Universitatea Transilvania din Braşov - old.unitbv.roold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...

1

Investeşte în oameni!

FONDUL SOCIAL EUROPEAN

Programul Operaţional Sectorial Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013 Axa prioritară 1 „Educaţie şi formare profesională în sprijinul creşterii economice şi dezvoltării societăţii bazate pe cunoaştere”

Domeniul major de intervenţie 1.5. „Programe doctorale şi post-doctorale în sprijinul cercetării”

Titlul proiectului: Burse doctorale si postdoctorale pentru cercetare de excelenta Numărul de identificare al contractului: POSDRU/159/1.5/S/134378

Beneficiar: Universitatea Transilvania din Braşov

Partener:

Universitatea Transilvania din Braşov

Şcoala Doctorală Interdisciplinară

Departament: Inginerie şi Management Industrial

Ing. Doina ŢÂRLIMAN (căs. NEGREA)

Cercetări privind sistemele de prehensiune ale

roboţilor industriali acţionate cu ajutorul muşchilor

pneumatici

Research concerning the gripper systems of industrial

robots actuated by pneumatic muscles

Conducător ştiinţific

Prof.dr.ing. Tudor Ion Deaconescu

BRAŞOV, 2014

2

Cercetări privind sistemele de prehensiune ale roboţilor industriali acţionate cu ajutorul muşchilor

pneumatici

Teza de doctorat –Rezumat

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAŢIONALE

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525

RECTORAT

D-lui (D-nei) ..............................................................................................................

COMPONENŢA

Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov

Nr. 6803 din 08.09.2014

PREŞEDINTE: - Prof.univ.dr.ing.Ramona CLINCIU

PRODECAN – Fac. de Inginerie Tehnologicǎ şi

Management Industrial

Universitatea “Transilvania “ din Braşov

CONDUCǍTOR - Prof.univ.dr.ing. Tudor Ion DEACONESCU

ŞTIINŢIFIC : Universitatea “Transilvania” din Braşov

REFERENŢI: - Prof.univ.dr.ing. Miron ZAPCIU

Universitatea “Politehnicǎ” din Bucureşti

- Prof.univ.dr.ing. Claudiu RAŢIU

Universitatea Tehnicǎ din Cluj Napoca

- Prof.univ.dr.ing. Ionel STAREŢU

Universitatea “Transilvania” din Braşov

Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 15/10/2014, ora 10,

sala VPA.

Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să

le transmiteţi în timp util, pe adresa : [email protected]

Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de

doctorat.

Vă mulţumim.

