzanego zdalnie SSWiN przez sieć LAN przedsiębiorstwa, zastosowano środki bezpieczeństwa na poziomie połączenia administratora systemu (klienta) z poszczególnymi podsystemami rozproszonego SSWiN. Po wielu próbach, został dodatkowo wprowadzony tunel SSH. Rozwiązaniem problemu zagrożenia podsłuchem (ang. sniffing) jest zastosowanie tunelu (ang. tunelling) wykorzystując program SSH (ang. Secure Shell). Na rys. 3 przedstawiono przykład połączenia „Administratora Systemu” z centralami alarmowymi INTEGRA 128 przez sieć LAN z wykorzystaniem tunelu SSH. Jest to dość proste, a zara-

zem skuteczne rozwiązanie. Cała operacja polega na utworzeniu szyfrowanego połączenia tam, gdzie sieć jest najbardziej narażona na atak, czyli wtedy, gdy dane są przesyłane przez sieć, której nie można kontrolować (np. Internet).

Programy służące do nadzoru, serwisu i administracji, zamiast połączyć się ze zdalnym serwerem, np. przez Internet (port 80), łączą się z lokalnym komputerem (klient), wykorzystując port (najczęściej 22), na którym czuwa tunel SSH. Na tym odcinku połączenia dane są przesyłane w sposób jawny, lecz nie może być tutaj mowy o podsłuchiwaniu. Natomiast połączenie klient–serwer jest już szyfrowane. Tunel SSH na serwerze, z którym jesteśmy połączeni, przekazuje dane do właściwego portu na tym właśnie serwerze, dalej przez ściśle określone porty elementów sieci LAN przedsiębiorstwa do modułów ethernetowych podsystemów SSWiN. Na tym odcinku dane nie są kodowane, lecz jeśli korzystamy z danej usługi na serwerze, z którym łączymy się właśnie poprzez tunel z wykorzystaniem SSH, możemy czuć się bezpieczni.

Zasada działania protokołu SSH opiera się na kryptograficznej technologii RSA (nazwa RSA jest akronimem utworzonym z pierwszych liter nazwisk jego twórców). Każdy z komputerów, na którym zainstalowane jest oprogramowanie SSH, ma parę kluczy: tzw. klucz prywatny, dostępny tylko dla administratora komputera (i oczywiście oprogramowania systemowego obsługującego protokół SSH) oraz klucz publiczny dostępny dla wszystkich użytkowników sieci. Klucze te są tak zbudowane, że informację zaszyfrowaną kluczem prywatnym można rozszyfrować tylko przy pomocy klucza publicznego i odwrotnie – informację zaszyfrowaną kluczem publicznym można rozszyfrować wyłącznie przy pomocy klucza prywatnego. Klucze są więc ze sobą powiązane, ale żadnego z nich nie można odtworzyć na podstawie znajomości drugiego. Połączenie SSH inicjowane jest po stronie programu – klienta SSH. Klient łączy się z serwerem i otrzymuje od niego jego klucz publiczny.

Klucz ten porównywany jest z zachowanym w wewnętrznej bazie danych klienta z poprzednich połączeń. Następnie klient przekazuje serwerowi swój klucz publiczny, generuje losową 256-bitową liczbę, szyfruje ją swoim kluczem prywatnym oraz kluczem publicznym serwera. Serwer po otrzymaniu tak zakodowanej liczby rozszyfrowuje ją swo-

Rys. 4. Model eksploatacyjno-niezawodnościowy elektronicznego systemu bezpieczeństwa z wykorzystaniem tunelu SSH Fig. 4. Model operational - reliability of electronic security system with using of the SSH tunnel Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

39

Nauka

im kluczem prywatnym i kluczem publicznym klienta. Tak otrzymana liczba jest losowa, znana tylko klientowi i serwerowi. Jest ona używana jako klucz do kodowania podczas dalszej komunikacji. Ze względu na duża komplikację elektronicznego systemu bezpieczeństwa, warto zastanowić się również nad modelem eksploatacyjno-niezawodnościowym tego skomplikowanego układu. Na rys 4 przedstawiono model eksploatacyjno-niezawodnościowy elektronicznego systemu bezpieczeństwa, z wykorzystaniem tunelu SSH. Charakter tego układu jest mieszany a struktura niezawodnościowa jest równoległo-szeregowa.

5. Analiza niezawodnościowo-eksploatacyjna rozproszonego SSWiN

  e −(λB + λZB 1 )⋅t −   (λB + λZB 1 − λZB 3 ) ⋅ (λB + λZB 1 − λZB 2 )    e − λZB 2 ⋅t QZB 2 (t ) = λZB 1 ⋅ λZB 2 ⋅  − +   (λB + λZB 1 − λZB 2 ) ⋅ (λZB 2 − λZB 3 )    e − λZB 3 ⋅t +   (λZB 2 − λZB 3 ) ⋅ (λB + λZB 1 − λZB 3 ) 

QZBm −1(t ) = λZB 1 ⋅ λZB 2 ⋅ ... ⋅ λZBm −1 ⋅ (−1)m +1 ⋅   e − (λB + λZB 1 )⋅t  (λ + λ − λ )⋅(λ + λ − λ )⋅...⋅(λ + λ − λ ) +  B 1 ZB 2 ZBm  B ZB 1 ZB 2 B ZB 1 ZB 3  − λZB 2 ⋅t   e ⋅ + λ −λ −λ ⋅ λ −λ + ... +  ( ZB 2 B ZB 1 ) ( ZB 2 ZB 3 )⋅...⋅(λZB 2 − λZBm )     e − λZBm ⋅t  + (λZBm − λB − λZB 1 )⋅(λZBm − λZB 2 )⋅...⋅(λZBm − λZBm −1 )   

W wyniku analizy schematu systemu SWiN przedstawionego na rys. 3, opracowano model eksploatacyjno-niezawodnościowy (rys. 4).

Uszkodzenie któregoś z elementów (stacja robocza, serwer, switch) znajdujących się w gałęzi szeregowej (n = 3) struktury poλB ⋅ 1 − e − (λB + λZB 1 )⋅t  + λZB 1 ⋅ λZB 2 ⋅ ... ⋅ λZBm −1 ⋅ λZBm ⋅ woduje przejście systemu ze sta- QB (t ) = λB + λZB 1  nu pełnej zdatności RO(t) do stanu zawodności bezpieczeństwa QB(t).   e − (λB + λZB 1 )⋅t  Uszkodzenie którejś z central (m  (λB + λZB 1 )⋅(λB + λZB 1 − λZB 2 )⋅(λB + λZB 1 − λZB 3 )⋅...⋅⋅(λB + λZB 1 − λZBm −1 )(λB + λZB 1 − λZBm )  = 7), znajdujących się w gałęzi   e − λZB 2 ⋅t  równoległej struktury, powodu+ + ... +   λ − λ − λ ⋅λ ⋅(λ − λ ⋅...⋅(λ − λ (λ − λ je przejście ze stanu pełnej zdat(−1)m ⋅  ( ZB 2 B ZB 1 ) ZB 2 ZB 2 ZB 3 ) ZB 2 ZBm −1 ) ZB 2 ZBm ) ności RO(t) do stanu zagrożenia  e − λZBm −1 ⋅t  ⋅ bezpieczeństwa QZB(t). Przepro+  (λZBm −1 − λB − λZB 1 )(⋅ λZBm −1 − λZB 2 )(⋅ λZBm −1 − λZB 3 )⋅...⋅λZBm −1 ⋅(λZBm −1 − λZBm ) + wadzając analizę, można podać    e − λZBm ⋅t następujące równania Kołmogo +   rowa-Chapmana opisujące rozpa (λZBm − λB − λZB 1 )(⋅ λZBm − λZB 2 )(⋅ λZBm − λZB 3 )⋅...⋅(λZBm − λZBm −1 )⋅λZBm  trywany system: R'0(t) = − lB ⋅ R0(t) − lZB 1 ⋅ R0(t)

1   + (λB + λZB 1 )⋅λZB 2 ⋅λZB 3 ⋅...⋅λZBm −1 ⋅λZBm

 +         

     +        

Q'ZB 1(t) = lZB 1 ⋅ R0(t) − lZB 2 ⋅ QZB 1(t) Q'ZB 2(t) = lZB 2 ⋅ QZB 1(t) − lZB 3 ⋅ QZB 2(t) ...

Q'ZBm −1(t) = lZBm −1 ⋅ QZBm − 2(t) − lZBm ⋅ QZBm −1(t) Q'B(t) = lB ⋅ R0(t) + lZBm ⋅ QZBm −1(t)

6. Zakończenie

Przyjmując warunki początkowe:

R0(0) = 1

QZB 1(0) = QZB 2(0) = ... = QZBm −1(0) = QB(0) = 0

i stosując określone przekształcenia wyznaczono:

R0 (t ) = e −(λB + λZB 1 )⋅t

e −(λB + λZB 1 )⋅t − e − λZB 2 ⋅t  QZB 1(t ) = λZB 1 ⋅    λZB 2 − λB − λZB 1 

40

Otrzymane zależności pozwalają na wyznaczenie prawdopodobieństw przebywania systemu w stanach pełnej zdatności RO , zagrożenia bezpieczeństwa QZB i zawodności bezpieczeństwa QB.

Zaproponowany i zrealizowany przez autora SSWiN dla potrzeb rozległego obiektu wraz z jego systemem zarządzania i administrowania danych to dosyć trudne zadanie z punktu widzenia eksploatacyjno-niezawodnościowego. Stąd autor przedstawił model niezawodnościowo-eksploatacyjny tego złożonego systemu bezpieczeństwa wraz z równaniami dla obliczenia niezawodności RS. Problematyka dotycząca rozproszonych systemów bezpieczeństwa wraz z matematyczną analizą eksploatacyjno-niezawodnościową, była przez autora poruszana w dwumiesięczniku „Zabezpieczenia” Nr 1(47) w 2006 r. Jest to problem skomplikowany i wymagający długofalowych badań. Aktualnie są zbierane dane i z całą pewnością zostanie obliczo-

ny tzw. wskaźnik gotowości KG, ale po min. 24 miesiącach użytkowania. Trwają prace nad budową modelu eksploatacyjno-niezawodnościowego tego bardzo skomplikowanego systemu bezpieczeństwa znacznie bardziej skomplikowanego niż ten, który zaprezentowano na rys. 4. Dodatkowym utrudnieniem jest zaproponowany system nadzoru, administrowania i zarządzania danymi SSWiN przez lokalne sieci Ethernet. Nasuwają się także bardzo ostrożne wnioski: – konfiguracje tak skomplikowanych systemów bezpieczeństwa należy wykonywać po bardzo szczegółowej analizie rozległego obiektu, z uwzględnieniem wymogów logistycznych oraz niezawodnościowych i eksploatacyjnych, – zaproponowany SSWiN wymagał bardzo starannej instalacji, z uwzględnieniem kompatybilności elektromagnetycznej wraz z przemyślaną lokalizacją central oraz modułów, – niezmiernie istotną sprawą, przy tak dużym i rozproszonym SSWiN, jest dobór zasilania zarówno zasadniczego, jak i rezerwowego (wynika z bilansu energetycznego), – nowatorski system nadzoru i administrowania rozproszonego sytemu bezpieczeństwa, wraz z zabezpieczeniem danych (podany powyżej), należy do bardzo trudnych i skomplikowanych procedur informatycznych.

Bibliografia 1.

2.

3.

4.

5.

6.

7.

8.

Cole E., Krutz R. L., Conley J., Bezpieczeństwo sieci. Biblia, Helion, Gliwice 2005.

Dostalek L., Bezpieczeństwo protokołu TCP/IP. Seria: (Nie)bezpieczeństwo. Wydawnictwo Naukowe PWN 2006.

Haykin S., Systemy Telekomunikacyjne, Tom 1 i 2, Wyd. WKiŁ, Warszawa 2000.

Instrukcje i materiały firmy SATEL, Gdańsk 2011, 2012.

Karbowski M., Podstawy kryptografii, Wydanie II. Helion, Gliwice 2007.

Norma PN-EN 50131-1:2009: Systemy alarmowe – Systemy sygnalizacji włamania i napadu – Wymagania systemowe. 2009.

Rosiński A., Design of the electronic protection systems with utilization of the method of analysis of reliability structures, 19th International Conference On Systems Engineering (ICSEng 2008), Las Vegas, USA 2008.

Szulc W., Rosiński A., Systemy sygnalizacji włamania, Część 3 – Magistrale transmisyjne i metody transmisji danych, „Zabezpieczenia” Nr 4(68)/2009, Wyd. AAT, Warszawa 2009.

9.

Szulc W., Szmigiel A., Prace własne dot. Elektroniczne Systemy Bezpieczeństwa, Politechnika Warszawska, Wydział Transportu, Warszawa 2008.

10. [www.satel.pl].

11. „Zabezpieczenia” Nr 1/47 2006.

12. Szulc W., Rosiński A., Rozproszony System Bezpieczeństwa z informatyczna opcją zarządzania i administrowania, Konferencja Naukowa Cyberterorryzm, Org: WSM w Warszawie, Wyższa Szkoła Policji w Szczytnie, Warszawa 2009.

Data management aspects of an extended dispersed electronic security system Abstract: In the article the author presents important problems related to management of large electronic security systems as well as management of data significant for the correct functioning of extended dispersed systems. Additionally he designed the reliable operating model with the SSH tunnel to increase the security of computer data channels. The mathematical analysis of that model is also given. The author has done long term research to define operating indices crucial for proper functioning of elactronic security systems from the point of view of data management.

Keywords: electronic security system, internet, reliability

doc. dr inż. Waldemar Szulc Od 1965 roku pracownik naukowy Politechniki Warszawskiej na Wydziałach: Komunikacji, Elektroniki, Instytutu Transportu oraz na Wydziale Transportu. Zajmował się problematyką: Telekomunikacji, Radiokomunikacji, Radiolokacji, Podstaw Elektroniki i Elektroniki ze szczególnym uwzględnieniem układów dla potrzeb Transportu oraz Elektronicznymi Systemami Bezpieczeństwa Obiektów. Jest autorem lub współautorem ponad 10 patentów oraz autorem lub współautorem ponad 52 wdrożeń urządzeń elektronicznych dla potrzeb PKP. Jest autorem lub współautorem ponad 150 publikacji. Brał udział w ponad 35 pracach o charakterze naukowo-badawczym. Był dziekanem i prodziekanem Wydziału Informatyki Stosowanej i Technik Bezpieczeństwa w Wyższej Szkole Menedżerskiej w Warszawie. Jest autorem lub współautorem wielu unikalnych rozwiązań z dziedziny Bezpieczeństwa Obiektów o charakterze specjalnym. Współautor koncepcji, zaprojektowania i uruchomienia Zespołu Laboratorium Systemów Bezpieczeństwa w Wyższej Szkole Menedżerskiej w Warszawie. e-mail: waldemar.szulc@mac.edu.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

41

Nauka

Force-measurement based tool-workpiece contact detection in micromilling Bogdan Broel-Plater*, Marcin Matuszak**, Paweł Waszczuk* *Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology **Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology

1. Introduction

monitoring is need of burr removal from tool before application of this method. Burrs attached to milling tool can cause current flow before real tool-workpiece contact.

Another method is based on vibration signals [5]. Vibrations can be measured by accelerometers attached to machine spindle or workpiece. Monitoring of changes in power spectral characteristics of the vibration signal allows to detect tool-workpiece contact. Method based on vibration signal is sensitive on tool condition. Better results can be achieved with worn tool than with new tool.

Acoustic emission (AE) signals usage for tool-workpiece contact detection is presented in [6, 7]. AE gives best and most repetitive results. Main disadvantage of this method is cost of acoustic emission sensor and need of attaching sensor to the workpiece.

Every of listed methods requires attaching additional sensors to machine or workpiece (accelerations, voltage measurement, acoustic emission) or is relatively expensive (acoustic emission).

1.1. Micromilling process

2. Experiment setup

Abstract: Due to a very small tool dimensions in micromilling process finding contact of tool and workpiece is difficult. Observation of tool and its position in a relation to workpiece is only possible with a microscope. Cutting forces signals exploitation is proposed for tool-workpiece contact detection. Cutting forces were not used before for detecting contact of tool and workpiece. This paper presents results of cutting forces measurement occurring during toll-workpiece contact. Method of cutting forces signal processing that gives possibility of automatic tool-workpiece contact detection is shown. Current analysis was made off-line and obtained results will be used for further on-line tool-workpiece contact detection.

Conclusions and further research plans arising from performed experiments are presented.

Keywords: micromilling, tool-workpiece contact detection, cutting forces, signal processing

Micromilling process differs from milling in macro scale in several aspects. Milling can be considered as micromilling when tool diameter is smaller than 0.5 mm. Small tool diameter implies high rotational speed of spindle which can be greater than 100 000 RPM [1, 2]. Cutting forces are also different than in classical milling [3]. Moreover, amplitude of cutting forces can be very low (less than 1 N) [1, 3].

1.2. Tool-workpiece contact detection Information about tool location according to workpiece is crucial for performing correct micromachining process.

Workpiece prepared for micromilling process can have different dimensions after previous machining operations. There is a need of finding “zero” point of workpiece surface in tool axial direction (Z). Zero point is usually specified as point of toll and workpiece contact.

There are different methods of detecting tool-workpiece contact in micromilling process. The easiest but most time consuming and most demanding for machine operator is finding contact by observation of the rotating tool which is slowly moved toward the workpiece. Due to very small tool dimensions this method requires usage of microscope for tool observation.

There are some known methods for automatic detection of tool-workpiece contact. In [4] there is a proposition of technique based on on-line tool-workpiece voltage monitoring. Main disadvantage of the method based on voltage

42

Experiment was performed on prototype three-axial micromilling machine SNTM-CM-ZUT-1 (fig. 1) which was build in Mechatronics Centre of West Pomeranian University of Technology.

Block diagram of tool-workpiece contact detection system is shown in fig. 2.

Micromilling machine is equipped with three-axial Kistler 9256C1 dynamometer that was used for cutting forces measurement. Dynamometer was connected to Kistler 5070 charge amplifier. National Instruments CompactRIO with

Fig. 1. View of micromilling machine Rys. 1. Mikroobrabiarka SNTM-CM-ZUT-1

3. Data processing The most adequate signal for analysis is axial force (Fz).

Due to high noises in cutting force signal, data processing based on signal amplitude (e.g. RMS value) is not proper for tool-workpiece contact detection.

Specified tool rotational speed correspond excitation frequency that depends on number of cutting blades and tool rotational speed. Excitation frequency is calculated from the following formula: f ex =

Fig. 2. Block diagram of tool-workpiece contact detection system Rys. 2. Schemat blokowy systemu wykrywania kontaktu narzędzia z przedmiorem obrabianym

n z 60

(1)

where: n – rotational speed [RPM], z – number of cutting blades.

For rotational speed of 15 000 RPM and 21 000 RPM excitation frequencies are respectively 500 Hz and 700 Hz. Finding excitation frequency in cutting force signal gives possibility of tool-workpiece contact detection.

fa =

mf s

N

(2)

where: fa – analyzed frequency, fs – sampling rate, m – bin number, N – number of time samples (number of frequency samples).

For every subsequent 1024 cutting force signal samples Fast Fourier transform is calculated.

N −1

Fig. 3. Schematic view of micromilling machine Rys. 3. Schemat mikroobrabiarki

NI 9234 modules was used for cutting force signal acquisition. Sampling frequency during signal acquisition was set to 51 200 Hz. Off-line signal processing was performed by National Instruments LabVIEW software. Tool was optically observed during experiment with Keyence VHX-600ESO microscope.

Experiment was performed for two different tools: Kyocera 2FESM005-010-04 (diameter 0.5 mm) and Microcut 82005 (diameter 0.127 mm). To verify versatility of method of tool-workpiece contact detection experiment was performed for two different rotational speed (15 000 RPM and 21 000 RPM).

Schematic view of micromilling machine is shown in fig. 3. Dynamometer is attached vertically to the micromilling machine. On the dynamometer was mounted workpiece made of 18G2 carbon steel. Before tool-workpiece contact detection procedure workpiece was milled with 2 mm diameter tool to ensure low surface roughness.

View of dynamometer with workpiece, cutting tool and microscope lens is shown in fig. 4.

Tool was moved towards the workpiece in 0.5 μm steps at speed of 1 mm/s. When tool-workpiece contact was observed on microscope tool movement was stopped.

X (ω k ) = ∑ x (tn ) e − jω k tn k = 0, 1, 2, …, N – 1

(3)

n=0

N −1

∑ f ( n) = f (0) + f (1) + … + f ( N − 1)

(4) n=0

where: (tn) – input signal amplitude at time tn, tn = nT – n-th sampling instant, n an integer ≥ 0, X(wk) – spectrum of X , at frequency wk, wk – k -th frequency sample, N – number of time samples (number of frequency samples).

Fig. 4. View of dynamometer with workpiece, cutting tool and microscope Rys. 4. Umiejscowienie siłomierza, przedmiotu obrabianego, narzędzia oraz mikroskopu Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

43

Nauka

Tool-workpiece contact detection method bases on comparing currently obtained excitation frequency amplitude with averaged excitation frequency amplitude before milling.

In the first step a reference value is created by obtaining and averaging some amount of samples packages (1024) recorded at the beginning of milling, when there is certainty, that cutting tool is outside the workpiece.

In the next step there is performed a comparison of every subsequent pack of acquired signal with the reference value. Basing on analysis there were made an special indicator showing the ratio of cutting forces signals for every next pack of 1024 samples. Large indicator’s value means the better recognition of tool-workpiece contact. In addition to prevent spectral leakage there were used a simple averaging of two corresponding excitation frequencies.

3. Experiment results Surface topography after tool workpiece contact was measured with Polytec MSA-500 Micro System Analyzer. Surface topography after tool-workpiece contact for 0.5 mm tool diameter and rotational speed of 15 000 RPM is shown in fig. 5. Due to large surface roughness trace left by tool is barely visible.

Surface topography after tool-workpiece contact for 0.5 mm tool diameter and rotational speed of 21 000 RPM is shown in fig. 6. Surface roughness is lower than in fig. 5. and trace left by tool is visible.

Cutting force signal in axial direction (Z) for 0.5 mm tool diameter and rotational speed of 15 000 RPM is shown in fig. 7. Excitation frequency amplitude in time domain is shown in fig. 8.

As can be observed in fig. 7 cutting force signal without signal processing does not give information about toolworkpiece contact. Proposed signal processing method

Fig. 7. Cutting force signal for speed of 15 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 7. Zarejestrowane siły skrawania dla narzędzia o średnicy 0,5 mm przy 15 000 obr./min Fig. 5. Surface topography after tool-workpiece contact for speed of 15 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 5. Zdjęcie powierzchni przedmiotu obrabianego po kontakcie z narzędziem o średnicy 0,5 mm przy 15 000 obr./min

Fig. 8. Excitation frequency amplitude for speed of 15 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 8. Przebieg stworzonego wskaźnika dla narzędzia o średnicy 0,5 mm przy 15 000 obr./min

Fig. 6. Surface topography after tool-workpiece contact for speed of 21 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 6. Zdjęcie powierzchni przedmiotu obrabianego po kontakcie z narzędziem o średnicy 0,5 mm przy 21 000 obr./min

44

Fig. 9. Cutting force signal for speed of 21 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 9. Zarejestrowane siły skrawania dla narzędzia o średnicy 0,5 mm przy 21 000 obr./min

Fig. 10. Excitation frequency amplitude for speed of 21 000 RPM and 0.5 mm tool diameter Rys. 10. Przebieg stworzonego wskaźnika dla narzędzia o średnicy 0,5 mm przy 21 000 obr./min

Fig. 13. Cutting force signal for speed of 15 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 13. Zarejestrowane siły skrawania dla narzędzia o średnicy 0,127 mm przy 15 000 obr./min

Fig. 14. Excitation frequency amplitude for speed of 15 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 14. Przebieg stworzonego wskaźnika dla narzędzia o średnicy 0,127 mm przy 15 000 obr./min

Fig. 11. Surface topography after tool-workpiece contact for speed of 15 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 11. Zdjęcie powierzchni przedmiotu obrabianego po kontakcie z narzędziem o średnicy 0,127 mm przy 15 000 obr./min

Fig. 15. Cutting force signal for speed of 21 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 15. Zarejestrowane siły skrawania dla narzędzia o średnicy 0,127 mm przy 21 000 obr./min

Fig. 12. Surface topography after tool-workpiece contact for speed of 21 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 12. Zdjęcie powierzchni przedmiotu obrabianego po kontakcie z narzędziem o średnicy 0,127 mm przy 21 000 obr./min

Fig. 16. Excitation frequency amplitude for speed of 21 000 RPM and 0.127 mm tool diameter Rys. 16. Przebieg stworzonego wskaźnika dla narzędzia o średnicy 0,127 mm przy 21 000 obr./min

(fig. 8) gives reliable information about moment of toolworkpiece contact.

Cutting force signal in axial direction (Z) for 0.5 mm tool diameter and rotational speed of 21 000 RPM is

shown in fig. 9. Excitation frequency amplitude in time domain is shown in fig. 10.

Fig. 11–16 shows the same measurements and signals as fig. 5–10 for tool of 0.127 mm diameter, respectively.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

45

Nauka

4. Summary Tool rotational speed do not have significant impact for obtained cutting force signal and for tool-workpiece contact detection.

Quality of surface with which contact is detected can be considered as important factor that could have influence on obtained results. Surface topology measurements (fig. 5, 6, 11) shown that surface roughness is comparable to tool-workpiece contact overshoot.

Results obtained by proposed method of tool-workpiece contact detection based on FFT and amplitude of excitation frequency can give possibility of on-line tool workpiece contact detection. Crucial factor in usage of proposed technique is setting up appropriate threshold level that will ensure right method reliability. Main advantage of the method is noise resistance, as reference signal amplitude value is used noised force signal recorded before machining.

In further work proposed technique will be used for on line tool-workpiece contact detection. There is also possibility of acceleration signal usage for tool-workpiece contact detection.

Acknowledgements The work is financed by development grant N R03 0050 06/2009.

mold and surface generation of vertical side walls in micromachining, “CIRP Annals – Manufacturing Technology”, Vol. 57, 2008, Issue 1, 109–112.

Wykrywanie kontaktu narzędzia z przedmiotem obrabianym w mikrofrezowaniu z wykorzystaniem sił skrawania Streszczenie: Z uwagi na małe wymiary narzędzia wykorzystywanego podczas procesu mikroobróbki znajdowanie kontaktu frezu z materiałem obrabianym jest relatywnie trudnym zadaniem.

Obserwacja narzędzia i jego pozycji w stosunku do obrabianego przedmiotu jest możliwa jedynie z wykorzystaniem mikroskopu.

W artykule zaproponowano wykorzystanie, nigdy wcześniej nie stosowanych dla tych celów, sił skrawania do określenia kontaktu narzędzia z przedmiotem. Dodatkowo opisano wyniki pomiarów oraz zaimplementowane sposoby przetwarzania sygnału, dające możliwość automatycznego wykrycia kontaktu. Przeprowadzone analizy zostały wykonane off-line, ich wyniki posłużą do przyszłej implementacji algorytmu w trybie on-line. W artykule zaprezentowano również wnioski płynące z badań oraz plany przyszłych eksperymentów.

Słowa kluczowe: mikroobróbka, kontakt narzędzia z materiałem obrabianym, siły skrawania, przetwarzanie sygnału

Bogdan Broel-Plater, PhD

Bibliography 1. Chae J., Park S.S., Freiheit T., Investigation of microcutting operations, “International Journal of Machine Tools and Manufacture”, Vol. 46, 2011, Issues 3–4, 313–332.

2. Wang Jinsheng, Gong Yadong, Abba Gabriel, Antoine Jean Francois, Shi Jiashun, Chip formation analysis in micromilling operation, “The International Journal of Advanced Manufacturing Technology”, Vol. 45, 2009, Numbers 5–6, 430–447.

3. Liu X., DeVor R.E., Kapoor S.G., Ehmann K.F., The Mechanics of Machining at the Microscale: Assessment of the Current State of the Science, “Journal of Manufacturing Science and Engineering”, Vol. 126, 2004, Issue 4, 666–678.

4. Popov K., Dimov S., Ivanov A., Pham D.T., Gandarias E., New tool-workpiece setting up technology for micro-milling, “The International Journal of Advanced Manufacturing Technology”, Vol. 47, 2010, Numbers 1–4, 21–27.

5. Kumar Mukund, Dotson Kavi, Melkote Shreyes N., An experimental technique to detect tool–workpiece contact in micromilling, “Journal of Manufacturing Processes”, Vol. 12, 2010, Issue 2, 99–105.

6. Min S., Lidde J., Raue N., Dornfel D., Acoustic emission based tool contact detection for ultra-precision machining, “CIRP Annals - Manufacturing Technology”, Vol. 60, 2011, Issue 1, 141–144.

7. Min S., Sangermann H., Mertens C., Dornfeld D., A study on initial contact detection for precision micro-

46

Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology Szczecin. The main fields of his interest are: controlling algorithms used in PLCs, fuzzy logic, controlling algorithms in digital servodrives and automation of plastic processing. e-mail: bbp@zut.edu.pl

Paweł Waszczuk, MSc Eng. Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology Szczecin. PhD student, the main fields of his interest are: digital signal processing, diagnostics in milling and micromilling process and digital servodrives. e-mail: pawel.waszczuk@zut.edu.pl

Marcin Matuszak, MSc Eng. Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology Szczecin. PhD student, the main fields of his interest are: cutting forces and dynamics of micromilling process. e-mail: marcin.matuszak@zut.edu.pl

Extended diagnostics system for AS-interface networks Piotr Michalski, Jerzy Świder Faculty of Mechanical Engineering, The Silesian University of Technology

Fieldbus

Graphic display

Diagnosis

Host Layer:

Host interfaces such as: DeviceNet, Ethernet, Interbus, Profibus, CC-Link, Modbus, ect.

Display driver

RS232 - driver

General

Known applications functions

Duplicate address detection

Overvoltage detector

Noise detector

Earth fault detector

Safety: diagnostics string

List of Safe slaves

Master Layer:

Warning and availability

The Actuator Sensor Interface (AS-i) protocol [2–6] was created in Germany in 1994 by a consortium of factory automation suppliers. Originally developed to be a low-cost method for addressing discrete sensors in factory automation applications, AS-i has since gained acceptance in process industries due to its high power capability, simplicity of installation and operation, and low cost adder for devices.

Each AS-i segment can network up to 31 devices. This provides for 124 inputs and 124 outputs, giving a maximum capacity of 248 I/O per network on a v2.0 segment. The AS-i v2.1 specification doubles this to 62 devices per segment, providing 248 inputs and 186 outputs for a total network capacity of 434 I/O points. Both signal and power are carried on two wires. The newest supported version is v3.0 which consist of new group of field devices and provide new possibilities. Those new control units (AS-i masters or gateways) are ready to support very helpful maintenance functions such as detection of earth fault, duplicate address and historical view of noises. The oldest versions of networks (v2.0 and 2.1) doesn’t support those important functions. During the research work based on the laboratory prepared AS-i network segment, implemented in Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems, Laboratory of Sensors and Industrial Networks the authors of the paper provide the concept of maintenance the AS-i network during the time when machine is not under the operation condition.

New concept is based on external control unit with AS-i maser v3.0, which has to be connected to the network segments during the diagnostic time. Technically, the new master has been extended beyond the three typical layers as defined by the user organization for each AS-i – master (fig. 1). It goes without saying that these extensions neither violate the specification nor nullify parts of it [8].

On the lowest level, the Bus interfaces, all bus telegrams are generated as analog signals, incoming signals are detected and checked for possible errors. That’s standard.

A new feature on this layer is the additional surveillance of telegrams on the bus, which recognizes duplicate addresses, earth faults, EMC-disturbances, and strong common mode disturbances and relays them upwards.

The Master Layer, which works on top of the bus interface, primarily executes all the master functions

(C.S.2.11) Analyser functions

1. Introduction

2. The new master unit

Extended functions

Keywords: industrial networks, diagnostic, troubleshooting, AS-interface, Profibus DP

This concept based on external control unit which has to be connected to the network segments during the diagnostic time. Thanks to this, those new functions can be reach.

Standard functions

Abstract: When troubleshooting a communications system (such as machines controlled by industrial networks) under or not the operation conditions, engineers or technicians try to use some standard format to come to a quicker solution. Industrial communications system do not always follow the tried and tested rules [1], which previously worked with hardwired inputs and outputs. There are some new methods [7, 9, 10], helps to reach the solution, but sometimes there is no possibility to recognize and eliminate problems under the operation conditions, without changing the main control unit for new one or temporary switching existing network segment to external control unit. The paper shows some samples of troubleshooting a communications system of a complex machine controlled by AS-i industrial network, which should to be done not under operation conditions. Also the basis of extended diagnostic system helping with detection of: earth fault, duplicate address and noise has been described.

New applications functions

Bus interfaces:

Telegram generation and detection, error detection, new monitoring functions

Segment of the AS-interface network Fig. 1. Functions of the master: The functions of the AS-i standard and the already introduced, and the new application functions [8] Rys. 1. Funkcje mastera sieci AS-interface: standardowe, nowe już przedstawione oraz całkowicie nowe [8] Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

47

Nauka

power supply unit has to be switched for a power supply from the external unit case. Also if the diagnosed network segment consist of safety I/O modules we are able to connect this segment to the master with safety integrated functions (2).

2.2. The new application functions

Fig. 2. External unit – build-in aluminium industrial case – ready for diagnosis in field Rys. 2. Zewnętrzna jednostka zabudowana w aluminiowej walizce – przystosowana do diagnostyki w terenie

as set down by the general specification (C.S.2.11), as well as the already introduced application functions of Bihl+Wiedemann company: the “Analyser functions” (configuration, diagnosis, error statistics, error treatment, display of the list of periphery errors, treatment of slave malfunctions), the reading or conscious setting of actual periphery data without the host, the logging of warning and readiness messages, as well as the listing of safe slaves and the analysis of causes for a stop in Safety at Work applications. Here, the error statistics is based on the telegram control functions within the bus interface. A new application function is the treatment of the mentioned information for the surveillance of the bus physics. It edits all these data in such a way that they can be provided to the user according to his or her wish.

The highest level, the Host Layer, optionally now provides a diagnosis interface with an RS-232 socket, in addition to the interface to different hosts (gateways to higher bus systems) and to the graphical display. As all three possibilities access the master layer, identical information can not only (as was already possible up to now) be provided via the higher fieldbus and via the display on the unit, but it can now also be read via the RS-232 socket directly to a PC. Thus, comfortable options for displaying and documentation are available on-site via PC. During the diagnosis of the network having to work with different buses we can – in spite of differences in the buses – always use the same master functions and the same method of diagnosis.

2.1. Master switching procedure

The external control unit, shown on the figure 2, consist of AS-i maser v3.0 (1), AS-i power supply (3), AS-i tuner and terminator (4), AS-i Safety monitor with build-in master v3.0 (2) and some I/O modules useful on testes. During the diagnostic time the unit has to be connected to the network segment instead of existing AS-i master in v2.0 or v2.11. Because of the master switching procedure the machine mast to be not under the operation conditions and the power supply has to be switch off.

The external diagnostic unit is ready to supply the AS-i voltage, so if there will be such a need also the existing

48

Thanks to new master connected to the network segment, we are able to support four new application functions: the duplicate address detector, earth fault detector, noise detector and overvoltage detector.

In recognizing duplicate addresses, the new master solves an old, irritating problem: Due to the system specification, it has usually been difficult in practice to reliably recognize the assignment of one address to two slaves. The master now identifies this case and issues a corresponding error message. Meanwhile, it sets the flag “configuration error”, so that the higher PC will be informed and can react accordingly. The user does not have to fear a system deficiency anymore [1, 4, 8].

Our master also contains an earth fault detector, which so far has only been sold either as a stand-alone component of the net or as the supplement to a power supply.

An accidental earth fault in the network causes the system to be more vulnerable against electro-magnetic disturbances; a double earth fault might trigger a stepping error in special circumstances. Therefore, an earth fault detector has been recommended for critical applications for a long time. It detects already the first earth fault and thus hedges the system. If the earth fault detector, as in the case of the our external device, is implemented in the master, it has the “direct line” to the controller, which can process its signal immediately. The default setting releases a diagnostic signal is in the higher fieldbus. According to the application-specific settings, an alarm, an immediate stop of the application, or a systematic shutdown of the application can be triggered. Alternatively, an instant transition to the offline phase can be forced directly on the master layer [1, 8].

The third new function is the noise detector. It continually checks the analogue signal on the bus line and detects disturbances (noise) in the pause time of the signal if they exceed a certain level. In that manner emerging problems can be covered in a state in which telegram repetitions do not yet occur. Critical situations can thus be analyzed more easily, such as disturbances that are cyclically linked to the course of a process, e.g. the activation of a motor.

The over voltage detector has a similar function; it recognizes severe common mode oscillations on the AS-i line, which sometimes disturb externally connected sensors. The design of AS-i as an earth free system may in fact sometimes lead to a highly fluctuating potential, which affects both conductors of a cable in the same manner. Due to the high common mode rejection, this will not trigger an error in the bus communication; however, a sensor (e.g. an inductive sensing device with low current consumption) may generate a short erroneous signal if it is not specifically protected. Although this happens very seldom and in extreme cases only (e.g. when fabricating PET-bottles) where other system will fail completely, this case cannot easy to be identified by other means. The transmission via AS-i remains technically correct, but the sensor signal is tempo-

rarily wrong. The overvoltage detector registers this danger which can then be similarly treated as EMC disturbances. In both cases the disturbances can be issued acutely or as a sum signal over the run time of the master [8].

All of those new functions are available also via the RS-232 communication port, so this external unit is prepare to become a part of more powerful diagnostic unit.

Because of that possibility authors start-up the research investigation with IPC and touch panel supported by industrial network interfaces.

3. Sample implementation 3.1. Case description

Company “X” is one of the European market leaders in the field of paving stones. The production process, based on big concrete aggregates evokes the necessity of using industrial networks such as: Profibus and AS-interface. There are 7 SIEMENS S7-300 and S7-400 PLC’s attending the system. All the PLCs are networked via Profibus. One aggregate has 9 AS-interface masters and each has the individual node number in the Profibus network (all of them are the Profibus gateways). One of the sub-networks responsible for palletizing the end product showed malfunction, and immediately stopped the machine. After two days of unsuccessful investigation Company “X” asked The University for help in service and maintenance of the network.

was completed. As a result of the latter, the user was given the following information: 25 rules were accepted for the reasoning process, in which 4 rules rendered a perfect match in both reasons, rule 1 was half a match but the logical conjunction were “OR” type, so finally, 5 conclusions were derived.

It is important to mention that the creation of a new states features vector of the diagnosed system took about 15 min. The reasoning process was completed in 2 s, which can be omitted in the calculation time. Thus, such form of non destructive diagnostics is very fast (especially if compared with the two days which the customer wasted looking for the reason of the malfunction).

The conclusions from the reasoning process showed possible reasons of problems, such as excessive cables, and malfunction of the sensors connected to the module with the highest transmission factor WT. Both conclusions were correct. In the control cabinet, excessive AS-interface flat cable was found, and one of the 4 sensors connected to the I/O module with the highest WT had a broken head (still, power was supplied). The detected reasons of the malfunction are shown in fig. 3 and 4.

The status of the network during the service is shown in fig. 5 – the reference measurement and the measurement taken after the removal of the flat and the measurement

3.2. Before and during the service visit

Before the service visit, the maintenance engineer was asked to open the internet link to the SUFINED system, login as a new user, create a new states feature vector (SFV) and answer as many question as he could. On the grounds of this knowledge (description of the environment) the authors of the paper could prepare well for the service visit.

During the visit the gaps in the SFV were filled and the whole vector checked once again. In accordance with the proposed scenario of the network-machine oriented diagnostics, appropriate measurements, calculations and inference were carried out: – At first, the reference measurement (with the use of the analyzer), in near-by the area of the control cabinet. The number of detected modules was precise, and also their types and assigned addresses in the AS-interface network.

The transmission factor was calculated (WT = 5.98 %) and the need of maintenance indicated.

– The reasoning process based on the inputted data was completed.

– The environment of the module with the highest WT was checked.

– The mistakes and malfunctions were localized and eliminated.

– The final measurement for a final report carried out. The transmission factor was calculated (WT = 0.12 %) and there was no indication of the need of maintenance.

Fig. 3. Internal view of the control cabinet – excessive AS-interface flat cable Rys. 3. Widok wnętrza szafy sterującej – nadmiarowe przewody magistrali sieci AS-interface

3.3. Working with SUFINED system

During the service visit, the states feature vector (SFV) was created, basing on the knowledge about the machine, network, and measured parameters such as transmission factor WT. Next, the reasoning process based on SFV

Fig. 4. Broken inductive proximity switch Rys. 4. Uszkodzony czujnik indukcyjny Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

49

Nauka

minator for the network that can offer assistance in case of excessive cable length. After the terminator has been used, the network worked perfectly, and the transmission factor is equal to 0.12 %. Finally, the malfunctions ware finally removed.

4. Conclusions

Fig. 5. Online status overview tabs of AS-i analyzer software. The reference measurement, and the measurement after the removal of the cable Rys. 5. Okna programu diagnostycznego: pomiar referencyjny oraz po usunięciu przewodu nadmiarowego

taken after the exchange of the broken inductive proximity switch, and the final measurement.

After the replacement of the broken inductive proximity switch some of the data packages were still lost, and the transmission factor was equal to 0.21 %. There was no permanent error in the network, only some warnings.

One of the conclusions from the reasoning process indicates a possible need of using special devices, such as: a ter-

The general construction of the master, such as illustrated in fig. 1, persists. Bus-interface and master layer are the basis for the entire master family, which again comprises about a dozen different gateways. This core, which is always the same, is accessed from outside. The main functions of AS-i still have the – also temporal – absolute priority over all other functions. The master therefore remains interoperable with all other components that fulfill the general specification. This also means that all central features, such as the self-configuration of the master or the “auto addressing” of a substituted slave, remain operational. For the user who only wants to connect an executable system, AS-i remains as easy as before. All additional functions have a lower priority from the purely technical point of view. They influence neither the cycle time nor the communication to the host. This may completely change from the point of view of a user as soon as he wishes to have more information on an application or if it does not run immaculately from the start. Then all the application functions described in this article will have a high priority to the user, as they are suitable to issue a very complete diagnosis of the network and to identify errors quickly. In addition, the user receives this information on the spot.

The discussed concept of diagnostics and troubleshooting of industrial networks is a challenging task which may be successfully accomplished, only if faced with industrial reality. However the system already provide a good support for the diagnostics of machines supported by AS-i networks. In the next step we wish to implement all diagnostic algorithms into the touch panel IPC equipped in to three industrial networks masters (AS-i, Profibus, CANOpen). The research starts already and promise themselves well.

Bibliography

Fig. 6. Online status overview tabs of AS-i analyzer software – the measurement after the exchange of the broken inductive proximity switch – the final measurement Rys. 6. Okno programu diagnostycznego: pomiar końcowy po wymianie uszkodzonego czujnika indukcyjnego

50

1. Mackay S., Park J., Reynders D., Practical troubleshooting and problem solving of industrial data communications, IDC Technologies, Austin, Texas 2000.

2. Bauder F., Christiani P., Grudke D., Hopp H., AS-Interface Safety at Work. Safety in Automation, introduction and application examples, AS-Internaional Association, Henrich Druck + Medien GmbH, Schweinfurt 2004.

3. Becker R., Intelligence in the network. The info guide for new and experienced users, AS-Internaional Association, Gelnausen, 2000.

4. Becker R., Müller B., Schiff A., Schinke T., Walker H., AS-Interface The automation Solution. A compilation of a technology, funcionality and applications, AS-Internaional Association, WEPPERT GmbH & Co., Schweinfurt 2002.

5. Bryant M., US Brochure – Technical Overview, ASInterface Trade Organization USA, Scottsdale, 2000.

6. Dolderer P., Teichmann R., Padelt M., Bollian O., Hussong W., Thormann W., EMC The easy way – Pocket Guide, ZVEI, Frakfurt 2004.

7. Michalski P., Świder J., Support of the AS-interface networks diagnostic process with artificial intelligence adaptation, BINDT 2009, Doublin, Ireland 2009.

8. Wiedeman J., New Masters in Stainless Steel: Problem duplicate addresses has been solved, Bihl+Wiedeman internet article, Germany 2009.

9. Zolkiewski S., Modelling of dynamical systems in transportation using the Modyfit application. “Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering” Vol. 28, Issue 1, May 2008, 71–74.

10. Świder J., Hetmańczyk M., The visualization of discrete sequential systems, “Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering”, Vol. 34, Issue 2, 2009, 196–2003.

Rozszerzony system diagnostyczny sieci AS-interface Streszczenie: Współczesne realia rynku wymuszają wzrost konkurencyjności oferowanych systemów sterowania. Firmy w celu podniesienia wartości swojej marki w sposób ciągły obniżają koszty produkcji jednocześnie starając się o podniesienie jakości, estetyki oraz wytrzymałości produkowanych komponentów. Osiągnięcie tak postawionych celów wydaje się być niemożliwe bez wprowadzenia systemów automatyki odpowiedzialnych za prawidłowy przebieg procesu produkcyjnego. Systemy te stają się coraz bardziej złożone, a ich topologie coraz bardziej rozproszone. Wymiana informacji procesowych pomiędzy poszczególnymi modułami procesowymi wymaga zastosowania technologii komunikacyjnych sieci przemysłowych. Najczęściej stosowanymi standardami sieciowymi na rynku europejskim są sieci oparte o protokoły Profibus DP oraz AS-interface. Autorzy publikacji przedstawiają metodę skutecznej diagnostyki ukierunkowanej na prawidłowe działanie sieci przemysłowej (ze szcze-

gólnym uwzględnieniem zagadnienia transmisji danych). Przedstawiają nowe metody, które umożliwiają rozpoznanie i szybką eliminację przyczyn stanów awaryjnych w maszynach kompleksowo sterowanych urządzeniami sieci AS-interfejs.

Słowa kluczowe: Sieci przemysłowe, diagnostyka, usuwanie problemów, transmisja danych, AS-interface, Profibus DP

Piotr Michalski, PhD He received the PhD degree in 2008 from the Silesian University of Technology. He is actually a head of the Laboratory of Sensors and Industrial Networks in the Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems. His scientific interests are mechatronics, processes automation, robotics and CAD/CAM systems. He is the author of numerous home and international publications in the field of mechanics, mechatronics, machine diagnostic oriented to detail of proper function of industrial networks. e-mail: piotr.michalski@polsl.pl Prof. Jerzy Świder, PhD, DSc (Eng.) He received an PhD degree in 1981 from the Silesian University of Technology, DSc degree in 1992 and became a full professor in 2000. He is actually a head of the Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems and director of the Congress – Education Center.

His scientific interests are mechanics, mechatronics, processes automation, robotics and CAD/CAM systems. He is the author of numerous home and international publications in the field of robotics, mechanics, mechatronics, machine design and operation. e-mail: jerzy.swider@polsl.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

51

Nauka

Concept of tool condition diagnostic system for micromachining Bogdan Broel-Plater*, Krzysztof Jaroszewski*, Artur Kobyłkiewicz*, Marcin Matuszak**, Paweł Waszczuk* *Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology, Szczecin **Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology, Szczecin

Abstract: The paper shortly describes newly designed and realized machine for micromilling, under research/development grant N R03 0050 06 / 2009. First assumptions due to diagnostic system for that machine, as well as preliminary results of recorded signals, which have been the basis for diagnostic system conclusion, are presented. The final remarks about quality of diagnostic system are concluded in last part of the article.

Keywords: micromachining, diagnostics, FFT

1. Introduction Problems occurring under operation of milling machines are quite well recognized and solutions for most of them are also rather known, still issues connected with machines for micromilling operations are under investigation process in many research centres. The differences between machining and micromachining are especially related to rotational speed of tool, linear velocity and distances of drives moving the tool in 3-D space and of course expected precision of machining [1–3]. Small feed per tool tooth which is comparable to cutting edge radius leads to differences in chip formation [2–4]. Such differences involve the differences in observed values of forces and accelerations on the machined object and on the machine spindle and base [1, 5]. Moreover the tools used during micromilling processes are much more susceptible for damage, especially in resting state and in case of leading cutting process with adjusted not proper parameters [6].

Taking into consideration lack of knowledge in micromilling topics, expectations of high machining precision and cost of operation diagnostic system for such micromilling machine seems to be even much more necessary then in the case of the common milling machine. For the micromilling machine first assumptions about diagnostically important signals were made on the basis of the knowledge in the subject of the classical milling machines. In aim of leading diagnostic tests the acceleration were measured in three axes: on the workpiece, on the machine spindle as well as forces on the object and sounds. Multicomponent dynamometer Kistler 9256C1 with measuring range up to 250 N is used for force measure. PCB Piezotronics model 352B10 sensors with sensitivity equal 1.02 mV/(m/s²) ±10 %, measure range ±4905 m/s² pk are used for acceleration measure.

52

Sound is measured via G.R.A.S. Sound & Vibration model 46AE microphones.

The paper presents first steps of designing diagnostic issue. The first paragraph provides brief information about the machine. Deliberation on parameters of measured signals and their transformation for usage in diagnostic procedure is presented in the second paragraph. In the next subparagraphs graphs illustrating the chosen measured signals and their Fast Fourier Transformation will be presented. Based on this figures, especially presenting FFT graphs drown conclusions for diagnostic system will be stated in the following paragraphs. Finally assumptions and observations will be compered, and remarks given.

2. The machine for micromilling Machine named SNTM-CM-ZUT-1, on which the researches are conducted, were built, as it was mentioned, under works of development grant. During the international fair Innovations Technology Machines which held in Poznan in June 2011 describing machine was awarded a gold medal.

Photography of the machine is showed at fig. 1.

The machine consists of the base made of granite, shaped due to individual project. The spindle is driven

by Sycotec 4015 DC servomotor, that enable for achieve the rotary velocity up to 100 000 rpm, and max torque value 0.04 Nm. The object is oriented perpendicular with

Fig. 1. The SNTM-CM-ZUT-1 micromilling machine Rys. 1. Mikrofrezarka SNTM-CM-ZUT-1

reference to the base and the operations are conducted in vertical and horizontal orientation. The depth of operation is obtained in line with the base.

The linear movements of the spindle in the 3-D space allow more three linear Aerotech brushless servomotors: ANT95-50-L-Z (axis Y), ANT95-50-L (axis X) and ANT130-110-L (axis Z). The linear motion drives enable for minimal distance with the resolution of 1 nm, with accuracy ±4 μm, and linear velocity of motion in the range up to 350 mm/s. Machine described above allows conducting micromilling process with precision on the level up to 1 nm, with accuracy ±3.0 μm.

Fig. 3. Schematic view of micromilling machine Rys. 3. Schematyczny widok mikrofrezarki

Fig. 2. The microtooling machine under operation Rys. 2. Mikrofrezarka podczas pracy

Whole control system is combined with three dependent each other units: Aerotech, Sycotec controllers for drives and National Instruments CompactRIO control system for collecting measured signals, implementing diagnostic procedures and leading all overriding control algorithms. As it was mentioned CompactRIO system via 4, 4 channels, analogue input modules 9234 allow to measure signals in 3 axes of acceleration on spindle and workpiece, cutting forces on the workpiece and, what is more, sound via 2 microphones.

Schematic view of micromilling machine with sensors directions and their locations is presented at fig. 3.

Due to grant assumptions for such realized machine with pointed measure points the diagnostic procedures were analysed.

For that reason Fast Furier Transformation was chosen as the useful source of information. Of course the quality of obtained spectrum depends very hard on the spread of the window (quantity of samples) taken under calculation.

Moreover, using additional operation on that window may provide better results. For that reason many windows were tested. The next two figures (fig. 5 & 6) present FFT operation preceded by using different MATLAB windows.

The graphs reflect recorded signal with parameters: spindle rotary velocity 38 400 rpm, moved in all axis X, Y and Z; 51 200 samples per minute. The graphs present resultant acceleration calculated as a 3-D vector. Moreover the bound of presented frequency is limited to show only first 3 component of the signal. The FFT was calculated with 8192 samples. As it is well seen at that figures applying additional window operation inserts changes in FFT waveforms.

As it was assumed by authors the most important information is in bands spectrum connected with basic 1st, 2nd and 3rd harmonic, eventually in bands near the firstly mentioned bands. The bands zones near 1st harmonic (640 Hz) for each window operation are presented at fig. 7 and fig. 8.

Taking that assumption into consideration and analysis of window operation in in the next analysis steps additional Taylor window would be used. Such window, as one of the

3. Signal analysis The first step of signal analysis determined the useful parameters of that signals. Initially only acceleration signals were taken under account, and in the paper description is only focused on that signals.

3.1. Additional windowing before FFT

As it is well known, from literature [1, 3], analysis of periodically alternating signals, as are observed in that case, in time domain is useless, however at fig. 4 the example of such plot was presented.

Fig. 4. Raw acceleration signal Rys. 4. Przebieg zarejestrowanego sygnału przyspieszenia Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

53

Nauka

few, does not decrease the height of the basic harmonic band and has acceptable form of leafs. From this point of view also Kaiser and rectangular windows could be used.

3.2. FFT window spread

As it is also well known, the quality of waveforms depends on FFT window spread [7–9], hence in the next step influence of that parameter on quantity of delivered information in the graphs were investigated. The graphs

for the range between 16 and 8 of the power the number 2 were drown for the same rest parameters of the signal, described in previous subsection. FFT graphs for different window spread are presented at fig. 9.

Taking into consideration further compromise, which will have to be obtain in diagnostic system three windows spreads are still deliberated. The most probable solution is the case with 4096 samples used to make FFT. It is the consequence of still good/satisfactory quality of

Fig. 5. Graphs presenting usage of different FFT windows (part I) Rys. 5. Wykresy przedstawiające zastosowanie różnych okien FFT (część I)

Fig. 6. Graphs presenting usage of different FFT windows (part II) Rys. 6. Wykresy przedstawiające zastosowanie różnych okien FFT (część II)

54

bands FFT resolution and enough short period of time for calculate FFT in real time using FPGA in mentioned previously CompactRIO diagnostic system.

3.3. FFT graphs against spindle rotational speed

Till now presented graphs were plotted for only one rotational speed of the spindle. However, the same observations were seen for the others. Of course, due to

dependency of the main frequency and the next their components, observed at the graphs, from the rotational speed of the spindle, different ranges of frequency are taken into consideration for different spindle speed. Based on many observations it was established that first three components of harmonic are the most important and will delivered the diagnostic information.

Fig. 7. Graphs presenting usage of different FFT windows (part I) Rys. 7. Wykresy przedstawiające zastosowanie różnych okien FFT (część I)

Fig. 8. Graphs presenting usage of different FFT windows (part II) Rys. 8. Wykresy przedstawiające zastosowanie różnych okien FFT (część II) Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

55

Nauka

Fig. 9. FFT graphs for different number of samples Rys. 9. Wykresy FFT dla różnej liczby próbek sygnału

4. One of the diagnostic test assumptions Based on above conducted signal analyse parameters of signals which deliver diagnostic information were finally chosen. At fig. 6 FFT plots for efficient and damaged tool are presented. Further deliberation connected with diagnostic tests was conducted due to comparison FFT graphs: efficient and damaged tool.

As it is well seen at the mentioned figure in case of tool damage the value of amplitude for each components of spectrum waveform is changing. Of course these changes depend on particular kind of damage. Nevertheless, constant difference seems to be the change between first and second and third waveform components ratio. That observation allows achieving that one of the diagnostic tests could be based on checking the ratio of waveform components. Such test could briefly and initially diagnose the state of the tool. For avoiding errors in diagnostic conclusion process using integration of properly set range of frequency instead of maximum values main waveform components is proposed.

5. Summary In the paper concept and realization of microtooling machine were presented. Signals measured in machine system were described, and on the basis on acceleration signal analysis of their usefulness were deliberated. The concept of one of the diagnostic test for damage tool detection was presented. The further concepts were presented as well.

56

General conception of diagnostic system assumed that whole procedures will be conducted in multi stages. First step before machining process is FFT inspection of tool which will confirm if tool is mounted properly. Then for a mounted properly efficient tool, during machining process other procedures will lead to detect and localise any damage. During periods in which tool leaves the material FFT inspection tests will be executed. Diagnostic tests “in the air”, outside the material, based on FFT analysis will be performed for two spindle speeds: 100 000 RPM and nominal speed for operation. Test conducted under operation will be based on signals recorded during drive motions with parameters depending of process.

Acknowledgments The paper is financed by development grant N R03 0050 06 / 2009.

Bibliography 1. Chae J., Park S.S., Freiheit T., Investigation of microcutting operations, “International Journal of Machine Tools and Manufacture”, Vol. 46, 2011, Issues 3–4, 313–332.

2. Wang Jinsheng, Gong Yadong, Abba Gabriel, Antoine Jean Francois, Shi Jiashun, Chip formation analysis in micromilling operation, “The International Journal of Advanced Manufacturing Technology”, Vol. 45, 2009, No 5–6, 430–447.

3. Liu X., DeVor R.E., Kapoor S.G., Ehmann K.F., The Mechanics of Machining at the Microscale: Assess-

Fig. 11. Spectrum graphs for different velocity of the spindle – tool no 3 Rys. 11. Wykresy widma dla różnych prędkości obrotowych narzędzia nr 3

Fig. 12. Spectrum graphs for different velocity of the spindle – tool no 5 Rys. 12. Wykresy widma dla różnych prędkości obrotowych narzędzia nr 5

Fig. 10. Spectrum graphs for different velocity of the spindle – tool no 4 Rys. 10. Wykresy widma dla różnych prędkości obrotowych narzędzia nr 4 Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

57

Nauka

Fig. 13. Comparison of efficient and damaged tool no 4 Fig. 13. Porównanie niezużytego i uszkodzonego narzędzia nr 4

Fig. 14. Comparison of efficient and damaged tool no 3 Fig. 14. Porównanie niezużytego i uszkodzonego narzędzia nr 3

ment of the Current State of the Science, “Journal of Manufacturing Science and Engineering”, Vol. 126, 2004, Issue 4, 666–678.

4. Ducobu F., Filippi E., Rivière-Lorphèvre E., Investigations on chip formation in micro-milling, Proceedings of the 8th National Congress on Theoretical and Applied Mechanics, 333–339.

5. Ik Soo Kang1, Jeong Suk Kim, Yong Wie Seo, Cutting force model considering tool edge geometry for micro end milling process, “Journal of Mechanical Science and Technology”, 22, 2008, 293–299.

6. Malekian Mohammad, Park Simon S., Jun Martin B.G., Tool wear monitoring of micro-milling operations, “Journal of Materials Processing Technology”, Vol. 209, 2009, 4903–4914.

58

7. Lyons R.G., Wprowadzenie do cyfrowego przetwarzania sygnałów, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 2006.

8. Zieliński T.P., Cyfrowe przetwarzanie sygnałów. Od teorii do zastosowań, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 2007.

9. Stranneby D., Cyfrowe przetwarzanie sygnałów, Wydawnictwo BTC, Warszawa 2004.

Założenia systemu diagnostyki stanu narzędzia w mikrofrezowaniu Streszczenie: W artykule została opisana nowo zaprojektowana i wykonana mikrofrezarka zbudowana w ramach projektu ba-

Fig. 15. Comparison of efficient and damaged tool no 5 Fig. 15. Porównanie niezużytego i uszkodzonego narzędzia nr 5

dawczego rozwojowego N R03 0050 06 / 2009. Przedstawiono wyniki wstępnych rejestracji sygnałów, które wykorzystano jako podstawę do diagnostyki procesu mikrofrezowania. Zaprezentowano wnioski donośnie jakości zbudowanego systemu diagnostycznego.

Słowa kluczowe: mikroobróbka, diagnostyka, FFT

Marcin Matuszak, MSc Eng. Department, Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics, West Pomeranian University of Technology Szczecin. PhD student, the main field of his interest are: cutting forces and dynamics of micromilling process. e-mail: marcin.matuszak@zut.edu.pl

Bogdan Broel-Plater, PhD Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology Szczecin. The main filed of his interest are: controlling algorithms used in PLCs, fuzzy logic, controlling algorithms in digital servodrives and automation of plastic processing. e-mail: bbp@zut.edu.pl Paweł Waszczuk, MSc Eng. Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology Szczecin. PhD student, the main field of his interest are: digital signal processing, diagnostics in milling and micromilling process and digital servodrives. e-mail: pawel.waszczuk@zut.edu.pl

Artur Kobylkiewicz, MSc Eng. Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology Szczecin. PhD student, the main field of his interest are: fractional order control systems, Attitude and Orbital Control Systems and chaos in dynamic systems. e-mail: artur.kobylkiewicz@zut.edu.pl Krzysztof Jaroszewski, PhD Eng. Professor assistant in Department of Industrial Automation and Robotics, Faculty of Electrical Engineering, West Pomeranian University of Technology, Szczecin. The main field of his interest: industrial diagnostics and artificial intelligence. e-mail: kjaroszewski@zut.edu.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

59

Nauka

Hybrid powertrain virtual driver of wheeled vehicle Gabriel Kost, Andrzej Nierychlok Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems The Silesian University of Technology

Abstract: The paper presents the concept of virtual driver of hybrid powertrain of wheeled vehicle. For this purpose was chosen NI LabVIEW software and dedicated controller – NI CompactRIO. The mathematical model of a wheeled vehicle and hybrid powertrain has been built in the LabVIEW software, where wheeled vehicle model has been optimized for metropolitan road conditions.

Keywords: LabVIEW, virtual driver, hybrid vehicle

and then the transmission is switched to the internal combustion engine. The advantage of this approach is that the direct use of energy from the combustion engine to driver a wheeled vehicle, there is no intermediate conversion of energy by the generator drive.

Synergy of energy is mainly used on wheeled vehicles, where it is possible to driver a vehicle using power from both engines [1, 2].

1. Introduction Wheeled vehicles with ICE-electric drive have better dynamics and higher efficiency than conventional solutions. In addition, the internal combustion engine running at higher load excreted much smaller amounts of toxic substances into the atmosphere. The electric motor does not require a clutch and maximum torque is available from minimum speed, so that it can serve as a machine scattering wheeled vehicles in the first phase of the movement [1, 2].

Hybrid driver can be broadly divided into 3 groups: – a serial structure (fig. 1), – a parallel structure (fig. 2), – synergies of energy (fig. 3).

Serial structure is typically used in vehicles, in which the main driver of the vehicle is an electric motor. This engine is used to accelerate and drive the vehicle, while the internal combustion engine driver an electric generator which products the required electricity supply electric traction motor.

The internal combustion engine in such a case is in the optima speed range, i.e. for which value the power and torque is optimized for the demand for electricity [1, 2].

Parallel structure is used mainly in vehicles where the main driver of the vehicle can be done through an electric motor or combustion engine. You can also assume that the electric motor propels the vehicle to the desired line speed,

Fig. 1. Serial structure of hybrid powertrain [1] Rys. 1. Struktura szeregowa napędu hybrydowego [1]

60

Fig. 2. Parallel structure of hybrid powertrain [1] Rys. 2. Struktura równoległa napędu hybrydowego [1]

Fig. 3. Synergy of energy structure of hybrid powertrain [1] Rys. 3. Struktura przepływu energii w napędzie hybrydowym [1]

2. Own work A simulation on the hybrid system was carried out in National Instruments LabVIEW software. In the software, including a mathematical model of the direct current electric motor (DC Motor, fig. 4, fig. 5). In the simplest terms, a DC electric motor can be described by the following mathematical equation [1, 2]: – torque of electric motor T is expressed as the flow of current in the armature winding and the armature constant of electric machine KT:

T = KT ⋅ i

(1)

it is possible to optimize the operation of this system in the laboratory in LabVIEW, before constructing the realhybrid system (fig. 6).

Fig. 4. Mathematical model of DC motor [1] Rys. 4. Model matematyczny silnika prądu stałego [1]

– electromotive force (emf) that is expressed as a change in the position of the rotor angle dq/dt (angular velocity) and a constant electric machine Ke:

e = Ke ⋅

dθ

dt

(2)

From fig. 4, can be written the following equations based on Newton’s and Kirchhoff’s laws:

d 2θ dθ +b = KT ⋅ i dt 2 dt

(3)

di dθ + R ⋅ i = V − Ke ⋅

dt dt

(4)

J

L

Fig. 6. Concept of Virtual Driver Rys. 6. Koncepcja wirtualnego sterownika

where: J – moment of inertia of rotor [kg×m2], b – damping of mechanical system [Nm×s], L – electric inductance [H], R – electric resistance [Ω], V – voltage [V].

From the equations can be written (1–4):

Js 2θ ( s ) + bsθ ( s ) = KT I ( s )

(5)

LsI ( s ) + RI ( s ) = V ( s ) − K e sθ ( s )

(6)

I ( s) =

V ( s ) − K e sθ ( s )

Ls + R

Js 2θ ( s ) + bsθ ( s ) = K ⋅

V ( s ) − K e sθ ( s )

Ls + R

(7) (8)

Fig. 5. A block diagram of DC motor [1] Rys. 5. Schemat silnika prądu stałego [1]

Fig. 7. Logitech steering wheel Rys. 7. Kierownica firmy Logitech

External signals, the control of a wheeled vehicle by the driver, are implemented through a Logitech steering wheel (fig. 7), which software and configured to work in LabVIEW as the diagram shown in fig. 8.

2.1. LabVIEW model

Virtual Driver is a control system based on a mathematical model of a wheeled vehicle, including exact mathematical descriptions of electric and internal combustion engines stored in the LabVIEW software in conjunction with a National Instruments dedicated controller – cRIO. The combination of a mathematical model of the virtual real-wheeled vehicle with the control system allows a very accurate way to simulate the actual behavior of the drive system presented in every vehicle. The big advantage of this approach is to adopt a virtual drive system, which

Fig. 8. Block diagram of steering wheel in LabVIEW Rys. 8. Schemat blokowy sterowania kierownicą w LabVIEW Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

61

Nauka

Fig. 9. Data of DC motors in front panel Rys. 9. Dane silników DC

The fig. 9 shows the front panel of DC motors. Data from the engines come from the company L.M.C., which is now a leader in the manufacture of DC machinery used in electric vehicles. This particular engine can be chosen from a list of available engines or retrieve data from an external file.

2.2. LabVIEW simulation

The fig. 10 and fig. 11 show the block diagram and front panel of a wheeled vehicle with hybrid powertrain.

Fig. 10. Block diagram of wheeled vehicle in LabVIEW software Rys. 10. Schemat blokowy pojazdu kołowego w oprogramowaniu LabVIEW

design and construction of modern road vehicles. The enormous capabilities of LabVIEW with a dedicated controller allowed carrying out computer simulations of a wheeled vehicle moving in an urban area. Large selection and quick change of engines in the simulations carried out allowed the study of the selection of the appropriate class of machines for a wheeled vehicle and its destination.

Bibliography 1. Kost G., Nierychlok A., Using CompactRIO to build a virtual driver of hybrid wheeled vehicle, MSM Conference 2012 (in print).

2. Kost G., Nierychlok A., Virtual driver of hybrid wheeled vehicle, “Solid State Phenomena”, Vol. 180, 2012, 39–45.

3. Kost G., Nierychlok A., Presentation of the concept of stability of the hybrid powertrain by the Lyapunow theory, “Journal of Vibroengineering”, Vol. 14, 2012, Issue 1, 183–188.

Wirtualny sterownik pojazdu kołowego o napędzie hybrydowym Streszczenie: W artykule przedstawiono koncepcję wirtualnego sterownika napędu hybrydowego pojazdu kołowego. Dla tak przyjętego zadania wybrano oprogramowanie NI LabVIEW wraz z dedykowanym kontrolerem NI CompactRIO. Model matematyczny pojazdu kołowego oraz napędu hybrydowego zbudowano w środowisku LabVIEW, w którym przyjęto, że pojazd kołowy poruszać się będzie w aglomeracjach miejskich.

Keywords: LabVIEW, wirtualny sterownik, pojazd hybrydowy

Gabriel Kost, PhD, DSc, Eng.

Fig. 11. Front panel of wheeled vehicle Rys. 11. Panel przedni pojazdu kołowego

In fig. 11 individuals motor speed In RPM and linear velocity of the vehicle are specified. All the necessary parameters of the propulsion system devices are presented, such as motors torque, the current ratio in the gearbox, the throttle opening angle, current and voltage of the electric motor, and movement resistance of wheeled vehicle.

3. Conclusion This paper presents the concepts of virtual driver of hybrid wheeled vehicle, which may well serve as a useful tool for research relating to hybrid powertrain in the first phase of

62

He was born in 1960. In 1984 graduated at the Silesian Technical University in Gliwice, in the Faculty of Mechanical Engineering, and he got a degree of mechanical engineer in speciality of machine technology and he began work at the Institute of the Machine Building in the Faculty of Mechanical Engineering of the Silesian Technical University. In 1991 he was given a doctor’s degree of technical sciences, and in 2005 a doctor of science degree in the scope of the robotization of technological processes. He is interested in problems of the automation and the robotization of technological processes, off-line programming and motions planning of industrial robots. e-mail: gabriel.kost@polsl.pl Andrzej Nierychlok, MSc He graduated the Faculty of Mechanical Engineering in 2008. In the same year he began PhD studies. He is interested in processes automation including transport equipment and industrial robots, CNC control, and computer software CAD/ CAM/CAE. In the years 2005–08 he worked in industry as a process engineer and designer of lifting devices. e-mail: andrzej.nierychlok@polsl.pl

Solution of the Kalman filtering problem in control and modeling of a double inverted pendulum with rolling friction Paweł Olejnik*, Jan Awrejcewicz*, Michał Niełaczny** *Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology **Faculty of Mechanical Engineering, Lodz University of Technology

Abstract: The problem of control and dynamical modeling of a unicycle-cyclist system treated as a double inverted pendulum with rolling friction and vibrating in the plane that is perpendicular to the direction of movement is studied. The object of analysis consists of two basic parts: the wheel and the double pendulum.

The equations of motion have been derived using the Lagrange equation of the second kind. The kinematic excitation has been applied to the cyclist. The aim of control is to maintain the unicyclecyclist system in an unstable equilibrium around given angular position. Control moment of force has been applied to the wheel in a numerical procedure performed in Simulink. Kalman filtering problem has been solved basing on the feedback control system and functions included in Control System Toolbox of MATLAB. The proposed approach could be extended in future to solve some dynamical problem of transverse vibrations.

Keywords: double inverted pendulum, linearization, dynamic modeling, rolling friction, Kalman filter, LQG control

1. Introduction This work is devoted to a problem of modeling and control of a dynamical system consisting of a single wheel vehicle (a single-track unicycle) and a cyclist’s body. The unicycle is a specific kind of bicycle, because it consists only from one wheel and a seat on which a driver operates to keep balance and to drive forward or backward. The unicycle is a child of an original bicycle having the driving big wheel and a small wheel that was only the rolling one helping the driver in keeping the vehicle’s direction of movement.

Basic feature of the monocycle’s construction is that it looks like a bicycle wheel with a hub designed so the axle is the fixed part of the hub. Therefore, the rotation of the cranks directly controls the rotation of the wheel (it is called direct drive). The cranks are attached to the ends of the axle, so pedals always rotate during riding the unicycle. The direct connection between the axle and the crack is not a rule and ratio between their rotations may exist.

Nomenclature a ci ei E f g Ii li mi Mi MN Nc Qi r vm V tm t1 ji w ri y

– amplitude of cyclist’s inclination, – coefficient of damping, – distance between the center of gravity and the axis of rotation of the i-th link, – kinetic energy, – resistance of rolling friction, – gravitational constant, – moment of inertia of the i-th link, – length of the i-th link, – mass of the i-th link, – moment of friction in the i-th bearing, – driving moment, – normal load, – i-th generalized force, – wheel radius, – experimentally estimated mean linear velocity of the unicycle-cyclist system, – potential energy, – experimentally estimated mean time of ride, – time of simulation, – angle of rotation of the i-th link, – frequency of cyclist’ inclinations, – radius of inertia of the i-th link, – kinematic excitation.

Fig. 1. Physical model of a simplified unicycle-cyclist system with rolling friction Rys. 1. Model fizyczny uproszczonego układu monocykl-rowerzysta z tarciem tocznym Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

63

Nauka

Riding the unicycle is not easy. It is caused by single tracking of the vehicle that requires to keep balance of the system simultaneously in two planes. Moreover, to ride comfortably the distance between the saddle and the lowest pedal position has to be smaller than length of the cyclist’s leg. In a consequence, center of gravity of the cyclist’s body lies a bit upper than his normal upright position.

To keep balance in plane that is parallel to the direction of riding (forward or backward) the cyclist has to accelerate or slow the driving wheel to maintain his center of gravity perpendicularly above the axle of rotation of the wheel. To keep balance in plane that is transversal to the direction of riding the cyclist has to balance from left to right side with the use of his loins.

Construction and mechanics of a unicycle allows to consider it as an inverted double pendulum (see fig. 1).

