Mechatronik des Hydrofoil-Katamarans

Transcription

Autonomous Systems Lab
Prof. Roland Siegwart
Bachelorarbeit
Mechatronik des
Hydrofoil-Katamarans
Fruehlingssemester 2010
Betreut von:
Prof. Dr. Roland Y. Siegwart
Dr. Gilles Caprari
Martin Schütz
Autor:
Michael Moser
iii
Abstract
Diese Bachelorarbeit entstand im Rahmen des Projektes Hyraii - Der Fliegende
Katamaran. Für den Katamaran mussten die geeigneten Steuerantriebe gefunden
und getestet werden. Dieser Bericht behandelt die gesamte Entstehung der Antriebslösungen. Aus dem Konzept heraus entstanden die Anforderungen an die Antriebe. Die geforderten Kräfte und Momente wurden aus den Kräftemodell und den
fluiddynamischen Simulationen abgeleitet. Die dynamischen Anforderungen an die
Motoren wurden mit einer einfachen Simulation ermittelt. Die Simulation betrachte
die Krängung im Flugzustand. Aus den Erfahrungen bei den Segeltests konnte die
Dynamik der Simulation sehr nahe an das reale Boot angepasst werden.
Als nächstes wird auf die Auswahl der Komponenten eingegangen. Für die Motoren wurden hauptsächlich Linearantriebe von Linak eingesetzt. Einzig für den
Antrieb des Travellers wurde ein Motor von Maxon eingebaut. Die Motoren von
Linak mussten mit einem Encoder ausgerüstet werden. Erst dadurch eigneten
sie sich für den Einsatz auf dem Katamaran. Alle Motoren werden von MaxonPositionssteuerungen geregelt.
Die Antriebe mussten getestet werden. Zum einen wurden sie einzeln auf dem Prüfstand vermessen, zum anderen mussten sie sich im Gesamtsystem des Katamarans
beweisen. Für die Charakterisierung der Motoren wurde ihr Verhalten beim Einschalten vermessen. Durch diese Tests konnten wichtige Erkenntnisse bezüglich der
benötigten Stromversorgung und der erreichbaren Geschwindigkeiten gewonnen werden.
Die ausgewählten Motoren und Steuerungen haben sich im Katamaran bewährt.
Einzig der Travellermotor musst ersetzt durch eine stärkere Variante ersetzt werden. Somit steht einer weiteren ausführlichen Testphase des Bootes nichts mehr im
Weg.
v
Kapitel 1
Vorwort
Ich möchte diese Gelegenheit nutzen, mich bei einigen Personen zu bedanken. Ich
denke, es ist nicht selbstverständlich, an so einem grossen und interessanten Fokusprojekt mitarbeiten zu können. Der erste Dank gilt dem ganzen Hyraii-Team.
Wie in jedem Team gab es immer wieder Hochs und Tiefs, aber wir haben uns immer
wieder gefunden. Erst die Zusammenarbeit im Team hat dieses Projekt ermöglicht.
Als nächstes möchte ich mich bei meinen Betreuern bedanken. Ein grosser Dank
gilt Prof. Dr. Sigwart und seinem Institut, Dr. Gilles Caprari und Martin Schütz.
Ihre Unterstützung hat mich im Projekt immer weiter gebracht und hat mir geholfen schwierige Entscheidungen zu treffen. Ich danke ihnen auch für das grosse
Verständnis für das Projekt, hatte doch das Projekt häufig den Vorzug gegenüber
der Bachelorarbeit.
Schlussendlich möchte ich mich auch noch bei Ralf Kästner bedanken. Er hat die
Treiberbibliothek für die EPOS am ASL geschrieben. Sein Support hat mir geholfen
die vielen kleinen Probleme mit den EPOS zu lösen.
Zürich, Anfangs Juli 2010
Michael Moser
vii
Inhaltsverzeichnis
1 Vorwort
v
2 Einleitung
2.1 Motivation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2 Kontext . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.3 Struktur des Berichts . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1
1
1
1
3 Anforderungen
3.1 Anforderungen aus dem Bootskonzept .
3.2 Benötigte Antriebe . . . . . . . . . . . .
3.3 Kräftemodell und Fluiddynamik . . . .
3.4 Dynamische Anforderungen . . . . . . .
3.5 Anforderungen an die Antriebsmechanik
3.6 Anforderungsprofil . . . . . . . . . . . .
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3
3
3
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6
6
4 Simulation
4.1 Ziel der Simulation . . . . . . . . . . .
4.2 Vereinfachungen und Einschränkungen
4.3 Mathematische Modellierung . . . . .
4.4 Resultate der Simulation . . . . . . . .
4.5 Auswertung des Kräftemodells . . . .
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5 Auswahl
5.1 Überblick . . . . . . . . . . . . . . . .
5.2 Motoren . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.2.1 Vergleich Motortypen . . . . .
5.2.2 Ausgewählte Motoren . . . . .
5.2.3 Modifikationen an den Motoren
5.3 Steuermechanik . . . . . . . . . . . . .
5.4 Steuerelektronik . . . . . . . . . . . .
5.4.1 EPOS . . . . . . . . . . . . . .
5.4.2 Encoder . . . . . . . . . . . . .
5.4.3 Line-Driver . . . . . . . . . . .
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6 Tests
6.1 Ziel der Tests . . . . . . . .
6.2 Mechanische Motoranalyse .
6.3 Dynamische Motortests . .
6.3.1 Tests ohne EPOS . .
6.3.2 Tests mit EPOS . .
6.4 Resultate der Motorentests
6.5 Tests des Gesamtsystems .
6.5.1 Trockentests . . . .
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viii
6.5.2
Wassertests . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
7 Zusammenfassung
8 Verzeichnisse
Bibliographie . . . . .
Abbildungsverzeichnis
Tabellenverzeichnis . .
Symbolverzeichnis . .
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29
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31
33
35
37
39
A Simulation
A.1 Getroffene Annahmen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
A.2 Simulink Modell . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
41
41
41
B Datenblätter
B.1 Motoren . . . . . . . . . . . .
B.1.1 Linakmotoren . . . . .
B.1.2 Traveller Motor . . . .
B.2 Encoder . . . . . . . . . . . .
B.2.1 Encoder für die Foils .
B.2.2 Encoder für das Ruder
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C Tests
C.1 Berechnung der Spindelgeschwindigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . .
C.2 Testaufbau Motorentests . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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55
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1
Kapitel 2
Einleitung
2.1
Motivation
Als Motivation für das Projekt diente die Vision des fliegenden Bootes. Angefangen
hatte alles mit einem Video des Hydroptère. Inspiriert durch weitere Tragflügelboote reifte die Idee, ein eigenes Tragflügelboot zu bauen. Im Gegensatz zu den
bestehenden Lösungen wollten wir keine passive Regelung des Flugzustands. Wir
wollten ein Boot bauen, welches die Lage aktiv steuern kann. Das aktive Regeln
der Lage bedeutete wiederum, dass Antriebe für die Steuerflächen gefunden werden
mussten. Die Motivation für diese Bachelorarbeit im speziellen bestand darin, dass
ich dem Katamaran Leben einhauchen wollte. Ohne Motoren und Elektronik ist
der Katamaran nur tote Materie. Erst durch die Mechatronik gelang es, den Katamaran zum fliegen zu bringen. Die erfolgreichen Tests entschädigten für die vielen
aufgewendeten Stunden. Abbildung 2.1 zeigt den Katamaran Hyraii im Einsatz.
2.2
Kontext
Diese Bachelorarbeit entstand im Rahmen des Projekts Hyraii - Der fliegende
Katamaran. Um einen Überblick über den Gesammtkontext zu erhalten empfiehlt
sich die Lektüre des Endberichts [1]. Im folgenden wird nur auf die relevanten Teilbereiche im Bezug auf die Mechatronik eingegangen, das heisst, auf die Motoren,
die Motorsteuerung und die Auslegung der Ansteuerkinematik. Die anderen Bereiche der Elektronik, wie Auswahl der Sensoren, Bestimmung der Akkukapazität und
die Auswahl des Computers werden hier nicht behandelt. Diese Themen werden im
Gesamtbericht ausführlich beschrieben.
2.3
Struktur des Berichts
Der Schwerpunkt der Mechatronik lag auf den Motoren für die Steuerklappen an
den Tragflügeln1 . Diese Motoren waren der kritische Punkt für das Gelingen des
gesamten Projekts. Ohne die Tragflügel würde der Katamaran nie zum Fliegen
1
Die Tragflügel werden in diesem Bericht als Foils bezeichnet. Abgeleitet vom englischen Hydrofoil, der Beschreibung eines Tragflügels im Wasser
2
KAPITEL 2. EINLEITUNG
Abbildung 2.1: Hyraii - Der fliegene Katamaran im Einsatz
kommen. Die Motoren für das Ruder und die Trimmung des Segels wurden mit geringerer Priorität behandelt. Dieser Bericht ist in drei Hauptgruppen gegliedert. Als
erstes wird die Entstehung des Anforderungsprofils an die Motoren geschildert. Dabei konnten nur die statischen Anforderungen bestimmt werden. Die dynamischen
Anforderungen mussten im nächsten Schritt durch eine Simulation bestimmt werden. Der zweite Hauptteil behandelt die Auswahl der Motoren, der Encoder und der
Steuerelektronik für die Motoren. Im letzten Hauptteil wir auf die Tests der Motoren
eingegangen. Einerseits wurden die Motoren auf einem Prüfstand vermessen. Ein
besonderes Augenmerk wurde hier auf die Einschaltdynamik der Antriebe gelegt.
Andererseits mussten sich die Motoren auch bei den Wassertests beweisen. Dabei
wird auf die praktischen Erfahrungen mit den Antrieben im Einsatz eingegangen.
3
Kapitel 3
Anforderungen
3.1
Anforderungen aus dem Bootskonzept
Die allgemeinen Anforderungen an die Mechatronik ergaben sich aus dem Anforderungsprofil an das Boot. Diese Befinden sich im Endbericht [1]. Die Anforderungen
an die Mechatronik leiten sich aus den Anforderungen an die Regelung ab.
Anforderungen an die Regelung:
• immer Lage und Position des Bootes kennen
• muss in der Lage sein, die Flugposition zu halten oder zu korrigieren
• muss das Boot auf dem richtigen Kurs halten können
Daneben gilt es, für alle Motoren das Optimum im Anforderungsprofil zu finden. Die
Kriterien lauten: niedriger Stromverbrauch, ausreichende Dynamik und Leistung,
einfache Ansteuerbarkeit, Dauerbetriebsfähigkeit, Kosten und Energieverbrauch.
3.2
Benötigte Antriebe
Durch konzeptionelle Überlegungen wurden die benötigten Antriebe ermittelt. Für
die Regelung der Lage des Bootes werden drei Aktuatoren benötigt. Genau gleich,
wie es zur Definition einer Ebene im Raum drei Punkte benötigt. Hinzu kommt ein
Antrieb für das Ruder, um den Kurs zu bestimmen. Ebenfalls in der Konzeptphase
wurde entschieden, dass am Segel zwei Parameter verstellt werden müssen. Zum
einen der Traveller zum verstellen des Anstellwinkels des Segels gegenüber dem
Boot. Zum anderen das Unterliek, um den Twist im Segel zu verstellen. Abbildung
3.1 zeigt die steuerbaren Parameter auf dem Katamaran.
Die Segeltests haben aber ergeben, dass auf die aktive Trimmung des Unterlieks
problemlos verzichtet werden kann. Dieser Motor wird nun für die Trimmung der
Grosschot verwendet, wobei das Unterliek fix voreingestellt wird.
3.3
Kräftemodell und Fluiddynamik
Am Anfang der Auslegung standen die Windkräfte. Aus dem Kräftemodell [2] konnten anhand der Windkräfte die Kräfte an den Tragflügeln bestimmt werden. Dar-
4
KAPITEL 3. ANFORDERUNGEN
Abbildung 3.1: Darstellung aller Antriebe auf dem Katamaran: Foils (rot), Ruder
(gelb), Traveller und Unterliek (blau)
aus entstand das Anforderungsprofil an die Tragfügel. Auf dieser Basis wurden die
Tragflügel simuliert und optimiert[3]. Dabei wurden die Auftriebsverhältnisse an
den Tragflügeln in Abhängigkeit von der Strömungsgeschwindigkeit, dem Anströmungswinkel und dem Ruderausschlag ermittelt. Auf dieser Grundlage wurde das
Drehmoment an den Steuerklappen der Tragflügel ermittelt. Die Simulationen ergaben eine maximale Resultierende von 1500 N, welche an der Steuerfläche angreift.
Die resultierende Kraft berechnet sich mit der Formel 3.1, als Integral über die
Steuerfläche.
Z
Fres =
l
F dx
(3.1)
0
Das erforderliche Drehmoment wird mittels der Formel 3.2 berechnet. Die Fluiddynamische Analyse ergibt ein erforderliches Drehmoment von 45 Nm.