3


pneumatici


CUPRINS

Pg Pg

teza rezumat

Cuprins 7 3

Introducere 11 -

PARTEA I. STADIUL ACTUAL PRIVIND CONSTRUCŢIA

SISTEMELOR DE PREHENSIUNE 13 9

1. Sistemele de prehensiune ale roboţilor industriali 13 9

1.1 Roboţi industriali 13 9

1.2 Sisteme de prehensiune 17 9

1.2.1 Noţiuni generale 17 -

1.2.2 Clasificarea sistemelor de prehensiune 22 9

1.2.3 Variante constructive 27 11

1.2.4 Variante structurale 31 -

1.2.5 Concluzii 32 -

2. Acţionarea sistemelor de prehensiune 33 12

2.1 Generalitǎţi 33 12

2.2 Acţionarea electricǎ 34 -

2.3 Acţionarea hidraulicǎ 40 -

2.4 Acţionarea pneumaticǎ 46 13

2.4.1 Generalitǎţi 46 13

2.4.2 Sisteme de prehensiune acţionate pneumatic 48 13

2.4.3 Muşchi pneumatici 51 14

2.4.3.1 Istoric 51 -

2.4.3.2 Principiul de lucru al muşchilor pneumatici 58 14

2.4.3.3 Proprietăţile şi caracteristicile muşchilor pneumatici

Festo 59 15

2.4.3.4 Aplicaţii ale muşchilor pneumatici 63 16

2.4.4 Concluzii 65 -

3. Obiectivele tezei 66 17

PARTEA A II-A STUDII TEORETICE PRIVIND POSIBILITATEA

ACŢIONĂRII CU AJUTORUL MUŞCHILOR

PNEUMATICI A SISTEMELOR DE PREHENSIUNE 68 18

4. Principiile şi etapele dezvoltării unor noi sisteme de prehensiune 68 18

4.1 Introducere 68 -

4.2. Proiectarea prin analogie 70 18

4.2.1 Bionica 71 18

4.2.2 Sisteme de prehensiune cu acţionare bionică 73 19

4.3 Analiza unor noi soluţii constructive de sisteme de prehensiune 75 20

4.3.1 Aplicarea bionicii de analogie pentru selectarea unor noi

variante de sisteme de prehensiune 75 20

4.3.2 Decompozarea procesului de prehensiune 78 -

4.3.3 Variante propuse de sisteme de prehensiune acţionate cu

ajutorul muşchilor pneumatici 79 21

4.4 Concluzii 81 -

5. Modelarea structurală, cinematică, statică, constructivă şi funcţională a 83 23

4


pneumatici


variantelor propuse de sisteme de prehensiune

5.1 Modelarea structurală, cinematică şi statică a sistemului de

prehensiune paralel, asimetric, cu două bacuri mobile (V1) 83 23

5.1.1 Caracterizarea structurală a mecanismului rezultat 84 23

5.1.2 Determinarea funcţiilor de transmitere pentru viteze 85 24

5.1.3 Determinarea funcţiei de transmitere pentru forţe 86 24


prehensiune paralel, simetric, cu două bacuri mobile (V2) 89 26

5.2.1 Caracterizarea structurală a mecanismului rezultat 90 -




prehensiune paralel, asimetric, cu un bac mobil şi unul fix (V3) 93 27





prehensiune unghiular, cu două bacuri mobile (V4) 96 29


5.4.2 Determinarea funcţiilor de transmitere pentru vitezele

unghiulare 98 29

5.4.3 Determinarea funcţiei de transmitere pentru forţe şi momente 98 29

5.5 Modelarea constructivă şi funcţională a sistemelor de prehensiune

analizate 100 30

5.5.1 Determinarea forţelor de prehensiune 101 30

5.5.2 Alegerea muşchiului pneumatic 106 31

5.5.3 Modele constructive şi funcţionale 109 31

5.5.3.1 Modelele constructiv şi funcţional ale sistemului de

prehensiune paralel, asimetric, cu două bacuri mobile (V1) 110 31


prehensiune paralel, simetric, cu două bacuri mobile (V2) 116 33


prehensiune paralel, asimetric, cu un bac mobil şi unul fix

(V3) 119 34


prehensiune unghiular, cu două bacuri mobile (V4) 122 35

5.6 Analiza multicriterială pentru selectarea variantei optime de sistem de

prehensiune 125 35

5.7 Analiza cu element finit a variantei constructive optime (Varianta 1) 128 36

5.8 Concluzii 136 -

PARTEA A III - A STUDIUL PERFORMANŢELOR UNUI SISTEM DE

PREHENSIUNE ACŢIONAT CU AJUTORUL

MUŞCHILOR PNEUMATICI 138 40

6. Studii experimentale privitoare la comportamentul muşchilor pneumatici 139 40

6.1 Standul experimental 139 40

6.2 Studiul evoluţiei în timp a presiunii de umflare/dezumflare a

muşchiului pneumatic 142 41

6.3 Analiza debitului de aer consumat de muşchiul pneumatic 148 -

6.4 Determinarea histerezisului muşchiului pneumatic 149 43

6.5 Determinarea mărimii forţelor dezvoltate de muşchiul pneumatic 154 46

6.6 Concluzii 167 -

5


pneumatici


7. Studii experimentale privitoare la comportamentul sistemului de prehensiune 169 49

7.1 Construcţia sistemului de prehensiune 169 49

7.2 Măsurarea cursei reale efectuate de bacurile sistemului de

prehensiune 170 49

7.3 Măsurarea forţei reale dezvoltate de bacurile sistemului de

prehensiune 173 50

7.4 Determinarea rigidităţii şi a complianţei sistemului de prehensiune 178 52

7.5 Concluzii 184 -

8. Concluzii şi contribuţii personale 186 55

8.1 Concluzii generale 186 55

8.2 Contribuţii personale 190 57

8.3 Dezvoltări viitoare 191 58

8.4 Valorificarea tezei 192 58

BIBLIOGRAFIE 193 59

ANEXE 201 -

6


pneumatici


SUMMARY

Summary 7 3

Introduction 11 -

PART I. CURRENT STAGE FOR CONSTRUCTION OF GRIPPING

SYSTEMS 13 9

1. Gripping systems of industrial robots 13 9

1.1 Industrial robots 13 9

1.2 Gripping systems 17 9

1.2.1 Generalities 17 -

1.2.2 The classification of gripping systems 22 9

1.2.3 Constructive variants 27 11

1.2.4 Structural variants 31 -

1.2.5 Conclusion 32 -

2. Gripping sistems actuation 33 12

2.1 Generalities 33 12

2.2 The electric actuation 34 -

2.3 The hydraulic actuation 40 -

2.4 The pneumatic actuation 46 13

2.4.1 Generalities 46 13

2.4.2 Gripping systems pneumatic actuated 48 13

2.4.3 Pneumatic muscles 51 14

2.4.3.1 Historical 51 -

2.4.3.2 Working principle of the pneumatic muscles 58 14

2.4.3.3 Proprietăţile şi caracteristicile muşchilor pneumatici

Festo 59 15

2.4.3.4 Aplications of the pneumtic muscles 63 16

2.4.4 Conclusion 65 -

3. The thesis objectives 66 17

PART II. THEORETICAL STUDIES REGARDING THE ACTUATION

OF THE GRIPPING SYSTEMS USING PNEUMATIC

MUSCLES 68 18

4. The principles and stages of development of of new gripping systems 68 18

4.1 Introduction 68 -

4.2. Design by analogy 70 18

4.2.1 Bionics 71 18

4.2.2 Gripping systems bionic acted 73 19

4.3 The analysis of new design solution for gripping systems 75 20

4.3.1 Applying the analogy bionic for selection of new gripping

systems solutions 75 20

4.3.2 The decomposition of gripping process 78 -

4.3.3 The proposed gripping systems solutions acted by pneumatic

muscles 79 21

4.4 Conclusion 81 -

5. Structural modeling , kinematics, statics, design and operational mode of the

proposed gripping systems solutions 83 23

5.1 . Structural modeling, , kinematics and statics of the parallel gripping

system, asymmetric, with two mobile jaws (V1) 83 23

5.1.1 The structural characterization of the resulting mechanism 84 23

7


pneumatici


5.1.2 The calculation of the transmission functions for the working

speeds 85 24


forces 86 24

5.2 Structural modeling, , kinematics and statics of the parallel gripping

system, symmetric, with two mobile jaws (V2) 89 26

5.2.1 The structural characterization of the resulting mechanism 90 -


speeds 91 26


forces 92 27

5.3 Structural modeling, , kinematics and statics of the parallel gripping

system, asymmetric, with a mobile and a fix jaw (V3) 93 27



speeds 95 28


forces 95 28

5.4 Structural modeling, , kinematics and statics of the angular gripping

system, with two mobile jaws (V4) 96 29


5.4.2 The calculation of the transmission functions for theangular

working speeds 98 29


forces and moments 98 29

5.5 Design modeling and the operational mode of the analyzed gripping

systems 100 30

5.5.1 The calculation of the gripping forces 101 30

5.5.2 The selection of the pneumatic muscle 106 31

5.5.3 Designed and operational models 109 31

5.5.3.1 Designed and operational models of the parallel gripping

system, asymmetric, with two mobile jaws (V1) 110 31

5.5.3.2 Designed and operational models of the parallel gripping,

symmetric, with two mobile jaws (V2) 116 33

5.5.3.3 Designed and operational models of the parallel gripping,

asymmetric, with a mobile and a fix jaw (V3) 119 34

5.5.3.4 Designed and operational models of the angular gripping

system, with two mobile jaws (V4) 122 35

5.6 Multi-criteria analysis for the selection of the optimal solution

gripping system 125 35

5.7 The finite element analysis of optimal design solution (Solution 1) 128 36

5.8 Conclusion 136 -

PART III. THE PERFORMANCCE STUDY OF THE GRIIPING

SISTEMS ACTED BY PNEUMATIC MUSCLES 138 40

6. Experimental studies for the behavior of the pneumatic muscles 139 40

6.1 The experimental stand 139 40

6.2 The study of the evolution in time of the inflation pressure / deflation

of the pneumatic muscle 142 41

6.3 The analysis of the air flow consumed by the pneumatic muscle 148 -

6.4 Determination of the pneumatic muscle hysteresis 149 43

6.5 Determination of the size of developedforces by the pneumatic 154 46

8


pneumatici


muscle

6.6 Conclusions 167 -

7. Experimental studies for the behavior of the gripping system 169 49

7.1 Gripping system design 169 49

7.2 Masurement of the real racing made by the gripping system jaws 170 49

7.3 Masurement of the real force developed by the gripping system jaws 173 50

7.4 Determination of the rigidity and compliace of the gripping sistem 178 52

7.5 Conclusions 184 -

8. Conclusions and the personal contributions 186 55

8.1 General conclusions 186 55

8.2 Personal contributions 190 57

8.3 Future developments 191 58

8.4 The thesis harnessing 192 58

BIBLIOGRAPHY 193 59

ATTACHMENTS 201 -

9


pneumatici


PARTEA I.

STADIUL ACTUAL PRIVIND CONSTRUCŢIA SISTEMELOR DE PREHENSIUNE

Capitolul 1

SISTEMELE DE PREHENSIUNE ALE ROBOŢILOR INDUSTRIALI

1.1 Roboţi industriali

Primul robot cu aplicaţii industriale a fost realizat abia în anul 1962 de cǎtre firma

UnimationTM

şi implementat în cadrul companiei General Motors. În anii care au urmat,

dezvoltarea roboţilor a continuat într-un ritm susţinut, mai ales în SUA şi Japonia, astǎzi ei fiind

rǎspândiţi în întreaga industrie mondialǎ. .

Ca şi aspect, roboţii industriali se aseamǎnǎ cu braţul uman. Aşa cum acesta este legat de

trunchi, robotul industrial este ataşat unei structuri fixe, numitǎ bazǎ. În figura 1.6 este

prezentatǎ structura unui asemenea robot industrial:

Fig. 1.6 “Anatomia” unui robot industrial

Elementul final al unui robot industrial (end-effector) este sistemul de prehensiune, el

nefiind de regulǎ inclus în “anatomia” robotului. În continuare, studiile efectuate vizeazǎ analiza

stadiului actual în ceea ce priveşte construcţia sistemelor de prehensiune.

1.2. Sisteme de prehensiune

1.2.2 Clasificarea sistemelor de prehensiune

Principalul criteriu de clasificare a sistemelor de prehensiune este cel care ţine cont de

natura acestora. Conform acestui criteriu, sistemele de prehensiune pot fi naturale şi artificiale.

Sistemele de prehensiune naturale sunt întâlnite în lumea vieţuitoarelor la pǎsǎri,

crustacee, reptile, mamifere etc,câteva exemple fiind prezentate în figura 1.14:

Fig. 1.14 Sisteme naturale de prehensiune

10


pneumatici


Derivate din cele naturale, sistemele artificiale de prehensiune sunt destinate diferitelor

aplicaţii industriale, medicale sau în alte domenii de activitate. Clasificarea acestor sisteme se

poate realiza în funcţie de mai multe criterii, dupǎ cum urmezǎ:

a. În funcţie de metoda de prehensiune, pot exista sisteme cu contact (la care douǎ sau

mai multe forţe sunt aplicate direct obiectului), intruzive (prehensiunea este realizatǎ

prin străpungerea suprafeţei corpului), astringente (o forţǎ de legǎturǎ este aplicatǎ

într-o singurǎ direcţie) şi contigue(o metodǎ de prehensare fǎrǎ contact, la care este

necesarǎ generarea unei forţe de atragere pe o singurǎ direcţie) [62]. În Tabelul 1.2

sunt prezentate câteva caracteristici ale acestor metode de prehensiune:

Tabelul 1.2 Metode de prehensiune

Metode de prehensiune Tipul prehensorului Obiect de prehensat

Cu contact Cu bacuri, tentacular Obiecte rigide

Intruziv Intruziv Obiecte flexibile: textile, carbon, fibrǎ

de sticlǎ

Astringent

Vacuumatic Obiecte rigide, neporoase

Magnetoadezive Materiale feroase

Electroadezive Table subţiri

Contigue

Termic Obiecte flexibile: textile, carbon, fibrǎ

de sticlǎ

Chimic Fibrǎ de carbon impregnatǎ cu adeziv

Cu tensiune superficialǎ Obiecte mici şi uşoare

b. În funcţie de tipul mişcǎrii executate de bacurile de prindere: cu mişcare de rotaţie

(prehensoare unghiulare) şi cu mişcare liniarǎ (prehensoare paralele).