The first link is created by the cyclist’s body, and the second link by the fork frame stiffly joined with the seat post (a link between the frame and saddle). Considering, that the wheel states the third link, so a kind of triple pendulum could be even assumed.

The system visible in fig. 1 has three degrees of freedom and to control it one would involve a control moment of force applied to the driving wheel or in the joint created by the rotational connection between the second and third link.

Fig. 2. Follow-up control system Rys. 2. Schemat kontroli nadążnej

If a human loses his balance while riding the unicycle his membranous labyrinth senses it and an error of regulation of the unstable equilibrium appears. Brain functions here as regulator that receives the error and accordingly to its learned neural network produces appropriate control signals that through the nervous system cause desired action of muscles (actuators).

Muscles action enables the human to correct his body’s position. Following this description a cyclist driving a unicycle could be approximately analyzed as a follow-up control system visible in fig. 2.

2. Modelling of the unicycle-cyclist system The above analysis of various pendulums’ behavior usually attains stabilization, so later attempts have produced many problems regarding the field of control and optimization of linear and nonlinear discontinuous (with impact and friction) and continuous multi degrees

64

of freedom realizations of inverted pendulum systems.

Balancing of inverted pendulums of any kinds is a classic control problem of some 30 years.

A new fuzzy controller for stabilizing series-type double inverted pendulum systems is proposed in [12] based on the SIRMs (Single Input Rule Modules) dynamically connected fuzzy inference model. The proposed controller deals with six input items. Each input item is provided with a SIRM and a dynamic importance degree (DID).

The SIRM and the DID are set up such that the angular control of the upper pendulum takes the highest priority order over the angular control of the lower pendulum and the position control of the cart when the relative angle of the upper pendulum is big. By using the SIRMs and the DIDs, the control priority orders are automatically adjusted according to control situations. Simulation results show that the controller stabilizes series-type double inverted pendulum systems of different parameter values in about 10 seconds for a wide range of the initial angles.

In [6] an adaptive fuzzy logic control of dynamic balance and motion is investigated for wheeled inverted pendulums with parametric and functional uncertainties.

The proposed adaptive fuzzy logic control based on physical properties of wheeled inverted pendulums makes use of a fuzzy logic engine and a systematic online adaptation mechanism to approximate the unknown dynamics. Based on Lyapunov synthesis, the fuzzy control ensures that the system outputs track the given bounded reference signals to within a small neighborhood of zero, and guarantees semi-global uniform boundedness of all closed-loop signals. The effectiveness of the proposed control is verified through extensive simulations.

Contribution [9] deals with the application of energy based control methods for a model of inverted pendulum on a cart. A swing-up controller as well as a nonlinear balancing controller with the focus on the implementation on a laboratory model is presented. The well-known control concepts has been adapted such that they work on a concrete experiment with all the undesirable effects like friction and quantization.

In [7] a linear state feedback design technique for balancing an inverted pendulum is provided. The pivot of the investigated pendulum is mounted on a carriage that has limited horizontal travel. For any given (arbitrarily small) allowable travel of the carriage, a linear state feedback controller that balances the pendulum with an infinite amount of gain margin has been adopted in the sense that, if the feedback gain is perturbed by any multiplying factor greater than one, the controller balances the pendulum without requiring greater traveling distance than the maximum allowable.

A mathematical model of a planar double inverted pendulum was established in [13] by means of analytical dynamics method. Based on the linear quadratic optimal theory, a LQR self-adjusting controller was derived.

Further the output of LQR controller was refined through optimize factor which was the function of the states of planar pendulum, and on account of that, control action exerted on the pendulum was improved. Simulation results together with pilot scale experiment verify the efficacy of the suggested scheme.

Work [10] uses the symbolic manipulation toolbox available in MATLAB to investigate polezero cancellation of the uncontrollable double inverted pendulum algebraically, following exploratory numerical computation. The ability of the software to factorize complicated multivariable polynomials is exploited to identify, in algebraic form, the anticipated pole-zero term cancelling throughout the transfer functions of the uncontrollable pendulum system. The investigated system has been considered with respect to the force on the trolley, for which it is a conditionally uncontrollable problem, and with respect to each of the torques on the arms, which are unconditionally uncontrollable problems.

A methodology of Lyapunov stability control is presented in [11] to achieve the upright balance of a baseexcited inverted pendulum with two degrees of rotational freedom. The inclusion of the base point movement led to the dynamic system of such a pendulum which is non-autonomous and is under persistent disturbance.

An idealized piecewise continuous control strategy was designed, and for the obtained controller the solution trajectories to be arbitrarily close to the upright position have been guaranteed. The continuous control law guarantees that the solution trajectories are kept in a controlled region around the upright position. The stability has been traded off with a weaker stability to prevent chattering. The robustness of the controllers with respect to certain class of uncertainties was also examined.

A passive fault tolerant control scheme has been suggested in [8]. A nominal controller is augmented with an additional block, which guarantees stability and performance after the occurrence of a fault. The method is based on parameterization, which requires the nominal controller to be implemented in observer based form.

The proposed method is applied to a double inverted pendulum system, for which the H∞ controller has been designed and verified in a lab setup.

The literature overview shows that the problem is still valid, states a good field for practicing in control of multi degrees of freedom systems, as well as opens new perspectives for application of interesting structures of controllers.

One of such simple structures that are based on the standard LQG control has been studied in this work.

Application of the Kalman filtering problem to solve such kinds of continuous systems is, in general, not examined in literature. An exemplary contribution [5] that uses a Kalman filter to help the estimation of a gyro angle presents some study devoted to balancing and navigation of a MIPS robot. It is a mobile inverted pendulum system whose structure is a combination of a wheeled mobile robot and an inverted pendulum system. Low cost gyro and tilt sensors are used and fused to detect balancing angle. Digital filters are selectively designed for sensors to measure an inclined angle accurately with respect to different frequencies. Performances of balancing and navigation of the MIPS are tested by experimental studies through remote control.

Let us take into analysis a simplified model of unicycle-cyclist system in fig. 1. Assuming that the most upper link is the cyclist’s body and the remaining two are

the unicycle’s links, it creates a physical model placed in Cartesian coordinates.

Physical model of the unicycle-cyclist system consists of three solid bodies of which masses are focused in points of their centers of gravity: 1) the driving wheel, 2) fork frame with the seat post, 3) cyclist’s body. Equations of motion have been derived by means of Lagrange equation of second kind [1]

d  ∂E  ∂E ∂V + = Qn , n = 1, 2, ..., N , dt  ∂q n  ∂qn ∂qn

(1)

where: N is the number of generalized coordinates, qn is the n-th coordinate.

In the analysis we will assume that j1, j2, j3 are the generalized coordinates, but if to regard, that a cyclist riding the unicycle can incline forward and backward with a frequency w in the direction of movement

ϕ 3 = ϕ 2 - ψ (t ) , ψ (t ) = a sin (ωt ),

(2)

where: y(t) – angle of cyclist’s body around the saddle.

Having the above one rewrites eq. (1) as follows

∂V d  ∂E  ∂E + = Qn , n = 1, 2. dt  ∂ϕ n  ∂ϕ n ∂ϕ n

(3)

Moments of inertia Ii of i-th link with respect to axes perpendicular to centre of gravity of i-th mass are given by the formula I i = mi ρi2 , i = 1, …, 3 ,

(4)

where corresponding radii of inertia are as follows

ρ1 = r , ρ2 =

e2 3 e 3 , ρ3 = 3 .

3 3

(5)

Distances between centers of gravity and the corresponding axes of rotation ei are as follows ei = 0.5li , i = 2, 3 .

(6)

Kinetic energy E of the unicycle-cyclist system is a sum of kinetic energies of the linear and angular displacement of each mass

E =

3

∑ i =1

mi (x i2 + y i2 ) + ρi2ϕ i2  .  2 

(7)

Gravitational forces are conservative, so potential energy with respect to each mass of the system reads

V = m1gy1 + m 2gy 2 + m 3gy 3 .

(8)

Assuming that the direct driving wheel is stiff and rolls without slips the integrable geometrical and kinematic constraints are superposed Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

65

Nauka

x 1 = r ϕ 1 , y1 = r .

( (

(

)

1/ 6 l 3m 3 3 rϕ 1 sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) + g sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) + 2l 3 (ϕ 2 + aω 2 sin (ωt )) +

(9)

( (

+3l 2 (m 3 (l 3 aω -2ϕ 2 cos (ωt ) sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) + aω cos2 (ωt ) sin (a sin (ωt )) +

In accordance to the above assumptions the following relations between Cartesian and generalized coordinates are found

) )

)

ω sin (ωt ) cos (a sin (ωt ))) + 2ϕ 2 cos (a sin (ωt )) + 2rϕ 1 cos ϕ 2 - 2g sin ϕ 2 +

+m 2 (r ϕ 1 cos ϕ 2 - g sin ϕ 2 )) + 2l 22 (m 2 + 3m 3 ) ϕ 2 + c2 (ϕ 2 - ϕ 1 ) = 0.

(17a)

x 2 = x1 + e2 sin ϕ 2 ,

(

(

y 2 = y1 + e2 cos ϕ 2 ,

1/ 2 r l 3m 3 ϕ 2 sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) (ϕ 2 - 2aω cos (ωt )) + ϕ 2 cos (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) +

y 3 = y1 + e3 cos (ϕ 2 - a sin (ωt )) + l 2 cos ϕ 2 .

-l 2 (m 2 + 2m 3 ) (ϕ 22 sin ϕ 2 - ϕ 2 cos ϕ 2 ) + 2 (2m1 + m 2 + m 3 ) rϕ 1 - c2 (ϕ 2 - ϕ 1 ) +

For estimation of generalized forces we need to assume some non-conservative forces: normal force Nc and any resistances in joints. Generalized coordinates describe absolute angular displacements, therefore moments of forces acting on appropriate links are taken as the generalized forces

-l 3 cos (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) (ϕ 2 - aω cos (ωt )) - 2l 2ϕ cos ϕ 2 +

x 3 = x1 + e3 sin (ϕ 2 - a sin (ωt )) + l 2 sin ϕ 2 , (10)

Q1 = M N - M 01 + M 21, Q2 = M 12 .

(

1 + sgn (ϕ 1 )  m 3 l 3 sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) + aω 2 sin (ωt ) + 2

(

-2l ϕ 2

M N = (m1 + m 2 + m 3 )fg .

2

)

)

2

2 2

1  sin ϕ 2 - l 2m 2 (ϕ 22 cos ϕ 2 + ϕ 2 sin ϕ 2 ) + g (m1 + m 2 + m 3 ) = M N ,  2

(17b)

3. Numerical Solution of dynamics

(11)

Numerical solution of the unicycle-cyclist system has been preceded by experimental estimation of some parameters. It was found that at a normal use of the unicycle that rides on a concrete road the mean linear velocity of driving vm » 3 m/s, and the corresponding mean angular velocity of the wheel dj1/dt » 10 rad/s. Other parameters of an exemplary unicycle read: m1 = 5 kg, m2 = 30 kg, r = 0.3 m, l2 = 1 m, l3 = 0.8 m, e2 = 0.5 m, e3 = 0.4 m, c2 = 0.01 Nm/s, a = 0.25 m, w = 4.7 rad/s, f = 0.02 m, t1 = 10 s.

Dynamics of the system will be investigated while riding with constant velocity. At this condition moments acting on the wheel with respect to z1 axis have to balance themselves. If links 2 and 3 move forward with constant velocity keeping their upright positions in directions x2 and x3, respectively, then the driving moment MN is equal to the moment of rolling resistance

))

+aω 2 a cos2 (ωt ) sin (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) + sin (ωt ) cos (a sin (ωt ) - ϕ 2 ) +

(12)

Additionally, moment of rolling resistance is given by M 01 = f sgn ϕ i N c ,

(13)

where normal force Nc reads 3  3  N c =  g ∑ mi + mi ∑ y i  .  i =1  i =1

(14)

Moment generated by the viscous damping of frame M 12 = -c2 (ϕ 2 - ϕ 1 ) = -M 21 .

(15)

Generalized forces are finally found in the form

(16) By substitution of eqs. (7), (8) and (15) in (1) we found in Mathematica the two ordinary differential equations of second order describing the reduced dynamical model of the unicycle-cyclist system

66

Fig. 3. A stroboscopic view on motion of the unicycle-cyclist system Rys. 3. Stroboskopowy widok ruchu układu monocykl-rowerzysta

Fig. 4. Time histories of state variables φi for i = 1, ..., 3 Rys. 4. Wykresy czasowe zmiennych stanu φi przy i = 1, ..., 3

Fig. 5. Time histories of dependencies between state variables xi and yi for i = 1, ..., 3 Rys. 5. Wykresy czasowe zależności między zmiennymi stanu xi i yi przy i = 1, ..., 3

Figure 3 presents 15 subsequent views of numerical solution of differential equations (17) without any control torque input at initial conditions: dj1/dt(0) = 10 rad/s, j1(0) = j2(0) = j3(0) = 0.

Comparison of results could be done on the basis of state variables' time histories shown in figs. 5 and 6 of the analyzed not controlled inverted double pendulum.

1

fi1"

Out1

w*t

cos

coswt

sin

sinwt

M12

s

fi1

pfi1

c2

wt P2

Out1

sin

sinasinwt

a*sin(wt)

cos

cosasinwt

Out1

sin

sinasinwt_fi2

a*sin(wt−fi2)

cos

cosasinwt_fi2

M22 O22

1

fi2"

fi2’

s

1 s

fi2

coswt_2

coswt fi2

1

fi1’

s

M21

cos

cosfi2

sin

sinfi2

pfi1

O11

fi2

sgnpfi1 Out1

mian

mian

M11

N12

fi2 1

P1

1 MN Fig. 6. Input-output Simulink model of the unicycle-cyclist system (‘simulink_unicycle.mdl’)

Rys. 6. Model w Simulinku wejście-wyjście układu monocykl-rowerzysta (‘simulink_unicycle.mdl’) Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

67

Nauka

State-space representation of the single input (the control moment) – single output (angle of rotation of the second link) system derived from eq. (21) is given as follows

4. Control of the unicycle-cyclist system

ζ (t ) = Aζ (t ) + Bu (t ), ζ (t0 ) = ζ 0 ,

The aim of control is to force the pendulum to maintain its upright equilibrium position. It has been done in MATLAB/Simulink by application of a control moment of force applied to the driving wheel.

The procedure of control is prepared accordingly to instructions provided by the MATLAB’s Control System Toolbox [3] which supports: gain selection from root locus, pole placement and linear-quadratic-Gaussian (LQG) regulation.

Let us rewrite eq. (17) in the matrix form [1]:

-1

ϕ = M (ϕ )  F - N (ϕ ) ϕ 2 - O (ϕ ) ϕ - P (ϕ ) - C ϕ 

-c2  c2  ,

ϕ1(0) = ϕ 1(0) = ϕ 2 (0) = ϕ 2 (0) = 0 .

.

(20)

0.0003 ⋅ 105. , D = [0] . (23)

∂V d ζ V (ζ ) > 0, V (0) = 0, V (ζ ) = ≤ 0. ∂ζ dt

(24)

V (ζ ) = ζ T (AT P + PA) ζ .

(25)

The system (22) with (23) is asymptotically stable if for any positive definite matrix Q = QT > 0 there exists P = PT > 0 such that

Corresponding Simulink model has been presented in fig. 6.

The unicycle-cyclist dynamical system is strongly nonlinear but to control it closely around the desired zero angle position of second link, one needs to assume the following simplifications

C = 0 -0.4237 ⋅ 105

91.81 ⋅ 105  1     0  , B = 0  ,  0  0 

For linear time invariant systems the procedure for finding the Lyapunov function comes down to the problem of solving the Lyapunov algebraic equation. The linear system (22) is stable if one is able to find a scalar function V(z) such that when this function is associated with the system, conditions (24) are satisfied [2]. The Lyapunov function can be chosen to be quadratic V(z) = zTP z for P = P T > 0 which in view of (22) leads to

ϕ 12  M ϕ 2 =  2  , F =  N  ,  0  ϕ 2 

 c2 C =  -c2

ϕ 1  ϕ 1  ϕ1  ϕ =   , ϕ =   , ϕ =   ,

ϕ 2  ϕ 2  ϕ 2 

, (19)

where:

 -14.95 ⋅ 105 1.63 ⋅ 105  A= 1 0  1

One can check stability of the system by finding some function V(x), called the Lyapunov function, which for the time invariant system takes the form

which is prepared for solution in Simulink as below

(22)

where z is the state variable, u is the output variable,

M (ϕ ) ϕ + N (ϕ ) ϕ 2 + O (ϕ ) ϕ + P (ϕ ) + C ϕ = F , (18)

υ(t ) = C ζ (t ) + Du (t ),

AT P + PA = -Q .

(26)

Matrix A has the following eigenvalues: and hence this system is not asymptotically stable. In order to apply Lyapunov method an initial positive definite matrix Q = I3 is taken for the standard numerical procedure available in MATLAB as follows

 33.44 ⋅ 10-8  P = lyap (AT ,Q ) =  0.16 ⋅ 10-4  -5.45 ⋅ 10-8

0.16 ⋅ 10-4 -5.45 ⋅ 10-8   -3.15  .

24.33 -3.15 -149.74 

Applying simplifications (20) there has been computed in MATLAB the Laplace transfer function between input MN(s) and output j2(s) G (s ) =

2,328e -10s 2 - 4,237e 4s + 28,37

s 3 + 1, 495e 6s 2 - 1,626e 5s - 9,181e 6

(21) Figures 4a and 5a confirm that the system is unstable, but as it has been reduced to a linear one, it should be confirmed analytically, too.

68

Fig. 7. System filter configuration for the analyzed problem Rys. 7. Konfiguracja układu z filtrem Kalmana badanego zagadnienia

timates for which the variance of the estimation error e(t) = z(t) - ze(t) is minimized. The result of application of the LQG Design Tools is presented in fig. 8.

It is seen in fig. 8 that angular position of the second link stabilizes at zero within about 4 seconds.

5. Conclusions

Fig. 8. Time response of angular position of the second link of the controlled unicycle-cyclist system Rys. 8. Wykres czasowy położenia kątowego drugiego ramienia kontrolowanego układu monocykl-rowerzysta

Function lyap() solves the equation that represents the transpose of the algebraic Lyapunov equation (26) with Q = QT > 0. If some of eigenvalues of matrix P are in open left half complex plane, then the system (22) is unstable.

Computing eigenvalues of matrix P, we get:

λ1P = 33.45 ⋅ 10-8 , λ2P = 24.39, λ3P = -149.79.

As it could be expected, the investigated system is unstable. Therefore, in accordance to fig. 7 the linear quadratic design approach (LQG) is applied.

The LQG design tools used in the numerical experiment include functions to compute the LQ-optimal state-feedback gain: lqr(), dlqr(), lqry(), and kalman() to design the Kalman filter. The optimal Kalman filter is described in [4].

To build the resulting LQG regulator, the lqgreg() function was applied in the following sequence of commands in MATLAB: [A, B ,C , D ] = linmod ('simulink _ unicycle '); [num,den ] = ss2tf (A, B ,C , D); G = tf (num ,den ); unicycle _ ss = ss(G ); kopt = lqry (unicycle _ ss,10,1); [A, B ,C , D ] = ssdata(unicycle _ ss); unicycle _ separated _ ss = ss (A,[B , B ],C ,[D, D ]); k _ Kalman = kalman (unicycle _ separated _ ss,1,0.01); F = lqgreg (kKalman , kopt ); unicycle _ feedback = feedback (unicycle _ ss, F , + 1); t = 0 : 0.01 : 10; [ϕ 2 _ controlled , _ t ] = step (unicycle _ feedback , t ); plot(tT , ϕ 2 _ controlled );

Since the system measurements are corrupted by white noise, exact values of state variables are not available.

The aim is to find a dynamical system that produces es-

A kinematic excitation has been applied to the third link allowing for cancellation of one degree of freedom of the dynamical system at hand. This motion has been treated as some disturbance signal, and upright position of the second link (the unicycle’s frame) has been subject to control.

Control of the system of two-degrees of freedom system by means of only the standard PID control algorithm was unsuccessful. In the second attempt performed in MATLAB/Simulink there was possible to realize the control task by means of the LQG regulation that produced satisfactorily good time response of the controlled plant.

The work will be continued in the perspective of extending it on a higher dimensional unicycle-cyclist system by introduction of transversal vibrations (in a second plane being transversal to the direction of driving) and building of a prototype model.

Acknowledgements This work has been supported by both Foundation for Polish Science within the MASTER Program for years 2010–2012 and Ministry of Science and Higher Education of Poland under the grant No. 0040/B /T02/2010/38 for years 2010–2012.

Bibliography 1. Awrejcewicz J., Technical Mechanics, WNT, Warsaw 2007.

2. Gajić Z., Lelić M., Modern Control Systems Engineering, Prentice Hall Europe, 1996.

3. Control Design Tools, Matlab v. 5.3.

4. Kwakernaak H., Sivan R., Linear Optimal Control Systems. Wiley, New York 1972.

5. Lee H., Jung S., Balancing and navigation control of a mobile inverted pendulum robot using sensor fusion of low cost sensors, “Mechatronics”, 22(1), 2012, 95–105.

6. Li Z., Xu Ch., Adaptive fuzzy logic control of dynamic balance and motion for wheeled inverted pendulums, “Fuzzy Sets and Systems”, 160(12), 2009, 1787–1803.

7. Lin Z., Saberi A., Gutmann M., Shamash Y.A., Linear controller for an inverted pendulum having restricted travel: A high-and-low gain approach, “Automatica”, 32(6), 1996, 933–937.

8. Niemann H., Stoustrup J., Passive fault tolerant control of a double inverted pendulum – a case study, “Control Engineering Practice”, 13(8), 2005, 1047–1059.

9. Siuka A., Schöberl M., Applications of energy based control methods for the inverted pendulum on a cart, “Robotics and Autonomous Systems”, 57(10), 2009, 1012–1017.

10. Woodham C.A., Su H., A computational investigation of pole-zero cancellation for a double inverted pendulum, “Journal of Computational and Applied Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

69

Nauka

Mathematics”, 140(1–2), 2002, 823–836, 10.1016/ S0377-0427(01)00477-0.

11. Wu Q., Thornton-Trump A.B., Sepehri N., Lyapunov stability control of inverted pendulums with general base point motion, “International Journal of NonLinear Mechanics”, 33(5), 1998, 801-818, 10.1016/ S0020-7462(97)00052-8.

12. Yi J., Yubazaki N., Hirota K., Stabilization control of series-type double inverted pendulum systems using the SIRMs dynamically connected fuzzy inference model, “Artificial Intelligence in Engineering”, 15(3), 2001, 297–308, 10.1016/S0954-1810(01)00021-8.

13. Zhang J.-L., Zhang W., LQR self-adjusting based control for the planar double inverted pendulum, “Physics Procedia”, 24(C), 2012, 1669–1676.

Rozwiązanie zagadnienia filtru Kalmana w kontroli i modelowaniu podwójnego wahadła odwróconego z tarciem tocznym Streszczenie: Praca podejmuje rozwiązanie zagadnienia kontroli i modelowania dynamicznego układu monocykl-rowerzysta rozpatrzonego jako podwójne wahadło odwrócone z tarciem tocznym drgające w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku ruchu. Analizowany obiekt składa się z dwóch podstawowych części, tzn. koła i podwójnego wahadła. Równania ruchu układu mechanicznego, w którym wymuszenie kinematyczne przyłożono do masy reprezentującej ciało rowerzysty wyprowadzono stosując równania Lagrange’a drugiego rodzaju. Zadaniem kontroli było utrzymanie modelu układu monocykl-rowerzysta w niestabilnym położeniu równowagi w pobliżu zadanej wartości kąta obrotu. W procedurze numerycznej zrealizowanej w Simulinku moment siły kontroli przyłożono do koła napędzającego układ modelowy. Zagadnienie doboru filtru Kalmana rozwiązano w układzie sterowania ze sprzężeniem zwrotnym przy użyciu wbudowanych funkcji numerycznych wchodzących w skład biblioteki Control System Toolbox pakietu MATLAB. Zaproponowane podejście można rozszerzyć w przyszłości w celu rozwiązania podobnego problemu dynamicznego uwzględniającego drgania poprzeczne.

Słowa kluczowe: podwójne wahadło odwrócone, linearyzacja, modelowanie dynamiczne, tarcie toczne, filtr Kalmana, kontrola LQG

Paweł Olejnik, PhD In 2000 he completed a Masters degree in Physics, Computer Science and Applied Mathematics (specialization: computer physics), and then took a research and teaching job in the Department of Automation and Biomechanics at the Faculty of Mechanical Engineering, Lodz University of Technology. In 2002 he defended his doctoral thesis with a distinction of experimental research with a doctorate in technical sciences. He is the author of scientific publications treating about the use of computational techniques for solving discrete dynamics problems, experimental research and laboratory stations, active control of nonlinear systems, analysis and modeling of mechatronic systems. e-mail: pawel.olejnik@p.lodz.pl

70

Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD He was born in Telesze, Poland on August 26, 1952. He received the MSc and PhD degrees in the field of Mechanics from the Lodz University of Technology in 1977 and 1981, respectively. He received also his bachelor’s degree in Philosophy in 1978 from the University of Lodz, and DSc degree in Mechanics from Lodz University of Technology in 1990. He is an author or co-author of 538 publications in scientific journals and conference proceedings, monographs (37), text books (2), edited volumes (4), conference proceedings (11), journal special issues (12), and other books (8) and other short communications and unpublished reports (238). He is now the Head of Department of Automatics and Biomechanics, and the Head of PhD School on ‘Mechanics’ associated with the Faculty of Mechanical Engineering of Lodz University of Technology. In 1994 he earned the title of Professor from the President of Poland, Lech Wałęsa, and in 1996 he obtained the golden cross of merit from the next President of Poland, Aleksander Kwaśniewski. He is a contributor to 50 different research journals and to 300 conferences. During his scientific travel he visited 60 different countries. His papers and research cover various disciplines of mathematics, mechanics, biomechanics, automatics, physics and computer oriented sciences. e-mail: awrejcew@p.lodz.pl

Michał Niełaczny, Eng. Fifth-year Mechatronic student at the Faculty of Mechanical Engineering, at Lodz University of Technology. In January 2012, he defended his thesis “Dynamic modelling of an unicycle with the drive assistance system”, and got the title of mechatronics engineer. Currently, under the leadership of Professor. Assoc. Eng. Tomasz Kapitaniak, he is taking part in the project “Synchronization of Mechanical Systems Coupled through Elastic Structure”, which is sponsored by the Foundation for Polish Science – Program Team. e-mail: nielaczek@gmail.com

Selected problems of biocompatibility of the pneumatically controlled arm Wiktor Parandyk, Bartłomiej Zagrodny, Jan Awrejcewicz Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology

Abstract: A prototype of arm, aimed to simulate human arm is presented. In the device following original constructions have been proposed: glenohumeral joint, elbow joint, and wrist joint with the possibility of ulna and radius rotation. Also special shape of radial bone and ulna bone has been proposed. In addition, pneumatic McKibben-type muscles and their control have been examined. The comparison of the range of motions of the prototype and a biological system in the meaning of the SFTR method is also presented.

Keywords: artificial arm, pneumatics, McKibben

1. Introduction The number of humanoid designs increases significantly, however, such robots are still far from being fully functional. Many times it can be observed that nature is so perfect that bionic solutions turned out to be the most effective. Such biosimilar structures often find application for example as industrial robots (see for example [1]).

The first similar to human arms were prostheses, usually powered by electrical motor or combined drive (e.g. electropneumatic) (see for example [2–4]). Usually, prototypes presented by other authors have only functional similarity (for example [5, 6]). No designs with structural similarity were found.

The prototype of artificial pneumatic arm, modeled on the human arm is presented in this paper. The prototype is driven with McKibben type muscles because of its simplicity of construction and similarity to the biological muscles (see for example [1, 7, 8]). During the construction of the device several problems have been encountered, for example: the bone shapes and its durability have to be taken into account in the construction of the prototype, muscles force characteristics and its functional displacements, also, joints and their range of motion cause additional restrictions. The main purpose of the artificial arm construction is to simulate full functionality of biological movements. The shape and the complex mobility (activity) of human arm also cause many technical problems, which have to be considered.

Fig. 1. Photography of prototype bone system: 1 – articulatio humeri, 2 – humerus, 3 – hinge elbow joint (humeroulnar and humeroradial), 4 – proximal radioulnar joint, 5 – radius, 6 – ulna, 7 – distal radioulnar joint Rys. 1. Fotografia systemu kostnego prototypu: 1 – staw ramienny, 2 – kość ramienna, 3 – zawiasowy staw łokciowy (ramienno-łokciowy, ramienno-promieniowy), 4 – staw promieniowo-łokciowy bliższy, 5 – kość promieniowa, 6 – kość łokciowa, 7 – staw promieniowołokciowy dalszy

2. Arm Design In the prototype, shapes of human bones were taken under consideration (see fig. 1). Because of complicated biological joint shapes, similar but simplified constructions were proposed for glenohumeral joint (fig. 2), elbow (fig. 3), and wrist (fig. 4).

Fig. 2. Articulatio humeri of the artificial arm Rys. 2. Staw ramienny sztucznego ramienia Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

71

Nauka

Fig. 3. Elbow joint of the artificial arm Rys. 3. Staw łokciowy sztucznego ramienia

Fig. 4. Distal radioulnar joint of the artificial arm Rys. 4. Staw promieniowo-łokciowy dalszy sztucznego ramienia

Tab. 1. Range of motions comparison for arm joints according to SFTR method. Norm: International Standard Orthopedic Measurements [9, 10] Tab. 1. Porównanie zakresów ruchów w nawiązaniu do metody pomiaru SFTR. Międzynarodowa Norma Pomiarów Ortopedycznych [9, 10]

Range of motion Joint/ body part

Plane

Norm

Only skeletal system

Prototype with McKibbentype muscles

Articulatio humeri

S F T R(F90) R(F0)

50-0-110 90-0-30 30-0-135 90-0-80 60-0-70

No limits 80-0-10 60-0-60 No limits 45-0-45

35-0-80 80-0-10 60-0-60 80-0-80 40-0-40

Elbow

S

0-0-150

0-0-140

0-0-140

Forearm

R

90-0-80

175-0-175

80-0-60

Radiocarpal joint

S F

50-0-60 20-0-30

25-0-25 0-0-0

25-0-25 0-0-0

Tab. 2. Biological muscles taken into consideration for the needs of the project Tab. 2. Mięśnie biologiczne użyte dla potrzeb projektu

No.

Muscles groups

Considered muscles

Function

1

Anterior muscles of the shoulder girdle

Subscapularis

Arm internal rotation

2

Lateral muscles of the shoulder girdle

Deltoid muscle (deltoideus)

Arm flexion and extension, horizontal arm abduction

3

Posterior muscles of the shoulder girdle

Teres major

Arm extension

Biceps (biceps brachii)

Arm flexion, forearm flexion, forearm supination

Brachial muscle (brachialis)

Forearm flexion

4

Anterior muscles of the arm

5

72

6

Posterior muscles of the arm

Triceps (triceps brachii)

Arm and forearm extension, Arm adduction

7

The surface layer of the anterior group of forearm muscles

Pronator teres

Forearm pronation

8

Deep layer of posterior muscle groups of the forearm

Supinator

Forearm supination

Fig. 5. Structural scheme of the mechanizm: 1, 3, 4, 5 – ball-type connections, 2 – hinge connection Rys. 5. Schemat strukturalny mechanizmu: 1, 3, 4, 5 – połączenia kuliste, 2 – połączenie zawiasowe (obrotowe)

Fig. 6. Muscle system of the prototype Rys. 6. System mięśniowy prototypu

Fig. 7. Muscle system of the arm Rys. 7. System mięśniowy ramienia

These joints were suggested as a ball-socket type.

Humeroulnar and humeroradial joints were proposed as one hinge joint. This construction has almost the same movement range as a biological construction (tab. 1).

Fig. 5 presents a structural scheme of the prototype.

Fig. 9. Muscle system of the forearm Rys. 9. System mięśniowy przedramienia

Pneumatic McKibben-type muscles were used as actuators. Because of their lower functional displacement (about 25 %, biological muscles up to 50 % [9]), it was essential to use longer pneumatic muscles than their biological analogue to complete full range of motion.

Muscle system is presented in figures 6–9.

3. Control system Fig. 8. Muscle system of the shoulder Rys. 8. System mięśniowy stawu ramiennego (barku)

The pneumatic artifical muscles control system (fig. 10) is fundamentally based on two groups of elements: (i) air prepare and flow direction control pneumatic components, Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

73

Nauka

radiocarpal joint in F plane we have no possibility of movement – this part of the joint, responsible for palm bending was also neglected.

Acknowledgements This paper is supported by ”Master Programme” of the Foundation for Polish Science.

Bibliography

Fig. 10. Control system scheme: 1 – air compressor, 2 – compressed air tank, 3 – pressure valve, 4 – air filter, 5 – reversing 3/2 valves, 6 – cut – off 2/2 valves, 7 – throttle valves, 8 – McKibben – type muscles, 9 – electronics Rys. 10. Schemat układu sterowania: 1 – sprężarka tłokowa, 2 – zbiornik sprężonego powietrza, 3 – redukcyjny zawór ciśnieniowy, 4 – filtr powietrza 5 – elektorozawory rozdzielające 3/2, 6 – elektrozawory odcinające 2/2, 7 – zawory dławiące, 8 – mięśnie pneumatyczne typu McKibbena, 9 – moduł elektroniczny

(ii) electronics based on integrated circut elements and microcontrollers.

Solenoid reversing valves are responsible for particular motions of the kinematic chain of the arm which in fact makes it possible to put compressed air into particular actuator by the programmed sequence. The second control step is made of solenoid cut-off valves which are able to keep the arm in any position, cutting off the outflow from the muscle. The speed ratio of the following motion is controlled by manual throttle valves. To sum up, the artifical arm movements are realized by two levels of pneumatic solenoid valves.

The main elements of presented control system are two programmable microcontrollers put on printed-circuit board which gives a possibility to power paricular valve coil by generating output signals onto amplifier inputs in programmed sequence.

It is clear that the movement control is in fact put on the air flow direction control system to power properly spaced pneumatic muscles.

4. Conclusions Because of high degree of complexity of the biological musculo-skeletal system some simplifications were made.

Also some lack of biocompatibility of McKibben-type actuators in comparison to the biological muscles causes many limitations. However, as presented in tab. 1, limits in range of motion are not significant. There are some improvements needed, to make it possible to obtain results almost the same as biological system. At this stage palm was neglected – this is the reason why in

74

2.

3.

4.

5.

6.

7.

8.

9.

10.

1. Tondu B., Ippolito S., Guiochet J., Daidie A., A Seven-degrees-of-freedom, Robot-arm Driven by Pneumatic Artificial Muscles for Humanoid Robots, “The International Journal of Robotics Research”, 2005, Vol. 24, No. 4, 275–274.

Jacobsen S.C., Knutti D.F., Johnson R.T., Sears H.H., Development of the Utah Artificial Arm, “IEEE Transaction On Biomedical Engineering”, 1982, Vol. BME-29, 249–269.

McKenzie D.S., The Clinical Application of Externally Powered Artificial Arms, “The Journal of Bone and Joint Surgery”, 1965, Vol. 47B No. 3, 399–410.

Marquard E., The Heidelberg Pneumatic Arm Prosthesis, 1965, Vol. 47B, No. 3, 425–434.

Nakamura N., Sekiguchi M., Kawashima K., Fujita T., Kagawa T., Development of Robot Using Pneumatic Artificial Rubber Muscles to Operate Construction Machinery, “Journal of Robotics and Mechatronics”, 2004, Vol. 16, No. 1, 8–16.

Norihiko S., Saikawa T., Okano H., Flexor Mechanism of Robot Arm Using Pneumatic Muscle Actuators, Proceedings of the IEEE, 2005, 1261–1266.

Dindorf R., Model i charakterystyki muskułów pneumatycznych, „Pomiary Automatyka Robotyka”, nr 2/2004, 22–25.

Ping Ch., Hannaford B., Measurement and Modeling of McKibben Pneumatic Artificial Muscles, “IEEE Transaction on Robotics and Automation”, 1996, Vol. 12, No. 1, 90–102.

Bochenek A., Anatomia Człowieka, Układ Ruchu, PZWL, Warszawa 2010.

Szczechowicz J., Pomiary kątowe zakresu ruchu, zapisy pomiarów, metoda SFTR, Podręczniki i Skrypty nr 23, AWF, Kraków 2004.

Wybrane problemy biozgodności konstrukcji ramienia sterowanego pneumatycznie Streszczenie: W artykule autorzy starali się pokazać problemy i ich rozwiązania, napotkane podczas konstrukcji modelu ludzkiego ramienia sterowanego pneumatycznie. W założeniu konstrukcyjnym prototyp miał posiadać pełną funkcjonalność konstrukcji biologicznej. Podczas realizacji przedsięwzięcia natrafiono na liczne problemy jak: odwzorowania kości, mięśni, stawów, ich skomplikowanych kształtów i działania. Zaproponowano następujące rozwiązania praktyczne: staw ramienny, staw promieniowo-łokciowy bliższy i dalszy wraz z możliwością obtaczania się specjalnie ukształtowanej kości promie-

niowej po kości łokciowej. Ponadto dobrano odpowiedni typ mięśni pneumatycznych wraz z ich sterowaniem zapewniając odpowiedni zakres ruchów i funkcjonalności układu. W pracy pokazano ponadto porównanie zakresu ruchów wspomnianej konstrukcji i układu biologicznego w rozumieniu metody SFTR oraz porównanie pewnych, wybranych parametrów mięsni biologicznych i pneumatycznych typu McKibben.

Słowa kluczowe: sztuczne ramię, pneumatyka, mięśnie McKibben’a

Wiktor Parandyk, MSc He was born in 1988. He received the MSc degree in mechatronics from Lodz University of Technology, Lodz in 2012.

Now he is a PhD mechanics student at the Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology. His current research interests include biomechanic and physiological analogs modelling. e-mail: parandyk.wiktor@gmail.com Bartłomiej Zagrodny, PhD In 2008, he was graduated in Applied Mathematics at the Faculty of Technical Physics, Information Technology and Applied Mathematics. In 2012 he received PhD in Mechanics at the Faculty of Mechanical Engineering, Lodz University of Technology. Author and co-author of a few publications in the field of biomechanics and thermal imaging. e-mail: b.zagrodny.pl@gmail.com Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD He was born in Telesze, Poland on August 26, 1952. He received the MSc and PhD degrees in the field of Mechanics from the Lodz University of Technology in 1977 and 1981, respectively. He received also his bachelor’s degree in Philosophy in 1978 from the University of Lodz, and DSc. degree in Mechanics from Lodz University of Technology in 1990. He is an author or co-author of 538 publications in scientific journals and conference proceedings, monographs (37), text books (2), edited volumes (4), conference proceedings (11), journal special issues (12), and other books (8) and other short communications and unpublished reports (238). He is now the Head of Department of Automatics and Biomechanics, and the Head of PhD School on ‘Mechanics’ associated with the Faculty of Mechanical Engineering of the Lodz University of Technology. In 1994 he earned the title of Professor from the President of Poland, Lech Wałęsa, and in 1996 he obtained the golden cross of merit from the next President of Poland, Aleksander Kwaśniewski. He is a contributor to 50 different research journals and to 300 conferences. During his scientific travel he visited 60 different countries. His papers and research cover various disciplines of mathematics, mechanics, biomechanics, automatics, physics and computer oriented sciences. e-mail: awrejcew@p.lodz.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

75

Nauka

Dynamics of underwater inspection robot Mariusz Giergiel*, Krzysztof Kurc**, Piotr Małka*, Tomasz Buratowski*, Dariusz Szybicki** *AGH University of Science and Technology **Rzeszów University of Technology

Abstract: In this article authors present the problems connected with the dynamics modeling mobile robot with crawler drive. The description of the robot’s dynamic is based on the energetic method based on Lagrange equations. In order to avoid modeling problems connected with decoupling Lagrange multipliers Maggi equations are used. During the analysis and motion simulation takes into account such parameters as: slipping track-dependent deformation of the substrate and claws, strength, buoyancy robot located in the liquid, the hydrodynamic resistance force depending on the environment in which the robot works and the strength of the rolling resistance of track. Simulations of the dynamics parameters have been made and the results are shown.

because existing methods require most often emptying tanks, what carries behind long (about one month) stoppages. It next burdens the company budget, which is forced to turn off the tank/s from use.

Keywords: mobile robot, kinematics, inspection robot, underwater robot

Fig. 2. Tanks for storing water – MPWiK Cracow Rys. 2. Zbiorniki do magazynowania wody pitnej – MPWiK SA Kraków

1. Introduction

Other advantages of replacing traditional methods of thaw inspection robot are: faster inspection, greater work security and wider range of available inspection methods.

The article presents one element of the structural-research procedure that is drawing the model of kinematics along in with numerical verification.

The project of robot for inspection and diagnostics of tanks with liquids is constructed at the Department of Robotics and Mechatronic AGH. It’s created in cooperation with the Municipal Enterprise of water supply systems and sewage system. Its aim is to develop the original construction of inspection machine enabling to determine the technical condition of concrete construction of storage liquid tanks (most often water). The design fundamental assumption: work in conditions of souse in liquid at depths up to several.

Fulfilling this assumption will have a fundamental influence on the reduction costs of the inspection procedure,

Fig. 1. Inspection robot with the diagnostic-monitoring module Rys. 1. Robot inspekcyjny z modułem diagnostyczno-obserwacyjnym

76

2. Description of the robot construction and working space The inspection robot is constructed from tubular elements allowing for the wheelbase change. Crawler track tracks were used to the drive with developed transmission gears and propellers, their structure allows for works up to 30 m underwater.

Additionally the robot is equipped with the diagnostic-monitoring module used for observation the tank above the robot height.

Equipped is with 3 cameras (2 for observation, 1 for the docking with home station), 2 rotating drives and sensors laser.

The inspection robot is intended for diagnostics and observation of tanks with liquids. Cooperation with MPWiK SA in Cracow [7] enables verifications and testing the constructed robot in real terms. Cracow water supply systems have a dozen of tanks for storing water (among others – the biggest in Europe, with diameter of 34 m). They require repeated reviews and expert opinions, applying the constructed robot

4. Simulation on the basis of the robot description With the use of kinematics and dynamics description of the robot the simulations have been carried out in order to fit construction parameters to optimal work conditions by the robot. In many cases the work environment of the inspection robot is not limited to horizontal surfaces.

Sometimes the robot has to overcome the height difference and, therefore, to obtain a more comprehensive analysis of the robot’s movement must also be performed in case of motion on the hill.

Fig. 3. The dynamic model of the robot Rys. 3. Model matematyczny robota

will enable to streamline these activities and will reduce the costs of these type actions.

0.16 0.14

3. Modeling of the dynamics inspection robot

1  r   [α1(1 − s1 ) + α 2 (1 − s2 )] cos γ  (mR + 2m ) r (1 − s1 ) cos γ + 2 2

1  r   [α1(1 − s1 ) + α 2 (1 − s2 )] sin γ  (mR + 2m ) r (1 − s1 ) sin γ + I yα 1 = 2 2

M s 1ηi + ( −0,5Pu − 0,5FD − 0,5G sin γ + 0,5Fw sin γ − 0,5Wt 1 ) r (1 − s1 )

(1)

1  r [α (1 − s1) + α 2(1 − s2 )] cos γ  (mR + 2m ) 2 r (1 − s2 ) cos γ +  2 1 1  r   [α1(1 − s1 ) + α 2 (1 − s2 )] sin γ  (mR + 2m ) r (1 − s2 ) sin γ + I yα 2 = 2 2

M s 2ηi + ( −0,5Pu − 0,5FD − 0,5G sin γ + 0,5Fw sin γ − 0,5Wt 2 ) r (1 − s2 )

Vco [m/s]

In the dynamics description we expand descriptions of the robot on forces acting but still considering the some characteristic points on the structure (fig. 3).

The dynamic [1–6] description of the robot is based on energetic method based on Lagrange equations. In order to avoid modeling problems connected with decoupling Lagrange multipliers Maggi equations are used. The final form of the dynamic motion equations based on Maggi formalism has been presented as follows:

0.12 0.1 0.08 0.06 0.04 0.02 0

0

5

10 t [s]

15

20

Fig. 5. Calculated velocity of the point C Rys. 5. Zadana prędkość punktu C

In the analyzed case the robot moves on the ground with a slope g = 20° (fig. 4) and VC = 0.15 m/s, where the track carrier segment length is equal L = 0.322 m, the quantity of clutches on truck equals n = 9, Dl’ = 0.0005 m the deformation of the clutch, the radius of the driving wheel of truck r = 0,05 m and the distance H = 0.306 m.

(2) -3

2

x 10

1.5 Vp [m/s]

where: a1 – angle of rotation for wheel 1, a2 – angle of rotation for wheel 2, mR – frame mass, m – track mass, Wt – the force of resistance of the rolling track, Pu – pulling force, Fw – hydrostatic force, FD – hydrostatic resistance force, Iy – inertia moment for the robot frame, s1 – skid for wheel 1, s2 – skid for wheel 2, G – gravity force, h – efficiency.

1

0.5

0

Fig. 4. The straight trajectory assumed for the simulation Rys. 4. Trajektoria przyjęta podczas symulacji

0

5

10 t [s]

15

20

Fig. 6. The skid velocity Rys. 6. Poślizg Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

77

Nauka

After assumption of the velocity of characteristic point C we are receive the kinematic parameters as follows: As can be observed, for the simulation, for ever-greater inflicted on a single horizontal ground deformation, slip velocity increases its value (fig. 5, fig. 6). The velocity of point C shell obtains increasing value to ensure the speed of the set point. However, this speed increase is in fact limited by the driving system (speed, power the drive

0.035

0.03

Ms1, Ms2 [Nm]

0.025

to the previous value and then decline to zero in the 20 s of recording time when the robot stops.

5. Summary The analysis of the dynamics and motion simulation takes into account factors such as slipping track-dependent deformation of the substrate and claws, strength, buoyancy robot located in the liquid, the hydrodynamic resistance force depending on the environment in which the robot works and the strength of the rolling resistance of track. This approach will be used for more detailed analysis taking into account additionally the turning of the robot. This will also be necessary during the identification and control this type of object.

0.02

Bibliography

0.015

0.01

0.005

0

0

2

4

6

8

10 t [s]

12

14

16

18

20

Fig. 7. The Driving moments before gearbox Rys. 7. Momenty napędowe na osiach silników napędzających gąsienice poprzez przekładnie

4 3.5

Mn1, Mn2 [Nm]

3 2.5 2

1. Burdziński Z., Teoria ruchu pojazdu gąsienicowego, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 1972.

2. Dajniak H., Ciągniki teoria ruchu i konstruowanie, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 1985.

3. Żylski W., Kinematyka i dynamika mobilnych robotów kołowych, Oficyna Wydawnicza Politechniki Rzeszowskiej, Rzeszów 1996.

4. Hartsell D.R., Putting the maverick fuel-tank inspection robot to the test, “IEEE Robotics & Automation Magazine”, vol. 6, no. 3, Feb. 1999, 54–64.

5. Chodkowski A.W., Badania modelowe pojazdów gąsienicowych i kołowych, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 1982.

6. Chodkowski A.W., Konstrukcja i obliczanie szybkobieżnych pojazdów gąsienicowych, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 1990.

7. Documentation made available by MPWiK SA Krakow [www.wodociagi.krakow.pl].

1.5

Dynamika podwodnego robota inspekcyjnego

1 0.5 0

0

2

4

6

8

10 t [s]

12

14

16

18

20

Fig. 8. The Driving moments after gearbox Rys. 8. Momenty na kołach napędzających gąsienice

motor), which leads to the fact that the robot starts moving with lower speed ever lost to the slip velocity [5, 6].

In the dynamics simulation (fig. 7 and fig. 8) we receive time courses in which during the robot motion, after a start-up and determining the speed, driving moments have constant value. Change in the moments happens when the robot encounters a hill on its way, and must overcome it with the same speed. When the robots has driven down the hill the value of the moments return

78

Streszczenie: W artykule przedstawiono zagadnienia związane z modelowaniem dynamiki robota mobilnego z napędem gąsienicowym. Do opisu dynamiki robota wykorzystano równania Lagrange’a. W celu wyeliminowania mnożników Lagrange’a z równań ruchu, posłużono się formalizmem Maggiego. Przeprowadzając analizę dynamiki oraz symulacje ruchu, uwzględniono takie czynniki jak: poślizg gąsienic zależny od podłoża i odkształceń szponów, siłę wyporu robota znajdującego się w cieczy, siłę oporu hydrodynamicznego zależną od środowiska, w którym pracuje robot oraz siłę oporu toczenia gąsienicy. Otrzymane wyniki zaprezentowane zostały w postaci równań matematycznych oraz wyników symulacji obrazujących parametry dynamiczne ruchu robota.

Słowa kluczowe: mobilne roboty, dynamika, roboty inspekcyjne, roboty podwodne

Professor Mariusz Giergiel, PhD He was born in 1961 in Cracow, Poland.

He was graduated in 1985 at AGH University of Science and Technology in field of electronics automatics. In 1992 earned his doctoral degree in field of mechanics at the same University. Since 2005 he is professor at AGH UST at Faculty of Mechanical Engineering and Robotics. Works in filed of automatics and robotics, applied mechanics and mechatronics. Currently is research manager of group working on project of underwater tank inspection robots. Member of local and international scientific societies, author of many publications, patents, developed researches and applied solutions. e-mail: giergiel@agh.edu.pl Krzysztof Kurc, PhD In 1999 graduated from technical school in electronics Krosno, in 2004, graduated from the Faculty of Mechanical Engineering and Aeronautics, Rzeszow University of Technology. Since 2004, working in the Department of Applied Mechanics and Robotics, Rzeszow University of Technology. Research interests include mechatronics, robotics, mechanics, design. e-mail: kkurc@prz.edu.pl Piotr Małka, PhD He received MSc degree in Robotics and Automatics from the Faculty of Mechanical Engineering and Robotics, AGH University of Science and Technology in 2001, the PhD degree in 2008 also at AGH University. He is currently employed at Municipal Waterworks and Sewer Enterprise, holds the position of manager for the automation. His main research area is connected with industrial and mobile robots, fuzzy logic applications, modelling and identification of mechatronic systems. e-mail: malka@agh.edu.pl Tomasz Buratowski, PhD He received MSc degree in Robotics and Automatics from the Faculty of Mechanical Engineering and Robotics, AGH University of Science and Technology in 1999, the PhD degree in 2003 also at AGH University. He is currently employed at AGH university as an assistant professor. His main research area is connected with industrial and mobile robots and also human-robot interaction, fuzzy logic applications, modelling and identification of mechatronic systems. e-mail: tburatow@agh.edu.pl Dariusz Szybicki, MSc He was born in Przeworsk. He graduated from the University of Rzeszów, where in 2009 he started engineering doctoral studies at the Faculty of Mechanical Engineering and Aeronautics. He works as an assistant in the Department of Applied Mechanics and Robotics at the Technical University of Rzeszów. His research interests relate to robotics, programming, and modeling of mechatronic systems. e-mail: dszybicki@prz.edu.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

79

Nauka

Evolutionary method of robust controller computation Tomasz Królikowski*, Piotr Nikończuk** *Department of Mechanical Engineering, Koszalin University of Technology **Faculty of Maritime Technology and Transport, Westpomeranian University of Technology

Abstract: Mathematical methods of robust controller coefficients selection in H¥ spaces are very complicated. A control system integrator has to know functional analysis methods. To solve this kind of problem, evolutionary algorithms can be used. The paper presents both the method and simulation results of evolutionary algorithms application for a robust controller coefficients selection. To select robust controller, only two requirements are used: stability check and geometric dependency – minimizing the maximum distance between Nyquist diagrams of operations – G(jw) and 1/F(jw). Where G(jw) and F(jw) are controller and plant transfer functions in a feedback control system.

1. Concept of control system optimality Let the object be described by a linear operation F transforming a set of signals belonging to Banach space V into themselves. Let’s denote as V(F) the set of all points x ∈V where F-1(x) ∈ V and ||F-1(x)|| < ∞.

Let’s consider a system with feedback, as shown in the diagram, i.e. described with these equations: y = G(x) x = z – F(y)

(1)

where F and G are the operations transforming Banach space V into itself. Whereas z and x are the set signal and the error signal, respectively. Equations (1) can be noted in the form of:

z – F(g(x)) = x

(2)

z = x + F(G(x))

(3)

or alternatively

z

x +

_

G y F

F-1(z) = F-1(x) + G(x)

80

(5)

Assuming additionally that ||(F-1 + G)-1|| < ∞, we can note further (F-1 + G)-1 (F-1(z)) = x

(6)

Calculating norms for both sides of the equation (6), we obtain ||x||=||(F-1+G)-1(F-1(z))|| ≤ ||(F-1 + G)-1|| ||(F-1(z))|| (7) which can be further noted as ||x|| ≤ ||(F-1 + G)-1|| ||F-1(z)||

(8)

The limitation, ||F-1(z)|| < ∞, resulting from the affinity of the signal to the set V(F) is a natural limitation since an “ideal” control system performs, approximately, an operation reverse to operation F. The condition, ||x|| ≤ ||(F-1 + G)-1|| < ∞, is most often the sufficient condition for the existence of solutions to equations (1) in spaces L2 or M for z ∈V(F).

Following the above considerations, we can formulate the following statement: Let C denote a set of controllers, G, which can be used in the system in question. The H∞ optimization theory assumes that C = RH∞ (the controller is given by the measurable transmittance with real coefficients and limited to re s ≥ 0).

We shall call controller G* ∈R the optimal one for constraints belonging to set V(F) if for each G1∈R the following is true: sup xG * ≤ sup xG1

z ∈V (F )

Fig. 1. Control system diagram Rys. 1. Schemat układu regulacji

(4)

We will determine the operations in a natural way in the set of all functions transforming vector space X to space Y. Therefore, equation (4) can be noted as follows: F-1(z) = (F-1 + G)(x)

Keywords: genetic algorithms, robust control

If there is a solution x ∈ V to the eq. (2) for z ∈V(F) ⊂ V, then x ∈V(F). It results from the fact, that z ∈ V(F) and F(G(x)) ∈V(F). Since each of the elements of the eq.

(3) belongs to V(F), performing the operation F-1 for both sides, we can write

z ∈V (F )

Theorem. Let operation F describing the object, and operations G ∈ C belonging to the set of controllers C transform the set of signal from Banach space R (L2(0,∞) or M) into themselves. If, for controller G* ∈ C, the expression: (9)

robust controller. During the selection of a robust controller, it has to be taken into consideration that, according to the geometrical interpretation of an optimal controller, the sets limited with Nyquist curves for operations 1/F(jω) and –G(jω) must be disjoint. The separation of those curves guarantees the stability of the feedback control system. The change of velocity and the change of the rudder angle lead to the change of the linear form of

reaches a maximum different from zero then the control system described with equations (1) with optimal controller G* is optimal in terms of signal class R(F).

The above condition can be also noted for spectral transmittance inf

−∞< ω <∞

1 + G( j ω ) = r (G ) F (jω)

(10)

Geometrically, this means that the smallest distance between the spectrum of the operation 1/F and the spectrum of operation –G equals the constant, r(G). We try to select controller G so that constant r(G) will be as big as possible and therefore, the signal norm – as small as possible.

The robust controller selection methodology compliant with the above considerations requires advanced mathematical knowledge in functional analysis from the control system designer. However, evolutionary algorithms can be a perfect tool for optimization of control systems based on robust controller. The application of evolutionary methods relieves us from the requirement of being familiar with functional analysis.

Fig. 3. The family of Nyquist characteristics for the ship, depending on the rudder angle δ Rys. 3. Rodzina krzywych Nyquista w zależności od kąta wychylenia steru δ

2. Example of a robust controller selection A ship was assumed as the controlled object. The block diagram for the ship route control system is illustrated in fig. 2.

The following of the robust controller for the autopilot was assumed:

G(s) =

a1s 2 + b1s + c1 a2s 2 + b2s + c2

(11)

The coefficients of the equations in the numerator and the denominator are sought for the optimal form of the

Fig. 2. Ship route control system with autopilot in the form of a robust controller Rys. 2. System śledzenia trajektorii statku z autopilotem w postaci regulatora odpornego

Fig. 4. Nyquist curves for controllers described with equations (5, 6) and for the ship Rys. 4. Krzywe Nyquista dla regulatorów opisanych równaniami (5, 6) oraz statku

Nomoto’s model of the ship as the controlled object. The selection of the robust controller requires application of a form of the object, whose frequency spectrum provides stability of all other possible forms of the object. In case of a ship this condition, according to fig. 3, is met by the form of the object described with the equation for the largest rudder angle (δ = 35°).

During the computation, the minimization of the operation norm ||F(jω)-1+G(jω)|| in the frequency range of 0–0.16 rad/s is considered. There is no ground to consider higher frequencies due to the limitation of the operation speed of the rudder machine Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

81

Nauka

and the inertness of the ship. The optimization of the robust controller equation coefficients was performed with evolutionary algorithms. As the result, three various robust controller transmittances were obtained, but the forms of the norms for the frequency range in question are almost homogenous.

Fig. 4 illustrates Nyquist frequency characteristics for obtained controllers and operation 1/F(jω). It can be seen that the sets limited with the operation inverse to the ship model and controllers are disjoint, and the control system with those controllers shall be stable. Spectral characteristics of the controllers overlap in low frequency ranges.

Bibliography 1. Francis B.A., A Course in H∞ Control Theory, Springer-Verlag, Berlin 1987.

2. Nikończuk P., Łozowicki A., Evolutionary algorithms application in a ship autopilot system with optimal controller. 7th IFAC Conference on Manoeuvring and Control of Marine Craft Lisbon, Portugal 2006.

3. Nikończuk P., Evolutionary algorithms application for optimal controller design, “Polish Journal of Enviromental Studies”, Vol. 17, No. 4C, 2008, 88–90.

4. Nikończuk P., Królikowski T., Ewolucyjne metody projektowania regulatorów odpornych, „Pomiary Automatyka Kontrola”, Nr 4/2010, Vol. 56, 297–300.

Techniki ewolucyjne doboru regulatorów odpornych

Fig. 5. Norm value for operation given with equation 10 for obtained controllers Rys. 5. Wartości norm dla operacji opisanych równaniem (10) dla otrzymanych regulatorów

Streszczenie: Matematyczne metody doboru współczynników regulatora odpornego w przestrzeniach H∞ są bardzo skomplikowane. Projektant układu regulacji musi wykazywać się znajomością technik analizy funkcjonalnej. Do rozwiązywania problemów optymalizacji tego rodzaju doskonale nadają się algorytmy ewolucyjne. W artykule przedstawiono metodę oraz wyniki symulacji podczas doboru współczynników równania regulatora odpornego. Do doboru użyte są tylko dwa kryteria: sprawdzenie stabilności i zależność geometryczna – minimalizacja największej odległości między krzywymi Nyquista operacji G(jω) i 1/F(jω), gdzie G(jω) i F(jω) są transmitancjami regulatora oraz obiektu regulacji w układzie sprzężenia zwrotnego.

Słowa kluczowe: algorytmy genetyczne, sterowanie odporne

Assoc. Prof. Tomasz Królikowski, PhD Eng. Professor at the Precision Mechanics Department at the Faculty of Mechanical Engineering of Koszalin Technical University. In 2004 he defended his doctoral thesis. In 2012 he received assistant professor degree. Author of more than 100 publications that have been printed in national and international journals.

Research: “Theoretical and Experimental Basic Energy Minimisation Grinding Processes” participant research grants in the field of Mechanical Engineering.

Fig. 6. Tracing the ship route at wind speed of 6 °B and various wind directions Rys. 6. Symulacje śledzenia trajektorii statku dla prędkości wiatru 6 °B oraz różnych kierunków wiatru

Fig. 5 illustrates the norm of operations given with equation (10) for the obtained controllers G1, G2, and G3.

The chart demonstrates that the norms for the controllers in question almost overlap.

Fig. 6 presents simulations of the ship travel towards consecutive set points, with wind speed of 6 °B and various wind directions while tracing the ship route with G3 controller The traces of the routes covered by the ship, presented in fig. 6 are very similar or partly overlapping.

82

e-mail: tomasz.krolikowski@tu.koszalin.pl Piotr Nikończuk, PhD Eng. Assistant professor of Transport Air Conditioning and Refrigerant Department at the Faculty of Maritime Technology and Transport in the West Pomeranian University of Technology, Szczecin. In 2008 he defended his doctoral dissertation on the parent Department. Author of over 30 publications co-author of a patent application submitted by the EPO. Topics of research: “Artificial intelligence methods applications in modeling, optimization and design of control systems”, “Reducing spraybooths energy consumption”. e-mail: piotr.nikonczuk@zut.edu.pl

Model based diagnosis using causal graph Anna Sztyber Institute of Automation Control and Robotics, Warsaw University of Technology

Abstract: This paper concerns fault diagnosis of industrial plants and complex systems with special interest in fault diagnosis system design. Scope of research connected with using causal graphs to fault diagnosis is presented. Directed graph is used to describe causal relationships between process variables and faults. New method for finding set of model structures based on causal graph is presented. Model structure is understood as an output variable and set of input variables. Algorithm for determining model sensitivity to faults is described. Method for finding possible ability to detect and isolate each fault given calculated set of models is described. Main ideas are explained on simple example.

Keywords: fault diagnosis, causal graph, model

that diagnostic signal is understood as a difference between measured signal and reference value calculated from model. In this context model can be set of algebraic equations, differential algebraic equations, look-up table, neural model, fuzzy model etc.

2. Causal graph As a model of a process causal graph is used. Vertices represent the process variables, control signals or faults excluding sensor faults. Directed edges represent influences between vertices. Following methods and algorithms will be explained on a simple example of a single tank system presented in fig. 1.

1. Introduction In industrial plants faults can lead to large economic losses and cause dangerous situations [5]. This is the reason why fault diagnosis is an important problem. In recent years issues of fault diagnosis system design are attracting a lot of attention.

Causal graphs are useful tools for fault diagnosis system analysis. This topic was first concerned in paper [1]. Graph vertices can represent process variables, system components and events like faults and operator interventions.

Graph edges represent causal influences between vertices.

Directed graphs can be used to fault symptoms propagation analysis [2, 3] and to find fault signatures [4, 6]. Simulation of fault propagation can be obtained and set of rules for fault discrimination can be built [7]. Another application of causal graphs is multiple fault diagnosis [8, 9].

One of important problems in causal graph analysis is existence of cycles. Methods for dealing with feedback and control loops are considered [10]. Another issue is size of the model for complex systems. An idea of graph partition is presented in paper [10]. Graph modelling real system can be obtained from mathematical description [11], piping and instrumentation diagrams [12] and from archival industrial databases [13, 14].

In most of papers diagnostic signal is understood as crossing of alarm thresholds [8, 15] or as an alarm coming from system component [16, 17]. In case of an alarm threshold crossing diagnostic signal is often described using fuzzy logic [18].

Using causal graph to model based diagnosis was first proposed in paper [19]. This work continues that idea.

Main difference in relation to most of previous works is

Fig. 1. Single tank system Rys. 1. UkĹ&#x201A;ad zbiornika

List of variables is shown in tab. 2. Considered faults are presented in tab. 1.

Tab. 1. List of variables Tab. 1. Lista zmiennych

CV

controller output

CVv

control signal received in valve

u

valve position

F1

inflow

h

tank level

F2

outflow

Pomiary Automatyka Robotyka  nr 1/2013

83

Nauka

Tab. 2. List of faults Tab. 2. Lista uszkodzeń

f1 f2 f3 f4

control circuit fault valve fault tank leakage outlet clogging

variables should cut all causal influences between outer variables and model output. If variable v is not influenced by any of model inputs then in a graph should not exist a path from vertex v to model output not containing any of model inputs. For example model with tank level h as an output and outflow F1 as an input does not have complete set of inputs because in a given causal graph exist path from inflow F1 to h.

Some remarks about causal relations between model inputs

Fig. 2. Casual graph of a single tank system Rys. 2. Graf przyczynowo-skutkowy układu zbiornika

Causal graph of a single tank system is presented in fig. 2. Graph vertices represent all variables and faults.

Edges show causal relationships. Signal from a controller is send to a valve and received signal influences valve position. Degree of valve opening causes changes in inflow.

Tank level depends on inflow and outflow. Growth of tank level causes increase of outflow.

Fault in a control circuit disturbs value of a control signal received in a valve. Valve fault influences valve position. Tank leakage causes decrease of tank level. Clogging of an outlet causes decrease of outflow.

This kind of causal graph containing vertices representing faults can be used to find set of possible process models and their sensitivity to faults.

3. Model structures Model structure is understood as an output variable and set of input variables. Given causal graph of a system all possible model structures can be found. Method for finding model structures is presented in work [19]. This paper presents new method for solving this problem.

3.1. Requirements for model structures

Set of an input variables for a given output variables should fulfil following requirements: 1. For each input variable in a causal graph a path must exists from input variable to output variable.

2. Set of input variables should be complete.

Requirement no. 1 means that each model input should influence modelling variable. For example, there is no point in building model of valve position u with tank level h as an input because tank level have no influence on valve position (influence through control circuit is no considered). Complete set of an inputs means that set of input

84

When building model structures some additional requirement related to causal relationships between inputs should be considered. For example, model of a tank level h containing as an inputs valve position u and inflow F1 is not a good idea, because given measure of an inflow F1 data about valve position u gives no useful additional information. The strictest requirement is to forbid existence of any path between model inputs. That approach was presented in work [19]. In this paper another approach is proposed. The requirement is that in a causal graph must exist a path from each input of a model to an output not containing any other inputs. In other words each input variable has influence on output variable that cannot be described using other input variables. Difference between this two approaches is visible only when in a graph exists some path ramifications.

Fig. 3. Example graph G1 Rys. 3. Przykładowy graf G1

Consider example graph G1 presented in fig. 3. Vertices a, b and c represent process variables, vertices f1, f2 and f3 represents faults. There are two possible models of variable c: ĉ = f(a) and ĉ = f(a, b). Model with one input b has not complete set of inputs. Model with one input ĉ = f(a) fulfils strict requirement of no causal relations between inputs. This model is disturbed by faults f2 and f3. Model with two inputs a and b does not fulfil strict requirement but fulfils requirement of existence of path from each input of a model to an output not containing any other inputs. This model is disturbed only by fault f3 which means that models with causal relations between variables can be used to improve faults discrimination.

3.2. Finding model structures

Calculation of all possible model structures contains following steps: 1. Finding and merging strongly connected components.

2. Topological sorting of vertices.

3. Building model structures.

4. Finding proper models.

5. Checking for fulfilment of requirement related to causal relations between inputs.

6. Adding models with more than one variable from the same strongly connected component.

Each step will be described in following paragraphs.

Strongly connected components Strongly connected component in a graph G is a set of vertices that for each pair of vertices u and v in a graph G exists path from u to v and from v to u [20]. One strongly connected component contains set of variables influencing each other.

Merging strongly connected components of graph G solves problem of dealing with cycles. Strongly connected components of a graph G can be identified using well known algorithm based on a depth-first search [20]. Causal graph of a single tank system with merged strongly connected components is presented in fig. 4. This graph contains only one strongly connected component including vertices h and F2. These two vertices were replaced by one vertex named SN0.

Algorithm 1 ModelStructures(GX,Q)

while Q ¹ 0 do v ← max(Q) P ←predecessors set of vertex v add(Models, (v, P)) Sets(P, P, v) end while

GX is a symbol for causal graph of a system with merged strongly connected components and deleted faults.

Vertices representing faults are not useful to finding model structures because fault cannot be a model input or output. Q is a priority queue containing vertices of graph GX in topological order. Algorithm ModelStructures(GX, Q) process all vertices v of graph GX in a topological order.

For each vertex v first model contains all v predecessors in a graph GX as an input set. Then recursive procedure Sets(SP, P, v) is called. SetModels is a set of pairs. Each pair contains output variable of a model and set of input variables.

Algorithm 2 Sets(SP, P, v)

for all p Î SP do if p Î P then for all M Î Models(p) do remove(SP, p) add(SP, in(M)) add(Models, (v, SP )) Sets(SP, P, v) end for end if end for

Fig. 4. Graph of a single tank system with merged strongly connected components Rys. 4. Graf przyczynowo-skutkowy układu zbiornika z połączonymi silnie spójnymi składowymi

Topological sorting Topological sorting of graph provides partial order of vertices. If in a graph G exists a path from vertex u to vertex v, then vertex u precedes vertex v in obtained order. Topological sorting of a graph makes sense only when graph does not contain cycles, so it could be used to process causal graph with merged strongly connected components. Processing graph in a topological order ensures that when vertex u is processed all of its predecessors in a graph G were already processed. Topological sorting of a graph can be obtained using well known algorithm also based on a depth-first search [20]. In a graph of single tank system with merged strongly connected components after topological sorting vertices have order as follows: CV, CVv, u, F1 and SN0.

Building model structures All possible model structures fulfilling requirements 1 and 2 are found by algorithm 1.

Procedure Sets(SP, P, v) extends set of models replacing each of model inputs p by inputs set of some model of p. This could be done because all models of p were found previously because vertices are processed in topological order. SP is a set of model inputs, v is modelled variable, P is a set of v predecessors. Models(p) is a set of variable p models, in(M) means input variables set of model M. Models calculated for single tank system are listed in tab. 3.

Tab. 3. List of models for single tank system Tab. 3. Lista modeli dla układu zbiornika

CVv

[CV ]

u

[CVv]

F1

[u], [CV ], [CVv]

SN0

[u], [CV ], [CVv], [F1]

Proper models For fault diagnosis can be used only models containing known variables. This motivates following definition.

Proper model structure is a model structure satisfying following conditions: 1. Model output is measured process variable or a merged strongly connected component containing at least one measured process variable.

2. Set of model inputs contains only control signals or measured process variables or a merged strongly connecPomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

85

Nauka

ted components containing at least one measured process variable.

Assuming that following variables are measured in a single tank system: u, F1, h, F2 we obtain set of proper models listed in tab.4.

Tab. 4. List of proper models for single tank system Tab. 4. Lista właściwych modeli dla układu zbiornika

u

[CV]

F1

[u], [CV ]

SN0

[u], [CV ], [F1]

Requirement related to causal relationships between model inputs This part of algorithm depends on selected requirement. In case of requirement of existence of path from each input to output not containing other inputs algorithm 3 can be used. Edges in a graph GX are reversed and for all models M depth-first search is started from model output v. When one of model inputs is encountered its successors in graph GT are not added to a queue. If all model inputs were encountered then model M fulfils requirement.

Algorithm 3 CausalRelations(Models,GX) create graph GT by reversing all edges in GX

Algorithm search for new models for all strongly connected components SN in a graph GX. Component SN is divided into vertices and edges in a graph are reversed.

All possible model outputs v and all possible additional inputs w from the same component are considered. Set var(v, w) contains measured variables u for which exists path from u to v not containing w. Only measured variables are considered because obtained models should be proper models. In DFS(GTSN, v) successors of measured variables are not added to a queue, so set var(v,w) contains only variables near v. Models of encountered variables are already obtained so there is no point in further searching. At the end of algorithm recursive procedure AddModel(v,w, var(v,w)) is called.

Procedure AddModel(v, addIn, variables) is presented as an algorithm 5. v is modelled variable, addIn is a set of possible additional inputs from the same strongly connected component and variables is a set of variables u for which exist path from u to v not containing any vertex from set addIn. If variables is an empty set then set addIn is an complete model and can be add as an new model of variable v. If set variables is included in some input set of model of v then model with input set containing variables and addIn can be added. At the end searching for next additional input from the same component is started.

for all M Î Models do do DFS(v,GT ) with stopping on M inputs if not all in(M) were met then remove(Models,M) end if end for

In single tank system example there is no problem with casual relationships between variables.

Additional models Last step of finding all model structures is adding models containing more than one variable from one strongly connected component. Variables in one strongly connected component all influences each other so this additional models could not fulfil requirement of no causal relations between model inputs.

Despite this they are worth consideration because they can improve faults discrimination.

New models are added by algorithm 4.

Algorithm 5 AddModel(v, addIn, variables)

if variables = 0 then

add(Models, (v, addIn)) end if for all m Î Models(v) do if variables Î in(m) then add(Models, (v, addIn È variables) end if end for for all vn Î SN(v) do if vn Î v variables then ok ← TRUE for all in Î addIn do if in Ï var(v, vn) then ok ← FALSE end if

Algorithm 4 NewModels(GX) for all SN Î GX do create graph GSN by splitting SN into vertices create graph GTSN reversing all edges GSN for all measured v Î SN do for all measured w Î SN do delete outgoing edges of w DFS(GTSN, v) with stopping on measured variables var(v,w) ← set of first measured variables encountered in DFS(GTSN, v) AddModel(v,w, var(v,w)) end for end for end for

86

remove(variables, vn) if ok then variables ← variables Ç var(v, vn) add(addIn, vn) end if AddModel(v, addIn, variables) end for end if end for

All models obtained for a single tank example are listed in tab. 5.