Z
l
F · x dx
Mres =
(3.2)
0
Der resultierende Hebelarm berechnet sich durch:
Rl
F · x dx
Mres
rres =
= 0R l
Fres
F dx
(3.3)
0
Eine schematische Darstellung befindet sich in Abbildung 3.2.
Aus der Profilpolare konnte auch der maximal benötigte Ruderausschlag bestimmt
werden. Durch die Addition von etwas Reserve, wurde der benötigte Ruderausschlag
auf ±15◦ festgelegt. Diese Reserve wird vor allem bei geringen Bootsgeschwindigkeiten vollständig ausgeschöpft. Dies vor allem auf Grund der Tatsache, dass die
Ruderwirkung quadratisch von der Bootsgeschwindigkeit abhängt.
3.4. DYNAMISCHE ANFORDERUNGEN
5
Abbildung 3.2: Angreifende Kräfte an den Ruderflächen
Abbildung 3.3: Modellannahme der maximalen Krängung von 5◦
3.4
Dynamische Anforderungen
Als Grundlage für die dynamischen Anforderungen diente ein Konzeptentscheid. Bei
einer Krängung von 5◦ soll der Tragflügel auf der Leeseite immer mind 30 cm unter
Wasser sein und der Rumpf auf der Luvseite noch 5 cm über der Wasseroberfläche
bleiben. Dies auch bei einem Wellengang von 60 cm zwischen Wellenberg und Wellental. Abbildung 3.3 stellt diese Annahme schematisch dar. Der Katamaran soll diese Bedingung auch bei einer Böe von Windstärke 4 Bf auf 5 Bf noch erfüllen können.
Durch diese Anforderungen sollte der Katamaran, mit grosser Wahrscheindlichkeit,
für alle Enventualitäten auf den schweizer Seen gerüstet sein. Mittels Simulation
mussten die dynamischen Motordaten ermittelt werden, damit diese Anforderung
erfüllt werden (Siehe Kapitel 4). Die Simulation ergab eine minimale Winkelgeschwindigkeit der Flaps von 10◦ /s unter Maximallast. Wobei hier bezüglich der
Motorgeschwindigkeit bereits ein Sicherheitsfaktor von zwei berücksichtigt wurde.
6
KAPITEL 3. ANFORDERUNGEN
3.5
Anforderungen an die Antriebsmechanik
Von Seiten der konzeptionellen Bootsauslegung ergaben sich vier Hauptanforderungen, welche erheblichen Einfluss auf die Entscheidungen in der Mechatronik hatten:
• Demontierbarkeit Das Foil und das Schwert müssen zusammen demontierbar sein. Dies bedeutet, dass entweder die mechanische Verbindung zwischen
Motor und Foil oder die elektrischen Verbindung zum Motor trennbar sein
müssen.
• Zugänglichkeit Der Motor und die Steuerung sollte immer erreichbar sein.
Eine Einbaulage über der Wasserlinie oder in den Rümpfen wird bevorzugt.
Die Fehlersuche unter Wasser ist nicht möglich.
• Platz Der Motor und/oder die Anlenkmechanik muss im Schwert eingebaut
werden können. Es sollte vermieden werden, dass durch die Einbauposition
des Motors zusätzlicher Widerstand entsteht.
• Spielfreiheit Die Anlenkmechanik soll möglichst spielfrei sein.
3.6
Anforderungsprofil
Zusammenfassend entstand ein Anforderungspofil für alle Motoren. Die Tabelle 3.1
beinhaltet die gesamten Anforderungen an die Mechatronik. Die Anforderungen an
die Geschwindigkeit konnten, auf Grund des Zeitmangels, nicht überall abschliessend
geklärt werden.
Motor
Drehmoment
Haltekraft
Weg
Geschwindigkeit
Foils
45 Nm
±15◦
10 ◦ /s
Ruder
klein
±45◦
Schnell
Unterliek
3000 N
300 mm
-
Tabelle 3.1: Anforderungen an die Motoren
Traveller
2000 N
3.2 m
-
7
Kapitel 4
Simulation
4.1
Ziel der Simulation
Die Simulation diente der Abklärung der dynamischen Anforderungen an die Foilmotoren. Die Simulation sollte die Frage beantworten, wie der Katamaran auf eine
Böe von Windstärke 4 auf 5 Beaufort reagiert1 . Es wurde nur das ungeregelte Boot
betrachtet. Bei dieser Simulation handelte es sich um eine stark vereinfachte Version
der 3D-Simulation des gesamten Bootes. Zu diesem Zweck wurde das Boot mathematisch modelliert. Um die Komplexität gering zu halten, wurde nur die Dynamik
um die x-Achse, im Betriebspunkt Fliegen“, betrachtet. Eine Darstellung der be”
rücksichtigten Kräfte befindet sich in Abbildung 4.1. Als Randbedingung galt, dass
die Krängung in diesem Betriebspunkt maximal ± 5◦ betragen darf. Bei einer Krängung von mehr als 5◦ droht das unkontrollierte Eintauchen eines Rumpfes ins Wasser
oder das Auftauchen eines Tragflügels aus dem Wasser. Siehe hierzu Abschnitt 3.4.
Einfach gesagt, wurde betrachtet, wie lange es dauert, bis der Katamaran nach einer
Böe kippt.
4.2
Vereinfachungen und Einschränkungen
Die Simulation betrachtete nur einen Freiheitsgrad in der Bewegung des Bootes. Der
Schwerpunkt wurde zu diesem Zweck fixiert und nur die Krängung um die x-Achse
wurde zugelassen.
Die Simulation wurde reibungsfrei modelliert. Als Basis diente die reibungsfreie
Potentialströmung aus den Grundlagen der Fluiddynamik [4]. Dies war durchaus
zulässig, sind doch die Schwerter und die Foils bezüglich des Reibungswiderstandes
optimiert. Daneben wurden die Einflüsse der Rümpfe, der Querträger und des Segels in der Luft vernachlässigt. Die Dämpfung dieser Baugruppen konnte, auf Grund
der ca. 770 mal geringeren Dichte der Luft gegenüber dem Wasser, bedenkenlos vernachlässigt werden. Eine grosse Einschränkung entstand durch die Reduzierung auf
einen Freiheitsgrad. Die Energie einer Böe wird kaum vollständig in die Rotation
umgewandelt. Die Böe wird sicherlich auch zu einer verstärkten Abdrift des Bootes
führen.
1
4 Bf enstprechen 5.5 − 8 m/s, 5 Bf ensprechen 8 − 10.8 m/s
8
KAPITEL 4. SIMULATION
Abbildung 4.1: zweidimensionales Kräftemodell
Da die Simulation der Abschätzung des Worst-Case“ diente, waren diese Vereinfa”
chungen gerechtfertigt. Diese geringere simulierte Dämpfung floss somit als zusätzlicher Sicherheitsfaktor in die Anforderungen an die Motoren ein.
4.3
Mathematische Modellierung
Die Simulation basierte auf der Bewegungsgleichung der Krängung. Wie oben beschreiben, wurden alle anderen Bewegungen festgehalten. Somit wurden auch alle
Koppelterme durch die Bewegungen in den anderen Raumrichtungen vernachlässigt.
Gleichung 4.1 beschreibt die Bewegungsgleichung der Krängung. Die Kräfte an den
Foils und den Schwertern setzen sich jeweils aus einer Auftriebskomponente und einer Widerstandskomponente zusammen. Gleichung 4.2 zeigt die Zusammensetzung
für das Foil Nr.1.
Θ·
d
ϕ = −FSegel ·rSegeldruckpunkt −(FSchwert1 +FSchwert2 +FRuder )·rSchwert +(FF oil2 −FF oil2 )·rF oil
dt2
(4.1)
FF oil1 = Fa1 + Fd1
(4.2)
Durch das Festhalten der anderen Freiheitsgrade ergeben sich einige Zusammenhänge:
X
Fy = 0 → FAbdrif t = FW ind
(4.3)
4.4. RESULTATE DER SIMULATION
X
9
Fz = 0 → Fg = FF oil1 +FF oil2 +FF oil3 = Fa1 +Fa2 +Fa3 +Fd1 +Fd2 +Fd3 (4.4)
Der Widerstand des hinteren Foils kann für die Bewegung um die x-Achse vernachlässigt werden. Der Widerstand der äusseren Foils und der drei Schwerter wird
fluiddynamisch als Bewegung einer ebenen Platte im Fluid modelliert:
Fd =
1
dϕ
1
ρACD v 2 = ρACD r2 ( )2
2
2
dt
(4.5)
Daraus ergibt sich das Dämpfungsmoment um die x-Achse. Ersichtlich ist, dass die
Dämpfung quadratisch von der Rotationsgeschwindigkeit und kubisch vom Abstand
der Foils von der Rotationsachse abhängt:
Md =
1
dϕ
ρACD r3 ( )2
2
dt
(4.6)
Im Vergleich zu den Tests ergaben die Simulationen nur unbefriedigende Resultate.
Das Boot verhielt sich in den Simulationen viel zu nervös. Die Dämpfung war in
Realität viel grösser. Die Theorie der instationären Potentialströmung [4] schaffte
hier Abhilfe. Die Gleichung 4.7 beschreibt die virtuelle Fluidmasse, welche bei der
Beschleunigung einer ebenen Platte mitbeschleunigt werden muss. Vereinfachend
betrachtet man das mitbeschleunigte Fluid als Quader. Dieses Fluidquader“ muss
”
mittels dem Satz von Steiner, Gleichung 4.8, zur Trägheit des Bootes addiert werden [5]. Gleichung 4.9 beschreibt die Zusammensetzung der neuen Trägheit. Dieser
Einfluss darf nicht vernachlässigt werden, erhöht dieser Effekt doch die Trägheit des
Bootes um den Faktor 7.
m∗ = πa2 b · ρF luid
(4.7)
ΘF luidF oil1 = ΘSchwerpunktF luidquader + m∗ · rF2 oil
(4.8)
ΘN eu = ΘBoot + ΘF luidF oil1 + ΘF luidF oil2
(4.9)
Die Auftriebspolare der Tragflügel kann als Gerade, abhängig vom Flapwinkel α,
vereinfacht werden. Dies gilt jedoch nur für kleine Ausschläge und im Bereich ohne
Strömungsabriss.
Fa = m · α + b
(4.10)
4.4
Resultate der Simulation
Die Simulation wurde mittels Matlab und Simulink implementiert. Die Böe von
Windstärke 4 Bf auf 5 Bf wurde mittels einem Anstieg der Krängungskraft von
2000 N auf 3000 N simuliert. Der Anstieg dauert eine Sekunde. Im Anhang A.2 befindet sich die Darstellung des Simulink Modells und das Parameterfile. Abbildung
4.2 zeigt den Winkel und Abbildung 4.3 die Winkelgeschwindigkeit des Bootes mit
und ohne Berücksichtigung der virtuellen Masse. Es ist klar ersichtlich, dass die virtuelle Masse die Rotationsträgheit und des Bootes deutlich erhöht. Dies entspricht
deutlich besser der realen Bootsdynamik. Ohne Berücksichtigung der instationären
Potentialströmung erreicht das Boot die maximale Krängung bereits nach 200 ms,
10
Abbildung 4.2: Winkel des Bootes während der Böe. Die Böe beginnt bei t = 1
mit der Berücksichtigung dieses Effekts erst nach 500 ms. Leider sind noch keine empirischen Messdaten vorhanden, um dies entweder zu bestätigen oder zu widerlegen.
4.5
Auswertung des Kräftemodells
Entscheidend für die Geschwindigkeit der Motoren ist der benötigte Ausschlag der
Flaps. Zu diesem Zweck wurde die Gleichgewichtslage bei Windstärke 4 und 5 Bf
betrachtet. In der Gleichgewichtslage fallen alle dynamischen Kräfte heraus. Die
Gleichungen reduzieren sich zu diesen drei Gleichungen 4.11 bis 4.13.
X
Fy = 0 = 2 · FLif tSchwert + FLif tRuder − FLif tSegel
X
Fz = 0 = Fg − Fa1 − Fa2 − Fa3
(4.11)
(4.12)
X
MxSP = rF oil ·(Fa1 −Fa2 )−rSegel ·FLif tSegel −rSchwert ·(2·FLif tSchwert +FLif tRuder )
(4.13)
Durch einsetzen von 4.3 in Gleichung 4.13 fallen bereits einige Terme heraus.
X
MxSP = rF oil · (Fa1 − Fa2 ) − (rSegel + rSchwert ) · FLif tSegel
(4.14)
In den Gleichgewichtslagen ergaben sich folgende geforderten Auftriebskräfte der
Tragflügel. Die getroffenen Annahmen für die Berechnungen befinden sich im Anhang A.1. Der benötigte Ausschlag der Flaps wurde mit der linearisierten Profilpolare (Gleichung 4.10) berechnet.