Prehensor unghiular Prehensor paralel

Fig. 1.16 Clasificarea sistemelor de prehensiune dupǎ tipul mişcǎrii [84]

c. Dupǎ numǎrul zonelor de prindere a obiectului, sistemele de prehensiune pot fi cu

douǎ (cel mai des), cu trei sau cu mai multe degete (bacuri).

Fig. 1.17 Clasificarea sistemelor de prehensiune dupǎ numǎrul zonelor de prindere [84]

d. Dupǎ tipul elementului de prehensiune: cu bacuri rigide, cu bacuri adaptive la forma

obiectului prehensat, cu tentacule realizate din elastomeri.

11


pneumatici


Fig. 1.18 Clasificarea sistemelor de prehensiune dupǎ gradul de flexibilitate al bacurilor

e. Dupǎ tipul energiei folosite pentru acţionare, sistemele de prehensiune pot fi

pneumatice, hidraulice, cu vacuum, servo-electrice, magnetice etc.

1.2.3. Variante constructive

Cele mai rǎspândite sisteme de prehensiune sunt acelea care au în componenţa lor roţi

dinţate şi mecanisme cu bare articulate. Câteva exemple de asemenea sisteme prehensoare sunt

prezentate în continuare.

În figura 1.21 este arǎtat un sistem prehensor paralel al cǎrui lanţ cinematic aferent unui

portbac are ca element iniţial un melc ce antreneazǎ o roatǎ melcatǎ. În continuare, lanţul

cinematic conţine un mecanism patrulater cu bare articulate, una dintre laturile sale fiind chiar

portbacul. De la acelaşi melc este antrenat, în oglindǎ, şi celǎlalt portbac al prehensorului [85].

Fig. 1.21 Prehensor cu angrenaj melcat şi bare articulate

O construcţie asemǎnǎtoare, bazatǎ pe acelaşi principiu al antrenǎrii cu angrenaj melcat

este cea din figura 1.22. În acest caz este vorba despre un sistem prehensor cu patru bacuri [85].

Fig. 1.22 Prehensor cu patru bacuri

Mecanism

patrulater Angrenaj

melc-roatǎ

melcatǎ

12


pneumatici


Capitolul 2

ACŢIONAREA SISTEMELOR DE PREHENSIUNE

2.1 Generalităţi

Motoarele de acţionare a sistemelor de prehensiune trebuie sǎ rǎspundǎ principalelor

sarcini care-i revin unui asemenea sistem, ca de exemplu: asigurarea unei forţe de strângere

suficiente, precizie, fiabilitate, flexibilitate şi complianţǎ etc. În funcţie de natura energiei

utilizate pentru acţionare, motoarele pot fi electrice, hidraulice, pneumatice sau de tip

neconvenţional.

Motoarele electrice sunt des utilizate la construcţia sistemelor de prehensiune datoritǎ

simplitǎţii comenzii acestora. Motoarele hidraulice, liniare sau rotative, sunt folosite în aplicaţiile

care presupun forţe mari de strângere, în timp ce acţionarea pneumaticǎ este utilizatǎ pentru

aplicaţiile la care forţele necesare au valori mai reduse, complianţa fiind însă o caracteristică

importantă. În figura de mai jos sunt prezentate câteva exemple de sisteme de prehensiune

acţionate fluidic şi electric [62]:

Fig. 2.1 Exemple de acţionǎri ale sistemelor de prehensiune

a. cu motor fluidic; b. cu membranǎ (pneumatic); c. acţionare electromecanicǎ; d. acţionare

electromagneticǎ

O comparaţie între diferitele tipuri de energie utilizatǎ pentru acţionǎrile industriale este

realizatǎ în tabelul 2.1 [21]:

Tabelul 2.1 Comparaţie între diferite tipuri de acţionări

Criteriul de comparaţie Tipul acţionării

Pneumatică Hidraulică Electrică

Disponibilitate ** * ***

Posibilitate de transport la distanţe mari ** * ***

Costuri de stocare a mediului de lucru *** ** *

Gradul de poluare a mediului

înconjurător *** * **

Costurile componentelor *** * ***

Viteze de mişcare la elementul de

execuţie ** * ***

Mărimea forţei obţinute ** *** *

Durata de viaţă *** ** **

Reglabilitatea parametrilor de lucru *** ** *

*** = foarte bine; ** = bine; * = satifăcător.

13


pneumatici


2.4. Acţionarea pneumaticǎ

2.4.1. Generalitǎţi

Acest tip de acţionare este cel mai des întâlnit la sistemele de prehensiune, fapt datorat

avantajelor pe care le prezintǎ:

simplitatea schemelor de comandǎ;

posibilitatea supraîncǎrcǎrii sistemului;

întreţinere uşoarǎ;

mediu de lucru nepoluant;

momentele, vitezele şi forţele pot fi reglate uşor, cu dispozitive simple;

transmisiile pneumatice permit porniri şi opriri dese, cât şi schimbări bruşte de sens, fără

a se produce avarii;

complianţǎ etc

2.4.2. Sisteme de prehensiune acţionate pneumatic

Firma Festo AG & Co. din Germania este unul dintre cei mai importanţi producǎtori de

sisteme pneumatice de prehensiune. În cele ce urmeazǎ sunt prezentate câteva asemenea variante

constructive de sisteme[39]:

Fig. 2.25 Sisteme de prehensiune paralele cu douǎ bacuri

Fig. 2.26 Sisteme de prehensiune paralele cu trei bacuri

Fig. 2.27 Sisteme de prehensiune unghiulare

Un motor pneumatic de tip relativ nou este muşchiul pneumatic. Sunt cunoscute câteva

construcţii de sisteme de prehensiune bazate pe acest motor, douǎ dintre acestea fiind prezentate

în figura 2.31[40], [41].

14


pneumatici


Fig. 2.31 Sisteme de prehensiune acţionate cu muşchi pneumatici

Primul prehensor, dezvoltat de firma Festo şi denumit Power Gripper, a pornit de la ideea

modului de a apuca cu ciocul al pǎsǎrilor. Ca motor este utilizat un muşchi pneumatic, iar

construcţia prehensorului este bazatǎ pe lanţurile cinematice Watt. Sistemul are un bun raport

forţǎ dezvoltatǎ/greutate proprie, datorat utilizǎrii unui motor uşor (muşchiul pneumatic).

Cel de-al doilea sistem prezentat în figura 2.31 este un prehensor paralel de tip DMSP-...-

HGP-SA acţionat cu doi muşchi pneumatici. El este destinat funcţionǎrii în aplicaţii de tip pick

and place, în medii cu un conţinut ridicat de praf.

2.4.3. Muşchi pneumatici

2.4.3.2. Principiul de lucru al muşchilor pneumatici

Muşchiul pneumatic este definit ca fiind un sistem elastic ce are la bază o membrană

contractantă care, sub acţionarea aerului comprimat, îşi măreşte diametrul şi îşi micşoreazǎ

lungimea iniţială. Schema de principiu care descrie modul de acţiune al muşchilor pneumatici

este redată mai jos:

Fig. 2.47 Modul de lucru al muşchiului pneumatic

La ora actualǎ, pe piaţǎ, muşchiul pneumatic cu cele mai competitive proprietǎţi este cel

realizat de firma Festo din Germania.

Fig. 2.49 Muşchi pneumatic Festo

Acest tip de muşchi are ca element principal un tub flexibil acoperit cu un înveliş etanş

confecţionat din fibre inelastice dispuse romboidal, obţinându-se astfel o reţea tridimensională.

Atunci când muşchiul artificial pneumatic este alimentat cu aer comprimat, aceasta se

deformeazǎ, pe direcţie longitudinalǎ luând naştere o forţă de tragere. Forţa dezvoltată de

muşchiul pneumatic este dată de ecuaţia (2.18)[48]:

(2.18)

unde p este presiunea aerului comprimat, iar d este diametrul interior al muşchiului pneumatic.

15


pneumatici


Muşchii pneumatici au un comportament asemǎnǎtor unor arcuri mecanice, adicǎ forţa

iniţialǎ dezvoltatǎ este maximǎ, ea scǎzând spre zero pe mǎsurǎ ce deformaţia creşte..