Tab. 5. List of all proper models for single tank system Tab. 5. Lista wszystkich właściwych modeli dla układu zbiornika Model output

Set of all proper models

u

[CV]

F1

[u], [CV]

h

[u], [CV], [F1], [F2, CV], [u, F2], [F1, F2]

F2

[u], [CV], [F1], [h]

4. Models sensitivity For models designed for diagnosis system their sensitivity to faults is very important.

Model structure sensitivity to faults is a set of faults which can cause difference between the value calculated from model and measured value of variable.

In a causal graph model structure sensitivity to faults is a set of faults for which in a graph exists path from fault to modelled variable not containing any of input variables.

Set of faults disturbing each model is found in an algorithm 6. Graph edges are reversed and for each model outgoing edges of each input variable are deleted. Model is sensitive to faults encountered by depth-first search started from model output v.

Algorithm 6 Faults(Models,G) create graph GT reversing all edges G for all M Î Models do for all w Î in(M) do delete outgoing edges of w end for DFS(GT , v) f(M) ← set of faults encountered in DFS(GT, v) end for

Last step is to add sensitivity to sensor faults. Model is sensible to faults of all sensors measuring input variables and output variable.

Models and their sensitivity to faults for single tank example were listed in tab. 6. Sensor faults are marked by letter f and symbol of measured variable.

5. Faults detection and discrimination Given set of model structures and their sensitivity to faults possible ability of diagnosis system can be obtained. Fault can be detected when exists at least one model sensitive to this faults. Two faults can be distinguished when they can be detected and at least one model sensitive to one of them and not sensitive to another exists.

Results obtained this way are optimistic prognosis because causal graph is a qualitative model of a process. Models good from causal point of view can be impossible to use in practise in case of bad quality of measurements, presence of large disturbances or little fault influence.

Tab. 6. List of all models with sensitivity to faults for single tank system Tab. 6. Lista wszystkich modeli wraz z ich wrażliwością na uszkodzenia Model output

inputs

faults

u

[CV]

fu, f1, f2

F1

[CV]

fF1, f1, f2

F1

[u]

fu, fF1

h

[u]

fu, fh, f3, f4

h

[F1]

fh, f3, fF1, f4

h

[CV]

fh, f3, f4, f1, f2

h

[F2,CV]

fh, f3, f1, f2, fF2

h

[u, F2]

fu, fh, f3, fF2

h

[F1, F2]

fh, f3, fF1, fF2

F2

[u]

fu, f3, f4, fF2

F2

[F1]

f3, fF1, f4, fF2

F2

[h]

fh, f4, fF2

CV

[h]

f3, f4, f1, f2, fF2

In a single tank example all faults can be detected.

Faults f1 and f2 cannot be distinguished.

6. Summary Applications of directed graphs to fault diagnosis were described. Idea of a causal graph searching application to a model based diagnosis was presented.

Requirements for causal relation between model input and output variables were discussed and new requirement for causal relations between model inputs was proposed which allows generation of additional models and can give better faults discrimination.

New method for finding set of possible model structures was presented. Method differs from algorithm presented in [19]. Problem of dealing with cycles in graph was solved. Need for generation of special tree for each output variable was eliminated. Proposed method allows generation of all models at once using results calculated previously for models of other output variables. Presented algorithms can be easily implemented using well known methods of graph processing.

Method for finding possible ability of diagnosis system based on a calculated set of models was described.

Acknowledgements

The project has been partially financed from funds of National Science Centre granted by decision number DEC-2011/01/B/ST7/06183 and from Grant of Dean of Faculty of Mechatronics.

Bibliography 1. Ira M., Aoki K., O’Shima E., Matsuyama H., An algorithm for diagnosis of system failures in the chemical process, “Computers&Chemical Engineering”, 3:489– 493, 1979.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

87

Nauka

2. Ulerich N.H., Powers G.J., On-line hazard aversion and fault diagnosis in chemical processes: The digraph + fault-tree method. IEEE Transactions on Reliability, 171–177, 1988.

3. Fan Yang, Shah L.S., Deyun Xiao, Sdg modelbased analysis of fault propagation in control systems. Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, 1152–1157, 2009.

4. Chung-Chien Changt, Cheng-Ching Yu, Online fault diagnosis using the signed directed graph. “Industrial & Engineering Chemistry Research”, 29:1290–1299, 1990.

5. Blanke M., Kinnaert M., Lunze J., Staroswiecki M., Diagnosis and fault-tolerant control. Springer-Verlag, Berlin 2003.

6. Gang Xie, Xiue Wang, Keming Xie, Sdg-based fault diagnosis and application based on reasoning method of granular computing, Control and Decision Conference, 1718–1722, 2010.

7. Tarifa E.E., Scenna N.J., Fault diagnosis, direct graphs, and fuzzy logic, “Computers & Chemical Engineering”, 21:649–654, 1997.

8. Fang T., Pattipati K.R., Deb S., Malepati V.N., Computationally efficient algorithms for multiple fault diagnosis in large graph-based systems, “IEEE Transactions on Systems, Man and Cybernetics”, Part A: Systems and Humans, 73–85, 2003.

9. Hideo Nakano, Yoshiro Nakanishi, Graph representation and diagnosis for multiunit faults, “IEEE Transactions on Reliability”, 23(5):320–325, 1974.

10. Maurya M.R., Rengaswamy R., Venkatasubramanian V., A systematic framework for the development and analysis of signed digraphs for chemical processes, Industrial & Engineering Chemistry Research, 4789–4827, 2003.

11. Maurya M.R., Rengaswamy R., Venkatasubramanian V., A signed directed graph and qualitative trend analysis-based framework for incipient fault diagnosis, “Chemical Engineering Research and Design”, 85(29):1407–1422, 2007.

12. Fan Yang, Shah L.S., Deyun Xiao, Signed directed graph modeling of industrial processes and their validation by data-based methods. 2010 Conference on Control and Fault-Tolerant Systems (Sys-Tol), 387–392, 2010.

13. Bauer M., Cox J.W., Caveness M.H., Downs J.J., Thornhill N.F., Finding the direction of disturbance propagation in a chemical process using transfer entropy, “IEEE Transactions on Control Systems Technology”, 15(1), 12–21, 2007.

14. Bauer M., Thornhill N.F., A practical method for identifying the propagation path of plant-wide disturbances, “Journal of Process Control”, 18:707–719, 2008.

15. Wen-Liang Cao, Bing-ShuWang, Liang-Yu Ma, Ji Zhang, Jian-Qiang Gao. Fault diagnosis approach based on the integration of qualitative model and quantitative knowledge of signed directed graph. International Conference on Machine Learning and Cybernetics, 2251– 2256, 2005.

16. Lakshmanan K.B., Rosenkrantz D.J., Ravi S.S., Alarm placement in systems with fault propagation. “Theoretical Computer Science”, 243:1217–1223, 2000.

17. Rao N.S.V., On parallel algorithms for single-fault diagnosis in fault propagation graph systems, “IEEE

88

Transactions on Parallel and Distributed Systems”, 7(12):1217–1223, 1996.

18. Bingshu Wang, Wenliang Cao, Liangyu Ma, Ji Zhang, Fault diagnosis approach based on qualitative model of signed directed graph and reasoning rules. FSKD (2)’05, 339–343, 2005.

19. Ostasz A., Causal graph and its application to finding residual set and diagnostic relation (in polish). PhD thesis, Warsaw University of Technology, Warsaw 2006.

20. Cormen T.H., Leiserson C.E., Rivest R., Introduction to Algorithms. Massachusetts Institute of Technology, 2009.

Zastosowanie grafu przyczynowo-skutkowego w diagnostyce wykorzystującej modele procesu Streszczenie: Artykuł dotyczy zagadnień projektowania systemów diagnostyki procesów przemysłowych z wykorzystaniem grafów przyczynowo-skutkowych. Przedstawiono stan badań dotyczących zastosowania grafów w diagnostyce. Graf przyczynowo-skutkowy jest grafem skierowanym zawierającym wierzchołki reprezentujące zmienne i uszkodzenia oraz krawędzie obrazujące wzajemne oddziaływania. Zaprezentowano metodę znajdowana zbioru struktur wszystkich modeli, które mogą zostać wykorzystane w systemie diagnostycznym. Opisany jest sposób określania wrażliwości modeli na uszkodzenia oraz znajdowania możliwej do uzyskania wykrywalności i rozróżnialności uszkodzeń.

Słowa kluczowe: diagnostyka przemysłowa, graf przyczynowo-skutkowy, modele

Anna Sztyber, MSc Graduated from Automation Control and Robotics at Faculty of Mechatronics of Warsaw University of Technology with excellent results. Now she is a PhD student and research worker of Institute of Automation Control and Robotics. Field of her interest is diagnosis of industrial plants. e-mail: sztyber.anna@gmail.com

Mechatronic eye: modeling and design Tomasz Szybka, Bartłomiej Zagrodny, Jan Awrejcewicz Department of Automation and Biomechanics, Lodz University of Technology

Abstract: In this paper both model and prototype of a human eye are developed. We are aimed on building and control of the simplified eye model, which is able to simulate some real eye biological functions. Control of the prototype has been motivated by monitoring the human eye behavior in different environment conditions. In addition, optical properties, functions and operation of the applied electrical control of the pupil (apple of the eye) and control of the prototype movement focused on detection and tracking a light source are also presented.

Keywords: artificial eye, control, eye movement

1. Introduction Vertebrates eyes are highly complicated structures consisting of many components, such as sclera, cornea, iris, lens, vitreous humour, retina, fovea, optic nerve and muscles (see [1–3]). These elements interacting together yield the proper eye behavior. It is well known that bionic structures are often imitated by biomechanical and mechatronical mechanism

being used in robotics (see, for example [4]). Review of state of the art devoted to the eye modeling shows that only a few papers have been focused on mechanical behavior of the human eye ([5–6]). We are aimed on building an optical-electrical system with structure similar to the biological system, which allows simulating and recreating the biological behavior of the eye under influence of various external factors.

Mechatronic model of human eye contains (see also fig. 1): (i) camera lens with aperture of ø58 mm, with similar field of view to human eye (40 degrees) and well optically corrected, (ii) light sensor BPSP34 with sensitivity in range of 440– 1150 nm, (iii) “Pololu Mini Maestro” – the programmable servo-controller, (iv) servomechanisms “Tower Pro SG-5010”.

The proposed mechatronic model can be controlled from PC class computer using the USB. Simplified scheme of work includes the following steps. First, light coming through the lens is focused on the light sensor. This generates a voltage reaction. Then, the information from sensor goes to the servo controller fixed in the base, which sends signals to the servos.

This model has the ability to rotate around two axes (vertical and horizontal) and to manipulate the aperture accordingly to the light.

2. Control The prototype is controlled by servo controller accordingly to values of light intensity received from a photodiode. In order to keep its proper use, servo-controller is programmed on the basis of human eye behavior examination.

Fig. 2. Human eye`s trajectories of light source search Rys. 2. Trajektorie szukania żródła światła przez oko człowieka

Fig. 1. Mechatronic model of human eye Rys. 1. Schemat budowy mechatronicznego modelu oka

Trajectory of light source search (see fig. 3) is created based on experiment, where the subject is searching for a laser spot, using eye movement only. Examples of the human eye movement obtained during experiments are presented in fig. 2.

Black points refer to start position, circle field of view without head movement. Fixation of the eye model is greater then the biological structure (90° to about 75° [7]).

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

89

Nauka

Fig. 3. Path of light source searching produced by the mechatronic model of a human eye Rys. 3. Trajektorie szukania źródła światła przez mechatroniczny model oka

Second experiment shows the difference in pupil size depending on light intensity (see fig. 4). First of the photography shows eye behavior during low light, whereas the second one corresponds to the high light examination.

the programmed trajectory. If the light intensity is higher than the assumed limit, program reacts as described earlier.

However, if intensity is not sufficient throughout, the trajectory program goes back to the beginning.

Third experiment has been carried out to show the difference between human eye and mechatronic model of eye in time needed to find the laser spot. Human eye in low light environment conditions (high contrast between laser spot and environment) finds it almost imidiatelly, while in the high light environment conditions it is often prolonged to about 3–4 s before the subject is able to find it. Sometimes subject was unable to find it at all. For mechatronic model of an eye, on the other hand, time needed to find the spot depends on direction of the light (because the model tracks the programmed trajectory), the servo's speed and the trajectory itself. On higher speed time needed to follow the whole trajectory takes about 2.5 s. Therefore time needed to find light source varies between 0 and 3.5 s.

3. Conclusions

Fig. 4. Pupil sizes depends on the light intensity Rys. 4. Rozmiary źrenicy w zależności od natężenia światła

On the basis of the carried out experiments the following algorithm for the prototype control has been designed and applied in to the servo-controller (see fig. 5).

If the light level is higher than a set value, the aperture subroutine is executed. In case of light loss the developed control signal goes back to the beginning. If the value of light intensity is lower than the set value, the experimental eye model starts to search for the light, following

It should be emphasized that the constructed and presented prototype possesses the movement range similar to that of the biological eye. Diaphragm control has a human like behavior. All this makes it possible to simulate some phenomena like the light search, light level control or movement.

Bionic structures can also have variety of application.

The developed by the authors mechatronic eye model can be also used for teaching purposes. However because of its simple construction, after some modifications it can be used also for other purposes like a solar panels setting, storm warning system, as well as a counter of passing objects (cars, humans, etc.).

Acknowledgements This paper is supported by ”MASTER Programme” of The Foundation for Polish Science.

Bibliography

Fig. 5. Scheme of mechatronic eye light search Rys. 5. Schemat działania modelu oka

90

1. Agur A., Dalley A., Grant’s Atlas of Anatomy, 12th ed., Lippincott Willians and Wilkins 2009.

2. Woźniak W. (ed.), Anatomia człowieka, podręcznik dla studentów i lekarzy, 2nd ed., Wydawnictwo Medyczne Urban & Partner, Wrocław 2003.

3. Manning A., Wstęp do etologii zwierząt, PWN, 1976.

4. Cannata G., Maggiali M., Design of a Humanoid Robot Eye, Humanoid Robots, New Developments, I-Tech, Vienna, Austria, 138–156, 2007.

5. Lockwood-Cooke P., Martin C.F., Schovanec L., A Dynamic 3-d Model of Ocular Motion, Proceedings of 38th Conference of Decision and Control, Phoenix, December, 1999.

6. Polpitiya A.D., Ghosh B.K., Modelling and Control of Eye-Movements with Muscolotendon Dynamics, Proceedings of American Control Conference, 2313–2318, Anchorage, May 2002.

7. Miller J.M., Robinson D.A., A Model of the Mechanics of Binocular Alignment, Computer and Biomedical Research, 1984, Vol. 17, 436–470.

Mechatroniczny model oka Streszczenie: W artykule autorzy prezentują mechatroniczny model oka. Celem budowy stanowiska było zasymulowanie i odtworzenie funkcji oka wraz z odwzorowaniem jego sterowania.

Na podstawie budowy biologicznej, badań zarówno własnych, jak i innych autorów zaproponowano konstrukcję obejmującą budowę optyczną oka, funkcje i działanie źrenicy oraz sterowanie, które umożliwia wykrywanie i śledzenie źródła światła.

Słowa kluczowe: sztuczne oko, model oka, reakcje oka, sterowanie

Tomasz Szybka He was born in Łódź, Poland on July 20, 1989. From 2008 he is studying at Lodz University of Technology. In 2012 at the Department of Automation and Biomechanics he gained engineer’s degree for his Mechatronic eye model. Later same year he participated in the International Conference – Mechatronics: Ideas for Industrial Applications which took place in Warsaw (Poland). e-mail: tszybka@gmail.com Bartłomiej Zagrodny, PhD In 2008, he was graduated in Applied Mathematics at the Faculty of Technical Physics, Information Technology and Applied Mathematics. In 2012 he received PhD in Mechanics at the Faculty of Mechanical Engineering, Lodz University of Technology. Author and co-author of publications in the field of biomechanics and thermal imaging. e-mail: b.zagrodny.pl@gmail.com Prof. Jan Awrejcewicz, DSc, PhD He was born in Telesze, Poland on August 26, 1952. He received the MSc and PhD degrees in the field of Mechanics from the Lodz University of Technology in 1977 and 1981, respectively. He received also his bachelor’s degree in Philosophy in 1978 from Lodz University of Technology, and DSc degree in Mechanics from Lodz University of Technology in 1990. He is an author or co-author of 538 publications in scientific journals and conference proceedings, monographs (37), text books (2), edited volumes (4), conference proceedings (11), journal special issues (12), and other books (8) and other short communications and unpublished reports (238). He is now the Head of Department of Automatics and Biomechanics, and the Head of PhD School on ‘Mechanics’ associated with the Faculty of Mechanical Engineering of Lodz University of Technology. In 1994 he earned the title of Professor from the President of Poland, Lech Wałęsa, and in 1996 he obtained the golden cross of merit from the next President of Poland, Aleksander Kwaśniewski. He is a contributor to 50 different research journals and to 300 conferences. During his scientific travel he visited 60 different countries. His papers and research cover various disciplines of mathematics, mechanics, biomechanics, automatics, physics and computer oriented sciences. e-mail: awrejcew@p.lodz.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

91

Nauka

Experimental demonstration of Measurement System Analysis Artur Król*, Wojciech Czaja*, Gabriel Kost*, Piotr Czop**, Grzegorz Wszołek*, Dawid Jakubowski*** *Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems The Silesian University of Technology

**AGH University of Science and Technology ***GS-Hydro Sp. z o.o., Ruda Śląska

Abstract: This work presents the application of Measurement System Analysis (MSA) and the advantages of the Six Sigma approach in the validation of a servo-hydraulic tester. The diagnosis of repeatability and reproducibility by using repeatability (R) and reproducibility (R) gage analysis (so called Gage R&R Type II tool) which shows the correct operation of the measuring system including uncertainty of staff and measuring instrumentation. The Gage R&R Type II tool is based on the analysis of variance, called ANOVA. The structural approach to the subject has also provided knowledge of the error of the measurement system.

Keywords: measurement system analysis, MSA, variance analysis ANOVA, validation, servo-hydraulic tester

over a period of time or other parameter related to time or environment, such us temperature or pressure.

The precision component of measurement error takes into account not only the complete measurement system, but also the measurement method, operators and measured specimen.

Repeatability shows the difference between the two extreme measured values repeated for the same part per the same operator. Reproducibility is the difference between the average values of measurement carried out for the same part for different operators. There is a statistical tool called Gage R&R, used by Six Sigma methodology, to assess the precision of the measurement system [2]. It needs to be stressed that Gage R&R will show how precise the measurement can be, but this tool will not ensure calibration and other accuracy related aspects.

1. Introduction

2. Measurement System Accuracy

The measurement system is a key aspect for each research and development work. Usually, measurements from advanced computerized systems are treated as a perfect source of data with a zero measurement system. This thinking can lead to the acceptance of measurement data without any critical look at the measurement system, and making conclusions based on incorrect data. There are very well-known measurement system analysis methods, but classically many of them concentrate on the calibration process. The automotive industry has developed the best practice method to perform measurement system analysis and asses the measurement error.

The main concept of MSA divides measurement error components into the following groups [2]: – Accuracy: • Calibration/Bias • Linearity • Stability – Precision: • Repeatability • Reproducibility In fact, the Accuracy part represents the calibration process because calibration/bias is meant to calibrate a given measurement system in line with the master system in order to give correct read out, and therefore to have zero read out at a zero point, which is called bias. The next component, linearity, is the calibration made over the whole range of interest. The last aspect within accuracy is stability of the measurement system

The measurement system being evaluated is a servo-hydraulic system designed to measure force – velocity characteristics of components targeted to provide damping functions.

The servo-hydraulic machine consists of a hydraulic actuator, and the system is equipped with sensors measuring displacement and force [1]. The performance of the machine executing a given displacement signal over time is kept by means of a controller with a closed control loop. This machine set -up ensures stable behavior and theoretically correct measurements performed on this measurement system. However, as described above, complete measurement system analysis also requires an operator, measurement method and the investigated parts to be included into the measurement evaluation experience. It has been agreed to perform the following steps in order to understand measurement systems [2]: Calibration of sensors used in the system is treated as being correctly performed by an external laboratory. The reason to skip this step is that it requires special equipment, and additionally this activity has recently been performed. The mentioned calibrations cover two of the three accuracy aspects: (i) accuracy/bias, (ii) linearity – as the calibration was performed over a complete range of interest.

The next step is to check the stability of the machine with these experiments: The stability of machine performance, which is the achieved velocity based on the requested signal. The requested signal is sin wave, velocity is measured as the maximum for two stroke directions, named rebound and compression. To assess

92

Tab. 1. Standard deviation values velocity for compression Tab. 1. Odchylenie standardowe wartości prędkości kompresji Variable

Velocity1

Velocity2

Velocity3

Velocity4

Velocity5

Standard Deviation

0.000341

0.000352

0.000728

0.000705

0.000849

The same approach for analysis was used during the rebound (extension) stage, where the standard deviations for all velocities are the following (tab. 2).

The graphical representation of the maximum velocity for the rebound stage is shown in fig. 2.

Stability for the master piece, which is the mono-tube based damper known as stable damping components. The test was performed with the mentioned sin wave signal with 5 increasing velocities. In this case the measured output is not the velocity but the force measured at maximum speed. The graph in fig. 3 shows 30 repetitions of measurement for maximum speed during the compression stage.

The graph clearly shows an issue with the stability of the damping forces of the measured unit. There are multiple potential results of damper instability, however this is not the aim of this paper. The instability is presented in tab. 3 as standard deviation per each velocity.

Tab. 3. Standard deviation values force for compression Tab. 3. Odchylenie standardowe wartości sił kompresji Variable

Fig. 1. Stability for velocity at compression stage Rys.1. Stabilność prędkości kompresji

Standard Deviation

Compression1 Compression2 Compression3

9.31

9.19

13.75

Compresion4

18.0

the stability of the machine, 30 measurements were performed on a consolidated sin wave signal with 5 velocities. As a result, we gained an evaluation of 5 achieved velocities for 2 directions of actuator movement. For the compression movement we have the following standard deviation values of the achieved velocities [m/s] (tab. 1).

The relative standard deviation, calculated as a standard deviation divided by the mean value of speed, is around 0.1 %, which provides a very good and acceptable result. The graph in fig. 1 presents 30 repetitions of the same signal for the highest velocity. The black points show the average values for each repetition based on individual values from 5 loops for each velocity.

Tab. 2. Standard deviation values velocity for rebound Tab. 2. Odchylenie standardowe wartości prędkości rozprężania Variable

Velocity1

Velocity2

Velocity3

Velocity4

Velocity5

Standard Deviation

0.000493

0.000250

0.000679

0.000768

0.000773

Fig. 3. Force stability for compression Rys. 3. Stabilność siły kompresji

The standard deviation is very often used to present the confidence interval around mean values. In this case, the Confidence Interval (CI 95 %) for compression force at max speed would be ±36 N. As the variation of the force is not the same over 30 repetitions it can be allowed to assess the common variation of measured force over 1 repetition by means of – the Pooled Standard Deviation (PSD) calculated for each velocity are presented in tab. 4.

Tab. 4. Pooled standard deviation values velocity for compression Tab. 4. Łączne odchylenie standardowe wartości prędkości kompresji Variable

Fig. 2. Stability for velocity at rebound stage Rys. 2. Stabilność prędkości rozprężania

PSD

Compression1 Compression2 Compression3 Compresion4

2.15

2.66

3.85

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

5.51

93

Nauka

There are 30 tests performed over a certain period of time with usually 4 repetitions in a row. The graph in fig. 5 shows damping forces for the rebound stage.

The pattern of decreasing forces in groups of 4 (in one case, 8) repetitions is easily explained because measurements were performed in rows of 4 tests, increasing the temperature, which leads to a damping force decrease due to lower viscosity of the oil. This experiment clearly showed the issue with stability of the damper and the strong influence of temperature as a noise factor. This means that the measurement system analysis performed based on a damper must be carried out with the elimination of all noise factors influencing the final measurement.

Fig. 4. Force stability for rebound at maximum speed Rys. 4. Stabilność siły rozprężania przy maksymalnej prędkości

Based on the pooled standard deviation for maximum speed we can say that CI 95 % is equal to ±11 N, which means that 95 % of single measurement is within the range of ±11 N. This value is much better, however it is valid only for 1 single measurement case.

The situation for rebound force at maximum speed is presented in fig. 4.

The standard deviations and pooled standard deviations are the following in tab. 5.

Tab. 5. Standard and pooled standard deviation values force for rebound Tab. 5. Odchylenie standardowe i łączne odchylenie standardowe wartości sił rozprężania Variable

R1

R2

R3

R4

Standard Deviation

55.3

32.7

15.6

18.4

Pooled Standard Deviation

14.1

8.15

10.4

10.7

3. Measurement System Precision In order to understand the measurement error components called repeatability and reproducibility, we need to use the Gage R&R statistical tool, which is based on the analysis of variance – ANOVA [4]. The standard approach for this experiment is to measure a minimum of 10 parts measured by 2 operators, each operator has to measure at least 2 times. In the presented case, there are 2 operators testing the same specimen 30 times over the complete test sequence, consisting of 4 test velocities, creating full force over the velocity characteristic for rebound and compression movement [2]. Nested Gage R&R was used to analyze the obtained results, and the statistical and graphical

Fig. 6. Gage R&R results for rebound, first velocity, tolerance band is 300 N Rys. 6. Wyniki Gage R&R rozprężania, pierwsza prędkość, tolerancja 300 N

Tab. 6. Contribution percent rate Tab. 6. Udział procentowy Source

Fig. 5. Damping forces measured over a period of time Rys. 5. Zmierzone siły tłumienia w okresie czasu

Here the situation for the rebound stage is very similar to compression. Even though we can observe better stabilization of damper performance over time, the pooled standard deviations are similar over the velocities.

The stability over time exercise was meant to show the influence of different factors related to the time domain.

94

Variation Compression

Contribution [%]

1629.46

52.56

167.26

5.40

1462.20

47.16

Part-To-Part

1470.81

47.44

Total Variation

3100.27

100.00

Total Gage R&R Repeatability Reproducibility

results for the first velocity for the rebound stage are presented in fig. 6. If the measurement system was perfect, we should see 30 identical values obtained for each of the operators, additionally, with no difference between operators. This would lead to a standard deviation equal to zero, when in our case we see that standard deviation coming from the measurement system is above 40 [N]. The six standard deviations show that almost 100 % of the measurement system is equal to 52.56 % of the tolerance band (tab. 6). This result is unacceptable as a marginally acceptable measurement system should not give a value above 30 %, according to the AIAG MSA manual. The huge difference arises from the different ways used for measurement between Operator 1 and Operator 2 (lower – right fig. 6).

Standard proces tolerance of study variation is classificate at value 300 N (tab. 7).

Tab. 7. Percent rate for tolerance elements of Gage R&R Tab. 7. Wskaźnik procentowy tolerancji elementów Gage R&R Standard Deviation

Study Variation

Study Variation [%]

Tolerance [%]

40.3666

242.200

72.50

80.73

12.9330

77.598

23.23

25.87

38.2387

229.432

68.68

76.48

Part-To-Part

38.3511

230.107

68.88

76.70

Total Variation

55.6801

334.080

100.00

111.36

Source

Total Gage R&R Repeatability Reproducibility

As Operator 1 was the root cause of the weak measurement system analysis results, it was decided to perform proper re-training of this operator. Additionally, analysis was repeated for the data obtained only by Operator 2.

The improvement is visible on the following table – where the percentage of tolerance decreased to a level of 23.88 % (tab. 8).

Tab. 8. Values of elements included in the Gage R&R for Operator 2 Tab. 8. Wartości elementów wchodzących w skład Gage R&R dla Operatora 2 Study

Standard

Study

Deviation

Variation

11.9408

71.645

68.92

23.88

11.9408

71.645

68.92

23.88

0.0000

0.000

0.00

0.00

Part-To-Part

12.5526

75.316

72.45

25.11

Total Variation

17.3249

103.949

100.00

34.65

Source

Total Gage R&R Repeatability Reproducibility

Variation [%]

Tolerance [%]

Gage R&R results for rebound, first velocity, tolerance band is 300 N, based only on the second operator.

The difference between the operators is even bigger.

Additionally, Tolerance achieved values of 243.86 % where

Tab. 9. Values of elements included in the Gage R&R for Operator 1 Tab. 9. Wartości elementów wchodzących w skład Gage R&R dla Operatora 1 Standard

Study

Study

Deviation

Variation

Variation [%]

81.288

487.728

75.13

243.86

6.129

36.774

5.66

18.39

81.057

486.340

74.91

243.17

Part-To-Part

71.412

428.474

66.00

214.24

Total Variation

108.201

649.206

100.00

324.60

Source

Total Gage R&R Repeatability Reproducibility

Tolerance [%]

the maximum allowed value is 30 % (tab. 9). This result confirms the problem with Operator 1.

4. Conclusions The classic approach for measurement system acceptance would finish with the statistical calibration of sensors used by the testing rig. Additionally, the stability of achieved velocities during test sequences would further check the acceptance for the machine. It needs to be stressed that the measurement system, besides measuring equipment, also includes operators, the test method and measured parts and their characteristic behavior. The presented statistical approach utilizes the basic concepts of automotive MSA and investigates the instability of measured units over factors in the time domain, and measurement error caused by unequally trained operators.

Acknowledgments The authors gratefully acknowledge the financial support of the research project N N502 087838 funded by the Polish Ministry of Science (MNiI).

Bibliography 1. Czop P., Wszołek G., Jakubowski D., Czaja W., The application of a first-principle damper model for tracking the variation of eigenvalues under non-stationary road excitation, [in:] Condition Monitoring of Machinery in Non-Stationary Operations, (eds.) Fakhfakh T., Bartelmus W., Chaari F., Zimnoz R., Mohamed H., Springer, Berlin Haidelberg 2012, 565–572.

2. Król A., Czop P., Jakubowski D., Czaja W., Machoczek T., Measurement System Analysis of a Servo-Hydraulic Test Rig, Modelowanie Inżynierskie tom 12, Gliwice 2012.

3. Czop P., Sławik D., A High-Frequency Model of a Shock Absorber and Servo-Hydraulic Tester, “Mechanical Systems and Signal Processing”, 2011, Vol. 25, No. 6, 1937–1955.

4. Kai Y., Basem E., Design for Six Sigma: A Roadmap for Product Development, McGraw-Hill Professional, 2003.

5. MATLAB, The Math Works Inc., Natick 1998.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

95

Nauka

Dekompozycja oraz analiza składników błędu systemu pomiarowego z zastosowaniem metodologii Six Sigma Streszczenie: W artykule zaprezentowano zastosowanie analizy systemu pomiarowego (MSA) oraz zalety Six Sigma w podejściu walidacji testera serwohydraulicznego. Ustalenie stopnia powtarzalności i odtwarzalności przez użycie analizy powtarzalności (repeatability – R) i odtwarzalności (reproducibility – R) zwanej Gage R&R Type II, która pokazuje prawidłową pracę systemu pomiarowego, w tym niepewność pracowników oraz narzędzi pomiarowych. Narzędzie Gage R&R Type II bazuje na analizie wariancji zwanej ANOVA. Podstawowym podejściem do wiedzy na temat badanego obiektu jest poznanie błędu samego systemu pomiarowego.

Słowa kluczowe: analiza systemu pomiarowego, MSA, analiza ANOVA, walidacja, tester serwohydrauliczny

Artur Król, MSc He received his MSc degree in Technical Physics in 2000 from the Silesian University of Technology. He is European DFSS Coordinator and Six Sigma Certified Black Belt at Tenneco Automotive Eastern Europe Ltd. He is an expert in implementation of Six Sigma methodology in engineering environment with 5 years of experience. He is responsible to coordinate and roll out strategy for better utilization of DFSS on European level. e-mail: krol.artur@gmail.com Wojciech Czaja, MSc Eng. He received his Eng. degree in Management and Production Engineering, specialization of Design and Operation and Maintenance of Machines in 2011 and MSc degree in Management and Production Engineering, specialization of Machine technology in 2012, both from the Silesian University of Technology. e-mail: czajawojtek@gmail.com Gabriel Kost, PhD, DSc, Eng. He was born in 1960. In 1984 graduated at the Silesian Technical University in Gliwice, in the Faculty of Mechanical Engineering, and he got a degree of mechanical engineer in speciality of machine technology and he began work at the Institute of the Machine Building in the Faculty of Mechanical Engineering of the Silesian Technical University. In 1991 he was given a doctor‘s degree of technical sciences, and in 2005 a doctor of science degree in the scope of the robotization of technological processes. He is interested in problems of the automation and the robotization of technological processes, off-line programming and motions planning of industrial robots. e-mail:gabriel.kost@polsl.pl

96

Piotr Czop, PhD He received his MSc in 1998 and PhD in 2001, both from the Silesian University of Technology. His research interests include modeling and identification of multi-domain systems consisting of hydraulic, electrical and mechanical components. e-mail: pczop@agh.edu.pl Grzegorz Wszołek, PhD He received a MSc degree in Automation and Robotics in 1999 and PhD degree in Applied Mechanics in 2002, both from the Silesian University of Technology in the Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems Gliwice, Poland. From 2002 up to now he has held associate professor position at the Silesian University of technology and is a manager of the Laboratory of Electropneumatics and PLC Controllers as well as the Laboratory of Automation and Robotisation of Manufacturing Systems. His current research interests include designing and automation of machines and technological processes, mechatronics of robots and machines as well as computer-integrated manufacturing systems. e-mail: grzegorz.wszolek@polsl.pl Dawid Jakubowski, MSc In 2003 received his MSc degree at the Opole University of Technology, in the Faculty of Electrical Engineering Automatic Control and Informatics specialization of diagnostics and control electromechanical systems. From 2004 up to 2009 he was a Design and Development Engineer in Tenneco Automotive Eastern Europe Ltd., Department of Control & Measuring Systems.

From 2009 up to now he is working in GS-Hydro Ltd. He is an expert in nonwelded high pressure piping solutions, NVH analysis, hydraulic test systems. e-mail: dawid_jakubowski@02.pl

Design of the robotic exoskeleton for upper-extremity rehabilitation Artur Gmerek Institute of Automatic Control, Lodz University of Technology

Abstract: This paper touches upon the issue of designing of an upper-limb exoskeleton used for rehabilitation. Mainly there are presented the results concerning the mechanical design. The exoskeleton, also known as orthosis, has 12 degrees of freedom (DOF). Among 12 DOF there can be distinguished 7 DOF which are actively controlled during rehabilitation, 3 passive DOF which are responsible for wrist movements, and 2 adjustable DOF used for links elongation. An orthosis has been specifically designed to accomplish requirements of medical applications. Described exoskeleton is a key-component of the upper-limb rehabilitation robot.

Keywords: exoskeleton, rehabilitation of upper-extremity, upperlimb, orthosis design

1. Introduction The motivation underlying the analysis described in this paper is concerned with designing an upper-limb orthosis for a rehabilitation robot. Active orthoses are orthotic devices with motors used for link rotation. In this article special attention was paid to exoskeletons used for rehabilitation. Such devices, unlike machines with a single contact with user’s body, are able to precisely control the position of an upper-limb (an arm in relation to a forearm).

On the market, in scientific literature and databases of patents there can not be distinguished many orthosis that are advanced in the way that they could be used in rehabilitation. One of the most famous and advanced exoskeleton on the world is SARCOS – created by DARPA [1].

SARCOS is able to support user’s motion. User’s force can be increased even dozens of times. SARCOS suit is however designed to military purposes.

It is also known the exoskeleton suit developed by Tsukuba University in Japan [2]. The exoskeleton called HAL (Hybrid Assistive Limb) is yet another one, designed to expand physical capability of users.

The most interesting ones from the point of view of this paper are exoskeletons designed for rehabilitation. There are at least several inventions that should be mentioned.

One of such interesting structures was invented by Han Jungsoo et al. [3]. They proposed a robot, with high range of motion. Inventors achieve it by reducing volume of the actuators. The robot is used for shoulder and elbow rehabilitation. It is characterized by compact and elegant structure.

Carignan et al. developed a special anthropomorphic exoskeleton with a modular approach to control [4]. The construction has scapula and glenohumeral joints. In the grip handle there is a force sensor. Controller can operate in both impedance and admittance mode.

IntelliArm is one of the most advanced robots [5, 6]. The robot has 10 DOF, including hand opening and closing mechanism. It is used for shoulder, elbow and wrist rehabilitation. What is interesting the robot is able to drive in four glenohumeral movements including flexion/extension, internal/external rotation, abduction/adduction and vertical displacement of the glenohumeral joint.

And finally, one of the most advanced families of that kind of robots has been developed by scientist mainly related to the ETH Zurich. They are known by a common name – ARMin. The motor/gear combination is backdriveable, ensured by harmonic drive modules. ARMin I has 6 degrees of freedom [7, 8]. The last ARMin III has 4 DOF (shoulder and elbow joints), but the wrist module can be also attached to the construction. Scientist from ARMin project proposed many types of advanced force-control algorithms.

In the next sections there is explained why the decision has been made for a particular type of solution.

2. Assumptions about the design The most difficult decision to be made is about the proper design of arm joints. Considerations about properly designed rehabilitation exoskeleton should begin from

Z

P φ

θ

X

Y

Fig. 1. Spherical coordinate system Rys. 1. Sferyczny układ współrzędnych

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

97

Nauka

answering the question of how many degrees of freedom are needed to control the position and orientation of an arm. In order to setup a particular position in the sphere, 2 DOF are needed (fig. 1).

However, there is also needed one more joint to setup correct orientation. Because of this, minimum 3 DOF are necessary to control arm position. In this structure 1 DOF can be passive, nevertheless in such a case, some position and orientation could not be obtained directly, e.g. abduction/adduction of a limb. The result of this brief analysis lead to the conclusion that in order to provide robust control, min. 3 active DOF are needed.

In some limb configuration the pivot point of an arm is changed. Because of this should be provided additional active joints for proper limb position and orientation control in their all range of motion (ROM).

The exoskeleton’s ROM should be the same as ROM of a human’s arm [9]. If ROM was less then human’s limb ROM, the exoskeleton would not re1 ach all the positions. On the other hand, exoskeleton’s ROM, which is greater than a limb’s ROM could possibly lead to injury in case of control system malfunctions.

It is also desirable that orthosis be symmetrical, which is associated with capability of both limbs rehabilitation – left and right.

While designing an orthosis, it should be also noticed that design should occupy as little space as possible and fit the human limb well.

Another very important feature is also connected with choosing an appropriate drive. In this project force is estimated based on motor current. This greatly decreases the costs of force sensors. In order to provide such possibility, the transmissions of motors have to have small ratio.

This, in turn, causes that the motor power should be higher in order to produce sufficient torque.

When taking into account all the observations, volumes and masses of motors as well as corresponding relationships between individual joints, proper design of an orthosis suitable for rehabilitation becomes a significant problem.

3. Development of the orthosis construction It is very difficult to meet all the assumptions presented in the previous section mainly because of the large volumes and masses of the actuators.

One way to solve this problem is placing drives outside an orthosis [10, 11]. In such structures, torque is transmitted via a system of strings and pulleys. This kind of arrangement, nonethe-

98

less, makes design so complicated that it is very difficult to design a rehabilitation orthosis capable to rehabilitate both limbs and to move through the entire ROM of human limb. For this reason it has been decided that the drives will be placed directly on the exoskeleton.

Some considerations can be also made whether to use prismatic or revolute joints to drive links of the orthosis. Prismatic joints are very difficult to use in symmetric structure and to provide full ROM. Because of this there have been used the revolute joints.

Development of an orthosis kinematic structure can be started with an arm configuration. In fig. 2 some of the possible forms of an arm kinematic structures are presen-

3

2

Fig. 2. Sample configuration of the shoulder. The first link is marked in orange, second – blue, third – green and the orthosis, which has contact with human arm is gray Rys. 2. Przykładowe konfiguracje stawu barkowego. Pierwsze ogniwo zostało oznaczone kolorem pomarańczowym, drugie – niebieskim i trzecie – zielonym, a orteza, która ma kontakt z ramieniem pacjenta jest szara

ted, when taking into account presumptions given in the previous section. Links are set in such a way as to provide three mutually perpendicular degrees of freedom.

Because of lack of self-locking of gears, arm configuration should be stable in case of power failure. This excludes 1st and 2nd configuration. Besides it would be very difficult to place a third actuator in 2nd configuration of exoskeleton, due to the large volume of motors and gears. This and other reasoning has led the author to the 3rd configuration.

Proper placement of motors requires, however, modifications of presented arm configuration. The first modi-

collision during abduction/adduction

Fig. 3. Schematic representation of the collision of the orthosis’ link with patient’s shoulder during abduction/adduction movement Rys. 3. Schematyczna prezentacja kolizji pierwszego ogniwa ortezy z ramieniem pacjenta

fication is connected with a situation when during some movements (e.g. abduction/adduction), second joint could have contact with human shoulder (fig. 3).

One of the possible solutions to this problem is placing the first joint in such a way that the second joint would turn around its own axis. This would, unfortunately, cause that the first joint pivot point does not coincide with arm pivot point. However, it is impossible to place all three links in such a way, that they would preserve all assump-

tions and be in the pivot point of an arm. For this reason, it has been applied configuration shown in fig. 4.

The first motor in not in the pivot point of an arm.

These displacements of the pivot points must be compensated. In this project, it has been done with the use of 3-DOF linear gantry system (fig. 5). The orthosis is connected to this gantry system. The gantry system also provides adaptation to changes in the position of the pivot point in some limb configuration (above a shoulder girdle).

modified second link

upper part of the orthosis

Fig. 6. The modified second link of the orthosis Rys. 6. Zmodyfikowane trzecie ogniwo ortezy

Fig. 4. Designed prototype of active orthosis Rys. 4. Prototyp egzoszkieletu

the linear gantry system

the orthosis

Fig. 5. Linear gantry system Rys. 5. Liniowy układ bramowy, na którym spoczywa orteza

Fig. 7. Activity of Daily Living Handle Rys. 7. Aktywny uchwyt na rękę przeznaczony do systemu wirtualnej rzeczywistości Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

99

Nauka

Fig. 8. Subjects during experiments Rys. 8. Pacjenci podczas eksperymentów

adjustable spring

upper part of the orthosis

lower part of the orthosis

Fig. 9. Conceptual orthosis model with an adjustable spring for gravity compensation Rys. 9. Koncepcyjny model ortezy ze sprężyną odpowiedzialną za kompensację grawitacji

100

In the presented prototype the second motor is close to the patient’s head. One of the solution could be the modification of the third link of the arm configuration by adding one additional dimension (fig. 6).

This, however, would caused that the second joint pivot point would not coincide with arm pivot point, nevertheless it could be compensated with aforementioned gantry system.

Electrical actuators have been used because of high accuracy and repeatability. It is important in this project to smoothly control motors in position, velocity and current mode. Especially smooth velocity characteristics are needed in small ranges of speed, because of low gears ratios. Because of this there has been used the BLDC (brushless DC) motors.

In arm and forearm parts of the orthosis, screws with long nut are placed, being responsible for adaptation to different anthropometric parameters of patient’s body. The screws are driven by DC motors with self-locking gearing. The gears prevent screws from rotation when the pohandle wer is off. The second end of the screw is, however, free. To fully control its rotation, the electromagnets have been used.

The orthosis can be also provided with special activity of daily living handle, which can be used for transmitting the orientation of wrist to control system (fig. 7).

Orthosis is also equipped with motion limiters in which bolts responsible for restricting the movement can be screwed.

4. Experiments and conclusions Experiments have been made on different users in order to collect as many feedback as possible (fig. 8). Most of the users complain about the large mass of the exoskeleton.

Experiments also showed that one prismatic joint in gantry system is almost unused. Accordingly, it can be removed.

Future work will focus on reducing the mass of actuators by modifying the construction, by providing special springs for gravity compensation (fig. 9).

This will almost doubly reduce the weight of the unit, while maintaining the same functionality.

Acknowledgements This work is financially supported by the Ministry of Science and Higher Education of Poland (Grant No. N N514 469339).

I am grateful for advice on this project to prof. Edward Jezierski from Institute of Automatic Control of Technical University of Lodz.

Bibliography 1. [www.raytheon.com] – information about SARCOS exoskeleton.

2. [www.cyberdyne.jp] – information about HAL exoskeleton suit.

3. Jungsoo H. et al., Wearable robotic system for rehabilitation training of the upper limbs, Worldwide Patent WO2010071252.

4. Carignan C. et al., A configuration-space approach to controlling a rehabilitation arm exoskeleton, Proc.

IEEE 10th Int. Conf. Rehabilitation Robotics ICORR, 2007, 179–187.

5. Ren Y. et al., Developing a whole-arm exoskeleton robot with hand opening and closing mechanism for upper limb stroke rehabilitation, Proc. IEEE Int. Conf. Rehabilitation Robotics ICORR, 2009, 761–765.

6. Li-Qun Z., Hyung-Soon P., Yupeng R., Robotic rehabilitation apparatus and method, U.S. Patent US2010016766(A1), 2010.

7. Nef T. et al., ARMin – robot for rehabilitation of the upper extremities, Proc. IEEE Int. Conf. Robotics and Automation ICRA 2006, 3152–3157.

8. Nef T., Riener R., ARMin - design of a novel arm rehabilitation robot, Proc. 9th Int. Conf. Rehabilitation Robotics ICORR 2005, 57–60.

9. Parasuraman S. at al., Human upper limb and arm kinematics for robot based rehabilitation, Proc. IEEE/ ASME Int. Conf. Advanced Intelligent Mechatronics AIM 2009, 845–850.

10. Jarrasse N. et al., Design and acceptability assessment of a new reversible orthosis, Proc. IEEE/RSJ Int. Conf.

Intelligent Robots and Systems IROS 2008, 1933–1939.

11. Univ K. et al., Robotic exoskeleton for limb movement, Worldwide Patent WO2008131563(A1), 2008. .

Projekt egzoszkieletu przeznaczonego do rehabilitacji kończyny górnej Streszczenie: Artykuł opisuje zagadnienia konstrukcyjne związane z projektem egzoszkieletu przeznaczonego do rehabilitacji kończyny górnej. Egzoszkielet, zwany również ortezą, posiada 12 stopni swobody. Wśród nich można wyróżnić 7, które są aktywnie sterowane w trakcie przebiegu rehabilitacji, 3 bierne związane z ruchami nadgarstka oraz 2 stopnie swobody nastawcze, związane z dostosowywaniem ortezy do długości kończyny pacjenta. Opisywany egzoszkielet jest kluczową częścią opracowanego robota rehabilitacyjnego.

Słowa kluczowe: egzoszkielet, rehabilitacja kończyny górnej, kończyna górna, projektowanie ortez

Artur Gmerek, MSc He received the MSc degree in the field of Automatics and Robotics, majoring in Control of Industrial Processes and Applied Computer Science from Lodz University of Technology, Poland, in 2008. His research interests include rehabilitation robots and biomedical systems. He currently studies for a PhD at the Lodz University of Technology at Institute of Automatic Control. e-mail: artur.gmerek@p.lodz.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

101

Nauka

Evaluation of low-cost MEMS accelerometers Evaluation of low-cost MEMS accelerometers for measurements of velocity of unmanned vehicles for measurements of velocity of unmanned vehicles Przemysław Dąbek Przemysław Dąbek

Industrial Research Institute for Automation and Measurements PIAP Industrial Research Institute for Automation and Measurements PIAP Abstract: Aim of the paper is to assess uncertainty associated Abstract: Aim of the to assess uncertainty associated with determination of paper velocityis using MEMS accelerometer.

Two with determination of velocity using MEMS accelerometer.

Two MEMS accelerometers are evaluated from the point of view

MEMS accelerometers are evaluated the and pointpossibility of view of measurement characterized by short from duration of measurement by short duration and possibility of repetitions in characterized unchanged environment.

Mathematical model of measurement repetitions in of unchanged Mathematical model of velocity isenvironment. presented with its accompanying of measurement of velocity is presented with its accompanying uncertainty. The accelerometers were first subjected to calibrauncertainty.

Theofaccelerometers werescale first subjected to calibration and testing nonlinearity of their factors, then fixed to tionwheeled and testing of nonlinearity of their scale factors, then fixed to a robot which performed repeated manoeuvres of a wheeled robot which performed repeated manoeuvres of straight line movement on laboratory ground. Standard uncerstraight movement on laboratory ground. Standard uncertainty of line velocity measured using the examined accelerometers taintyatofthe velocity therun examined was level ofmeasured 0.02–0.04using m/s for durationaccelerometers of about 1.5 s

was at the level of 0.02–0.04 m/s MEMS for run accelerometers duration of about 1.5bes and averaged data from 12 runs. can and averaged data from 12 runs.

MEMS accelerometers can be recommended for velocity measurements characterised by short

recommended for velocity characterised short duration and possibility of measurements repetitions, if uncertainties of by calibraduration possibility of of repetitions, uncertainties of calibration and and of measurement vehicle tiltif angle during motion are tion and of measurement of vehicle tilt angle during motion are minimized. minimized.

Keywords: MEMS accelerometers, velocity measurement, Keywords: accelerometers, velocity measurement, measurement MEMS uncertainty, vehicle dynamics, unmanned vehicles measurement uncertainty, vehicle dynamics, unmanned vehicles

1. Introduction 1. Introduction

Information about parameters of motion of a vehicle can Information about parameters of motion a vehiclecapacan be used in the industry in several ways toof enhance be used in the industry in several ways to enhance capabilities of a product. For instance, in the mobile robotics bilities ofavailability a product.ofFor instance, in the mobile robotics domain, motion parameters during wheeled domain, operation availabilityenables of motion parameters during wheeled vehicle on-line determination of the vehicle operation enables on-line determination of can the wheel-terrain friction coefficient [1], which information wheel-terrain friction which information be subsequently used coefficient in control [1], algorithms to increase can robe subsequently used in control algorithms to increase robot’s mobility in difficult terrain, to optimize energy conbot’s mobility difficult terrain, to optimize energy consumption or to in improve robot’s autonomous behaviour. sumption to improve autonomous behaviour.

On theorother hand, arobot’s high quality knowledge of vehicle On theinother hand,terrains a high of quality knowledge of vehicle dynamics typical operation is essential to dynamics intools typical terrains of operation is essential to “calibrate” which aid computer design of vehicles. “calibrate” tools which aid computer design of vehicles.

The mentioned tools are computer software developed The mentioned tools are computer software around the concept of Virtual Prototyping (VP).developed In order around of Virtual Prototyping (VP).

In order for the the VP concept technology to work, there must be available for the VP technology there components must be available mathematical models oftoallwork, necessary of the mathematical models of all of the designed system.

There are necessary persistentcomponents needs to develop designed system.

There are persistent needs to develop models which comply with emerging applications like, for models comply emergingunmanned applications like, vefor instance,which small-size andwith lightweight ground instance, small-size and lightweight ground vehicles (UGVs).

An example of modelunmanned of dynamics of such (UGVs). example of model of [2]. dynamics of such ahicles vehicle (mobileAn robot) can be found in a vehicle robot)ofcan be found inof[2].motion parameOne of(mobile techniques measurement One of techniques of measurement of motion ters is inertial measurement of acceleration, whichparamecan be ters is inertial measurement of acceleration, can be then subjected to integration to yield velocitywhich or position. then subjected to integration to yield velocity or position.

102

An instrument for inertial measurement of motion paAn instrument motion parameters is called for the inertial Inertialmeasurement MeasurementofUnit (IMU) rameters is called the Inertial Measurement Unit (IMU) and usually contains 3 accelerometers and 3 gyroscopes, and 3 accelerometers and 3 gyroscopes, whichusually permitcontains a 6-degrees-of-freedom measurement. which permit a 6-degrees-of-freedom measurement.

Accelerometers and gyroscopes used in the IMU can be Accelerometers used in the IMU can be manufactured in and the gyroscopes micro-electro-mechanical-systems manufactured in theAdvantages micro-electro-mechanical-systems technology (MEMS). of the MEMS accelertechnology (MEMS).

Advantages of the include MEMS accelerometers over electromechanical sensors smaller ometers over electromechanical sensors include dimensions, lower weight and most importantlysmaller lower dimensions, and most importantlytend lower price.

On thelower otherweight hand, MEMS accelerometers to price. worse On the other hand,that MEMS accelerometers tend to have performance, is, higher scale factor error havelower worseresolution. performance, that is, higher scale factor error and andDespite lower resolution. strong advantages, sometimes MEMS accelerDespite advantages, sometimes MEMS accelerometers are strong not even considered by an engineering team ometers are not even considered by an engineering as potential solution for measurements of velocity or team posias potential for measurements of velocity or position, becausesolution of prevailing view that their performance is tion, because of prevailing view opinions that theirlike performance is inferior.

Although in some cases that may be inferior. Although in be some casesofopinions like that may gobe justified, one should aware development rapidly justified, be field. awareRecently of development rapidly the going on inone theshould MEMS was published ing on in the MEMS field.

Recently was published the analysis which forecasts dramatic growth of the MEMS analysis –which the MEMS market 25-foldforecasts increase dramatic in sales ingrowth 2025 asof compared to market 25-fold sales in 2025 in as MEMS compared to 2005 [3].– Also in increase work [4]inimprovements IMU 2005 [3]. Also in work of [4] price improvements in MEMS IMU precision and decrease are foreseen before 2020. precision decrease price arestrong foreseen before For thoseand reasons, it isof author's belief, that2020. the For those reasons, it is author's strong belief, that the market of MEMS accelerometers should be monitored for market of MEMS should be monitored for improvements andaccelerometers their performance evaluated from the improvements their performance evaluated from the point of view ofand application to measurement of velocity or point of view of application to measurement of velocity or position. position.

An extensive account of previous work done in the account of previous work done in the fieldAnof extensive inertial measurement can be found in work [5]. field of inertial measurement can be found in work [5].

Also in the work [5] findings related to inertial measureAlso inof the work [5] findings related to inertial measurement distance using a MEMS accelerometer are prement ofRecently distance there usingare a MEMS accelerometer presented. successful attempts toare remove sented. Recently there are successful remove gyroscopes from the design of MEMSattempts IMU andtouse only gyroscopes fromforthe design of MEMS IMUvelocity and use[6]. only accelerometers measurements of angular accelerometers for measurements of angular velocity [6].

The objective of this article is to find out the uncerTheofobjective of this to find out velocity the uncertainty measurement of article vehicle istranslational by tainty of of vehicle translational velocity by means of measurement recently produced budget MEMS acceleration means of recently produced budget MEMS acceleration sensors. sensors.

This knowledge will inform decision if the low-cost acThis knowledge will inform decision if the low-costdata accelerometers are suitable for the task of gathering celerometers suitable for the dynamics task of gathering necessary to are validate non-linear model ofdata the necessary to validate dynamics model motion of the kind described in worknon-linear [2]. Velocity is the crucial kind described in application. work [2]. Velocity is the crucial motion parameter in this parameter in this application.

One should bear in mind, that the characterisation of One should bear mind,for that characterisation of motion of unmanned in vehicle thethe purpose of validation motion of unmanned vehicle for the purpose of validation of its dynamics model usually has the following properties: of its dynamics model usually has the following properties: 1 1

1) it does not require long duration of measurement (typi1) it does not require long duration of measurement (typically, less than one minute), cally, less than one minute), 2) the measurement can be repeated in laboratory condi2) the measurement can be repeated in laboratory conditions. tions.

2.

2. Examined Examined MEMS MEMS accelerometers accelerometers

acceleration sensor ADXL330 can be considered as a basic acceleration sensor ADXL330 can be considered as a basic component of the examined accelerometers. Although component of the examined accelerometers. Although suppliers do not provide information about the transducsuppliers do not provide information about the transducers used, in case of the Phidget accelerometer, the transers used, in case of the Phidget accelerometer, the transducer has been identified after examination of elements on ducer has been identified after examination of elements on the printed circuit board. the printed circuit board.

There is a variety of MEMS instruments for acceleration There is a variety of MEMS instruments for acceleration measurement available on the market today, which may measurement available on the market today, which may be all termed with a common name of “accelerometers”. be all termed with a common name of “accelerometers”.

In fig. 1 an accelerometer is modelled as a stack of three In fig. 1 an accelerometer is modelled as a stack of three functional layers: (1) mechanical layer responsible for acfunctional layers: (1) mechanical layer responsible for acceleration sensing, structural support and protection, (2) celeration sensing, structural support and protection, (2) electronic layer to convert displacement of mechanical electronic layer to convert displacement of mechanical sensing element into electrical signal, (3) interface layer to sensing element into electrical signal, (3) interface layer to encode analogue electrical signal according to the protocol encode analogue electrical signal according to the protocol rules to enable connection to one of standardized buses, rules to enable connection to one of standardized buses, e.g. USB. In this article instruments which consist of laye.g. USB. In this article instruments which consist of layers 1 and 2 will be referred to as transducers, whereas of ers 1 and 2 will be referred to as transducers, whereas of layers 1, 2 and 3, as measurement system nodes. layers 1, 2 and 3, as measurement system nodes.

Fig. 2. Measurement nodes for acceleration measurement exaFig. 2. Measurement nodes for acceleration measurement examined in the present study mined in the present study Rys. 2. Węzły pomiarowe do pomiaru przyspieszenia badane Rys. 2. Węzły pomiarowe do pomiaru przyspieszenia badane w niniejszej pracy w niniejszej pracy Tab. 1. Properties of accelerometers A1 and A2 compared with Tab. 1. Properties of accelerometers A1 and A2 compared with instruments of different measurement quality instruments of different measurement quality Tab. 1. Właściwości akcelerometrów A1 i A2 na tle instrumentów Tab. 1. Właściwości akcelerometrów A1 i A2 na tle instrumentów oferujących inną jakość pomiaru oferujących inną jakość pomiaru

Instrument Instrument Property Property

Alias Alias Price (EUR) Price (EUR) Range (g) Range (g) Bandwidth (Hz) Bandwidth (Hz) Nonlinearity Nonlinearity ) (% FS1) (% FS1))

Fig. 1. Layered model of a MEMS accelerometer: layer 1 is Fig. 1. Layered model of a MEMS accelerometer: layer 1 is a sensor, layers 1 and 2 constitute a transducer, layers 1, a sensor, layers 1 and 2 constitute a transducer, layers 1, 2, 3 – a measurement system node 2, 3 – a measurement system node Rys. 1. Model warstwowy akcelerometru typu MEMS: warstwa 1 Rys. 1. Model warstwowy akcelerometru typu MEMS: warstwa 1 – czujnik, warstwy 1 i 2 to przetwornik, warstwy 1, 2, 3 – – czujnik, warstwy 1 i 2 to przetwornik, warstwy 1, 2, 3 – węzeł systemu pomiarowego węzeł systemu pomiarowego

Measurement system nodes (layers 1-3) examined in Measurement system nodes (layers 1-3) examined in the present study are shown in fig. 2. In tab. 1 their propthe present study are shown in fig. 2. In tab. 1 their properties are compared with MEMS Inertial Measurement erties are compared with MEMS Inertial Measurement Unit suitable for navigation tasks (layers 1–3), and with Unit suitable for navigation tasks (layers 1–3), and with MEMS acceleration transducer (layers 1–2).

MEMS acceleration transducer (layers 1–2).

The ADIS16375 IMU specification is provided in The ADIS16375 IMU specification is provided in tab. 1, as an example of an instrument of higher grade, in tab. 1, as an example of an instrument of higher grade, in order to highlight lower performance parameters of the order to highlight lower performance parameters of the measurement nodes considered in the present study. The measurement nodes considered in the present study. The

Misalignment (°) Misalignment (°) ND2) x (mg/ Hz ) ND2) x (mg/ Hz ) ND y (mg/ Hz ) ND y (mg/ Hz ) ND z (mg/ Hz ) ND z (mg/ Hz ) Output signal Output signal Interface Interface PC-ready PC-ready

1) 1)

ADIS ADIS 16375 16375 [7] [7]

– – 900 900 ±18 ±18 330 330

<0.1 <0.1 (10 g) (10 g)

<0.035 <0.035 0.06 0.06 0.06 0.06 0.06 0.06 digital digital SPI3) SPI3) no no

BG BG 2180 2180 [8] [8]

A1 A1 250 250 ±15 ±15 100 100

<0.1 <0.1 (1 g) (1 g)

<0.1 <0.1 0.30 0.30 0.30 0.30 0.39 0.39 digital digital CAN4) CAN4) no no

Phidget Phidget 1059 1059 [9] [9]

A2 A2 100 100 ±3 ±3 30 30

< 0.5 < 0.5 (1 g) (1 g)

<0.1 <0.1 0.28 0.28 0.28 0.28 0.42 0.42 digital digital USB5) USB5) yes yes

ADXL ADXL 330 330 [10] [10]

– – 3 3 ±3 ±3 550 550

< 0.3 < 0.3

<0.1 <0.1 0.28 0.28 0.28 0.28 0.35 0.35 analog analog n/a n/a no no

FS – full scale (or limit of the range as indicated), 2) ND – FS – full scale (or limit of the range as indicated), 2) ND – 4) noise density, 3) 3) SPI – serial peripheral interface, 4) CAN – connoise density, SPI – serial peripheral interface, CAN – conUSB – universal serial bus troller area network, 5) troller area network, 5) USB – universal serial bus

Information in tab. 1 comes from products’ datasheets, Information in tab. 1 comes from products’ datasheets, except for noise and nonlinearity values for the accelerexcept for noise and nonlinearity values for the accelerometers A1 and A2, which were obtained as a result of ometers A1 and A2, which were obtained as a result of this study. The presented bandwidths are 3 dB Bandthis study. The presented bandwidths are 3 dB Bandwidths. Noise values are given individually for each sensiwidths. Noise values are given individually for each sensiPomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

10322

Nauka tive tive axis axis of of an an instrument. instrument. They They are are expressed expressed in in the the units units tive axis of an instrument.

They are expressed in the units of noise density (ND), because of different bandwidths of of noise density (ND), because of different bandwidths of of noise density (ND), because of different bandwidths of the compared instruments. the compared instruments. the compared instruments.

As As far far as as the the output output signal signal is is concerned, concerned, analogue analogue outoutAs far as the output signal is concerned, analogue output is common in case of the transducers.

For instruments put is is common common in in case case of of the the transducers. transducers. For For instruments instruments put dedicated to general embedded applications, some kind dedicated to general embedded applications, some kind of of dedicated to general embedded applications, some kind of aa universal digital interface is provided, e.g.

Serial Periphuniversal digital interface is provided, e.g.

Serial Peripha universal digital interface is provided, e.g. Serial Peripheral eral Interface.

Interface. The The controller controller area area network network (CAN) (CAN) interintereral Interface.

The controller area network (CAN) interface is typical in devices intended for automotive applicaface is typical in devices intended for automotive applicaface is typical in devices intended for automotive applications. tions. The The USB USB interface, interface, which which enables enables direct direct PC PC connecconnections.

The USB interface, which enables direct PC connection, can be found as standard in the Phidgets tion, can can be be found found as as standard standard in in the the Phidgets Phidgets products products tion, products [9].

[9]. In In this this case case the the instrument instrument is is ready ready to to use use after after drivdriv[9].

In this case the instrument is ready to use after drivers installation. ers installation. ers installation.

3.

3. Experiments Experiments and and acquisition acquisition system system

The The main main experiment, experiment, aimed aimed at at providing providing data data to to verify verify The main experiment, aimed at providing data to verify accelerometer capability to measure velocity of a accelerometer capability capability to to measure measure velocity velocity of of aa vehicle, vehicle, accelerometer vehicle, involved a mobile robot (fig. 3).

The robot comes from the involved involved aa mobile mobile robot robot (fig. (fig. 3).

3). The The robot robot comes comes from from the the family of of PIAP Scout Scout robots [11] [11] produced in the Indusfamily family of PIAP PIAP Scout robots robots [11] produced produced in in the the IndusIndustrial Research Research Institute for for Automation and and Measurements trial trial Research Institute Institute for Automation Automation and Measurements Measurements PIAP. PIAP. PIAP.

Fig. velocity Fig. 4.

4. Desired Desired linear linear velocity profiles profiles for for left left and and right right driven driven Fig. 4.

Desired linear velocity profiles for left and right driven wheel of the robot wheel of of the the robot robot wheel Rys. Rys. 4.

4. Zadane Zadane profile profile prędkości prędkości liniowej liniowej dla dla lewego lewego iii prawego prawego Rys. 4.

Zadane profile prędkości liniowej dla lewego prawego koła napędzanego robota koła napędzanego napędzanego robota robota koła

For the purpose of calibration of the the accelerometers For For the the purpose purpose of of calibration calibration of of the accelerometers accelerometers the standard 66 position static test [12] has been conthe standard position static test [12] the standard 6 position static test [12] has has been been conconducted.

It requires aligning each of 3 reference axes of ducted. It It requires requires aligning aligning each each of of 33 reference reference axes axes of of acacducted. accelerometer celerometer with with the the gravity gravity acceleration acceleration vector, vector, both both in in celerometer with the gravity acceleration vector, both in positive and negative direction, thus giving 66 positions.

In positive and negative direction, thus giving positions.

In positive and negative direction, thus giving 6 positions. In each of of the 66 cases cases raw results results from all all 3 axes are are reeach each of the the 6 cases raw raw results from from all 33 axes axes are rerecorded. corded. corded.

Another test test was aa harmonic harmonic excitation dynamic dynamic test.

Another Another test was was a harmonic excitation excitation dynamic test. test.

This test subjects an accelerometer to harmonic This test test subjects subjects an an accelerometer accelerometer to to harmonic harmonic kinematic kinematic This kinematic excitation, which has been performed using Tira-VIB viexcitation, excitation, which which has has been been performed performed using using Tira-VIB Tira-VIB vivibration system (fig.

5) available in the PIAP Institute. bration bration system system (fig. (fig. 5) 5) available available in in the the PIAP PIAP Institute.

Institute.

Fig. 3. Mobile Mobile platform of the Scout robot with experimental Fig. Fig. 3.

3. Mobile platform platform of of the the Scout Scout robot robot with with experimental experimental setup setup setup Rys. 3.

3. Platforma mobilna mobilna robota Scout z oprzyrządowaniem do Rys. Rys. 3. Platforma Platforma mobilna robota robota Scout Scout z z oprzyrządowaniem oprzyrządowaniem do do prowadzenia eksperymentu prowadzenia eksperymentu prowadzenia eksperymentu

The time-course of of desired linear velocity of robot The The time-course time-course of desired desired linear linear velocity velocity of of robot robot wheels imposed during experiment is shown in fig.

4. wheels imposed during experiment is shown in fig.

4. wheels imposed during experiment is shown in fig. 4.

This represents represents a manoeuvre of straight line driving This This represents aa manoeuvre manoeuvre of of straight straight line line driving driving with magnitude of initial and final linear acceleration with magnitude magnitude of of initial initial and and final final linear linear acceleration acceleration with 22 equal to about 2.0 m/s and duration of 1.5 s. equal equal to to about about 2.0 2.0 m/s m/s2 and and duration duration of of 1.5 1.5 s. s.

The robot has been used with the following configuraThe The robot robot has has been been used used with with the the following following configuraconfiguration: rear rear wheel drive, drive, without tyres, tyres, and mass mass of 15.5 15.5 kg tion: tion: rear wheel wheel drive, without without tyres, and and mass of of 15.5 kg kg (with equipment). equipment). The The ground ground surface surface was was even even and and horihori(with (with equipment). The ground surface was even and horizontal. zontal. Tyres Tyres were were removed removed in in order order not not to to introduce introduce ververzontal.

Tyres were removed in order not to introduce vertical disturbances due to tyre tread of non-uniform tical disturbances disturbances due due to to tyre tyre tread tread of of non-uniform non-uniform radial radial tical radial length.

However, aa hard wheel on hard surface produced length. length. However, However, a hard hard wheel wheel on on hard hard surface surface produced produced other kind kind of disturbances, disturbances, so aa piece piece of floor floor covering was was other other kind of of disturbances, so so a piece of of floor covering covering was used as as aa damping damping element. element. used used as a damping element.

104

Fig. vibration Fig. 5.

5. Tira-VIB Tira-VIB vibration system system and and setup setup for for dynamic dynamic tests tests of of Fig. 5.

Tira-VIB vibration system and setup for dynamic tests of accelerometers (PIAP) accelerometers (PIAP) (PIAP) accelerometers Rys. Rys. 5.

5. System System wibracyjny wibracyjny Tira-VIB Tira-VIB iii oprzyrządowanie oprzyrządowanie do do testów testów Rys. 5.

System wibracyjny Tira-VIB oprzyrządowanie do testów dynamicznych akcelerometrów (PIAP) dynamicznych akcelerometrów akcelerometrów (PIAP) (PIAP) dynamicznych

33 3

The mode of operation of the Tira-VIB system, where step change in frequency generates proportional change in the amplitude of generated harmonic acceleration, has been used with frequencies 1–10 Hz. The purpose of the dynamic test was to investigate the non-linearity of the accelerometer scale factor.

The acquisition system is designed primarily to fit the limited space available on the small mobile robot. It is based on a mobile PC (mini notebook) with installed Microsoft Windows XP operating system and the dedicated application to perform tasks of a measurement system (object control plus data acquisition). Architecture of the adopted measurement system is shown in fig. 6.

directions than reference axes, because of inaccuracy of manufacturing process. Axes with index “R” refer to axes of the robot’s body. It is assumed that xRR axis is horizontal if the vehicle stands on a horizontal plane. This is true in case of the robot used in the experiment.

Fig. 7. Coordinate systems used in derivation of measurement model and acceleration aXX

Rys. 7. Układy współrzędnych wykorzystywane przez model pomiaru oraz przyspieszenie aXX

Fig. 8 shows the most important uncertainty sources associated with measurement of acceleration by means of a MEMS accelerometer, overlapped on the model from fig. 1. Those uncertainty sources can be divided into internal and external from the point of view of the instrument.

Fig. 6. Architecture of the measurement system Rys. 6. Architektura systemu pomiarowego

The measurement system is capable of cooperation with two accelerometers (A1, A2) and two drive units of the UGV (M1, M2). Encoders of the drive units can be monitored as well (E1, E2). Access to the robot electronic control unit (ECU), which manages communication at channels 1-4 on the robot side, is provided through CAN bus. The PC is equipped with standard USB ports, therefore USB-CAN adapter (UC2) is exploited to establish the connection [13]. One of the used accelerometers provides CAN bus interface, but could not be connected to the robot bus, as there were no matching bit rate between robot ECU and A1. As a result additional USB-CAN adapter (UC1) must have been introduced to the system.

4. Model of measurement of velocity The measurand is defined as the horizontal component of translational velocity of mass centre of a vehicle vXX. Changes of velocity vXX are primarily due to acceleration aXX generated by driving force FXX in the contact area between wheels and the ground (fig. 7).

In fig. 7 the OW WXW WZW W coordinate system is the inertial frame of reference and the ZW W axis is vertical. Coordinate systems OAAxAAzAA and ORRxRRzRR are rigidly connected to vehicle’s body. Axes with index “A” denote reference axes of an accelerometer. They are associated with accelerometer housing and are not the same as sensitive axes of the sensor. The sensitive axes may possess slightly different

Fig. 8. The most important external and internal sources certainty involved in measurement with a MEMS

of unaccel-

erometer Rys. 8. Najistotniejsze zewnętrzne i wewnętrzne źródła niepewności związane z pomiarem za pomocą akcelerometru typu MEMS

The internal sources of uncertainty include: uncertainty of corrections obtained from instrument calibration, uncertainty of raw result caused by presence of electronic noise in the output signal, uncertainty of time instant at which a discrete measurement result has been captured.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

1054

Nauka

According to [12] the model of measurement made to [12] at theanymodel of ofmeasurement made withAccording an accelerometer instant time can be reprewith an accelerometer at any instant of time can be represented in the form sented in themform (1) ai = (1 + S i )ait + mij a jt + m ik akt + Bi + ε i (1) aim = (1 + S i )ait + mij a jt + m ik akt + Bi + ε i m where a i is the raw result of measured acceleration along m is the result of measured acceleration along where a i axis t reference i, araw i is true acceleration, Bi is the zero bias, t reference axis i, a i is true acceleration, Bi is the zero bias, Si is the scale factor error, mij (mik) is an element of the Si is the scale factor error, and mij (m ) is an element of the non-orthogonality matrix, εi ikrepresents the random non-orthogonality matrix, and εi represents the random error. error.

The raw result ami is output in dimensionless units – The raw ami is output in dimensionless – fractions of result gravitational acceleration g. Theunits nonfractions of gravitational acceleration g.

The nonorthogonality matrix quantifies the influence of acceleraorthogonality quantifies thek on influence of acceleration along the matrix reference axes j and the considered axtion along the reference axes j and k on the considered is i, where, for a tri-axial accelerometer, i,j,k ∈ {x,y,z}.axIn is i, where, for a tri-axial accelerometer, i,j,k ∈ {x,y,z}. In this article it is assumed that random error εi is caused this it is assumed thatoutput random error εi is caused only article by electronic noise in the signal. onlyFor by aelectronic in the output signal. tri-axial noise accelerometer, eq. (1) can be rewritten For a tri-axial accelerometer, eq. (1) can be rewritten in matrix form (random error excluded), which is more in matrix (randomof error excluded), which is more suitable forform the purpose calibration: suitable for the purpose of calibration: axm  m xx m xy m xz  axt  Bx  axm m xx m xy m xz  axtt  Bx  m  (2) aym  = myz myy myz  ayt  + By  (2) m  = m yz myy myz  ayt  + By  a y az  m zx m zy m zz  az  Bz  m t                    m zx m zy m zz   az  Bz  a z  B   A M 0  G   B A M0 G where mii = (1+Si). where ii = (1+Si).