Daraus folgt, dass die Foils einen Weg von 2◦ fahren müssen, damit die Böe ausgeglichen werden kann. Die Zeit bis zum erreichen der 5◦ Krängung betrug in der
4.5. AUSWERTUNG DES KRÄFTEMODELLS
11
Abbildung 4.3: Winkelgeschwindigkeit des Bootes während der Böe. Die Böe beginnt
bei t = 1
Windstärke
Windkraft
Auftrieb Foil 1
Auftrieb Foil 2
Ausschlag α1
Ausschlag α2
4 Bf
2000 N
−363.3 N
5436.7 N
−3.33◦
4.17◦
5 Bf
3000 N
−1813.3 N
6886.7 N
−5.21◦
6.047◦
Tabelle 4.1: Auftriebskräfte an den Tragflügeln vor und nach der Böe
ursprünglichen Simulation ca. 0.4 s. Dies ergibt mit einem Sicherheitsfaktor von 2
eine geforderte Mindestgeschwindigkeit der Flaps von 10◦ /s.
12
13
Kapitel 5
Auswahl
5.1
Überblick
Nachdem das Anforderungsprofil, inkl. Simulation, für alle Antriebe erstellt war,
musste für jede Anwendung das passende Antreibskonzept gefunden werden. Das
Anforderungsprofil befindet sich im Abschnitt 3.6. Es musste die optimale Kombination aus Motor, Getriebe, Anlenkung und Steuerelektronik gefunden werden. Ein
Hauptaugenmerk lag dabei auf den Kosten. Die Budgetsituation zur Zeit der Motorauswahl mahnte hier zu besonderer Vorsicht und zu Kompromissen. Zur Auswahl
standen zwei unterschiedliche Motorvarianten.
5.2
5.2.1
Motoren
Vergleich Motortypen
Die beiden Antriebsvarianten unterscheiden sich nicht nur bezüglich den Kosten.
Der Hauptunterschied besteht in den unterschiedlichen Konzepten. Auf der einen
Seite die linearen Antriebe der Firma Linak, auf der anderen Seite die rotativen
Antriebe der Firma Maxon. Nicht jedes Antriebssystem ist für jede Aufgabe gleich
gut geeignet. Die Spindelantriebe habe einige charakteristische Eigenschaften:
• Verfahrweg Der Weg eines Linearantriebs wird grundsätzlich durch die Länge der Spindel begrenzt. Daneben könnte ein rotativer Antrieb grundsätzlich
unendlich weit drehen.
• Reibung Die Reibung im Spindelgetriebe bewirkt eine gewisse Selbsthemmung1 . Die Reibung verschlechtert den Wirkungsgrad jedoch beträchtlich.
Hinzu kommt eine deutlich verminderte Dynamik, da die hohe Reibung bei
jedem Anfahren zuerst überwunden werden muss.
• Haltekraft Das Spindelgetriebe erlaubt sehr hohe Kräfte, bei einer kompakten und einfachen Bauweise.
• Montage Die Antriebe der Firma Linak sind zusätzlich sehr schnell montierbar. Dadurch eignen sie sich für einen demontierbaren Einbau im System.
1
Bei einem Wirkungsgrad unter 0.5 spricht man im allgemeinen von Selbsthemmung
14
KAPITEL 5. AUSWAHL
Für die Foils und das Ruder eigneten sich grundsätzlich beide Systeme. Für den
Traveller kam, auf Grund des grossen Verfahrwegs, hingegen nur ein rotativer Antrieb in Frage. Für das Unterliek eignete sich ein Spindelantrieb hervorragend. Der
kurze Hub, die niedrige Dynamik und die hohen Haltekräfte sind die Paradedisziplin
dieser Antriebslösung.
5.2.2
Ausgewählte Motoren
Vom System der Antriebe her sind die Linak-Antiebe grundsätzlich sehr gut für
die Foils, das Ruder und das Unterliek geeignet. Der Vorteil der Linak-Antriebe
lag vor allem im Spindelantrieb, kombiniert mit dem Schneckengetriebe. Dem gegenüber standen die sehr hochwertigen Motoren von Maxon und die Möglichkeit,
alles vom Getriebe bis zur Steuerung aus einer Hand zu beziehen.
Gegen die Motoren von Maxon sprachen vor allem die hohen Anschaffungskosten
von rund 1200 Fr pro Motoren-Getriebe-Kombination. Die Linak-Antriebe standen
dagegen kostenlos zur Verfügung. Aus diesem Grund wurden zunächst nur LinakAntriebe verwendet. Für den Traveller wurde ein Linak-Antrieb verwendet, bei
welchem die Spindel entfernt wurde. Dieser erwies sich aber als deutlich zu schwach.
Aus diesem Grund musste der ursprüngliche Travellermotor durch einen MaxonMotor ersetzt werden.
Die Wahl der Antriebe von Linak löste jedoch das Problem der Motorsteuerung
nicht. Hier musste auf die bewährten EPOS-Produkte von Maxon zurückgegriffen
werden. Siehe hierzu Abschnitt 5.4. Bedenken gegenüber den Linak-Antrieben bestanden auch bezüglich der abgegebenen Leistung und der Dynamik. Die Simulation
4 ergab eine benötigte Abtriebsleistung von nur 7.5 W. Dadurch konnte gezeigt werden, dass die Antriebssysteme von Linak ausreichen sollten. Die Antriebe bieten
laut Datenblatt[6] und Gleichung 5.1 eine abgegebene Leistung von 17.5 W2 .
P =F ·v =M ·ω
(5.1)
Die Frage bestand somit nur noch im Bezug auf die Auswahl der richtigen Spindel.
Zusammen mit der Steuermechanik (Abschnitt 5.3) wurden die Steigung und die
Länge der Spindel für die Foilantriebe ausgewählt. Beim Ruder gab die Geschwindigkeit und beim Unterliek die geforderte Kraft von 3000 N den Ausschlag.
Abgesehen von der Spindelsteigung waren keine mechanischen Informationen, wie
z.B. die Getriebeübersetzung, erhältlich. Diese mussten währende den Tests ermittelt werden. Siehe hierzu das Kapitel 6.
Der Travellermotor musste durch einen Antrieb von Maxon ersetzt werden. Entgegen dem Anforderungsprofil wurde keine selbsthemmende Antriebslösung verwendet. Es wurde eine Antriebskombination aus einem 200 W Motor und einem Planetengetriebe mit einem Dauermoment von 45 Nm und einer Übersetzung von 236:1
gewählt. Es wurde auch noch eine Offerte für einen selbsthemmenden Antrieb eingeholt. Dieser wäre aber deutlich grösser, schwerer und teurer gewesen. Im Anhang
B befinden sich die Datenblätter zu den verwendeten Antriebskombinationen.
2
9 mm Spindel bei einer Kraft von 500 N und einer Geschwindigkeit von 35 mm/
5.3. STEUERMECHANIK
Motor
Motortyp
Spindelsteigung
Übersetzung
Hublänge
Geforderte Kraft
Gefordertes Moment
Geschwindigkeit
15
Foils
LA30
9 mm
100 mm
500 N
35 mm/s
Ruder
LA30-L
12 mm
75 mm
200 N
43 mm/s
Unterliek
LA30-L
3 mm
300 mm
3000 N
11 mm/s
Traveller
RE 50
236:1
45 Nm
25 U/min
Tabelle 5.1: Ausgewählte Motoren
5.2.3
Modifikationen an den Motoren
Leider waren die verwendeten Motoren nicht ohne Modifikationen einsetzbar. Die
Encoder mussten am Motor befestigt werden. Vorgesehen war eine direkte Befestigung des Encoders auf der Motorwelle. Dies war leider bei keinem der LinakMotoren möglich. Die Encoder mussten deshalb am Getriebe befestigt werden. Bei
den Antrieben für die Foils gestaltete sich das Nachrüsten relativ einfach. Das eingebaute Potentiometer wurde durch einen Encoder von Avago ersetzt. Abbildung
5.1 zeigt den eingebauten Encoder. Mehr informationen zu den Encodern befinden
sich im Abschnitt 5.4.2. Durch den Einbau mit zwei Getriebestufen zwischen dem
Motor und dem Encoder ergeben sich zwei grosse Nachteile. Zum einen wird die
Auflösung relativ schlecht, zum anderen ergibt sich durch das Getriebespiel ein unruhiges Regelverhalten.
Beim Rudermotor und dem Motor für das Unterliek war kein Potentiometer eingebaut, welches einfach hätte ersetzt werden können. Hier musste eine alternative
Lösung gefunden werden. Bei diesen zwei Motoren wurde die Welle des Schneckenrades verlängert. Da sich hier nur noch die Schneckengetriebestufe zwischen dem
Encoder und dem Motor befindet, verbessert sich das Regelverhalten deutlich. Im
Gegensatz zu den Foilmotoren fallen sie nicht durch ein hörbares Brummen auf.
Rückblickend hätten alle Encoder mittels Verlängerung der Schneckenradachse befestigt werden müssen. Zum einen reduziert sich die Getriebestufe von zwei auf eine,
zwischen dem Motor und dem Encoder. Das verminderte Spiel machte sich deutlich
im Regelverhalten bemerkbar. Zum anderen konnten Encoder mit einer besseren
Auflösung pro Umdrehung verwendet werden.
5.3
Steuermechanik
Die Auslegung der Steuermechanik entstand in enger Zusammenarbeit mit Mario
Caminada. Eine Beschreibung der Fertigung und des Einbaus der Mechanik befindet
sich in seiner Bachelorarbeit [7]. Die schmale Geometrie verunmöglichte den Einbau
der Antriebe in die Foils oder die Schwerter. Die Antriebe mussten deshalb in die
Rümpfe oder auf die Trägerplatte des hinteren Foils eingebaut, respektive befestigt
werden. Es musste also eine Mechanik konstruiert werden, die die Bewegung der
Motoren auf die Flaps überträgt. Hier standen wieder zwei Konzepte zur Auswahl.
Zum einen wäre dies eine Zug-Druck Variante via Gestänge oder Bowdenzug oder
zum anderen eine Zug-Zug Variante via Seile. Hier wurde zu Gunsten einer Seilanlenkung entschieden. Vor allem weil die Zugseile dadurch relativ dünn sein können.
16
KAPITEL 5. AUSWAHL
Abbildung 5.1: Encoder am Getriebe eines Foilmotors
Die verwendeten Zugseile haben einen Durchmesser von lediglich 4 mm. Ein entsprechender Bowdenzug hätte dagegen einen Durchmesser von mindestens 15 mm
inklusive Hülle gehabt.
Die Kräfte des Antriebs werden mittels eines Umlenkhebels auf die Steuerseile übertragen. Der Hebelarm musste teilbar konstruiert werden, damit die Demontage des
Foils überhaupt noch möglich ist. Abbildung 5.2 zeigt den oberen Umlenkhebel der
Steuermechanik für die Foils. Der überstehende Teil des Umlenkhebels ist mittels
Gewinde demontierbar. In der Tabelle 5.2 sind die relevanten Daten der Steuerkinematik aufgeführt.
Kraftangriffspunkt
Hebelarm
Maximale Kraft
Geforderte Geschwindigkeit (10◦ /s)
Maximale Geschwindigkeit
Maximaler Weg (±15◦ )
Seil
30 mm
1500 N
5.2 mm/s
8.9 mm/s
15.5 mm
Motor
125 mm
360 N
21.8 mm/s
37 mm/s
64.7 mm
Tabelle 5.2: Kräfte und Geschwindigkeiten am Hebelarm
5.4. STEUERELEKTRONIK
17
Abbildung 5.2: Oberer Umlenkhebel der Foilmechanik
5.4
5.4.1
Steuerelektronik
EPOS
Bei den Steuerelektroniken gibt es zwar ein grosses Marktangebot. An der ETH
wird eigentlich nur das EPOS3 -System von Maxon verwendet. Zu diesem System
sind bereits Treiber am ASL vorhanden. Da im Rahmen des Fokusprojekts nur eine
begrenzte Zeit zur Verfügung stand, wurde auf dieses System zurückgegriffen. Die
eventuell möglichen Einsparungen in diesem Kostenpunkt wären in keinem Verhältnis zum benötigten Mehraufwand gestanden.
Bei den EPOS handelt es sich primär um ein Positioniersystem für verschiedenste
Anwendungsgebiete. Die EPOS lassen sich via RS232-Schnittstelle am Bordcomputer anschliessen. Die anderen EPOS werden danach via CAN-BUS an dieser EPOS
angeschlossen. Für alle EPOS wird somit nur eine einzige Verbindung zum Computer benötigt. Das System kann dadurch sehr einfach um weitere Motoren, und
damit EPOS, erweitert werden.
Die EPOS bieten umfangreiche Einstellmöglichkeiten. Im Katamaran wird der Positionsmodus verwendet. Das heisst, der Regler gibt der EPOS eine Sollposition
vor. Diese Sollposition wird danach von der EPOS angefahren und gegebenenfalls
nachgeregelt. Daneben wird der Geschwindigkeitsmodus zum Einstellen der Nullposition verwendet. Dies geschieht jedoch nur manuell. Es gelang leider nicht, den
automatische Modus zum einstellen der Nullposition Homing-Mode“ einwandfrei
”
zum Laufen zu bringen. Dies hängt vor allem mit den sehr hohen Anlaufströmen
der verwendeten Motoren zusammen. Des weiteren können für alle Betriebsmodi
die Regelparameter der Motorsteuerung in der EPOS gespeichert werden.