2.4.3.3. Proprietăţile şi caracteristicile muşchilor pneumatici Festo

Structura constructivǎ a muşchilor pneumatici Festo le conferă acestora o serie de

proprietăţi deosebite şi anume :

muşchiul pneumatic poate fi produs într-o gama largă de dimensiuni (lungimi şi

diametre);

structura acestuia poate fi comparată cu cea a muşchiului uman din punct de vedere al

formei, proprietăţilor şi a performanţelor ;

sunt foarte flexibili, iar la atingere au o texturǎ fină;

prezintă siguranţă în exploatare;

mişcare silenţioasă, lină, de la început până la sfârşitul ciclului de lucru;

fricţiune şi histerezis redus;

au un cost redus de producţie;

lucrează foarte bine în mediu exploziv sau într-un mediu cu grad ridicât de umiditate

Muşchii pneumatici Festo sunt disponibili în douǎ variante constructive: tip DMSP şi,

respectiv, MAS. În figura urmǎtoare sunt prezentate ambele variante [39]:

DMSP MAS

Fig.2.50 Variante constructive de muşchi pneumatici Festo

Caracteristicile tehnice ale acestui tip de muşchi sunt urmǎtoarele:

diametre exterioare posibile: de 10, 20 sau 40 mm;

lungimea nominală poate fi cuprinsă între 40 – 9000 mm;

forţa dezvoltată este cuprinsă între 0 – 6000 N;

comportament dinamic bun;

poziţia de asamblare – oricare;

temperatura de lucru acceptată – cuprinsă în intervalul : -5… + 60ºC;

rezistenţă foarte bună la coroziune.

Cursa maximǎ pe care o poate realiza un muşchi pneumatic este de circa 20% din

lungimea sa în stare de repaus (neîncǎrcatǎ). În unele aplicaţii, aceastǎ cursǎ s-ar putea sǎ nu fie

suficientǎ, motiv pentru care pot fi folosite diferite soluţii de amplificare a deplasǎrilor necesare.

În figura 2.52 sunt prezentate variantele legǎrii în serie a mai multor muşchi pneumatici [48],

precum şi cea de amplificare a cursei cu ajutorul unor scripeţi [79]:

Fig. 2.52 Amplificarea cursei muşchilor pneumatici

16


pneumatici


În situaţia în care forţa dezvoltatǎ de un singur muşchi pneumatic nu este suficientǎ existǎ

soluţia amplasǎrii în paralel a mai multor asemenea motoare [48], [24], [25]:

Fig. 2.53 Legarea în paralel a muşchilor pneumatici

2.4.3.4. Aplicaţii ale muşchilor pneumatici

Literatura de specialitate oferǎ multe exemple de utilizare a muşchilor pneumatici în

industrie. Câteva dintre acestea sunt prezentate în figurile urmǎtoare [49]:

Fig. 2.58 Sisteme de prehensiune

Firma Festo a dezvoltat mai multe aplicaţii ale muşchilor pneumatici, în special în

domeniul roboticii, al activitǎţilor de recreere sau în cel al simulatoarelor de zbor. În figura 2.59

sunt arǎtate un braţşi un antebraţ ale unui robot humanoid, acţionate de grupuri de muşchi

pneumatici, precum şi un scaun mobil destinat instruirii piloţilor de avioane [39].

Festo AirArm Festo Airmotion

Fig. 2.59 Aplicaţii Festo ale muşchilor pneumatici

17


pneumatici


Capitolul 3

OBIECTIVELE TEZEI

Cunoscută fiind situaţia actuală existentǎ pe plan mondial în ceea ce priveşte construcţia

sistemelor de prehensiune ale roboţilor industriali, teza de doctorat îşi propune ca obiectiv

principal concepereaunui asemenea sistem performant,caracterul de noutate constând în

modalitatea de acţionare a acestuia- cu ajutorul muşchilor pneumatici. Pentru atingerea

obiectivului principal asumat, teza de doctorat şi-a propus următoarele obiective specifice:

1. Analiza stadiului actual privind construcţia sistemelor de prehensiune, parcurgând urmǎtorii

paşi:

a. Consideraţii teoretice asupra stadiului actual al construcţiei sistemelor de prehensiune,

fiind avute în vedere următoarele:

analiza „anatomiei” roboţilor industriali;

definirea funcţiilor sistemelor de prehensiune;

clasificarea sistemelor de prehensiune;

prezentarea unor variante structurale şi constructive de sisteme de prehensiune.

b. Consideraţii teoretice asupra stadiului actual al acţionărilor sistemelor de prehensiune, cu

referire la:

acţionările electrice, hidraulice şi pneumatice;

o analiză de detaliu a actuatorilor pneumatici, îndeosebi a muşchilor pneumatici;

aplicaţiile industriale ale muşchilor pneumatici;

sistemele de prehensiune acţionate cu ajutorul muşchilor pneumatici.

2. Studii teoretice privind posibilitatea acţionării cu ajutorul muşchilor pneumatici a sistemelor

de prehensiune

a. Stabilirea principiilor şi a etapelor dezvoltării unor noi sisteme de prehensiune prin

aplicarea bionicii de analogie.

b. Modelarea structurală, cinematică şi statică a variantelor propuse de sisteme de

prehensiune, cu accent pe:

caracterizarea structurală a mecanismelor;

determinarea funcţiilor de transmitere a vitezelor;

determinarea funcţiilor de transmitere a forţelor şi a momentelor.

c. Modelarea constructivă şi funcţională a sistemelor de prehensiune analizate;

d. Analiza cu element finit a unor componente ale sistemelor de prehensiune.

3. Studiul performanţelor unui sistem de prehensiune acţionat cu ajutorul muşchilor pneumatici

a. Studii experimentale privitoare la comportamentul muşchilor pneumatici, cu referire la:

evoluţia în timp a presiunii de umflare/dezumflare a muşchiului pneumatic;

determinarea histerezisului muşchiului pneumatic;

determinarea mărimii forţelor dezvoltate de muşchiul pneumatic;

analiza rigidităţii şi a complianţei muşchiului pneumatic.

b. Studii experimentale privitoare la comportamentul sistemului de prehensiune, cu referire

la:

construcţia sistemului de prehensiune;

măsurarea cursei şi a forţelor reale efectuate/dezvoltate de bacurile sistemului de

prehensiune;

determinarea rigidităţii şi a complianţei sistemului de prehensiune;

18


pneumatici


PARTEA A II-A

STUDII TEORETICE PRIVIND POSIBILITATEA ACŢIONĂRII CU AJUTORUL

MUŞCHILOR PNEUMATICI A SISTEMELOR DE PREHENSIUNE

Capitolul 4

PRINCIPIILE ŞI ETAPELE DEZVOLTĂRII UNOR NOI SISTEME DE PREHENSIUNE

4.2 Proiectarea prin analogie

Proiectarea prin analogie reprezintă o metodă de lucru frecvent utilizată pentru generarea

unor noi produse şi/sau tehnologii. În unele situaţii, această abordare face apel doar la cunoştinţe

din domenii apropiate de natura produsului ce urmează a fi conceput, în altele însă, ideile provin

din orice domeniu, înrudit sau nu [13], [34].

Inspirarea în proiectare doar din domenii înrudite poartă numele analogie restrânsă, în

timp ce apelarea la modele existente în orice domeniu se numeşte analogie exhaustivă. În figura

4.1 sunt prezentate cele două tipuri de analogii, tema de cercetare impusă fiind aceea a proiectării

unui nou sistem de prehensiune (gripper). Se remarcă faptul că prin abstractizare, problema de

rezolvat se poate reduce la cea a realizării unui sistem ce limitează numărul gradelor de libertate

ale unui corp, modelele existente putând fi obţinute din natură, din tehnică, modă etc [35], [67].

Fig. 4.1 Tipuri de proiectare prin analogie

După cum se observă în figură, o bogată sursă de inspiraţie pentru obţinerea de noi

produse o reprezintă natura. Numeroase lucrări ştiinţifice tratează problema transferului

sistematic al cunoştinţelor din domeniul ştiinţelor naturii, al biologiei, în cel ingineresc,

proiectarea bionică (biomimetică) oferind un potenţial enorm pentru dezvoltarea de noi produse

şi tehnologii [4].

4.2.1 Bionica

Privită ca proces, bionica poate fi abordată din două perspective, una de tip top-down, iar

alta de tip bottom-up. În cazul unui proces de tip top-down (bionica de analogie), succesiunea

problemelor care trebuie rezolvate este următoarea [102]:

1. Definirea problemei;

2. Căutarea de analogii în natură;

3. Analiza exemplelor din natură;

4. Căutarea de soluţii tehnice pentru problema pusă după modelele naturale găsite.

19


pneumatici


Printre obiectivele cercetărilor bionice actuale, o atenţie specială este acordată studiului

organelor efectoare. Studiul acestora şi al proceselor de transmitere a comenzilor către ele

reprezintă o parte esenţială a bionicii. În acest sens, animalele terestre, păsările şi peştii constituie

sursa de inspiraţie pentru dezvoltarea de diferite sisteme generatoare de mişcare. Un asemenea

exemplu este acela al studiului mişcării de căţărare a şopârlei şi transferarea rezultatelor obţinute

pentru realizarea unui robot căţărător (Fig. 4.3) [54].