In m the course of calibration are estimated elements of In the of calibration are estimated elements of matrices Mcourse 0 and B. Then, eq. (2) may be rearranged to matrices M 0 and B. Then, eq. (2) may be rearranged to yield corrected results of measurement: yield corrected results of measurement:

axc  l xx lxy lxz  axm − Bx  a cc  l   xm m − Bx  xx llxy llxz  a (3) ayxc  = lyx yy yz  aym − By  (3) c  = lyx lyy lyz  aym − By  a y l l l az   zx zy zz  az − Bz  c m                lzx l zy lzz  az − Bz a  − 1 Azc M   G − B  0 Ac G−B M0 −1 where lij are elements of the inverse of matrix M0 and aci where are elements of the inverse of matrix M0 and aci are thelijcorrected results. are From the corrected eq. (3) results. measurement results for accelerometer From (3)bemeasurement results form: for accelerometer axes x andeq. z can written in expanded axes x and z can be written in expanded form: axc axc azc azc

= l xx (axm = l xx (axm = l zx (axm = l zx (axm

− Bx ) + l xy (aym − Bx ) + l xy (aym − Bx ) + l zy (aym − Bx ) + l zy (aym

− By ) + l xz (azm − By ) + l xz (azm − By ) + l zz (azm − By ) + l zz (azm

− Bz ) − Bz ) − Bz ) − Bz )

(4) (4) (5) (5)

External sources of uncertainty (fig. 8), independent of sources of uncertainty (fig. 8), independent of the External instrument itself, include: acceleration disturbances the instrument itself, include: acceleration disturbances both along and off the sensor reference axis, misalignment both alongreference and off the reference axis, direction, misalignment of sensor axis sensor and the measurand and of sensor reference axis and the measurand direction, and fluctuations of environment temperature. fluctuations of environment temperature.

The temperature influence will not be considered in temperature will not be considered in thisThe paper, because ofinfluence short duration of the measurement this paper, because of short duration of the measurement in the experiment, so temperature effects are negligible. in the experiment, so temperature effects are negligible.

Systematic effects associated with misalignment of XW Systematic effects associated with misalignment of XxWA axis of inertial frame (direction of the measurand) and axis of inertial frame (direction of the measurand) and xA reference axis of the sensor, as well as with disturbance reference axis of the sensor, as well as with disturbance accelerations, are considered with aid of fig. 9. accelerations, are considered with aid of fig. 9.

106

Disturbance accelerations in the present experiment Disturbance in the present experiment include (always accelerations present) acceleration of gravity and the include (always present) acceleration of gravity and simthe acceleration caused by unevenness of the ground. For acceleration by unevenness of the ground. simplicity both caused accelerations were assumed to haveFor vertical plicity both accelerations were assumed to have vertical direction and their net effect is denoted aZezW, marked as direction their net 9. effect denoted aZcan ezW, be marked as thick red and vector in fig.

Thisisassumption satisfied thick red vector in fig.

9.

This assumption can be satisfied in laboratory conditions. in laboratory In fig. 9, inconditions. contrast to fig. 7, axes of coordinate systems fig.

9, in contrast to fig. 7, axes of coordinate systems OAxIn z and O x A A R RzR do not coincide, but are rotated with reO AxAzA and ORxRzR do not coincide, but are rotated with respect to each other through angle κ. This angle accounts for κ. Thisreference angle accounts for spect to each other through angle sensor constant misalignment between axes and constant misalignment between sensor reference axes and the vehicle reference axes introduced during mounting. the vehicle reference axes introduced during mounting.

Fig. 9. Error of acceleration aX due to variable misalignment of Fig. 9. Error of acceleration aXand duemeasurand to variabledirection misalignment of XW, and accelerometer’s xA axis axis and measurand direction X , and accelerometer’s x A W due to disturbance acceleration aZ Rys. 9.

Rys. 9.

due to disturbance acceleration Z zmianą Błąd przyspieszenia aX aspowodowany spowodowany Błąd przyspieszenia a X osi xA niewspółosiowości kierunku mezurandu XW i zmianą niewspółosiowości mezurandu XW i osi akcelerometru, oraz kierunku przyspieszeniem zakłócającym aZ xA akcelerometru, oraz przyspieszeniem zakłócającym aZ

In fig. 9 robot’s pitch angle (Tait-Bryan convention of In angles) fig. 9 robot’s angle (Tait-Bryan of Euler about pitch yR axis is described withconvention directed anEuler angles) about y R axis is described with directed angle θ between ZW axis of the inertial system and zA axis of gle θ between ZUnlike W axis of the inertial system and zA axis of accelerometer. the constant angle κ, the angle θ accelerometer.

Unlike the movement, constant angle κ, the θ may vary during vehicle because of angle uneven may vary during vehicle movement, because of uneven ground surface. ground surface.derived below are a valid model of reality, if Equations Equations derived below a valid(1) model reality, if the following conditions are are satisfied: robotofbody does the following conditions are satisfied: (1) robot body does not tilt to the side (i.e., motion takes place in plane of not tiltand to the (i.e., motion place in plane(i.e. of fig. 9) (2) side the angles θ and κtakes are small angles fig.

9) and (2) the angles θ and κ are small angles (i.e. smaller than 5º). These assumptions can be satisfied to smaller than 5º). assumptions can providing be satisfiedthat to a large extent in These laboratory conditions, ahorizontal large extent in laboratory conditions, providing that and even surface is chosen for experiments. horizontal and9 even surface is chosen for experiments.

From fig. directly follow the expressions for acceleraFrom fig.

9 directly follow the expressions for accelerations along xA and zA accelerometer axes generated by actions along x A and zA accelerometer axes generated by acceleration of interest aX and disturbance acceleration aZ: celeration of interest X and disturbance acceleration aZ: axAa= aX cos θ − aZ sin θ , (6) axA = aX cos θ − aZ sin θ , (6) azA = −aX sin θ − aZ cosθ .

(7) azA = −aX sin θ − aZ cosθ .

(7) After taking into account the assumption about small After taking into account thebe assumption about small angles, equations (6) and (7) can simplified to: angles, equations (6) and (7) can be simplified to: axA = aX − aZ θ , (8) axA = aX − aZ θ , (8) azA = −aX θ − aZ .

(9) azA = −aX θ − aZ .

(9) Hence, accelerations aX and aZ can be determined as: Hence, accelerations be determined as: aXaX=and axA a+Zacan (10) Zθ , aX = axA + aZ θ , (10) aZ = −azA − a X θ , (11) aZ = −azA − a X θ , (11) 5 5

and inserting eq. (11) into (10) yields

2

aX = axA − azAθ − aX θ .

(12)

If one assumes that θ 2 ≅ 0, which is reasonable for θ <5º, then one may eventually write a X = axA − a zAθ .

(13) After making use of equations (4) and (5), accelerations along accelerometer reference axes xA and zA can be substituted with values of corrected measurement results acx and acz

′ = axc − azcθ . aX

(14)

where a’X is expressed in fractions of gravitational acceleration g. One may obtain the acceleration aX (i.e., in SI units) by performing multiplication of equation (14) by the value of gravitational acceleration g present at the site of calibration

′ g = (axc − azcθ )g . aX = aX

(15)

The angle θ in equation (15), for the needs of the present work, is expressed in the following way θ = κ + α0 + α − α0 (16) where: α is the angle between robot zR axis and the vertical, and α0 is initial value of this angle (i.e., before the motion begins).

If one sets θ0 = κ + α 0 (17) and then eq. (16) becomes

δα = α − α 0 ,

(18)

θ = θ 0 + δα .

(19)

The reason for expressing angle θ in the form of (19) is that measurement of angle θ0 can be done by means of an accelerometer, with method described in [14]. However, that method is valid when accelerometer is subjected to only acceleration of gravity, and not to acceleration from motion. In the present experiment the angle δα is not measured during motion, because of technical limitations and introduces some uncertainty to the result.

Expression for the angle θ0 was chosen as:

θ0 = arctan

axc,0 azc,0

,

0

n(t1 )

a

X (t n )Δt n

a

(22)

where: n(t) is certain function which maps continuous time t to its discrete counterpart tn, the step time of integration is Δtn = tn+1 – tn, and subscript n at a quantity denotes sample number in the discrete signal which corresponds to time tn.

From now on, to make the notation more concise, the value of a time-variable quantity at the discrete time instant tn will be denoted only with the subscript n (e.g., aX(tn)  aX,n).

In this article DvX,n denotes the change of velocity vX at a single integration step Δtn (i.e., small change of velocity vX) which is equal to t

DvX ,n = Δv X |t n +1 = aX ,n Δtn .

(23)

n

After taking into account eq. (15) in (23) one gets Dv X ,n = (a xc,n − a zc,n × θ n ) × g × Δt n .

(24)

As suggested by the document [15], the uncertainty of a measurand y determined from other quantities can be calculated according to the following formula: 2

N  ∂f  2  u (q i ) =  ui2 (y ) (25)  i =1 i =1  i  where: uc(y) is the combined standard uncertainty of a measurand y, f is a function describing the measurand y in terms of input quantities qi and u(qi) is the standard uncertainty of qi.

The combined standard uncertainties of quantities acx,n and acz,n are calculated based on eq. (4) and eq. (5):

uc2 (y ) =

N

  ∂q

(26)

(27) Based on eq. (19) and eq. (20) the uncertainty of quantity θn can be written as

t1

= v X (t1 ) − v X (t 0 ) =

,

n = n(t0 )

(20)

where index “0” at a quantity means that its value should be obtained when the robot does not move. During each experiment there is a period of measurement of quantities acx and acz lasting for several seconds before robot’s motion begins, and those data are used to determine the angle θ0.

The formula (20) was chosen based on considerations of work [14] concerning minimization of uncertainty, with additional assumption introduced here that tilt angle is equal to robot’s pitch angle (roll angle is assumed 0).

Velocity change ΔvX due to time-variable acceleration aX(t) over time interval t ∈ <t0, t1> is given by Δv X |tt 1 0

t

Δv X |t1 = v X (t1 ) − v X (t 0 ) =

X (t )dt

.

(28)

(21)

t0

After passing to numerical form of the integral (21) one gets

Finally, based on eq. (24), the uncertainty of quantity DvX,n is given by

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

6

107

Nauka

. .

(29) (29)

Equation (29) describes the uncertainty of the small Equation (29) describes the uncertainty of the small change of velocity at a single time interval Δtn. On the change of velocity at a single time interval Δtn. On the other hand, the formula to describe the uncertainty of other hand, the formula to describe the uncertainty of measurement of velocity in time interval t ∈ <tb, te> reads measurement of velocity in time interval t ∈ <tb, te> reads uc (v X ,N ) = uc (v X ,N ) =

N N

 uu 

n =1 n =1

2 c2 c

(Dv X ,n ) (Dv X ,n )

(30) (30)

of accelerometer A1 indications, as well as their average of accelerometer A1 indications, as well as their average vX (bright line). vX (bright line).

Fig. 10 (b) shows the average velocity vX of mobile Fig. 10 (b) shows the average velocity vX of mobile platform (continuous line), compared with reference velocplatform (continuous line), compared with reference velocity from wheel encoder (dashed line). ity from wheel encoder (dashed line).

In case of the average velocity v X, in fig. 10 (b), there In case of the average velocity v X, in fig. 10 (b), there is also shown its standard uncertainty uc( v X,N). It should is also shown its standard uncertainty uc( v X,N). It should be emphasized that uncertainty of velocity at time instant be emphasized that uncertainty of velocity at time instant tn takes into account uncertainties at preceding time intn takes into account uncertainties at preceding time instants according to equation (31). In this way the shown stants according to equation (31). In this way the shown uncertainty is accumulative, and grows with elapsed time uncertainty is accumulative, and grows with elapsed time of measurement. of measurement.

where n(tb) = 1 and n(te) = N (see comment at eq. (22)), where n(tb) = 1 and n(te) = N (see comment at eq. (22)), and it is assumed that the measurement begins at time inand it is assumed that the measurement begins at time instant tb with initial velocity vX,0 = 0 and initial uncertainty stant tb with initial velocity vX,0 = 0 and initial uncertainty uc(vX,0) = 0. uc(vX,0) = 0.

In the case when velocity measurements are repeated In the case when velocity measurements are repeated in unchanged conditions, the best estimate of velocity is in unchanged conditions, the best estimate of velocity is obtained by averaging velocities from individual measureobtained by averaging velocities from individual measurements vX,n at each discrete time tn (assumed vX,0 = 0 in eq. ments vX,n at each discrete time tn (assumed vX,0 = 0 in eq.

(22)). One component of uncertainty of this average veloc(22)). One component of uncertainty of this average velocity can be evaluated using type A procedure (the proceity can be evaluated using type A procedure (the procedure described in [15]), and the other component, associdure described in [15]), and the other component, associated with systematic effects, is calculated on the basis of ated with systematic effects, is calculated on the basis of eq. (29) with condition that uncertainties of instrument’s eq. (29) with condition that uncertainties of instrument’s raw results due to random errors (noise), e.g. u(am x), are raw results due to random errors (noise), e.g. u(amx), are set to 0. set to 0.

The uncertainty of velocity measurement in time inThe uncertainty of velocity measurement in time interval t ∈ <tb, te> for repeated measurements is terval t ∈ <tb, te> for repeated measurements is uc (v X ,N ) = uc (v X ,N ) =

N N

uˆ (Dv   uˆ (Dv 2 c2 c n =1 n =1

2 X ,n ) + s 2 (v X ,N ) X ,n ) + s (v X ,N )

(31) (31)

where: uˆc (DvX,n) is uncertainty calculated from formuwhere: uˆc (DvX,n) is uncertainty calculated from formula (29), but involving component uncertainties such that la (29), but involving component uncertainties such that uncertainties of instrument’s indications, e.g. u(am x), are uncertainties of instrument’s indications, e.g. u(amx), are all set to 0, and s( v X,N) is obtained from formula all set to 0, and s( v X,N) is obtained from formula s 2 (v X ,N ) (32) s 22 (v X ,N ) = s 2 (v X ,N ) M (32) s (v X ,N ) = M where: s(vX,N) is the standard deviation of values of velociwhere: s(vX,N) is the standard deviation of values of velocity in the sample consisting of all repeated measurements ty in the sample consisting of all repeated measurements for the time instant tN, and M is the number of repeated for the time instant tN, and M is the number of repeated measurements. measurements.

5. Results 5. Results

The experiment with mobile robot, described in Section 3, The experiment with mobile robot, described in Section 3, has been repeated M = 12 times. Accelerometers A1 and has been repeated M = 12 times. Accelerometers A1 and A2 were simultaneously mounted on the robot.

A2 were simultaneously mounted on the robot.

Fig. 10 (a) shows M velocities vX of the mobile platFig. 10 (a) shows M velocities vX of the mobile platform (dark lines), determined according to the measureform (dark lines), determined according to the measurement model described in the previous Section on the basis ment model described in the previous Section on the basis

108

Fig. 10. Accelerometer A1: time courses of M = 12 velocities vX Fig. 10. Accelerometer A1: time courses of M = 12 velocities vX of the mobile robot (dark lines) and their average (bright of the mobile robot (dark lines) and their average (bright line) (a), the average velocity with its standard uncertainline) (a), the average velocity with its standard uncertainty (continuous line with bright “corridor”) and reference ty (continuous line with bright “corridor”) and reference velocity (dashed line) (b) velocity (dashed line) (b) Rys. 10. Akcelerometr A1: przebiegi czasowe M = 12 prędkości Rys. 10. Akcelerometr A1: przebiegi czasowe M = 12 prędkości vX robota mobilnego (linie ciemne) oraz ich średnia (linia vX robota mobilnego (linie ciemne) oraz ich średnia (linia jasna) (a), średnia prędkość z niepewnością standardojasna) (a), średnia prędkość z niepewnością standardową (linia ciągła z jasnym „korytarzem”) i prędkość odniewą (linia ciągła z jasnym „korytarzem”) i prędkość odniesienia (linia przerywana) (b) sienia (linia przerywana) (b)

Apart from random influences, the presented standard Apart from random influences, the presented standard uncertainty also takes into account uncertainty associated uncertainty also takes into account uncertainty associated with systematic effects, e.g. uncertainty of corrections obwith systematic effects, e.g. uncertainty of corrections obtained from calibration. tained from calibration.

The corrections seem not very accurate, because in the The corrections seem not very accurate, because in the portion of the graph between 10.5 s and 11 s velocity vX portion of the graph between 10.5 s and 11 s velocity vX obtained from acceleration sensor A1 is noticeably greater obtained from acceleration sensor A1 is noticeably greater than the reference velocity from encoders venc. than the reference velocity from encoders venc.

7 7

Just Just before before 11.5 11.5 s, s, there there is is aa drop drop of of velocity velocity below below 0, 0, which suggests robot moving backwards.

This might which suggests robot moving backwards. This might have have been been caused caused by by the the backward backward swing swing of of centre centre of of mass mass just just after the robot finished braking (this effect is known after the robot finished braking (this effect is known to to users users of of e.g. e.g. passenger passenger cars). cars). It It would would be be possible possible to to verify verify this this hypothesis, hypothesis, if if the the value value of of θ θ angle angle were were available available durduring motion. ing motion.

Results Results for for acceleration acceleration sensor sensor A2 A2 shown shown in in fig. fig. 11 11 are are qualitatively similar to those for acceleration sensor A1. qualitatively similar to those for acceleration sensor A1.

In In tab. tab. 22 is is shown shown aa comparison comparison of of parameters parameters of of the the time-courses of velocities at the chosen time instant time-courses of velocities at the chosen time instant ttn =11.5 s (marked on figures 10 and 11 with the bold n =11.5 s (marked on figures 10 and 11 with the bold square). square).

Data Data in in tab. tab. 22 substantiate substantiate visual visual impression impression that that vevelocity measured by means of A1 has smaller standard locity measured by means of A1 has smaller standard dedeviation viation and and smaller smaller uncertainty uncertainty in in comparison comparison to to A2.

A2.

Similarly, maximum error from individual errors Similarly, maximum error from individual errors of of all all measurements is larger for the sensor A2.

It is worth measurements is larger for the sensor A2. It is worth pointing pointing out out that that by by averaging averaging 12 12 signals, signals, error error could could be be reduced by more than 75 % in comparison to the reduced by more than 75 % in comparison to the worst worst individual individual measurement measurement obtained. obtained.

Tab. 3. Data necessary to calculate uncertainty of vX for the Tab. 3. Data necessary to calculate uncertainty of vX for the accelerometer A1 accelerometer A1 Tab. 3. Dane do obliczenia niepewności vX dla akcelerometru A1 Tab. 3. Dane do obliczenia niepewności vX dla akcelerometru A1

(1) (1) ii 11 22 33 44 55 66 77 88 99

10 10 11 11 Fig. 11. Accelerometer A2: time courses of M = 12 velocities vX Fig. 11. Accelerometer A2: time courses of M = 12 velocities vX of the mobile robot (dark lines) and their average (bright of the mobile robot (dark lines) and their average (bright line) (a), the average velocity with its standard uncertainline) (a), the average velocity with its standard uncertainty (continuous line with bright “corridor”) and reference ty (continuous line with bright “corridor”) and reference velocity (dashed line) (b) velocity (dashed line) (b) Rys. 11. Akcelerometr A2: przebiegi czasowe M = 12 prędkości Rys. 11. Akcelerometr A2: przebiegi czasowe M = 12 prędkości vX robota mobilnego (linie ciemne) oraz ich średnia (linia vX robota mobilnego (linie ciemne) oraz ich średnia (linia jasna) (a), średnia prędkość z niepewnością standardojasna) (a), średnia prędkość z niepewnością standardową (linia ciągła z jasnym „korytarzem”) i prędkość odniewą (linia ciągła z jasnym „korytarzem”) i prędkość odniesienia (linia przerywana) (b) sienia (linia przerywana) (b) Tab. 2. Parameters of time-courses of velocities obtained from Tab. 2. Parameters of time-courses of velocities obtained from accelerometers A1 and A2; parameters pertain to time accelerometers A1 and A2; parameters pertain to time instant tn = 11.5 s instant tn = 11.5 s Tab. 2. Parametry przebiegów czasowych prędkości uzyskanych Tab. 2. Parametry przebiegów czasowych prędkości uzyskanych z akcelerometrów A1 i A2; parametry dotyczą chwili czaz akcelerometrów A1 i A2; parametry dotyczą chwili czasowej tn = 11,5 s sowej tn = 11,5 s

Error Error Error Error

of of vvXX of of vvX

1) 1)

X

after after after after

1.5 1.5 1.5 1.5

ss ss

(m/s) (m/s) (m/s) (m/s)

u ) after 1.5 s (m/s) ucc(( vv X,N X,N) after 1.5 s (m/s) ss((vvX,N)) at at 1.5 1.5 ss (m/s) (m/s) X,N

1) 1)

A1 A1 0.04 0.04

A2 A2 0.06 0.06

0.006 0.006

0.009 0.009

-0.01 -0.01 0.02 0.02

Maximum error from all individual measurements Maximum error from all individual measurements

0.01 0.01 0.04 0.04

12 12 13 13 14 14 15 15 16 16 17 17 18 18 19 19 20 20 21 21 22 22 23 23 24 24 25 25 26 26

(2) (2) qqi i llxx (–) (–)

(3) (3) est( est(qqii)) 0.98 0.98

xx

llxy (–) xy (–) llxz (–) (–) xz

m a amxx (–) (–) m a my (–) a (–) y

m a amzz (–) (–) B x (–) B (–) x

B Byy (–) (–) B Bz (–) (–) z

llzx (–) zx (–) llzy (–) (–) zy

llzz (–) zz (–) m a mx (–) a (–) x

m a amyy (–) (–) m a mz (–) a (–) z

B Bxx (–) (–) B By (–) (–) y

B Bzz (–) (–) δα (rad) δα (rad) c a acx,0 x,0 c a cz,0 a z,0

(–) (–) (–) (–)

c a acxx (–) (–) c a aczz (–) (–) θθ (rad) (rad) 2 gg(m/s (m/s2)) Δ Δtt (s) (s)

(4) (4) u u((qqii)) –3 1.0 1.0 × × 10 10–3

(5) (5) Eq. Eq. (4) (4)

(6) (6) 2 u uii2((yy)) –9 3.3 3.3 × × 10 10–9

0.01 0.01 –0.027 –0.027

3.8 3.8 3.0 3.0

× × × ×

–3 10 10–3 –3 10 10–3

(4) (4) (4) (4)

–5 1.4 1.4 × × 10 10–5 –10 5.8 5.8 × × 10 10–10

–0.018 –0.018 –0.146 –0.146

1.2 1.2 7.5 7.5

× × × ×

–3 10 10–3 –3 10 10–3

(4) (4) (4) (4)

–11 9.4 9.4 × × 10 10–11 –8 2.0 2.0 × × 10 10–8

1.008 1.008 0.01 0.01

1.3 1.3 3.8 3.8

× × × ×

–3 10 10–3 –3 10 10–3

(5) (5) (5) (5)

–6 1.5 1.5 × × 10 10–6 –10 2.2 2.2 × × 10 10–10

0.047 0.047 –0.018 –0.018

3.6 3.6 1.2 1.2

× × × ×

–3 10 10–3 –3 10 10–3

(5) (5) (5) (5)

1.9 1.9 2.3 2.3

0.008 0.008 –0.019 –0.019

0.833 0.833 0.047 0.047

–0.004 –0.004 0.004 0.004

–0.027 –0.027 0.833 0.833

–0.146 –0.146 00

–0.132 –0.132 0.985 0.985 –0.074 –0.074 0.988 0.988 –0.133 –0.133 9.81213 9.81213 0.01 0.01

2.7 2.7 2.0 2.0

4.9 4.9 3.6 3.6

1.6 1.6 1.8 1.8

3.0 3.0 4.9 4.9

× × × ×

× × × ×

× × × ×

× × × ×

–3 10 10–3 –3 10 10–3

-3 10 10-3 -3 10 10-3

–2 10 10–2 –3 10 10–3

–3 10 10–3 –3 10 10–3

(4) (4) (4) (4)

(4) (4) (4) (4)

(5) (5) (5) (5)

(5) (5) (5) (5)

–3 (5) 10 10–3 (5) –3 (19) 10 10–3 (19) –3 (19) 5.5 5.5 × × 10 10–3 (19) –3 (19) 9.3 9.3 × × 10 10–3 (19) –3 (24) 5.5 5.5 × × 10 10–3 (24) –3 (24) 9.2 9.2 × × 10 10–3 (24) –3 (24) 5.9 5.9 × × 10 10–3 (24) –6 (24) 3.0 3.0 × × 10 10–6 (24) –3 (24) 1.6 × 1.6 × 10 10–3 (24)

7.5 7.5 1.8 1.8

× × × ×

1.4 1.4 3.8 3.8

× × × ×

–8 10 10–8 –6 10 10–6

8.5 8.5 1.2 1.2

× × × ×

-9 10 10-9 -5 10 10-5

8.4 8.4 6.4 6.4

× × × ×

–7 10 10–7 –9 10 10–9

–10 1.4 1.4 × × 10 10–10 –5 2.4 2.4 × × 10 10–5

5.7 5.7 3.1 3.1

× × × ×

× × × ×

–10 10 10–10 –11 10 10–11 –5 10 10–5 –6 10 10–6

–5 3.0 3.0 × × 10 10–5 –6 1.5 1.5 × × 10 10–6 –7 2.9 2.9 × × 10 10–7 –8 1.5 1.5 × × 10 10–8 –7 3.3 3.3 × × 10 10–7 –18 3.0 3.0 × × 10 10–18 –7 8.1 × 8.1 × 10 10–7

Despite Despite the the fact fact that that measurement measurement duration duration was was short, short, the uncertainty associated with obtained velocity is signifithe uncertainty associated with obtained velocity is significant. cant. In In order order to to highlight highlight the the most most important important sources sources of of uncertainty, an appropriate analysis has been carried uncertainty, an appropriate analysis has been carried out. out.

Component Component variances variances (i.e., (i.e., standard standard uncertainty uncertainty squared) necessary to calculate the squared) necessary to calculate the combined combined uncertainty uncertainty Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

10988

Nauka of velocity change at a single time step uc(DvX,n) are gathof velocity change at a single time step uc(DvX,n) are gathered in the column 6 of tab. 3 (A1) and tab. 4 (A2). The ered in the column 6 of tab. 3 (A1) and tab. 4 (A2). The tables also contain all data necessary to calculate the untables also contain all data necessary to calculate the uncertainty components ui(y) (notation as in eq. (25)), that certainty components ui(y) (notation as in eq. (25)), that is, estimates of values of quantities qi (col. 3), uncertainis, estimates of values of quantities qi (col. 3), uncertainties of those estimates (col. 4) and the number of equation ties of those estimates (col. 4) and the number of equation on which was based calculation of the sensitivity coeffion which was based calculation of the sensitivity coefficient for the given uncertainty component (col. 5). cient for the given uncertainty component (col. 5).

Tab. 4. Data necessary to calculate uncertainty of vX for the acTab. 4. Data necessary to calculate uncertainty of vX for the accelerometer A2 celerometer A2 Tab. 4. Dane do obliczenia niepewności vX dla akcelerometru A2 Tab. 4. Dane do obliczenia niepewności vX dla akcelerometru A2

(1) (2) (1) (2) i qi i qi lxx (–) 1 1 lxx (–) 2 lxy (–) 2 lxy (–) 3 lxz (–) 3 lxz (–) 4 am (–) 4 amxx (–) m 5 amy (–) 5 a y (–) 6 am (–) 6 amzz (–) 7 Bx (–) 7 Bx (–) 8 By (–) 8 By (–) 9 Bz (–) 9 Bz (–) 10 lzx (–) 10 lzx (–) 11 lzy (–) 11 lzy (–) 12 lzz (–) 12 lzz (–) 13 am (–) 13 amxx (–) m 14 amy (–) 14 a y (–) 15 am (–) 15 amzz (–) 16 Bx (–) 16 Bx (–) 17 By (–) 17 By (–) 18 Bz (–) 18 Bz (–) 19 δα (rad) 19 δα (rad) 20 accx,0 (–) 20 a x,0 (–) 21 accz,0 (–) 21 a z,0 (–) 22 accx (–) 22 a x (–) 23 accz (–) 23 a z (–) 24 θ (rad) 24 θ (rad) 25 g (m/s22) 25 g (m/s ) 26 Δt (s) 26 Δt (s)

(3) (3) est(qi) est(qi) 1.061 1.061 –0.001 –0.001 –0.0011 –0.0011 –0.103 –0.103 0.036 0.036 –0.558 –0.558 0.067 0.067 –0.025 –0.025 –0.448 –0.448 –0.006 –0.006 –0.015 –0.015 0.991 0.991 –0.103 –0.103 0.036 0.036 –0.558 –0.558 0.068 0.068 –0.025 –0.025 –0.449 –0.449 0 0 –0.007 –0.007 1.001 1.001 0.037 0.037 0.998 0.998 –0.007 –0.007 9.81213 9.81213 0.016 0.016

(4) (4) u(qi) u(qi) 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 6.2 × 10–3 6.2 × 10–3 1.0 × 10–4 1.0 × 10–4 1.7 × 10–3 1.7 × 10–3 1.8 × 10–3 1.8 × 10–3 2.8 × 10–3 2.8 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 2.6 × 10–3 2.6 × 10–3 7.6 × 10–3 7.6 × 10–3 7.6 × 10–3 7.6 × 10–3 5.3 × 10–3 5.3 × 10–3 1.7 × 10–3 1.7 × 10–3 1.8 × 10–3 1.8 × 10–3 2.8 × 10–3 2.8 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 5.0 × 10–3 2.6 × 10–3 2.6 × 10–3 1.8 × 10–3 1.8 × 10–3 5.6 × 10–3 5.6 × 10–3 6.6 × 10–3 6.6 × 10–3 5.6 × 10–3 5.6 × 10–3 6.6 × 10–3 6.6 × 10–3 5.9 × 10–3 5.9 × 10–3 3.0 × 10–6 3.0 × 10–6 4.0 × 10–3 4.0 × 10–3

(5) (5) Eq. Eq. (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (4) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (5) (19) (19) (19) (19) (19) (19) (24) (24) (24) (24) (24) (24) (24) (24) (24) (24)

(6) (6) ui22(y) ui (y) 3.2 × 10–8 3.2 × 10–8 4.7 × 10–9 4.7 × 10–9 1.0 × 10–8 1.0 × 10–8 3.3 × 10–6 3.3 × 10–6 1.3 × 10–12 1.3 × 10–12 1.0 × 10–11 1.0 × 10–11 2.8 × 10–5 2.8 × 10–5 1.0 × 10–11 1.0 × 10–11 8.7 × 10–12 8.7 × 10–12 7.4 × 10–8 7.4 × 10–8 7.0 × 10–9 7.0 × 10–9 2.9 × 10–5 2.9 × 10–5 1.0 × 10–10 1.0 × 10–10 7.1 × 10–10 7.1 × 10–10 7.7 × 10–6 7.7 × 10–6 8.8 × 10–10 8.8 × 10–10 5.5 × 10–9 5.5 × 10–9 6.6 × 10–6 6.6 × 10–6 3.1 × 10–6 3.1 × 10–6 3.2 × 10–5 3.2 × 10–5 1.9 × 10–9 1.9 × 10–9 7.4 × 10–7 7.4 × 10–7 4.4 × 10–11 4.4 × 10–11 8.1 × 10–7 8.1 × 10–7 4.2 × 10–18 4.2 × 10–18 2.9 × 10–6 2.9 × 10–6

Values of sensitivity coefficients necessary to calculate Values of sensitivity coefficients necessary to calculate uncertainty components ui(y) were obtained for estimates uncertainty components ui(y) were obtained for estimates of qi calculated as an average of attained values within of qi calculated as an average of attained values within time interval t ∈ <tb, te> when robot was in motion. That time interval t ∈ <tb, te> when robot was in motion. That procedure was followed, because as values of qi change procedure was followed, because as values of qi change during motion, values of sensitivity coefficients change acduring motion, values of sensitivity coefficients change accordingly, and they influence uncertainty components cordingly, and they influence uncertainty components ui(y). Averaging over time interval of robot motion was ui(y). Averaging over time interval of robot motion was

110

performed to get representative estimates of the involved performed to get representative estimates of the involved quantities necessary for the subsequent analysis. quantities necessary for the subsequent analysis.

Data for calibration were obtained from the 6 position Data for calibration were obtained from the 6 position static test and the elements of matrix M0 (eq. (2)) were static test and the elements of matrix M0 (eq. (2)) were found with the method of least squares. Those values are found with the method of least squares. Those values are constant during motion. Standard uncertainties of quanticonstant during motion. Standard uncertainties of quantities 2–3, 7–9, 10–12 and 16–18 (numbers i in col. (1)) were ties 2–3, 7–9, 10–12 and 16–18 (numbers i in col. (1)) were calculated according to the type A procedure from recalculated according to the type A procedure from repeated calibrations (2 repetitions). peated calibrations (2 repetitions).

Standard uncertainty of quantity 1, that is, of the Standard uncertainty of quantity 1, that is, of the element lxx of the matrix M0–1 , was obtained from formula element lxx of the matrix M0–1, was obtained from formula 2 2 u(lxx ) = u cal 2 (lxx ) + (max(elin (mxx )) / 3 )2 u(lxx ) = u cal (lxx ) + (max(elin (mxx )) / 3 )

(34) (34)

where ucal is component of u(lxx) due to inaccuracy of caliwhere ucal is component of u(lxx) due to inaccuracy of calibration, and elin is error of nonlinearity of accelerometer bration, and elin is error of nonlinearity of accelerometer scale factor (with assumed rectangular distribution) based scale factor (with assumed rectangular distribution) based on results provided below. on results provided below.

Results of dynamic test of accelerometers described in Results of dynamic test of accelerometers described in Section 3 are shown in fig. 12. Presented data are averSection 3 are shown in fig. 12. Presented data are averaged results from 10 series. Each data point represents the aged results from 10 series. Each data point represents the amplitude of x-axis acceleration signal measured by the amplitude of x-axis acceleration signal measured by the instrument subjected to harmonic kinematic excitation. instrument subjected to harmonic kinematic excitation.

Fig. 12. Measured vs. reference acceleration for acceleromeFig. 12. Measured vs. reference acceleration for accelerometers A1 (a) and A2 (b) ters A1 (a) and A2 (b) Rys. 12. Zależność między przyspieszeniem odniesienia i zmieRys. 12. Zależność między przyspieszeniem odniesienia i zmierzonym dla akcelerometru A1 (a) oraz A2 (b) rzonym dla akcelerometru A1 (a) oraz A2 (b)

In case of both instruments, error of nonlinearity of In case of both instruments, error of nonlinearity of scale factor can be observed, which for the presented regresscale factor can be observed, which for the presented regression fit lines is at the level of 1000 ppm FS (parts per milsion fit lines is at the level of 1000 ppm FS (parts per million of Full Scale) for accelerometer A1, and 5000 ppm FS lion of Full Scale) for accelerometer A1, and 5000 ppm FS for A2. Those values qualify the investigated sensors into for A2. Those values qualify the investigated sensors into 9 9

the low performance segment of the map of accelerometers’ the low performance segment of the map of accelerometers’ applications [4]. applications [4]. m m Values of quantities am x, a y, a z vary during motion.

Values of quantities amx, amy, amz vary during motion.

For this reason as the estimates are provided average valFor this reason as the estimates are provided average values attained during the motion phase. Uncertainties 4–6 ues attained during the motion phase. Uncertainties 4–6 and 13–15 were evaluated according to the type A proceand 13–15 were evaluated according to the type A procedure. Those uncertainties reflect noise present in the outdure. Those uncertainties reflect noise present in the output for given instrument axis. Number of samples taken put for given instrument axis. Number of samples taken into account was 1000 in case of A1 and 500 in case of A2. into account was 1000 in case of A1 and 500 in case of A2.

It is assumed that electronic noise does not depend on It is assumed that electronic noise does not depend on measurement conditions, so this value is the same whether measurement conditions, so this value is the same whether the robot is stationary or in motion. the robot is stationary or in motion.

tables) gathered in the initial phase, preceding motion of tables) gathered in the initial phase, preceding motion of the robot, of duration of nearly 10 s (A1: 1000 samples, the robot, of duration of nearly 10 s (A1: 1000 samples, A2: 600 samples), and on necessary data from tab. 3 or A2: 600 samples), and on necessary data from tab. 3 or tab. 4. Uncertainties were calculated from equations (26) tab. 4. Uncertainties were calculated from equations (26) and (27). and (27).

Value of gravitational acceleration was obtained for Value of gravitational acceleration was obtained for the gravitation measurement station Józefosław (site code: the gravitation measurement station Józefosław (site code: JOZE) [16] which is situated close to the site of calibraJOZE) [16] which is situated close to the site of calibration. Uncertainty 25 was evaluated from the type B protion. Uncertainty 25 was evaluated from the type B procedure, as it was the value of resolution of instrument cedure, as it was the value of resolution of instrument given in the source [16]. given in the source [16].

Value of Δt was estimated based on data from several Value of Δt was estimated based on data from several individual series of measurements – 10 000 samples in toindividual series of measurements – 10 000 samples in total. Value of Δt has nominal value stated by the accelertal. Value of Δt has nominal value stated by the accelerometer’s manufacturer. In case of A1 it was 10 ms, and in ometer’s manufacturer. In case of A1 it was 10 ms, and in case of A2, 16.667 ms (60 samples/s). Uncertainty 26 was case of A2, 16.667 ms (60 samples/s). Uncertainty 26 was evaluated from the type A procedure from the same data evaluated from the type A procedure from the same data as the average value. as the average value.

Estimates of values of quantities 22–24 were calcuEstimates of values of quantities 22–24 were calculated based on equations (4), (5) and (19) using necessary lated based on equations (4), (5) and (19) using necessary data from tab. 3 (tab. 4). Corresponding uncertainties data from tab. 3 (tab. 4). Corresponding uncertainties were calculated based on equations (26), (27) and (28). were calculated based on equations (26), (27) and (28).

In the pie charts in fig. 13, data are taken from tab. 3 In the pie charts in fig. 13, data are taken from tab. 3 and 4 to illustrate contributions to the combined variance and 4 to illustrate contributions to the combined variance of small velocity change during single time step DvX,n for of small velocity change during single time step DvX,n for the two examined accelerometers (eq. (29)). the two examined accelerometers (eq. (29)).

Fig. 13. Breakdown of uncertainty of velocity DvX: for A1 based Fig. 13. Breakdown of uncertainty of velocity DvX: for A1 based on tab. 3 (a), for A2 based on tab. 4 (b) on tab. 3 (a), for A2 based on tab. 4 (b) Rys. 13. Udział składowych niepewności prędkości DvX: dla A1 Rys. 13. Udział składowych niepewności prędkości DvX: dla A1 na podst. tab. 3 (a), dla A2 na podst. tab. 4 (b) na podst. tab. 3 (a), dla A2 na podst. tab. 4 (b)

Even though the experimental floor was carefully seEven though the experimental floor was carefully selected to have even and horizontal surface, angle θ might lected to have even and horizontal surface, angle θ might have varied slightly. However, during the experiment the have varied slightly. However, during the experiment the value of actual θ angle was not measured – deviation δα value of actual θ angle was not measured – deviation δα of the actual θ angle from its initial value θ0 was assumed of the actual θ angle from its initial value θ0 was assumed 0 rad, and inaccuracy of this assumption was included 0 rad, and inaccuracy of this assumption was included into uncertainty. Uncertainty 19 was evaluated from the into uncertainty. Uncertainty 19 was evaluated from the type B procedure based on available data characterising type B procedure based on available data characterising the ground. It was estimated that for 67 % of measurethe ground. It was estimated that for 67 % of measurement time δα will change by no more than ±0.1 degree, ment time δα will change by no more than ±0.1 degree, that is one axle of the robot will rise or fall with respect that is one axle of the robot will rise or fall with respect to another by no more than 1 mm, and distribution is to another by no more than 1 mm, and distribution is normal with mean of 0 degrees. normal with mean of 0 degrees.

Values of corrected accelerations 20 and 21 for deterValues of corrected accelerations 20 and 21 for determination of the initial angle θ0 were obtained based on the mination of the initial angle θ0 weremobtained based on the m average from raw indications am x, a y, a z (not included in average from raw indications amx, amy, amz (not included in

Fig. 14. Breakdown of uncertainty of acceleration accx: for Fig. 14. Breakdown of uncertainty of acceleration a x: for based on tab. 3 (a), for A2 based on tab. 4 (b) based on tab. 3 (a), for A2 based on tab. 4 (b) Rys. 14. Udział składowych niepewności przyspieszenia accx: Rys. 14. Udział składowych niepewności przyspieszenia a x: A1 na podst. tab. 3 (a), dla A2 na podst. tab. 4 (b) A1 na podst. tab. 3 (a), dla A2 na podst. tab. 4 (b)

A1 A1 dla dla

For both instruments the largest source of uncerFor both instruments the largest source of uncertainty is the uncertainty of time interval between succestainty is the uncertainty of time interval between successive samples of acceleration Δtn. The actual error of Δtn sive samples of acceleration Δtn. The actual error of Δtn Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

10

10 111

Nauka will vary in random fashion from sample to sample, so it can be mitigated by averaging results of repeated measurements, because expected value of the random error is 0. If the measurements cannot be repeated, as is the case, for instance, in navigation applications, then this uncertainty source seems to be critical to the overall accuracy of velocity measurement. As far as measurement nodes are concerned, this uncertainty may be influenced by accuracy of the node internal oscillator (which governs time interval at which data are sent from the node to acquisition system), bus errors, delays on the side of the computer operating system, etc.

Two other important sources of uncertainty of DvX,n are: uncertainty associated with value of the angle θ, and uncertainty of value of the corrected acceleration acx.

The uncertainty of measurement of angle θ, according to the presented model, possesses components associated with initial constant angle θ0 and with variable angle during motion δα.

Uncertainty of the initial angle θ0 critically depends on inaccuracy of instrument’s corrections. Uncertainty of the variable part may be reduced by introducing measurement of angle δα during motion.

The uncertainty of the corrected acceleration acx contributes about 20 % to the total uncertainty of DvX,n.

In fig. 14 are visualised contributions to the combined uncertainty of acx for each sensor.

It is evident, that there are two major sources of uncertainty of quantity acx: (1) uncertainty of corrections from calibration and (2) noise in the raw indication amx from sensitive axis x of the sensor.

Noise is a random error, and, as mentioned earlier in discussion of uncertainty of Δt, it can be mitigated by averaging results from multiple measurements in repeatable conditions. On the other hand, if repeated measurements are not possible, then axis noise becomes an important property of the accelerometer which may influence the measurement of velocity in significant way (on condition that high quality calibration has been performed). The importance of sensor noise has been long recognized by navigation industry: the better is the performance of the instrument in terms of noise, the higher is the price.

measurement of acceleration was of the order of 0.02– 0.04 m/s after 1.5 s of measurement duration.

This level of uncertainty was considered not satisfying, and sources which contribute to the uncertainty of velocity have been analysed. The uncertainty is most influenced by: (1) inaccuracy of time basis for measured acceleration, (2) inaccuracy of calibration procedure, (3) electronic noise at the instrument output and (4) inaccuracy of measurement of variable angle θ between accelerometer’s reference axis zA and the vertical direction.

In the applications where measurements can be repeated many times in unchanged conditions, the most important sources of uncertainty are (2) and (4), because uncertainties (1) and (3) can be significantly reduced by averaging the results.

In view of that, it is concluded that – for the purpose of characterisation of motion of unmanned ground vehicles in typical terrains of operation – low-cost acceleration sensors can be used with the described method of velocity measurement, on conditions that high quality of calibration procedure and measurement of θ are guaranteed. To satisfy those conditions will be the objective of author’s future work.

Acknowledgements Author wishes to thank Mr. Krzysztof Trzcinka for making available the Tira-VIB facility and Mr. Andrzej Bratek for help with establishing communications through CAN protocol. Both sirs work in OUP/PIAP. The work has been realised as a part of the project entitled “Dynamics modeling of four-wheeled mobile robot and tracking control of its motion with limitation of wheels slip”. The project is financed from the means of the National Science Centre of Republic of Poland granted on the basis of decision number DEC-2011/03/B/ST7/02532.

Bibliography 1.

2.

6. Conclusion The objective of the present study was to assess the uncertainty of measurement of velocity of a vehicle by means of recently produced budget MEMS accelerometers from perspective of using the measurement results for validation of a non-linear dynamics model of unmanned ground vehicle.

In order to achieve the stated goal, model of measurement has been developed with accompanying uncertainties following guidance of document [15]. Calibration of the instruments, tests for non-linearity and experimental measurements of velocity of an UGV have been carried out.

It has been found that in the present experiment standard uncertainty of velocity determined on the basis of

112

3.

4.

5.

6.

Ray L.R., Brande D.C., Lever J.H., Estimation of net traction for differential-steered wheeled robots, “Journal of Terramechanics”, 46/2009, 75–87.

Trojnacki M., Modeling and Motion Simulation of a Three-Wheeled Mobile Robot with Front Wheel Driven and Steered Taking into Account Wheels’ Slip, “Archive of Applied Mechanics”, 5/2012, [DOI 10.1007/s00419-012-0636-2].

Marinis T.F., The future of Microelectromechanical systems (MEMS), “Strain”, 45/2009, 208–220.

Barbour N., Schmidt G., Inertial sensor technology trends, “IEEE Sensors Journal”, Vol. 1, No. 4, 2001, 332–339.

Pang G., Liu H., Evaluation of a Low-cost MEMS Accelerometer for Distance Measurement, “Journal of Intelligent and Robotic Systems”, 30/2001, 249–265.

Onodera R., Mimura N., Shishido M., An efficient calibration method for a novel 6-DOF acceleration sensor system and application to measurement of a vehicle motion, “Proceedings of IEEE Sensors Conf.”, art. no. 5690441, 2010, 600–605.

11

9.

[www.phidgets.com] – Phidgets Inc. – Unique and Easy to Use USB Interfaces (7 Dec 2012).

10. [www.analog.com/en/mems-sensors/mems-inertialsensors/adxl330/products/product.html] – Analog Devices (7 Dec 2012).

11. [www.antyterroryzm.com/product/en/scout] – PIAP Scout mobile robot (7 Dec 2012).

12. Syed Z.F., Aggarwal P., Goodall C., Niu X., ElSheimy N., A new multi-position calibration method for MEMS inertial navigation systems, “Meas. Sci. 7. me [www.analog.com] tand ąk d op SMEM –wAnalog órtem o Devices releck(7 aa Dec jca2012). ulawE Technol.”, 18/2007, 1897–1907.

8.13.

(7PEAKDec hc[www.mikrosensor.de] y[www.peak-system.com] wogołazzeb wódz–ajMicro-Sensor op– icHomepage śokdęrGmbH p urof aim op 2012).

System (7 Dec 2012).

-9. d14. ałw[www.phidgets.com] zeŁuczak b uraimoS., p mAccelerometer-based elborp o–nozPhidgets surop elukInc. ymeasurements tra W inezczsof eand rtS – :eUnique axto “Journal -eco Easy tsial ej yctilt, arpUse m elUSB eC .wInterfaces ódofzaAutomation, jop uhc(7 urDec wórt2012). eMobile marap oRobotics gewoicśon& [www.analog.com/en/mems-sensors/mems-inertialVol. 6,z No. i10. cśokd ęIntelligent rp meinazcSystems”, anzyw z jen aząiw urai1, mo2012, p icśo39–41. nwepein an 15. for me rtesensors/adxl330/products/product.html] mJoint orelecCommittee ka ogenozreim z aGuides inezseipin syzMetrology, rp ainawok–łaEvaluation c Analog ądotem Devices (7 Dec 2012). of measurement data — Guide to the expression enaddop yłatsoz SMEM upyt yrtemorelecka awD .SMEM upytof 11. [www.antyterroryzm.com/product/en/scout] PIAP , uncertainty in measurement, JCGM –100:2008 ęis ogecąjuzyretkarahc ainawosotsaz ainezdiw utknup z eineco Scout mobile robot (7 Dec 2012). [www.bipm.org/en/publications/guides/gum.html].

-atwop ogej ąicśowilżom zaro uraimop ainawrt mesazc miktórk 12.

Z.F., Aggarwal P., Goodall C., Gravity Niu X., DataEl16. Syed [http://bgi.dtp.obs-mip.fr] – Absolute -am ledom onawotnezerpaZ .hcaknuraw hcynoineimzein w ainazr Sheimy new multi-position calibration method base (7N., DecA2012).

-wepefor in um ącązsyinertial zrawot z navigation zarw icśokdęsystems rp uraim,op“Meas. ynzcytam et Sci. MEMS ijcarband ilak Technol.”, ezrudecorp 18/2007, enaddop 1897–1907. yłatsoz yrtemoreleckA .ąicśon i13. laks [www.peak-system.com] wókinnyzcłópsw hci ald ic–śowHomepage oinilein onozcof anzyPEAKw zaro (7 Dec ainawSystem orenegyw od B2012).

IV-ariT ainezdązru uinatsyzrokyw ikęizd Łuczak measurements -14. noma z yłatsoS., z ikiAccelerometer-based njuzC .hcaicśotraw hcyn neimz o ńezseipofsyaxzrp Automation, &t -lazraial twoptilt, bós“Journal ops w łanoof kyw yrótk ,mywołoMobile k eicoboRobotics r an enawo Intelligent Systems”, Vol. 6, No. 1, 2012, 39–41.

-yzrtO .inhczreiwan jemas jet an jewoinilotsorp ydzaj rwenam yn 15. Joint Committee for Guides in Metrology, Evaluation uicyżu yzrp jenozreimz icśokdęrp ąwodradnats ćśonwepein onam of measurement data — Guide to the expression of -ezrp ald s/m 40,0–20,0 eimoizop an wórtemorelecka hcynadab uncertainty in measurement, JCGM 100:2008, -ezrp 21 z hcynad uineinderśu yzrp ,s 5,1 .ko ogecąjawrt ugeib [www.bipm.org/en/publications/guides/gum.html]. ć16. awo[http://bgi.dtp.obs-mip.fr] dnemoker anżom ycarp jenan–okAbsolute yw eiwatsdGravity op aN .wDataógeib -uzyrebase tkara(7 hc Dec icśok2012). dęrp wóraimop od SMEM yrtemorelecka einat ainazratwop ąicśowilżom zaro ainawrt mesazc miktórk ęis hcycąj

(7 Dec 2012). or GmbH (7 Dec

c. – Unique and 2012). /mems-inertialtml] – Analog

n/scout] – PIAP

C., Niu X., Elcalibration method tems, “Meas. Sci.

page

of

PEAK-

asurements of axMobile Robotics & 2012, 39–41. rology, Evaluation the expression of JCGM 100:2008, des/gum.html]. ute Gravity Data-

icśonwepein ęjcazilaminim an ęgawu ćicórwz yżelaN .wóraimop ogenEwaluacja neimz meraimakcelerometrów op zaro wótnemurtsniMEMS ąjcarbilakpod z hckątem ynaząiwz

pomiaru prędkości pojazdów bezzałogowych .uhcur sazcdop udzajop ułyhcezrp atąk

Streszczenie: W artykule poruszono problem pomiaru bezwład-ein ,icśokdęrp raimop ,SMEM rtemorelecka :ewozculk awołS nościowego parametrów ruchu pojazdów. Celem pracy jest oceewogołazzeb ydzajop ,wódzajop akimanyd ,uraimop ćśonwep na niepewności pomiaru związanej z wyznaczaniem prędkości metodą całkowania przyspieszenia zmierzonego akcelerometrem .gnE cSM ,kebąD wałsymezrP typu MEMS. Dwa akcelerometry typu MEMS zostały poddane fo riahC eht ta tneduts DhP a si eH ocenie z punktu widzenia -zastosowania się aM fo slatnemcharakteryzującego adnuF dna selciheV krótkim czasem trwania pomiaru powtaytisrevinoraz U zdomożliwością L eht ta ngijego seD e nihc rzania w niezmienionych warunkach. eht sdloh eZaprezentowano H .dnaloP ,ygolomodel nhceT mafo

-inU wraz yrtnevzotowarzyszącą C morf amolpmu id niepew.gnEB tematyczny pomiaru prędkości e r n i d e v l o v n i y l t n e r r u C .

K U , y tisrev nością. Akcelerometry zostały poddane procedurze kalibracji

fo noitadla cifitnich edi współczynników gninrecnoc hcraskali es oraz wyznaczono nieliniowości m e h t i w , s e l c i h e v l l a m s f o s c i m a n yd dzięki wykorzystaniu urządzenia Tira-VIB do wygenerowania

dna ,noitcaretni daor-eryt no sisahp przyspieszeń o zmiennych wartościach. Czujniki zostały zamoneht ni noitacilppa rof gnilledom rieht towane na robocie kołowym, który wykonał w sposób powtarzalhtiw setarepooC .gnipytotorP lautriV ny manewr jazdy prostoliniowej na tej samej nawierzchni. Otrzyrof etutitsnI hcraeseR lairtsudnI eht mano niepewność standardową stnemprędkości erusaeM zmierzonej dna noprzy itamużyciu otuA badanych akcelerometrów na poziomie 0,02–0,04.dm/s dla naloP ,PprzeAIP biegu trwającego ok. 1,5 s, przy uśrednieniu przemoc.liamgdanych @kebadzp 12 :liam -e

Streszczenie: W artykule poruszono problem pomiaru bezwładnościowego parametrów ruchu pojazdów. Celem pracy jest ocena niepewności pomiaru związanej z wyznaczaniem prędkości metodą całkowania przyspieszenia zmierzonego akcelerometrem typu MEMS. Dwa akcelerometry typu MEMS zostały poddane ocenie z punktu widzenia zastosowania charakteryzującego się krótkim czasem trwania pomiaru oraz możliwością jego powtarzania w niezmienionych warunkach. Zaprezentowano model matematyczny pomiaru prędkości wraz z towarzyszącą mu niepewnością. .)2102Akcelerometry ceD 7akcelerometrów ( secivezostały D golanpoddane A –MEMS ]moc.procedurze gopod lana.wkątem wwkalibracji [ .7 Ewaluacja

ceoraz D 7(wyznaczono Hbmprędkości G rosnnieliniowości eS-orcpojazdów iM – dla ]ed.rich obezzałogowych snewspółczynników sorkim.www[ skali .8 pomiaru .)2102 dzięki wykorzystaniu urządzenia Tira-VIB do wygenerowania Streszczenie: bezwładd nprzyspieszeń a euqinU –W .artykule cnI steporuszono gdwartościach. ihP – ]problem mocCzujniki .stegpomiaru dihzostały p.ww w[zamon.9 o zmiennych .)2102 kołowym, ceDruchu 7( secktóry afretwykonał nI BSCelem U wessposób Upracy ot ysjest aE ocenościowego pojazdów. towane na parametrów robocie powtarzallaitreni-smepomiaru m/srosnzwiązanej es-smem/nze/wyznaczaniem moc.golana.wprędkości ww[ .01 nany-niepewności manewr jazdy prostoliniowej na tej samej nawierzchni.

Otrzygmetodą olanA całkowania – ]lmthprzyspieszenia .tcudorp/stcuzmierzonego dorp/033lxdakcelerometrem a/srosnes mano niepewność standardową prędkości zmierzonej przy użyciu .)2102 ceD zostały 7( seciveD typu MEMS.akcelerometrów Dwa akcelerometry typu MEMS badanych na poziomie 0,02–0,04 m/spoddane dla przePAIP – ]tuocs/ne/tcudorp/moc.mzyrorretytna.www[ .11 ocenie z punktu widzenia zastosowania charakteryzującego się biegu trwającego ok. .1,5 )210s,2 przy ceD uśrednieniu 7( tobor elidanych bom tuozc12 S przekrótkim czasem trwania pomiaru oraz możliwością jego powtabiegów. rekomendować -lE ,.X uNa iN podstawie ,.C lladowykonanej oG ,.P lapracy wraggmożna A ,.F.Z deyS .21 rzania wakcelerometry niezmienionych warunkach.

Zaprezentowano model matanie MEMS do pomiarów prędkości charakteryzuiehS dohtem noitarbilac noitisop-itlum wen A ,.N ym prędkości zlatowarzyszącą mu krótkim powtarzania .tematyczny icjących S .saesię M“pomiaru ,smetsczasem ys noittrwania agwraz ivan oraz itrmożliwością eni SMEM rniepewof nością.

Akcelerometry zostały poddane procedurze kalibracji 7091–79uwagę 81 ,700na 2/minimalizację 81 ,”.lonhceTniepewności dna pomiarów. Należy .zwrócić -oraz Kzwiązanych AEwyznaczono P fo z ekalibracją gapnieliniowości emoHinstrumentów – ]dla mocich .m etwspółczynników sypomiarem s-kaep.ww w[ skali .31 oraz zmiennego .)2102 cedo D 7wygenerowania ( metsyS dzięki wykorzystaniu urządzenia Tira-VIB kąta przechyłu pojazdu podczas ruchu. kazcuzamonŁ .41 -przyspieszeń xa fo stnemoerzmiennych usaem deswartościach. ab-retemoreCzujniki leccA ,.S zostały & s c i t o b o R e l i b o M , n o i t a m o t u A f o l a n r u o J “ , t l i t l a i towane na robocie kołowym, który wykonał w sposób powtarzalSłowa kluczowe: akcelerometr MEMS, pomiar prędkości, nie.

1 4 – 9 3 , 2 1 0 2 , 1 . o N , 6 . l o V , ” s m e t s y S t n e g i l l e t n I nypewność manewrpomiaru, jazdy prostoliniowej na tej samej nawierzchni.

Otrzydynamika pojazdów, pojazdy bezzałogowe noitaulavE ,ygolorteM ni sediuG rof eettimmoC tnioJ .51 mano niepewność standardową prędkości zmierzonej przy użyciu fo noisserpxe eht ot ediuG — atad tnemerusaem fo badanych akcelerometrów poziomie 0,02–0,04 m/s dla przeDąbek, MScna Eng. ,8Przemysław 002:001 MGCJ ,tnemerusaem ni ytniatrecnu He istrwającego a PhD student at s, theprzy Chair of biegu ok. 1,5 .]lmth.mug/sediug/snoitaciluśrednieniu bup/ne/grodanych .mpib.wzw12 w[ przeVehicles and Fundamentals of Marekomendować -biegów. ataD ytNa ivapodstawie rG etulosbwykonanej A – ]rf.pipracy m-sbomożna .ptd.igb //:ptth[ .61 chine Design at the Lodzdo University tanie akcelerometry MEMS pomiarów.)2 prędkości 102 ceD charakteryzu7( esab of Technology, holds oraz the możliwością powtarzania jących się krótkimPoland. czasemHe trwania BEng. diploma from Coventry Unipomiarów. Należy zwrócić uwagę na minimalizację niepewności Przemysław Dąbek, MSc Eng.in reversity, UK. Currently involved związanych z kalibracją instrumentów oraz pomiarem zmiennego search concerning identification of of He is a PhD student at the Chair kąta przechyłu pojazdu podczasofruchu.

Vehicles and Fundamentals Machine dynamics of small vehicles, with emDesign on at the Lodz University of Technophasis tyre-road interaction, and logy, Poland.

He holds the B.Eng. diplomapomiar prędkości, nieSłowa kluczowe: their modelling forakcelerometr application inMEMS, the from Coventry University, UK. Currently pewność pomiaru, dynamika pojazdów, pojazdy bezzałogowe Virtual Prototyping.

Cooperates with involved in research concerning identhe Industrial Research Institute for tification of dynamics of small vehicles, with emphasis on tyre-road Przemysław Dąbek, MSc Eng.interaction, Automation and Measurements and modelling application He is their a Poland.

PhD student for at the Chair ofin the PIAP, Virtual Prototyping. Cooperates with the Vehicles and Fundamentals of Mae-mail: pdabek@gmail.com Industrial Research Institute for Automachine Design at the LodzPIAP, University tion and Measurements Poland. of Technology, Poland. He holds the e-mail: pdabek@gmail.com BEng. diploma from Coventry University, UK. Currently involved in research concerning identification of dynamics of small vehicles, with emphasis on tyre-road interaction, and their modelling for application in the Virtual Prototyping. Cooperates with the Industrial Research Institute for Automation

and

Measurements

PIAP, Poland. e-mail: pdabek@gmail.com

12

biegów. Na podstawie wykonanej pracy można rekomendować tanie akcelerometry MEMS do pomiarów prędkości charakteryzujących się krótkim czasem trwania oraz możliwością powtarzania pomiarów. Należy zwrócić uwagę na minimalizację niepewności związanych z kalibracją instrumentów oraz pomiarem zmiennego kąta przechyłu pojazdu podczas ruchu.

Słowa kluczowe: akcelerometr MEMS, pomiar prędkości, niepewność pomiaru, dynamika pojazdów, pojazdy bezzałogowe Przemysław Dąbek, MSc Eng.

21

He is a PhD student at the Chair of Vehicles and Fundamentals of Machine Design at the Lodz University of Technology, Poland. He holds the BEng. diploma from Coventry University, UK. Currently involved in re-

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

113 12

Nauka

Neural sensor-based navigation of wheeled mobile robot in unknown environment Zenon Hendzel, Marcin Szuster Rzeszow University of Technology

Abstract: In presented paper a new approach to a collisionfree trajectory generating for a wheeled mobile robot with Adaptive Critic Designs and Fuzzy Logic algorithm, is proposed.

The presented discrete hierarchical control system consists of a trajectory generating algorithm based on a reactive navigation of the wheeled mobile robot in an unknown 2D environment with static obstacles, and a tracking control system. A strategy of reactive navigation is developed including two main behaviours: an obstacle avoiding behaviour and a goal-seeking behaviour, realised in a form of Adaptive Critic Design algorithms. These simple, individual behaviours are combined by the fuzzy combiner of behaviours that determines influence of the individual behaviours on the trajectory generation process, according to the environment conditions. The tracking control system is composed of two Dual-Heuristic Dynamic Programming algorithms, the supervisory term and the PD controller. Verification of the proposed control algorithm was realised using the mobile robot Pioneer 2-DX, equipped with one laser and eight sonar range finders, that provides object detection.

Keywords: neural dynamic programming, navigation, wheeled mobile robot, neural networks

1. Introduction The development of mobile robotics in recent years allowed to increase area of its applications. Simultaneously it made realisation of more complex tasks possible and involved necessity of more complicated control systems development. Increase of the wheeled mobile robots (WMRs) constructions complexity, quantity of information received from the environment, and performance of microprocessors, allowed to design control systems capable of generating a WMR motion trajectory in a real time and modifying it according to the environment conditions, e.g. position of obstacles. There are many different approaches to the problem of planning the path of the WMR, e.g. [1, 3, 4, 7, 10–13], but the most popular are global methods in the known environment and local methods that use sensor based systems and can be applied in the unknown environment.

Artificial Intelligence (AI) algorithms, as Neural Networks (NNs) or Fuzzy Logic (FL) systems, are widely use to solve this kind of problems. The development of AI methods allowed to apply Bellman’s Dynamic Programming (DP) idea in a form of Neural Dynamic Programming (NDP) algorithms, also known as Adaptive Critic Designs (ACDs) [2, 14–16]. ACDs make generating the sub-optimal control law in forward processes possible.

114

In the presented article a new approach to a collision free trajectory generating for the WMR Pioneer 2-DX, with usage of NDP algorithms, is proposed. Designed hierarchical control system consists of the trajectory generator, based on ACDs in Action Dependant Heuristic Dynamic Programming (ADHDP) configuration, that generate behavioural control signals in the goal-seeking (GS) and the obstacle-avoiding (OA) tasks, and a FL algorithm, that generates signal used to soft switching behavioural control signals. This approach guarantees generation of the trajectory in the complex task of goal-seeking with obstacle-avoiding, and its realisation using the tracking control system with ACDs in Dual Heuristic Programming (DHP) configuration.

The results of researches presented in the article continue authors earlier works related to the path planning [10, 11] and the tracking control [8, 9] of the WMR using NDP methods. The paper is organised in the following way: the first section includes a short introduction into the WMR path planning problems, the second section presents a discrete model of the WMR dynamics. Next section includes the description of the proposed hierarchical control system, with the path planning algorithm. In following sections there are presented results of experiments realised using the WMR Pioneer 2-DX and summary of the research project.

2. Model of the mobile robot Pioneer 2-DX The WMR Pioneer 2-DX is composed of two driving wheels, a frame and a third, free rolling castor wheel.

The WMR weights mR = 9 kg, its basic dimensions are

Fig. 1. The wheeled mobile robot Pioneer 2-DX Rys. 1. Mobilny robot kołowy Pioneer 2-DX

[

]

T

for the desired trajectory zd {k } = zdT1{k }, zdT2{k } , where z{k} → zd{k} when k → ∞, and the control system remains stable. Filtered tracking error s{k} is defined as s{k } = e 2{k } − Λe1{k },

(3)

where Λ – a positive defined, fixed diagonal matrix.

In the tracking control system, in detail described in [9], were used ACDs in Dual Heuristic Dynamic Programming (DHP) configuration. The overall tracking control signal 1 M − u A{k } + uS* {k } − u PD {k } − u E {k } (4) h

consists of the ACDs control signal uA{k}, the supervisory element control signal uS* {k } , the PD control signal uPD{k} and the uE{k} control signal. The supervisory element, derived from the Lyapunov stability theorem, ensures stability, which means that the filtered tracking error s{k} is bounded. u{k } =

Fig. 2. Scheme of the wheeled mobile robot Pioneer 2-DX in the 2D environment Rys. 2. Schemat robota mobilnego Pioneer 2-DX w środowisku 2D

shown in fig. 1. Is has eight ultrasonic range finders s1, …, s8 and one laser range finder sL. The movement of the non-holonomic WMR Pioneer 2-DX is analyzed in the xy plane [5, 6]. The WMR is schematically shown in fig. 2.

The dynamics of the WMR was modelled using Maggie’s mathematical formalism [5, 6]. Using Euler’s derivative approximation and the state vector where corresponds to the vector of T continuous angular velocities α = α [1], α [2]  , we obtained a discrete notation of the WMR dynamics, that can be written in a form

z1{k +1} = z1{k } + z2{k }h,

[( )

(

)

]

z2{k +1} = −M −1 C z2{k } z2{k } + F z2{k } + τ d {k } − u{k } h + z2{k } , (1)

{

}

3.2. Trajectory generator

In the presented trajectory generator a strategy of reactive navigation is developed including two main behaviours: OA and GS [1, 3, 10], schematically shown in fig. 4. These simple, individual behaviours are combined by the fuzzy combiner of behaviours (CB), that determines influence of the individual behaviours on the trajectory generation process, according to the environment conditions.

Behavioural control system in the goal-seeking behaviour. Behavioural control signals in the GS behaviour are generated using NDP algorithms in ADHDP configuration, in detail described in [8].

where M, C(z2{k}), F(z2{k}) – matrixes and vectors that derive from the WMR dynamics, td – the vector of bounded disturbances, u{k} – the tracking control signal, h – time discretisation parameter, k – index of iteration steps.

The dynamics model of the WMR was described in detail in [5], the closed loop system used in the tracking control system synthesis, was described in detail in [8, 9].

3. Hierarchical control system The proposed hierarchical control system consists of the tracking control system and the trajectory generator, both build using NDP algorithms. The scheme of the hierarchical control system is shown in fig. 2.

3.1. Tracking control system

The problem of tracking control is defined as searching for the control signal, that minimises tracking errors in the form

e 1{k } = z1{k } − zd 1{k }, e 2{k } = z 2{k } − zd 2{k },

(2)

Fig. 3. Scheme of the hierarchical control system Rys. 3. Schemat hierarchicznego układu sterowania Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

115

Nauka

The objective of the NDP algorithm is to determine the sub-optimal control law, that minimises the value function V{k} (x{k}, u{k}) [2, 14–16], which is function of the state x{k} and the control u{k} in general case

(

n

) ∑ γ L (x

V{k } x {k } , u{k } =

k

C {k }

{k } , u {k }

) ,

( )

eGv {k } = f lG* {k } − v A {k } / v A* ,

(6)

where f(‧) – a sigmoidal unipolar function, lG* {k } Î <0, 1> – the normalised distance to the goal G, lG* {k } = lG {k } / lGmx , lG {k } = A,G , lGmx – the maximal distance to the goal G, vA{k} – a realized velocity of the point A of the WMR, v A* – a maximal defined velocity of the point A, jG{k} – an angle between the axis of the WMR’s frame

1 1 2 2 RGveGv {k } + QGveGv {k } , 2 2

1 1 2 2 = RG β eGv {k } + QG β eG β {k } , 2 2

LCGv {k } =

(5)

k =0

where n – last step of the finite discrete process, g – a discount factor (0 ≤ g ≤ 1), LC{k} (x{k}, u{k}) – a local cost in step k.

The generated velocity error eGv{k} and the angle of the WMR’s frame turn error eGβ {k } for the GS behaviour are defined in the form

eG β {k } = ϕG {k } − β{k } ,

and the straight line pG, b{k} – a temporary angle of the self-turn of the WMR’s frame.

The local costs LCGv{k} and LCG β {k } were assumed in the forms

LCG β {k }

(7)

where RGv , RG β , QGv , QG β – positive constants, uGv {k } , uG β {k } – the overall behavioural control signals, that consist of control signals generated by actor NNs , and proportional (P) controller signal (8) uG {k } = uGA{k } + uGP {k }

where defined, fixed diagonal matrix.

, KGP {k } – a positive

NDP structures are classified as Reinforcement Learning (RL) methods, where algorithms search for the optimal control law by exploring acceptable control laws and states of the system, and exploiting obtained strategies.

Use of the proportional controller in the presented behavioural control system is an innovative approach that limits exploration by prompting the NDP structure proper control signal at the beginning of the NNs’ weights adaptation process, what prevents from the trial and error learning.

The behavioural control signals uGA{k} in the GS task are generated by two ADHDP actor-critic structures, composed of; 1) critic, that estimates the suboptimal value function or , and is realised in the form of Random Vector Functional Link (RVFL) NN with output signal

(9)

where – vectors of output-layer weights, S(.) – the vector of sigmoidal bipolar neurons activation – NNs’ input vectors, that confunctions, tain adequate errors and control signals. Critics’ weights are adapted by the back propagation method of the Temporal Difference errors in the form eGCv {k } = LCGv {k } + γVˆGv {k +1} − VˆGv {k } ,

eGC β {k } = LCG β {k } + γVˆG β {k +1} − VˆG β {k } ,

(10)

2) actor, that generates the suboptimal control law , is realised in the form of RVFL NN with or output signal

Fig. 4. a) Scheme of the goal-seeking behaviour, b) scheme of the obstacle avoiding behaviour Rys. 4. a) Schemat realizacji zadania „podążaj do celu”, b) schemat realizacji zadania „omijaj przeszkody”

116

(11)

and its weights are adapted by the back propagation method of errors

(12)

small, “S”– small, “M”– medium, “B”– big, “WB”– very big, “WB1”– very big, near one.

The trajectory generation system generates the T u ,u control signal  { } B β {k }  , on the basis of control signals generated for the individual behaviours; the goaland the obstacle avoiding seeking , according to equation .

In the behavioural control systems were used RVFL NNs with fixed input-layer weights, randomly chosen in the initialization process, set to zero initial output-layer weights and neurons with sigmoidal bipolar activation functions.

Each NN had eight neuron activation functions.

Behavioural control system in the obstacle avoiding behaviour. The control system in the OA task is build in the same way that in the GS task. The actor-critic structures minimises the value functions based on errors of generated velocity eOv {k } and the middle of the free space eO β {k } . The behavioural control signals uOA {k } in the OA task are generated by two ADHDP actor-critic structures and the proportional controller.

Fuzzy combiner of behaviours. We used the Takagi-Sugeno FL model, with triangular or trapezoidal affiliation functions to fuzzy sets. The FL controller contains the rules base that consists of m = 25 rules in a form:

(13)

where dO* {k } Î <0, 1> – the normalised distance to the obstacle, dO* {k } = min dL [1]{k } (s2 ) , dL [2]{k } (s3 ) , dF [1]{k } (sL ) , dR [1]{k } (s6 ) , dR [2]{k } (s7 ) / lOmx , lOmx – the maximal range of sensors, aB {k } – the combination of individual behaviours control signal, “lS”, “dS”, “aM”– linguistic labels of affiliation functions to the fuzzy sets.