3
Easy to use POSitionig: Einfach zu bedienendes Positioniersystem.
18
KAPITEL 5. AUSWAHL
Abbildung 5.3: EPOS 24/5[8]
Im Boot werden unterschiedlich starke EPOS verwendet. Für die Foil-Motoren werden EPOS 70/10 verwendet. Diese bieten einen maximalen Dauerstrom von 10 A
und einen Peakstrom von 20 A. Für das Ruder, den Traveller und das Unterliek
werden EPOS 24/5 verwendet. Sie liefern einen maximalen Dauerstrom von 5 A
und einen Peakstrom von 10 A.
5.4.2
Encoder
Die verwendeten Motorsteuerungen benötigen ein digitales Motorenfeedback. Ein
analoges Feedback, z.B. mittels dem eingebauten Potentiometer ist nicht möglich.
Bei allen eingesetzten Encodern handelt es sich um optische Zweikanal-Encoder.
Die Signale der beiden Kanäle sind um 90◦ Phasenverschoben. Somit können pro
Schritt 22 = 4 Positionen bestimmt werden4 . In Abbildung 5.4 ist das Signal der
beiden Kanäle dargestellt. Die Encoder stammen von Avago. Dabei handelt es sich
um den gleichen Hersteller, welcher auch einen Teil der Maxon-Encoder liefert.
Bei den Foils werden Encoder des Typs HEDS-5701#A00 verwendet. Es handelt
sich um Encoder mit eingebauter Welle und einer Auflösung von 500 Schritten pro
Umdrehung. Bei den Trockentests wurde festgestellt, dass diese Encoder für den
Betrieb mit den EPOS 70/10 nicht ausreichen. Aus diesem Grund mussten die
Encoder mit einem Line-Driver-Chip erweitert werden. Siehe hierzu Abschnitt 5.4.3
Wie oben beschrieben, wurden die Encoder am Ruder und am Unterliek an der
verlängerten Motorwelle befestigt. Hier wurde, auf Grund der Erfahrungen mit
den Foil-Motoren, ein Encoder mit Line-Driver verwendet. Es handelt sich um den
4
Dreikanal-Encoder bieten nicht eine bessere Auflösung als Zweikanal-Encoder. Beim dritten
Kanal handelt es sich um den Index-Kanal, dieser sendet nur ein Signal pro Umdrehung.
5.4. STEUERELEKTRONIK
19
Abbildung 5.4: Erweiterung des Encodersignals um die komplementären Signale
Avago-Encoder HEDL-5560#B13. Diese Encoder bieten eine Auflösung von 1000
Schritten pro Umdrehung. Im Anhang B.2 befinden sich die Datenblätter der verwendeten Encoder.
5.4.3
Line-Driver
Während den Tests tauchte ein unerwartetes Problem auf. Die Motoren funktionierten mit den ausgeliehenen EPOS vom ASL einwandfrei. Als wir die Motoren
mit den neuen EPOS 70/10 verwenden wollten, funktionierte nichts mehr. Nach
einigem Ausprobieren zeigte sich, dass die eingesetzten Encoder nicht ausreichten.
Für die Foils wurden einfache Zweikanal- Encoder ohne Redundanz verwendet. Alle EPOS 24/5 und EPOS 70/10 welche sich auf dem neusten Stand der Software
befinden, benötigen redundante Encodersignale. Die Redundanz wird mittels LineDriver erzeugt. Der Line-Driver erzeugt zu jedem Signal noch das komplementäre
Signal. Dies bedeutet, dass wenn der Kanal A auf 1 ist, der Kanal Ā auf 0 ist
und umgekehrt. Dadurch verdoppelt sich die Übertragungs- und Auslesesicherheit
des Encodersignals. Zur Veranschaulichung siehe Abbildung 5.4. Diese Abbildung
entstand in Anlehnung an eine Abbildung aus dem Maxon-Katalog[9].
20
KAPITEL 5. AUSWAHL
21
Kapitel 6
Tests
6.1
Ziel der Tests
Abgesehen von einem einfachen Datenblatt waren von den Motoren keine Angaben
erhältlich. Das Datenblatt beinhaltet aber nur das Verhalten unter quasistatischen
Einflüssen. Dynamische Daten waren keine erhältlich. Abgesehen von der Spindelsteigung und den äusseren Abmessung waren auch keine mechanischen Eigenschaften bekannt. Die Tests mussten all diese Fragen beantworten. Es bestanden doch
einige Zwiefel bezüglich den Angaben in den Datenblatt zum verwendeten LinakMotor B.1.1. Die Tests ergaben leider deutliche Abweichungen zu den Angaben im
Datenblatt.
6.2
Mechanische Motoranalyse
Als erstes stand die mechanische Bestandesaufnahme der Foil-Antriebe auf dem Programm. Die Antriebe der Firma Linak bestehen aus einem Motor mit Schneckengetriebe welches wiederum am Spindelgetriebe befestigt ist. Als erstes ging es um das
Bestimmen der Übersetzungsverhältnisse. Tabelle 6.1 zeigt die Übersetzungsverhältnisse an den Getrieben der Foil-Antriebe. Als Sensor ist ein 1 kOhm Drehpotentiometer eingebaut. Es handelt sich dabei um ein mehrfach drehbares Potentiometer,
von Anschlag zu Anschlag sind 10 Umdrehungen möglich.
Übersetzung
Motor / Schneckenrad
Encoder / Schneckenrad
Schneckenrad / Spindel
Encoder / Motor
Gekürzt
1/23
5/3
1/1
115/3
Absolut
2/46
20/12
24/24
920/24
Tabelle 6.1: Übersetzungsverhältnisse am Motor
6.3
Dynamische Motortests
Die Dynamischen Motorentests sollten das Verhalten auf eine Sprungantwort klären. Das heisst konkret, der Motor wurde eingeschaltet und es wurde gemessen,
22
KAPITEL 6. TESTS
wie er reagiert. Von den Linak-Motoren waren keine Daten vorhanden, welche eine
Rückschlüsse auf die Dynamik zulassen würden. Selbst der Hersteller hatte dazu
keine Informationen. Dies liegt auch daran, dass bis jetzt noch niemand diese Motoren für dynamische Zwecke eingesetzt hat.
Für diese Tests wurden zwei leicht unterschiedliche Testaufbauten verwendet. Beim
ersten Testaufbau sollte das Verhalten des Motors ohne EPOS getestet werden. Der
zweite Aufbau sollte das Verhalten des Motors mit EPOS untersuchen.
6.3.1
Tests ohne EPOS
Testaufbau Im Anhang C.2 befindet sich eine schematische Darstellung des Testaufbaus. Es sollte das Einschaltverhalten der Motoren ohne den Einfluss der EPOS
getestet werden. Als Feedback Signal des Systems wurde das eingebaute 10 kOhm
Potentiometer verwendet. Am Oszilloskop wurden zum einen der Eingang am Motor und zum anderen der Ausgang des Potentiometers aufgezeichnet.
Um Rückschlüsse auf die Geschwindigkeit zu erhalten, musste als erstes das Verhältnis zwischen dem gefahrenen Weg und der Spannung am Potentiometer bestimmt werden. Im Anhang C.1 befinden sich die Gleichungen zum Berechnen der
Geschwindigkeit der Spindel. Auf diese Weise gelang es, mittels Oszilloskop die Geschwindigkeit zu ermitteln.
Testablauf Beim ersten Test wurde ein Labornetzgerät Typ Voltcraft TNG
235 verwendet. Der erste Ausgang wurde für die Versorgung des Motors benutzt. Er
bot einen maximalen Ausgangstrom von 2.5 A. Der zweite Ausgang des Netzgeräts
wurde für die Versorgung des Potentiometers verwendet. Dieser Ausgang des Netzgeräts schien schwerwiegend defekt zu sein. Unter der Last des Potentiometers brach
der Ausgang auf eine Spannung von 15.4 V ein. Abbildung 6.1 zeigt das Testresultat
am Oszilloskop. Der Einbruch in der Ausgangsspannung des Potentiometers lässt
auf eine interne Kopplung der beiden Ausgänge im Netzgerät schliessen. Weiter lässt
sich deutlich die Sättigung der Stromquelle erkennen. Der maximale Ausgangsstrom
von 2.5 A schlägt sich in der miserablen Dynamik nieder. Es dauert ca. 65 ms bis
sich am Ausgang des Systems eine Reaktion erkennen lässt. Die Spindel erreicht
nach der Einschaltphase eine konstante Geschwindigkeit von ca. 29 mm/s. Vergleiche hierzu die rote Gerade in Abbildung 6.1.
Der Test wurde danach mit einem stärkeren Netzgerät1 wiederholt. Nun stand ein
maximaler Dauerstrom von 12 A zur Verfügung. Der selbe Ausgang des Netzgerätes
diente auch für die Versorgung des Potentiometers. Abbildung 6.2 zeig die Resultate am Oszilloskop. Man erkennt deutlich den Einbruch der Versorgungsspannung
um 40 mV, wieder ein Resultat des begrenzten Ausgangstroms des Netzgerätes. Es
lässt sich aber eine deutliche Verbesserung der Motordynamik erkennen. Nach 10 ms
erreichte der Motor bereits eine lineare Geschwindigkeit. Die erreichbare Geschwindigkeit lag wiederum bei 29 mm/s.
Als Extremfall wurde noch der direkte Betrieb am Akku getestet. Der Akku bot die
Möglichkeit den Motor praktisch ohne Strombegrenzung zu testen. Der Einbruch
der Akkuspannung betrug noch lediglich 1 mV. Gegenüber dem Versuch mit 12 A
1
digimess Concept series, DC Power Supply, PM3006-3
6.3. DYNAMISCHE MOTORTESTS
Abbildung 6.1: Erster Motortest mit dem 2.5 A Netzgerät
Abbildung 6.2: Motortest mit dem 12 A Netzgerät
23
24
KAPITEL 6. TESTS
Abbildung 6.3: Foto des Testaufbaus
Strombegrenzung veränderte sich die Dynamik kaum. Die Verbesserung der Anlaufdynamik betrug lediglich zwei Millisekunden. Jedoch lag dieser Unterschied bereits
in der Grössenordnung des Messfehlers. Die Aufnahme dieser Messung befindet sich
im Anhang C. Auf die maximale Geschwindigkeit hat dieser Test jedoch keinen
Einfluss.
6.3.2
Tests mit EPOS
Testaufbau Für diesen Tests wurde der Aufbau entscheidend verändert. Der Motor wird nun von der EPOS angesteuert. Das Drehpotentiometer musste dem Encoder weichen. Das Potentiometer am Getriebe konnte deshalb nicht mehr für die
Messung verwendet werden. Der Output des Systems wurde nun mittels Schiebepotentiometer an der Spindel gemessen. Das Schiebepotentiometer besitzt genau den
selben Weg von 100 mm wie die Spindel. Die Abbildung 6.3 zeigt den Motor auf
dem Prüfstand. Das Schiebepotentiometer befindet sich unterhalb der Linearführung der Spindel. Auf dem Getriebe befindet sich der Encoder für das Feedback der
EPOS. Die EPOS wird aus dem Akku gespiesen, das Potentiometer wird aus dem
Netzgerät versorgt. Dies soll eine Beeinflussung der Messung durch das Anlaufen
des Motors verhindern.
Testablauf Für den Test wurde eine EPOS 24/5 verwendet, obwohl zu diesem
Zeitpunkt bereits fest stand, dass für die Foils EPOS 70/10 verwendet werden. Leider stand aber zu dieser Zeit noch keine EPOS 70/10 zur Verfügung. Die EPOS
wurde im Strom-Modus betrieben. Als Sollwert wurde der maximal mögliche Strom
6.3. DYNAMISCHE MOTORTESTS
25
Abbildung 6.4: Sprungantwort des Motors mit Ansteuerung durch die EPOS
von 5 A vorgegeben. Dieser wird nur unmittelbar beim Einschalten erreicht. Danach
läuft der Motor mit der maximal möglichen Geschwindigkeit. Abbildung 6.4 zeigt
die Sprungantwort dieses Tests mit der EPOS. Bei dieser Messung lässt sich schön
der lineare Geschwindigkeitsverlauf nach dem Einschalten erkennen. Die Totzeit“
”
von 25 ms lässt sich fast nur durch mechanisches Spiel in der Messung erklären.
Diese Totzeit ist nicht durch die Motordynamik erklärbar, da kein transientes Einschaltverhalten erkennbar ist.
Für die beiden Tests wurden zwei verschiedene Motoren aus der selben Serie verwendet. Der zweite Motor erreichte bei diesem Test eine maximale Geschwindigkeit
von 38 mm/s.
Virtuelle Motorübersetzung Um ein vernünftiges Regelverhalten der EPOS
zu erreichen, muss die Auflösung des Encoders auf den Motor umgerechnet werden.