Fig. 4.3 Exemplu de biomimetism

Pe baza aceloraşi studii privitoare la căţărarea şopârlei a fost realizat şi un microgripper

[58].

4.2.2. Sisteme de prehensiune cu acţionare bionică

În zilele noastre, prehensoarele tind să devină din ce în ce mai sofisticate, mai complexe,

căutând să răspundă unor cerinţe variate. O construcţie complexă implică însă costuri ridicate, de

neacceptat uneori într-un scenariu industrial competitiv [35]. Este motivul pentru care, în

general, pentru aplicaţii industriale curente se utilizează prehensoare simple şi fiabile, în timp ce

pentru scopuri de cercetare, dar nu numai, se propun soluţii complexe de mâini mecanice.

În figura următoare sunt prezentate câteva diferenţe între caracteristicile prehensoarelor

simple şi mâinile mecanice complexe [67].

Fig. 4.4 Comparaţie între caracteristicile prehensoarelor industriale şi mâinile mecanice

Cele mai importante caracteristici specifice unui prehensor industrial sunt forţa

dezvoltată şi rigiditatea structurală (care influenţează în mare măsură precizia de poziţionare).

Numărul mai mic de grade de mobilitate facilitează fiabilitatea unui asemenea prehensor şi, de

asemenea, contribuie la obţinerea unui preţ mai scăzut. Mâinile mecanice complexe se

caracterizează în schimb printr-o mai mare complianţă şi dexteritate, ceea ce le face utile în

aplicaţii de fineţe, asemănătoare cu comportamentul sistemelor naturale.

Un sistem artificial de prehensiune trebuie să asigure nu numai apucarea obiectului, ci şi

manipularea în siguranţă a acestuia. Astfel, în cazul unei roşii de exemplu, este necesar ca forţa

aplicată să aibă o mărime controlată, care să nu deterioreze obiectul apucat.

20


pneumatici


Fig. 4.6 Prinderea cu forţă necontrolată/controlată a obiectului prehensat

Pornind de la exemplele de mai sus, rezultă faptul că soluţiile noi, inovative, bio-inspirate

de sisteme de prehensiune necesită echipamente uşoare, structurabile în mod flexibil şi cu un

raport sarcină utilă / greutate proprie mare, cu reglaje integrate ale poziţiei, control al forţelor,

oferite la un preţ avantajos. La ora actuală nu sunt disponibile sisteme de prehensiune care să

întrunească majoritatea acestor cerinţe.

Este motivul pentru care în cadrul acestei teze de doctorat se propune soluţia acţionării

sistemelor de prehensiune cu ajutorul muşchilor pneumatici, elemente bio-inspirate, uşoare,

compliante, comportamentul lor având un potenţial ridicat de obţinere a unor sisteme robotizate

performante.

4.3 Analiza unor noi soluţii constructive de sisteme de prehensiune

4.3.1 Aplicarea bionicii de analogie pentru selectarea unor noi variante de sisteme de

prehensiune

Teza de doctorat are drept obiectiv principal conceperea unui sistem de prehensiune

inovativ, bioinspirat, caracterul de noutate constând în modalitatea de acţionare - cu ajutorul

muşchilor pneumatici. În acest sens se apelează la principiile proiectării prin analogie, utilizând

abordarea bionică de tip top-down. O asemenea abordare presupune ca după enunţarea problemei

să se treacă la găsirea unor sisteme din natură care să furnizeze idei de soluţionare a scopului

propus. Câteva astfel de idei, preluate din lumea animalelor, sunt prezentate mai jos:

Tip de analogie Sistemul natural de prehensiune Sistemul artificial de prehensiune

Cioc de pasăre

Trompă de elefant

Mâna omului

Fig. 4.7 Idei de sisteme de prehensiune preluate din natură

21


pneumatici


Din analiza exemplelor naturale de mai sus se pot desprinde câteva concluzii:

în funcţie de metoda de prehensiune, sistemele studiate sunt cu contact sau astringente;

în funcţie de tipul mişcǎrii executate de elementele finale, sistemele analizate sunt cu

mişcare de rotaţie (prehensoare unghiulare) şi cu mişcare liniarǎ (prehensoare paralele);

dupǎ numǎrul contactelor existente între prehensorul natural şi obiectse întâlnesc

exemple cu douǎ, cu trei sau cu mai multe zone de contact;

dupǎ tipul elementului de prehensiune, sistemele studiate sunt cu elemente rigide, sau

adaptive la forma obiectului prehensat.

În cazul motorului care se propune a fi utilizat pentru construcţia unui nou sistem de

prehensiune, acesta este de tip muşchi pneumatic, sistem bioinspirat, analog muşchilor

animalelor şi oamenilor.

4.3.3 Variante propuse de sisteme de prehensiune acţionate cu ajutorul muşchilor

pneumatici

Utilizând muşchiul pneumatic drept element motor şi un mecanism de transmitere a

puterii bazat pe roţi dinţate, în cele ce urmeză sunt propuse pentru studiu patru variante de

sisteme de prehensiune.

Fig. 4.13 Varianta 1 (V1): Sistem de prehensiune paralel, asimetric, cu două bacuri mobile

Fig. 4.14 Varianta 2 (V2): Sistem de prehensiune paralel, simetric, cu două bacuri mobile

22


pneumatici


Fig. 4.15 Varianta 3 (V3): Sistem de prehensiune paralel, asimetric, cu un bac mobil şi unul fix

Fig. 4.16 Varianta 4 (V4): Sistem de prehensiune unghiular, cu două bacuri mobile

23


pneumatici


Capitolul 5

MODELAREA STRUCTURALĂ, CINEMATICĂ, STATICĂ, CONSTRUCTIVĂ ŞI

FUNCŢIONALĂ A VARIANTELOR PROPUSE DE SISTEME DE PREHENSIUNE

5.1. Modelarea structurală, cinematică şi statică a sistemului de prehensiune paralel,

asimetric, cu două bacuri mobile (V1)

În vederea acestei analize, în figura 5.1 sunt prezentate schema structurală şi cea bloc a

mecanismului obţinut prin cuplarea în paralel a angrenajelor ce generează mişcările necesare

prehensiunii [58].

Fig. 5.1 Schemele structurală şi bloc ale sistemului prehensor V1

Pe baza celor două tipuri de scheme se vor determina în continuare funcţiile de

transmitere ale vitezelor şi forţelor generate în sistem.

5.1.1 Caracterizarea structurală a mecanismului rezultat

Din cele două scheme ale sistemului analizat rezultă faptul că mecanismul este alcătuit

prin conectarea în paralel a două lanţuri cinematice (MI şi MII), ramificarea realizându-se la

nivelul roţii dinţate 2. Numărul legăturilor exterioare ale sistemului mecanic studiat este L = 3,

adică sunt disponibile trei intrări şi ieşiri în/din sistem. În acest caz este vorba despre o intrare în

sistem, cuplată la un motor, şi de două ieşiri. Intrarea în sistem este legătura exterioară a

mecanismului cu un motor (muşchi pneumatic de exemplu) şi se caracterizează printr-o viteză

(v1) şi o forţă (F1) care au acelaşi sens. Rezultă de aici faptul că puterea de intrare este pozitivă:

(5.1)

Cele două ieşiri din sistem reprezintă legăturile exterioare ale acestuia cu portbacurile

prehensorului; se caracterizează prin câte o viteză (v4 şi v7) şi prin câte o forţă (F4 şi F7), de

sensuri contrare. De aici rezultă faptul că puterile de ieşire sunt negative:

(5.2)

(5.3)

Gradul de mobilitate M al întregului sistem complex se calculează ca fiind:

(5.5)

Concluzii:

din cele L = 3 mişcări exterioare una dintre ele (M = 1) este independentă (v1), iar

celelalte două (L – M = 3 – 1 = 2) sunt dependente (v4 şi v7);

din cele L = 3 forţe exterioare una (M = 1) este dependentă (F1), iar celelalte două (L – M

= 3 – 1 = 2) sunt independente (F4 şi F7).

Din punct de vedere calitativ, pentru sistemul complex analizat se pot determina două

funcţii de transmitere a mişcării:

24


pneumatici


(5.6)

(5.7)

şi o funcţie de transmitere pentru forţe:

(5.8)

5.1.2 Determinarea funcţiilor de transmitere pentru viteze

Tabelul 5.1 Caracteristicile componentelor utilizate pentru V1

Cremaliera

1

Roata

dinţată 2

Roata

dinţată 3

Cremaliera

4

Roata

dinţată 5

Roata

dinţată 6

Cremaliera

7

Modul 1 mm

Nr. dinţi 30 20 20 20

Pornind de la valorile de mai sus, în continuare se vor scrie relaţiile rapoartelor de

transmitere, după cum urmează:

(5.9)

în care cu m s-a notat modulul danturii, cu ωi – viteza unghiulară a roţii dinţate i, iar cu Ri – raza

cercului de divizare a roţii dinţate i.