Scheme of the rules base is shown in fig. 5, where linguistic labels of particular affiliation functions to the fuzzy sets are: “WS0”– very small, near zero, “WS”– very

( )

Fig. 5. Scheme of the rules base with fuzzy logic Rys. 5. Schemat bazy reguł układu z logiką rozmytą

(14)

In the global co-ordinate system xy position of the , where WMR is described by are co-ordinates of the point A. The angular velocities for proper wheels are calculated according to equation

* zd 2[1]{k }  1 v A z =  *  d 2[2]{k }  r v A

β *l1  uBv {k} 

 , − β *l1  uB β {k } 

(15)

where β * – a maximal defined angular velocity of the self turn of the WMR frame, l1, r = r[1] = r[2] – the lengths that derive from the WMR geometry.

4. Experiment results Verification of the proposed control algorithm was realised by a series of experiments using the WMR Pioneer 2-DX in the laboratory environment. The experimental system consists of the WMR Pionner 2-DX and PC with the dSpace DS1102 digital signal processing board, MATLAB and dSpace Control Desk software. In this section, for the sake of simplicity, all variables are presented in a continuous domain of the time and there is not used k index, h = 0.01 s.

On the basis of range finder signals the proposed control system generated the collision free path of the point A of the WMR’s frame from the starting point to the goal. The environment maps with trajectories of the point A, positions of obstacles localised by range finders and the destination in points G(0.8, 4.2) and G(3.4, 5.0), are shown in fig. 6a) and b). In the figure the start position of the WMRis marked by the triangle, the goal is marked by the ”X”.

The map of the environment was projected in the way, that none of the behavioural control systems in the OA or the GS task are able to generate the successive path, it is possible on the basis of the control signal generated by the presented algorithm with the fuzzy coordinator of the behaviours. Obstacles detected by the sensors system are pointed by black dots in fig. 6. The quality of measurements depends on the type of used range finders, and has a significant influence on the trajectory generating process. The best mapping of the obstacles localization was realized using the laser range finder, but in measurements taken by sonars errors occurred. The localisations of obstacles were computed on the basis of sensors readings, known geometry of the sensors system, localisation of the point A and orientation of the WMR’s frame, measured using incremental encoders. Errors in sensors readings and measurements of the realised angles of the self-turn of wheels influence on computed localisations of detected obstacles in coordinates of Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

117

Nauka

the map, what cause a difference between actual and computed localisations of obstacles in fig. 6.a) and b).

On the basis of the WMR’s sensor system signals was generated the FL combination of behaviours control signal aB shown in fig. 7.a), for the goal G(0.8, 4.2), and the overall trajectory generator control signals uBv and uB β , shown in fig. 7.b). The control signals uBv and uB β are a fuzzy combination of behavioural control signals uOv and uO β for the OA behaviour, presented in fig. 7c), and the control signals uGv and uG β for the GS behaviour, shown in fig. 7d).

The control signals in the GS behaviour are smooth, because are computed according to eq. (6) on the basis of localisation of points A and G, and orientation of the WMR’s frame. The control signals in the OA behaviour and the aB signal depend on disturbed sensors readings, therefore are not smooth.

Values of the actor’s (WGA1) and the critic’s (WGC1) NN weights of the ADHDP structure, that generates the behavioural control signal uGAv in the GS behaviour, are shown in fig. 7a) and b). Weights of NNs are bounded and converge to the fixed values.

Fig. 6. The environment map with the path of the point A of the Pioneer 2-DX to the goal: a) G(0.8, 4.2), b) G(3.4, 5.0) Rys. 6. Mapa otoczenia z torem ruchu punktu A mobilnego robota Pioneer 2-DX do celu: a) G(0,8, 4,2), b) G(3,4, 5,0)

Fig. 7. a) Signal aB, b) overall control signals uBv and , c) control signals uOv and uO b. for the obstacle avoiding behaviour, d) control signals uGv and for the goalseeking behaviour Rys. 7. a) Sygnał aB, b) całkowite sygnały sterowania uBv i , c) sygnały sterowania uOv i uO b. w zadaniu „omijaj przeszkody”, d) sygnały sterowania uGv i w zadaniu „podążaj do celu”

118

Fig. 8. a) Weights of the ADHDP actor 1 NN, b) weights of the ADHDP critic 1 NN Rys. 8. a) Wagi sieci neuronowej aktora WGA1 struktury ADHDP, b) wagi sieci neuronowej krytyka WGC1 struktury ADHDP

Fig. 10. a) Weights of the DHP actor 1 NN, b) weights of the DHP critic 1 NN Rys. 10. a) Wagi sieci neuronowej aktora WA1 struktury DHP, b) wagi sieci neuronowej krytyka WC1 struktury DHP

On the basis of the overall trajectory generator control signals uBv and uB β , according to the eq. (15), were computed desired angular velocities of the WMR (α d [1] , α d [2] that denote to zd2[1] and zd2[2]), realised using the tracking control system with the overall tracking control signals u[1], u[2], shown in fig. 7b). The desired and realised (α [1] , α [2]) angular velocities of the WMR are shown in fig. 7a).

Values of the actor’s (WA1) and the critic’s (WC1) NN weights of the NDP structure in DHP configuration, that generates the tracking control signal u[1], are shown in fig.

10 a) and b). Weights of NNs are bounded and converge to the fixed values.

5. Summary

Fig. 9. a) Desired (α d [1],α d [2 ]) and realized (α [1],α [2 ]) angular velocities, b) the overall tracking control signals u[1] and u[2] Rys. 9. a) Zadane (α d [1],α d [2 ]) i zrealizowane (α [1],α [2 ]) prędkości kątowe obrotu kół robota mobilnego, b) całkowite sygnały sterowania ruchem nadążnym u[1], u[2]

The proposed hierarchical control system, with NDP structures in ADHDP configuration in the trajectory generator and DHP algorithms in the tracking control system, generates and realises the collision free trajectory of the WMR Pioneer 2-DX in the unknown 2D environment with static obstacles. The trajectory generator consists of the FL controller and two behavioural control systems for the OA and the GS behaviour. The FL system generates control signal used to soft switching of the behavioural control signals. Each of the behavioural control algorithms consist of ACDs and the proportional regulator, what is an innovative approach that prevents from the time consuming trial and error learning. The generated trajectory provides, that the point A of the WMR Pioneer 2-DX reaches the goal.

Significant influence on the trajectory generating process have a quality of measurements and a type of used range finders. The projected hierarchical control system with Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

119

Nauka

sensor-based navigator works on-line and does not require the preliminary learning of NNs.

Acknowledgements This research was realized within a framework of research project No. U-8314/DS/M. Apparatus/equipment purchased in the project No. POPW.01.03.00-18-012/09 from the structural funds, the Development of Eastern Poland Operational Programme co-financed by the European Union, the European Regional Development Fund.

References 1. Arkin R., Behavior-Based Robotics, MIT Press, Cambridge 1998.

2. Barto A., Sutton R., Reinforcement learning: an introduction, MIT Press, Cambridge 1998.

3. Burghardt A., Proposal for a rapid prototyping environment for algorithms intended for autonomous mobile robot control, “Mechanics and Mechanical Engineering”, 2008, Vol. 12, 5–16.

4. Fahimi F., Autonomous Robots. Modeling, Path Planning, and Control, Springer, New York 2009.

5. Giergiel J., Hendzel Z., Zylski W., Modeling and Control of Wheeled Mobile Robots (in Polish), WNT, Warsaw 2002.

6. Giergiel J., Zylski W., Description of Motion of a Mobile Robot by Maggie’s Equations, “J. Theor.

App. Mech.”, 2005, Vol. 43, 511–521.

7. Hendzel Z., Fuzzy reactive control of wheeled mobile robot, “J. Theor. App. Mech.”, 2004, Vol. 42, 503–517.

8. Hendzel Z., Szuster M., Discrete Action Dependant Heuristic Dynamic Programming in Wheeled Mobile Robot Control, “Solid State Phenomena”, 2010, Vol. 164, 419–424.

9. Hendzel Z., Szuster M., Discrete Model-Based Adaptive Critic Designs in Wheeled Mobile Robot Control, LNAI, 2010, Vol. 6114, 264–271.

10. Hendzel Z., Szuster M., Neural Dynamic Programming in Behavioural Control of Wheeled Mobile Robot, (in Polish), “Acta Mechanica et Automatica”, 2011, Vol. 5, No. 1, 28–36.

11. Hendzel Z., Szuster M., Neural Dynamic Programming in Reactive Navigation of Wheeled Mobile Robot, Rutkowski L. et al. (eds.): ICAISC 2012, Part II, LNCS, Vol. 7268, 450–457.

12. Maaref H., Barret C., Sensor-based Navigation of a Mobile Robot in an Indoor Environment, “Robotics and Autonomous Systems”, 2002, Vol. 38, 1–18.

13. Millan J., Reinforcement Learning of Goal-Directed Obstacle-Avoiding Reaction Strategies in an Autonomous Mobile Robot, “Robotics and Autonomous Systems”, 1995, Vol. 15, 275–299.

14. Powell W., Approximate Dynamic Programming: Solving the Curses of Dimensionality, Willey-Interscience, Princeton 2007.

15. Si J., Barto A., Powell W., Wunsch D., Handbook of Learning and Approximate Dynamic Programming, IEEE Press, Wiley-Interscience 2004.

120

16. Prokhorov D., Wunch D., Adaptive Critic Designs.

“IEEE Transactions on Neural Networks”, 1997, Vol. 8, 997–1007.

Zastosowanie aproksymacyjnego programowania dynamicznego w nawigacji mobilnego robota kołowego Streszczenie: W prezentowanym artykule zaproponowano nowe podejście do generowania bezkolizyjnych trajektorii ruchu mobilnych robotów kołowych z zastosowaniem algorytmów adaptacyjnego krytyka oraz układów z logiką rozmytą. Zaprezentowany hierarchiczny układ sterowania składa się z warstwy generowania trajektorii ruchu bazującej na idei odruchowej nawigacji mobilnego robota kołowego w nieznanym środowisku 2D ze statycznymi przeszkodami oraz warstwy sterowania ruchem nadążnym. Sterowanie odruchowe obejmuje dwa podstawowe zadania: omijanie przeszkód oraz podążanie do celu, zrealizowane z zastosowaniem algorytmów adaptacyjnego krytyka. Te proste zachowania są łączone przez układ z logiką rozmytą, który określa wpływ poszczególnych zachowań na proces generowania trajektorii w zależności od warunków otoczenia sterowanego obiektu. Weryfikacja zaproponowanego algorytmu sterowania została zrealizowana z zastosowaniem mobilnego robota kołowego Pioneer 2-DX, wyposażonego w dalmierz laserowy i osiem sonarów ultradźwiękowych, służących do wykrywania przeszkód.

Słowa kluczowe: aproksymacyjne programowanie dynamiczne, sterowanie behawioralne, mobilny robot, nawigacja

Prof. Zenon Hendzel, DSc, PhD, Eng. Graduated from the AGH University of Science and Technology in Krakow (1973), the PhD degree obtained in 1980 at the Faculty of Electronics, University of Technology in Warsaw.

Doctoral degree, as well as the title of Professor received at the Faculty of Mechanical Engineering and Robotics, AGH University of Science and Technology in Krakow (1997), (2007). Since 1973 is active an employee of the University of Technology in Rzeszow. The main areas of his research are: nonlinear control systems, robust control, adaptive control, methods of artificial intelligence, and control issues of the mobile wheeled robots. e-mail: zenhen@prz.edu.pl Marcin Szuster, PhD He received the MSc degree in mechatronics and the PhD degree in mechanics from the Rzeszow University of Technology in 2007 and 2012, respectively. He works at the Department of Applied Mechanic and Robotics of the Rzeszow University of Technology.

His research interests are in adaptive dynamic programming, behavioural control and path planning, control of robots and various methods of artificial intelligence, especially neural networks. e-mail: mszuster@prze.edu.pl

Mechatronic systems in mining roadheaders – examples of solutions Dariusz Jasiulek*, Jerzy Świder** *KOMAG Institute of Mining Technology, Gliwice **Faculty of Mechanical Engineering, The Silesian University of Technology

Abstract: In the process of control of mining machines the problems with development of a classical mathematical model describing phenomena that accompany operation of these machines are presented. These problems are the result of specificity of the process of driving the roadways and the direct reason to undertake trials to use artificial intelligence technologies in modelling of phenomena, which occur during rock-drivage of roadways.

The following problems are presented in the paper: • state-of-the-art control systems used in roadheaders, • possibilities of use of artificial neural networks in control systems of mining machines (on the example of a roadheader), • model tests with use of data recorded during drivage of roadway with use of a roadheader, • determination of cutting resistance with use of an artificial neural network to determine the value of set angular speed of a roadheader’s cutter jib in the plane parallel to the roadway floor.

Presented model tests are the result of R&D projects associated with designing of an intelligent control system of the roadheader, which are realized at the KOMAG Institute of Mining Technology and at the Faculty of Mechanical Engineering of the Silesian University of Technology.

Keywords: mechatronic systems, mining roadheaders, numerical techniques, control system, neural network

1. Introduction In the Polish mining industry over 92 % of roadways are currently driven by a selective mechanical cutting method using jib roadheaders. Forecasts for coming years anticipate the necessity of driving from 500 km to 700 km of roadways per year [7]. Necessity of opening coal seams on more deep levels causes an increase of driving problems due to: - requirement of driving roadways of greater crosssections, what is indispensable to ensure a proper ventilation at increasing temperatures and at production rate increase, - increase of rocks compactness and their strength to uniaxial compression.

Implementation of new solutions as regards control systems is associated with a necessity of conducting long and expensive tests. New approach in implementation of the system consisting in using the virtual prototyping method enables to reduce maximally costs and time.

2. Roadheaders control systems used in the Polish mining industry Rock cutting by a roadheader is the most frequently used technology for drivage of roadways in the Polish hard coal mining industry. Natural hazards (e.g. potentially explosive atmosphere) significantly limit a possibility of use of typical control systems. These systems have to meet certain requirements, which make using a typical industrial automation equipment impossible.

Development of roadheader control systems is possible due to bigger portfolio of sensors available for use in the areas threatened by the explosion hazard. Absolute and incremental encoders, which make monitoring of the cutter head position easier, appeared on the market in the last few years. Currently used solutions of roadheaders control systems give, to a different degree, a possibility of automation of drivage by use of a remote control system or by recording of operational data and sending them to external applications of SCADA type. However, these systems do not ensure a possibility of adjustment of jib circumferential speed to the mining-and-geological conditions of the roadway.

REMAG, JSC [13] is one of manufacturers of roadheaders in Poland, which specializes in manufacturing of light-weight and medium-weight roadheaders.

Roadheaders made by this manufacturer are equipped with highly advanced electro-hydraulic control systems, among others with a load sensing system. However, these are not automatic control systems. The whole cutting process is realized manually by the operator, who controls operation of the machine from the desk. The desk of R-130 roadheader

Fig. 1. Desk of operator of R-130 roadheader [own source – Mining Expo 2008] Rys. 1. Pulpit operatora kombajnu R-130 [materiały własne – Mining Expo 2008] Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

121

Nauka

position of roadheader in relation to roadway axis are displayed, are used in both roadheaders (fig. 4).

Control system of KTW-200 roadheader, which is made

by BARTEC Company, can be optionally equipped with data base with information about roadway geometry and module for limitation of cutter head trajectory to not exceed the roadway outline (fig. 5).

Fig. 2. Operator’s stand of MR340K roadheader manufactured

by SANDVIK [own source – Mining Expo 2008] Rys. 2. Stanowisko operatora kombajnu MR340K firmy SANDVIK [materiały własne – Mining Expo 2008]

is presented in fig. 1. Roadheaders of light-weight of AM-50 or R-130 type have simplified the control system, because the users expect the machine, which is cheap, reliable and simple in operation and servicing, what does not favour implementation of advanced electronic systems.

Implementation of a new type of control is associated with trainings, aim of which is to change mentality of users and to persuade them that a better control system will improve work safety and increase effectiveness of roadway drivage.

Use of automatic control in roadheaders manufactured in Poland is very significant due to improvement of their competitiveness in relation to foreign solutions, and it will secure work safety.

SANDVIK [14] roadheaders are also used in the Polish hard coal mines. Roadheaders of this manufacturer have developed automatic control systems. Operator’s stand of MR340K roadheader manufactured by SANDVIK is presented in fig. 2.

Fig. 3. KTW-200 roadheader manufactured by WAMAG [12] Rys. 3. Kombajn KTW-200 firmy WAMAG [12]

The operator has a large graphic display unit at his disposal, on which a position of the cutter head in a roadway face and messages associated with the machine operation are displayed. SANDIVK also offers the solutions, which enable remote control – the visualization system is located at some distance from the roadheader.

KTW-200 roadheader (fig. 3) presented at the MINING EXPO fair in 2008 and KTW-150 roadheader presented at Mining Fair in 2011 by WAMAG [12], which is a part of the Kopex Group, are the novelties on the Polish market.

Remote control system and automation system, which includes among others monitor, on which a position of cutter head in a roadway cross-section and data as regards

122

Fig. 4. Desk of KTW 150 roadheader [own source – Mining Fair 2011] Rys. 4. Pulpit kombajnu KTW 150 [materiały własne – Targi Górnictwa 2011]

Fig. 5. Laser system for positioning of KTW 150 roadheader [own source – Mining Fair 2011] Rys. 5. Laserowy system pozycjonowania kombajnu KTW 150 [materiały własne – Targi Górnictwa 2011]

Transmission of data to the dispatcher room on the surface is a significant function of the control system. Company SANDVIK collaborates with manufacturer of SMOK data transmission system – SOMAR Company [15]. Data from roadheader are transferred to the surface by telephone modems or light pipe.

Work realized within European projects aims at a development of the system for automatic drivage of roadways.

These problems are being solved, among others, in the ADRIS project financed by the European Fund for Coal and Steel and in the NEMAEQ project. They refer to use of radar sensors, coal-rock sensors, infrared cameras, systems for analysis of vibrations, systems for wireless data transmission and visualization systems.

3. Possibility of use of artificial intelligence methods in the roadheader control system Artificial neural networks are more and more frequently used in different branches of industry, including mining industry. A possibility of use of neural networks in studies on rock cutting process by conical rotary bits should be especially emphasized [1–3, 5, 6, 8].

The system controlling the angular speed of roadheader jib which takes into account the mining-and-geological conditions in a roadway face, suggested by the authors, is the example of use of an artificial neural network in automation systems of mining machines.

Identification of resistance of rock cutting is a key function of the control system. A simplified diagram of the system for control of angular speed is presented in fig. 6. It is a modification of the control system with model identification. It was assumed that the maximal angular speed w Þ max of roadheader jib is the input to the control system. A module of neural identification of cutting resistance coupled with the module of determination of speed generates signal w1, which is a correction of a set value. Control of speed is realized in a feedback loop (fig. 6).

Fig. 6. Simplified diagram of the system for control of jib angular speed by use of Artificial Neural Network [4] Rys. 6. Uproszczony schemat systemu sterowania prędkością kątową wysięgnika z zastosowaniem Sztucznej Sieci Neuronowej [4]

project entitled “Integral control system of roadheader” by the specialists from KOMAG and P.U.P. SOMAR, Ltd. Measuring instruments were installed on R-130 roadheader used in “Marcel” Colliery, in the M-6 testing ramp, in 707/2 seam. The ramp was driven in the ŁP9/V29/A support of frame spacing 0.75 m. The roadway width was equal to 5.0 m and its height 3.5 m. The cross-section area was 14.8 m2.

Fig. 7. R-130 roadheader during initial tests at REMAG’s testing facility [4] Rys. 7. Kombajn R-130 w trakcie badań wstępnych na stanowisku badawczym REMAGu [4]

In the lower part of the roadway there was coal of thickness of 1.4–1.6 m and of strength to uniaxial compression equal to Rc = 18.6 MPa. Above there was clay slate of thickness of about 0.3 m and of strength to uniaxial compression equal to Rc = 30.9 MPa. In the near-roof part there was arenaceous shale of thickness of 1.6–1.8 m and of strength to uniaxial compression equal to Rc = 37.5 MPa. The roadway floor was arenaceous shale of strength to uniaxial compression equal to Rc = 37.5 MPa. Results of visual observation and the events, which were not included in data recorded by sensors (such as e.g.

Module for identification of model parameters was made using an artificial neural network. The network was prepared in the MATLAB software programme with the Neural Network module. Process of neural network learning was realized with use of data collected during tests on parameters of the process of roadway drivage with use of the roadheader. Input data had to be initially processed [10, 9] because it was necessary to filter out the unimportant values or to make changes in their presentation.

All input amounts were initially processed in the neural network, which corrects a given speed of the jib. Selection of the method for data processing was made on the basis of literature analysis [10] and initial numerical analyses.

3.1. Testing of parameters of roadway drivage with use of roadheader

Results of initial tests (fig. 7) and results of tests carried out in real conditions during drivage of a roadway with use of R-130 roadheader manufactured by REMAG, were used in the project. The tests were realized within the R&D

Fig. 8. Geological cross-section of a roadway, in which the tests were carried out [4] Rys. 8. Przekrój geologiczny wyrobiska, w którym prowadzono badania [4] Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

123

Nauka

downtime caused by the necessity of manual breaking of coal block on a conveyor), were recorded.

A measuring recorder enabled to record data every 100 ms. The information was recorded on memory cards, which were periodically replaced [11]. Geological crosssection of the roadway, in which the tests were carried out, is presented in fig. 8.

ries significantly differed from each other. It resulted from the fact that cutting was realized by different operators.

Selection of trajectories, which meet the assumptions (in which movement in a plane parallel to the floor is an operational movement) from a group of recorded trajectories, was the first step of the analysis. Three groups of data recorded during drivage (which are marked with a cycle number, i.e. 18, 20 and 28) were selected. Exemplary the cutting trajectory of cycle 18, during which 0.75 m of roadway was developed, is presented in fig. 11. Cutting time was equal to 55 minutes and it was longer than average cutting time, i.e. 46 minutes.

The machine changed its position many times during the cycle 18. These were both forward movements, which were associated with cut-in, and movements aiming at displacement of the whole machine in relation to the roadway axis. Due to lack of recording of the roadheader absolute position in a roadway, manual correction of a trajectory, – shift of the graph of realized roadheader manoeuvres, was necessary. Determination of the moment, in which a displacement of the roadheader in relation to roadway axis occurred, was possible due to recording of current of drive motors and due to notes made by observers present during the test.

Fig. 9. Installation of jib position sensor [4] Rys. 9. Instalacja czujnika pozycji wysięgnika [4]

Fig. 11. Cutter head trajectory – cycle No. 18 [4] Rys. 11. Trajektoria głowicy urabiającej – cykl nr 18 [4]

Fig. 10. Installation of loading table position sensor [4] Rys. 10. Instalacja czujnika pozycji stołu ładowarki [4]

The roadheader has been equipped, among others, with sensors of cutter jib vertical and horizontal position (fig. 9), a sensor of loading table position (fig. 10), vibration sensors installed on the cutter head, an inclinometer to determine the position of the whole machine (inclination in x and y axes), as well as with pressure sensors in the hydraulic system.

3.2. Tests of cutter head trajectory

Analysis of the results of roadway drivage tests, which were carried out in the mine, was started from visualization of cutter head trajectory in the roadway area, which was obtained in each cutting cycle.

Despite relatively small changes in a position of rock layers within few days of recording the recorded trajecto-

124

During one of the cycles (cycle 18) the roadheader cut in the solid coal four times. It was assumed that average web was of about 0.19 m, what was equal to 25 % of cutter head diameter (0.8 m).

3.3. Testing of drive load (current of motor of the cutting drum)

Analysis of changes of drive load (fig. 12) (current of motor of the cutting drum) leads to a conclusion that use of installed power of drive (motor) was insufficient. Rated current of the motor Izn at voltage 1000 V was equal to 90 A [13]. During the cycle the motor was turned off for 11.3 % of time, what was caused by the necessity of manual breaking of a large coal block. The motor operated without load (change of cutting direction, during loading and other auxiliary movements) for 35.9 % of time. Further percentage distribution of current in the range from 45 A to 90 A shows that the machine was not fully loaded; it mainly resulted from the properties of mined rock (Rc from

18 MPa to 38 MPa). Time of overloads was equal to 2.6 % of the time of the whole cycle.

Underload of the machine could also result from the operator’s fear of overloading the machine (subjective operator’s assessment). A large number of operational movements with ineffective use of technical potential of the cutting machine is the result.

A diagram presenting places, in which overloads occurred (fig. 13) was made on the basis of distribution of current of the cutting drum motor during one cycle

(fig. 12). Analysis of diagrams (fig. 12 and fig. 13) shows a direct relationship between overloads and underload of machine depending on a type of mined rock. It was found that in a rock of higher compression strength Rc load of the motor drive as well as a number of overloads increased at constant set angular speed of jib movement. The method for selection of circumferential speed of the jib movement in a plane parallel to the floor depending on momentary value of parameter Rc (finally on cutting resistance), suggested by the author, can be a solution of this problem.

3.4. Structure of the artificial neural network

Fig. 12. Percentage share of current of the cutting drum motor in one cycle – statistical analysis [4] Rys. 12. Procentowy udział natężenia prądu silnika organu urabiającego w czasie jednego cyklu – analiza statystyczna [4]

The following input parameters of the artificial neural network (fig. 14) were selected on the basis of analysis of measuring data [4] obtained during the tests of roadway development: – current of the cutting drum motor IO, – efficient value of acceleration of mechanical vibrations A, – under-piston pressure of turning base ram POn, – over-piston pressure of turning base ram POp, – angular speed of the cutter jib w.

Data from a part of the cutting cycle 20 were selected for learning (fig. 15).

Fig. 15. Trajectory corresponding to learning data (part of cycle No. 20) [4] Rys. 15. Trajektoria odpowiadająca danym uczącym (fragment cyklu nr 20) [4] Fig. 13. Places of overloads [4] Rys. 13. Miejsca występowania przeciążeń [4]

Fig. 14. One-direction, multi-layer artificial neural network [5] Rys.14. Jednokierunkowa, wielowarstwowa sztuczna sieć neuronowa [5]

Notes made by observers carrying out the tests were used for selection of input data. Analysis of data visualization revealed the need of: • removal of data disturbing the process, • averaging, • scaling, • standardization.

Removal of parts disturbing the learning process was the next stage of data preparation. During initial numerical analyses it was found that only data recorded during movement of the jib in a plane parallel to the roadway floor should be further processed. Data recorded during the following situations were removed from the data set: – change of direction of cutter jib movement – on the basis of recorded time process of the jib articulation angle in a plane parallel to the floor, Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

125

Nauka

– change of a roadway position (manoeuvring pass – drive motors are started) – on the basis of recorded time processes of current of drive motors parts proving that roadheader manoeuvring movements were removed form the set of data.

After selection, a set of learning data included 5767 samples. Averaging and scaling of data were made in the next stages.

3.5. Results of model tests

Results of simulations show that the multi-layer perceptron of 5-9-5-1 structure (5 input neurons – 9 neurons in

the first hidden layer – 5 neurons in the second hidden layer – one output) is the network, which recreates cutting resistance in the best way.

The diagram of the network response in the case of set of learning data (blue line – real value of cutting resistance, red line – the value generated by the artificial neural network) is presented in fig. 16.

The diagram of response in the case of another set of real data, which were recorded during tests of the process of roadway drivage, is presented in fig. 17.

Results obtained with use of the artificial neural network were plotted on the cutting trajectory. Cutting resistance corresponding to mining of arenaceous shale, which is present in the upper part of the roadway, is presented in fig. 18.

4. Conclusions

Fig. 16. Results of simulation with use of data – cycle 20 of MLP 5-9-5-1 network [4] Rys. 16. Wynik symulacji z użyciem danych – cykl 20 sieci MLP 5-9-5-1 [4]

Fig. 17. Results of simulation with use of data – cycle 18 of MLP 5-9-5-1 network [4] Rys. 17. Wynik symulacji z użyciem danych Cykl18 sieci MLP 5-9-5-1 [4]

Development of information technologies, electronic systems and automatics enables to use advanced control algorithms, which use the methods of artificial intelligence, e.g. artificial neural networks.

Results of model tests, which are presented in the paper, are the examples of work associated with development of the intelligent control system of the roadheader, realized by the KOMAG Institute of Mining Technology and the Faculty of Mechanical Engineering at the Silesian University of Technology.

The presented method for determination of cutting resistance with use of the artificial neural network is an integral element of determination of set of value of the cutter jib angular speed in a plane parallel to the roadway floor.

Results obtained during implementation of the artificial neural network enable to conclude that the algorithm is able to recognize cutting resistance of mined rock.

Presented tests results were obtained during realization of R&D project associated with development of intelligent system for control of roadheader realized by the KOMAG Intitute of Mining Technology and the Faculty of Mechanical Engineering at the Silesian University of Technology.

Bibliography

Fig. 18. Cutting resistance corresponding to arenaceous shale [4] Rys. 18. Opory skrawania odpowiadające urabiania łupka piaszczystego [4]

126

1. Gajewski J., Jonak J., Methods of artificial intelligence in testing the cutting bits and cutter heads (in Polish), Polish Scientific-and-Technical Exploitation Association, Warsaw 2008.

2. Gajewski J., Jonak J., Wykorzystanie SSN do oceny stanu ostrzy noży głowicy wielonarzędziowej (Use of SSN for assessment of condition of bits edges of multi-tool cutter head), XX Conference on Problems of Machines Development, Zakopane 2007. (in Polish) 3. Gajewski J., Jonak J., Klasyfikacja sygnałów siły skrawania za pomocą sieci neuronowej, „Eksploatacja i Niezawodność” nr 2/2004 (Classification of signals of cutting force with use of neural network. Exploitation and Reliability No. 2/2004), Polish Scientific-and-Technical Exploitation Association, Warsaw 2004, 24–27. (in Polish)

4. Jasiulek D., Adaptacyjny układ sterowania kombajnu chodnikowego (Adaptive system for control of roadheader) Ph.D. dissertation, Gliwice 2010. (in Polish) 5. Jonak J., Prostański D., Szkudlarek Z., Proposal of using the neuron networks in identification of operational movements of roadheader (in Polish), Proceedings of conference KOMTECH 2003 “State-of-the-art, reliable and safe mechanical systems in the light of European Union requirements”, Szczyrk, 17–19 November 2003, 179–182.

6. Jonak J., Possibilities of using the neuron networks for prediction of loads of cutting tools (in Polish), XVI Scientific Conference “Problems of Development of Operational Machines”, Zakopane 2003.

7. Kotwica K., Directions in a development of technologies and mechanization techniques used for driving the opening and development roadway workings in Polish collieries (in Polish), Proceedings of conference KOMTECH 2007 “Innovative and safe machines for the mining industry”, Szczyrk 2007, Poland.

8. Prostański D., Jonak J., Neuron networks in testing the process of cutting the rocks with the use of rotary conical bits (in Polish), Research work – Monographs CMG KOMAG, Gliwice 2003.

9. Tadeusiewicz R., Sieci neuronowe (Neural networks), Akademicka Oficyna Wydawnicza RM (publishing house), Warsaw 1993. (in Polish) 10. Wieczorek T., Neuronowe Modelowanie Procesów Technologicznych (Neural Modelling of Technological Processes), Gliwice 2008. (in Polish) 11. Report from testing the experimental system of R-130 roadheader, Przedsiębiorstwo Usługowo – Produkcyjne SOMAR, Katowice 2009. (not published) 12. [www.wamag.kopex.pl] – Internet website of WAMAG, JSC. 13. [www.remag.com.pl] – Internet website of REMAG, JSC. 14. [www.smc.sandvik.com] – Internet website of SANDVIK. 15. [www.somar.com.pl] – Internet website of P.U.P. SOMAR, Ltd.

yy określenie oporów skrawania z wykorzystaniem sztucznej sieci neuronowej do wyznaczenia wartości prędkości kątowej wysięgnika kombajnu chodnikowego.

Słowa kluczowe: systemy mechatroniczne, górniczy kombajn chodnikowy, system sterowania, sztuczna sieć neuronowa

Prof. Jerzy Świder, PhD, DSc (Eng.) He received a PhD degree in 1981 from the Silesian University of Technology, DSc degree in 1992 and became a full professor in 2000. He is actually a Director Institute of Engineering Processes Automation and Integrated Manufacturing Systems and a Director of the Congress – Education Center.

His scientific interests are mechanics, mechatronics, processes automation, robotics and CAD/CAM systems. He is the author of numerous home and international publications in the field of robotics, mechanics, mechatronics, machine design and operation. e-mail: jerzy.swider@polsl.pl Dariusz Jasiulek, PhD Dariusz Jasiulek received a PhD degree in 2010 from the Silesian University of Technology. He is actually a Head of the Mechatronics Laboratory at the KOMAG Institute of Mining Technology in Gliwice.

His scientific interests are mechatronics, processes automation and robotics. He is the author or a co-author of 35 papers. e-mail: djasiulek@komag.eu

Systemy mechatroniczne w górniczych kombajnach chodnikowych – przykłady rozwiązań Streszczenie: W procesie sterowania maszyn górniczych występuje wiele czynników, utrudniających przygotowanie klasycznego modelu matematycznego, opisującego zjawiska towarzyszące pracy maszyny. Problemy te, wynikające ze specyfiki procesu drążenia wyrobisk, są bezpośrednią przyczyną podejmowania prób zastosowania technik sztucznej inteligencji w modelowaniu zjawisk występujących w trakcie drążenia wyrobisk korytarzowych (tuneli). W artykule zaprezentowano: yy badanie stanu wiedzy z zakresu systemów sterowania kombajnów chodnikowych, yy możliwości zastosowania sztucznych sieci neuronowych w układach sterowania maszyn górniczych (na przykładzie kombajnu chodnikowego), yy wyniki badań procesu drążenia wyrobiska kombajnem chodnikowym, Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

127

Nauka

Calibration experiments planing for identification of manipulator elastostatic parameters Alexandr Klimchik , Anatol Pashkevich, Yier Wu, Stéphane Caro, Benoît Furet Institut de Recherche en Communications et Cybernétique de Nantes, France

Abstract: The paper is devoted to the elastostatic calibration of industrial robots, which are used for precise machining of largedimensional parts made of composite materials. In this technological process, the interaction between the robot and the workpiece causes essential elastic deflections of the manipulator components that should be compensated by the robot controller using relevant elastostatic model of this mechanism. To estimate parameters of this model, an advanced calibration technique is applied that is based on the non-linear experiment design theory, which is adopted for this particular application.

In contrast to previous works, it is proposed a concept of the user-defined test-pose, which is used to evaluate the calibration experiments quality. In the frame of this concept, the related optimization problem is defined and numerical routines are developed, which allow to generate optimal set of manipulator configurations and corresponding forces/torques for a given number of the calibration experiments. Some specific kinematic constraints are also taken into account, which insure feasibility of calibration experiments for the obtained configurations and allow avoiding collision between the robotic manipulator and the measurement equipment. The efficiency of the developed technique is illustrated by an application example that deals with elastostatic calibration of the serial manipulator used for robotbased machining.

Keywords: industrial robot, elastostatic calibration, experiment design, industry-oriented performance measure, test-pose based approach

1. Introduction In the usual engineering practice, the accuracy of an anthropomorphic manipulator depends on many factors. In accordance with [1, 2], the main sources of robot positioning errors can be divided into two main groups: geometrical (link lengths, assembling errors, errors in the joint zero values et al.) and non-geometrical ones (compliant errors, measurement errors, environment factors, control errors, friction, backlash, wear et al.). For the industrial manipulators, the most essential of them are related to the manufacturing tolerances leading to the geometrical parameters deviation with respect to their nominal values (the geometrical errors) as well as to the end-effector deflections caused by the applied forces and torques (the compliance errors). It is worth mentioning that these error sources

128

may be either independent or correlated, but, in practice, they are usually treated sequentially, assuming that they are statistically independent.

Usually, for the industrial applications where the external forces/torques applied to the end-effector are relatively small, the prime source of the manipulator inaccuracy is the geometrical errors. As reported by several authors [3], they are responsible for about 90 % of the total position error. These errors are associated with the differences between the nominal and actual values of the link/joint parameters. Typical examples of them are the differences between the nominal and the actual length of links, the differences between zero values of actuator coordinates in the real robot and the mathematical model embedded in the controller (joint offsets) [4]. They can be also induced by the non-perfect assembling of different links and lead to shifting and/or rotation of the frames associated with different elements, which are normally assumed to be matched and aligned. It is clear that the errors in geometrical parameters do not depend on the manipulator configuration, while their effect on the position accuracy depends on the last one. At present, there exists various sophisticated calibration techniques that are able to identify the differences between the actual and the nominal geometrical parameters [5–9]. Consequently, this type of errors can be efficiently compensated either by adjusting the controller input (i.e. the target point coordinates) or by straightforward modification of the geometrical model parameters used in the robot controller.

In some other cases, the geometrical errors may be dominated by non-geometrical ones that may be caused by influences of a number of factors [10, 11]. However, in the regular service conditions, the compliance errors are the most significant source of inaccuracy. Their influence is particularly important for heavy robots and for manipulators with low stiffness. For example, the cutting forces/torques from the technological process may induce significant deformations, which are not negligible in the precise machining. In this case, the influence of the compliance errors on the robot position accuracy can be even higher than the geometrical ones.

Generally, the compliance errors depend on two main factors: (i) the stiffness of the manipulator and (ii) the loading applied to it. Similar to the geometrical ones, the compliance errors highly depend on the manipulator configuration and essentially differ throughout the workspace [12]. So, in order to obtain correct prediction of the robot end-effector position, the efficient complian-

ce errors compensation should be applied [13]. One way to solve this problem is to improve the accuracy of the stiffness model by means of elastostatic calibration. This procedure allows to identify the stiffness parameters from the redundant information on the robot end-effector position provided by the measurements, where the impacts of associated measurement noise on the calibration results have to be minimized by proper selection of measurement configurations.

However, currently most of the efforts have been made for kinematic calibration, only few works directly address the issue of elastostatic calibration and its influence on the robot accuracy [14]. In this area, using various manipulator configurations for different measurements seems to be also attractive and perfectly corresponds to some basic ideas of the classical design of experiments theory [15] that intends using the factors that are differed from each other as much as possible. In spite of potential advantages of this approach and potential benefits to improve the identification accuracy significantly, only few works addressed to the issue of the best measurement pose selection [16–19]. Hence, the problem of selection of the optimal measurement poses for elastostatic parameters calibration requires additional efforts. This problem can be treated as finding the strategy of determining a set of optimal measurement poses within the reachable joint space that minimize the effects of measurement noise on the estimation of the robot parameters.

It should be mentioned that the end-effector location as well as its deflection under the loading are described by a non-linear set of functions. However, the classical results of the identification theory are mostly obtained for very specific models (such as linear regression). Therefore, they cannot be applied directly and an additional enhancement is required.

One of the key issues in the experiment design theory is the comparison of different plans of experiment (i.e. sets of configurations and corresponding loadings). In the literature, in order to define the optimal plans of experiments, numerous quantitative performance measures have been proposed. They allow to define the optimization problem (either multi-objective or single-objective), whose solution yields the desired set of measurement poses [20–24]. However, all the existing performance measures have their limitations that affect the calibration accuracy in different manners. As a result, they do not entirely correspond to the industrial requirements.

In this paper, the problem of optimal design of the elastostatic calibration experiments is studied for the case of serial anthropomorphic manipulator, which obviously does not cover all architectures used in practice. Nevertheless, it allows us to derive very useful analytical expressions and to obtain some simple practical rules defining optimal configurations with respect to the calibration accuracy. In contrast to other works, a new criterion is proposed that evaluates the quality of compliance errors compensation based on the concept of manipulator test-pose. The proposed criterion has a clear physical meaning and is directly related to the robot accuracy under the task load. So, it aims at improving the efficiency of compliance errors compensation via proper selection of measurement poses.

2. Problem of elastostatic calibration The elastostatic properties of a serial robotic manipulator [12] are usually defined by the Cartesian stiffness matrix KC , which is computed as

KCè = J−T KJ−1

(1)

Where J is the Jacobian matrix with respect to the joint angles q, and Kq is a diagonal matrix that aggregates the joint stiffness values.

In order to describe the linear relation between the end-effector displacement and the external force, the stiffness model of this manipulator can be rewritten as follows

∆t = J k q JT W

(2)

where ∆t = (∆pT , DjT )T is the robot end-effector displacement (position ∆p and orientation Dj ) caused by the external loading W, which includes the force F and torque T applied to the robot end-effector; k è is the joints compliance matrix that is treated as an unknown below and should be identified from the calibration experiments.

In the scope of this paper, the following assumptions concerning the manipulator model and the measurement equipment limitations are accepted: A1: It is assumed that the geometric parameters are well calibrated. So, for the unloaded mode (W = 0), the vector q is equal to the nominal value of the joint angles q 0 . However, for the case when the loading is not equal to zero W ≠ 0 , the joint angles include deflections, i.e. q = q 0 + ∆q , where ∆q is the vector of joint displacements due to the external loading W. A2: It is assumed that each calibration experiment produces three vectors {∆pi , qi , Wi } , which define the displacements of the robot end-effector, the corresponding joint angles and the external wrenches respectively, where i is the experiment number. So, the calibration procedure may be treated as the best fitting of the experimental data {∆pi , qi , Wi } by using the stiffness model that can be solved using the standard least-square technique.

A3: In practice, the calibration includes measurements of the end-effector Cartesian coordinates with some errors, which are assumed to be i.i.d (independent identically distributed) random values with zero expectation and standard deviation σ. Because of these errors, the desired values of kθ are always identified approximately.

Using these assumptions and the above defined notation, the problem of interest can be defined as follows: Problem: To propose a technique for selecting the set of joint variables qi and corresponding external wrench Wi for the elastostatic calibration of industrial robot that leads to the accuracy improvement for the given technological process.

Usually, the performance measures that evaluate the quality of the calibration plans are based on the analysis of the covariance matrix of the identified parameters, all elements of which should be as small as possible. However, in robotics, the stiffness parameters ( k1, k2 ,... ) have different influences on the end-effector displacements; moreover, thePomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

129

Nauka

−1

ir influence varies throughout the workspace. To overcome this difficulty, it is assumed that: A4: the “calibration quality” is evaluated for the so-called test configuration {q 0 , W0 } , which is given by a user and for which it is required to have the best positioning accuracy under the external loading.

To obtain the optimal calibration plan of experiment for a typical industrial manipulator, two sub-problems should be considered: (i) to propose a performance measure for comparing different plans of experiments that are adopted to the elastostatic parameters calibration and are related to the robot accuracy under the task loading; (ii) to find optimal configurations of the manipulator for the elastostatic parameters calibration that provide the best compliance error compensation.

3. Influence of measurement errors For computational convenience, the linear relation where the desired parameters are arranged in the diagonal matrix k è = diag(k1, k2 ,...) should be rewritten in the following form (3) ∆ti = Ai k

where the vector k collects the joint compliances that are extracted from matrix kθ . Here, the matrix Ai is defined by the columns of Jacobian J and the external force F and is expressed as

Ai =  J1i J1iT Wi ,..., Jni JniT Wi 

(i = 1, m )

m

i

i

T

i

i

qi , Fi

(5)

provides the estimate of the desired parameters, which can be presented as i =1

−1

m m ˆ =  AT A  · AT ∆t  k  ∑ i i   ∑ i i  i =1 i =1

(6)

However in practice, only translational deflections are measured directly. So, in order to reduce computational efforts, it is reasonable to eliminate equations that correspond to the rotational deflections from eq. (3) and to rewrite it as ∆pi = A(i p )k

(7)

where the matrix A(i p ) corresponds to the position deflections only. For comparison, the original matrix from eq. (3) includes an additional block A(i j ) corresponding to the rotational deflections: Ai

A(i p )3 ×n  =  (j )  6 ×n Ai 3 ×n 

So, eq. (3) should be rewritten in the following form

130

(8)

(9)

It is obvious that errors cannot be avoided in the calibration experiments. These errors mainly caused by the accuracy of the positioning measurement system while measuring the end-effector position can be expressed as

(10)

where k 0 is the true value of the unknown parameter and ei is the measurement errors in the i-th experiment.

Usually the errors are assumed to be independent identically distributed (i.i.d.) with zero expectation E(ei ) = 0 and the variance E(eTi ei ) = σ 2 . ˆ Using eq. (10) the estimate of the compliance vector k can be presented as

(11)

ˆ) where the first term corresponds to the expectation E(k (it means that the estimate (9) is unbiased).

It can be also proved that the covariance matrix of comˆ that defines the identification accupliance parameters k racy can be expressed as m ˆ ) =  A( p )T A( p )  cov(k i   ∑ i  i =1

−1

T T m m  × E  ∑ A(i p ) eTi ei A(i p )   ∑ A(i p ) A(i p )   i =1   i =1 

(4)

where Jni is the n-th column vector of the Jacobian matrix for the i-th experiment, m is the number of experiments.

Using the identification theory, the joint compliances can be obtained from eq. (3) using the least square method, which minimizes the residuals for all experimental data.

The corresponding optimization problem

∑ (A k − ∆t ) (A k − ∆t ) → min

m m ˆ =  A( p )T A( p )  · A( p )T ∆p  k ∑ i  i i  ∑ i    i =1  i =1

−1

(12)

and, taking into account that E ( eTi ei ) = σ 2 , it can be simplified to

m ˆ ) = σ 2  A( p )T A( p )  cov(k ∑ i i    i =1

−1

(13)

, where σ is the s.t.d. of the measurement errors. So, for the considered problem, the impact of the measurement T m errors is defined by the matrix sum ∑ i =1 A(i p ) A(i p ) that is also called the information matrix.

Obviously, in order to have the smallest dispersion of the identification errors, it is required to have the covariance matrix elements as small as possible. It is a multiobjective optimization problem, but the minimization of one element may increase others. In the literature, in order to reduce this problem to a monobjective one, numerous scalar criteria have been proposed. It should be mentioned that all these criteria provide rather different optimal solutions. Hence, it is quite important to select a proper optimization criterion that ensures the best position accuracy of the manipulator under the loading. For this reason, in the next section a new test-pose based approach that ensures the best end-effector accuracy under external loading is proposed.

4. Test-pose-based approach The main idea of the calibration experiment planning is to select proper configurations and corresponding external loadings (which will be called as plan of experiments)

that ensure the best identification accuracy for the desired parameters. To develop this idea, let us introduce several definitions that are referred below to as D1, D2 and D3.

D1: Plan of experiments is a set of robot configurations and corresponding external loadings that are used for the measurements of the end-effector displacements and further identification of the elastostatic parameters.

As follows from previous works (mainly devoted to the geometrical calibration), proper selection of the plan of experiments allows us to achieve an essential reduction of the measurement error impact. However, there is an open question here that is related to the numerical evaluation of this impact. Corresponding expression can be treated as the objective function in the optimisation problem, which produces the desired plan of experiments. It should be mentioned that for linear models this problem has been already carefully studied. In particular, in classical regression analysis, there are several conventional optimality criteria that operate with the trace and/or determinant of the covariance matrix or its inverse (so called information matrix). The most commonly used among them are presented in 0 and in tab. 1 conventional design of experiments [20–24] they are known as A-, D-, E-, G-optimality cIn addition, in robot geometrical calibration that operates with non-linear models, some specific performance measures are used, which are based on the singular value decomposition of the kinematic Jacobian. This approach can be also adopted for the elasto-static calibration, where the SVD should be applied to the matrix A( p ) , which contains both the kinematic Jacobian and the external loading vector. More details concerning these performance measures are presented in the second part of tab. 1.

Tab. 1. Objective function for existing approaches in calibration experiment design Tab. 1. Funkcja obiektywna dla podejść do problemu istniejących w projekcie eksperymentu kalibracji Approach

Objective function Application: Linear Regression

A-optimality

trace(cov(k)) → min

D-optimality

det(cov(k)−1 ) → max

E-optimality

min{eig(cov(k) )} → max

G-optimality

max{diag(k)} → min

qi , Wi

qi , Wi

−1

qi , Wi

It should be mentioned that all optimization criteria, which are presented in tab. 1, do not evaluate directly the measurement error impact on the robot accuracy in the technological application studied here. For this reason, in order to address the industrial requirements directly, it is proposed to estimate the quality of calibration experiment via the accuracy of the compliance error compensation. From statistical point of view, this approach can be treated as minimization of the prediction error. More strictly, an adopted performance measure is defined as follows: D2: The accuracy of the compliance error compensation r is the distance between the desired end-effector location t0 and its real location under external loading tF achieved after application of the compliance error compensation technique.

Here, it is assumed that the desired end-effector location t0 is given or can be computed for given configuration q 0 using manipulator direct geometrical model g (...) as t0 = g (q 0 ) . Since the external loading W causes the endeffector deflection with respect to the desired location, the compliance error compensation algorithm provides the modified values of the actuated coordinates q = q 0 + ∆q that allow us to locate the end-effector at the given location t0 .

The letter can be expressed by the following equation t0 = g(q 0 + ∆q) + KC−1W

where KC is the Cartesian stiffness matrix computed for the configuration q 0 .

Using linear approximation (assuming that the deflections are small enough), assuming that the Jacobian matrix is not singular the compliance error compensation algorithm can be presented as q = q 0 − J0−1 KC−1 W

y After compensation

Application: Robot Calibration Product of singular values O1

(15)

where J0 is the kinematic Jacobian computed for the same configuration q 0 .

Geometrical interpretation of this algorithm is presented in 0, where three manipulator configurations are presented (the desired one as well as the configurations under the loading with and without compensation). In the case when the deflections are significant, the non-liner compliance error compensation technique should be applied [12].

tF

qi , Wi

(14)

ρ → min Target Point

s

σ s ...σ 1 → max qi , Wi

Condition number O2

σ 1 σ s → min

Minimum singular value O3

σ s → min

Noise amplification index O4

σ σ 1 → max

Inverse sum of singular values O5

∑ 1σ

Desired configuration

qi , Wi

qi , Wi

i

i

→ min

σ 1 , σ s maximum and minimum singular values

∆t = K C−1 W

W Before compensation

qi , Wi

2 s

t 0 = g ( q0 )

W

qi , Wi

x

Fig. 1. Geometrical interpretation of the compliance error compensation technique Rys. 1. Interpretacja geomatryczna techniki kompensacji błędu podatności Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

131

Nauka

It should be noted that the compliance error compensation algorithm (15) includes the compliance matrix KC−1 , which is the function of the stochastic variables ei describing the measurement errors. For this reason, the desired compensation can be achieved “on average” only, while each particular case may produce some difference between the desired and compensated end-point locations (see fig. 1).

Using notations from the previous section, the distance between the target and achieved locations may be computed as the Euclidean norm of δ p = A( p )·δ k , where ˆ − k is the difference between the estimated and δk = k 0 true values of the robot stiffness parameters. It can be easily proved that the above presented algorithm (15) provides an unbiased compensation, i.e.

E (δ p) = 0

(16)

and the standard deviation of the compensation error ρ 2 = E(δ pT δ p) can be expressed as

(

T

)

ρ 2 = E δ kT A( p ) A( p )δ k

(17)

Taking into account geometrical meaning of ρ , this value can be used as a numerical measure of the compliance error compensation quality (and also as a quality measure of the related plan of calibration experiments).

It is obvious that because of non-homogeneity of the manipulator properties within the workspace, the accuracy of the compliance error compensation highly depends on the target point location t0 and the applied external loading W. For this reason, it cannot be evaluated in general for the whole robot workspace and variety of external loadings. To overcome this difficulty, it is proposed here to assess the compliance error compensation accuracy for some given manipulator configuration and typical external loading. This idea is formalized in the notion of the “test pose” defined below: D3: The test-pose is the set of the robot configuration q 0and corresponding external loading W0 for which it is required to achieve the best compliance error compensation (i.e. ρ02 → min ).

Below, the test pose will be defined via the matrix A(0p ), which is computed using eg. (4). In practice, the values of q 0 and W0 are provided by the user and usually correspond to a typical robot posture and cutting force for considered technological application. From this point of view, ρ0 is treated as a measure of the robot accuracy in the machining process.

In the frame of the adopted notations, the proposed performance measure ρ02 that evaluates the efficiency to compensate the compliance errors for the given test pose can be expressed as

(

T

)

ρ02 = E δ kT A(0p ) A(0p )δ k ,

(18)

ˆ − k is the elastostatic parameters estimawhere δ k = k 0 tion error caused by the measurement noise. This expression can be simplified by presenting the term δ pT δ p as the trace of the matrix δ pδ pT , which yields

132

(

)

ρ02 = trace A(0p ) E (δ kδ kT ) A(0p ) T

(19)

Further, taking into account that E(δ kδ kT ) is the covaˆ , the proriance matrix of desired parameters estimates k posed performance measure (18) can be presented in the final form as 

m





−1



ρ02 = σ 2 trace  A(0p )  ∑ A(i p ) A(i p )  A(0p )    

T

T



i =1

(20)

As follows from this expression, the proposed performance measure ρ02 can be treated as the weighted trace ˆ ) , where the weighting coof the covariance matrix cov(k efficients are obtained using the test pose. It has obvious advantages compared to previous approaches, which operate with “pure” trace of the covariance matrix (see tab. 1) and involve straightforward summing of the covariance matrix diagonal elements, which may be of different units (corresponding to rotational and translational compliances, for instance). It should be noted that for the geometrical calibration, a similar approach has been used in [25].

Based on this performance measure, the calibration experiment design can be reduced to the following optimization problem

subject to

−1  T  m  trace  A(0p )  ∑ ATi Ai  A(0p )  → min {qi , Fi }   i =1  

Fi < Fmax ,

i = 1..m

(21) (22)

whose solution gives a set of the desired manipulator configurations and corresponding external loadings. It is evident that its analytical solution can hardly be obtained and a numerical approach is the only reasonable one.

Hence, the proposed above test-pose-based approach and related optimization problem ensure low values of the covariance matrix elements and allows to combine multiple objectives with different units in a single scalar objective. An application of this approach for the design of the calibration experiments is illustrated in the next sections.

5. Calibration experiment design for 3 d.o.f. manipulator Let us apply the developed technique to the calibration experiment design for the 3-link anthropomorphic manipulator assuming that the links are rigid and the compliance is caused by the actuated joints (fig. 2). Its geometrical model is described by the equations x = (l 2 cos q 2 + l 3 cos q 23 ) cos q1

y = (l 2 cos q 2 + l 3 cos q 23 ) sin q1

(23)

z = l1 + l 2 sin q 2 + l 3 sin q 23

where l1, l 2 , l 3 are the link lengths, q1, q 2 , q 3 are the joint angles that define the manipulator configuration, and for presentation convenience the sum q 2 + q 3 is denoted as q 23 .

It is assumed that this manipulator should achieve the highest precision for a prescribed task in the configuration q 0 = (q10 , q 20 , q 30 ) under the payload F0 = (Fx0 Fy0 Fz0 )T , which is treated as a test pose. Besides, it is also assumed

z

k3

q3 l3

l2 pz

q2

y

k2

F

py

l1

−l 3 s23,i   0  l 3 c 23,i 

(29)

where s1,i = sin q1i , c1,i = cos q1i , s2,i = sin q 2i , c 2,i = cos q 2i , s23,i = sin q 23i , c 23,i = cos q 23i . Another redundant variable is Fxi , it can be taken into account by Fzi and angle q 2i .

Therefore, without loss of generality, the force Fi can take the form T

k1

q1 x

px Fig. 2. 3-link anthropomorphic manipulator Rys. 2. Manipulator antropomorficzny o 3 przegubach

that the geometrical model is accurate, but the elastostatic parameters (the joint compliances k1, k2 , k3 ) should be identified.

For this manipulator, the Jacobian matrix at the test pose can be written as  −lS 0 s1,0  J0 =  lC 0 c1,0  0 

−lS 0 c1,0 −lC 0 s1,0 lC 0

−l 3 s23,0 c1,0   −l 3 s23,0 s1,0  l 3 c 23,0 

(24)

lC 0 = l 2 c 2,0 + l 3 c 23,0 ;

s1,0 = sin q ; 0 1

s2,0 = sin q ;

s23,0 = sin q

0 2

0 23

0 c1,0 = cos q10 ; c 2,0 = cos q 20 ; c 23,0 = cos q 23

(25)

(27)

where

(

A(01p ) = (lC 0 ) Fx0 s1,0 − Fy0 c1,0 2

A

(p) 02

(

× s1,0

) − c1,0

(

0 y S0

)

A(03p ) = l 3 Fx0l 3 s23,0 c1,0 + Fy0l 3 s23,0 s1,0 − Fz0l 3 c 23,0 s23,0 s1,0

(28)

T

−lC0 

(31)

i =1

( p )T i

A

=F

(p) i

2 max

0 a11 0    0 a22 a23   0 a23 a33 

(32)

m

a11 =

∑l

a22 =

∑ l (l

a33 =

∑l

a23 =

∑l

i =1

Ci

m

i =1

Ci

m

i =1 m

3

cos2 α i ;

4

2

4

2

2

+ l 3 2 + 2l 2l 3 cos q 3i ) sin 2 α i

cos2 q 23i sin 2 α i ;

l ¢¢¢¢q 23i (l 3 + l 2

2 3 Ci

q 3i )

2

αi

(33) Hence, for the considered manipulator, the covariance matrix cov(k) can be expressed as

T

× lS 0 c1,0 lS 0 s1,0 × s23,0 c1,0

0 

= F l c1,0 + F l ·s1,0 − Fz0lC 0 0 x S0

a1   0 a2 

where m is the number of experiments and a11, a22 , a33 , a23 are expressed as

(26)

A(0p ) = A(01p ) A(02p ) A(0p3) 

−lSilCi sin α i 0 lCi 2 sin α i

where lCi and lSi can be computed similar to (25), 2 a1 = −l 3 2 c 23, i s23i sin α. i a2 = l 3 2 c 23 i sin α i . So, the information matrix can be presented as

) Using this expression, the matrix A(p for the test con0 figuration can be presented as follows

0   A(i p ) = Fmax lCi 2 cos α i  0

∑A

lS 0 = l 2 s2,0 + l 3 s23,0

(30)

where Fmax defines the force magnitude, which is supposed to be the same for all experiments and the angle α i defines the force orientation in the yz plane. Under such assumptions, the term Fyi causes deformations in the first joint and the term Fzi causes deformations in the second and the third joints.

Using (29) and (30) the matrix A(i p ) , defined in eq. (4), for the i-th experiment can be expressed as

and

Fi = 0 Fmax cos(α i ) Fmax sin(α i )

m

where

−l 2 s2,i − l 3 s23,i 0 l 2 c 2,i + l 3 c 23,i

 0  Ji = l 2 c 2,i + l 3 c 23,i  0 

i =1

a22a33 − a23 2 0  0   cov (k ) = η  0 a33a11 a23a11   0 a23a11 a22a11 

(34)

2 2 where η = σ 2 / (Fma xa11(a22a33 − a23 )) .

) T

− c 23,0 

In order to reduce the number of optimization variables (some of them are obviously redundant), it is reasonable to consider calibration configurations with q1i equal to zero (here, the subscript “i” defines the experiment number). So, the Jacobian for the i-th experiment can be simplified to

Finally, the optimization problem (20) is reduced to d1 d 2a22 + d3a33 + 2d 4a23 + → min

q 2 i , q 3 i , αi a11 a22a33 − a23 2

(35) where the coefficients d1,d 2 ,d 3 ,d 4 are defined by the test configuration q 0 = (q10 , q 20 , q 30 ) and the external loading Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

133

Nauka

F0 = [Fx0 Fy0 Fz0 ]T . These coefficients can be computed via the columns of the matrix A(0p ) as

( ) = (A )

d3

( ) = (A )

T

A(01p ) ;

d 2 = A(03p )

(p) T 02

A(02p ) ;

d4

d1 = A(01p )

T

A(03p )

(p) T 02

A(03p )

(36)

which leads to

(

d1 = (lC 0 ) Fx0 s1,0 − Fy0 c1,0 4

(

)

2

d 2 = l 32 Fx0l 3 s23,0 c1,0 + Fy0l 3 s23,0 s1,0 − Fz0l 3 c 23,0

(

d 3 = Fx0lS 0 c1,0 + Fy0lS 0 s1,0 − Fz0lC 0

(

)(

(

)

)

2

2

× l 2 2 + l 3 2 + 2l 2l 3 c 3,0

)

d 4 = l 3 l 3 + l 2 c 3,0 Fx0lS 0 c1,0 + Fy0lS 0 s1,0 − Fz0lC 0

(

(37)

)

× F l s23,0 c1,0 + F l s23,0 s1,0 − F l c23,0

0 x 3

0 y 3

0 z 3

)

This optimization problem has been solved numerically for one, two, three and four measurements of the end-effector deflections under the test loading for the following parameters: l1 = 0.75 m, l2 = 1.25 m, l3 = 1.10 m, q0 = (0°, 60°, –45°), F0 = Fmax[0, .29, –0,96]T. The results are summarized in tab. 1. They include the performance measure ρ0, the calibration configurations and the identification accuracy for the joint stiffness parameters. For comparison purposes, the results have been obtained using three different plans of calibration experiments: (i) calibration in the test configuration, (ii) calibration in the optimal configuration that has been obtained for the case of one (and two for the case of four calibration experiments) experiment and (iii) calibration in the optimal configurations that have been obtained using eq. (35).

The obtained results show that the proposed test-posebased approach improves the efficiency of the compliance errors compensation by a factor of two comparing to calibration in the test configuration. Besides, it improves the identification accuracy of the joint compliances, so obta-

Tab. 2. Calibration of elastostatic parameters using different plans of experiments Tab. 2. Kalibracja parametrów elastostatycznych z użyciem różnych planów Case studies

Performance measure

Calibration configuration

Identification accuracy, [rad/N m]

−b ± b 2 − 4ac 2a

ρ02

q2

q3

α

δ k1

δ k2

δ k3

Test Conf.

3.00 s2

60.0°

45.0°

–73.3°

1.22 s

0.70 s

2.19 s

Opt.1 Conf.

1.92 s2

43.2°

–57.3°

22.9°

0.66 s

0.52 s

1.81 s

2×Test Conf.

1.50 s2

60.0°

45.0°

–73.3°

0.86 s

0.49 s

1.55 s

2×Opt.1 Conf.

0.96 s2

43.2°

–57.3°

22.9°

0.47 s

0.37 s

1.28 s

Opt.2 Conf.

0.80 s2

5.5° 93.1°

–6.8° –101.2°

26.3° 3.3°

0.41 s

0.30 s

0.96 s

3×Test Conf.

1.00 s2

60.0°

45.0°

–73.3°

0.71 s

0.40 s

1.27 s

3×Opt.1 Conf.

0.64 s2

43.2°

–57.3°

22.9°

0.38 s

0.30 s

1.05 s

Opt.3 Conf.

0.51 s2

173.3° –7.1° –49.3°

19.3° 14.7° –125.0°

0.5° –24.9° 2.1°

0.32 s

0.23 s

0.83 s

4×Test Conf.

0.75 s2

60.0°

45.0°

–73.3°

0.61 s

0.35 s

1.10 s

4×Opt.1 Conf.(2a)

0.48 s2

43.2°

–57.3°

22.9°

0.33 s

0.26 s

0.91 s

2×Opt.2 Conf.(2b)

0.40 s2

5.5° 93.1°

–6.8° –101.2°

26.3° 3.3°

0.29 s

0.21 s

0.68 s

Opt.4 Conf.(2c)

0.39 s

28.3° 4.6° –3.4° 146.8°

–39.1 –12.6° –4.8° –150.6°

9.7° 22.4° –37.4° –5.2°

0.25 s

0.21 s

0.78 s

2

Test Conf. – Calibration in the test configuration (q0 = 0°, 60°, –45°), F0= Fmax [0, 0.29, –0.96]T) Opt.1 Conf. – Calibration in the optimal configuration obtained with one experiment (m=1) Opt.2 Conf. – Calibration in the optimal configuration obtained with two experiments (m=2) Opt.3 Conf. – Calibration in the optimal configuration obtained with three experiments (m=3) Opt.4 Conf. – Calibration in the optimal configuration obtained with four experiments (m=4)

134

ρ0 0.3

(1) ρ 0, rand (2 a) ρ 0, opt1 (2b) ρ 0, opt2 (2 c) ρ0, opt4 (3) ρ 0, rand

0.25 0.2 0.15 0.1

(4 a) ρ 0, opt1 (4b) ρ 0, opt2

0.05 0 0

5

10

15

20

25

Fig. 3. The accuracy of the compliance error compensation for different plans of calibration experiments for 3-link manipulator for s = 0.1 mm: (1) random plan r0, rand; (2a) optimal plan for one calibration experiment r0, opt1, (2b) optimal plan for two calibration experiments r0, opt2, (2c) optimal plan for four calibration experiments r0, opt4; (3) expectation for plan (1) ρ0, rand = 0.253 mm ; (4a) expectation for plan (2a) ρ0, opt 1 = 0.071mm ; (4b) expectation for plan (2b) ρ0, opt 2 = 0.065 mm ; (4c) expectation for plan (2c) ρ0, opt 4 = 0.063 mm .

Rys. 3. Dokładność kompensacji błędu podatności dla róznych planów eksperymentów kalibracji dla manipulatora o 3 złączach dla s = 0,1 mm: 1) plan losowy r0, rand; (2a) plan optymalny dla pojedynczego eksperymentu kalibracji r0, opt1, (2b) plan optymalny dla 2 eksperymentów kalibracji r0, opt2, (2c) plan optymalny dla 4 eksperymentów kalibracji r0, opt4; (3) wartość oczekiwana dla planu (1) ρ0, rand = 0.253 mm ; (4a) wartość oczekiwana dla planu (2a) ρ0, opt 1 = 0.071mm ; (4b) wartość oczekiwana dla planu (2b) ρ0, opt 2 = 0.065 mm ; (4c) wartość oczekiwana dla planu (2c) ρ0, opt 4 = 0.063 mm

ined results also insure better end-point positioning accuracy in other configurations.

Fig. 3 illustrates accuracy of the compliance error compensation for four measurements using different plans of calibration experiments with a random measurement errors. which are assumed to be normally distributed with zero expectation and s = 0.1 mm. Here the curve (1) has

Fig. 4. Machining configuration for the robot Kuka KR-270 (Test pose) Rys. 4. Konfiguracja obróbki dla robota Kuka KR-270 (test)

30

35

40

45

50

(4 c) ρ0, opt4

been obtained for the random plan of experiments (for each experiment all configurations have been generated randomly), the line (3) is the expectation of the compliance error compensation for the random plans that is equal to 0.253 mm. The curves (2a), (2b), (2c) show the accuracy of the compliance error compensation for the optimal plans of experiments obtained using test-pose-based approach and the lines (4a), (4b), (4c) are the expectations of the compliance error compensation that are equal to 0.071 mm, 0.065 mm, 0.063 mm, respectively. It should be mentioned that the optimal plans (a) and (b) have been built as a superposition of optimal plans for one and two calibration experiments, respectively.

Corresponding numerical results are presented in tab. 2.

Fig. 3 shows that the plans (2a) and (2b), obtained by multiplication of the measurement configurations corresponding to m = 1 and m = 2, are very close to the plan corresponding to m = 4. So, in practice, it is reasonable to carry out experiments using only two optimal configurations and repeating experiments several times. This approach slightly reduces the identification accuracy (less than 2.5 %), however it significantly reduces the complexity of the optimization problem (35) used for design of calibration experiment.

6. Calibration experiment design for 6 d.o.f. manipulator: KUKA KR-270 Now let us consider the more sophisticated example that deals with calibration experiments design for the industrial robot KUKA KR-270 (fig. 4). This robot has six actuated joints, which are assumed to be flexible. The links of the robot are quite stiff and are considered as rigid.

For such a manipulator (where the first joint defines the robot orientation in the xy-plane), it is reasonable to decompose the elastostatic calibration into two independent steps. The first step includes calibration of stiffness coef-

Fig. 5. Geometrical model of Kuka KR-270 Rys. 5. Model geometryczny robota Kuka KR-270 Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

135

Nauka

ficients for joints 2…6 with vertical loading only. The second step includes the stiffness parameter calibration for the joint 1. It is obvious that the second step is quite easy from the experiment design point of view. In this case the optimization problem has only one variable for each configuration and the classical experiment design theory can be applied directly. In contrast, the first step is non trivial and requires intensive computations (corresponding results are presented below).

In more details, the geometrical model and parameters of the robot are presented in fig. 5 and tab. 3, which also contains definition of the test pose that is presented in fig. 4) [26].

Initial data for robotic-based milling Dane wstępne do obróbki zrobotyzowanej

Tab. 3.

Tab. 3.

z y

pz

ϕ y

py

Test configuration, [deg] q1

q2

q3

q4

q5

q6

75

-56.9

89.3

45.1

76

57.2

Machining force, [N] and torque [N m] Fx

Fy

Fz

Tx

Ty

Tz

0

280

-180

0

0

0

r

px x

Fig. 7. Workspace parameters included in the constraints for the elastostatic calibration Rys. 7. Parametry przestrzeni roboczej z uwzględnieniem ograniczeń kalibracji elastostatycznej

Geometrical parameters, [mm] d1

d2

d3

d4

d5

d6

350

750

1250

-55

1100

0

It should be noted that for the machining process and for the elastostatic calibration different tools are used (see CAD models presented in fig. 6). For this reason, computation of the matrices A(0p ) and A(i p ) involves different geometrical transformations “Tool”. For given test configuration, the first of these matrices is defined as follows A

(p) 0

 -73.4 -177.4 -106.1 102.4 0    = 0 0 197.2 19.3 0  (38)  -363.6 -98.3 -167.1 -42.2 0 

For the considered application example, there is a number of very specific constraints that are usually not considered in pure theoretical studies. In particular, there is a number of obstacles in the robot workspace (fig. 7) that do not allow to achieve some configurations and to apply forces in some directions (vertical payload is obviously pre-

x 460 mm z

x 75.5 mm 450 mm

(a) machining tool

z

(b) tool for experiments

Fig. 6. Tools used for machining and elastostatic calibration Rys. 6. Narzędzia do obróbki oraz kalibracji elastostatycznej

136

Fig. 8. Leica laser tracker Rys. 8. Manipulator laseru Leica

Tab. 4. Geometrical constraints for the elastostatic calibration Tab. 4. Ograniczenia geometryczne dla kalibracji elastostatycznej pz

r

|j|

> 800 mm

> 600 mm

< p/6

ferable). These constraints are summarized in tab. 4. In addition, it is necessary to take into account usual constraints of the range of the joint variables (“joint limits”).

For this setting, it was solved the optimization problem (21) which produced the calibration experiment plans for m Î [2, 3, 4, 6, 12}. While solving this problem, it was assumed that the end-effector position was estimated using the Leica laser tracker (fig. 8) [27], for which the measurement errors can be presented as unbiased random values with s.t.d. s = 0.03 mm. It is also assumed that the applied loading is the same for all calibration experiments and is

Tab. 5.

Tab. 5.

qi

Measurement configurations for the elastostatic calibration Konfiguracje pomiarów dla kalibracji elastostatyczne Measurement configurations, [deg] q2

q3

q4

q5

q6

2 calibration experiments

q1

-99.9

114.3

-48.5

28.1

-180

q2

-67.8

-94.0

137.5

-111.9

76.9

3 calibration experiments

q1

-93.5

125.0

-118.7

-62.4

-168.9

q2

-103.4

93.4

-147.9

105.8

93.2

q3

-98.9

113.8

50.6

-38.6

16.8

4 calibration experiments

q1

-81.1

64.9

-55.4

42.2

149.7

q2

-96.6

15.4

112.1

-19.7

178.4

q3

-111.2

-69.0

133.5

113.9

-118.8

q4

-108.1

93.5

-34.2

-108.9

73.3

6 calibration experiments

q1

-84.0

126.9

-119.4

-61.2

-172.9

q2

-105.5

98.6

-148.2

99.7

94.7

q3

-106.0

106.8

49.4

-38.5

22.2

q4

-89.2

132.3

-119.2

-61.4

-173.9

q5

-96.7

86.6

-147.1

102.3

96.0

q6

-99.4

108.8

51.8

-39.1

17.6

12 calibration experiments

equal to Fj = [0, 0, –2500, 0, 0, 0]T. The letter allows us to reduce the number of design variables by the factor of two. For the computations the workstation Dell Precision T7500 with two processors Intel Xeon X5690 (Six Core, 3.46 GHz, 12 MB Cache12) and 48 GB 1333 MHz DDR3 ECC RDIMM was used. Since the optimisation problem (21) is quite sensitive to the starting point, parallel computing with huge number of the initial points were used.

The obtained results are summarized in tab. 5, 6 and 7.

They include the identification errors for the elastostatic parameters, the accuracy of the error compensation ρ0 for different plans of experiments and detailed descriptions of the measurement configurations. Tab. 6 also includes some additional results obtained by multiplication of the measurement configurations, which show that it is not reasonable to solve optimization problem for 12 configurations (that produce 60 design variables). However, almost the same accuracy of the compliance error compensation can be achieved by carrying out 12 measurements in 3 different configurations only (4 measurements in each configuration). This conclusion is in good agreement with the results presented in the previous section for 3 d.o.f. manipulator.