Mit der gegebenen Übersetzung (Tabelle 6.1) zwischen Encoder und Motor ergibt
dies eine Auflösung von 13.04 Impulse pro Motorumdrehung. Die Epos unterstützen
jedoch nur Encoder mit einer minimalen Auflösung von 16 Impulsen. Aus diesem
Grund musste ein virtueller“ Motor erzeugt werden. Das heisst, der EPOS wird
”
vorgegaukelt, dass der Encoder eine Auflösung von 16 Impulsen pro Umdrehung
besitzt. Dadurch verändern sich auch die anderen virtuellen“ Übersetzungen. Ta”
belle 6.2 zeigt diese Werte. Mit diesen Werten entspricht die Motordynamik viel
besser den Modellannahmen der EPOS. Erst durch diesen Trick gelang es vernünftige Regelparameter zu erhalten. Ab diesem Zeitpunkt konnten die EPOS und ihre
Treiber verwendet werden.
26
KAPITEL 6. TESTS
Virtuelle Übersetzung
Encoder / Motor
Motor / Spindel
Encoder / Spindel
Gekürzt
125/4
18.75
5/3
Absolut
500/16
75/4
20/12
Tabelle 6.2: Virtuelle“ Übersetzungen
”
6.4
Resultate der Motorentests
Die Motorentests lieferten einige Resultate. Als grösster negativer Punkt fällt die
enorme Streuung innerhalb der selben Antriebsserie auf. Daneben weichen die gemessenen Geschwindigkeiten doch sehr deutlich von den Angaben im Datenblatt
ab. Die Motoren sollten laut Datenblatt unbelastet eine Geschwindigkeit von über
44 mm/s erreichen. Die vermessenen Motoren erreichten jedoch nur eine Geschwindigkeit von 38 mm/s respektive 29 mm/s. Eine so grosse Streuung bei der Geschwindigkeit konnte nicht erwartet werden. Die Befestigung des Encoders an Stelle des
Potentiometers erwies sich nicht als ideal. Das Getriebe zwischen Motor und Encoder besitzt zu viel Spiel. Bei den Motoren, welche später umgerüstet wurden (Ruder
und Unterliek), wurden die Encoder an der verlängerten Welle des Schneckenrades
befestigt. Dies brachte eine Verbesserung des Regelverhaltens und natürlich der
Auflösung der Motorposition.
6.5
6.5.1
Tests des Gesamtsystems
Trockentests
Vor den Wassertests standen noch die Trockentests im Büro an. Das heisst, die
Motoren wurden zum ersten Mal in den Katamaran eingebaut und die Mechanik
inklusive Foils an den Motoren angeschlossen. Die EPOS wurden mit den Regelparametern voreingestellt, welche auf dem Prüfstand für die Tests ermittelt wurden.
Diese Regelparameter erwiesen sich im Boot als völlig ungeeignet. Die Regelkreise zeigten starke Tendenzen zum Aufschwingen. Dies ist auf die völlig veränderte
Steifigkeit des Einbaus zurückzuführen. Der Prüfstand mit der Linearführung war
deutlich steifer als die Einbausituation im Rumpf. Durch Reduktion der Regelverstärkung konnte dieses Problem behoben werden. Aus Zeitgründen konnten keine
Belastungstests am kompletten System durchgeführt werden.
6.5.2
Wassertests
Nachdem das ganze System im Büro zum Funktionieren gebracht wurde, konnten
die Wassertests beginnen. Zuerst wurde der Katamaran intensiv geschleppt getestet.
Begonnen mit dem ersten Ferngesteuerten Test, weiter mit den Regelungstests bis
hin zu den Tests mit Personen an Bord bewährte sich das Boot. In Abbildung 6.5
sieht man den letzten grossen Test mit dem geschleppten Katamaran.
Bereits beim ersten Wassertest funktionierten die Antriebe wunschgemäss. Es zeigte
sich jedoch, dass die Motoren zuerst eingelaufen werden mussten. Bei allen Motoren mussten die Regelparameter nach den ersten Tests nachgestellt werden. Bisher
waren die Antriebe der Foils allen Herausforderungen gewachsen. Die Wirkung des
6.5. TESTS DES GESAMTSYSTEMS
27
Abbildung 6.5: Schlepptests mit Mario als verschiebbare Masse auf dem Boot
Ruders fiel Positiv auf. Obschon aus Seglerkreisen das Ruder als zu klein und zu
wirkungslos eingeschätzt worden war.
Der zuerst eingesetzte Travellermotor erwies sich als deutlich zu schwach. Deshalb
konnte bisher noch nie autonom gesegelt werden. Allein aus Gründen des Kostendrucks wurde diese Variante überhaupt ausprobiert. Mit der neuen Antriebsvariante
für den Traveller sollte dieses Problem behoben worden sein.
28
KAPITEL 6. TESTS
29
Kapitel 7
Zusammenfassung
Der Katamaran erfüllte bisher fast alle Anforderungen. Die Schlepptests verliefen
durchwegs sehr erfolgreich. Die Motoren für die Foils und das Ruder erfüllten die
Anforderungen. Dies ist sicher auf die genaue Auslegung und die Simulation zurückzuführen.
Leider waren bis zum Rollout keine autonomen Segeltsts möglich. Der Katamaran
musste jeweils bemannt gesegelt werden. Dies lag hauptsächlich am zu schwachen
Travellermotor. Im Rückblick hätte dieser Antrieb gar nie eingesetzt werden dürfen.
Alleine aus Kostengründen wurde hier nicht von Beginn weg die stärkere Version
verwendet.
Trotz des deutlichen Mehrgewichts durch die Besatzung gelang segelnd der erste
Flug. Die Antriebe der Foils kamen mit dieser Mehrbelastung gut zu recht.
Die Simulation hat einen grossen Beitrag auf dem Weg zu den richtigen Antrieben
geleistet. Ohne diese Simulation wäre die Auswahl kaum möglich gewesen. Mangels
Erfahrung an vergleichbaren realen Objekten musste eine einfache Simulation als
Grundlage für die Motorauswahl ausreichen. Obwohl sich die erste Simulation doch
noch deutlich vom realen Boot unterschied, gelang es, wichtige Erkenntnisse zu
erhalten. Durch die ersten Tests mit dem gesamten Boot und das Berücksichtigen
Abbildung 7.1: Der erste Flug durch reinen Segelantrieb
30
KAPITEL 7. ZUSAMMENFASSUNG
weiterer fluiddynamischer Effekte konnte die Simulation sehr nahe an die Realität
gebracht werden. Die grösste Verbesserung brachte die Theorie der instationären
Potentialströmung [4]. Zur Simulation kann abschliessend gesagt werden, dass sie
ihren Zweck erfüllte. Die Simulation ergab zwar eher zu hohe Anforderungen, dies
trägt jedoch zu einer erhöhten Sicherheit am realen Objekt bei.
In den Motorentests gelang es, die Eigenheiten der Antriebe zu ermitteln. Auffallend
war vor allem der sehr hohe Stromverbrauch während dem Anlaufen des Motors.
Leider erreichte keiner der getesteten Motoren die Maximalgeschwindigkeit aus dem
Datenblatt. Einer der Motoren erreichte nur 70% der angegenben Geschwindigkeit.
Weiter fiel ein ausgeprägtes Einlaufverhalten der Motoren auf. Alle Regelparameter
mussten nach ca. zwei Betriebsstunden neu eingestellt werden. Durch die bewusste
Wahl der Sicherheitsfaktoren wurden diese Nachteile jedoch aufgefangen. Von Seiten
der Antriebe geht keine Gefahr mehr auf das weitere Gelingen der Segeltests aus.
Mit Ausnahme des ersten Travellermotors wurden die geeigneten Antriebe gefunden
und auch eingesetzt. Da dieses Problem nun gelöst wurde, kann diese Bachelorarbeit
als abgeschlossen betrachtet werden.
31
Kapitel 8
Verzeichnisse
32
33
Literaturverzeichnis
[1] Team Hyraii. Hyraii - der fliegende Kathamaran, 2010.
[2] Daniel Dörig. Auslegung lokaler Strukturen für das Tragflügelboot HyRaii.
Bachelorarbeit, ETH Zürich, Juni 2010.
[3] Sämy Aufdenblatten. Auslegung eines Tragflügelkonzeptes für den Katamaran
Hyraii. Bachelorarbeit, ETH Zürich, Juni 2010.
[4] Prof. Dr. T. Rösgen Prof. Dr. L. Kleiser. Skript zur Fluiddynamik I/II. ETH
Zürich, 2009. Kapitel 9.6 instationäre Potentialströmung.
[5] Mahir B. Sayir & Stefan Kaufmann. Ingenierumechanik 3: Dynamik. Teubner,
2005.
[6] Linak. Datenblatt, LA30 Verstellantrieb. http://www.de.linak.ch/, Juni
2010.
[7] Mario Caminada. Auslegung und Fertigung der Tragflügel für einen unbemannten Tragflügel-Katamaran. Bachelorarbeit, ETH Zürich, Juni 2010.
[8] Maxon Motor AG.
Epos 24/5 Hardware Reference.
maxonmotor.ch, Juni 2010.
http://www.
[9] Maxon Motor AG. Program 2010/11. http://www.maxonmotor.ch, Juni
2010.
[10] Maxon Motor AG.
Kombinationsdatenblatt für den Travellermotor.
http://shop.maxonmotor.com/, Juni 2010.
[11] Farnell. http://ch.farnell.com/, Juni 2010.
34
LITERATURVERZEICHNIS
35
Abbildungsverzeichnis
2.1
Hyraii - Der fliegene Katamaran im Einsatz . . . . . . . . . . . . .
2
3.1
Darstellung aller Antriebe auf dem Katamaran: Foils
(gelb), Traveller und Unterliek (blau) . . . . . . . . . .
Angreifende Kräfte an den Ruderflächen . . . . . . . .
Modellannahme der maximalen Krängung von 5◦ . . .
4
5
5
3.2
3.3
4.1
4.2
4.3
(rot), Ruder
. . . . . . . .
. . . . . . . .
. . . . . . . .
zweidimensionales Kräftemodell . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Winkel des Bootes während der Böe. Die Böe beginnt bei t = 1 . . .
Winkelgeschwindigkeit des Bootes während der Böe. Die Böe beginnt
bei t = 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
8
10
5.1
5.2
5.3
5.4
Encoder am Getriebe eines Foilmotors . . . . . . . . . .
Oberer Umlenkhebel der Foilmechanik . . . . . . . . . .
EPOS 24/5[8] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Erweiterung des Encodersignals um die komplementären
6.1
6.2
6.3
6.4
6.5
Erster Motortest mit dem 2.5 A Netzgerät . . . . . . . . . . .
Motortest mit dem 12 A Netzgerät . . . . . . . . . . . . . . .
Foto des Testaufbaus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Sprungantwort des Motors mit Ansteuerung durch die EPOS
Schlepptests mit Mario als verschiebbare Masse auf dem Boot
7.1
.
.
.
.
.
.
.
.
16
17
18
19
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
23
23
24
25
27
Der erste Flug durch reinen Segelantrieb . . . . . . . . . . . . . . . .
29
A.1 Simulink-File kraengung sim erweitert.mdl . . . . . . . . . . . . . .
42
B.1
B.2
B.3
B.4
B.5
.
.
.
.
.
50
51
52
53
54
C.1 Einschaltverhalten des Motors direkt am Akku . . . . . . . . . . . .
C.2 Schaltplan der ersten Motorentests . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
56
56
Kombinationsdatenblatt für den Travellermotor
Datenblatt HEDS-5701#A00 [11] . . . . . . .
Datenblatt HEDS-5701#A00 [11] . . . . . . .
Datenblatt HEDL-5560#B13 [11] . . . . . . .
Datenblatt HEDL-5560#B13 [11] . . . . . . .
[10]
. . .
. . .
. . .
. . .
.
.
.
.
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. . . . .
. . . . .
. . . . .
Signale
11
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.
.
36
ABBILDUNGSVERZEICHNIS
37
Tabellenverzeichnis
3.1
Anforderungen an die Motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6
4.1
Auftriebskräfte an den Tragflügeln vor und nach der Böe . . . . . . .
11
5.1
5.2
Ausgewählte Motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Kräfte und Geschwindigkeiten am Hebelarm . . . . . . . . . . . . . .