Rapoartele de transmitere i23, i25 şi i56 se calculează cu relaţiile:

(5.10)

(5.11)

(5.12)

iar rapoartele de transmitere i34 şi i67 se calculează cu relaţiile:

(5.13)

(5.14)

Semnul minus din dreptul liniei de fracţie în cazul primelor trei rapoarte de transmitere a

fost introdus deoarece la un angrenaj exterior cele două roţi se rotesc în sensuri opuse.

Pentru lanţul cinematic MI, raportul de transmitere global este:

(5.15)

iar pentru lanţul cinematic MII raportul de transmitere este:

(5.16)

Cu ajutorul relaţiilor anterioare pot fi scrise funcţiile de transmitere ale vitezelor:

(5.17)

(5.18)

În urma analizării ultimelor două relaţii se desprinde concluzia că, pentru datele de

intrare impuse, vitezele de ieşire v4 şi v7 sunt egale şi orientate în sensuri opuse.

5.1.3 Determinarea funcţiei de transmitere pentru forţe

Pentru această analiză vor fi considerate două situaţii:

A. Frecările sunt neglijate şi nu se ţine seama de efectele inerţiale ale maselor în mişcare;

B. Frecările nu sunt neglijate şi nu se ţine seama de efectele inerţiale ale maselor în mişcare.

25


pneumatici


În primul caz, relaţia de echilibru a puterilor este:

(5.19)

de unde:

(5.20)

Având în vedere faptul că F4şi F7 au orientări opuse, rezultă faptul că în modul, F1 se

calculează ca fiind suma celor două forţe.

În cazul în care frecările nu sunt neglijate, pentru determinarea funcţiei de transmitere a

forţelor, în calcule intervin şi randamentele fiecărui angrenaj în parte. Pentru aceasta, în

continuare, se va considera că randamentul unui angrenaj roată - roată este de 0,95, iar cel pentru

un angrenaj roată dinţată – cremalieră este de 0,97 [63]. Avem deci:

Randamentul unui agregat mixt exprimat în funcţie de coeficientul de repartiţie la ieşire

β se calculează cu următoarea relaţie [31]:

(5.23)

unde cu n s-a notat numărul de angrenaje aparţinătoare unei ramuri a întregului agregat.

Aplicând această relaţie pentru cazul concret analizat se poate scrie:

(5.24)

Ţinând cont de valorile randamentelor fiecărui angrenaj, impuse mai sus, pentru cele

două lanţuri cinematice MI şi MII, randamentele globale sunt:

Cu aceste valori se determină randamentul agregatului ca fiind η = 0,8709.

Determinarea randamentului agregatului mixt analizat se poate realiza şi pe cale

matriceală [31]. Astfel, unei scheme omogene-asociate îi corespunde un tablou care conţine

coeficienţii de repartiţie pe ramuri şi randamentele parţiale ordonate în conformitate cu modul de

legare a lanţurilor cinematice componente. Acest tablou poartă numele de matrice asociată şi,

pentru agregatul studiat se prezintă sub forma:

(5.25)

Numărul liniilor matricei corespunde numărului ramurilor agregatului, în timp ce

numărul coloanelor este egal cu numărul maxim al angrenajelor aflate pe ramuri + 1. A rezultat

astfel o matrice de tip 2 x 5.

Randamentul agregatului se va calcula în acest caz cu relaţia [31]:

(5.26)

în care au fost introduşi doi operatori, după cum urmează:

operatorul produs după linie :

(5.27)

operatorul sumă după coloană ΣC:

(5.28)

Pentru agregatul analizat se va calcula randamentul parcurgând următorii paşi:

26


pneumatici


Cunoscând mărimea randamentului, pentru determinarea funcţiei de transmitere a forţelor

se porneşte de la relaţia:

(5.29)

şi

(5.31)

5.2 Modelarea structurală, cinematică şi statică a sistemului de prehensiune paralel,

simetric, cu două bacuri mobile (V2)

Schemele structurală şi bloc ale mecanismului obţinut prin cuplarea simetrică în paralel a

două lanţuri cinematice cu angrenaje sunt prezentate în figura 5.4 [69].:


Din punct de vedere calitativ, pentru prehensorul analizat se vor determina două funcţii

de transmitere a mişcării:

(5.34)

(5.35)


(5.36)

5.2.2 Determinarea funcţiilor de transmitere pentru viteze

Funcţiile de transmitere ale vitezelor

(5.47)

sau

27


pneumatici


(5.48)


A. Cazul în care frecările sunt neglijate şi nu se ţine cont de efectele inerţiale ale maselor în

mişcare.

Relaţia de echilibru a puterilor se scrie ca fiind:

(5.49)

de unde:

(5.50)

(5.51)

Ştiut fiind faptul că forţele F5şi F5’ au orientări opuse, rezultă faptul că în modul, F1 se

calculează ca fiind suma a celor două forţe.

B. Cazul în care frecările nu sunt neglijate şi nu se ţine seama de efectele inerţiale ale maselor

în mişcare.

La fel ca şi la analiza Variantei 1 de sistem de prehensiune, se vor considera aceleaşi

valori ale randamentelor (pentru angrenajul roată dinţată – roată dinţată η = 0,95, iar pentru

angrenajul cremalieră – roată dinţată η = 0,97) [63]. Vom avea deci:

Randamentul global este:

Funcţia de transmitere pentru forţe se determină pornind de la relaţia:

(5.53)

de unde:

(5.54)

Din relaţia de mai sus rezultă funcţia de transmitere a forţelor aferentă sistemului de

prehensiune studiat:

5.3 Modelarea structurală, cinematică şi statică a sistemului de prehensiune paralel,

asimetric, cu un bac mobil şi unul fix (V3)

În acest caz este vorba despre un agregat simplu, tip serie, format dintr-un singur lanţ

cinematic, în care puterea de intrare circula succesiv prin fiecare mecanism component, formând

o ramură de putere distinctă [70].

Schemele structurală şi bloc în baza cărora se va face analiza acestui agregat sunt

prezentate în figura 5.6.


Din punct de vedere calitativ, pentru prehensorul analizat se va determina o funcţie de

transmitere a mişcării:

(5.57)


28


pneumatici


(5.58)


5.3.2 Determinarea funcţiei de transmitere pentru viteze

Funcţia de transmitere a vitezei va fi:

(5.61)



mişcare.

Relaţia de echilibru a puterilor se scrie ca fiind:

(5.62)

de unde:

(5.63)

Din relaţia de mai sus rezultă faptul că forţa dezvoltată de motor (muşchiul pneumatic)

este mai mică la nivelul elementului portbac, ceea ce are drept efect o scădere a capacităţii de

prehensiune a sistemului analizat.


în mişcare.

La fel ca şi în cazurile analizelor efectuate pentru Variantele 1 şi 2, şi acum se va

considera aceeaşi valoare a randamentului pentru angrenajul cremalieră – roată dinţată η = 0,97

[63].

Fiind vorba despre un agregat serie cu o singură ramură de putere, coeficientul de

repartiţie la ieşire β = 1. În acest caz, relaţia (5.24) de calcul a randamentului va fi:

(5.64)

unde randamentul global η14 este:

Pentru determinarea funcţiei de transmitere a forţei se porneşte de la relaţia:

(5.65)

(5.66)

29


pneumatici


5.4 Modelarea structurală, cinematică şi statică a sistemului de prehensiune unghiular, cu

două bacuri mobile (V4)

Diferenţa conceptuală a acestui sistem de prehensiune în raport cu cele precedente constă

în faptul că elementele portbacuri descriu mişcări circulare, caracterizate prin vitezele unghiulare

ω2 şi ω2’. De asemenea, la cele două ieşiri ale sistemului avem momente (T2 şi T2’) şi nu forţe.

Cele două scheme, structurală şi bloc ale acestui sistem de prehensiune sunt redate în

figura 5.7, iar în tabelul 5.4 sunt date caracteristicile elementelor componente ale agregatului.



Din punct de vedere calitativ, pentru prehensorul analizat se vor determina două funcţii

de transmitere a mişcării:

(5.69)

(5.70)


(5.71)

5.4.2 Determinarea funcţiilor de transmitere pentru vitezele unghiulare

Funcţiile de transmitere ale vitezelor unghiulare vor fi calculate cu relaţiile:

5.4.3 Determinarea funcţiei de transmitere pentru forţe şi momente


mişcare.