For comparison purposes, 0 presents simulation results obtained for different types of calibration experiments. As follows from them, any optimal plan (obtained for the case of two, three, four, six or twelve calibration experiments) improves the accuracy of the compliance error compensation in the given test pose by about 60 % comparing to the random plan. Also, it is illustrated that repeating experiments with optimal plans obtained for the lower number of experiments provides almost the same accuracy as „full-dimensional” optimal plan. Obviously, the reduction of the measurement pose number is very attractive for the engineering practice.

Tab. 6.

Tab. 6.

q1

-83.8

127.6

-120.0

-60.9

-173.8

Number of exp.

q2

-105.9

99.1

-148.5

100.1

94.7

q3

-105.7

107.1

49.4

-39.1

22.1

q4

-89.4

131.6

-119.0

-61.4

-172.8

q5

-97.1

85.8

-146.8

101.5

96.1

q6

-99.4

107.8

52.8

-39.9

17.6

q7

-83.3

126.1

-118.9

-60.3

-171.9

q8

-106.2

98.1

-148.0

99.7

95.1

q9

-106.1

106.5

49.6

-38.1

21.6

q10

-89.8

133.4

-119.0

-60.8

-174.0

q11

-97.6

85.9

-146.3

102.7

96.3

q12

-98.9

109.6

52.6

-39.5

18.2

Elastostatic parameters estimation error Parametry elastostatyczne błędu szacowania Estimation error, [rad/ N m×10-9]

δ k2

δ k3

δ k4

δ k5

δ k6 b 2 − 4ac

2 exp.

6.55

6.88

24.0

34.5

71.9

3 exp.

5.74

6.87

19.2

26.4

74.9

4 exp.

3.72

6.96

16.9

21.2

66.9

6 exp.

3.93

4.82

13.8

16.4

55.2

12 exp.

2.78

3.41

9.75

11.6

38.8

7. Conclusions The paper presents a new approach for the design of the elastostatic calibration experiments for robotic manipulators that allows essentially reducing the identification errors due to proper selection of the manipulator configurations and corresponding loadings, which are used for the measurements. In contrast to other works, the quality of the plan of experiments is estimated using a new performance measure that evaluates the efficiency of the comPomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

137

Nauka

Tab. 7. The accuracy of the error compensation ρ0 for different plans of experiments, [mm×10–3] Tab 7. Dokładność błędu kompensacji ρ0 dla różnych planów eksperymentu, [mm×10–3] Number of different configuration

Number of exp.

2 conf.

2 exp.

5.989

3 exp.

–

4.676

4 exp.

4.235 (4.72%)

–

4.044

6 exp.

3.458 (7.13%)

3.306 (2.42%)

–

3.228

12 exp.

2.445 (7.14%)

2.338 (2.45%)

2.335 (2.32%)

2.283 (<0.01%)

x 10 ρ5 0

3 conf.

4 conf.

6 conf.

12 conf.

2.282

-3

4 3 2 1 0 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

(1) ρ 0, rand (2 a) ρ0, opt2 (2b) ρ0, opt3 (2 c) ρ 0, opt4 (2 d) ρ0, opt6 (2 e) ρ0, opt12 (3) ρ0, rand (4 a) ρ0, opt2 (4b) ρ0, opt3 (4 c) ρ0, opt4 (4 d) ρ0, opt6 (4 e) ρ0, opt12

Fig. 9. The accuracy of the compliance error compensation for different plans of calibration experiments for Kuka KR-270 manipulator for σ = 0.03mm : (1) random plan ρ0, rand ; (2a) six experiments for optimal plan obtained for two calibration experiment ρ0, opt 2 , (2b) four experiments for optimal plan obtained for three calibration experiment ρ0, opt 3 , (2c) three experiments for optimal plan obtained for four calibration experiment, ρ0, opt 4 , (2d) two experiments for optimal plan obtained for six calibration experiment, ρ0, opt 6 , (2e) experiments for optimal plan obtained for twelve calibration experiment ρ0, opt 12 ; (3) expectation for plan (1) ρ0, rand = 3.43·10−3 mm ; (4a) expectation for plan (2a) ρ0, opt 2 = 2.15·10−3 mm ; (4b) expectation for plan (2b) ρ0, opt 3 = 2.09·10−3 mm ; (4c) expectation for plan (2c) ρ0, opt 4 = 2.13·10−3 mm ;

(4d) expectation for plan (2d) ρ0, opt 6 = 2.17·10−3 mm ; (4e) expectation for plan (2e) ρ0, opt 12 = 2.16·10−3 mm ;

Rys. 9. Dokładność kompensacji błędu podatności dla róznych planów eksperymentów kalibracji dla manipulatora Kuka KR-270 or σ = 0.03mm : (1) plan losowy ρ0, rand ; (2a) 6 doświadczeń dla planu optymalnego uzsykanego dla 2 eksperymentów kalibracji ρ0, opt 2 , (2b) 4 doświadczenia dla planu optymalnego uzsykanego dla 3 eksperymentów kalibracji, ρ0, opt 3 , (2c) 3 doświadczenia dla planu optymalnego uzsykanego dla 4 eksperymentów kalibracji, ρ0, opt 4 , (2d) 2 doświadczenia dla planu optymalnego uzsykanego dla 6 eksperymentów kalibracji, ρ0, opt 6 , (2e) doświadczenia dla optymalnego planu uzyskane w 12 eksperymentach kalibracji ρ0, opt 12 ; (3) wartość oczekiwana dla planu (1) ρ0, rand = 3.43·10−3 mm ; (4a) wartość oczekiwana dla planu (2a) ρ0, opt 2 = 2.15·10−3 mm ; (4b) wartość oczekiwana dla planu (2b) ρ0, opt 3 = 2.09·10−3 mm ; (4c) wartość oczekiwana dla planu (2c) ρ0, opt 4 = 2.13·10−3 mm ; (4d) wartość oczekiwana dla planu (2d) ρ0, opt 6 = 2.17·10−3 mm ; (4e) wartość oczekiwana dla planu

(2e) ρ0, opt 12 = 2.16·10−3 mm ;

pliance error compensation in the given test-pose. This approach allows to combine multiple objectives with different units in a single performance measure and ensures the best position accuracy for the given test configuration under the task loading. The proposed criterion can be treated as the weighted trace of the covariance matrix, where the weighting coefficients are derived using the test pose parameters.

The advantages of the developed technique are illustrated by two examples that deal with the calibration experiment design for 3 d.o.f. and 6 d.o.f. manipulators.

They show the benefits of the proposed approach, which is expressed via the position accuracy under the task loading.

Besides, the results show that the combination of the lowdimension optimal plans gives almost the same accuracy

138

as a full-dimensional plan. This conclusion allows the user to reduce essentially the computational complexity required for the calibration experiment design.

In future, the proposed approach will be extended for the case of simultaneous calibration of geometrical and elastostatic parameters. Another problem, which requires additional investigation is the experiment design for the set of the test poses (or for a long machining trajectory).

Acknowledgements

14.

15.

16.

The work presented in this paper was partially funded by the ANR, France (Project ANR-2010-SEGI-003-02COROUSSO).

17.

Bibliography

18.

1. Khalil W., Besnard S., Geometric Calibration of Robots with Flexible Joints and Links, “Journal of Intelligent and Robotic Systems”, Vol. 34. 2002, 357– 379.

2. Paziani F.T., Giacomo B.D., Tsunaki R.H., Robot measuring form, “Robotics and Computer-Integrated Manufacturing”, Vol. 25, 2009, 168–177.

3. Elatta A.Y., Gen L.P., Zhi F.L., Daoyuan Yu, Fei L., An Overview of Robot Calibration, “Information Technology Journal”, Vol. 3, 2004, 74–78.

4. Veitchegger W.K., Wu C.H., Robot accuracy analysis based on kinematics, “IEEE Journal of Robotics and Automation”, Vol. 2, 1986, 171–179.

5. Roth Z., Mooring B., Ravani B., An overview of robot calibration, “IEEE Journal of Robotics and Automation”, Vol. 3, 1987, 377–385.

6. Bennett D.J., Hollerbach J.M., Geiger D., Autonomous robot calibration for hand-eye coordination, “International Journal of Robotics Research”, Vol. 10, 1991, 550–559.

7. Khalil W., Dombre E., Modeling, identification and control of robots, Hermes Penton, London, 2002.

8. Daney D., Andreff N., Chabert G., Papegay Y., Interval method for calibration of parallel robots: Visionbased experiments, “Mechanism and Machine Theory”, Vol. 41, 2006, 929–944.

9. Hollerbach J., Khalil W., Gautier M., Springer Handbook of robotics, Springer, 2008, “Chapter: Model identification”, 321–344.

10. Gong Ch., Yuan J., Ni J., Nongeometric error identification and compensation for robotic system by inverse calibration, “International Journal of Machine Tools & Manufacture”, Vol. 40, 2000, 2119–2137.

11. Bogdan I.C., Abba G., Identification of the servomechanism used for micro-displacement, IEEE International Conference on Intelligent Robots and Systems (IROS) , 2009, 1986–1991.

12. Pashkevich A., Klimchik A., Chablat D., Enhanced stiffness modeling of manipulators with passive joints, “Mechanism and Machine Theory”, Vol. 46, 2011, 662–679.

13. Ramesh R., Mannan M.A., Poo A.N., Error compensation in machine tools – a review: Part I: Geometric, cutting-force induced and fixture-dependent errors,

19.

20.

21.

22.

23.

24.

25.

26.

27.

“International Journal of Machine Tools and Manufacture”, Vol. 40, 2000, 1235–1256.

Meggiolaro M., Dubowsky S., Mavroidis C., Geometric and elastic error calibration of a high accuracy patient positioning system, “Mechanism and Machine Theory”, Vol. 40, 2005, 415–427.

Atkinson A., Done A., Optimum Experiment Designs.

Oxford University Press, 1992.

Daney D., Optimal measurement configurations for Gough platform calibration, IEEE International Conference on Robotics and Automation (ICRA), 2002, 147–152.

Daney D., Papegay Y., Madeline B., Choosing measurement poses for robot calibration with the local convergence method and Tabu search, The International Journal of Robotics Research, Vol. 24, 2005, 501–518.

Klimchik A., Wu Y., Caro S., Pashkevich A., Design of experiments for calibration of planar anthropomorphic manipulators, IEEE/ASME International Conference on Advanced Intelligent Mechatronics (AIM), 2011, 576–581.

Zhuang H., Wang K., Roth Z.S., Optimal selection of measurement configurations for robot calibration using simulated annealing, IEEE International Conference on Robotics and Automation (ICRA), 1994, 393–398.

Khalil W., Gautier M., Enguehard Ch., Identifiable parameters and optimum configurations for robots calibration, “Robotica”, Vol. 9, 1991, 63–70.

Driels M.R., Pathre U.S., Significance of observation strategy on the design of robot calibration experiments, “Journal of Robotic Systems”, Vol. 7, 1990, 197–223.

Yu Sun, Hollerbach J.M., Observability index selection for robot calibration, IEEE International Conference on Robotics and Automation (ICRA), 2008, 831–836.

Nahvi A, Hollerbach J.M., The noise amplification index for optimal pose selection in robot calibration, IEEE International Conference on Robotics and Automation (ICRA), 1996, 647–654.

Borm J.H., Menq C.H., Determination of optimal measurement configurations for robot calibration based on observability measure, “Journal of Robotic Systems”, Vol. 10, 1991, 51–63.

Imoto J., Takeda Y., Saito H., Ichiryu K., Optimal kinematic calibration of robots based on maximum positioning-error estimation (Theory and application to a parallel-mechanism pipe bender), Proceedings of the 5th Int. Workshop on Computational Kinematics, 2009, 133–140. [www.kuka.com]. [www.leica-geosystems.com/en/index.htm].

Projektowanie eksperymentów kalibracyjnych identyfikacji parametrów elastotyczności manipulatorów Streszczenie: Artykuł jest poświęcony elastostatycznej kalibracji robotów przemysłowych, których używa się do precyzyjnej obróbki elementów o dużych gabarytach, wykonanych z materiałów kompozytowych. W tym procesie technologicznym komunikacja między robotem a obrabiaym przedmiotem skutkuPomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

139

Nauka

je istotnymi elastycznymi odchyleniami elementów składowych manipulatora, które powinny być wyrównane przez sterownik robota (przy użyciu odpowiedniego modelu elastostatycznego owego mechanizmu). Aby oszacować parametry tego modelu, użyto zaawansowanej techniki kalibracji opartej na nieliniowej eksperymentalnej teorii konstrukcji, którą zaadaptowano do tej konkretnej aplikacji. W przeciwieństwie do poprzednich prac, ta proponuje pojęcie zdefiniowanego przez użytkownika testu, używanego do ewaluacji jakości eksperymentów dotyczących kalibrowania. W ramach tego pojęcia zdefiniowano problem powiązanej optymalizacji oraz wypracowano procedury numeryczne, co pozwala na wygenerowanie optymalnego zbioru ustawień konfiguracji manipulatora oraz odpowiednich sił/torów dla danej liczby eksperymentów związanych z kalibrowaniem. Pod uwagę zostały wzięte również niektóre swoiste kinematyczne ograniczenia, które zapewniają wykonalność eksperymentów dotyczących kalibracji dla uzyskanych konfiguracji, jak również pozwalają uniknąć kolizji pomiędzy manipulatorem robota a sprzętem pomiarowym. Wydajność/skuteczność wypracowanej techniki zilustrowano przez przykład zastosowania, którym obrazuje kalibrację elastostatyczną seryjnego manipulatora zastosowanego do obróbki zrobotyzowanej.

Słowa kluczowe: robot przemysłowy, kalibracja elastyczności, projektowanie eksperymentu, przemysł zorientowany miarą wydajności, test-stwarzać podejście

Alexandr Klimchik, PhD He received the Engineering and Master degree in automation control from Belarusian State University of Informatics and Radioelectronics (Belarus) in 2006 and 2007, respectively, Ph.D degrees in mechanical engineering from the Ecole Centrale de Nantes (France) in 2011.

He is currently a Postdoctoral Fellow with the Ecole des Mines de Nantes (France) and is a member of robotics team in the Research Institute in Communications and Cybernetics of Nantes (IRCCyN, France). His research interests include stiffness modeling of serial and parallel manipulators, identification robot geometrical and elastostatic parameters, design of calibration experiments, optimization of technological process based on the kinetostatic modeling. e-mail: alexandr.klimchik@mines-nantes.fr Prof. Anatol Pashkevich He received his Doctor of Technical Sciences (2nd doctoral) degree in robotics from Belarusian State University of Informatics and Radioelectronics (1995), Candidat of Technical Sciences (PhD) degree in automatic control (1982) and Electrical Engineer degree in automatics and remote control (1977) from Minsk Radioengineering Institute (Belarus). Since 1987 he served as the head of the Robotic Laboratory at the Belarusian State University of Informatics and Radioelectronics. Currently he is the head of the Department of Automatic Control and Production Systems at Ecole des Mines de

140

Nantes (France). In addition, he held visiting research/teaching positions at University of California, Berkeley (USA), University of Wales (UK), University of Wuppertal and University Duisburg (Germany), and also at Ecole Centrale de Nantes, L’Université de Technologie de Troyes, Ecole des Mines de St. Etienne and Institut de Recherche en Communications et Cybernétique de Nantes (France). His research interests include robotics, manufacturing automation and computer-aided design, He is an Associate Editor of ‘Control Engineering Practice’ and a Member of TC ‘Manufacturing Plant Control’ of IFAC, the International Federation of Automatic Control. e-mail: anatol.pashkevich@mines-nantes.fr Yier Wu, MSc She graduated from Shanghai Maritime University, Shanghai, China, in 2008, majored in electronic engineering. She received her Master degree in robotics from Ecole Centrale de Nantes, Nantes, France, in 2010. She is currently a PhD student in Ecole des Mines de Nantes, department automatic and production.

She also works as a member of robotics team in the Research Institute in Communications and Cybernetics of Nantes (IRCCyN). Her research work focuses on modelling and calibration of machining robot. e-mail: yier.wu@mines-nantes.fr Stéphane Caro, PhD Eng. He received the Engineering and MSc degrees in mechanical engineering from Ecole Centrale Nantes (ECN), Nantes, France, in 2001, and the Doctorate degree in mechanical engineering from the University of Nantes in 2004.

He was a Post-doctoral Fellow in the Centre for Intelligent Machines, McGill University, Montreal, QC, Canada from 2005 to 2006. He is currently a full-time researcher of the National Centre for Scientific Research (CNRS) and works in the Research Institute in Communications and Cybernetics of Nantes (IRCCyN). His research interests include conceptual design of robots, robust design, kinematic analysis and synthesis, singularity analysis, sensitivity analysis, tolerance synthesis, and design optimization. e-mail: stefane.caro@irccyn.ec-nantes.fr Prof. Benoît Furet He recived Master degree from University of Nantes in 1984, and Engineering High School ENSM Nantes in 1986, agregation diploma in Manufacturing Engineering from Ecole Normale Supérieure de Cachan in 1987 and PhD in Engineering Science in 1994.

He was an associate Professor IUT de Nantes from 1995 to 2005, invited Professor Ecole Polytechnique de Montréal from 2001 to 2002. Since 2005 he is Professor of the University of Nantes. Currently he is also the researcher in the CNRS laboratory IRCCyN, assistant vice president of the University of Nantes in charge of enterprises relationship and expert member of the research Institute of technologies in Nantes: Jules Verne. e-mail: benoit.furet@irccyn.ec-nantes.fr

Embedded controller for balancing type robot Jakub Tutro*, Krzysztof Wesołowski**, Mariusz Pauluk*, Dariusz Marchewka* *AGH University of Science and Technology **Technika Obliczeniowa, Kraków

Abstract: The article is a summary of the Segway two-wheel balancing robot project. The project included design of the mechanical platform and implementation of control algorithm on the controller. The robot contains digital gyroscopes and DC motors with encoders. The controller based on measurements from the sensors stabilizes the robot in an upright position and allows it to move. The mechanical part was designed using CAD (SolidWorks), and then imported into Simulink environment. The design techniques based on models (Model Based Design) were used.

Keywords: balancing robot, model based design, Segway, control design

The paper presents a balancing type robot (Segway style [1, 9]) that is being developed at the AGH University of Science and Technology. An aim of the project is to design and construct a mascot of the Students Science Association. Students and scientific workers from different departments of the AGH take part in this project.

Below there are presented early-stage results of designing an embedded controller that should stabilize and control movement of the robot. During the whole development process a Model Based Design approach was being applied. There are also presented models, that were created during development and their application for controller implementation purposes.

2. Robot construction details 1. Introduction A development of science and related to this progress of informatics and technology favours creating more and more advanced systems with highly sophisticated control algorithms. A level of advancement of the new technologies causes problems with assuring reliability of work, both on the hardware as well on the software layer. Currently, a lot of efforts are laid on improving sureness of the achieved final solutions. A traditional concept of developing systems, often called a V-diagram has many drawbacks. The paper presents the process of constructing a controller for the balancing type robots basing on the so called Model Based Design technique (MBD) [5]. The MBD name comes from referring to the mathematical model of the constructing system through the whole design process, what gives better effectiveness in detecting potential errors and elasticity in correcting them. The basic advantages (features) of the MBD: – presence of mathematical model of the designed system, – constructing mathematical model at a stage of working over the concept, – simulation of the system behavior, – simulation during the phase of constructing a controller, – numerical controller parameters optimization with a plant model, – controller verification and cover tests, – access to the following techniques: real time simulation involving rapid prototyping, hardware in the loop, – automatic code generation,

Currently the robot is in a form of a platform ready to build upon. This paper describes work with initial mechanical platform. The second platform was constructed meantime and is illustrated in fig. 1. Two DC motors with planetary gearboxes are used to drive platform and stabilize robot in upright position. Motors are controlled with H-bridges,

Fig. 1. Latest photo of the robot, with the new mechanical platform Rys. 1. Najnowsze zdjęcie robota z nową platformą mechaniczną

fed by microcontroller generated PWM signals [4]. The motors are equipped with encoders, so the controller can measure a position of the wheels and respectively their speed. A Micro Electro-Mechanical Systems type (MEMS) [2] gyroscope is used for measuring angular coordinates of the robot body. Data from sensors is processed by the STM32 microcontroller [3]. The DC motors are controlled accordingly to the processing results.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

141

Nauka

3. Modelling A traditional modelling phase relies on: analysing forces acting in the physical model and then, basing on the Newton’s law, constructing differential equations describing dynamic of the system. An alternative and equivalent method basis on the Lagrange equations [7].

Fig. 3. Robot imported into the Simulink environment Rys. 3. Robot po zaimportowaniu do środowiska Simulink

The problem is modelled with two joints with two degrees of freedom: prismatic along an X axis and revolute around a Z axis.

An extra velocity constraint forces them to spin with a speed proportional to a linear velocity.

In the described case, robot behaviour may be simulated only in two dimensions: X, Y axes and a rotation around a Z axis).

Fig. 2. SolidWorks model of the robot Rys. 2. Model robota w środowisku SolidWorks

The mentioned above process of obtaining mathematical equations usually takes a lot of time. It may be shortened and simplified by using a software for modelling dynamic of the physical objects. In the presented case, the SimMechanics software helped to omit this process, by enabling creation of the model in software dedicated for mechanical modelling purposes language that is supported by appropriate libraries and features a graphical interface.

At the beginning of the project, no physical model of the robot was available. The virtual model was prepared in SolidWorks [10]. The masses were assumed according to material characteristics or documentation, and a moment of inertia tensor was calculated

by SolidWorks automatically. Then, the robot model was exported to Simulink environment. Masses, inertia tensors and shapes were preserved during the export. Fig. 2 presents the robot model built in the SolidWorks software and fig.

3 illustrates the model imported into the Simulink environment.

SolidWorks supports modelling much more sophisticated objects, that may be exported into SimMechanics [8]. However, after exporting there was a need to model a movement of the robot in reference to the floor.

There is no straightforward support in SimMechanics for defining such interaction.

142

4. Modelling DC motor with planetary gearbox A mechanical model of DC motors and wheels consists of several parts. Both a motor shaft and an output shaft are attached to the platform with revolute joints.

1

1 pwm

RevJoint

pwm

-1 to 1

T

Torque

w

angle

Actuator

DCMotor

joint v el

motor_measurement

1 angle 2 velocity

v elocity

Fig. 4. A connection between the DC motor electric model and SimMechanics Rys. 4. Połączenie modelu elektrycznego silnika DC z modelem mechanicznym w SimMechanics

1

U

pwm

1/R

v oltage

Kphi

-K-

2 w

motor v elocity

Fig. 5. The DC motor electric model Rys. 5. Model elektryczny silnika DC

motor torque

b

1 T

A joint between the body and the motor shaft is controlled by using an external torque. A planetary gearbox is modelled with a gear constraint between the motor shaft and the output shaft. Details of a connection between the motor and the mechanics are illustrated in fig. 4.

It was assumed, that the electrical time constant of the DC motor is small enough to omit its influence. The model has two inputs: a PWM control value, that is rescaled respectively to a voltage value and a value of the shaft velocity. The DC motor torque is calculated according to the model presented in fig. 5.

Speed and torque constants were assumed to be equal to the values in a data sheet. A motor viscous friction is also available in a documentation but it does not take the planetary gearbox into account. The viscous friction of the motor with the planetary gearbox was identified basing on encoder measurements gathered during experiments.

MA

1

rates 512 cycles per revolution. Errors of quantization were also concerned and modeled but tests showed, it did not affect a model behavior.

6. Modelling digital controller The central hardware of the embedded controller is the STM32 microcontroller. Due to implementation requirements, all calculations are processed with a single precision floating point arithmetic.

StateEstimator 2 EncRead

EstState

Raw Sensors

SetPointLimit

Sensors

BV

Gy roRead

<x_est>

State State

xest xdif f

2

Raw2Eu

Controller

State

xset

CV

PWM PWM

pwm.eu2raw

Right

1 PWM

SetPoint LastCtrl

1 z Unit Delay

Fig. 7. Internal structure of the controller model Rys. 7. Wewnętrzna struktura modelu sterownika

5. Modelling sensor errors and characteristics

1

single(Tcont)

Constant Gain 1

Presented models do not calculate all useful states. It is often possible to assume that sensors are ideal. However, in case of encoders it might be not always reasonable, e.g. for movements with a small velocity. Modelling its behavior can improve efficiency of a control algorithm and accuracy of simulations based on the mathematical model. z

Unit Delay1

1 BodyVelocity

1 1/gyro.freqs+1 Bandwidth

gyro.offset Noise

Fig. 6. Model of the MEMS gyroscope Rys. 6. Model żyroskopu wykonanego w technologii MEMS

Application of the MEMS gyroscopes except benefits, relates also to problems with a measurement. The gyro sensors feature: limited bandwidth, significant measurement offset and also noisy output signal. Fig. 6 presents the model of the gyro regarding the mentioned problems. A gyroscope inertia was ignored during a model linearization process and is thus also ignored in the controller structure.

However controller parameters were tuned with inertia enabled. Parameters for the gyro model illustrated in fig. 6 were taken from a manufacturer datasheet, as they require complex experiments to identify them properly.

Output signal of the gyroscope is scaled to 12-bit integer variable, to reflect an Analog to Digital Converter (ADC) resolution. The encoder attached to the motor shaft gene-

time

time

Data Store Write

Data Store Memory

Fig. 7 illustrates structure of the controller model. It is assumed, data from sensors is in a raw format, same as in registers of microcontroller. For simulations purposes the controller is fed by data from sensor models, earlier described.

The Raw2Eu block converts data to floating point format and scales to SI units. The converted sensor readings are connected as input to the 1 StateEstimator block.

GyroRead The StateEstimator block allows choose one of two etimators: simple derivative/integral and Kalman filter [11]. However, the tests showed the first one gives better results and requires less efforts on parameters optimization to estimate the model state correctly.

Difference between a set point and a current state is calculated and also limited in SetPointLimit block.

A control error feeds Controller block. An LQ (Linear Quadratic) regulator calculates control value. The value is converted into raw units and write down into PWM (Pulse Width Modulation) registers.

7. Example simulation result Stabilizing robot in an upright position is rather an easy task. The system is linearized in the equilibrium point and if a distance of the system is close enough to the upper point, the system may be treated as a linear one. Segway type robots usually have to handle two typical control problems. The first task relies on disturbance rejection.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

143

Nauka

Fig. 8. Changes of the robot position in response to appliance of the external force Rys. 8. Zmiany położenia robota w odpowiedzi na zewnętrzną siłę

Fig. 10. Robot relocation without difference limit Rys. 10. Przemieszczanie robota – sterownik bez ograniczenia uchybu

Fig. 9. Robot body angle response to external force Rys. 9. Zmiany pochylenia robota w odpowiedzi na zewnętrzną siłę

Fig. 11. Robot movement when a saturation block is applied Rys. 11. Przemieszczanie robota – sterownik z dodatkowym blokiem ograniczającym

When robot is pushed, e.g. it has to stay upright and keep its initial position. The second task relies on stable movement of the robot.

Below, two simulations are presented. In the first test, a horizontally directed disturbance force equal 30 N, was applied for 1 s to the robot body. Fig. 8 and fig. 9 illustrate results of the test.

At the beginning of the experiment, between the 3rd and 4th second, the distance of the robot from the desired value achieves approximately 2,5 m value. During the next twelve seconds the distance is minimized to value 0.

Respectively, the angle deviation of the system achieves in the 3rd second maximal value equal 20 degree and the angular position stabilizes near the 15th second of the experiment.

The second experiment simulates behavior of the robot during a simple movement without external disturbances.

The robot should change its position in a smoothly way and stop stable in a new (desired) position. The smooth movement is realized by giving a new set point. It should be taken into account, that the constructed LQ controller is as long valid, as model linearization conditions are fulfilled. If the robot angular position is too distant from the vertical position, the LQ controller stops being optimal, and the system may even become unstable. Such situation is presented in fig. 10. A big value of the linear distance error caused a large value of control and the robot swing overcrossed the space of linearization validity.

To avoid such situation the max value of the angle position error was limited by using a saturation block, so even

144

when the robot should relocate on a big distance, the too big control force does not destabilize the system. Fig. 11 shows that oscillations are significantly diminished after adding the saturation. It should be noted, when the saturation block takes active part, the LQ controller does not calculate an optimal control. To assure optimality, a changes in the LQ objective function matrix are necessary. The changes should be done in such a way, the saturation block does not have to be active during the control process. However, tuning in this way the matrix of the LQ objective function not always turned into being effective in practice.

8. Controller code generation and deployment Fig. 12 illustrates controller code generation and deployment workflow.

This model of controller created during simulations was used for code generation purposes [6]. The result of such generation consist of four parts.

Global input variables are equivalent to controller input ports. They are used by generated software and has to be read from IO drivers periodically.

Global output variables are equivalent to controller output ports. They are updated by generated software and has to be written to IO drivers, 1. Initialization function, called at program startup, allowing controller to operate with same initial conditions as during simulations, 2. Controller step function, which has to be executed periodically, with same period as during simulation.

Input and output signals are in raw, microcontroller

Fig. 13. Control algorithm step function integration Rys. 13. Integracja algorytmu sterującego z pozostałą częścią oprogramowania

7. Summary During the phase of designing the controller, many models were developed, tested and integrated in one simulation environment. The MBD approach allowed to design and to test a control algorithm without an access to the real, physically built robot. When the robot was ready and hardware drivers were tested, a final version of the software was downloaded to a target processor. Mathematical models proved to be accurate enough to realize in practice with success a stand up task and to stabilize the real robot in the upright position. Tests performed on the real object allowed further improvements, both in the plant model and in the control algorithm.

Acknowledgments The results described in this paper were partly financed from the AGH grant for Student Science Associations.

We would like also to express our gratitude for ONT – Krakow company, for giving us an access to a trial version of a software.

Fig. 12. Controller code generation and deployment workflow Rys. 12. Przebieg procesu generacji kodu i kompilacji oprogramowania sterownika

Bibliography

friendly, format. Conversion from raw values to floating point SI units is part of model, so it was easier to test is in simulations.

Fig 13 illustrates how code generated from our model was integrated with IO drivers to create complete software.

Because calculation time is not negligible, we decided to use (and model) delayed version of control loop.

1. Grasser F., D’Arrigo A., Colombi S., Rufer A.C., JOE: A Mobile, Inverted Pendulum, “IEEE Transactions On Industrial Electronics”, Vol. 49, No. 1, February 2002, 107–114.

2. Ghodssi R., Lin P., MEMS Materials and Processes Handbook. Springer, Berlin 2011.

3. Paprocki K., Mikrokontrolery STM32 w praktyce, Wydawnictwo BTC, Legionowo 2009.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

145

Nauka

4. Pauluk M., Projektowanie algorytmów sterujących w układach sterowanych napięciowo i prądowo [Designing of the control algorithms for systems controlled by voltage or current], „Pomiary Automatyka Robotyka”; 2005 Vol. 8, No. 12, 37–45.

5. Nicolescu G., Mosterman P.J., Model-Based Design for Embedded Systems (Computational Analysis, Synthesis, and Design of Dynamic Systems), CRC Press Taylor & Francis Group, USA 2010.

6. Piątek P., Marchewka D., Pauluk M., Automatyczna generacja kodu regulatora dla wbudowanego sterownika układu magnetycznej lewitacji — [Automatic code generation of embedded controller algorithm for magnetic levitation system purposes], [in:] Projektowanie, analiza i implementacja systemów czasu rzeczywistego, praca zbiorowa (red. Trybus L., Samolej S.,), Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 2011, 187–196.

7. Spong M.W., Vidyasagar M., Dynamics and Control of Robots, WNT, Warszawa 1997.

8. [www.mathworks.com].

9. [www.segway.com].

10. [www.solidworks.com].

11. Welch G., Bishop G., Course 8 – An Introduction to the Kalman Filter, University of North Carolina at Chapel Hill, Siggraph 2001.

Sterownik wbudowany robota balansującego Streszczenie: Artykuł jest podsumowaniem prac nad projektem robota balansującego typu Segway. W ramach prac zaprojektowano platformę mechaniczną, sterownik elektroniczny oraz zaimplementowano algorytm sterowania robotem. Robot wyposażony jest w cyfrowy żyroskop i silniki prądu stałego z enkoderami. Sterownik w oparciu o odczyty z czujników steruje ruchem robota równocześnie stabilizując jego położenie. Część mechaniczną projektu wykonano przy użyciu oprogramowania CAD (SolidWorks). Zbudowane modele mechaniczne zaimportowano do środowiska MATLAB/Simulink, w którym opracowano i przetestowano sterownik. W trakcie prac wykorzystano techniki projektowania w oparciu o modele (ang. Model Based Design).

Słowa kluczowe: robot balansujący, Segway, sterowanie, czas rzeczywisty, modelowanie, projektowanie oparte na modelach

Jakub Tutro, Eng. In 2011 completed first degree Studies in Automation and Robotics. Currently he is working on his Master Thesis.

Jakub has both academic and practical experience with electronic hardware design and mechatronics. He specializes in analog and mixed signal design, with emphasis on circuits applicable in real time control systems. e-mail: jakub.tutro@rainlabs.pl

Dariusz Marchewka, PhD He completed studies in Automation and Robotics at AGH University of Science and Technology in 1996. First he worked as assistant in Department of Automatics. He sucessfully defended his PhD in 2006. Since that he has worked as an assistant professor at the Department of Automatics and Biomedical Engineering on AGH University of Science and Technology. Actually his research focused on advanced real-time control algorithms of the mechatronics systems, developing of the embedded control systems. In addition, he is interested in industrial distributed control systems and mobile robots. Since 2008 he is a supervisor of the Students Team ‘INTEGRA’ e-mail: dmar@agh.edu.pl

Mariusz Pauluk, PhD In 1992 graduated from the AGH University of Science and Technology .

Since that he was working as an assistant at the AGH department of automation and robotics. In 2001 received a PhD degree in the automation and robotics area. Since that he has worked as an assistant professor at the AGH automation and biomedical engineering cathedral. His research focuses on DSP technology, algorithms for controlling in real time and model based design techniques concerning multidimensional problems described by the non-linear differential equations. e-mail: mp@agh.edu.pl

Krzysztof Wesołowski, Eng. In 2011 completed first degree Studies in Automation and Robotics. During studies he worked on mobile robots as member of the Students Science Association “INTEGRA”. Currently he is writing Master Thesis about balancing robots controller design. Since 2011 Krzysztof cooperates with Technika Obliczeniowa.

Cooperation is focused on controllers for mechatronics devices. e-mail: krzysztof.wesolowski@rainlabs.pl

146

Correction of projector’s nonlinearities in the vision based system for positioning of the workpieces on the CNC machines Marek Grudziński, Krzysztof Okarma West Pomeranian University of Technology, Szczecin

Abstract: In several last years a huge expansion of the optical measuring systems in industry and manufacturing is observed.

The most advanced systems are the 3D geometry scanning systems based on images captured by cameras. A special group of them use structural light patterns projected onto the scanning surface and observed by the cameras. An appropriate coding and analysis of images allows obtaining any information about shape and size of the scanned object in relatively short period of time.

Nevertheless, the 3D scanning accuracy strongly depends on complicated calibration process of the whole system, including a precise calculation of intrinsic and extrinsic parameters and correction of lens distortions both for camera and projector. The structural patterns emitted from the projector include gradients in a specified scale. Thus, using proper algorithms each pixel can be indexed and the precise depth map can be obtained.

Using sinusoidal fringes illuminating the scanning surface, performing the linearisation of projector’s response is necessary in order to minimize the distortions of the sinusoidal waves. The correction method turns out to be difficult since the process depends on surface fracture, colour, and reflectivity. In this paper three methods for correction of the projector’s nonlinearity will be presented. The first one assumes a model of the nonlinear characteristics created from the gradient projected on a flat surface. The second approach is based on a series of captured images of scanned object illuminated by linearly increasing light allowing creating an individual correction curve for each pixel. The last method assumes an ideal inverted gamma correction model modified by dynamically changing coefficients calculated for each pixel. The efficiency and limitations of each method depending on the configuration of the system are also discussed in the paper as well as some experimental results obtained in the experimental vision based system for positioning the workpieces on the CNC machines.

at least one camera. Using three or more cameras there is an additional requirement of the proper data fusion from the images and geometrical fitting of the particular fragments of the obtained model.

The accuracy of such scanning strongly depends on the calibration of the system and its individual components – cameras and structural light projectors [1]. During this process the extraction of the cameras’ intrinsic parameters is conducted at first allowing further correction of some distortions introduced by imperfections of the cameras’ optical system, mainly lenses. The next step of the calibration procedure is related to the extraction of the extrinsic parameters of each camera, which are typically expressed as the rotation matrix and translation vector in a common coordinate system. In our experiments such common coordinate system is directly related to the machine tool, since the exact position of the calibration pattern is known and it is the same for all cameras during the calibration of their extrinsic parameters.

The experiments discussed in this paper have been conducted using a simplified partial 3D scanning system consisting of a single camera and a single projector. The intrinsic and extrinsic parameters of both camera and projector have been determined using Bouguet’s Camera Calibration Toolbox [2] and considering the projector as an inverse camera. The calibration of the projector have been con-

Keywords: vision systems, 3D scanning, calibration, CNC machines

1. Introduction The idea of the vision based positioning of workpieces on the CNC machines is based on the 3D scanning conducted using the analysis of images captured by three cameras. Nevertheless, the 3D points cloud representing the scanned object can be obtained from the acquired images only assuming the additional extraction of the depth information. The full scan of the 3D object can be obtained if each fragment of the scanned object is visible by

Fig. 1. A black and white pattern projected by the calibrated projector onto the physical chessboard partially covered by a sheet of paper Rys. 1. Czarno-biały wzorzec wyświetlony przez skalibrowany projektor na fizyczny wzorzec w postaci szachownicy częściowo przesłonięty kartką papieru Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

147

Nauka

ducted using the point-to-point mapping of the image of the calibration pattern with projected fringe patterns using the approach described

by Zhang [3]. All the extrinsic parameters have been calculated in the global coordinate system with origin at the corner of the passive calibration pattern (in some applications the active displays can also be used [4–6]). The knowledge of the geometry of the system allows using the inverse projection in order to obtain the model of the 3D space of the table and its neighbourhood. The illustration of the obtained calibration accuracy is presented in fig. 1 acquired as the result of projection of the black and white chessboard is projected onto the surface of the scanned red and black physical chessboard (a white sheet of paper partially covering it has been used for betFig. 2. Captured images with projected fringe pattern, obtained sinusoidal signals ter visualisation of projected image). and wrapped phase plots with (left images) and without (right images) gamma This result has been obtained using correction the point-to-point mapping with full Rys. 2. Zarejestrowane obrazy z widocznym światłem strukturalnym, uzyskane sygnały camera and projector calibration but sinusoidalne oraz zwinięte mapy fazy bez korekcji (z lewej) oraz po korekcji gamma (z prawej) without any correction of projector’s nonlinearities. As can be seen some of the projected points have been obtained as a result of errors. a need of experimental determination of its value in order The verification of the scanning accuracy depending to apply the inverse correction for the projected fringe on the projector’s light characteristics has been conducted patterns. The properly determined gamma coefficient is using three colours of fringe patterns (white, red and blue) one of the most critical elements in the process of 3D projected on the table with printed various shades of scanning, especially using colour structural patterns [8]. greyscale (in particular some bright and dark regions). The Since the image captured by the camera sensor has the results obtained applying using various correction methods luminance of each pixel proportional to the intensity are discussed and compared in the further part of the of light, it can be utilized in the 3D scanning systems paper in terms of their possible applications in industrial but the light patterns captured by the camera should environment. also be linear in such sense. In the consequence, changes of brightness of the pattern should be linearly related (proportional) to the unwrapped phase of the projected 2. Influence of the projector’s pattern and object’s depth.

Assuming the ideal sinusoidal light pattern shifted by nonlinearities on the obtained a specified phase step, a locally linearly increasing phase phase and depth maps map can be generated, indexing each pixel of the image in Regardless of the accurate calibration of cameras and the range <0; 2p>. Depending on the number of periods, structural light projectors, a crucial element of the 3D repetitive fragments with phase from 0 to 2p are obtained. scanning system is proper edge detection of the binary or A combination of sinusoidal fringe patterns with binary sinusoidal pattern, which should be conducted with sub-piGray code allows unwrapping the phase map into the xel accuracy in order to obtain accurate depth information range <0; 128p>.

[7]. The photogrammetric analysis allowing further analySince the phase assignment is conducted by analysing sis of the obtained 3D points cloud representing the scanluminance changes for each pixel, any distortions of the ned object, requires the regular pattern for proper work. pattern the increments of the phase may be strongly Unfortunately, most of the available projectors are equipnonlinear, leading to significant errors of the phase as ped by their vendors with built-in gamma correction which shown in fig. 2. is correlated with the logarithmic human perception of briThe experiments discussed in the paper have been ghtness and colour changes. conducted using three methods of projector’s nonlinearity The value of the gamma coefficient is usually between correction verified on the machine vision system for the 1.8 and 2.3 but in many cases the exact value is not 3D scanning and positioning of the workpieces on the provided in the projector’s documentation. For this reason CNC machine tools built at West Pomeranian University using such projectors for photogrammetric analysis there is of Technology, Szczecin [9]. The results obtained for a flat

148

surface have been compared by analysis of the mean square error between the obtained points and fitted model of the surface. During the experiments some local errors have been computed separately for dark and bright areas of the scanned flat table. The main steps of the experiments are presented in fig. 3 presenting the non-uniformly coloured table used in our experiments without and with projected fringe patterns, wrapped phase map and the unwrapped phase map directly related to the depth. It is worth to notice that all experiments have been conducted using monochrome Basler Scout 1600-14gf cameras.

3. Methods of the projector’s nonlinearity correction 3.1. The correction curve based on the polynomial model

The first method applied for the correction of projector’s nonlinearities is based on the polynomial approximation of the characteristics. The first step of the method is the identification of the projector’s response to the linearly increasing brightness of the input signal by the analysis of the image sequence captured by the camera. The camera’s response is linear so all the nonlinearities can be interpreted as related to the projector’s characteristics.

Using a solid colour light with linearly increasing brightness in the range <0; 255> or narrower the mean luminance for each captured video frame is calculated.

Such obtained data series illustrates the exponential characteristics of the projector with some small distortions introduced by the light pulsations. Nevertheless, using more images the polynomial fitting can be applied leading to the model expressed ad the polynomial of at least 4th order. Such model scaled to the range <0; 255> contains the basic information related to the deviation of each luminance level from the corresponding set value.

Finally, such obtained correction curve can be applied for each pixel leading to the images with nearly linear characteristics allowing the proper creation of the phase map.

The projector’s responses and obtained polynomial models for the white solid light and the colour one are presented in fig. 4. The results obtained for red and blue

Raw intensity data (shifted by 20 levels for clarity) Aligned model Correction curve

Raw intensity data (shifted by 20 levels for clarity) Aligned model Correction curve

300

300

250

250

200

200

Projector’s response

Projector’s response

Fig. 3. Illustration of the consecutive steps from the captured image with fringe patterns by the wrapped phase map to the unwrapped phase map Rys. 3. Ilustracja kolejnych kroków skanowania od rejestracji obrazu z oświetleniem strukturalnym, przez zwiniętą mapę fazy do rozwiniętej mapy fazy

150 100 50 0 −50 0

150 100 50 0

50

100

150

intensity

200

250

300

−50 0

50

100

150

intensity

200

250

300

Fig. 4. Polynomial models and the fitting curves obtained for the white and colour light Rys. 4. Modele wielomianowe oraz dopasowane krzywe uzyskane dla światła białego i kolorowego

light are very similar so only the results obtained for blue light are presented. Observing the achieved results smaller value if the gamma coefficient for the colour light can be easily observed (as more flattened curves). The obtained projector’s response curves are shifted down by 20 levels for a better visualisation.

3.2. The inverse correction with variable gamma coefficient

The second method proposed in the paper is based on the separate identification of the gamma model for each pixel of the image and can be applied assuming fixed geometrical configuration of the camera and projector.

Such approach can be useful for the scenes containing the objects reflecting the light in different ways, so the correction procedure should be independent on the types of the scanned surfaces, their colour and structure.

The first step of the experiments conducted by the authors is the projection of the solid light with three specified intensities: minimum IMIN, maximum IMAX and their mean value IAVG and capturing the respective images by the camera. As the result three luminance maps for the specified light intensities are obtained. The mathematical model of the gamma correction used in this method can be expressed as:

I = (I MAX

γ

 I − I MIN  − I MIN ) ⋅  0 + I MIN ,  I MAX − I MIN 

(1)

where I0 denotes the set value of the intensity and I is the corrected luminance. Using this model the gamma coefficient can be determined for each pixel with (m, n) coordinates as: Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

149

Nauka

 I (m, n ) − I min (m, n )  log  avg  I max (m, n ) − I min (m, n )  γ (m, n ) = .  I AVG − I MIN  log   I MAX − I MIN 

1

(2)

Acquired images Imin(m, n) and Imax(m, n) determine the range of the gamma coefficient for each pixel and the image Iavg(m, n) determines the convexity of the gamma curve dependent on the local value of g(m, n) for each pixel.

The next step of the algorithm is the appropriate correction of the pixels’ luminance using the inverse model of gamma correction according to: 1

I cor (m, n ) = I img (m, n ) − I min (m, n ) γ (m ,n ) ⋅

1 1− ⋅ [I max (m, n ) − I min (m, n )] γ (m ,n ) ,

(3)

where Iimg is the image being corrected and Icor denotes the image obtained after correction.

3.3. Correction of the projected images

The last of the proposed methods is based on the modification of the source images instead of the correction of the images acquired by the cameras. It is assumed that the knowledge of the gamma coefficient the sinusoidal pattern can be appropriately modified in order to obtain the desired linear changes as the result of the projection. sinus(X) signal sinus(X) signal after correction

pixel’s intensity

250 200 150 100 50 0 100

105

110

115

120

125

130

135

projected image pixels along X dimension

140

145

150

Fig. 5. Sinusoidal signal obtained after correction compared to the original one Rys. 5. Sygnał sinusoidalny uzyskany po korekcji w porównaniu do sygnału oryginalnego

This method, similarly as the first one, requires the initial calculation of the gamma coefficient’s value, which can be conducted using the algorithm discussed above assuming the mean value of the gamma coefficients ( γ ) from all pixels except the values from the range <1.05, 1.5> representing very dark pixels or being the effect of noise. The m-th column of the corrected image generated for the projection can be expressed as:

150

(I (m ) − I MIN )γ ⋅ cos m + f , I cor (m ) = ( ) 1 (I MAX − I MIN )γ −1

(4)

where f denotes the phase shift and m = 0…128p.

The images acquired by the camera representing the objects with such corrected fringe patterns do not require any further corrections and may be used further for determining the phase map. The illustration of the corrected sinusoidal signal for a fragment of the column is presented in fig. 5.

4. The experimental results The results of the conducted experiments have confirmed the significant influence of the projector’s nonlinearity and its correction method on the accuracy of the 3D scanning.

Depending on the chosen light colour, even 5 times lower error for the flat surface has been obtained. Nevertheless, the results can also be dependent on some local errors related to the improperly located phase map transitions.

Fig. 6 illustrates the scanned fragment of the flat surface before and after applying the proposed correction of projector’s nonlinearity. The waving phase deformations visible in the left image result from the distortions of the phase map, which are much smaller using the proposed correction.

The comparison of the discussed correction methods has been performed experimentally by scanning the flat surface with non-uniform brightness and colours and choosing two regions: bright and dark. The 3D scanning procedure for each region has been conducted using three colours of light: red, blue and white using the sinusoidal pattern. Each scanning process has been repeated 5 times and the results have been averaged. The gamma coefficients obtained for red and blue light are much smaller (g = 1.32) than for the white light (g = 1.85), so the projector’s response is much more linear for colour patterns as supposed considering the white light as the combination of three basic RGB lights.

The results achieved using the increasing red light have been unstable causing the significant distortions in the obtained projector’s characteristics. Regardless

Fig. 6. Illustration of obtained results without any corrections (left image) and after the nonlinearity correction (right image) – depth changes are zoomed 10 times for better visibility Rys. 6. Ilustracja uzyskanych wyników bez korekcji (z lewej) oraz po korekcji nieliniowości (z prawej) – zmiana głębokości została 10-krotnie powiększona dla poprawy czytelności

of the fitting of the correction model the mean square error values differ significantly, probably as the effect of too strong interferences with the ambient light. Much better results have been obtained for the blue light.

An interesting observation is related to slightly more accurate scanning of the dark regions than the bright ones regardless of the used method of nonlinearity correction.

The results achieved for the blue light turned out to be the most similar in each experiment.

The application of the white light has also led to comparable mean squared errors despite of the strong nonlinearity. The best results have been obtained for the direct correction of the projected images but two other methods have also caused the significant decrease of the error.

mean square error for each region

0.06 white light, bright region white light, dark region blue light, bright region blue light, dark region red light, bright region red light, dark region

0.05

0.04

0.03

0.02

0.01

0

1

2

3

correction method [1−4]

4

Fig. 7. Comparison of the mean square errors obtained for different regions of the scanned surface with indicated minimum, average and maximum error obtained for each method in 5 independent experiments Rys. 7. Porównanie błędów średniokwadratowych dla różnych fragmentów skanowanej powierzchni (zaznaczono wartości błędu: minimalną, średnią oraz maksymalną) uzyskanych poszczególnymi metodami dla 5 niezależnych eksperymentów

mean square error for the whole surface

white light blue light red light

0.04 0.035 0.03 0.025 0.02 0.015 0.01 0.005 0

1

Fig. 9. The table with non-uniform brightness utilized in our experiments and obtained error map Rys. 9. Tablica z nierównomiernym rozkładem jasności wykorzystywana w eksperymentach oraz uzyskana mapa błędu

The application of the white light causes significant errors, which can be significantly reduced only using the third correction method. Nevertheless, the application of the blue light always leads to better results. An interesting observation is also the increase of error for the red light after the correction. The first two correction methods introduce errors related to the position of some points in the 3D space so the changes of local error level are higher.

These errors can be caused by the sensitivity of the two discussed postcorrection methods to the noise which may be present in the captured images. As shown in the error map (fig. 9) the highest errors are obtained for the dark areas of the table and in the place of physical deformation of the scanned table.

5. Summary

0.05 0.045

fitting of the surface model to the points cloud using 64 regions of size 20 mm × 20 mm. Due to the local fitting the influence of some potential irregularities of the physical surface should be minimized. The obtained results as the average values of 64 local mean squared errors are presented in fig. 8. The table used in all experiments and the obtained error map are presented in fig. 9.

2

3

correction method [1−4]

4

Fig. 8. Comparison of the mean square errors obtained for the whole surface (average values from 5 experiments) Rys. 8. Porównanie błędów średniokwadratowych uzyskanych dla całej powierzchni (wartości średnie z 5 eksperymentów)

The illustration of the obtained results is presented in fig. 7, where the advantages of the third correction method (direct correction of projected images) for the blue light can be easy observed. The numbers of the correction method denote: 1 – polynomial fitting, 2 – inverse correction with variable gamma coefficient, 3 – correction of projected images, 4 – no correction.

The other experiments have been conducted for the whole flat table of size 160 mm × 160 mm with local

Correction of the projector’s nonlinearity influencing the accuracy of the 3D scanning in the discussed vision system for positioning the workpieces on the CNC machines should be conducted using the direct correction of projected images gamma coefficients. The best results can be obtained using the blue patterns, similarly as in some commercial systems such as e.g. ATOS scanner developed by GOM company. In the laboratory conditions the blue light is relatively least sensitive to external light (e.g. infra-red) and bright enough as well. For the strong ambient light conditions the white patterns can also be used.

In the further work the verification of the complete scanning accuracy is planned, which requires the proper fusion of 3D data acquired from three cameras as well as the filtering of some undesired points, which may appear in the cloud representing the scanned object as result of some errors.

Acknowledgements This work was done partially under the Polish Ministry of Science and Higher Education grant no. N502 147238 The use of video techniques for positioning workpieces on CNC machine tools; Contract No. 1472/B/T02/2010/38.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

151

Nauka

Bibliography 1. Komagata H., Ishii I., Takahashi A., Wakatsuki D., Imai H., A Geometric Method for Calibration of Internal Camera of Fish-Eye Lenses, “Systems and Computers in Japan”, Vol. 38, No. 12, 2007, 55–65.

2. Bouguet J.-Y., Camera Calibration Toolbox for MATLAB, 2005, [www.vision.caltech.edu/bouguetj/ calib_doc].

3. Zhang S., High-resolution, real-time 3-D shape measurement, PhD thesis, Stony Brook University, 2005.

4. Funk N., Yang Y.-H., Using a Raster Display for Photometric Stereo, Proc. 4th Canadian Conf. Computer and Robot Vision, Montreal, 2007, 201–207.

5. Mazurek P., Mobile System for the Estimation of Internal Parameters of Distributed Cameras, “Pomiary Automatyka Kontrola”, Vol. 56, No. 11, 2010, 1356– 1358.

6. Zhan Z., Camera Calibration Based on Liquid Crystal Display (LCD), The International Archives of the Photogrammetry, Remote Sensing and Spatial Information Sciences, Vol. XXXVII, Part B3b, 2008.

7. Okarma K., Grudziński M., Poprawa dokładności detekcji krawędzi dla systemów skanowania 3D opartych na projekcji wzorców prążkowych, „Pomiary Automatyka Kontrola”, Vol. 57, No. 7, 2011, 721–725 (in Polish).

8. Zhang Z., Guo T., Absolute Phase Measurement Based on Combining Binary Color-Code and Phase-Shift Light Projection, Proc. Int. Conf. Advanced Phase Measurement Methods in Optics and Imaging (AIP), Monte Verita, Ascona, Italy, Vol. 1236, 2010, 427–432.

9. Domek S., Dworak P., Grudziński M., Okarma K., Pajor M., Układ wizyjny do skanowania geometrii i pozycjonowania przedmiotu obrabianego na obrabiarce CNC, „Modelowanie Inżynierskie”, Vol. 10, No. 41, 2011, 39-48 (in Polish).

Korekcja nieliniowości projektorów w wizyjnym systemie pozycjonowania przedmiotów obrabianych na obrabiarkach sterowanych numerycznie Streszczenie: W ciągu ostatnich kilku lat obserwuje się znaczną ekspansję optycznych systemów pomiarowych w zastosowaniach przemysłowych. Jednymi z najbardziej zaawansowanych są systemy skanowania trójwymiarowego oparte na analizie obrazów zarejestrowanych przez kamery. Szczególną grupę tych metod stanowią algorytmy wykorzystujące oświetlenie strukturalne skanowanej powierzchni znajdującej się w polu widzenia kamery. Stosując odpowiednie kodowanie i algorytmy analizy obrazów możliwe jest pozyskanie informacji dotyczących kształtu i wymiarów skanowanych obiektów w stosunkowo krótkim czasie. Jednakże dokładność skanowania jest silnie uzależniona od złożonego procesu kalibracji całego systemu, włącznie z dokładną kalibracją parametrów wewnętrznych i zewnętrznych oraz korekcją zniekształceń układów optycznych zarówno kamer, jak również projektorów. Wzorce strukturalne wyświetlane przez projektory mają charakter gradientowy dla ustalonej

152

skali, co pozwala na odpowiednie indeksowanie każdego piksela i precyzyjne odtworzenie map głębokości. Zakładając wykorzystanie wzorców sinusoidalnych rzutowanych na skanowaną powierzchnię, konieczna jest linearyzacja odpowiedzi projektorów w celu minimalizacji zniekształceń kształtu sinusoidy. Dobór metody korekcji nie jest jednak oczywisty ze względu na zależność od gładkości, koloru czy też połyskliwości powierzchni.

W artykule zaprezentowano trzy metody korekcji nieliniowości charakterystyk projektorów. Pierwsza z nich wykorzystuje model charakterystyki projektora utworzony na podstawie obserwacji światła gradientowego na płaskiej powierzchni. Druga metoda jest oparta na serii zdjęć pozyskanych dla liniowo narastającego natężenia światła, co pozwala na stworzenie niezależnej krzywej korekcji dla każdego piksela. Ostatnia z metod wykorzystuje model idealnej odwrotnej charakterystyki gamma modyfikowany przez zmienne współczynniki wyznaczane w sposób dynamiczny dla każdego piksela. W pracy porównano również efektywność i ograniczenia każdej z metod w zależności od konfiguracji systemu, jak również przedstawiono wyniki eksperymentalne uzyskane z wykorzystaniem prototypowego wizyjnego systemu pozycjonowania przedmiotów obrabianych na obrabiarkach CNC. Słowa kluczowe: systemy wizyjne, skanowanie 3D, kalibracja, obrabiarki sterowane numerycznie

Marek Grudziński, MSc Eng. Graduated in automation and robotics from West Pomeranian University of Technology, Szczecin, Faculty of Electrical Engineering. His scientific interests include mechatronics and automation, especially manufacturing systems, applications of vision based methods and photogrammetry. He is a co-author of several scientific publications and currently is a PhD student at the Faculty of Mechanical Engineering and Mechatronics. e-mail: marek.grudzinski@zut.edu.pl Krzysztof Okarma, PhD Eng. Assistant Professor in the Department of Signal Processing and Multimedia Engineering, West Pomeranian University of Technology, Szczecin. Graduated from Faculty of Electrical Engineering (1999) and Computer Science (2001), received his Doctor of Technical Sciences degree (2003) from Faculty of Electrical Engineering, where he is the Deputy Dean for educational affairs.

Author of over 130 publications related to signal and image processing and analysis. e-mail: okarma@zut.edu.pl

Analiza wybranych właściwości metrologicznych mikrometrów laserowych Jerzy Mąkowski

Streszczenie: Przedstawiona analiza wybranych parametrów metrologicznych mikrometrów laserowych stanowi wstęp do dalszych artykułów omawiających zasadę optycznych pomiarów bezdotykowych. Na podstawie pomiarów kontrolnych wybranego mikrometru laserowego omówiono możliwości pomiarowe tych urządzeń oraz wskazano na ograniczenia w zakresie zmniejszania niepewności pomiaru. Pokazano występującą często niezgodność między podawanymi przez producentów rozdzielczościami a rzeczywistymi parametrami.

Słowa kluczowe: mikrometr laserowy, rozdzielczość, zasada pomiaru

1. Wstęp W wielu procesach produkcyjnych stosowane są mikrometry laserowe. Pomiary realizowane są w sposób ciągły, co pozwala na bieżącą kontrolę wykonywanych detali. Opisy urządzeń pomiarowych podają niejednoznaczne informacje o parametrach metrologicznych. Sytuacja taka wskazuje na celowość dokonania pomiarów kontrolnych i analizę uzyskanych rezultatów. W omawianych badaniach wykorzystano mikrometr laserowy stosowany w produkcyjnym laboratorium metrologicznym. Analizowany problem nie dotyczy konkretnego urządzenia ani konkretnego producenta mikrometrów, lecz stosowanego powszechnie sposobu pomiaru. Zagadnienie sprowadza się do porównania informacji o możliwościach pomiarowych mikrometru z uzyskanymi wynikami. Analizując mikrometry laserowe należy uwzględniać przejście od mechaniki klasycznej do mechaniki kwantowej. Należy uwzględniać wzajemne oddziaływanie przyrządu pomiarowego i badanego obiektu.

Mamy tu do czynienia z zaburzeniami układów falowych na powierzchni wałka. W przykładzie podanym w [1] (str.

47) omawiane jest zastosowanie mikroskopu. Logikę zaprezentowanego rozwiązania można porównywać z pomiarami bezdotykowymi. Korzystając z podstaw teoretycznych procesu poznania w metrologii [1] oraz z podstaw fizycznych dotyczących wiązki laserowej, a także teorii zjawisk optycznych, można opracować nowe podejście do pomiarów bezdotykowych.

2. Terminologia metrologicznych właściwości narzędzi pomiarowych Analizując przyrząd pomiarowy, należy zbadać czy zastosowane rozwiązanie zawiera cechy opisane w [2, 4].

A – zasada pomiaru – naukowa podstawa pomiaru.

B – metoda pomiarowa – logiczny ciąg wykonywanych podczas pomiaru operacji opisanych w sposób ogólny.

C – procedura pomiarowa – zbiór operacji opisanych w sposób szczegółowy i realizowanych podczas wykonywania pomiarów zgodnie z daną metodą.

Prawidłowo opracowana zasada pomiaru powinna umożliwić rezygnację z systematycznego wzorcowania przyrządu. Brak dokładnie opisanej dowolnej cechy stwarza niejasności i powoduje powstawanie niezdefiniowanych błędów przypadkowych. Równie ważnym jest poprawne określenie właściwości narzędzi pomiarowych. Zawierają one podstawowe pojęcia stosowane często w sposób niepoprawny jako synonimy.

Pierwszym z nich jest pojęcie zdolności rozdzielczej procesu pomiarowego. W praktyce zdarza się mylne uznawanie tej wielkości jako powtarzalność lub dokładność.

Rozdzielczość wskazań w przyrządach wskazówkowych poprawia się przez stosowanie dodatkowych układów optycznych przy odczycie. Przyrządy elektroniczne mają dodatkowe wzmacniacze sygnału pomiarowego. Stosowanie dużych wzmocnień sygnału bez uwzględniania technologii pomiaru prowadzi w praktyce do uzyskiwania pozornych korzyści. Przyjęta w instrukcji przyrządu pomiarowego rozdzielczość stanowi warunek konieczny, lecz niewystarczający do poprawnego działania. Prawidłowo zaprojektowany przyrząd powinien mieć rozdzielczość odpowiednią do pełnionych zadań. Zgodnie z [3], „Rozdzielczość powinna być taka, aby wskazania uzyskiwane przy pomiarze w stanie ustalonym zmieniały się bardzo niewiele”. W [4] przyjęto – rozdzielczość – „najmniejsza różnica wskazania urządzenia wskazującego, która może być zauważona w wyraźny sposób”. W uwagach [4 p.5.12] podano „Dla cyfrowego urządzenia wskazującego jest to różnica wskazań odpowiadająca zmianie o jednostkę najmniej znaczącej cyfry”. Wynika z tego konieczność określenia położenia tej cyfry. Nie można przyjmować pozycji wskazującej nieustaloną wartość, czyli zmiennej w czasie odczytu.

Drugi termin to powtarzalność. Pojęcie to odnosi się zarówno do wyników pomiarów, jak i do przyrządu pomiarowego. Często w opisach przyrządów sugeruje się, że rozdzielczość odpowiada powtarzalności, a nawet niepewności pomiaru. Zgodnie z [3] należy przyjąć „Właściwość charakteryzująca zdolność przyrządu pomiarowego do wskazywania tej samej wartości mierzonej bez uwzględniania błędów systematycznych związanych ze „zmiennością wskazań” jest określona w dokumencie OIML [3 str. 73] jako powtarzalność”. Zgodnie z [4] – powtarzalność – to „stopień zgodności wyników kolejnych pomiarów tej samej wielkości mierzonej, wykonywanych w tych samych warunkach pomiarowych”. „Powtarzalność można wyrażać ilościowo za pomocą charakterystyk rozrzutu wyników”. Należy zwrócić uwagę na słowo „można”. Omawiane pojęcie nie jest jednoznacznie określone. Podane określenia pozwalają na uznanie za stopień powtarzalności ostatnie miejsce odczyPomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

153

Nauka

tanych wartości, które jest niezmienne w zbiorze wyników.

Dodatkowym pojęciem jest odtwarzalność, będąca odpowiednikiem powtarzalności, lecz dla zbiorów wykonanych przez różne osoby lub na różnych urządzeniach.

Kolejne pojęcie to niepewność pomiarów. Pojęcie to zostało dokładnie omówione w [5].

Obecna analiza mikrometrów laserowych sprowadzi się do badania rozdzielczości i powtarzalności.

3. Zasada działania mikrometrów laserowych Znane mikrometry laserowe pracują zgodnie ze schematem podanym na rys.1

Rys. 1. Idea pomiaru mikrometrem laserowym Fig. 1. Idea of measuring with laser micrometer

System pomiarowy (rys. 1) zbudowany jest z zespołu nadajnika (1), zespołu odbiornika (2) i układu obliczającego wynik (nieuwzględnionego na rysunku). Podstawowe elementy zespołu nadajnika to: laser półprzewodnikowy, obrotowe lustro wielokątne (pryzma wielościenna), soczewka kondensora. Zadaniem tego zespołu jest równoległe przesyłanie wiązki światła laserowego przez obszar mierzonego wałka w kierunku zespołu odbiornika. Podstawowe elementy zespołu odbiornika to: soczewka kolimatora, detektor (element fotoelektryczny), wzmacniacz. Zadaniem tego zespołu jest skupienie uzyskanej wiązki światła na detektorze i przesłanie sygnału do układu obliczającego wartość wymiaru. Sposób pomiaru polega na wyznaczeniu czasu przysłonięcia wiązki światła laserowego przez mierzony przedmiot. Rejestrując napięcie uzyskiwane na detektorze pomiarowym, otrzymuje się wykres pokazany na rys.

2. Światło laserowe, padając na krawędź mierzonego wałka, zgodnie z prawami fizyki musi ulegać dyfrakcji. Teoretycznie powinniśmy uzyskać wykres zaznaczony linią kropkową. Dokładne odczytanie zawartych tam informacji jest kłopotliwe. Stosowane są więc zabiegi techniczne (obecnie nie będą omawiane) pozwalające na uzyskanie wykresu narysowanego linią ciągłą. Na podstawie tak przetworzonych informacji określane jest (zgodnie z algorytmem producenta) położenie punktów pomiarowych A i B. Kolejnym etapem jest wyznaczenie czasu przebiegu światła między tymi punktami. Znając czas przysłonięcia, należy odnieść go do wartości średnicy w milimetrach. Jak widać, w mikrometrach laserowych nie określono zasady pomiaru. Nie istnieje opracowanie naukowe przyporządkowujące określone zjawisko fizyczne do zastosowanej metody pomiarowej.

Proces przysłaniania nie stanowi zjawiska fizycznego. Dokonany pomiar wartości czasu przysłonięcia wiązki światła przez mierzony wałek nie mówi nic o jego średnicy. Podsta-

154

Rys. 2. Idea metody pomiarowej Fig. 2. Idea of measuring metod

wą pomiaru jest wartość czasu przysłonięcia uzyskana na wałku wzorcowym. Otrzymujemy wówczas możliwość porównania czasu przysłonięcia uzyskanego w procesie wzorcowania przyrządu z czasem przysłonięcia uzyskanym w procesie pomiaru. Rozwiązanie takie wprowadza, poza błędami wynikającymi z konstrukcji urządzenia (geometria zwierciadeł, położenie i bicie osi obrotu, położenie wałka), dodatkowe błędy związane z wartością wymiaru wzorca i błędami procesu wzorcowania.

Realizacja pomiaru wymaga więc kalibrowania urządzenia. W tym celu stosowane są elementy wzorcowe, najczęściej sprawdzone przez producenta urządzenia. Użytkownicy mikrometru powinni, w określonych przez producenta odstępach czasu, uzyskiwać świadectwa kalibracji dla stosowanych wzorców. Po przeprowadzeniu kalibracji wzorcem (np. wałkiem Φ0,9987 mm – podana wartość została zaczerpnięta z konkretnego świadectwa wzorcowania) ustalany jest czas przysłonięcia dla tego elementu i następnie zgodnie z algorytmem zakodowanym w systemie pomiarowym następuje porównanie tego czasu z czasami uzyskiwanymi dla elementów mierzonych.

4. Eksperymenty pomiarowe Z punktu widzenia metrologii ważna jest rozdzielczość urządzenia. W dostępnych instrukcjach obsługi spotykamy się z określeniem „rozdzielczość (do wyboru) 0,01 mm – 100 mm”. Rozwiązanie takie świadczy o braku powiązań rozdzielczości z rzeczywistymi cechami konstrukcyjnymi przyrządu. Dla podanej wyżej wartości średnicy wzorca ostatnią cyfrą znaczącą jest dziesiąta część mikrometra. Zapisy cyfrowe wartości mierzonych wielkości zawierają kilkanaście miejsc znaczących. Odcinanie ich w dowolny sposób nie powinno poprawiać niepewności pomiaru.

Poszukując związku pomiędzy ustawioną rozdzielczością i wynikami pomiaru wykonano dwa cykle pomiarowe. Mierzono wałek o średnicy nominalnej 2,5 mm. Ustawiono (zgodnie z instrukcją) rozdzielczość 0,01 mm. Dla zastosowanego przyrządu podano w instrukcji „precyzję powtarzalności (2s) ±0,05 mm”. Wymienione określenie nie ma

uzasadnienia w znanych pojęciach normatywnych. Można przyjąć podaną wartość jako rozrzut wyników na poziomie 2s. Wszystkie pomiary wykonywano w laboratorium o temperaturze stabilizowanej (20 ±0,5 °C). Poniżej zestawiono wyniki dwóch serii pomiarowych po 512 odczytów realizowanych w cyklach automatycznych. Między seriami nastąpiła przerwa ok. 10 s. Wałek mierzony zajmował stałą pozycję.

Uzyskane wyniki posortowano według wartości i ich fragment zamieszczono w tab. 1.

Tab. 1. Fragment wyników pomiarów wałka Φ2,5 mm Tab. 1. Extract of results of measuring cylinder 2.5 mm L.p.

Średnic (mm)

Liczba wyników seria 1

Liczba wyników seria 2

Suma wyników (seria1+seria2)

001

2,50373

3

1

4

002

2,50374

brak wartości

brak wartości

brak wartości

003

2,50375

brak wartości

brak wartości

brak wartości

004

2,50376

brak wartości

brak wartości

brak wartości

005

2,50377

brak wartości

brak wartości

brak wartości

006

2,50378

brak wartości

brak wartości

brak wartości

007

2,50379

brak wartości

brak wartości

brak wartości

008

2,50380

10

11

21

009

2,50381

brak wartości

brak wartości

brak wartości

010

2,50382

brak wartości

brak wartości

brak wartości

011

2,50383

brak wartości

brak wartości

brak wartości

012

2,50384

brak wartości

brak wartości

brak wartości

013

2,50385

brak wartości

brak wartości

brak wartości

014

2,50386

brak wartości

brak wartości

brak wartości

015

2,50387

15

13

28

016

2,50388

brak wartości

brak wartości

brak wartości

017

2,50389

brak wartości

brak wartości

brak wartości

018

2,50390

brak wartości

brak wartości

brak wartości

019

2,50391

brak wartości

brak wartości

brak wartości

020

2,50392

brak wartości

brak wartości

brak wartości

021

2,50393

brak wartości

brak wartości

brak wartości

022

2,50394

10

16

26

023

2,50395

brak wartości

brak wartości

brak wartości

Tab. 2. Zestawienie wyników pomiarów wałka Φ2,5 mm Tab. 2. Comparison of results of cylinder measuring 2.5 mm L.p.

Treść

Seria 1 (mm)

Seria 2 (mm)

1

Wartość minimalna

2,50373

2,50373

2

Wartość maksymalna

2,50541

2,50541

3

Różnica

0,00169

0,00169

4

Wartość serii

2,50462

2,50462

5

Wartość średnia po 50 pomiarach

2,50461

2,50464

200 pomiarach

2,50462

2,50462

250 pomiarach

2,50462

2,50462

300 pomiarach

2,50462

2,50462

350 pomiarach

2,50462

2,50461

400 pomiarach

2,50463

2,50461

450 pomiarach

2,50462

2,50462

500 pomiarach

2,50462

2,50462

512 pomiarach

2,50462

2,50462

Odchylenie standardowe z próby (niepewność standardowa pojedynczej obserwacji)

3,8007‧10-4

3,8453‧10-4

6

średnia

z

Rozrzut wyników wyniósł 0,00169 mm (od 2,50373 mm do 2,50541 mm). Wyniki pomiarów rejestrowane z rozdzielczością 0,01 μm powinny dla otrzymanego zakresu rozrzutu wystąpić na ok. 160 pozycjach. System pomiarowy zarejestrował wartości tylko dla 25 pozycji. W tab.1 podano fragment obejmujący obszar od 2,50373 mm do 2,50395 mm.

Zastanawiające jest występowanie odczytanych wartości tylko w ściśle określonych miejscach. Odstęp między poszczególnymi wartościami wynosi 0,07 μm. Uzyskany rezultat nie ma związku z przyjętą rozdzielczością. Zgodnie z [5] „metodę typu A obliczania niepewności standardowej stosuje się wtedy, gdy istnieje możliwość przeprowadzenia w identycznych warunkach pomiarowych wielu niezależnych obserwacji jednej z wielkości wejściowych. Jeżeli rozdzielczość procesu pomiarowego jest wystarczająca, otrzymane wyniki charakteryzuje zauważalny rozrzut”. Uwaga dotycząca punktu 3.2.2. [5] za małą liczbę obserwacji przyjmuje się n<10. Każdą większą liczbę obserwacji należy więc uznać za wystarczającą. Pomiary wykonane dla 512 obserwacji należy więc uznać za wiarygodne dla obliczania niepewności metodą A. Obliczono wartości średnie z pomiarów uzyskiwane dla różnej liczby obserwacji, co pokazano w tab. 2.