15
16
6.1
6.2
Übersetzungsverhältnisse am Motor . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Virtuelle“ Übersetzungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
”
21
26
C.1 Kenndaten der Motorentests . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
55
38
TABELLENVERZEICHNIS
39
Symbolverzeichnis
Symbole
ρ
Dichte des verdrängten Fluids
φ, θ, ψ
roll, pitch and yaw angle
Ωm
3-axis gyroscope measurement
Indizes
g
Erdschwerebeschleunigung
v
Geschwindigkeit des anströmenden Fluids, in Bewegungsrichtung
x
x-Achse
y
y-Achse
z
z-Achse
A
Auftriebsfläche
CD
Widerstandsbeiwert
CL
Auftriebsbeiwert
V
Volumen des verdrängten Fluids
Akronyme und Abkürzungen
ASL
Autonomous System Lab
ETH
Eidgenössische Technische Hochschule
40
SYMBOLVERZEICHNIS
41
Anhang A
Simulation
A.1
Getroffene Annahmen
mBoot
rF oil
rSegel
rSchwert
Θx
ASegel
AF oils
ASchwert
vBoot
rW asser
A.2
140 kg
2m
4m
1.8 m
722 kg · m2
14 m2
0.432 m2
0.18 m2
5 m/s
1.35 m
Masse des gesammten Bootes
Abstand der Foils zum Schwerpunkt
Abstand des Segeldruckpunktes zum Schwerpunkt
Abstand der Schwertkräfte zum Schwerpunkt
Trägheitsmoment des Bootes um die x-Achse
Segelfläche
Fläche der Foils
Fläche der Schwerter im Wasser
Geschwindigkeit des Bootes in x-Richtung
Abstand Schwerpunkt zur Wasseroberfläche
Simulink Modell
Das zugehörige m-file Kraengung.m“
”
% 1-D Modell der Kraengung zum einschätzen der Foilmotoren
% Annahmen Boot fliegt, kein Rumpf im Wasser
% Flughöhe: SP 1.35m über Wasser
clear all
% Bootparameter Parameter
I_theta = 722; % [kg m^2] Trägheit um die x-Achse
r_foil = 2;
% [m] Radius der Foilkräfte zum Schwerpunkt
r_sail = 4;
% [m] Radius des Segeldruckpunkts
r_drift = (2.25-1.35)/2+ 1.35; % Radius der resultierenden Schwertkraft
m_boat = 140;
% [kg] Masse Boot
A_sail = 14;
% [m^2] Segelfläche
A_foil = 0.432; % [m^2] Foilfläche
A_drift = 0.18; % Schwertfläche im Wasser
42
ANHANG A. SIMULATION
Abbildung A.1: Simulink-File kraengung sim erweitert.mdl
A_bearing = 0.2* (2.25-1.35); % [m^2]
v_boat = 5;
% [m/s] Bootsgeschwindigkeit
t_s = 0.01;
% [s] max. delay des Sensors (entspricht 100 Hz)
% Allgemeine Parameter
A.2. SIMULINK MODELL
g = 9.81;
rho_a = 1;
rho_w = 1000;
c_w = 2;
phi_crash = 5;
%
%
%
%
%
43
[m/s^2] Erdbeschleunigung
[kg/m^3]
[kg/m^3]
[] Widerstand Ebene Platte (normal angeströmt)
[grad] maximal zulässiger Kraengungswinkel
% Böe
t_boe = 1;
% [s] Zeitpunkt der Böe
delta_t = 0.1;
% [s] Dauer des Anstiegs
F_wind = 2000;
delta_wind = 1000;
F_foil3 = -3700;
F_g = m_boat * g - F_foil3; % Gewichtskraft + Abtreibskraft d. hinteren Foils
%F_drift = F_wind;
F_a1 = 0.5 * (F_g - F_wind * (r_sail+r_drift)/r_foil);
F_a2 = F_g - F_a1;
% Berechnung des Rotationswiderstands Faktros:
% F_d = phi_dot^2 *k_d
k_d_old = r_foil^3*rho_w*A_foil*c_w;
k_d_new = 0.5*rho_w*c_w*(2*A_foil*r_foil^3 + 3*A_drift*r_drift^3);
% Fluiddynamik: Theorie der virtuellen Masse:
% Virtuelle (Wasser-)Masse wird mit den Foils beschleunigt
% 2D Platte:
% Foil
a_f = 0.27;
%[m]
b_f = 1.6;
%[m]
m_virt_foil = pi*a_f^2*b_f*rho_w;
% Schwert
a_s = 0.2;
%[m]
b_s = 0.9;
%[m]
m_virt_schwert = pi*a_s^2*b_f*rho_w;
% Trägheitsmoment der virtuellen Massen
I_theta_virt = 2 * m_virt_foil * r_foil^2 + 3 * m_virt_schwert * r_drift^2;
% Linearisierte Auftriebspolare (alpha = Ruderausschlag):
% F_a = 773N/grad*alpha + 2212 N
alpha1 = (F_a1 - 2212)/773;
alpha2 = (F_a2 - 2212)/773;
%Simulation
sim(’kraengung_sim_erweitert’)
44
ANHANG A. SIMULATION
%Darstellen der Resultate
figure(1)
plot(t,phi_max,t,phi,’-g’,t,phi1,’-r’)
xlabel(’Zeit [s]’)
ylabel(’Winkel in Grad’)
title(’Winkel des Bootes’)
legend(’Max. zulässiger Krängungswinkel’,’Simulation ohne virtuelle Masse’,’Simulation mit
figure(2)
plot(t,phi_dot,’-g’,t,phi_dot1,’-r’)
xlabel(’Zeit [s]’)
ylabel(’Winkelgeschwindigkeit in Grad pro Sekunde’)
title(’Rotationsgeschwindigkeit des Bootes’)
legend(’Simulation ohne virtuelle Masse’,’Simulation mit virtueller Masse’)
45
Anhang B
Datenblätter
Verwendung:
t &JOTDIBMUEBVFSNBYPEFS.JOVUFOQSP
4UVOEFCFJ%BVFSCFUSJFC
t 6NHFCVOHTUFNQFSBUVS¡CJT¡$
t -BHFSUFNQFSBUVS¡CJT¡$
t ,PNQBUJCFMNJU$POUSPMCPYFO$#$#
t 4PMMEFS-"NJUFJOFSGSFNEFO4UFVFSFJOIFJU
FJOHFTFU[UXFSEFOXFOEFO4JFTJDICJUUFGàS
XFJUFSF*OGPSNBUJPOFOBO*ISF-*/",/JFEFSMBT
TVOH
Optionen:
t &YUSBTUBSLFS.PUPS4.PUPS
t -.PUPSGàS4ZTUFN"OUSJFCF
IÊVTF
t *1CFJ#FTUFMMVOHNJU,VOTUTUPGGHFIÊVTF
4FMCTU
t %PQQFMUXJSLFOEF#SFNTFWFSTUÊSLUF4FMCTU
OEFMTUFJ
TQFSSLSBGU-"NJUPEFSNN4QJOEFMTUFJ
4QJO
HVOH-"4.PUPSNJUPEFSNN4QJO
FO TJOE
EFMTUFJHVOHVOE-"-
BMMFEJFTF5ZQFOTJOE
WPMMTUÊOEJHTFMCTUTQFSSFOE
"OUSJFCT
t 1PUFOUJPNFUFSGàS1PTJUJPOJFSVOHEFT"OUSJFCT
L0INL0INPEFSL0IN
OFO
t 3FFE,POUBLUOVS-"-.PUPS7FSTJPOFO
*NQVMTFQSP4QJOEFMVNESFIVOH
t .FDIBOJTDIF'SFJLVQQMVOH
OVS
4JDIFSIFJUTGVOLUJPO%FS"OUSJFCLBOOOVS
JO%SVDLSJDIUVOHWFSXFOEFUXFSEFO
t 4JDIFSIFJUTNVUUFSOVS%SVDL
t 5FSNJOBMEFDLFMOVS-"-.PUPS7FSTJP
OFO
t ,VHFMSPMMTQJOEFM,
OVS-"-.PUPS7FSTJP
OFO
t ,VHFMSPMMTQJOEFM VOE 4JDIFSIFJUTNVUUFS ,"4
OVS-"-.PUPS7FSTJPOFO
t ,VHFMSPMMTQJOEFM 4JDIFSIFJUTNVUUFS VOE 'SFJ
LVQQMVOH,4.
OVS-"-7FSTJPOFO
Der LA30 ist ein kraftvoller Antrieb, der zugleich
lung von Satellitenantennen eingesetzt.
chen Anwendungen wird der LA30 auch zur Verstel-
erhöhte Geschwindigkeit und Kraft ausgestattet
werden. Neben industriellen und landwirtschaftli-
betrieb oder extra starkem Motor (S-Motor) für
zu werden. Der Antrieb kann mit zahlreichen Optionen, wie eingebautem Potentiometer für Servo-
klein genug ist, um in vielen Applikationen genutzt
ø 10,1
ø 63
30
13
13
30
ø 10,1
01 = Standard
28
34
ø 40
R
40
46,5
35,5
S + 189 mm
S + 194 mm
S + 199 mm
S + 251 mm
LA30 L-Motor mit Bremse + LA30 S-Motor 9 oder 12 mm Spindelsteigung mit Bremse
LA30 L-Motor mit Kugelrollspindel, Sicherheitsmutter und Freikupplung
Zeichnungsnr.: LA30001C
02 um 90° gedreht
63
02 um 90° gedreht
02 = um 90° gedreht
3
10
Zeichnungsnr.: LA30002A
S + 167 mm
01 Standard
63
31
02 = um 90° gedreht
+0,2
ø 10,1 0
LA30 mit Kugelrollspindel und L-Motor / LA30 Kugelrollspindel und Sicherheitsmutter
ø 30
LA30 mit Bremse + LA30 S-Motor mit 3 oder 6 mm Spindelsteigung mit Bremse
ø 71
LA30 mit Freikupplung + LA30 S-Motor mit 9 mm Spindelsteigung
ø 30
S + 156 mm
01 Standard
204,5
01 = Standard
S + 156
203,5
64
LA30 L-Motor + LA30 + LA30 S-Motor mit 3 oder 6 mm Spindelsteigung
28
30
28
30
11
11
S
Einbaumaße:
0
Merkmale:
t 7%$1FSNBOFOUNBHOFU.PUPS
t .BY,SBGUCJT[V/-"-,
t ,PMCFOTUBOHFBVT&EFMTUBIM
LMFJOFO
t &MFHBOUFVOELPNQBLUF#BVXFJTFNJULMFJOFO
&JOCBVNBFO
t 4DIVU[BSU*19*1
t 'BSCFTDIXBS[
4.PUPS
t (FTDIXJOEJHLFJUNBYNNT-"4.PUPS
NJUNN4QJOEFMTUFJHVOH
t /JFESJHFT(FSÊVTDIOJWFBV
t "MMFUSBHFOEFO5FJMFBVT4UBIM
FO[
t 5SBQF[HFXJOEFTQJOEFMGàSIÚDITUF&GGJ[JFO[
+0,2
ø 10,1 0
0
25,9 -0,2
25 -0,02
+0,2
6,1 0
ø 21,9
6,1 +0,2
0
VERSTELLANTRIEB
LA30
ø 21,9
115,5
0
Abmessungen [mm]:
6,1 +0,2
0
ø 21,9
D AT E N B L AT T
129,5
+0,2
6,1 0
0
25,9 -0,2
ø 21,9
25 -0,02
95
105
31
B.1.1
75
B.1
38
46
ANHANG B. DATENBLÄTTER
Motoren
Linakmotoren
1
0
0
-
0
0
250
0
0
0
0 = Standard
X = anderes Einbaumaß
0 = ohne
4 = Bremse
1 = Sicherheitsmutter
2 = Freikupplung
5 = Bremse mit Sicherheitsmutter
3 = Freikupplung mit Sicherheitsmutter
Einbaumaß:
Optionen:
1 = Standard (01)
2 = um 90° gedreht (02)
1 = 3 mm
(1-gängig)
(2-gängig)
2 = 6 mm
3 = 9 mm
(3-gängig)
4 = 4 mm
(2-gängig)
(1-gängig)
5 = 2,5 mm
6 = 2 mm
(1-gängig)
7 = 12 mm
(4-gängig)
K = Kugelrollspindel
LA30
Antriebstyp:
0 = ohne
P = Potentiometer 1 kOhm
L = Potentiometer 5 kOhm
T = Potentiometer 10 kOhm
R = Reed-Kontakt
Optionen:
Hintere Aufnahme:
0 = ohne
1 = LSD
2 = LS
Spindeltyp:
- = schwarz
Farbe:
Optionen:
min. 50 mm
alte Bezeichnung
LA30.1
LA30.2
LA30.3
LA30.40
LA30.25
LA30.20
LA30.4
LA30K
max. mit 3 und 6 mm Spindelsteigung: 400 mm
max. mit 9 und 12 mm Spindelsteigung: 500 mm
XXX = mm
Hublänge:
4 = 24 V L-Motor für LINAK Controlboxen
5 = 12 V Motor
7 = 36 V Motor
0 = 24 V DC
1 = 24 V S-Motor
2 = 12 V S-Motor
2 = IP 66 mit Kunststoffgehäuse
0 = IP X0
übliche Toleranzen +/- 70 mm
N = ohne Kabel bei IP X0 (außer mit Reed-Kontakt)
0 = gerade mit Jack-Stecker, 2.300 mm
1 = gerade mit Jack-Stecker, 1.050 mm
2 = spiral mit Jack-Stecker, 400 mm
3 = spiral mit Jack-Stecker, 200 mm
4 = gerade ohne Stecker, 500 mm (Potentiometer)
5 = gerade ohne Stecker, 1.200 mm (mit IP 66 Gehäuse)
X = andere Kabel/Längen
Motor:
Schutzart:
Kabel:
Bitte beachten Sie bei der Bestellung von Standard Hublängen in Kombination mit LS/LSD, dass die Hublänge des Antriebs 6 mm kürzer und das
Einbaumaß 3 mm länger ist.