Pentru acest sistem de prehensiune relaţia de echilibru a puterilor este:

(5.74)

de unde:

(5.75)


în mişcare.

30


pneumatici


Pentru cele două angrenaje cremalieră – roată dinţată, randamentele vor fi considerate a

avea valoarea de 0,97 [63]:

Schema omogenă a agregatului este prezentată în figura 5.8:

Randamentul global va fi în această situaţie:

Funcţia de transmitere pentru forţe şi momente se determină pornind de la relaţia:

(5.77)

de unde:

(5.78)

Având calculată mai sus valoarea randamentului, funcţia de transmitere a forţelor şi

momentelor devine:

5.5 Modelarea constructivă şi funcţională a sistemelor de prehensiune analizate

Pentru modelarea, simularea şi controlul celor patru variante de sisteme de prehensiune a

fost ales mediul Matlab/Simulink. Simulink este integrat cu MATLAB®

, oferind acces imediat la

o gama vastă de unelte care facilitează dezvoltarea de algoritmi, analiza şi vizualizarea

simulărilor. Produse add-on extind programul Simulink pentru multipe domenii de modelare,

oferind unelte pentru design, implementare, verficare şi validare.

SimMechanics este un toolbox al mediului Simulink, utilizat pentru modelarea şi

simularea cu ajutorul blocurilora sistemelor mecanice şi a mişcărilor acestora, utilizând dinamica

newtoniană a forţelor şi momentelor.

5.5.1 Determinarea forţelor de prehensiune

Pentru dimensionarea sistemului de prehensiune acţionat cu ajutorul muşchilor

pneumatici, în continuare se vor impune următoarele date de intrare: masa obiectului: m = 0,7

kg; acceleraţia mişcării efectuate de sistemul prehensor + obiect: a = 5 m/s2; acceleraţia

gravitaţională: g = 9.81 m/s2; acceleraţia de oprire de urgenţă (deceleraţie): aS = 10 m/s

2;

coeficientul de frecare: µ = 0,2; coeficientul de siguranţă: S = 2,5.

Forţa necesară prehensiunii pentru diferitele faze ale operaţiunii de manipulare se

calculează cu ajutorul următoarelor relaţii:

Forţa de prehensiune pentru faza de ridicare a obiectului:

Forţa de prehensiune pentru faza de deplasare laterală:

Forţa de prehensiune pentru faza de oprire de urgenţă:

Selectarea motorului care va genera forţa de prehensiune (muşchiul pneumatic) se va

realiza în funcţie de forţa maximă calculată mai sus, adică 86,67 N. Cum toate variantele de

sisteme de prehensiune propuse au două bacuri, forţa care va trebui generată de muşchiul

pneumatic va fi dublă, de minimum 173,34 N (fără a lua în calcul randamentele lanţurilor

cinematice).

31


pneumatici


5.5.2 Alegerea muşchiului pneumatic

Pentru muşchiul pneumatic ales cu ajutorul programului MuscleSIM (MAS-10-45N-AA-

MC-O-ER-EG), diagrama caracteristică a forţelor este prezentată în figura 5.18.

Fig. 5.18 Caracteristica forţă – contracţie a muşchiului pneumatic MAS-10-45N-AA-MC-O-ER-

EG pentru trei niveluri ale presiunii aerului

Pornind de la graficul din figura de mai sus, pentru muşchiul pneumatic ales, la o

presiune de 6 bar, forţa maximă dezvoltată este de 522,5 N. Cum forţa necesară a fi obţinută la

nivelul bacurilor, calculată mai sus, este de 173,34 N, în situaţia unui raport de transmitere al

forţelor de 1:1, rezultă faptul că zona de utilizare a muşchiului pneumatic este cea haşurată în

figura 5.18.

5.5.3 Modele constructive şi funcţionale

5.5.3.1 Modelele constructiv şi funcţional ale sistemului de prehensiune paralel, asimetric,

cu două bacuri mobile (V1)

La această variantă constructivă muşchiul pneumatic este amplasat asimetric, astfel încât

structura metalică a sistemului de prehensiune să poată adăposti şi regulatorul proporţional de

presiune care comandă mişcarea motorului. În figura 5.19 se poate observa amplasarea

componentelor utilizate.

Fig. 5.19 Construcţia sistemului de prehensiune V1

Dimensiunea maximă a obiectului care poate fi apucat este de 52 mm. Conform

graficului din Fig. 5.18, pentru o cursă de 4 mm a muşchiului pneumatic, la o presiune a aerului

comprimat de 6 bar, forţa dezvoltată de muşchi va fi de 207 N. Cunoscut fiind faptul că pentru

cazul în care frecările nu sunt neglijate, funcţia de transmitere pentru forţe este:

32


pneumatici


adică:

Din calculele făcute în capitolele anterioare au rezultat randamentele lanţurilor

cinematice care compun sistemul de prehensiune analizat, după cum urmează:

Rezultă aşadar faptul că forţele F4 şi F7 nu sunt egale, ele aflându-se într-o relaţie de

forma:

Cum cele două forţe au sensuri opuse, din relaţiile de mai sus se pot determina valorile

lor:

Masa obiectului ce poate fi apucat şi deplasat în condiţii de siguranţa este, în acest caz:

Din calculele efectuate mai sus rezultă faptul că printr-o contracţie a muşchiului

pneumatic cu 4 mm, în sistemul de prehensiune se dezvoltă forţe capabile să susţină şi să

deplaseze un obiect cu o masă de 0,728 kg.

Modelul funcţional al acestei variante de sistem de prehensiune, obţinut cu ajutorul

modulului SimMechanics, conţine structura cinematică a ansamblului mecanic, precum şi

parametri dimensionali ai componentelor acestuia. În figura 5.20 este prezentat acest model.

Fig. 5.20 Modelul funcţional al sistemului prehensor V1

Prin aplicarea semnalului de tip sinusoidal descris mai sus, timp de 2 secunde, parametrii

de mişcare ai Cremalierei 1 sunt redaţi în figura 5.25.

Fig. 5.25 Poziţia, viteza şi acceleraţia mişcării Cremalierei 1

33


pneumatici


Pentru cele două ramuri de tip serie (MI şi MII), legate în paralel, formate din angrenajele

Roata 2/Roata3, respectiv Roata 2/Roata5 şi Roata 5/Roata6, în figura 5.26 sunt arătate

variaţiile în timp ale poziţiilor unghiulare [º] (culoare linie Cyan), ale vitezelor unghiulare [º/s]

(culoare linie Magenta) şi ale acceleraţiilor unghiulare [º/s2] (culoare linie Galben) ale roţilor

dinţate respective.

Fig. 5.26 Variaţia în timp a unghiului de rotaţie şi, respectiv, a vitezelor şi acceleraţiilor

unghiulare ale componentelor angrenajelor sistemului de prehensiune

Se observă faptul că pentru Roata 2, la o deplasare a Cremalierei 1 cu 9 mm (cursa

maximă realizabilă de muşchiul pneumatic), unghiul maxim de rotaţie este de 34,37º, în timp ce

pentru Roţile 3, 5 şi 6, acest unghi este de 51,56º.

Elementele finale ale celor două ramuri sunt Cremalierele 4 şi 7. Evoluţiile în timp ale

deplasărilor [mm], vitezelor [mm/s] şi acceleraţiilor [mm/s2] lor sunt reprezentate grafic în

figura 5.27.

Fig. 5.27 Poziţiile, vitezele şi acceleraţiile Cremalierei 4 şi Cremalierei 7

5.5.3.2 Modelele constructiv şi funcţional ale sistemului de prehensiune paralel, simetric, cu

două bacuri mobile (V2)

În acest caz, întreaga construcţie este simetrică, ea nepermiţând însă amplasarea în

aceeaşi carcasă a elementelor de comandă pneumatică. În plus, lăţimea construcţiei este mai

mare. Modelul constructiv al acestui sistem şi câteva vederi ale sale sunt prezentate în figura

5.28.

34


pneumatici



După cum s-a mai menţionat, din graficul din figura 5.18 rezultă faptul că pentru

muşchiul pneumatic utilizat, la o contracţie a sa de 4 mm, forţa dezvoltată este de 207 N. Ţinând

cont de calculele efectuate anterior, funcţia de transmitere a forţelor aferentă sistemului de

prehensiune studiat este:

de unde:

Construcţia întregului ansamblu fiind simetrică, se poate aprecia faptul că cele două forţe

F5 şi F5’ sunt egale ca valoare, adică:

Masa obiectului care poate fi prehensat este, în acest caz:

Rezultă aşadar faptul că pentru o contracţie axială a muşchiului pneumatic de 4 mm, în

sistemul de prehensiune se dezvoltă forţe capabile să susţină şi să deplaseze un obiect cu o masă

de 0,710 kg.