W opracowaniu [6] podano „Wydaje się, że duże serie pomiarów (n > 30), można zalecać głównie wtedy, gdy celem badania jest wyznaczenia tzw. połączonego odchylePomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

155

Nauka

nia standardowego sp(X) (w oryginale przewodnika ISO: pooled experimental standard deviation), które będzie potem uznawane za znaną niepewność pojedynczej obserwacji przy prowadzeniu podobnych pomiarów w takich samych warunkach.” Korzystając z [6] należy stwierdzić „Wykonywanie serii pomiarów ma sens jedynie wtedy, gdy błędy przypadkowe są istotnie większe od rozdzielczości przyrządu pomiarowego i rzeczywiście podczas pomiarów obserwuje się zmienność wyników”. Dodatkowo opracowano wykresy rozkładu wyników pomiarów dla obu serii, co przedstawiono na rys. 3 Linia czerwona (rys. 3) wyznacza położenie wartości średniej, natomiast kropki oznaczają odczytane wartości.

Rys. 3. Rozkłady wyników pomiarów z poszczególnych serii Fig. 3. Schedule of measuring results of individual series

5. Parametry mikrometrów laserowych Parametry mikrometrów laserowych są podawane w sposób niejednoznaczny. Producenci nie stosują jednolitego słownictwa np. wg [4]. W tab. 3 podano wybrane parametry mikrometrów laserowych kilku producentów. Niektórzy stosują określenie „dokładność”. Nie wiadomo, czy traktować to jako niepewność czy jako powtarzalność. Oba te określenia podano w kolumnie „powtarzalność”.

We wszystkich znanych mikrometrach laserowych stosowane są te same sposoby pomiaru. Podane parametry wskazują na różne traktowanie rzeczywistych możliwości metody pomiaru.

6. Wnioski z przeprowadzonych eksperymentów Na podstawie podanych założeń teoretycznych oraz tab. 2. i rys. 3. można określić następujące wnioski: – stosowane mikrometry laserowe nie mają określonej zasady pomiaru tzn. nie jest określona naukowa podsta-

156

Tab. 3. Wybrane parametry mikrometrów laserowych Tab. 3. Selected parameters of laser micrometers

L.p.

Typ mikrometru

Kraj

Rozdzielczość Powtarzalność (μm) (μm)

1

LBM-40

Niemcy

0,25

1,0

2

LSM-902

Japonia

0,01

±0,05

3

LDM-302H

Japonia

0,1

±1,0

4

XLS40

Włochy

0,01

±0,1

5

LDM-D10T

Chiny

Brak danych

±1,0

6

Seria 1200

Niemcy

Brak danych

±0,1

7

TLaser 122

USA

0,125

±2,5

8

MMS34E

USA

Brak danych

3,0

9

ODC 2500-35

USA

< 1,0

< 3,0

wa pomiaru (zjawisko fizyczne i jego zastosowanie praktyczne), – wyniki dla serii 512 pomiarów nie mają charakteru rozkładu normalnego, – uzyskana w wyniku obliczeń wartość średnia nie została zarejestrowana w serii pomiarów, – uzyskane w obu seriach wartości średnie dla różnej liczby pomiarów (tab. 2) są identyczne na poziomie dziesiątych części mikrometra, – uzyskano niepewność standardową pojedynczej obserwacji ±0,4 μm, – wzorce do kalibrowania urządzeń pomiarowych posiadają wymiary określone na poziomie dziesiątych części mikrometra (np. 0,9987 mm), – określanie wartości średnicy na poziomie setnych części mikrometra nie można uznać za poprawne, na podstawie przeprowadzonych pomiarów można przyjąć rozdzielczość zastosowanego przyrządu na poziomie 20 % uzyskanego rozrzutu wyników, czyli 0,34 μm.

Przedstawiona analiza pomiarów wskazuje na potrzebę poszukiwania przyczyn uniemożliwiających uzyskiwanie dowolnych wartości w obszarze rozrzutu wyników oraz nieuzyskiwanie rozkładu normalnego. Podstawowym błędem stosowanym przy tych systemach pomiarowych jest brak określenia zasady pomiaru. Mamy wówczas do czynienia z eksperymentalnym formułowaniem systemu pomiarowego bez możliwości teoretycznego sprawdzenia jego słuszności. W pracy [3] czytamy „Statystyczne modele błędów należy przyjąć jako podstawę rozważań wtedy, gdy ma być badany skomplikowany obiekt, podlegający oddziaływaniu wielu wielkości wpływających, i gdy – z powodów technicznych, fizycznych, ekonomicznych lub czasowych – nie ma możliwości określenia deterministycznych właściwości obiektu oraz wielkości wpływających. Niekompletny obiekt jest więc opisywany przez pewien niekompletny model”. Przedstawione wyniki oraz wnioski wskazują na brak możliwości zmniejszenia niepewności pomiarów mikrometrami laserowymi. Powiększanie liczby odczy-

tów prowadzi do rozwiązań teoretycznych, czyli nieskończonej ilości pomiarów. Zastosowania praktyczne nie pozwalają na takie postępowanie. Mimo setek pomiarów, nie uzyskuje się rozkładów normalnych. Równocześnie nie istnieje możliwość korzystania z tych przyrządów bez obliczania wartości średniej z minimum 200 pomiarów. Mikrometry laserowe są doskonałymi przyrządami gdy korzystamy z nich przy niepewności ok. ±0,5 μm. Rozwój bezdotykowych pomiarów optycznych wymaga dokładnego opracowania zasady pomiaru. Problem ten zostanie omówiony w następnym artykule.

Bibliografia 1. Borzykowski J. (red.), Współczesna metrologia Zagadnienia wybrane, Wydawnictwa Naukowo-Techniczne, Warszawa 2007.

2. Dusza J., Gortat G., Leśniewski A., Podstawy miernictwa, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2002.

3. Sydenham P.H., Podręcznik metrologii podstawy teoretyczne, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa 1988.

4. Międzynarodowy Słownik Podstawowych i Ogólnych Terminów Metrologii (wyd. polskie), GUM 1996.

5. Dokument EA-4/02, Wyrażanie niepewności pomiaru przy wzorcowaniu, GUM 2001.

6. Arendarski J., Niepewność pomiarów, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2006.

Analysis of selected properties of metrological laser micrometers Abstract: This analysis of selected properties of metrological laser micrometers is an introduction to further articles in which principles of optical touchless measuring would be discussed.

Basing on control measuring of a selected laser micrometer, measuring possibilities of these units have been discussed, also some restrictions concerning limitation of uncertainty of measuring have been indicated. Frequently appearing discrepancy between resolutions, presented by the producers, and real capabilities have been shown.

Keywords: laser micrometer, resolution, principle of measurement

mgr inż. Jerzy Mąkowski Absolwent Politechniki Warszawskiej Wydziału Mechaniki Precyzyjnej (obecnie Mechatroniki), projektant systemów zarządzania w przemyśle.

Obecnie bada bezdotykowe optyczne metody pomiarowe w Instytucie Metrologii i Systemów Biomedycznych Politechniki Warszawskiej. e-mail: jurek.mako@wp.pl

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

157

Wydarzenia Relacje

SUMOMANIA 2012 Jeszcze nigdy w Łodzi nie było tak dużo robotów i jeszcze nigdy rywalizacja nie była tak zacięta.

17 listopada 2012 roku każdy gość Manufaktury miał okazję obserwować walki, wyścigi, a także pokazy różnego typu dużych i małych robotów. Niektóre przypominały pająki, inne odwzorowywały ludzkie ruchy, opowiadały dzieciom bajki czy przynosiły piwo. Ponad 80 robotów z Polski (oraz jeden z Białorusi) biorących udział w tegorocznych zawodach Sumo Challenge zapewniło wszystkim odwiedzającym niezapomniane widowisko.

Wielki jubileusz Tegoroczna edycja Sumo Challenge była wyjątkowym wydarzeniem. Już po raz piąty mieliśmy okazję zobaczyć niezwykłe i emocjonujące walki robotów.

Gościliśmy rekordową liczbę zawodników, a zmaganiom towarzyszyło zainteresowanie bardzo licznej publiczności. Wielotygodniowe przygotowania zaowocowały imprezą, która na pewno zadowoliła każdego fana robotów i nowych technologii. Odbyła się ona, jak zawsze, na terenie największego w Polsce centrum handlowego, czyli łódzkiej

158

Manufaktury. Nadaje jej to unikatowy charakter wśród podobnych imprez, które najczęściej odbywają się w szkołach i na uczelniach, przy zdecydowanie mniejszym udziale publiczności.

Sumo, Mini i Nano Największym zainteresowaniem cieszyły się walki robotów klasy Sumo. Pojedynki podzielono na różne kategorie wagowe. W starciach wagi ciężkiej – czyli klasycznym Sumo – swoją dominację potwierdził AlBrass, dla którego było to trzecie zwycięstwo w tegorocznych

turniejach. Warto nadmienić, że kategoria Sumo przeżywa pewne odrodzenie. W walkach wzięło udział 12 robotów, co jest wynikiem znacznie powyżej przeciętnej na polskich zawodach. Faworytem publiczności w tej kategorii okazał się Promil – robot kilkukrotnie mniejszy od pozostałych zawodników, którego pojedynki przypominały walki Dawida z Goliatem. Jak się okazało, dzielnie walczył, znosząc ciosy dużo większych przeciwników.

Końcową klasyfikację w kategorii Mini Sumo zdominowały konstrukcje

Fot. Konrad Pigoń & Focus Factory

Pamiątkowe zdjęcie z zawodów (organizatorzy wraz z częścią zawodników)

pokonując krętą i skomplikowaną trasę.

Zwycięzcą okazał się ten najgłośniejszy, czyli Thunderstorm.

W kategorii z przeszkodami było kilka niespodzianek. Najszybsze roboty często nie mogły sobie poradzić z ominięciem przeszkód. Wysokie miejsca zajęły więc wolniejsze roboty, a przez to dokładniej pokonujące trasę. Ostatecznie zwycięzcą okazał się Impact, dzieło konstruktorów z Wrocławia.

Jak zwykle bardzo trudne zadanie czekało zawodników w kategorii Micromouse. Poprawne pokonywanie labiryntu wymagało od zawodników wyjątkowej precyzji i skomplikowanych algorytmów. W tej kategorii odbyły się dwa konkursy – jeden był finałem warsztatów przeprowadzonych przez członków koła naukowego SKaNeR dla dzieci z Zespołu Szkół nr 2 w Żurominie. W oficjalnych zmaganiach pierwsze miejsce zajął warszawski M&M’s.

Zawodnicy poprawiali swe konstrukcje do ostatniej chwili (tutaj robota Line Follower)

z Politechniki Poznańskiej. Cztery pierwsze miejsca przypadły robotowi SLIM i jego trzem braciom. Jest to wydarzenie bezprecedensowe, tym bardziej że wiele robotów w tej kategorii było już medalistami innych krajowych i międzynarodowych turniejów.

Z inicjatywy zawodników przeprowadzono również Mini Sumo Deathmatch, w którym na ringu jednocześnie walczyło 6 robotów. Ostatnim na placu boju, a tym samym zwycięzcą, okazał się Pussy Magnet z AGH. Po raz pierwszy w Łodzi można było zobaczyć walkę malutkich wojowników Nano Sumo. Co prawda w zawodach

wzięły udział tylko dwa roboty, ale finał okazał się wyjątkowo emocjonujący. Po długiej i wyrównanej walce Ironmaster z AGH okazał się lepszy od Mortusa, konstrukcji 15-letniego łodzianina, który tym samym pokazał, że młodzi konstruktorzy mogą walczyć ze studentami jak równy z równym.

Hałaśliwe linefollowery Zmagania w kategoriach Line Follower i Line Follower z przeszkodami należały do najbardziej hałaśliwych. Wszystko to przez turbiny zwiększające docisk robotów do podłoża. Roboty osiągały prędkości rzędu 2,5 m/s, z wielką zwinnością

Starcie humanoidów Po raz kolejny mieliśmy okazję podziwiać jedyne w Polsce (i wciąż jedne z niewielu w Europie) zmagania robotów przypominających ludzi, czyli tzw. humanoidów. Te chodzące na dwóch nogach, posiadające głowę i ręce roboty należą do najbardziej skomplikowanych i najdroższych na świecie. Poprawny chód jest jednak zadaniem wciąż sprawiającym im ogromne trudności.

Zwycięzcą w Humanoid Sprint okazał się FastFoot, długonogi robot, który jako jedyny pokonał dwumetrową trasę. Z kolei w kategorii Humanoid Sumo

Fot. Konrad Pigoń & Focus Factory

Walki w kategorii Mini Sumo (czyli konstrukcji o wymiarach 10 x 10 cm i wadze do 0,5 kg – „waga średnia” w kategoriach Sumo)

Roboty zmagały się z labiryntem w kategorii Micromouse (robot Tezeusz1 z Warszawy – II miejsce)

Roboty ścigały się w kategorii Line Follower (robot Impact konstruktorów z Wrocławia, zwycięzca w konkurencji Line Follower z przeszkodami oraz zdobywca II miejsca w zwykłym Line Follower)

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

159

Wydarzenia Relacje

walka finałowa odbyła się na nieco zmienionych zasadach. Trzy roboty walczyły ze sobą jednocześnie. Zmagania wygrał robot o imieniu Uno. Warto dodać, że wszystkie konstrukcje występujące w tych dwóch kategoriach są dziełem Tomasza Wojnowskiego i jego podopiecznych z Pracowni Robotyki w Żuławskim Ośrodku Kultury.

Freestyle Bardzo różnorodne roboty można było zobaczyć w kategorii pokazowej – Freestyle. Roboty oceniane przez publiczność i jury, złożone z pracowników naukowych Politechniki Łódzkiej oraz przedstawicieli sponsorów, zaskakiwały funkcjami i wyglądem. Dzięki tej kategorii mogliśmy w Łodzi zobaczyć

Pięcionożny robot-pająk w kategorii Freestyle (nazwa: PentOpiliones, z Poznania)

między innymi robota humanoidalnego, który naśladował ludzkie ruchy, roboty-pająki, które potrafiły utrzymywać równowagę mimo zmieniającego się podłoża, a także robota przynoszącego i nalewającego piwo.

Ciekawostką okazał się rodzinny robot złożony z wielkich klocków z tworzywa przypominającego styropian, o którym w uroczy sposób opowiadali twórcy – dwójka kilkuletnich dzieci, które stworzyły robota pod opieką taty.

Głosami jury zwyciężył inspekcyjny robot Twin-CATT – konstrukcja przypominająca nieco czołg, dla której nawet udźwignięcie stukilogramowego konferansjera zawodów nie stanowiło większego problemu.

Sumo Challenge to nie tylko roboty.

Swoje stanowiska miało również dwóch partnerów imprezy: firma Farnell, prezentująca między innymi Raspberry PI – komputer wielkości karty kredytowej, oraz firma AleRobot założona przez studenta Politechniki Łódzkiej, specjalizująca się w prowadzeniu warsztatów z robotyki dla dzieci. Firma Farnell przeznaczyła dwa komputery Raspberry PI na nagrody w konkursie dla publiczności. Swoją obecność zaznaczyli również przedstawiciele sponsora głównego zawodów – firmy Ericpol oraz IEEE – międzynarodowej organizacji zrzeszającej inżynierów elektryków.

Podziękowania

Robot M-bot idealnie naśladujący ruchy operatora. Robot humanoidalny z Politechniki Poznańskiej, który zajął II miejsce w kategorii Freestyle – można było sterować jego ruchami, a robot je powtarzał

160

Organizatorzy – Studenckie Koło Naukowe Robotyki SKaNeR działające na Wydziale Elektrotechniki, Elektroniki, Informatyki i Automatyki Politechniki Łódzkiej – pragną podziękować wszystkim wymienionym i niewymienionym z nazwy osobom, firmom i instytucjom, które przyczyniły się do sukcesu imprezy.

Szczególnie dziękujemy Prezydent Łodzi Hannie Zdanowskiej oraz JM Rektorowi Politechniki Łódzkiej profesorowi Stanisławowi Bieleckiemu za objęcie wydarzenia patronatem honorowym.

Zorganizowanie imprezy nie byłoby możliwe, gdyby nie wsparcie uczelni (w postaci grantu uzyskanego w trakcie XII Rady Kół Naukowych) oraz Wydziału EEIA. Jak co roku w ogromnym stopniu wsparł nas Program Młodzi w Łodzi, który angażuje się w naszą inicjatywę od samego jej powstania. Po raz kolejny patronat medialny nad imprezą objęły lokalne media, a dzięki pomocy rzecznika PŁ oraz Manufaktury impreza była nagłośniona i widoczna dla wielu osób, które na co dzień nie interesują się robotyką. Szczególne podziękowania należą się tym, którzy tak naprawdę stanowią o wyjątkowości tego wydarzenia, czyli konstruktorom z Polski i z zagranicy, studentom i pasjonatom, którzy są na punkcie robotów równie „zakręceni” jak my, organizatorzy. Dziękujemy też serwisowi Forbot za to, że skupia nasze środowisko robotyków, pozwalając na rozwijanie współpracy i przyjaźni wśród polskich robotyków-amatorów. Serdecznie dziękujemy też wszystkim osobom, które pomogły przy organizacji zawodów, poświęcając im wiele czasu, sił i nieprzespanych nocy. Dzięki temu zaangażowaniu Sumo Challenge 2012 stało się imprezą, z której jesteśmy dumni i która – jak mamy nadzieję – zawsze będzie pozytywnie kojarzona przez wszystkie osoby w jakikolwiek sposób w niej uczestniczące. inż. Tomasz Sudoł, dr hab. inż. Grzegorz Granosik Studenckie Koło Naukowe Robotyki SKaNeR

Fot. Konrad Pigoń & Focus Factory

Po raz pierwszy w Polsce roboty zmierzyły się w kategorii Humanoid Sumo (walka dwunożnych robotów kroczących – walczyły wszystkie 3 jednocześnie)

młodzi

innowacyjni

Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP ogłasza

V Ogólnopolski Konkurs na

inżynierskie, magisterskie i doktorskie w dziedzinach Automatyka Robotyka Pomiary Zgłoszenie należy przesłać na adres konkurs@piap.pl do dnia 24 lutego 2013 r.

Regulamin konkursu i formularz zgłoszeniowy są dostępne na stronie www.piap.pl w kategorii prac doktorskich:

I nagroda 3500 zł

II nagroda 2500 zł

w kategorii prac magisterskich:

I nagroda 3000 zł

II nagroda 2000 zł

w kategorii prac inżynierskich:

I nagroda 2500 zł

II nagroda 1500 zł

Wyniki konkursu zostaną ogłoszone podczas Konferencji AUTOMATION w Warszawie, w dniu 20 marca 2013 r.

Patronat Komitet Automatyki i Robotyki Polskiej Akademii Nauk Komitet Metrologii i Aparatury Naukowej Polskiej Akademii Nauk Polska Izba Gospodarcza Zaawansowanych Technologii Polskie Stowarzyszenie Pomiarów Automatyki i Robotyki POLSPAR

Informacji udzielają: Małgorzata Kaliczyńska: mkaliczynska@piap.pl, tel. 22 8740 146

Patronat medialny Miesięcznik PAR Pomiary Automatyka Robotyka

Bożena Kalinowska: bkalinowska@piap.pl, tel. 22 8740 015 Organizator konkursu

Projekt Młodzi Innowacyjni – wsparcie upowszechniania wiedzy w obszarach automatyki, robotyki i pomiarów dofinansowany ze środków Narodowego Centrum Badań i Rozwoju w ramach programu Kreator Innowacyjności

161 www.piap.pl

Forum młodych

NAUKA

Robot mobilny o zmiennym sposobie lokomocji – konstrukcja mechaniczna i elektroniczna Dawid Seredyński, Tomasz Winiarski, Konrad Banachowicz, Michał Walęcki, Maciej Stefańczyk, Piotr Majcher Koło Naukowe Robotyki Bionik, Instytut Automatyki i Informatyki Stosowanej, Politechnika Warszawska

Streszczenie: W artykule przedstawiono opis konstrukcji mechanicznej oraz sterowników elektronicznych robota mobilnego o dwóch współosiowych kołach, mogącego poruszać się w dwóch trybach lokomocji: dynamicznie stabilnym oraz statycznie stabilnym. Robot może zmieniać tryb ruchu przez automatyczny manewr wstawania do pionu.

Słowa kluczowe: robot mobilny, odwrócone wahadło, lokomocja

R

obot mobilny Ryś to platforma mobilna o dwóch współosiowych kołach. Sterowanie robotem odbywa się na zasadzie napędu różnicowego, przez sterowanie prędkościami obrotowymi kół. Robot może poruszać się w dwóch trybach: stabilnym dynamicznie, utrzymując równowagę w pozycji pionowej, przy zachowanym kontakcie dwóch kół z podłożem, oraz w trybie stabilnym statycznie, w którym występuje dodatkowy, trzeci punkt podparcia – miękki zderzak.

Roboty dwukołowe o napędzie różnicowym charakteryzują się stosunkowo prostym opisem kinematyki [2–4, 9]. Ich główną wadą, widoczną zwłaszcza w przypadku robotów stabilnych statycznie o napędzie czołgowym [7, 10], jest trudny do oszacowania poślizg kół, który sprawia, że teoretyczny model staje się chwilowo nieadekwatny [5].

Robot mobilny o zmiennym trybie lokomocji, mogący poruszać się zarówno w trybie stabilnym statycznie, jak i stabilnym dynamicznie, łączy zalety obu tych trybów. Konstrukcje [8] podobne do robota Ryś pozwalają na podnoszenie dużych ciężarów, przy jednoczesnym zachowaniu niewielkiego pola podstawy podczas utrzymywania dynamicznie stabilnej pozycji oraz pozwalają na precyzyjną manipulację w statycznie stabilnej pozycji. Z kolei w badaniach przeprowadzonych na robocie Ryś, które zostaną przedstawione w kolejnych częściach artykułu, przetestowano właściwości wytworzonej platformy pod względem lokomocji. W niniejszym artykule opisano jej konstrukcję mechaniczną (sekcja 1), a także sterowniki elektroniczne (sekcja 2).

1. Konstrukcja mechaniczna Konstrukcja robota została zaprojektowana przy spełnieniu następujących założeń: – dwa współosiowe koła oraz miękki zderzak, będący dodatkowym punktem podparcia, – symetria robota w płaszczyźnie poziomej (czyli w płaszczyźnie zawierającej oś kół i punkt będący geometrycznym środkiem zderzaka) – rys. 1,

34

162

Pomiary Automatyka Robotyka 1/2012

– na tyle szeroka rama, aby mogła pomieścić netbook o przekątnej ekranu 10”, – szerokość pozwalająca na swobodny przejazd przez ościeżnicę o szerokości 80 cm, – zwarta, wyważona bryła o środku ciężkości w niewielkiej odległości od osi kół, – łatwy dostęp do wszystkich elementów robota i możliwość ich szybkiego demontażu.

Rys. 1. Baza jezdna robota Fig. 1. Robot’s mobile base

1.1. Rama robota

Rama jest elementem, do którego przymocowane są koła, silniki i wszystkie podzespoły elektroniczne. Została wykonana z profili aluminiowych połączonych za pomocą nitów.

Podstawę konstrukcji stanowią dwa równoległe ceowniki połączone poprzecznym kątownikiem oraz osią kół.

Oś kół stanowi pręt gwintowany ze stali o podwyższonej wytrzymałości o średnicy 10 mm. Oś jest nieruchoma, przymocowana do ramy za pomocą nakrętek samohamownych i dodatkowo usztywnia całą konstrukcję (rys. 2).

1.2. Koła i przeniesienie napędu

Robot porusza się na kołach rowerowych o średnicy 20”, czyli ok. 50 cm. Koła takie charakteryzuje: – duża wytrzymałość i sztywność, – niewielka masa, – zadowalająca precyzja wykonania, – łatwy montaż, – dostępność w sprzedaży.

NAUKA

Rys. 2. Model ramy robota. W celu zwiększenia przejrzystości rysunku zastosowano następujące kolory: czerwony – ceowniki boczne, niebieski – kątownik tylny, zielony – oś kół. Na rysunku został także przedstawiony zarys kół (kolor żółty) i silników (kolor fioletowy) Fig. 2. Chassis of the robot. The Colors have the following meanings: green – axis, yellow – wheels, violet – engines, red and blue – chassis

Rys. 4. Osłona wystającej części osi kół oraz niestandardowa zębatka o sześciu zębach wykonana na zamówienie Fig. 4. Axis’ shield and 6-teeth rack

Rys. 5. Sposób regulacji naciągu łańcucha. Moduł silnika może być przesuwany w niewielkim zakresie i unieruchomiony za pomocą śruby (kolor żółty). Kolorem czarnym zaznaczono przekładnię planetarną, a białym oznaczono wał napędowy i zębatkę. Łożysko ma na rysunku kolor różowy. Pozostałe kolory mają takie same znaczenie jak na rys. 2 Fig. 5. The adjustment of chains is possible because the engines can be moved and screwed to the chassis Rys. 3. Sposób zamontowania piasty koła na nieruchomej osi.

Kolorem czerwonym zaznaczono łożyska Fig. 3. Hub and rack on rigid axis. The two bearings are coloured with red

Oś, na której zamontowane są koła, jest częścią ramy robota i jednym z najbardziej wytrzymałych elementów, spajających całą konstrukcję. Wystająca na zewnątrz robota część osi została zabezpieczona przez zaokrągloną, metalową osłonę (rysunek 4). Dzięki temu robot nie posiada wystających ostrych elementów mogących stanowić zagrożenie dla otoczenia.

Każde koło jest oparte na dwóch łożyskach na osi, dzięki czemu może się obracać wokół nieruchomej osi. Napęd jest przenoszony na koło przez zębatkę o 44 zębach, sztywno połączoną z piastą (rys. 3). Zębatka ta stanowi część przekładni łańcuchowej o przełożeniu 1:7 13 . Mniejsze koło zębate, o sześciu zębach, znajduje się na końcu wału silnika.

Jest to zębatka niestandardowa, wykonana na zamówienie (rys. 4).

Moduł silnika składa się z kątownika z zamontowanym na stałe silnikiem z przekładnią planetarną o przełożeniu 1:36. W skład modułu wchodzą także wał napędowy, łożysko i zębatka. Moduł jest przykręcony do ramy przez dwie śruby przechodzące przez podłużne otwory, dzięki czemu

możliwa jest regulacja naciągu łańcucha (rys. 5). Łączne przełożenie między kołem a wałem silnika wynosi 1:264.

2. Sterowniki elektroniczne

Sterowniki elektroniczne odpowiadają za zasilanie silników oraz akwizycję danych przez konwersję sygnałów analogowych na cyfrowe. Schemat połączeń między podzespołami przedstawia rys. 6.

2.1. Interfejs komunikacji

Komputer PC łączy się z modułami elektronicznymi przy pomocy magistrali RS-485. Magistrala RS-485 umożliwia komunikację dwukierunkową, naprzemienną. Wśród wszystkich urządzeń podłączonych do magistrali, jedno inicjuje komunikację, a każde z pozostałych odpowiada tylko wtedy, kiedy otrzyma zapytanie skierowane do siebie. Dzięki temu, w prosty sposób można uniknąć kolizji danych, czyli sytuacji, w której kilka urządzeń nadaje jednocześnie. Dla potrzeb projektu założono, że komunikację zawsze będzie inicjować komputer PC.

2.2. Sterownik silnika

Ze względu na dużą masę robota należało zaprojektować sterownik mogący sterować silnikiem mocy rzędu 100 W. Zastosowano silniki szczotkowe prądu stałego HRS-550S, z przekładnią planetarną o przełożeniu 1:36 (rys. 7). Są one Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

163

1/2012 Pomiary Automatyka Robotyka

35

NAUKA młodych Forum sterownik silnika B

sterownik silnika A

wychy³omierz

komputer PC

komunikacja

komunikacja

komunikacja

komunikacja

pomiar czasu

pomiar czasu

pomiar prêdkoœci

pomiar prêdkoœci

regulacja prêdkoœci pomiar pr¹du regulacja pr¹du sterowanie mostkiem H

pomiar k¹ta rs-232 enkoder

regulacja prêdkoœci pomiar pr¹du

jednostka inercyjna

regulacja pr¹du

napięciowego, polegająca na zmianie szerokości (wypełnienia) impulsu prostokątnego o stałej amplitudzie i o stałej częstotliwości [6].

2.2.2. Wysokoprądowy mostek H Popularnym układem do sterowania silnikiem jest tzw. mostek H. Pozwala on na płynną regulację obrotów silnika przez zmianę wypełnienia sygnału oraz na zmianę kierunku obrotów silnika. Składa się z czterech przełączników, którymi, w tym przypadku, są tranzystory MOSFET n-kanałowe w dolnej części mostka i p-kanałowe w górnej części. Dzięki temu bramki można sterować napięciem zasilania i napięciem masy (rysunek 9).

sterowanie mostkiem H

+12V

silnik B enkoder B

silnik A enkoder A

AK300/2 M-2

C_GATE

IRF4905 QC

D_GATE

M-1

rs-485

IRF4905 QD

A_GATE QA IRFP260N

QB IRFP260N

R1

Rys. 6. Schemat przedstawiający przepływ danych między podzespołami Fig. 6. Dataflow diagram showing communication between components of the system

CURR_SENS

GND

Rys. 9. Schemat części mocy sterownika silników - mostek H Fig. 9. Scheme of the power part of the engine controller (H-bridge)

2

RB12

8 7 6

3

330

5

6N135

GND

+12V

+12V

OKQ1

T1R2

T1

20k

TOKQ1

100k

RB11

/A

RCQ1

+5V (logic)

stosowane we wkrętarkach akumulatorowych, charakteryzują się bardzo dużym momentem obrotowym i stosunkowo niewielką masą.

B_GATE

100

17K A T1R1

T1R3 10K A_GATE

GND

GND

Rys. 10. Schemat układu optoizolacji w sterowniku silników Fig. 10. Scheme of optoizolation in engine controller

Q5

8

C_OSC1

+5V (logic)

22p GND GND GND GND

1 0

b)

1

PB7(XTAL2/TOSC2)

3 5 4 6

GND GND VCC VCC

C_VCC 100n GND

a)

PD0(RXD) PD1(TXD) PD2(INT0) PD3(INT1) PD4(XCK/T0) PD5(T1) PD6(AIN0) PD7(AIN1)

PB0(ICP) PB1(OC1A) PB2(SS/OC1B) PB3(MOSI/OC2) PB4(MISO) PB5(SCK)

23 24 25 26 27 28 19 22

ENC1 ENC2 ENC3 ENC4

30 31 32 1 2 9 10 11

1

/D /C

12 13 14 15 16 17

/A /B MOSI MISO SCK

8VCC

IC6P

PC0(ADC0) PC1(ADC1) PC2(ADC2) PC3(ADC3) PC4(ADC4/SDA) PC5(ADC5/SCL) ADC6 ADC7 PB6(XTAL1/TOSC1) AGND AREF AVCC

7

C_OSC2 22p

PC6(/RESET)

21 20 18

GND GND

C_AVCC 100n

MEGA8-AI

C_RESET /RESET29 100n

+5V (logic)

10uH

Sterowanie pracą silników wymaga generowania odpowiednich sygnałów elektrycznych. W przypadku silników prądu stałego najczęściej stosuje się modulację szerokością impulsów (rys. 8). Pozwala to na pracę tranzystorów naprzemiennie w trybie zatkania bądź nasycenia z krótkim czasem przełączania, dzięki czemu moc tracona na nich jest stosunkowo niewielka, zwłaszcza w przypadku tranzystorów MOSFET.

2k

R_RESET L_AVCC

2.2.1. Sygnały sterujące pracą silnika

+5V (logic)

Rys. 7. Silnik HRS-550s z przekładnią planetarną i zębatką Fig. 7. HRS-550s engine with planetary gearbox and rack

GND5

CURRENT

GND

IC6

2 3 4

RO RE/ DE

B 7 A

6

R7

DI

MAX481CPA

IC2

Rys. 11. Schemat podłączenia mikrokontrolera ATmega8 Fig. 11. Scheme of the logic part of engine controller

0

c)

1 0

Rys. 8. Przykład sygnału PWM (a – sygnał analogowy ciągły; b – odpowiadający mu sygnał analogowy dyskretny; c – odpowiadający mu sygnał PWM) Fig. 8. Example of PWM signal: a – an analog signal, b – analogous discrete signal, c – PWM signal

Modulacja szerokością impulsów (Pulse-width modulation, PWM) to metoda regulacji sygnału prądowego lub

36

164

Pomiary Automatyka Robotyka 1/2012

Ze względu na duże zakłócenia w obwodzie zasilającym silniki szczotkowe, tzw. część mocy sterownika silnika została oddzielona od logiki przez optoizolację. Dzięki temu spada prawdopodobieństwo resetowania się mikrokontrolera sterującego mostkiem (rys. 10). Układ optoelektryczny służy do odizolowania elektrycznego mikrokontrolera od bramki tranzystora, oraz do zapewnienia odpowiednich poziomów napięć na bramkach.

Do sterowania mostkiem oraz do komunikacji przez RS485 zastosowano mikrokontroler AVR ATmega8 (rys. 11).

+5V (logic)

NAUKA

CURR_SENS

3

4

8

2

R5

R4

1M

9k

IC3A 1

LM358N R6 C115k

B

CURRENT

1u GND GND

B

A

GND

A

B A

B A

fizyczną w trzech osiach. Mikrokontroler AVR ATMega32 umożliwia odczyt pomiarów z czujników i przesłanie ich przez interfejs RS-232. Do urządzenia został dołączony konwerter RS-232⇔USB, który pozwala na podłączenie jednostki inercyjnej do portu USB komputera.

GND

+5V (logic)

IC5 7805TV VI

VO

1 2 3 4

GND 2

+

+

C2 330u

GND

057-010-1

ENC3

GND

MOSI

057-010-1

PROG-1

PROG-2

PROG-3

PROG-4

/RESET

PROG-5

PROG-6

SCK

PROG-7

PROG-8

MISO

PROG-9

PROG-10

GND

GND

+5V (logic)

PWR-2 AK300/2

ENC4

1 2 3 4

330u GND

GND

JP_GND

C3

+12V

PWR-1

JP+5V

3

057-010-1

ENC1-1

ENC1-2

ENC2

ENC1-3

ENC1-4

ENC1

ENC1-5

ENC1-6

ENC2-5

ENC1-7

ENC1-8

ENC2-7

ENC2-8

ENC1-9

ENC1-10

ENC2-9

ENC2-10

GND

2.4. Wychyłomierz Urządzenie to zostało dodane w celu przetestowania algorytmu określania kąta pochylenia robota. Dzięki niemu możliwe jest porównanie rzeczywistego kąta z kątem wyznaczonym przez filtr komplementarny. Wychyłomierz nadaje się do pomiaru kąta jedynie na płaskim, równym podłożu, jest to jednak wystarczające do testów. Zastosowany enkoder obrotowy o rozdzielczości 1000 impulsów na 1 obrót pozwala precyzyjnie i określić rzeczywisty kąt, dzięki czemu można sprawdzić dokładność i skuteczność filtru

+5V (logic)

GND

1

330

1k

R_LED2

R_LED3

LED2

+12V

LED3

+12V

+5V (logic)

Układ został tak zaprojektowany, aby możliwy był pomiar prądu płynącego przez cały mostek (rys. 12) oraz odczyt danych z dwóch enkoderów.

Mikrokontroler jest zasilany napięciem 5 V stabilizowanym przez regulator 7805 (rys. 13). ATmega8 posiada dwa wyjścia PWM, które sterują dolnymi tranzystorami mostka. Dolne tranzystory, n-kanałowe IRFP260n mają prawie dwukrotnie krótszy czas przełączania niż tranzystory górne, p-kanałowe IRF4905, dlatego to one są sterowane sygnałem PWM o dużej częstotliwości. +5V (logic)

Rys. 14. Enkoder podczas obrotu. A i B to czujniki odbiciowe Fig. 14. Rotation of a quadrature encoder

+5V (logic)

Rys. 12. Schemat układu do pomiaru prądu Fig. 12. Scheme of the current measuring part of engine controller

ENC2-1

ENC2-2

ENC2-3

ENC2-4 ENC2-6

GND

Rys. 13. Schemat układu zasilania oraz podłączenia gniazd enkoderów i programatora.

Fig. 13. Scheme of power supply in engine controller.

Przy niskim stanie wyjścia PWM odpowiadający mu tranzystor jest otwarty, a to w połączeniu z otwartym przeciwległym tranzystorem górnym powoduje przepływ prądu przez silnik i powstanie siły elektromotorycznej. Przy wysokim stanie wyjścia PWM tranzystor dolny jest zamknięty podczas gdy przeciwległy tranzystor górny pozostaje otwarty. W tej sytuacji mostek nie zasila silnika, który może się swobodnie obracać.

2.2.3. Enkodery Enkodery w opisywanym robocie mierzą prędkość obrotową wału silnika. Składa się z obrotowej, czarno-białej tarczy oraz z dwóch czujników odbiciowych (A i B) światła podczerwonego. Czujniki są oddalone od osi obrotu tarczy i są przesunięte względem siebie o 90◦ (rys. 14). Dzięki temu, podczas obrotu tarczy na wyjściu czujników pojawiają się sygnały okresowe, przesunięte w fazie o 90◦ . Taka para sygnałów nazywana jest sygnałem kwadraturowym i pozwala na określenie kierunku obrotu [1; str. 14].

2.3. Jednostka inercyjna 9DOF Razor IMU firmy Sparkfun Electronics to jednostka inercyjna zawierająca trzy czujniki: akcelerometr, żyroskop i magnetometr, z których każdy mierzy daną wielkość

Rys. 15. Wychyłomierz, czyli urządzenie do pomiaru rzeczywistego kąta odchylenia od pionu Fig. 15. Inclinometer used to measure the real angle of inclination

komplementarnego (którego zastosowanie opisane zostanie w kolejnych częściach artykułu) w ruchu o różnej dynamice, zarówno przy gwałtownych, jak i powolnych zmianach kąta. Urządzenie przedstawiono na rys. 15. Po sprawdzeniu jakości określania kąta na podstawie filtru komplementarnego, wychyłomierz został odłączony i zdemontowany, gdyż ograniczał mobilność robota.

2.5. Zasilanie Źródłem energii dla robota jest akumulator żelowy 12 V 7,2 Ah. Zasila on wszystkie urządzenia z wyjątkiem laptopa, który posiada własną baterię. Akumulator robota ma dużą sprawność prądową, wystarczającą do zasilania dwóch silników o łącznej mocy ponad 200 W. Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

165

1/2012 Pomiary Automatyka Robotyka

37

NAUKA

Forum młodych Źródło napięciowe o tak dużej wydajności prądowej staje się niebezpieczne w przypadku zwarcia, dlatego też należało wyposażyć robota w odpowiednie zabezpieczenia, chroniące przed przepływem zbyt dużego prądu. Moduł zasilania posiada bezpiecznik 20 A oraz złącza, do których można podłączyć do 5 niezależnych przełączników „stop awaryjny”. Gdy co najmniej jeden z przełączników zostanie rozwarty, tranzystory sterowników silników wchodzą w stan zatkania i mostki zostają wyłączone.

3. Podsumowanie Robot mobilny Ryś to niezawodna platforma mobilna.

Możliwa jest jej rozbudowa oraz implementacja złożonych algorytmów sterujących. Przeprowadzone doświadczenia, które zostaną zaprezentowane w kolejnych częściach artykułu, potwierdziły zdolność robota do poruszania się w dwóch trybach jazdy oraz do przechodzenia pomiędzy nimi za pomocą automatycznego manewru. Dzięki odpowiednio dużej mocy silników możliwy jest najazd na równię pochyłą, pokonywanie progów, uzyskiwanie dużych przyspieszeń na płaskich powierzchniach oraz pchanie obiektów o masie zbliżonej do masy robota.

Podziękowania Tomasz Winiarski dziękuje za wsparcie otrzymane w postaci stypendium współfinansowanego przez Unię Europejską w ramach Europejskiego Funduszu Społecznego, które przyznawane jest przez Centrum Studiów Zaawansowanych Politechniki Warszawskiej w ramach projektu „Program Rozwojowy Politechniki Warszawskiej”.

Bibliografia 1. Borenstein J., Everett H. R., Feng, L. (1996), Where am I? Sensors and Methods for Mobile Robot Positioning, The University of Michigan.

2. Hendzel Z., Burghardt A. (2005), Sterowanie behawioralne minirobota kołowego, In: Postępy robotyki.

Sterowanie robotów z percepcją otoczenia, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

3. Hendzel Z., Burghardt A. (2006), Implementacja sieci Kohonena w sterowaniu behawioralnym mobilnego robota kołowego, In: Postępy robotyki. Sterowanie, percepcja i komunikacja, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

4. Kozłowski K., Majchrzak J., Pazderski D. (2005), Praktyczne aspekty sterowania robotów mobilnych, In: Postępy robotyki. Sterowanie robotów z percepcją otoczenia, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

5. Ludwików P. (2005), Statyczne oddziaływanie wybranych platform robotów na podłoże, In: Postępy robotyki. Przemysłowe i medyczne systemy robotyczne, 339, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

6. McComb G. (2001), The robot builder’s bonanza, McGraw-Hill/TAB Electronics.

7. Stefańczyk M., Banachowicz K., Walęcki M., Winiarski T. (2012), Nawigacja robotem Elektron z wykorzystaniem kamery 3D i lidaru, In: XII Krajowa Konferencja Robotyki – Postępy Robotyki, volume 1, 265–274, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, (3D camera and lidar utilization for mobile robot navigation).

38

Pomiary Automatyka Robotyka 1/2012 166

8. Stilman M., Olson J., Gloss W. (May, 2010), Golem Krang: Dynamically Stable Humanoid Robot for Mobin William Gloss, In: IEEE International Conference on Robotics and Automation ICRA’10, IEEE. 9. Wnuk, M. (2005), Pomiary parametrów fizycznych dwukołowego robota mobilnego, In: Postępy robotyki. Przemysłowe i medyczne systemy robotyczne, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

10. Zieliński C., Lange J., Zielińska T., Mianowski K. (Warszawa, 2006), Projekt i symulacja ruchu pojazdu poruszającego się na sześciu półkołach, In: Tchoń, K. (Ed.), IX Krajowa Konferencja Robotyki – Postępy Robotyki: Sterowanie, percepcja i komunikacja, volume 1, 255–264, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności.

Mobile robot with two modes of locomotion – mechanical and electronic design Abstract: The article describes mechanical and electronic design of mobile robot with two coaxial wheels, that can move in two modes of locomotion: dynamically stable and statically stable. The robot can switch between these two modes with automatic maneuver.

Keywords: mobile robot, inverted pendulum, locomotion

mgr inż. Dawid Seredyński W 2012 r. ukończył Wydział Elektroniki i Technik Informacyjnych Politechniki Warszawskiej. Był aktywnym członkiem koła robotyki „Bionik” na macierzystym wydziale, gdzie tworzył i rozwijał układy sterowania robotów mobilnych. Podsumowaniem badań prowadzonych w trakcie studiów była praca magisterska ”System sterowania dwukołowym robotem mobilnym o zmiennym sposobie lokomocji”, która została obroniona z wyróżnieniem. e-mail: dawid.seredynski@gmail.com dr inż. Tomasz Winiarski Jest adiunktem w Instytucie Automatyki i Informatyki Stosowanej Politechniki Warszawskiej. Sprawuje funkcje kierownika laboratorium robotyki w macierzystym instytucie, a także opiekuna studenckiego koła naukowego Bionik, które współtworzył i z którym organizował imprezy popularyzujące robotykę oraz realizował granty badawcze.

W 2010 r. otrzymał za osiągnięcia naukowe nagrodę indywidualną drugiego stopnia rektora PW, w 2011 r. wyróżnienie w konkursie innowator mazowsza, a także pierwszą nagrodę w konkursie młodzi innowacyjni. Jego zainteresowania naukowe dotyczą z jednej strony konstrukcji i nawigacji robotów mobilnych dedykowanych do zadań usługowych, z drugiej strony specyfikacji i implementacji zadań manipulatorów i chwytaków ze szczególnym uwzględnieniem hybrydowego sterowania pozycyjno-siłowego oraz sterowania impedancyjnego. e-mail: tmwiniarski@gmail.com

NAUKA NAUKA NAUKA mgr inż. Piotr Majcher inż. Piotr Majcher mgr mgr inż. Piotr Majcher W 2012 r. ukończył Wydział Elektroniki Elektroniki i Technik Politechniki WarW 2012 ukończył W 2012 r. r.Informacyjnych ukończył Wydział Wydział Elektroniki szawskiej.

W trakcie studiów włączał się ii Technik Informacyjnych Politechniki Technik Informacyjnych Politechniki WarWarszawskiej.

Wdziałalność trakcie studiów włączał się aktywnie w koła naukowego szawskiej. W trakcie studiów włączał się „Bionik”. Główny obszar koła jego naukowego zainteresoaktywnie w aktywnie w działalność działalność koła naukowego wań stanowi robotyka mobilna z naciskiem „Bionik”.

Główny obszar jego „Bionik”. Główny obszar jego zainteresozainteresowań stanowi robotykazmobilna zzdobył naciskiem na roboty sportowe, którymi kilwań stanowi robotyka mobilna z naciskiem na roboty sportowe, z którymi zdobył kilka nagród.

Temat jego pracy magisterskiej na roboty sportowe, z którymi zdobył kilka nagród.

Temat jego pracy magisterskiej to „Autonomiczny mobilny zbierający ka nagród. Temat robot jego pracy magisterskiej to „Autonomiczny robot mobilny zbierający piłki do tenisa stołowego”. to „Autonomiczny robot mobilny zbierający piłki do tenisa stołowego”. piłki do piotr.majcher.pl@gmail.com tenisa stołowego”. e-mail: e-mail: e-mail: piotr.majcher.pl@gmail.com piotr.majcher.pl@gmail.com mgr inż. Michał Walęcki mgr mgr inż. inż. Michał Michał Walęcki Walęcki W latach 2004–2010 studiował na Wydziale Elektroniki i Technikstudiował Informacyjnych PW, W latach na W latach 2004–2010 2004–2010 studiował na WydziaWydziauzyskując tytuł magistra inżyniera ze spele Elektroniki i Technik Informacyjnych le Elektroniki i Technik Informacyjnych PW, PW, uzyskując Elektronika tytuł magistra inżyniera ze specjalnością i Inżynieria Komputeuzyskując tytuł magistra inżyniera ze specjalnością Elektronika i Inżynieria Komputerowa. W 2010 rozpoczął studia doktoranccjalnością Elektronika i Inżynieria Komputekie w Instytucie Automatyki i Informatyki rowa.

W 2010 rozpoczął studia doktorancrowa. W 2010 rozpoczął studia doktoranckie w Instytucie Automatyki i wInformatyki Stosowanej PW. Uczestniczył wielu prokie w Instytucie Automatyki i Informatyki Stosowanej PW. Uczestniczył w–wielu projektach związanych z robotyką zarówno Stosowanej PW. Uczestniczył w wielu pronaukowych, jak i komercyjnych.

W latach jektach związanych z robotyką – zarówno jektach związanych z robotyką – zarówno 2010-2011 w IAiIS PW na Konstruktora, obecnaukowych, jak W latach naukowych,pracował jak ii komercyjnych. komercyjnych.

W stanowisku latach 2010-2011 pracował w IAiIS PW na stanowisku Konstruktora, obecnie od 2011 zajmuje stanowisko asystenta.

Jego zainteresowania 2010-2011 pracował w IAiIS PW na stanowisku Konstruktora, obecnaukowe obejmują zagadnienia związane z planowaniem i monie od 2011 zajmuje stanowisko asystenta.

Jego zainteresowania nie od 2011 zajmuje stanowisko asystenta. Jego zainteresowania dyfikacją on-line trajektorii manipulatora.

Interesuje się również naukowe obejmują zagadnienia związane z planowaniem naukowe obejmują zagadnienia związane z planowaniem ii momodyfikacją on-line trajektorii manipulatora. Interesuje się również dyfikacją on-line trajektorii manipulatora. Interesuje się również

specjalizowanymi konstrukcjami robotyki mobilnej oraz sprzętowymi mobilnej oraz sprzętowymi sterownikami do zadań robotycznych. specjalizowanymi konstrukcjami robotyki specjalizowanymi konstrukcjami robotyki mobilnej oraz sprzętowymi e-mail: m.walecki@elka.pw.edu.pl sterownikami do zadań robotycznych. sterownikami do zadań robotycznych. e-mail: m.walecki@elka.pw.edu.pl e-mail: m.walecki@elka.pw.edu.pl Konrad Banachowicz Konrad Banachowicz Jest studentem Wydziału Elektroniki i TechKonrad Banachowicz Jest studentem Wydziału Elektroniki i Technik Informacyjnych Politechniki WarszawJest studentem Wydziału Elektroniki i Technik Informacyjnych Politechniki Warszawskiej oraz członkiemPolitechniki koła robotyki ”Bionik”, nik Informacyjnych Warszawskiej oraz członkiem koła robotyki ”Bionik”, w ramach którego zajmuje się konstrukcją skiej oraz członkiem koła robotyki ”Bionik”, w ramachelektronicznych którego zajmujena siępotrzeby konstrukcją układów row ramach którego zajmuje się konstrukcją układów elektronicznych na potrzeby barobotów.

Współpracuje przy projektach układów elektronicznych na potrzeby robotów. Współpracuje przy projektach badawczych prowadzonych przez Instytut Aubotów. Współpracuje przy projektach badawczych przez Instytut Automatyki i prowadzonych Informatyki Stosowanej (IAiIS) dawczych prowadzonych przez Instytut AuPolitechniki Warszawskiej. tomatyki i Informatyki Stosowanej (IAiIS) tomatyki i Informatyki Stosowanej (IAiIS) Politechniki Warszawskiej. e-mail: konradb3@gmail.com Politechniki Warszawskiej. e-mail: konradb3@gmail.com e-mail: konradb3@gmail.com mgr inż. Maciej Stefańczyk mgr Stefańczyk Absolwent Wydziału Elektroniki i Technik mgr inż. inż. Maciej Maciej Stefańczyk Informacyjnych Politechniki Warszawskiej.

Absolwent Wydziału ii Technik Absolwent Wydziału Elektroniki Elektroniki Technik W 2010 r. uzyskał tytuł inżyniera, w 2011 tyInformacyjnych Politechniki Warszawskiej.

Informacyjnych Politechniki Warszawskiej.

W 2010 r. uzyskał tytuł oba inżyniera, w 2011 tytuł magistra inżyniera, z wyróżnieniem.

W 2010 r. uzyskał tytuł inżyniera, w 2011 tytuł 2011 magistra inżyniera, oba nad z wyróżnieniem.

W rozpoczął prace doktoratem tuł magistra inżyniera, oba z wyróżnieniem.

W 2011 rozpoczął prace nad doktoratem dotyczącym zastosowania aktywnej wizji W 2011 rozpoczął prace nad doktoratem dotyczącym zastosowania aktywnej wraz z systemami opartymiaktywnej na bazie wizji wiedotyczącym zastosowania wizji wrazw zsystemie systemami opartymi na bazie wiedzy sterowania robotów.

Główne wraz z systemami opartymi na bazie wiedzy w systemie sterowania robotów.

Główne zainteresowania naukowe robotów. obejmująGłówne zastodzy w systemie sterowania zainteresowania naukowe obejmują sowanie informacji wizyjnej zarównozastow robotyce, jak i systemach zainteresowania naukowe obejmują zastosowanie informacji wizyjnej zarówno w robotyce, jak i systemach rozrywki komputerowej. sowanie informacji wizyjnej zarówno w robotyce, jak i systemach rozrywkistefanczyk.maciek@gmail.com komputerowej. e-mail: rozrywki komputerowej. e-mail: stefanczyk.maciek@gmail.com e-mail: stefanczyk.maciek@gmail.com

Koło Naukowe Robotyki Bionik

Koło Naukowe Robotyki Bionik jest studenckim kołem

• przygotowanie do pracy dyplomowej pod okiem opiekuna,

zainteresowań funkcjonującym przy Zespole Programowania

dzięki któremu można ją zrealizować szybciej i z lepszym

Robotów i Systemów Rozpoznających na Wydziale Elektroniki i Technik Informacyjnych Politechniki Warszawskiej.

rezultatem, • poznanie robotyki, informatyki i sztucznej inteligencji, • możliwość pracy naukowej na uczelni (w projektach bad-

Celem Koła jest umożliwienie jego członkom rozwijania i pogłębiania zainteresowań w dziedzinie automatyki i robotyki

awczych) dla wyróżniających się, zamiast dorabiania poza uczelnią,

przy uwzględnieniu zagadnień związanych z algorytmami ste-

• możliwość praktyk w firmach robotycznych,

rowania, kinematyką, dynamiką i rozwiązaniami konstrukcyj-

• wyjazdy wakacyjne w ramach prac Koła.

nymi poznawanych obiektów oraz popularyzacją indywidualnych osiągnięć członków Koła w powyższym zakresie.

Członkowie Koła wiele zyskują pracując w kole naukowym, m.in.: • swoje miejsce na uczelni, praktyczny wymiar studiów, • poznanie uczelni od kuchni, pracę w zespole naukowo

Opiekun Koła: dr inż. Tomasz Winiarski

badawczym, bezpośredni kontakt ze starszymi kolegami i kadrą, • pomoc merytoryczną, finansową i sprzętową w realizacji swoich projektów (nawet tych najprostszych),

Adres www Koła: http://robotyka.ia.pw.edu.pl/twiki/bin/view/Bionik/WebHome

39 39 167 39

1/2012 Pomiary Automatyka Robotyka 1/2012 Pomiary Automatyka Robotyka Pomiary Automatyka Pomiary1/2012 Automatyka Robotyka nr 1/2013 Robotyka

Publikacje PAR 2012

PAR 2012 – spis artykułów Nowości .steute – nowości produktowe na 2012 rok. Nr 3, s. 62.

Aicure UJ30/35 – utwardzarki ultrafioletowe firmy PANASONIC. Nr 11, s. 46.

Aicure UJ30/35 – utwardzarki ultrafioletowe firmy Panasonic. Nr 3, s. 87.

Bezprzewodowy czujnik fotoelektryczny z zasilaniem bateryjnym. Nr 10, s. 47.

CPX – synonim zintegrowanej automatyzacji. Nr 3, s. 80.

Czujniki kablowe firmy Guenther teraz także z Polski. Nr 2, s. 31.

Czujniki temperatury stosowane w warunkach iskrobezpiecznych zgodne z dyrektywą ATEX Nr 94/9/WE. Nr 10, s. 44.

Czym jest SC Express? Nr 3, s. 64.

Dotykowe panele operatorskie dla aplikacji HMI. Nr 5, s. 70. effiDRIVE – energooszczędne rozwiązania SEW–EURODRIVE. Nr 9, s. 54.

EKatech – termopary do zadań specjalnych. Nr 4, s. 41.

EKatech – termopary do zadań specjalnych. Nr 9, s. 58.

Enkodery Posital z SIL 3. Nr 9, s. 41.

Ethernet w zastosowaniach przemysłowych. Oferta rozwiązań sieciowych firmy Aaxeon. Nr 3, s. 72.

Falowniki PowerFlex 4M i 400.

Nr 7–8, s. 63.

Ha–VIS RFID – solidny i bezpieczny nośnik informacji. Nr 1, s. 42.

Hybrydowy rozrusznik silnika.

ELR H5–IES–SC–24DC/500AC–9I Nr 4, s. 44.

Innowacyjne dyski krzemowe InnoDisk.

Nr 3, s. 71.

Inteligencja jest w sieciach. Nr 3, s. 60.

Inteligentne przetworniki ciśnienia kompensowane matematycznie.

Nr 1, s. 44.

Kompleksowa archiwizacja i wizualizacja danych. Nr 9, s. 56.

Komputery dla okrętownictwa. Nr 6, s. 50.

Komunikacja M–Bus z dowolną siecią przemysłową. Nr 9, s. 57.

Medal targów HPS 2012 dla miernika The Parker Service Master Plus.

Nr 12, s. 60.

168

Miernik sprężonego powietrza testo 6448. Nr 2, s. 38.

Moduły liniowe firmy SCHUNK. Rozwiązania specjalne z elementów standardowych. Nr 6, s. 42.

MOXA MGate 4101–MB–PBS. Nr 4, s. 45.

Możliwości komunikacyjne sterowników PLC+HMI nowej generacji firmy Unitronics. Nr 1, s. 41.

MTL wkracza do Ethernetu. Nr 5, s. 80.

Nowe horyzonty w sterowaniu opartym na PC. Nr 3, s. 76.

Nowe produkty. Nr 1, s. 6; Nr 2, s. 12; Nr 3, s. 10; Nr 4, s. 6; Nr 5, s. 6; Nr 6, s. 6; Nr 7–8, s. 6; Nr 9, s. 6: Nr 10, s. 6; Nr 11, s. 6; Nr 12, s. 7.

Nowe serie zasilaczy bez obudowy – źródło „zielonej” energii. Nr 11, s. 48.

Nowe silniki serii EDRS oraz EDRE w wykonaniu przeciwwybuchowym. Nr 7–8, s. 62.

Nowy kierunek w projektowaniu napędów AC. Firma PARKER przedstawia napęd AC30V. Nr 6, s. 48.

Od Lean Connectivity do Lean Automation. Nr 7–8, s. 64.

Optymalny dobór silnika. Nr 3, s. 82.

Pomiar temperatury w przemyśle tworzyw sztucznych. Nr 6, s. 51.

Pomiar z lotniczą precyzją. Termopary płaszczowe firmy Guenther.

Nr 7–8, s. 61.

Pomiar z lotniczą precyzją. Termopary płaszczowe. Nr 11, s. 49.

Portal klienta SEW – DriveGate.

Nowoczesne narzędzie komunikacji, informacji i projektowania – drivegate.biz/pl. Nr 5, s. 74.

PowerFlex 4M – ekonomiczne sterowanie. Nr 10, s. 49.

Precyzyjna i dynamiczna wycinarka laserowa Stiefelmayer effective.

Nr 4, s. 40.

Precyzyjne wykrywanie różnic. Nr 11, s. 44.

Profilografy nowej serii LJ-V – przełom technologiczny w swojej klasie. Nr 10, s. 46.

Programowalny przekaźnik czasowy typu MPC–TPA–U240–208. Nr 4, s. 48.

Promotic – teraz z nowym driverem komunikacyjnym dla sterowników S7 firmy Siemens. Nr 3, s. 84.

PROTECT Select – funkcjonalność w bezpieczeństwie. Nr 9, s. 52.

Prowadniki przewodów ESD/ATEX firmy igus dostępne od ręki. Nr 2, s. 36.

Przemysłowe przewody Ethernet do każdego rodzaju ruchu. Nr 3, s. 78.

Przemysłowe switche Gigabit nie tylko do sieci szkieletowych. Nr 5, s. 68.

Przemysłowy konwerter Profibus–światłowód. Nr 11, s. 47.

Przetwornice częstotliwości VLT w mniejszych obudowach D–Frame.

Nr 9, s. 38.

Rozwój systemów automatyzacji.

Chwytak PGN plus firmy SCHUNK z prowadnicami wielozębnymi.

Nr 10, s. 42.

RSD – seria przetwornic DC/DC do zastosowań w kolejnictwie.

Nr 3, s. 75.

SCADA, system Promotic: nowa wersja – nowe możliwości. Nr 9, s. 59.

SCHUNK liderem systemów wymiany narzędzi. Szybkozłącza do robotów przemysłowych i laboratoryjnych.

Nr 3, s. 68.

Seria serwerów portów szeregowych do zabudowy MiiNePort firmy MOXA. Nr 7–8, s. 58.

Serwery portów szeregowych Aaxeon.

Nr 9, s. 49.

SmartWire–DT: Podłączasz. i gotowe!

Nr 4, s. 42.

Stacjonarne systemy detekcji gazów firmy DRÄGER. Nr 4, s. 36.

Switche przemysłowe serii IKS firmy Moxa. Nr 9, s. 44.

System micro flizz MF 10 dodaje skrzydeł dużym przewodom.

Nr 7–8, s. 60.

Systemy komunikacji Wi–Fi w pojazdach ruchomych, taborze kolejowym i transporcie. Nr 5, s. 71.

Szybkie sieci bezprzewodowe w standardzie IEEE 802.11n do zastosowań przemysłowych. Nr 4, s. 43. Śpisz spokojnie dzięki certyfikowanym produktom Festo. Nr 9, s. 50.

TANK – komputer do zadań specjalnych. Nr 9, s. 40.

Termopary głowicowe z osłonami metalowymi. Nr 5, s. 79.

Testo Saveris. Innowacyjny system monitoringu produkcji, magazynowania i transportu w przemyśle farmaceutycznym. Nr 6, s. 44.

Transmisja USB 2.0 na dystansie nawet dziesięciu kilometrów. Nr 10, s. 48.

VLT Low Harmonic Drives. Przetwornice częstotliwości Danfoss o obniżonym poziomie harmonicznych.

Nr 2, s. 33.

Wskaźniki świetlne LED o wysokiej jasności, długiej żywotności i niskim zużyciu energii. Nr 12, s. 62.

Zasilacze do automatyki budynkowej i systemów LED. Nr 12, s. 61.

Zastosowanie sterowników nożnych do płynnej regulacji obrotów silnika.

Nr 6, s. 46.

Zintegrowana technologia bezpieczeństwa na bazie Ethernetu. Nr 5, s. 76.

Zintegrowane bezpieczeństwo w przemiennikach LENZE. Nr 9, s. 42. Źródła sukcesu systemu SmartWire-DT firmy EATON w Polsce. Nr 9, s. 46.

Wydarzenia „Greentelligence” tematem przewodnim targów HANNOVER MESSE 2012. Nr 2, s. 14.

37 National Instruments Days. Nr 1, s. 37.

ASTOR już po raz czternasty wyróżnił najlepszych dyplomantów. Nr 12, s. 18.

ASTOR podpisał kontrakt z japońską firmą EPSON na dystrybucję robotów SCARA. Nr 11, s. 8.

ASTOR Winter Cup 2012. Nr 1, s. 46.

Automaticon osiągnął pełnoletniość.

Nr 4, s. 10.

Branża energetyki chce być auto i eko.

Relacja z targów Energetab 2012 w Bielsku–Białej. Nr 10, s. 8.

CrimeLab i EuroLab 2012. Innowacje w służbie technik badań laboratoryjnych i kryminalistycznych. Nr 5, s. 10.

DACPOL świętuje 20 lat na rynku.

Nr 10, s. 19.

Dwie dekady Instytutu Sterowania i Systemów Informatycznych Uniwersytetu Zielonogórskiego.

Nr 6, s. 52.

Dziewiąty doktorat honoris causa profesora Tadeusza Kaczorka.

Nr 3, s. 91.

ENERGETICS 2011 – podsumowanie targów. Nr 1, s. 36.

Euro Kids 2012. Mistrzowski trening w Porajowie20 igus nagrodził

najlepsze aplikacje systemów zasilania energią. Nr 7–8, s. 18.

Foundation Fieldbus Live Roadshow – Kraków 2012. Nr 10, s. 14.

HAPexpo, ROBOTshow i ProWELDex 2011. Automatyka i robotyka w Expo Silesia. Nr 1, s. 8.

HAPexpo. Targi Wspomagania Procesów Przemysłowych w Expo Silesia. Nr 10, s. 50.

ICONICS partnerem roku 2012 firmy Microsoft. Nr 9, s. 8.

Jesteśmy z Wami już 15 lat! Nr 3, s. 7.

Kalendarium PAR. Nr 2, s. 40; Nr 5, s. 82; Nr 7–8, s. 68.

Lato z Lean Manufacturing. Nr 7–8, s. 11.

Lean Manufacturing po włosku. Nr 5, s. 48.

Lean manufacturing w Niemczech.

Nr 10, s. 51.

Lubelskie Targi Energetyczne ENERGETICS 2012. Nr 12, s. 16.

MERAZET SA oficjalnym dystrybutorem produktów firmy di-soric.

Nr 7–8, s. 21 METAV 2012 – sukces czy porażka?

Rozstrzygnie sytuacja gospodarcza w Europie. Nr 1, s. 38.

Międzynarodowe targi HANNOVER MESSE 2012. Przegląd nowości w dziedzinie urządzeń pomiarowych, napędów oraz technologii ekologicznych. Nr 6, s. 10.

Monachijskie spotkania z robotami i nie tylko 5. Międzynarodowe Targi Automatyki i Mechatroniki AUTOMATICA. Nr 4, s. 16.

Nowy ShowRoom Mitsubishi Electric w Balicach. Nr 3, s. 16.

O mechatronice wśród robotów mobilnych. Relacja z międzynarodowej konferencji naukowej ICM–IIA 2012. Nr 6, s. 13.

Od Redaktora Naczelnego. Nr 3, s. 6.

Po targach Pneumaticon 2012. Nr 4, s. 46.

Pół wieku Wydziału Mechatroniki.

Nr 11, s. 9.

Polski system miar wymaga głębokiej reformy. Nr 12, s. 10.

Powstał Związek Pracodawców Sektora Kosmicznego. Nr 12, s. 13.

Produkcja przemysłowa okiem praktyków metodyki WCM. Relacja z X konferencji „World Class Manufacturing – produkcja klasy światowej”. Nr 12, s. 14.

Profesor Jerzy Stańda – twórca szkoły metrologii przepływów.

Nr 3, s. 88.

Profesor Marian P. Kaźmierkowski doktorem honoris causa Uniwersytetu Zielonogórskiego. Nr 7–8, s. 70.

Profesor Zdzisław Kowalczuk nowym prezesem POLSPAR. Nr 2, s. 32.

Przyszłość należy do robotów medycznych i mobilnych. XII Krajowa Konferencja Robotyki. Nr 10, s. 16.

Robotyczne Mikołajki w Centrum Nauki Kopernik. Nr 1, s. 40.

Robotyka na targach AUTOMATICON 2012. Nr 5, s. 14.

RS i ALLIED laureatami nagrody Distribution Excellence. Nr 10, s. 20.

Sektor ICT promuje zaufanie. Relacja z targów CeBIT 2012. Nr 4, s. 52.

Seminaria naukowe PIAP. Semestry: XXXVIII „Wiosna 2012”. Nowości w dziedzinie automatyki, robotyki i przemysłowej techniki pomiarowej. Nr 3, s. 110.

XXXIX „JESIEŃ 2012”. Nowości w dziedzinie automatyki, robotyki i przemysłowej techniki pomiarowej. Nr 10 s. 52.

Sensoryka i robotyka na targach AUTOMATICA 2012. Nr 7–8, s. 12. Śląskie święto automatyki w Expo Silesia. Nr 12, s. 19.

Spotkanie Partnerów ASTOR. Nr 4, s. 50.

Statuetki rozdane! Relacja z jubileuszu 15–lecia miesięcznika PAR. Nr 4, s. 9.

Sukcesy Drużyny Efektywności w ASTOR EURO Tour 2012. Nr 6, s. 40.

Szesnaste spotkanie automatyków w Beskidzie Sądeckim. Nr 7–8, s. 8.

Talos Demo Day. Relacja z pokazu działania demonstratora. Nr 6, s. 14.

Targi Norymberskie – źródło wiedzy o nowościach i trendach rynkowych oraz platforma kontaktów i relacji biznesowych. Nr 10, s. 12.

TRANE doceniło energooszczędne inwestycje FERRERO Polska.

Nr 10, s. 18.

Warsztaty zrobotyzowanej chirurgii.

Nr 5, s. 12.

World Class Manufacturing – produkcja klasy światowej. Relacja z IX edycji konferencji GBI Partners. Nr 1, s. 10.

Wysoki poziom innowacyjności krzepi.

Nr 5, s. 18.

XV Kongres SUR. Nr 9, s. 9.

Złote Medale XVIII Międzynarodowych Targów Automatyki i Pomiarów AUTOMATICON. Nr 4, s. 14.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

169

Publikacje PAR 2012

Temat numeru Analiza rynku robotów przemysłowych w Polsce i na świecie. Nr 11, s. 34.

Analogowy moduł wejściowy CPX-4AE-P z czterema czujnikami ciśnienia dla terminalu CPX. Nr 5, s. 40.

Automatyzacja maszyn z interfejsem IO–Link. Nr 12, s. 48.

AVICON – kompleksowa oferta rozwiązań wizyjnych dla nauki i przemysłu. Nr 2, s. 20.

Bezkontaktowe blokady bezpieczeństwa AZM 200. Nr 1, s. 30.

COMAU – nie tylko Robotyka. Nr 11, s. 26.

Czujniki momentu obrotowego. Nr 5, s. 20.

Czujniki przemysłowe z bezprzewodową transmisją danych. Nr 3, s. 26.

Czy warto stosować procesory DSP w sieci smart grid? Nr 10, s. 21.

DFPI – napęd regulowany do wszystkich sterowanych liniowo zaworów procesowych. Nr 4, s. 28.

Elektryczne, praktyczne, ekonomiczne.

Nr 7–8, s. 30.

EMDX3 – kompletny system pomiarowy dla instalacji elektrycznej.

Nr 9, s. 16.

Energooszczędne, mobilne systemy do pomiaru siły, masy oraz ciśnienia. Nr 6, s. 26 Estetyka, ergonomia i oszczędność nowego kontrolera firmy FANUC. Nr 11, s. 24.

Falowniki z funkcją zwrotu energii do sieci. Nr 6, s. 18 Festo – partner w przemyśle spożywczym i maszyn pakujących.

Nr 7–8, s. 32.

Inteligentne skanery laserowe. Ochrona i pozycjonowanie w jednym urządzeniu. Nr 1, s. 32.

IP65 i więcej. Automatyka firmy Beckhoff. Nr 7–8, s. 38.

Kamera bezpieczeństwa V300.

Nr 1, s. 29.

Kurtyny i bariery świetlne .steute/GREIN – prezentacja dostępnych rozwiązań. Nr 11, s. 30.

Kurtyny i skanery bezpieczeństwa.

Nr 1, s. 12.

Mały robot KR Agilus firmy KUKA. Nowy. Szybki. Precyzyjny.

Nr 11, s. 29.

Manipulator Tripod EXPT. Nr 11, s. 22.

MARITEX – niezawodne komputery przemysłowe. Nr 12, s. 37.

Mierniki parametrów sieci energetycznej – przegląd rozwiązań rynkowych. Nr 9, s. 10.

170

Miniaturowy napęd elektryczny EGSL. Nr 4, s. 26.

MLA-SIC jako główny element konstrukcji robota paletyzującego.

Nr 7–8, s. 43.

Moduły pomiarowe WObit we współpracy z panelami HMI. Nr 12, s. 43.

Napędy elektryczne dla przemysłu spożywczego. Nr 7–8, s. 22.

Niezawodne komputery przemysłowe Pro–face. Nr 12, s. 32.

Niezawodność pomiarów w ciężkich warunkach środowiskowych. Nr 5, s. 38.

Nowa generacja konfokalnej technologii pomiarowej. Nr 2, s. 25.

Nowa platforma, nowa jakość, nowe możliwości. Premiera sterowników PLC serii ZX firmy HORNER. Nr 10, s. 34.

Nowa seria czujników optoelektronicznych BOS 18M. Nr 3, s. 43.

Nowe czujniki kontrastu w miniaturowej obudowie F 25! Nr 7–8, s. 42.

Nowoczesne bezwentylatorowe komputery przemysłowe Matrix w ofercie firmy GURU Control Systems. Nr 12, s. 34.

Nowości napędowe firmy NORD. Nr 4, s. 30.

Nowy pirometr stacjonarny do szkła.

Nr 5, s. 29.

Obiektywy telecentryczne. Ekstremalne zwiększenie precyzji wizyjnych aplikacji pomiarowych. Nr 2, s. 18.

Odwieczny dylemat: sterownik PLC czy komputer przemysłowy. Nr 12, s. 30.

Optymalna praca każdego robota przemysłowego. Automatyczna wymiana narzędzi i układy antykolizyjne firmy SCHUNK. Nr 11, s. 28.

Oryginalne rozwiązania w najnowszych komputerach panelowych iEi Technology Corp.

Nr 12, s. 40.

Panele operatorskie i sterowniki PLC KINCO. Nr 10, s. 33.

Pierwszorzędny wybór do dowolnego zadania automatyzacji. Komputer przemysłowy Automation PC 910.

Nr 12, s. 41.

Pomiar drogi z użyciem przetworników obrotowych. Nr 3, s. 47.

Pomiary ze wzor(c)ową precyzją. Czujniki i systemy pomiarowe firmy ZEPWN. Nr 3, s. 46.

PPC–5152–D525 – pierwszy przedstawiciel nowej serii

bezwentylatorowych panelowych komputerów przemysłowych PPC. Nr 10, s. 35.

Produkty PoE firmy AAXEON. Nr 12, s. 51.

Przekładniki prądowe dla energoelektroniki. Nr 10, s. 24.

Przetworniki ciśnienia szwajcarskiej firmy Trafag AG. Nr 3, s. 40.

Przyrządy połączone. Protokoły komunikacyjne w systemach pomiarowych.

Nr 3, s. 18.

Real-Time NI Embedded Vision. Nr 5, s. 34.