30 1
Bestellbeispiel:
0
5
10
15
20
25
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0
1
2
3
4
5
6
0
2
4
6
8
10
12
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0
0
0
0
0
1000
6 mm
2000
Last [N]
1500
9 mm
2500
3000
3 mm
1000
2500
6 mm
2000
Last [N]
1500
9 mm
2000
3 mm
4000
Last [N]
3000
6 mm
5000
6000
1000
2000
2500
6 mm
Kraft [Nm]
1500
9 mm
3000
3500
3 mm
500
1000
2000
9 mm
Kraft [Nm]
1500
12 mm
2500
6 mm
3000
3500
3 mm
LA30 12 V S-Motor Stromaufnahme / Last
500
12 mm
3500
3500
4000
4000
7000
4 mm
Kugelrollspindel
LA30 12 V Motor Stromaufnahme / Last
1000
12 mm
9 mm
3 mm
3000
LA30 24 V L-Motor Stromaufnahme / Last
500
12 mm
LA30 24 V S-Motor Stromaufnahme / Last
500
12 mm
LA30 24 V Motor Stromaufnahme / Last
Geschwindigkeits- und Stromaufnahme-Diagramme:
Stromaufnahme [A]
Stromaufnahme [A]
Stromaufnahme [A]
Stromaufnahme [A]
Stromaufnahme [A]
Geschwindigkeit [mm/s]
LA30
0
10
20
30
40
50
60
70
0
10
20
30
40
50
60
0
5
10
15
20
25
30
0
10
20
30
40
50
60
70
0
10
20
30
40
50
60
0
0
0
0
0
1000
6 mm
2000
Last [N]
1500
9 mm
2500
3 mm
3000
1000
1500
Last [N]
2000
9 mm
2500
6 mm
3000
2000
9 mm
3 mm
4000
Last [N]
3000
6 mm
5000
1000
6 mm
2000
Last [N]
1500
9 mm
2500
3000
3 mm
6000
500
1000
1500
12 mm
Last [N]
2000
9 mm
2500
6 mm
3000
3500
7000
3500
4000
3 mm
LA30 24 V S-Motor Geschwindigkeit / Last
500
12 mm
4000
4 mm
Kugelrollspindel
LA30 12 V Motor Geschwindigkeit / Last
1000
12 mm
3500
3 mm
3500
LA30 24 V L-Motor Geschwindigkeit / Last
500
12 mm
LA30 24 V S-Motor Geschwindigkeit / Last
500
12 mm
LA30 24 V Motor Geschwindigkeit / Last
B.1. MOTOREN
47
4
4
4
3
6
9
12
3
6
9
12
3
6
9
12
[mm]
Spindelsteigung
3.000
1.000
2.000
3.000
3.000
3.000
3.000
3.000
3.500
1.000
2.000
3.000
4.000
6.000
6.000
6.000
1.000
1.800
2.400
3.000
3.000
1.000
2.000
2.000
1.800
1.500
1.500
2.400
[N]
1.000
[N]
Max.
Kraft
Zug
1.000
Max.
Kraft
Druck
18,5/14
16/9
2.000/500
3.000/3.000
50
50
17/9,5
26/20
20/13
13,8/7
7/4,5
8,7/5,5
8,7/5,5
8,7/5,5
3.500/3.500
1.000/0
2.000/0
3.000/2.000
4.000/4.000
6.000/n.a.
6.000/n.a.
6.000/n.a.
-
-
-
50P
50
50
50
50P
50
65/35
52/25
34/20,3
1.800/0
50
2.400/500
1.000/0
50P
42/20
1.500/400
50
48/24
1.000/0
50
Typ.
Geschwindigkeit
ohne Last/
Volllast
[mm/s]
*Max.
Selbstsperrkraft
mit/ohne
Bremse
[N]
100
-
-
100P
100P
100
100
100P
100P
100
100
100P
100P
100
100
150
150
150
150
150
150P
150
150
150
150P
150
150
150
150P
150
200
200
200
200P
200P
200
200P
200P
200P
200
200P
200P
200P
200
200P
350
350
350
350
350
350
350
350
300
300
300P
300
300
300
300
300
250
250
250
250
250
250
250
300
250
350
350
350
300
300P
350
300
250
250
350
300
250
250
350
300P
250
250
350
300
250
[mm]
Hublänge
400
400
400
400
400P
400
400P
400
400P
400
400P
400
400P
400
400P
9
2,5
4,4
4
5,5
4,7
4,7
4,7
-
9
18
10
10
6,4
14
20
7
14
20
7
14
18
7
14
Typ.
Stromaufnahme mit
Volllast
12V 24V
blau
schwarz
+
+
grün / weiß
rot /
gelb
Ausgang
Eingang
Impuls
braun
+
schwarz
Ausgang
+
Eingang
grün
+
Optokoppler
Impuls Erdung +5 V DC
gelb
LA30 Antrieb mit Optokoppler
schwarz
Bitte beachten Sie, dass die Spannung und die Lagerückmeldung abhängig von der Last des Antriebs ist.
blau
3,9 k
LA30 Antrieb mit Reed (nur mit 24 V L-Motor möglich)
rot / gelb
+
braun
schwarz
braun
rot
LA30 Antrieb mit Potentiometer
grün /
weiß
Alle mit „P“ markierten Hublängen liefern die volle Auflösung mit Potentiometer (1, 5 oder 10 kOhm). Potentiometer können auch bei anderen
Hublängen eingesetzt werden, liefern dann aber nicht die volle Auflösung
S = Starker Motor; L = Langsamer Motor; K = Kugelrollspindel; KAS = Kugelrollspindel, Sicherheitsmutter; KSM = Kugelrollspindel, Sicherheitsmutter, Freikupplung.
Die oben angeführten Messungen wurden mit Antrieben durchgeführt, die an eine stabile Stromversorgung angeschlossen waren (LA30 L-Motor
Versionen wurden an eine Controlbox CB12 angeschlossen).
30Kxx0-3xxxx4xx
30Kxx0-1xxxx4xx
30Kxx0-0xxxx4xx
301xx0-xxxxx4xx
302xx0-4xxxx4xx
303xx0-4xxxx4xx
307xx0-4xxxx4xx
301xx0-xxxxx1/2xx
302xx0-4xxxx1/2xx
303xx0-4xxxx1/2xx
307xx0-4xxxx1/2xx
301xx0-xxxxx0/5xx
302xx0-4xxxx0/5xx
303xx0-4xxxx0/5xx
307xx0-4xxxx0/5xx
Neue Typennr.
Technische Spezifikationen:
blau
0%
0%
0%
40%
60%
Einschaltdauer [%]
80%
Einschaltdauer [%]
60%
30%
Einschaltdauer [%]
60%
Einschaltdauer - Last - LA30
3 mm Spindelsteigung (24 V)
30%
Einschaltdauer - Last - LA30 S-Motor,
20%
90%
90%
100%
0%
0%
0%
20%
20%
20%
60%
60%
60%
Einschaltdauer [%]
40%
Einschaltdauer - Last - LA30.2
Einschaltdauer [%]
40%
Einschaltdauer - Last - LA30.2S
Einschaltdauer [%]
40%
80%
80%
80%
100%
100%
100%
Anmerkung: Die gestrichelten Linien sind nur geschätzte Werte.
0
500
1000
1500
2000
2500
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
Einschaltdauer - Last - LA30.2L
Last - Einschaltdauer LA30 6 mm Spindelsteigung
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
3500
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0
1000
2000
3000
4000
5000
Einschaltdauer - Last - LA30 L-Motor,
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
10
20
10
50
70
Durchschnittliche Zyklen (X 1.000)
90
30
40
80
100
120
50
90
110
130
70
150
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30
60
170
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30 S-Motor,
30
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30 L-Motor,
190
140
110
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0
1000
500
1500
3000
2500
2000
4000
3500
4500
20
30
20
50
40
70
80
100
120
140
160
90
110
130
150
170
120
170
220
270
190
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30.2
70
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30.2S
60
Durchschnittliche Zyklen - Last - LA30.2L
210
180
320
230
200
Last - durchschnittliche Zyklen LA30 6 mm Spindelsteigung
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
4000
3500
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
48
Last [N]
Last [N]
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0
500
1000
1500
2000
2500
0%
0%
0%
20%
20%
20%
60%
60%
60%
Einschaltdauer [%]
40%
Einschaltdauer [%]
40%
Einschaltdauer [%]
40%
80%
80%
80%
100%
100%
100%
60%
Einschaltdauer [%]
40%
60%
Einschaltdauer [%]
40%
100%
Anmerkung: Die gestrichelten Linien sind nur geschätzte Werte.
Einschaltdauer [%]
0
80%
600
800
1000
1200
1400
0
200
400
600
800
1000
1200
0
200
400
0
60%
100%
100%
200
40%
80%
80%
400
20%
20%
20%
600
800
1000
1200
200
0%
0%
0%
30
60
30
80
110
130
180
230
210
260
310
360
230
280
330
380
180
280
430
160
130
80
480
410
530
460
330
40
75
45
140
175
245
345
445
375
475
575
340
440
540
240
275
145
640
675
740
775
545
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0
500
1000
1500
2000
2500
400
600
800
1000
1200
1400
0
200
400
600
800
1000
1200
0
200
400
600
800
1000
1200
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
Last [N]
t -JFGFSCBSJOTDIXBS[
t 'SBHFO4JFOBDIVOTFSFNTQF[JFMMFO1SPTQFLU
t 7FSÊOEFSUOJDIUEJF4DIVU[BSU
t 4DIàU[UEBT*OOFOSPISWPS4UBVCVOE4DINVU[
t 7FSXFOEVOHNJUEFN"OUSJFC-"
t 4DIàU[UEFO"OUSJFCVOEWFSMÊOHFSUEJF-FCFOTEBVFS
Bewegung des Antriebs stoppt.
Es wird jedoch eine separate Steuerung benötigt, die dann die
Der LSD unterbricht die Stromzufuhr zum Motor in den festgelegten Endlagen. Der LS sendet in den Endlagen ein Signal.
Es gibt zwei verschiedene Typen von LINAK® Endlagenschalter für
LA30 - LS und LSD.
Es gelten die Allgemeinen Geschäftsbedingungen von LINAK.
Nutzungsbedingungen
Der Anwender ist für den sach- und fachgerechten Einsatz der LINAK Produkte verantwortlich.
LINAK legt großen Wert auf eine sorgfältige und aktuelle Dokumentation der Produkte. Dennoch
kann es aufgrund einer kontinuierlichen Weiterentwicklung zu Änderungen der technischen
Daten kommen. Diese Änderungen werden ohne vorherige Ankündigung vorgenommen.
Daher kann LINAK nicht garantieren, dass diese Informationen auf Dauer Gültigkeit besitzen.
Aus den gleichen Gründen kann LINAK auch nicht garantieren, dass ein bestimmtes Produkt auf
Dauer lieferbar ist. Produkte können aus dem Vertrieb genommen werden, auch wenn diese
noch auf der Homepage oder in Prospekten aufgeführt sind.
Weitere Informationen erhalten Sie von unseren Vertriebsmitarbeitern oder unserer Homepage XXXMJOBLEF
Faltenbalg
Endlagenschalter
Zubehör für LA30:
B.1. MOTOREN
49
Copyright © LINAK 2009.12 MA M9-03-050-L . Kapitel 5.7
50
B.1.2
Traveller Motor
High Precision Drives and Systems maxon motor - supplier of high-prec... http://shop.maxonmotor.com/ishop/catalog/Selection.html?printComb=true
Kombinationsdaten
Nennspannung
V
24
Leerlaufdrehzahl
min-¹
25
Max. Dauerdrehmoment
mNm
50
Anhaltemoment
mNm
75
Getriebedaten
Artikelnummer
Programm
110508
Planetengetriebe GP
62 A Ø62 mm, 8 50 Nm
Untersetzung
236:1
Stufenzahl
3
Nm
50
kurzzeitig zulässiges Drehmoment
Nm
75
Max. Wirkungsgrad
%
70
Mittleres Getriebespiel unbelastet
°
2
Massenträgheitsmoment
Getriebelänge L1
gcm²
mm
0.09
104.2
Gewicht
g
1540
Max. Motorwellendurchmesser
mm
8
Drehrichtung
=
Motordaten
Artikelnummer
Typenleistung
370354
RE 50 Ø50 mm,
Graphitbürsten, 200
Watt
W
200
Nennspannung
V
24
Leerlaufdrehzahl
Anhaltemoment
min-¹
mNm
5780
8420
mNm
354
Kennliniensteigung
Leerlaufstrom
min-¹ / mNm-¹
mA
0.687
225
Anlaufstrom
Anschlusswiderstand
A
Ohm
212
0.113
Grenzdrehzahl
min-¹
9500
Nennstrom (max. Dauerbelastungsstrom)
Max. Wirkungsgrad
A
%
9.15
93.6
Drehmomentkonstante
mNm / A-¹
39.6
Drehzahlkonstante
Mechanische Anlaufzeitkonstante
min-¹ / V-¹
ms
241
4.2
Rotorträgheitsmoment
Anschlussinduktivität
gcm²
mH
584
0.0937
Therm. Widerstand Gehäuse-Luft
KW-¹
2.27
Therm. Widerstand Wicklung-Gehäuse
Thermische Zeitkonstante der Wicklung
KW-¹
s
3.81
137
Programm
Motorlänge
mm
108
Gewicht
Sensordaten
g
1100
Artikelnummer
110516
Encoder HEDL
5540, 500 Impulse,
3 Kanal, mit Line
Driver RS 422
Programm
Impulszahl pro Umdrehung
500
Anzahl Kanäle
1 von 1
3
Max. Impulsfrequenz
kHz
100
Betriebstemperaturbereich
Gewicht
°C
g
0...70
40
Wellendurchmesser
mm
6
29.06.2010 22:54
Abbildung B.1: Kombinationsdatenblatt für den Travellermotor [10]
*Note: For the HEDS-5700, Pin #2 is a No Connect.