Redukcja kosztów i poprawa jakości.

Nowy model do detekcji i odczytu kodów kreskowych i 2-D. Nr 2, s. 22.

Rejestracja rozkładów temperatury w hutnictwie i odlewnictwie. Nr 3, s. 49.

Robotyzacja polskich zakładów produkcyjnych. Nr 11, s. 20.

Rozwiązania HMI ESA – wydajność, elastyczność i europejska jakość.

Nr 12, s. 38.

Równoczesny odczyt wielu nośników z odległości do 6 metrów. Nr 7–8, s. 34.

Serwonapędy Mitsubishi Electric: harmonia ludzi, maszyn i natury. Nr 4, s. 25.

Serwonapędy w automatyce przemysłowej i robotyce. Nr 4, s. 18.

Silnik synchroniczny z serii DRC. Nr 6, s. 17.

Silniki BLDC Dunkermotoren vs. napędy serwo firmy Kinco. Nr 5, s. 28.

Sondy hydrostatyczne i przetworniki ciśnienia. Nr 3, s. 44.

Sterownik V560-T25B zintegrowany z kolorowym panelem dotykowym.

Nr 12, s. 42.

Sterowniki bezpieczeństwa – wymagania normatywne i przegląd wybranych modeli. Nr 10, s. 22.

SYNDIS PQ – system oceny jakości energii. Rozwiązanie dla spółek przesyłowych i dystrybucyjnych. Nr 10, s. 18.

System RFID BLident firmy TURCK. Niezawodne wsparcie procesów pakowania i transportu. Nr 7–8, s. 37.

Systemy informatyczne wspomagające zarządzanie produkcją i logistyką.

Nr 7–8, s. 44.

Systemy wizyjne – sztuka czy rzemiosło? Nr 5, s. 37.

Telemetria – monitoring i sterowanie rozproszonymi obiektami przemysłowymi. Nr 12, s. 46.

Transair – czyli jak zaprojektować i wykonać energooszczędną instalację sprężonego powietrza.

Nr 6, s. 24.

Trzy powody, dla których warto zastosować RSTi I/O w warstwie układów I/O. Nr 12, s. 44.

UPC–V312–D525 – bezwentylatorowy komputer panelowy o dużej odporności na czynniki środowiskowe.

Nr 10, s. 32.

Urządzenia do bezdotykowego pomiaru temperatury w automatyzacji procesów. Nr 3, s. 48.

W świecie komputerów przemysłowych.

Nr 12, s. 20.

Wpływ wymagań bezpieczeństwa nowej Dyrektywy Maszynowej na projekty zautomatyzowanych i zrobotyzowanych stanowisk produkcyjnych.

Nr 1, s. 20.

Współrzędnościowe ramiona pomiarowe w zastosowaniach przemysłowych.

Nr 3, s. 33.

Wszechstronne moduły ML WObit.

Nr 11, s. 35.

Zasilacze LED firmy MEAN WELL. Nr 6, s. 27.

Zwiększenie bezpieczeństwa pracy przez zastosowanie monitoringu stref.

Nr 5, s. 30.

Aplikacje „Klimzowiec” – zielony punkt na mapie Śląska. Nr 10, s. 38.

Budowa, automatyzacja i uruchomienie instalacji akumulatora ciepła w Elektrociepłowni Białystok SA. Nr 3, s. 52.

Danfoss VLT Aqua Drive FC 202. Nr 3, s. 58.

DriveBenefits – nowoczesna logistyka.

Nr 3, s. 56.

Efektywne zarządzanie stadionem Klubu Legii Warszawa dzięki systemom automatyki i kontroli dostępu SCHNEIDER ELECTRIC. Nr 6, S. 28.

Karbonowe chwytaki do aplikacji robotycznych serii manulift CR. Nr 3, s. 54.

Miliony cykli prowadników igus w przemyśle farmaceutycznym.

Nr 11, s. 40.

Modernizacja komputerowego systemu sterowania mechanizmami sceny Teatru Narodowego. Nr 10, s. 36.

Modernizacja systemu automatyki w Track Tec SA Zakład w Suwałkach.

Nr 9, s. 26.

Modernizacja układu nawęglania w ENERGA Elektrownie Ostrołęka.

Nr 6, s. 30.

Optymalizacja produkcji łożysk dzięki RFID. Nr 3, s. 50.

Platforma Eplan skraca czas cyklu produkcyjnego o 30 %. Nr 11, s. 38.

Projekt i realizacja automatyzacji dojrzewalni prefabrykowanych elementów betonowych w firmie WIPROBET B.T. Gryczewscy sp.j.

Nr 5, s. 42.

Projekt, montaż i uruchomienie rozdzielnic AKPiA z przetwornicami częstotliwości Danfoss w ramach gdańskiego projektu wodno– –ściekowego „Rozbudowa oczyszczalni ścieków Gdańsk-Wschód”.

Nr 5, s. 44.

Przemienniki częstotliwości Astraada w instalacji wody technologicznej.

Nr 4, s. 32.

Roboty wspomagają produkcję nowoczesnych aparatów słuchowych.

Nr 12, s. 52.

Układy wielonapędowe z przetwornicami VLT Automation Drive FC 302 w instalacji produkcji mleka w proszku. Nr 7–8, s. 52.

Zrobotyzowane stanowisko spawania aluminium z wykorzystaniem zewnętrznej osi robota.

Nr 11, s. 36.

Polecane książki Historia zegarmistrzostwa w Polsce.

Nr 3, s. 109.

Komputerowo zintegrowany system sterowania i diagnostyki.

Nr 5, s. 84.

Mechanika techniczna i teoretyczna.

Statyka. Kinematyka. Nr 5, s. 84.

Mechanika techniczna i teoretyczna.

Dynamika. Nr 5, s. 84.

Reprezentacja otoczenia robota mobilnego. Nr 6, s. 36.

Rozmowa PAR Chcemy walczyć z niechęcią polskich przedsiębiorców do inwestowania w robotykę – rozmowa ze Stefanem Życzkowskim, prezesem firmy ASTOR.Nr 12, s. 54.

Człowiek i robot w niewielkiej przestrzeni – wywiad z Esbenem H. Ostergaardem, Dyrektorem Technicznym i założycielem Universal Robots. Nr 10, s. 40.

Ekspansja RS Components nie ma granic… – rozmowa z Zebem Shahinem, członkiem zarządu i wiceprezesem RS Components na Europę Wschodnią. Nr 6, s. 34.

Energetab rośnie wraz z branżą już 25 lat – wywiad z Ryszardem

Migalskim, dyrektorem ds. targów i szkoleń w ZIAD Bielsko–Biała SA. Nr 9, s. 28.

Jak Polska może wyjść z kręgu umiarkowanych innowatorów? – rozmowa z wicepremierem i ministrem gospodarki Waldemarem Pawlakiem.

Nr 4, s. 34.

Na polskim rynku nie powiedzieliśmy jeszcze ostatniego słowa – o tym, że korporacja także może stosować strategię działania w rynkowych niszach, mówi Adam Więch, dyrektor zarządzający firmy .steute Polska. Nr 11, s. 42.

Nie ma nauki polskiej , jest tylko nauka światowa – rozmowa z prof.

Januszem Kacprzykiem, kierownikiem Pracowni Systemów Inteligentnych w Instytucie Badań Systemowych PAN, przewodniczącym komitetu programowego konferencji naukowo-technicznej AUTOMATION. Nr 2, s. 26.

Robotyka chirurgiczna umieszcza znane problemy techniczne w zupełnie nowym kontekście – rozmowa z dr. inż. Szymonem Kostrzewskim, laureatem Ogólnopolskiego Konkursu Prac Dyplomowych „Młodzi Innowacyjni 2012”, twórcą robota Neuroglide. Nr 5, s. 46.

Staram się dostarczać ludziom bezpieczną prawdę – rozmowa z prof. Łukaszem A. Turskim, wybitnym polskim fizykiem, pomysłodawcą Pikniku Naukowego oraz Centrum Nauki Kopernik.

Nr 1, s. 34.

Wolverine i Hercules – bohaterowie nowych technologii – o optymalizacji i mikrokontrolerach przyszłości rozmawiamy z Elizabete de Freitas, European Marketing Manager, ARM MPU Products, DSPS Business, Texas Instruments. Nr 7–8, s. 56.

Rytro 2012 25 lat firmy SKAMER–ACM. Nr 5, s. 60.

Danfoss Drives światowym liderem w produkcji napędów regulowanych elektronicznie. Nr 5, s. 51.

Dlaczego kable bezhalogenowe?

Nr 5, s. 62.

Inwazyjny pomiar temperatury w procesach farmaceutycznych.

Nr 5, s. 58.

JUMO AQUIS touch S. Modularne urządzenie wielokanałowe do analizy cieczy. Nr 5, s. 57.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

171

Publikacje PAR 2012

JUMO safetyM STB/STW Ex. Ogranicznik temperatury z dopuszczeniem ATEX. Nr 5, s. 56.

Niestandardowe konstrukcje pomiarowe przemysłowych czujników temperatury. Nr 5, s. 64.

Oferta mierników i analizatorów parametrów sieci 3–fazowej firmy LUMEL. Nr 5, s. 55.

SmartWire–DT firmy Eaton Electric steruje systemami transportu karoserii w przemyśle motoryzacyjnym.

Nr 5, s. 52.

TURCK – lider w automatyzacji przemysłowej. Nr 5, s. 65.

Nauka 6D SLAM with GPGPU computation.

Nr 2, s. 275–280.

Algorytm tachometru. Nr 11, s. 73.

An application of generalized least squares method to the conduction heat transfer problem. Nr 9, s. 66.

Analiza porównawcza naprowadzania bomby na cel naziemny z wykorzystaniem specjalnego układu wykonawczego. Nr 2, s. 392–397.

Analiza stabilności układu oscylacyjnego z regulatorem PD niecałkowitego rzędu. Nr 2, s. 293–297.

Analiza układu Lorenza niecałkowitego rzędu. Nr 2, s. 303–306.

Analysis of mechatronic systems second class by the matrix method.

Nr 12, s. 105.

Automatyczne stanowisko pomiarowe do badań charakterystyk pracy plazmotronów łukowych. Nr 2, s. 546–551.

Automatyczne, wizyjne sortowanie owoców. Nr 2, s. 377–382.

Badania algorytmów ustawiających wahadło w pozycji odwróconej z wizyjnym sprzężeniem zwrotnym.

Nr 2, s. 463–468.

Badania odporności zderzeniowej szybkich środków transportu z małymi obiektami. Nr 11, s. 59.

Badania symulacyjne odtwarzania sygnału w bezprzewodowym układzie sterowania napędem elektrohydraulicznym z dżojstikiem haptic.

Nr 2, s. 514–518.

Badanie procesu samokonfiguracji systemu sterowania wytwarzaniem.

Nr 2, s. 157–161.

Badanie wpływu procesu rozmagnesowywania na pętlę histerezy obrotowego hamulca magnetoreologicznego. Nr 2, s. 499–503.

Błędy w projektowaniu komputerowym oświetlenia pośredniego. Nr 9, s. 80.

172

Budowa, układ sterowania i oprogramowanie zrobotyzowanego stanowiska o złożonej kinematyce. Nr 2, s. 119–122.

Charakterystyka powierzchni tulei cylindrowych przeznaczonych do zalewania metodą Alfin. Nr 4, s. 61.

Comparative analysis of exoskeletal actuators. Nr 12, s. 133.

Construction and steering of a two– wheeled balancing robot. Nr 12, s. 164.

Control of mobile walking robot (hexapod). Nr 12, s. 157.

Decelerating the rate of evolution with constant learning. Nr 11, s. 50.

Determination of positive stable realizations for discrete–time linear systems. Nr 2, s. 317–322.

DisCODe: komponentowa struktura ramowa do przetwarzania danych sensorycznych. Nr 7–8, s. 76–83.

Dobór konstrukcji urządzeń haptic w zależności od wielkości i rodzaju sił występujących w sterowanym układzie. Nr 2, s.504–508.

Dobór parametrów silnika indukcyjnego dużej mocy. Nr 2, s. 362–369.

Dwuosiowy dżojstik dotykowy HapticUZ 2–DOF/DC. Nr 2, s. 495–498.

Dydaktyczny robot czworonożny o krocząco–kołowym układzie lokomocyjnym. Nr 2, s. 247–253.

Elementy procesu wykrycia zagrożenia kolizją i automatycznie sterowany manewr awaryjny. Nr 2, s. 383–387.

Emisja zaburzeń przewodzonych zasilaczy impulsowych. Nr 12, s. 187.

Fractional order PID controller in velocity control loop of CNC machine feed–drive module with permanent magnet synchronous motor.

Nr 12, s. 144.

Functional structure of diagnostic system for wheeled tractors.

Nr 12, s. 117.

Generowanie przestrzennej trajektorii robota chirurgicznego za pomocą półprzewodnikowego sensora ruchu o 6 stopniach swobody. Nr 2, s. 410–415.

Haptyczny interfejs asystujący z cieczą MR. Nr 2, s. 509–513.

Hierarchiczny system sterowania procesem mieszania. Implementacja sprzętowa i badania testowe.

Nr 7–8, s. 90–96.

Historyczne aspekty wyrażania niepewności pomiaru. Nr 2, s. 538–539.

Historyczne źródła teorii błędu i niepewności pomiaru. Nr 7–8, s. 72–75.

Identification of an electrically driven manipulator using the differential filters. Nr 12, s. 168.

Identyfikacja parametrów człowieka.

Nr 2, s. 201–205.

Identyfikacja wybranych parametrów plazmotronowego reaktora plazmowego. Nr 11, s. 68.

Implementacja regulatora PID w układzie FPGA do sterowania aktywnym zawieszeniem magnetycznym z magnesami trwałymi. Nr 2, s. 437–442.

Implementacja sterowania rozmytego dżojstikiem typu Haptic na sterowniku PLC. Nr 2, s. 404–409.

Innowacyjny projekt satelitarny dla podniesienia bezpieczeństwa i komfortu podróży na europejskich korytarzach transportowych. Nr 2, s. 101–105.

Inspection and monitoring of engineering structures by means of optical displacement sensors based on interferometry techniques.

Nr 12, s. 87.

Inteligentny model wskaźnika zagrożenia pożarowego w kopalni węgla.

Nr 2, s. 540–545.

Kinematics of underwater inspection robot. Nr 12, s. 112.

Kompleksowe podejście do zagadnienia jakości w małych i średnich przedsiębiorstwach produkcyjnych.

Nr 2, s. 114–118.

Komputerowe metody badania stabilności modelu Roessera liniowych układów 2D. Nr 2, s. 298–302 Komputerowy model kończyny górnej człowieka poruszany zespołem symulowanych mięśni. Nr 2, s. 194–200.

Koncepcja symulatora do nauki jazdy samochodem dla osób niepełnosprawnych: założenia systemu, określenia wymaganych przyśpieszeń metodami eksperymentalnymi w ruchu ulicznym. Nr 2, s. 469–475.

Kryteria obserwowalności układów dyskretnych singularnych niecałkowitego rzędu. Nr 2, s. 328–331.

Magnetowizja słabych pól magnetycznych w systemach zapewnienia bezpieczeństwa publicznego.

Nr 12, s. 181.

Metoda pomiarów parametrów orientowanego ogniwa słonecznego.

Nr 9, s. 74.

Metody badań błędów ruchów technologicznych precyzyjnych centrów tokarskich CNC. Nr 1, s. 67.

Mobile HMI system for the micromachine tool. Nr 12, s. 70.

Model matematyczny i symulacyjny bezłożyskowego silnika z magnesami trwałymi. Nr 2, s. 450–455.

Model matematyczny optymalizacji kosztów w łańcuchu dostaw. Nr 2, s. 137–140.

Model matematyczny układu napędowego samochodu z silnikiem spalinowym i jego badania symulacyjne.

Nr 2, s. 489–494.

Model promieniowego pasywnego łożyska magnetycznego. Nr 2, s. 443–449.

Modeling disturbances influencing an Earth–orbiting satellite. Nr 5, s. 98.

Modelowanie charakterystyk magnesowania stali konstrukcyjnych. Nr 2, s. 552–555.

Modelowanie procesu działania przyrządów pokładowych statku powietrznego w symulatorze diagnostycznym samolotu M–28.

Nr 2, s. 388–391.

Modelowanie profili nierówności powierzchni cylindrów po gładzeniu płasko wierzchołkowym. Nr 6, s. 64 Modelowanie, sterowanie i wizualizacja quadrocoptera. Nr 2, s. 234–240.

Modułowy, 32–bitowy sterownik pralki.

Nr 2, s. 357–361.

Monitoring of fatigue life of mechatronic elements using spectral method for fatigue life assessment including the mean stress value. Nr 12, s. 100.

Monolityczne układy konwerterów sigma–delta do pomiaru wartości skutecznej napięcia i ich porównanie ze scalonymi konwerterami klasycznymi. Nr 7–8, s. 84–89.

Możliwość oceny liczby kawitacji w procesach kawitacji hydrodynamicznej z uwzględnieniem wpływu geometrii wzbudnika kawitacji. Nr 6, s. 60.

Możliwości realizacji inteligentnego nadzoru instalacji spawalniczych z wykorzystaniem rozwiązań ICT oraz serwisów WEB 2.0. Nr 2, s. 123–127.

Niekonwencjonalne metody analizy błędów pomiaru różnicy temperatury czujnikami platynowymi. Nr 12, s. 187.

Nieniszczące zrobotyzowane badanie spawów metodą TOFD. Nr 2, s. 228–233.

Nowe unormowania w zakresie bezpieczeństwa funkcjonalnego – wynik postępu technicznego. Nr 2, s. 171–176.

Nowoczesne szkolenia z zakresu bezpieczeństwa instalacji zautomatyzowanych i zrobotyzowanych wykorzystujące zaawansowane rozwiązania informatyczne. Nr 2, s. 177–182.

Ocena dokładności realizacji procesu inżynierii odwrotnej obiektu przestrzennego. Nr 5, s. 86.

Ocena parametrów 3D wyznaczonych metodą próbkowania spiralnego.

Nr 6, s. 56.

Optymalizacja kosztów w łańcuchu dostaw – implementacja modelu matematycznego. Nr 2, s. 141–146.

Planowanie rozmieszczenia ruchomych podpór jako dyskretny problem spełniania ograniczeń. Nr 2, s. 344–350.

Planowanie systemu monitoringu wspomagającego zarządzanie miejską siecią wodociągową. Nr 2, s. 95–100.

Planowanie trasy robota Kurier w środowisku dynamicznym z wykorzystaniem sieci komórkowych. Nr 2, s. 281–288.

Pomiary i estymacja wybranych parametrów pilotażowo–nawigacyjnych wiatrakowca. Nr 2, s. 523–529.

Pomiary i estymacja wysokości i prędkości pionowej obiektów latających.

Nr 2, s. 530–537.

Pomiary i sterowanie w dydaktycznym modelu lewitacji magnetycznej.

Nr 2, s. 456–462.

Positive realization of fractional discrete–time linear systems with delays. Nr 2, s. 323–327.

Problemy niezawodnościowo–eksploatacyjne układów zasilających elektroniczne systemy bezpieczeństwa.

Nr 1, s. 54.

Problemy optymalizacji struktur regulatora rozmytego w sterowaniu dwurotorowym systemem aerodynamicznym. Nr 10, s. 58.

Projekt i implementacja laboratoryjnego modułowego manipulatora o pięciu stopniach swobody (5R) z wbudowanym systemem sterowania. Nr 11, s. 54.

Projekt techniczny i wykonanie dwukołowego balansującego pojazdu mobilnego. Nr 2, s. 241–246.

Projektowanie układu regulacji odpornej wspomagane algorytmem CDM. Nr 4, s. 56.

Prototyp wspinającej się platformy przeznaczonej do diagnostyki ścian paleniska kotłów energetycznych dużej mocy. Nr 2, s. 260–264.

Punktowa zupełność i punktowa degeneracja układów dyskretnych niecałkowitego rzędu. Nr 2, s. 332–337.

Rapid prototyping environment for wheeled mobile robot control algorithm. Nr 12, s. 139.

Realizacja algorytmu szybkiego pozycjonowania na platformie PLC. Nr 10, s. 54.

Regulacja położenia silnika prądu stałego z wykorzystaniem regulatorów niecałkowitego rzędu.

Nr 2, s. 307–311.

Regulator odporny H2 w robocie mobilnym. Nr 10, s. 74.

Rentgenowska tomografia komputerowa(CT) do zadań przemysłowych.

Nr 5, s. 104.

Robin Heart: przygotowania do debiutu klinicznego. Nr 2, s. 416–419.

Robowąż – nowy trend w robotyce mobilnej. Nr 2, s. 254–259.

Rozmywanie i wyostrzanie wiedzy w wybranych sieciach semantycznych systemów produkcji. Nr 4, s. 71.

Safety of robots in a neighborhood of the people and the new law of robotics. Nr 1, s. 48.

Scheduling for Multi–modal Cyclic Transport Systems. Nr 2, s. 106–113.

Skala i przyczyny obchodzenia urządzeń ochronnych i osłon w Polsce.

Nr 1, s. 64.

Software for specification and monitoring of mobile robots missions. Nr 7–8, s. 97–101.

Specyfikacja struktur serwomechanizmów wizyjnych.

Nr 2, s. 370–376 Sterowanie aktywnym dżojstikiem dotykowym Haptic UZ 1–DOF/DC. Nr 2, s. 519–522.

Sterowanie optymalne inteligentną kratownicą. Nr 10, s. 62.

Sterowanie piecem rezystancyjnym do wyżarzania rdzeni ze stopów amorficznych. Nr 2, s. 128–131.

Sterowanie wirtualnymi modelami 3D stanowisk wytwarzania w aplikacji CATIA/DELMIA z wykorzystaniem sterowników PLC. Nr 2, s. 429–436.

Study of porosity measurement Rusing the computer tomography. Nr 12, s. 82.

Symulacja ekonomicznych i społecznych skutków robotyzacji.

Nr 2, s. 561–566.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

173

Publikacje PAR 2012

Synteza układu stabilizującego energię promieniowania cieplnego w zespołach uplastyczniających maszyn wytwarzających opakowania z PET. Nr 3, s. 94.

System akwizycji danych z kokpitu samochodu osobowego do zastosowania w symulatorze do nauki jazdy osób niepełnosprawnych.

Nr 2, s. 481–488.

Terenowa platforma mobilna RoMegAT. Nr 2, s. 289–292 Testowanie programów dla PLC w środowisku symulacyjnym Arena.

Nr 2, s. 424–428.

The application of VPython to visualization and control of robot. Nr 12, s. 151.

The author’s software system for planning and selection of personnel in SME. Nr 2, s. 167–170.

The definition of procedural knowledge in distributed mechatronic systems. Nr 12, s. 129.

The electrooculography control system. Nr 12, s. 160.

The implementation of the evolutionary algorithm for optimization of power flow in the high–voltage transmission lines. Nr 9, s. 70.

The influence of properties of a measured object on the surface digitalization performed by a laser scanner integrated with measuring arm. Nr 12, s. 76.

Three–wheeled mobile platform powered by LabVIEW at energy performance index. Nr 12, s. 63.

Transfer wartości wzorca w pomiarach przepływu gazu ziemnego.

Nr 12, s. 173 Transformacja danych z wykorzystaniem formatu B2MML jako element integracji systemów informatycznych przedsiębiorstwa.

Nr 2, s. 151–156.

Układ kontroli procesu wtłaczania kół jezdnych lokomotyw i wagonów.

Nr 12, s. 196.

Understanding anthropomorphisation in social robotics. Nr 11, s. 78.

Viscous friction measurement technique in robot joint with the use of surrogate mass. Nr 12, s. 121.

Wieloplatformowy system archiwizacji danych informatycznych.

Nr 2, s. 312–316.

Wireless passive sensor for crack detection exploiting RFID technology. Nr 12, s. 92.

Wirtualny adaptacyjny algorytm sterowania układem napędowym

174

pojazdu kołowego.

Nr 2, s. 476–480.

Wnioski z wdrożeń oprogramowania EMU w przemyśle. Nr 3, s. 98.

Wpływ elementu odniesienia na wynik pomiaru okręgu na CMM. Nr 4, s. 78.

Wpływ inteligentnych sieci na system regulacji podsektora elektroenergetycznego. Nr 9, s. 60.

Wybrane algorytmy automatycznego naprowadzania przeciwpancernego pocisku rakietowego atakującego cel z górnego pułapu. Nr 2, s. 398–403.

Wybrane interfejsy chirurg–maszyna w strukturze systemu wizyjnego i sterowania telemanipulatorów chirurgicznych rodziny Robin Heart.

Nr 2, s. 420–423.

Wybrane problemy automatyzacji i robotyzacji procesu spawania w konstrukcjach wielkogabarytowych. Nr 2, s. 132–136.

Wykorzystanie otwartego oprogramowania do rekonstrukcji stanowisk pracy. Nr 2, s. 183–188.

Wykorzystanie Simulatora I++ w nauczaniu metrologii współrzędnościowej i pracach badawczych.

Nr 4, s. 66.

Wykorzystanie systemów CAD/CAM w procesie przygotowania produkcji. Nr 2, s. 147–150.

Wykorzystanie technik rzeczywistości wirtualnej do teleoperacji robota mobilnego. Nr 2, s. 265–269.

Wykorzystanie właściwości algorytmów regulacji predykcyjnej w detekcji uszkodzeń. Nr 2, s. 338–343.

Wyznaczenie dwuwymiarowej niedokładności pomiaru wewnątrzobrabiarkowego systemu. Nr 10, s. 68.

Zastosowanie BCI do sterowania robotem mobilnym. Nr 2, s. 270–274.

Zastosowanie kontrolera Kinect oraz zestawu czujników inercyjnych do rejestracji ruchu człowieka dla potrzeb rzeczywistości wirtualnej oraz sterowania. Nr 2, s. 189–193.

Zastosowanie magnetyków amorficznych do budowy magnetosprężystych sensorów sił rozciągających.

Nr 2, s. 556–560.

Zastosowanie mikroprocesorowych układów pomiaru kąta obrotu w budowie fantomu do generowania programów roboczych robotów FANUC ARCMate 100iB. Nr 2, s. 206–213.

Zastosowanie nowoczesnych, kinowych technik prezentacji obrazów 3D do prezentacji dydaktycznych z zakresu zasad doboru i sposobu działania osprzętu manipulacyjnego typowych robotów przemysłowych.

Nr 2, s. 214–219.

Zastosowanie nowoczesnych, kinowych technik prezentacji obrazów 3D w procesie nauczania z zakresu budowy i zasady działania napędów robotów przemysłowych. Nr 2, s. 220–227.

Zastosowanie systemów ekspertowych w planowaniu procesu produkcyjnego. Nr 2, s. 162–166.

Zastosowanie techniki wizyjnej w pomiarze odkształcenia bezwzględnego warstwy kleju w spoinie. Nr 5, s. 91.

Zastosowanie technologii MEMS w nowoczesnym sterowniku pralki do kontroli drgań bębna. Nr 2, s. 351–356.

Forum Młodych Aplikacje RIA w systemach CMS oraz e–commerce. Nr 7–8, s. 102.

Implementacja gry Pong w układzie programowalnym FPGA. Nr 11, s. 84.

Line Follower – autonomiczny robot śledzący trasę. Nr 1, s. 75.

Międzynarodowa Konferencja „Mechatronics: Ideas for Industrial Applications”. Nr 1, s. 79/ Moc technologii dla edukacji.

Nr 1, s. 78.

Na podbój Wszechświata – polskie łaziki marsjańskie. Nr 6, s.70.

Platforma mobilna do badania interakcji człowiek–robot.

Nr 9, s. 88.

Pojedynek programistów LabVIEW rozstrzygnięty! Nr 5, s. 114.

Przeźroczysty konwerter WiFi – RS– 485 do komunikacji z licznikiem energii elektrycznej. Nr 2, s. 68.

Sesja Studenckich Kół Naukowych z firmą ASTOR. Nr 6, s. 74.

Sukces drużyny GROM na ASTOR Robot Challenge 2011.

Nr 1, s. 74.

Turniej robotów ROBOXY 2012.

Nr 6, s. 72.

Wizualizacja danych pomiarowych na obiektach 3D jako sposób szybkiej i efektywnej oceny stanu urządzeń.

Nr 3, s. 112.

Zarządzanie produkcją metodą monitoringu maszyn – trendy i statystyki. Nr 2, s. 66.

Indeks autorów

Cichocki Łukasz. Nr 11, s. 54.

Adamczewski Tomasz. Nr 5, s. 58.

Dąbkowski Mariusz. Nr 12, s. 133.

Adamczyk Piotr. Nr 12, s. 46.

Dąbrowski Witold. Nr 2, s. 530.

Andrzejczyk Grzegorz. Nr 4, s. 25.

Duda Łukasz. Nr 11, s. 54.

Andrzejewski Jacek. Nr 2, s. 48.

Duffy Brian R. Nr 11, s. 78.

Arendt Ryszard. Nr 2, s. 362.

Dusik Dominik. Nr 11, s 84.

Arendt Ryszard. Nr 12, s. 117.

Dworak Paweł. Nr 12, s. 70.

Augustyn Jacek. Nr 11, s. 54.

Dymarek Andrzej. Nr 2, s. 469.

Augustyniak Maciej. Nr 2, s. 48.

Dymny Grzegorz. Nr 12, s. 87.

Awrejcewicz Jan. Nr 12, s. 157, 164.

Dzitkowski Tomasz. Nr 2, s. 469.

Babkiewicz Marek. Nr 10, s. 68.

Falkowski Krzysztof. Nr 2, s. 443, 445.

Bachman Paweł. Nr 2, s. 495, 499, 504, 509, 514, 519.

Felka Dariusz. Nr 2, s. 540.

Baczyńska Maria. Nr 2, s. 101.

Flindt Michaela. Nr 3, s. 56.

Banaszak Zbigniew. Nr 2, s. 106.

Fotowicz Paweł. Nr 2, s. 538; Nr 7–8, s. 72.

Banaś Wacław. Nr 2, s. 220, 469, 481.

Barczewski Mateusz. Nr 2, s. 48.

Barczyk Jan. Nr 5, s. 14.

Bartoszek Jakub. Nr 2, s. 254.

Harasymowicz–Boggio Bogdan.

Nr 2, s. 377.

Heczko Kazimierz. Nr 3, s. 84; Nr 9, s. 59.

Hendzel Łukasz. Nr 2, s. 429.

Henzel Maciej. Nr 2, s. 437, 445.

Herbuś Krzysztof. Nr 2, s. 469.

Herman Agnieszka Nr 11, s. 38.

Hetmańczyk Mariusz. Nr 12, s. 129.

Jachczyk Elżbieta. Nr 3, s. 13, 18; Nr 5, s. 66.

Jachimowicz Tomasz. Nr 2, s. 293.

Jackiewicz Dorota. Nr 2, s. 552, 556; Nr 6, s. 18; Nr 9, s.10.

Fiedoruk Janusz. Nr 6, s. 30.

Jackiewicz Jerzy. Nr 3, s. 40.

Jacniacka Elżbieta. Nr 10, s. 68.

Jakubiec Władysław. Nr 3, s. 98.

Frydrych Piotr. Nr 2, s. 556.

Janiak Bartosz. Nr 1, s. 44; Nr 3, s. 44.

Gadzina Konrad. Nr 2, s. 151.

Gajer Mirosław. Nr 9, s. 70; Nr 11, s. 50.

Jastrzębski Robert. Nr 1, s. 67.

Jeziorowski Marek. Nr 5, s. 80.

Batorska Sylwia. Nr 10, s. 14.

Gapiński Bartosz. Nr 4, s. 78.

Bączyk Robert. Nr 2, s. 456.

Gawłowicz Piotr. Nr 2, s. 509.

Besz Bartłomiej. Nr 7–8, s. 37.

Giełdziński Krzysztof. Nr 6, s. 72.

Będkowski Janusz. Nr 2, s. 275.

Giergiel Mariusz. Nr 12, s. 112.

Białkowski Adam . Nr 12, s. 164.

Giernacki Wojciech. Nr 4, s. 56.

Biduś Wojciech. Nr 11, s 84.

Gil Wiesław. Nr 9, s.18.

Bieńkowski Adam. Nr 2, s. 556.

Głębicki Tadeusz. Nr 10, s. 37.

Kaliczyńska Małgorzata. Nr 1, s. 37; Nr 2, s. 30, 32; Nr 5, s. 18, 46, 84; Nr 6, s. 13, 36, 70; Nr 11, s. 9.

Biniecki Patryk Nr 7–8, s. 90.

Głębocki Robert. Nr 2, s. 20.1

Kaliński Krzysztof. Nr 12, s. 63.

Blachowicz Andrzej. Nr 2, s. 270.

Głowacz Witold. Nr 9, s. 74.

Blecharz Krzysztof. Nr 12, s. 133.

Gmerek Artur. Nr 12, s. 160.

Błaszkiewicz Karol. Nr 7–8, s. 90.

Błażejewska Anna. Nr 1, s. 36.

Gocłowski Piotr. Nr 7–8, s. 58; Nr 10, s. 48; Nr 11, s. 47.

Bocewicz Grzegorz. Nr 2, s. 106.

Golański Piotr. Nr 2, s. 388.

Böhm Michał. Nr 12, s. 100.

Gołda Grzegorz. Nr 2, s. 469.

Bratek Andrzej. Nr 12, s. 196.

Goska Jan. Nr 12, s. 196.

Broel–Plater Bogdan. Nr 12, s.70.

Goszczyński Tadeusz. Nr 1, s. 12; Nr 3, s. 26; Nr 4, s. 18; Nr 7–8, s. 22; Nr 12, s. 187.

Bryniarska Anna. Nr 4, s. 71.

Brzozowski Bartosz. Nr 2, s. 437.

Buchholz Cezary. Nr 12, s. 63.

Budny Eugeniusz. Nr 11, s. 68.

Budziszowski Paweł. Nr 2, s. 189, 194.

Burakowski Tomasz. Nr 12, s. 112.

Burghardt Andrzej. Nr 12, s. 139.

Busłowicz Mikołaj. Nr 2, s. 293, 298, 303.

Cader Maciej. Nr 2, s. 260.

Cechowicz Radosław. Nr 10, s. 54.

Cedro Leszek. Nr 12, s. 168.

Cekus Dawid. Nr 12, s. 151.

Chciuk Marcin. Nr 2, s. 495, 499, 514, 519.

Chojecki Rafał. Nr 2, s. 228, 281, 289.

Chudobska–Marcinek Milena.

Nr 12, s. 18.

Kabza Zdzisław. Nr 3, s. 88.

Kaczmarczyk Paweł. Nr 2, s. 20.

Kaczorek Tadeusz. Nr 2, s. 317.

Kalista Cezary. Nr 3, s. 74; Nr 5, s. 68; Nr 9, s. 49; Nr 12, s. 51.

Kamiński Marcin. Nr 5, s. 20; Nr 7–8, s. 12.

Kania Marek. Nr 5, s. 37; Nr 10, s. 21.

Karolczuk – Poręba Aneta. Nr 1, s. 11.

Karolina Zawieska. Nr 11, s. 78.

Kasprzak Włodzimierz. Nr 2, s. 344.

Kieniewicz Mateusz. Nr 7–8, s. 12.

Klimasara Wojciech J. Nr 1, s. 20; Nr 2, s. 177.

Gościniak Wojciech. Nr 6, s. 27; Nr 11, s. 48; Nr 12, s. 62.

Kłoda Rafał. Nr 2, s. 128, 546.

Górecki Januariusz. Nr 3, s. 88.

Kobyłkiewicz Artur. Nr 12, s. 144.

Górska–Szkaradek Jolanta. Nr 1, s. 38; Nr 2, s. 14; Nr 3, s. 7; Nr 4, s. 16, 51; Nr 6, s. 40; Nr 7–8, s. 8; Nr 10, s. 8, 12.

Kociszewski Rafał. Nr 2, s. 328.

Grabowski Andrzej. Nr 2, s. 183.

Konopa Jadwiga. Nr 10, s. 52.

Graffstein Jerzy. Nr 2, s. 383.

Grochowski Michał. Nr 2, s. 234.

Grohs Konrad. Nr 11, s. 24 Grzelczyk Dariusz. Nr 12, s. 157.

Grzelka Mirosław. Nr 4, s. 78.

Grzyb Marta. Nr 2, s. 392.

Kolano–Burian. Aleksandra. Nr 2, s. 556.

Kołodziej Andrzej. Nr 4, s. 78.

Kopczyk Janusz. Nr 2, s. 19.

Kopczyński Andrzej. Nr 2, s. 362.

Kopyt Antoni. Nr 2, s. 201.

Korbicz Józef. Nr 7–8, s. 70.

Kornuta Tomasz. Nr 2, s. 370; Nr 7–8, s. 76; Nr 11, s. 10.

Grzybek Dariusz Nr 10, s. 62.

Koruba Zbigniew. Nr 2, s. 398.

Habrat Witold. Nr 2, s. 52.

Korytkowski Jacek. Nr 7–8, s. 84.

Halang Wolgang. A. Nr 2, s. 42.

Kost Gabriel. Nr 2, s. 214, 469, 476, 481.

Handzik Paweł. Nr 11, s. 20.

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

175

Publikacje PAR 2012

Puchalski Sławomir. Nr 2, s. 114; 123.

Kowalski Marcin. Nr 2, s. 20.

Molenda Jarosław. Nr 4, s. 45; Nr 5, s. 70.

Pyka Tomasz. Nr 10, s. 74.

Kowalski Mariusz. Nr 2, s. 119.

Mrozek Bogumiła. Nr 2, s. 540.

Rak Michał. Nr 12, s. 76.

Kowalski Piotr, A. Nr 7–8, s. 102; Nr 11, s 84.

Muter Mirosław. Nr 2, s. 38.

Nagórny Mateusz. Nr 2, s 132.

Ratajczyk Eugeniusz. Nr 3, s. 33; Nr 5, s. 104.

Kowalski Tadeusz. Nr 1, s. 67.

Kowaluk Tomasz. Nr 12, s. 82.

Nawrat Zbigniew. Nr 2, s. 416; 420; Nr 5, s. 12.

Reclik Daniel. Nr 2, s. 206, 214, 220, 469, 481.

Kożuchowski Kacper. Nr 3, s. 54.

Niemiec Marek. Nr 9, s. 88.

Redlarski Grzegorz. Nr 12, s. 133.

Krenich Stanisław. Nr 2, s. 429.

Nierychlok Andrzej. Nr 2, s. 220, 476.

Reizer Rafał. Nr 6, s. 64.

Krupa Krzysztof. Nr 2, s. 561.

Niesłony Adam. Nr 12, s. 100.

Kubit Andrzej. Nr 5, s. 91.

Niewiatowski Jerzy. Nr 11, s. 73.

Różańska–Walczuk Monika.

Nr 2, s. 281.

Kujawińska Małgorzata. Nr 12, s. 87.

Nocoń Łukasz. Nr 2, s. 398.

Ruf Raimund. Nr 3, s. 76.

Kurc Krzysztof. Nr 12, s. 112.

Norys Kamila. Nr 2, s. 157.

Ruszewski Andrzej. Nr 2, s. 307.

Kurek Jerzy. Nr 2, s. 128.

Nowak Jarosław. Nr 4, s. 30.

Ruźniak Rafał. Nr 7–8, s. 62.

Kuryło Piotr. Nr 2, s. 132.

Nowicki Michał. Nr 12, s. 181.

Rybaniec Radosław. Nr 2, s. 523.

Kutshenreiter–Praszkiewicz Izabela.

Nr 2, s. 162.

Ochwat Sławomir. Nr 4, s. 61.

Rybarczyk Dominik. Nr 2, s. 351, 404, 463.

Kostka Paweł. Nr 2, s. 416, 420.

Ociepka Piotr. Nr 2, s. 469; Nr 4, s. 52.

Kwieciński Romuald Nr 3, s. 84.

Okoniewski Andrzej. Nr 12, s. 32.

Latała Agata. Nr 1, s. 64.

Olejnik Łukasz. Nr 2, s. 312.

Lenik Klaudiusz. Nr 6, s. 60.

Olszewski Marian. Nr 5, s. 42.

Leniowski Ryszard. Nr 2, s. 410.

Olszewski Paweł. Nr 12, s. 58.

Lesiak Marcin. Nr 6, s. 42.

Opl Oliver. Nr 3, s. 60.

Lewandowski Dawid. Nr 2, s. 456.

Oprzędkiewicz Krzysztof. Nr 9, s. 74.

Liecau Tomasz. Nr 2, s. 234.

Osipowski Adam. Nr 5, s. 38.

Lisowski Mateusz. Nr 12, s. 92.

Osównik Paweł. Nr 1, s. 67

Lorenc Krzysztof. Nr 12, s. 164.

Oszczęda Daniel. Nr 7–8, s. 34.

Lubiński Marcin. Nr 11, s. 36

Owczarek Piotr. Nr 2, s. 351, 404, 463.

Ładan Anna. Nr 1, s. 34; Nr 4, s. 34; Nr 6, s. 34; Nr 9, s. 28; Nr 10, s. 8, 40; Nr 11, s. 43; Nr 12, s. 19, 54. Łoza Michał. Nr 7–8, s. 102. Łukaszewski Dariusz. Nr 12, s. 87.

Maciejewski Michał. Nr 9, s. 88.

Madej Grzegorz. Nr 2, s. 424.

Majchrowski Radomir. Nr 6, s. 56 Malisevich Vitalij V. Nr 12, s. 173.

Małka Piotr. Nr 12, s. 112.

Małopolski Waldemar. Nr 2, s. 424.

Martinez Gustavo Nr 9, s. 21.

Marusak Piotr M. Nr 2, s. 338.

Masłowski Andrzej. Nr 2, s. 275.

Matuszak Marek. Nr 2, s. 247.

Mazurek Paulina. Nr 2, s. 437, 445.

Mączka Tomasz. Nr 5, s. 91.

Michalski Jacek. Nr 4, s. 61.

Ozonek Janusz. Nr 6, s. 60.

Pajdzik Rafał. Nr 12, s. 144.

Pakulski Damian. Nr 12, s. 160.

Pałkowski Aleksander. Nr 12, s. 133.

Panfil Wawrzyniec. Nr 7–8, s. 97.

Parys Tomasz Nr 7–8, s. 44; Nr 9, s. 32 Paszkiel Szczepan. Nr 2, s. 270.

Patalas-Maliszewska Justyna. Nr 2, s. 167.

Pawlak Andrzej. Nr 9, s. 80.

Pawlus Paweł. Nr 4, s. 61; Nr 6, s. 64.

Penkała Piotr. Nr 2, s. 147.

Perski Arkadiusz. Nr 2, s. 101.

Petz Marek. Nr 11, s. 36.

Pękala Jacek. Nr 2, s. 151.

Pilat Zbigniew. Nr 1, s. 20; Nr 2, s. 123, 177; Nr 10, s. 16.

Ryszawa Piotr. Nr 2, s. 312; Nr 4, s. 52.

Ryszka Łukasz. Nr 9, s. 88.

Rzepecki Artur Eryk. Nr 2, s. 298.

Sajewski Łukasz. Nr 2, s. 323.

Salach Jacek. Nr 2, s. 128, 552, 556.

Sałbut Leszek. Nr 12, s. 87.

Samborski Tomasz. Nr 11, s. 59.

Sasinowski Grzegorz. Nr 9, s. 26.

Sawerwain Marek. Nr 6, s. 52.

Semotiuk Leszek. Nr 10, s. 68.

Seredyuk Orest E. Nr 12, s. 173 Siemiątkowska Barbara.

Nr 2, s. 228, 281.

Sikora Marcin. Nr 9, s. 16.

Sikorski Mateusz. Nr 1, s. 41; Nr 9, s. 57; Nr 12, s. 41.

Sitek Paweł. Nr 2, s. 137, 141.

Skomudek Waldemar. Nr 9, s. 60.

Skrzypczyński Piotr. Nr 2, s. 247.

Sładek Jerzy. Nr 4, s. 66.

Sławińska Joanna. Nr 2, s. 24; Nr 3, s. 47.

Słowikowski Marcin. Nr 2, s. 123; 177 Smater Michał. Nr 2, s. 114.

Smyczek Jerzy. Nr 12, s. 105.

Sobolewski Andrzej. Nr 2, s. 307.

Sołbut Tomasz. Nr 3, s. 53.

Michalski Jakub. Nr 2, s. 228, 289.

Piotrowski Robert. Nr 2, s. 241, 489; Nr 7–8, s. 90.

Michalski Ryszard. Nr 12, s. 117.

Pipczyński Patryk. Nr 2, s. 241.

Mielczyńska Anna. Nr 12, s. 20.

Miklis Tomasz. Nr 2, s. 62.

Pittner Grzegorz. Nr 2, s. 351, 357, 404, 463.

Mikołajczak Marcin. Nr 12, s. 70.

Plinta Dariusz. Nr 2, s. 162.

Milanowicz Marcin. Nr 2, s. 194.

Pluciński Piotr. Nr 2, s. 456.

Stączek Paweł. Nr 3, s. 94.

Milecki Andrzej. Nr 2, s. 357, 499.

Płaska Stanisław. Nr 3, s. 94.

Steckiewicz Dariusz. Nr 2, s. 489.

Milewska Anna. Nr 7–8, s. 11.

Płowucha Wojciech. Nr 3, s. 98.

Stefańczyk Maciej. Nr 7–8, s. 76.

Missala Tadeusz Nr 1, s. 48, Nr 2, s. 171; Nr 10, s. 22; Nr 11, s. 68.

Popowski Stanisław. Nr 2, s. 523, 530.

Stefańczyk Maciej. Nr 11, s. 10.

Przybylski Maciej. Nr 2, s. 281.

Stefański Konrad. Nr 2, s. 392.

Moczulski Wojciech Nr 7–8, s. 97.

Ptaszyński Lech. Nr 7–8, s. 52.

Studziński Jan. Nr 2, s. 95.

176

Sosnowski Mariusz. Nr 2, s. 119.

Sprońska Agnieszka. Nr 6, s. 14; Nr 11, s. 78.

Stańczyk Bartosz. Nr 12, s. 157.

Starczak Marcin. Nr 3, s. 98.

Swora Mariusz. Nr 9, s. 60.

Szałatkiewicz Jakub. Nr 2, s. 546; Nr 11, s. 68.

Wiśniowski Mateusz. Nr 2, s. 228, 281, 289.

Witor Tobiasz. Nr 9, s. 42.

Avicon Advanced Vision Control Nr 2, s. 20–21

Szecówka–Wiśniewska Barbara.

Nr 2, s. 58.

Włodarczyk Jarosław. Nr 5, s. 64.

Szepke Anna. Nr 1, s. 67.

Wojtkiewicz Paweł. Nr 12, s. 12.

Szewczyk Danuta. Nr 4, s. 66.

Woś Aneta. Nr 5, s. 48; Nr 10, s. 51.

Szewczyk Roman. Nr 2, s. 128, 552, 556; Nr 5, s. 10, 84; Nr 11, s. 68; Nr 12, s. 181.

Woźniak Adam. Nr 12, s. 76, 82.

Szulc Waldemar. Nr 1, s. 54.

Szybicki Dariusz. Nr 12, s. 112, 139.

Szymanek Jarosław. Nr 3, s. 98.

Szynkiewicz Wojciech. Nr 2, s. 344; Nr 11, s. 10 Ściążko Anna. Nr 9, s. 66. Ścibior Seweryn. Nr 1, s. 40; Nr 2, s. 26; Nr 4, s. 34; Nr 4, s. 10; Nr 10, s. 18, 19; Nr 12, s. 10, 54. Świder Jerzy. Nr 12, s. 121, 129. Święcicki Grzegorz. Nr 7–8, s. 63; Nr 10, s. 49; Nr 11, s. 46.

Teneta Janusz. Nr 9, s. 74.

Tojza Piotr M. Nr 12, s. 133.

Tomczyk Katarzyna. Nr 6, s. 24.

Tran Thanh. Nr 9, s. 21.

Trojanek Piotr. Nr 11, s. 10.

Trypolin Wojciech. Nr 3, s. 68; Nr 10, s. 42

Wochal Maciej. Nr 12, s. 151.

Woźnica Piotr. Nr 10, s. 58.

Wrzesień Marian. Nr 2, s. 312; Nr 4, s. 52.

Uhl Tadeusz. Nr 12, s. 92.

Verameyeva Alena. Nr 2, s. 19.

Wach Kryspin. Nr 5, s. 71; Nr 9, s. 44.

Walczak Elżbieta. Nr 3, s. 7.

Walecki Michał. Nr 2, s. 228.

Wałęcki Michał. Nr 11, s. 10.

Warkocz Michał. Nr 2, s. 234.

Warsza Zygmunt L. Nr 12, s. 173.

Warys Pawel. Nr 12, s. 151.

Waszczuk Paweł. Nr 12, s. 144.

Wąsik Krzysztof. Nr 2, s. 234.

Wdowik Roman. Nr 2, s. 52.

Wermke Rene. Nr 1, s. 42.

Werner Andrzej. Nr 5, s. 86.

Węclewski Piotr. Nr 2, s. 281.

Wiatrzyk Łukasz. Nr 9, s. 52.

Wieczorek Jarosław. Nr 3, s. 98.

Wieczyński Artur. Nr 2, s. 101.

Więch Adam. Nr 9, s. 36.

Więckowski Łukasz. Nr 9, s. 74.

Wiglenda Rafał. Nr 7–8, s. 97.

Wikarek Jarosław. Nr 2, s. 137; 141.

Winiarski Wojciech. Nr 11, s. 68.

Wiśniewski Bogusław. Nr 2, s. 58.

B&L International Sp. z o.o. Nr 3, s. 12; Nr 10, s. 6; Nr 11, s. 6; Nr 12, s. 8 B&R Automatyka Przemysłowa Sp. z o.o. Nr 3, s. 76–77; Nr 5, s. 6, 7, 76–77, IV okł.; Nr 6, s. 6, 8; Nr 7–8, s. 6; Nr 12, s. 42 Balluff Sp. z o.o. Nr 1, s. 17, 32–33; Nr 2, s. 12 i 22–24; Nr 3, s. 43; Nr 4, s. 33; Nr 5, s. 67; Nr 6, s. 49; Nr 7–8, s. 34–36;; Nr 9, s. 6, 7; Nr 11, s.44–45; Nr 12, s. 9, 15, 48–49

Zacharski Szymon. Nr 11, s. 59.

Zaczyk Mieczysław. Nr 9, s. 74.

Zagórski Paweł. Nr 5, s. 98.

Zahuta Paweł. Nr 4, s. 32.

Zając Jerzy. Nr 2, s. 157.

Baumer Sp. z o.o. Nr 3, s. 11

Zaremba Krzysztof. Nr 9, s. 80.

Zarzycki Jacek. Nr 5, s. 52; Nr 9, s. 46.

Zbilski Adrian. Nr 12, s. 121.

Beckhoff Automation Sp. z o.o. nt 7–8, s. 38–39; Nr 12, s. 30–31 Biuro Targów Monachijskich w Polsce Nr 2, s. 29; Nr 3, s. 15; Nr 4, s. 17

Zbrowski Andrzej. Nr 11, s. 59.

Zielińska Teresa. Nr 2, s. 344.

Zieliński Cezary. Nr 2, s. 370; Nr 11, s. 10.

Zieliński Jacek. Nr 2, s. 123; 177.

Ziółkowski Cezary. Nr 4, s. 47; Nr 6, s. 50.

Bosch Rexroth Sp. z o.o. Nr 10, s. 36–37 Centrum Elektroniki Stosowanej CES sp. z o.o. Nr 6, s. 23 COMAU Poland Sp. z o.o. Nr 11, s. 26–27

Ziółkowski Dariusz. Nr 5, s. 62.

Zych Piotr. Nr 11, s. 32.

Consulting Plus Sp. z o.o. Nr 5, s. 85; Nr 6, s. 38–39; Nr 7–8, s. 66–67; Nr 12, s. 58–59

Trzasko Wojciech. Nr 2, s. 332 Trzcinka Krzysztof. Nr 6, s. 10; Nr 12, s. 192.

Nr 9, s. 31; Nr 10, s. 79; Nr 11, s. 83; Nr 12, s. 3

Indeks firm .steute Polska Nr 3, s. 39, 62–63; Nr 6, s. 46–47; Nr 9, s. 13, 36–37; Nr 11, s. 30–31 4 metal Sp. z o.o. Nr 1, s. 85; Nr 2, s. 93; Nr 3, s. 31; Nr 5, s. 83; Nr 7–8, s. 101; Nr 9, s. 85 Aaxeon Technologies Sp. z o.o. Nr 3, s. 72–74; Nr 5, s. 68–69; Nr 6, s. 6; Nr 9, s. 49; Nr 12, s. 51 AB–MICRO Nr 11, s. 38–39

CWIEME Ltd Nr 4, s. 7; Nr 5, s. 117; Nr 6, s. 73 Danfoss Poland Sp. z o.o. Nr 2, s.33–35; Nr 3, s. 58–59, 61; Nr 5, I okł., s. 44–45, 51; Nr 7–8, s. 52–54; Nr 9, s. 38–39, IV okł.

Dräger Safety Polska Sp. z o.o.; Nr 3, s. 122; Nr 4, s. 6, 36–39; Nr 5, s. 8, 30–33 E.Dold&Söhne KG Nr 1, s. 7 easyFairs Poland Sp. z o.o. Nr 5, s. 77

Acte Sp. z o.o. Nr 3, s. 10

Eaton Electric Sp. z o.o. Nr 4, s. 44; Nr 5, s. 52–54; Nr 7–8, s. 64; Nr 9, s. 46–48

Aniro Grupa Handlowa Sp. z o.o.

Nr 4, s. 42–43 Aplisens Nr 3, s. 11; Nr 10, s. 53 Astor Sp. z o.o. Nr 1, s. 46; Nr 2, s. 64; Nr 3, s. 85; Nr 4, s. 32–33; Nr 10, s. 34; Nr 11, s. 8, 20–21, 33; Nr 12, I okł., s. 44–47

Eldar PPUH Nr 1, s. 6; Nr 2, s. 13; Nr 3, s. 10; Nr 4, s. 6; Nr 5, s. 8; Nr 6, s. 7; Nr 7–8, s. 7;

Automatyka Pomiary Sterowanie SA Nr 1, s. 7; Nr 2, s. 13; Nr 3, s. 52–53; Nr 4, s. 8; Nr 5, s. 42– 43; Nr 6, s. 30–32; Nr 7–8, s. 27; Nr 9, s. 26–27; Nr 10, s. 15 Nr 11, s. 9; Nr 12, s. 11

Elmark Automatyka Sp. z o.o. Nr 1, s. 41; Nr 3, s. 12, 75, 87; Nr 4, s. 6, 7, 8 , 45, 47; Nr 5, s. 6, 8, 70–73; Nr 6, s. 27, 50; Nr 7–8, s. 7, 58–59, 63; Nr 9, s. 6, 7, 44–45, 56–57; Nr 10, s. 6, 7, 48, 49; Nr 11, s. 6–7, 46–48; Nr 12, s. 8. 9, 41, 62

AutomatykaOnLine Nr 1, s. 53 Nr 2, s. 65; Nr 3, s. 86; Nr 4, s. 82; Nr 5, s. 78; Nr 6, s. 55;

Energoelektronika Nr 1, s. 85; Nr 2, s.21; Nr 3, s. 31; Nr 4, s. 55; Nr 5, s. 83; Nr 6, s. 43; Nr 7–8, s. 29;

Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

177

Publikacje PAR 2012

Nr 9, s. 45; Nr 10, s. 7; Nr 11, s. 34; Nr 12, s. 47 Expo Silesia Sp. z o.o. Nr 3, s. 121; Nr 9, s. 15; Nr 10, s. 50; Nr 12, s. 19 FANUC Robotics Polska Sp. z o.o.

Nr 11, s. 24–25 Festo Sp. z o.o. Nr 3, s. 80–81; Nr 4, I okł., s. 26–28; Nr 5, s. 40–41; Nr 7–8, I okł., s. 30–33; Nr 9, s. 50–51; Nr 11, I okł., s. 22–23 GBI Partners Sp. z o.o. Nr 7–8, s. 65; Nr 9, s. 87; Nr 10, s. 17; Nr 11, s. 17; Nr 12, s. 14–15 Guenther Polska Sp. z o.o. Nr 2, s. 31; Nr 3, s. 49; Nr 4, s. 41; Nr 5, s. 79; Nr 6, s. 51; Nr 7–8, s. 61; Nr 9, s. 11, 58; Nr 10, s. 44–45; Nr 11, s. 49; Nr 12, s. 57 GURU Control System Nr 12, s. 34–36

Merazet SA Nr 1, s. 39 i 44–45; Nr 3, s. 44–45; Nr 7–8, s. 21 Metronic AKP Nr 1, s. 7 Microsys, spol. S r.o. Nr 3, s. 84–85; Nr 9, s. 59 Międzynarodowe Targi Poznańskie Sp. z o.o. Nr 4, s. 46 i III okł.

Międzynarodowe Targi Sp. z o.o. Nr 1, s. 27; Nr 2, s. 61 Mikronika Nr 9, s. 18–20 Mitsubishi Electric Europe B.V. Nr 3, s. 16–17; Nr 4, s. 25 i IV okł.; Nr 10, I okł., 38–39 MVM Sp. z o.o. Nr 1, s. 19; Nr 2, II okł.; Nr 9, III okł.; Nr 10, II okł.

National Instruments Poland Sp. z o.o.

Nr 3, s. 64–67; Nr 5, s. 34–36 Newtech Engineering Sp. z o.o. Nr 3, s. 11

Schneider Electric Polska Sp. z o.o.

Nr 6, s. 8, 38–30 Schunk Intec Sp. z o.o. Nr 3, s. 68– 70; Nr 6, I okł., s. 42–43; Nr 10, s. 42–43; Nr 11, s. 28; Nr 12, s. 17 Sels Sp. z o.o. Nr 5, s. 38–39; Nr 7–8, s. 17, 42; Sew–Euridrive Polska Sp. z o.o.

Nr 2, s. 11; Nr 3, s. 56–57; Nr 5, s. 74–75; Nr 6, s. 17; Nr 7–8, IV okł., s. 62; Nr 9, s. 53–55 SICK Sp. z o.o.

Nr 1, s. 29 SIEMENS Sp. z o.o.

Nr 1, s. 6 Skamer–ACM Sp. z o.o.

Nr 5, s. 60–61 Sterowniki.pl Sp. z o.o.; Nr 1, s. 89; Nr 4, s. 49; Nr 5, s. 113; Nr 6, s. 45; Nr 7–8, s. 71; Nr 9, s. 65; Nr 10, s/ 61; Nr 11, s. 77; Nr 12, s. 45

HARTING Polska Sp. z o.o. Nr 1, s. 6, 7, 42–43; Nr 2, s. 12; Nr 3, I okł., 10, 11, 60–61; Nr 4, s. 6, 8; Nr 5, s. 7; Nr 6, s. 6; Nr 7–8, s. 6; Nr 9, I okł., s. 24–25; Nr 11, s. 6; Nr 12, s. 7

Nord Napędy Sp. z o.o. Nr 4, s. 30–31

ifm Electronic Sp. z o.o. Nr 3, s. 29; Nr 10, III okł.

Parameter AB Sp. z o.o. Nr 2, s. 57

Targi Kielce SA Nr 1, s. 47; Nr 6, s. 33

Parker Hannifin Sales Poland Sp. z o.o.

Nr 6, s. 24–25, 48–49, IV okł.; Nr 12, s. 50

Targi Lublin SA Nr 1, s. 36; Nr 7–8, s. 69; Nr 9, s. 20; Nr 10, s. 11; Nr 12, s. 16–17

Phoenix Contact Sp. z o.o. Nr 4, s. 46; Nr 7–8, s. 18–19

Technokabel SA Nr 5, s. 62–63

igus Sp. z o.o. Nr 2, s. 36–37; Nr 3, s. 78–79; Nr 7–8, s. 19, 20, 60; Nr 11, s. 40–41 IMACO M. Kania sp.k Nr 5, s. 37; Nr 10, s. 21 Institute for International Research Sp. z o.o. Nr 1, s. 9; Nr 7–8, s. 11; Nr 9, s. 9 Irtech Beata Kasprzycka Nr 3, s. 48; Nr 5, s. 29 JAS Projektowanie Systemów Komputerowych Nr 2, s. 18–19 JM elektronik Sp. z o.o. Nr 3, s. 71; Nr 9, s. 40; Nr 10, s. 32, 35; Nr 12, s. 40 Jumo Sp. z o.o. Nr 5, s. 56–57 Keyence Polska Nr 2, s. 13; Nr 10, s. 46 Kontron East Europe Sp. z o.o.

Nr 12, IV okł.

KUKA Roboter CEE Sp. z o.o.

Nr 11, IV okł., s. 29 Langas Group Nr 10, s. 51 Legrand Polska Sp. z o.o.

Nr 9, s. 16–17 Leliwa Sp. z o.o. Nr 6, s. 37 Lenze Polska Sp. z o.o. Nr 9, s. 42–43 Limatherm Sensor Sp. z o.o. Nr 5, s. 64 Lumel SA Nr 5, s. 55 manulift Sp. z o.o. Nr 3, s. 54–55 Maritex PHP Nr 12, s. 37

178

P.P.H. WObit E.K.J. Ober s.c. Nr 2, s. 25; Nr 3, s. 47; Nr 4, s. 49; Nr 5, s. 7, 28; Nr 6, s. 11, 26; Nr 7–8, s. 43; Nr 9, s. 41; Nr 10, s. 33; Nr 11, s. 35; Nr 12, s. 43

Poltraf Sp. z o.o. Nr 3, II okl., s. 40–42 Polyco Nr 5, s. 80–81 Pro–face Poland Nr 12, s. 32–33 Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP Nr 1, s. 19, II i III okł.; Nr 2, s. II okł i s. 30; Nr 4, III okł.; Nr 5, III okl.; Nr 6, III okl.; Nr 7–8, II okł.; Nr 9, III okł.; Nr 10, II okł.; Nr 11, II i III okł., s. 36–37; Nr 12, II i III okł.

Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP OBRUSN Nr 11, s. 19 Renishaw Sp. z o.o . Nr 4, II okł.

Robotyka.com Nr 2, s. 93; Nr 3, s. 93; Nr 4, s. 42 RS Components Nr 1, IV okł.; Nr 2, IV okł.; Nr 3, s. 9; Nr 5, s. 9; Nr 6, s. 7, 9; Nr 9, s. 3; Nr 10, s.3 SABUR Sp. z o.o. Nr 3, po s. 122; Nr 9 po s. 94; Nr 12, s. 38–39 Schischek Polska Sp. z o.o. Nr 3, s. 12 Schmersal–Polska Sp.j. Nr 1, i okł.

I s. 30–31; Nr 3, III okł.; Nr 4, s. 29; Nr 5, II okł.; Nr 7–8, s. 41; Nr 9, II okł., s. 52; Nr 11, s. 3

Stiefelmayer Lasertechnik Nr 4, s. 40

Testo Sp. z o.o. Nr 2, s. 38–39; Nr 6, s. 25, 44–45 TEVAC, Wojciech Kożuchowski Nr 3, s. 10 Texas Instruments International Inc. Nr 6, s. 8; Nr 9, s. 21–22 TURCK Sp. z o.o. Nr 2, I okł., s.12; Nr 3, s. 50–51; Nr 5, s. 65; Nr 7–8, s. 6, 37; Nr 10, s. 6, 47; Nr 12, s. 61 VEGA Greishaber KG Nr 6, s. 7 Wika Polska Sp. z o.o. Nr 5, s. 58–59 Wydawnictwo Targowe „Aktualności” Nr 6, II okł. xtech.Serwisy branżowe Sp. z o.o.

Nr 1, s. 87; Nr 2, s. 41; Nr 3, s. 111; Nr 5, s. 65; Nr 7–8, s. 75; Nr 9, s. 83 Zakład Elektroniki i Automatyki Chip Nr 3, s. 84–85 ZEPWN J. Czerwiński i Wspólnicy sp.j.

Nr 3, s. 46 Zeva CreatorREATOR sc Nr 3, s. 82– 83, IV okł.; Nr 7–8, s. 29; Nr 9, s. 35; Nr 10, IV okł.; Nr 11, s. 7 ZIAD Bielsko–Biała SA Nr 5, s 118; Nr 7–8, s. 55; Nr 9, s. 28–30

Indeks firm

180

Aktualności Wydawnictwo Targowe Maciej Przybylski

tel. 61 664 70 00 www.aktualnosci.pl

IV okł.

Automatech Sp. z o.o.

tel. 22 753 24 93 www.automatech.pl

17

AutomatykaOnLine

tel. 46 857 73 72 www.automatykaonline.pl

179

Automatyka-Pomiary-Sterowanie SA

tel. 85 74 83 400, 85 74 83 403 APS SA www.aps.pl

7

Balluff Sp. z o.o.

tel. 71 787 68 30 www.balluff.pl www.leuze.pl

24–25

Elmark Automatyka Sp. z o.o.

tel. 22 541 84 65 www.elmark.com.pl

7, 9, 30–31

Energoelektronika.pl

tel. 22 70 35 290 www.energoelektronika.pl

19

Guenther Polska Sp. z o.o.

tel. 71 352 70 70 www.guenther.com.pl

33

HARTING Polska Sp. z o.o.

tel. 71 352 81 71 www.harting.pl

9

INS-TOM Sp. z o.o.

tel. 42 640 75 85 www.instom.com.pl

15

MM Conferences SA

tel. 22 379 29 31 www.mmcpolska.pl

12

MT Targi

tel. 22 529 39 00/50 www.mttargi.pl

9

Nowimex s.c.

tel. 22 816 85 79 www.nowimex.com.pl

13

Phoenix Contact Sp. z o.o.

tel. 71 39 80 410 www.phoenixcontact.pl

8

Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP

tel. 22 87 40 000 www.piap.pl

II okł., III okł., 161

PPH WObit E.K.J. Ober s.c.

tel. 61 8350 800 www.wobit.com.pl

27

Schmersal-Polska Sp. j. E. Nowicka, M. Nowicki

tel. 22 816 85 78 www.schmersal.pl

I okł., 22–23

Targi Kielce SA

tel. 41 365 12 22 www.targikielce.pl

3

Turck Sp. z o.o.

tel. 77 443 48 00 www.turck.pl

26

W2 Włodzimierz Wyrzykowski

tel. 52.345.45.00 www.w2.com.pl

20–21

REKLAMA

Wiedza w parze z Praktyką

Wejdź na www.par.pl Pomiary Automatyka Robotyka nr 1/2013

181

REDAKCJA

PRENUMERATA miesięcznika „Pomiary Automatyka Robotyka” Rok 17 (2013) nr 1 (191) ISSN 1427-9126, Indeks 339512 Redakcja Al. Jerozolimskie 202, 02-486 Warszawa tel. 22 874 00 66, 22 874 02 02, 22 874 01 91 fax 22 874 02 02 e-mail: redakcja@par.pl www.par.pl Rada programowa dr inż. Mariusz Andrzejczak, Bumar Sp. z o.o. prof. dr hab. inż. Jan Awrejcewicz, Katedra Automatyki i Biomechaniki, Politechnika Łódzka dr inż. Janusz Berdowski, Polskie Centrum Badań i Certyfikacji SA prof. dr hab. inż. Tadeusz Glinka, Instytut Elektrotechniki i Informatyki, Politechnika Śląska dr inż. Stanisław Kaczanowski, prof. PIAP, Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP dr Aleksandra Kolano-Burian, Instytut Metali Nieżelaznych prof. dr hab. inż. Andrzej Masłowski, Instytut Automatyki i Robotyki, Politechnika Warszawska prof. dr inż. Tadeusz Missala, Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP prof. dr hab. inż. Zdzisław Mrugalski, Instytut Mikromechaniki i Fotoniki, Politechnika Warszawska prof. dr inż. Eugeniusz Ratajczyk, Instytut Metrologii i Inżynierii Biomedycznej, Politechnika Warszawska dr hab. inż. Waldemar Skomudek, prof. PO, Wydział Inżynierii Produkcji i Logistyki, Politechnika Opolska dr hab. inż. Roman Szewczyk, prof. PW, Instytut Metrologii i Inżynierii Biomedycznej, Politechnika Warszawska dr hab. inż. Andrzej Szosland, prof. PŁ, Katedra Pojazdów i Podstaw Budowy Maszyn, Politechnika Łódzka prof. dr hab. inż. Eugeniusz Świtoński, Wydział Mechaniczny Technologiczny, Politechnika Śląska prof. dr hab. inż. Krzysztof Tchoń, Instytut Informatyki, Automatyki i Robotyki, Politechnika Wrocławska doc. dr inż. Jan Tomasik, Instytut Metrologii i Inżynierii Biomedycznej, Politechnika Warszawska

Prenumeratę można zamówić pod następującymi adresami: Redakcja PAR Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP Al. Jerozolimskie 202, 02-486 Warszawa tel. 22 874 03 51 fax 22 874 02 02 na stronie www.par.pl/prenumerata Koszt prenumeraty STANDARD (dla firm, instytucji i osób fizycznych): yy roczna – 99,00 zł, yy dwuletnia – 176,00 zł.

Koszt prenumeraty EDU (dla uczniów, studentów, nauczycieli i pracowników naukowych): yy roczna – 69,99 zł, yy dwuletnia – 120,00 zł.

Prenumeratę pod ww. adresami rozpocząć można od dowolnego numeru, na dowolny okres. Koszt przesyłki pokrywa dostawca.

Prenumeratę można także zamówić u następujących kolporterów: Zakładu Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT ul. Ku Wiśle, 00-707 Warszawa tel. 22 840 30 86 lub 22 840 35 89 kolportaż@sigma-not.pl www.sigma-not.pl RUCH SA Oddział Krajowej Dystrybucji Prasy

Redaktor naczelny dr inż. Jan Jabłkowski

ul. Annnopol 17a, 03-236 Warszawa

Zastępca redaktora naczelnego mgr Seweryn Ścibior, sscibior@par.pl

prenumerata@ruch.com.pl

Zespół redakcyjny dr inż. Jan Barczyk – robotyka dr inż. Jerzy Borzymiński prof. dr hab inż. Wojciech Grega – automatyka prof. dr hab. inż. Krzysztof Janiszowski dr inż. Małgorzata Kaliczyńska – redaktor merytoryczny/statystyczny mgr Anna Ładan prof. nzw. dr hab. inż. Mateusz Turkowski – metrologia mgr inż. Jolanta Górska-Szkaradek mgr inż. Elżbieta Walczak

infolinia: 801 443 122 www.prenumerata.ruch.com.pl KOLPORTER Spółka z o.o. S.K.A. Centralny Dział Prenumeraty ul. Bakaliowa 3, 05-080 Izabelin-Mościska infolinia: 801 404 044 prenumerata.warszawa@kolporter.com.pl GARMOND PRESS SA

Marketing mgr inż. Jolanta Górska-Szkaradek, jgorska@par.pl mgr Sylwia Batorska, sbatorska@par.pl

ul. Nakielska 3, 01-106 Warszawa

Skład i redakcja techniczna Ewa Markowska, emarkowska@par.pl EDIT Sp. z o.o.

www.garmondpress.pl

Wydawca

tel./fax 22 817 20 12 prenumerata.warszawa@garmondpress.pl

Ceny prenumeraty przyjmowanej przez kolporterów wynoszą: yy roczna – 99,00 zł,

Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP Al. Jerozolimskie 202, 02-486 Warszawa Miesięcznik PAR jest indeksowany w bazach BAZTECH oraz INDEX COPERNICUS (4,12). Punktacja MNiSW za publikacje naukowe w miesięczniku PAR wynosi 5 pkt (poz. 1027).

yy I półrocze – 54,00 zł, II półrocze – 45,00 zł, yy I, II i IV kwartał – 27,00 zł, III kwartał – 18,00 zł.

Uwaga: Garmond Press SA przyjmuje prenumeratę tylko na okres roczny lub półroczny.

Wersją pierwotną (referencyjną) jest wersja papierowa.

Redakcja nie ponosi odpowiedzialności za treść publikacji o charakterze reklamowym oraz zastrzega sobie prawo skracania i adiustacji tekstów. © Wszelkie prawa zastrzeżone

182

Wszystkie ceny są kwotami brutto.

XVII Konferencja Naukowo – Techniczna Automatyzacja – Nowości i Perspektywy

20-22 marca 2013 r. Warszawa Informacje dotyczące zgłaszania referatów oraz udziału w konferencji dostępne są u organizatora: Przemysłowy Instytut Automatyki i Pomiarów PIAP www.piap.pl/automation Al. Jerozolimskie 202, 02-486 Warszawa e-mail: konferencja@piap.pl tel.: (22) 874 02 05, faks: (22) 874 02 20 Konferencja realizowana jest w ramach projektu „Naukowcy bliżej przemysłu”.

Więcej informacji o projekcie:

naukowcyblizejprzemyslu.piap.pl

Projekt współfinansowany ze środków Unii Europejskiej w ramach Europejskiego Funduszu Społecznego.

The economic price of business class

since 1992

184

www.aktualnosci.pl