For the HEDS-5740, Pin #2 is Channel I, the index output.
THREAD 3/8-32
NUT 3/8-32 x 7/16"
Package Dimensions
The encoder contains a collimated LED light source
and special detector circuit which allows for high
resolution, excellent encoding performance, long
rotational life, and increased reliability. The unit
outputs two digital waveforms which are 90 degrees
out of phase to provide position and direction
information. The HEDS-5740 Series provides a third
Index Channel.
The HEDS-5700 series is a family of low cost, high
performance, optical incremental encoders with
mounted shafts and bushings. The HEDS-5700 is
available with tactile feedback for hand operated
panel mount applications, or with a free spinning
shaft for applications requiring a pre-assembled
encoder for position sensing.
Description
Data Sheet
COLOR
WHITE
BROWN
RED
BLACK
BLUE
(THREE
CHANNEL)
OUTPUT
A
B
VCC
GND
I
OPTIONAL WIRING
COLOR CODE TABLE
Features
• Two channel quadrature output with optional index
pulse
• Available with or without static drag for manual or
mechanized operation
• High resolution: up to 512 CPR
• Long rotational life: >1 million revolutions
• –20 to 85°C operating temperature range
• TTL quadrature output
• Single 5 V supply
• Available with color coded leads
Min.
-20
4.5
-0.5
-0.5
-1
VCC
VO
IO
Symbol
T
VCC
Min.
-40
-20
Symbol
Ts
Ta
Max.
+85
5.5
300
2000
Units
°C
V
RPM
Max.
+85
+85
20
7
VCC
5
1
1
The HEDS-5700 without static
drag (free spinning) is best
suited for low speed,
mechanized operations. Typical
applications are copiers, X-Y
information from a manually
operated knob. Typical front
panel applications include
instruments, CAD/CAM systems,
and audio/video control boards.
2
Note: If more source current is required, use a 3.2 K pullup resistor on each output.
Electrical Characteristics Over Recommended Operating Range, Typical at 25°C
Parameter
Symbol
Min.
Typ.
Max.
Supply Current
ICC
17
40
57
85
High Level Output Voltage
VOH
2.4
Low Level Output Voltage
VOL
0.4
Recommended Operating Conditions
Parameter
Temperature
Supply Voltage
Rotational Speed – Drag
– Free Spinning
Absolute Maximum Ratings
Parameter
Storage Temperature
Operating Temperature
Vibration
Supply Voltage
Output Voltage
Output Current per Channel
Shaft Load – Axial
– Radial
The HEDS-5700 with the static
drag option is best suited for
applications requiring digital
Applications
The HEDS-5700 is quickly and
easily mounted to a front panel
using the threaded bushing, or it
can be directly coupled to a
motor shaft (or gear train) for
position sensing applications.
20 Hz - 2 kHz
Notes
V
V
Units
mA
Notes
Two Channel
Three Channel
IOH = -40 µA Max.
IOL = 3.2 mA
Notes
Noncondensing Atmosphere
Ripple <100 mVp-p
Units
°C
°C
g
V
V
mA
lb
Note: Avago Technologies
encoders are not recommended
for use in safety critical
applications. Eg. ABS braking
systems, power steering, life
support systems and critical
care medical equipment. Please
contact sales representative if
more clarification is needed.
tables, and assembly line
equipment.
B.2.1
Panel Mount Optical Encoders
B.2
HEDS-5700 Series
B.2. ENCODER
51
Encoder
Encoder für die Foils
*
Abbildung B.2: Datenblatt HEDS-5701#A00 [11]
S1
S2
180 ± 45
S3
360 ± 5.5
Abbildung B.3: Datenblatt HEDS-5701#A00 [11]
90 ± 45
90 ± 45 TYPICAL
1.1
0.70
Typ.
0.47
HEDS-57
HEDS-574X Three Channel*
A - 500 CPR
Resolutions
(Cycles Per Revolution)
HEDS-570X 2 Channel
K - 96 CPR
G - 360 CPR
C - 100 CPR
A - 500 CPR
F - 256 CPR
I - 512 CPR
*Please contact factory for other resolutions.
Mechanical
Configuration
0 - Pins
1 - 6" Coded Leads
Outputs
0 - 2 Channel
4 - 3 Channel
Ordering Information
3
S4
1 x 106
12 x 106
Min.
13
0.14
Max.
100 RPM
2000 RPM
1 lb Load
4 oz Radial Load
Notes
Shaft Configuration
0 - 1/4" dia. with no flat
1 - 6 mm dia. with no flat
2 - 1/4" dia. with flat
Revolutions
Revolutions
lb in
oz in
Units
oz in
Drag Option
0 - Free Spinning
1 - Static Drag
NOTE:
ALL VALUES ARE IN ELECTRICAL DEGREES, WHERE 360° e = 1 CYCLE OF RESOLUTION.
ERRORS ARE WORST CASE OVER ONE REVOLUTION.
CH B LEADS CH A FOR COUNTERCLOCKWISE ROTATION.
CH A LEADS CH B FOR CLOCKWISE ROTATION.
CH I
CH B
CH A
Output Waveforms
Mechanical Characteristics
Parameter
Starting Torque – Static Drag
– Free Spinning
Dynamic Drag
– Static Drag
– Free Spinning
Rotational Life
– Static Drag
– Free Spinning
Mounting Torque of Nut
A
C
F
G
I
K
A
C
F
G
H
I
A
*
*
*
*
*
*
00
*
*
*
*
01
*
*
*
*
*
*
02
*
*
*
*
*
11
*
*
*
*
12
www.avagotech.com
*
*
*
*
10
*
*
Avago, Avago Technologies, and the A logo are trademarks of Avago Technologies, Pte. in the United States and other countries.
Data subject to change. Copyright © 2006 Avago Technologies Pte. All rights reserved. Obsoletes 5988-2565EN
5988-5856EN April 10, 2006
For product information and a complete list of distributors, please go to our website:
HEDS-5740#
HEDS-5701#
HEDS-5700#
52
Abbildung B.4: Datenblatt HEDL-5560#B13 [11]
0°C to 70°C
-40°C to 70°C
Line Driver Components
Operating Temperature
Storage Temperature
Notes
I and I available only on
three channel encoders
See pinout
HEDL-556x
ESD WARNING: NORMAL HANDLING PRECAUTIONS SHOULD BE TAKEN TO AVOID
STATIC DISCHARGE.
Complementary outputs: A, A, B, B, I, I
26C31 line driver IC, decoupling
capacitor on PC board.
Electrical Outputs
Characteristic
10 conductor ribbon cable with
10 position IDC Berg connector
Note: Agilent Technologies
encoders are not recommended
for use in safety critical
applications. Eg. ABS braking
systems, power steering, life
support systems and critical care
medical equipment. Please
contact sales representative if
more clarification is needed.
For additional information,
please refer to:
HEDM-5500/5505 datasheet.
The HEDL-556x series utilizes an
industry standard line driver IC,
26C31, which provides
complementary outputs for each
encoder channel. Thus, the output
of the line driver encoder is A, A, B,
B. Suggested line receivers are
26LS32 and 26LS33.
Parameter
Termination
Device Characteristics
Line Drivers are available for the
HEDM-5500 series encoders. The
line driver offers enhanced
performance when the encoder is
used in noisy environments, or
when it is required to drive long
distances.
Description
• Available on Encoder Kit
Housing (HEDM-5500
Series)
• Complementary Outputs
• Industry Standard Line
Driver IC
• Single 5 V Supply
• Onboard Bypass Capacitor
• Operating Temperature up
to 70°C
Features
Technical Data
Encoder Line Drivers
41.1
(1.62)
YYWW A
SINGAPORE
HEDL-55XX ###
26.2
(1.03)
HEDL-550X/554X/560X/564X
HEDL-556X/557X
NOTE: DIMENSIONS IN MILLIMETERS (INCHES)
483 ± 13
(19.0 ± 0.5)
PIN 1 ID
18.3
(0.72)
30.0
(1.18)
15.0 R
(0.59 R)
For detailed dimensions on encoder packages, please refer to the HEDM-5500/5505 data sheet.
Line Driver Package Dimensions
B.2.2
2
B.2. ENCODER
53
Encoder für das Ruder
GND
Vcc
HEDM-5500/5505
Channels
A, B
A, B
Line Driver
Base Part
HEDL-5560#XXX
HEDL-5561#XXX
Line Driver Base Parts Available:
GND
G
Vcc
I
I
B
B
A
A
9
10
10 POSITION IDC CONNECTOR
CENTER POLARIZED.
2
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1
PARAMETER
NC
VCC (+ 5 V)
GND
NC
A
A
B
B
I (INDEX)
I (INDEX)
COLOR
BROWN
RED
ORANGE
YELLOW
GREEN
BLUE
VIOLET
GREY
WHITE
BLACK
NO.
10-PIN CONNECTOR
Pinouts
HEDM-5505#XXX
HEDM-5500#XXX
Refer to the following encoder data sheet for
additional information and option codes
(XXX = resolution and/or shaft size)
26C31
Block Diagram
Note: I/I only available on three channel encoders.
Waveforms
3
J
HEDL-5561#
Mounting Type
01
*
02
6 - 2 Channel
Abbildung B.5: Datenblatt HEDL-5560#B13 [11]
5989-1823EN
November 1, 2004
Copyright © 2004 Agilent Technologies, Inc.
Data subject to change.
E-mail: SemiconductorSupport@agilent.com
www.agilent.com/semiconductors
our web site.
Agilent contacts and distributors, please go to
HEDL-5
5
6
B - 1000 CPR
J - 1024 CPR
Resolution
(Cycles/Rev)
Option
Shaft Diameter
01 - 2 m m
02 - 3 m m
03 - 1/8 i n.
04 - 5/32 i n.
05 - 3/16 i n.
*
06
*
11
*
12 13
*
14
(Included with each order of HEDL-556x two channel encoders)
HEDS-8910 0
0 - None
1 - 8.9 mm (0.35 in)
Through Hole
04 05
For product information and a complete list of
B
HEDL-5560#
5 - Standard
Mounting Type
Ordering Information
06 11 14 12 13 -
1/4 i n.
4 mm
5 mm
6 mm
8 mm
54
55
Anhang C
Tests
C.1
Berechnung der Spindelgeschwindigkeit
Das Potentiometer, linear oder rotativ, dient als Spannungsteiler. Um die Geschwindigkeit zu bestimmen, musste das Verhältnis zwischen dem Weg und der Spannung
berechnet werden. Gleichung C.1 zeigt die Gleichung für die Messung mit dem eingebauten Drehpotentiometer. Der Faktor bei der Versorgungsspannung ergibt sich
daher, dass es sich um ein Potentiometer mit 10 Umdrehungen handelt. Die Gleichung C.2 beschreibt den Zusammenhang zwischen dem Weg und der Spannung am
Linerapotentiometer.
l
∆lP otentiometerumdrehung
=
=
U
∆UP otentiometerumdrehung
15 mm
(C.1)
1
10 UV ersorgung
∆lP otentiometer
100 mm
l
=
=
U
∆UP otentiometer
UV ersorgung
(C.2)
Die Geschwindigkeit der Spindel berechnet sich, nach Gleichung C.3, für beide
Messmethoden identisch.
l ∆U
·
(C.3)
U ∆t
In der folgenden Tabelle sind die wichtigsten Kenndaten bei den unterschiedlichen
Tests aufgelistet:
vSpindel =
Testaufbau
UM otor
UP otentiometer
Weg/SpannungKennlinie Ul
Netzgerät
2.5 A
24 V
Netzgerät
12 A
24 V
Akku
15.4 V
24 V
25.2 V
EPOS
24/5
0.9
25.2 V
21 V
15 mm
1.54 V
15 mm
2.4 V
15 mm
2.52 V
100 mm
25.2 V
25.2 V
Tabelle C.1: Kenndaten der Motorentests
C.2
Testaufbau Motorentests
·
56
ANHANG C. TESTS
Abbildung C.1: Einschaltverhalten des Motors direkt am Akku
Abbildung C.2: Schaltplan der ersten Motorentests

Mechatronik des Hydrofoil-Katamarans

Transcription

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