La fel ca şi în cazul precedent, şi acest sistem de prehensiune este unul de tip mixt, având

cele două ramuri serie legate la nivelul cremalierei solidarizate cu muşchiul pneumatic. Şi în

acest caz motorul sistemului este reprezentat în modelul funcţional printr-un bloc de tip Sine

Wave cu aceleaşi caracteristici ca şi la varianta V1.

5.5.3.3 Modelele constructiv şi funcţional ale sistemului de prehensiune paralel, asimetric,

cu un bac mobil şi unul fix (V3)

Această variantă constructivă (Fig. 5.32) propune o soluţia asimetrică, cu un singur bac

mobil, prehensiunea realizându-se prin formă şi fricţiune. Nici în acest caz elementele de

comandă pneumatică nu pot fi amplasate în carcasa sistemului de prehensiune, fapt ce poate

constitui un dezavantaj.


35


pneumatici


Pornind de la aceeaşi contracţie axială a muşchiului pneumatic, de 4 mm, ceea ce implică

dezvoltarea unei forţe de 207 N, în continuare se va determina masa maximă a obiectului ce

poate fi apucat de acest sistem de prehensiune.

Funcţia de transmitere a forţei, determinată în capitolele anterioare, este:

ceea ce presupune că forţa F4 dezvoltată la contactul dintre bac şi obiect este:

Masa obiectului care poate fi prehensat va fi, în acest caz:

Pentru sistemul de prehensiune analizatîn acest caz, în cazul unei contracţii axiale a

muşchiului pneumatic de 4 mm, se dezvoltă forţe capabile să susţină şi să deplaseze un obiect cu

o masă de 0,592 kg.

5.5.3.4 Modelele constructiv şi funcţional ale sistemului de prehensiune unghiular, cu două

bacuri mobile(V4)

Modelul constructiv corespunzător celei de-a patra variante de sistem prehensor este

prezentat în figua 5.37. Deosebirea fundamentală faţă de variantele precedente constă în modul

de deplasare a bacurilor, ele executând sincron câte o mişcare de rotaţie în jurul axelor roţilor

dinţate. Nici această construcţie nu permite amplasarea elementelor de comandă pneumatică într-

o carcasă comună.

Fig. 5.37Construcţia sistemului de prehensiune V4

Forţele de contact dintre bacuri şi obiectul prehensat se calculează cu relaţiile:

Masa obiectului care poate fi prehensat este, în acest caz:

5.6 Analiza multicriterială pentru selectarea variantei optime de sistem de prehensiune

În cele ce urmează, pe baza calculelor efectuate în capitolele anterioare, se va efectua o

analiză multicriterială în urmă căreia se va aleage varianta optimă de sistem de prehensiune care

va fi executată fizic şi apoi testată.

Alegerea variantei optime presupune stabilirea unor criterii cuantificabile, ponderabile,

rezonabile, care să faciliteze acţiunea de selectare a unui sistem performant. Criteriile alese

pentru această analiză sunt prezentate mai jos:

36


pneumatici


1. masa obiectului prehensat (cu cât este mai mare cu atât este mai bine); (criteriul M);

2. posibilitatea amplasării într-un corp comun a aparaturii de comandă pneumatică (criteriul

P);

3. simplitate structurală (criteriul SS)

4. costul de fabricaţie (criteriul C);

5. tehnologicitate (criteriul T);

6. fiabilitate (criteriul F).

7. ergonomie (greutate, dimensiuni) - (criteriul E);

8. securitate în exploatare (criteriul S);

9. gradul de noutate (brevetabilitate – criteriul B).

Tabelul 5.13 Ordonarea variantelor constructive

Varianta 1 Varianta 2 Varianta 3 Varianta 4

Criteriu γi Ni Ni · γi Ni Ni · γi Ni Ni · γi Ni Ni · γi

M 2,13 9 19,17 9 19,17 7 14,91 7 14,91

P 2,92 10 29,2 7 20,44 7 20,44 7 20,44

SS 0,66 9 5,94 10 6,6 10 6,6 10 6,6

C 0,34 8 2,72 9 3,06 9 3,06 8 2,72

T 1,52 8 12,16 9 13,68 8 12,16 8 12,16

F 4,00 8 32 8 32 9 36 8 32

E 1,05 8 8,4 8 8,4 8 8,4 8 8,4

S 5,55 9 49,5 9 49,5 9 49,5 9 49,5

B 0,08 9 0,72 9 0,72 9 0,72 9 0,72

Punctaj final 159,81 153,57 151,79 147,45

Locul ocupat 1 2 3 4

În urma calculelor efectuate se observă faptul că suma cea mai mare (159,81)

poziţionează Varianta 1pe primul loc, ceea ce conduce la decizia de a executa fizic şi testa

experimental această soluţie constructivă de sistem de prehensiune.

5.7 Analiza cu element finit a variantei constructive optime (Varianta 1)

Pentru analiza cu element finit a sistemului de prehensiune studiat în această teză de

doctorat a fost folosit programul ANSYS, unul dintre cele mai răspândite, robuste şi stabile

programe de pre/post-procesare pentru analiza cu elemente finite. Analiza efectuată este una de

tip static, caracterizată prin deformaţii mici şi forţe aplicate static, independente de timp.

Programul este capabil să calculeze mai multe seturi de soluţii ce conduc la determinarea

câmpurilor de deplasări, de tensiuni şi a reacţiunilor pentru diverse pachete de constrângeri,

încărcări şi mase.

În cadrul etapei de modelare a domeniului geometric a fost conceput sistemul de

prehensiune, s-au descris forma, dimensiunile elementelor componente, materialele acestora şi s-

a precizat modul de asamblare a fiecărui reper.

Structura de susţinere a sistemului de prehensiune este realizată din aluminiu, cu

următoarele proprietăţi fizice importante: modulul lui Young (7 × 1010

N/m2), coeficientul lui

Poisson = 0,346, densitatea = 2710 kg/m3, coeficientul de dilatare termică = 2,36×10

-5 K

-1,

rezistenţa admisibilă = 9,5× 107 N/m

2. Muşchiul pneumatic s-a considerat a fi construit din

cauciuc cu duritatea de 70 Sh, modulul de elasticitate longitudinală E = 2 N/mm2, coeficientul

contracţiei transversale (Poisson) = 0,47 şi densitatea de 950 kg/m3. Roţile dinţate şi cremalierele

sunt realizate din ABS - Copolimer acrilonitril-butadien-stiren, având următoarele proprietăţi:

37


pneumatici


densitatea 1150 kg/m3, rezistenţa la tracţiune 50 N/mm

2, coeficientul de dilatare termică 9×10

-5

K-1

, modulul de elasticitate E = 2200 N/mm2.

Pentru început a fost realizată o analiză doar a muşchiului pneumatic folosit pentru

antrenarea prehensorului, acesta fiind încărcat succesiv cu presiuni de 1, 2, respectiv 5 bar.

Structura statică a muşchiului pneumatic generată de programul ANSYS este redată în figura

5.42.

Fig. 5.42 Structura muşchiului pneumatic

Parametrii analizei cu element finit sunt invariabili în timp, iar muşchiul pneumatic a fost

considerat ca fiind un sistem static.Generarea structurii cu elemente finite presupune

discretizarea modelului şi introducerea proprietăţilor elementelor finite. Discretizarea modelului

se realizează cu ajutorul reţelei de tip mesh, o reţea de noduri şi elemente de tip tetraedru.

Încărcând muşchiul cu aer la cele cele trei valori specificate mai sus, în figura 5.43 sunt

prezentate câmpurile de tensiuni von Mises în vedere izometrică.

p = 1 bar p = 2 bar p = 5 bar

Fig. 5.43 Câmpurile de tensiuni von Mises

În figurilede mai sussunt prezentate şi paletele de culori care însoţesc rezultatul analizei.

Valorile cele mai mici ale tensiunilor se află în partea de jos a paletei, cele maxime în partea de

sus a acesteia. Astfel, pentru cele trei niveluri ale presiunii aerului din interiorul muşchiului,

tensiunile sunt:

pentru p = 1 bar: σemin = 0,000586 MPa şi σemax = 0,691 MPa.



Pentru toate cele trei situaţii, starea de tensiune maximă se află poziţionată în zona de

mijloc a muşchiului pneumatic. Valorile maxime ale tensiunilor sunt mult inferioare rezistenţei

materialului, aşa încât nu este periclitată buna funcţionare a muşchiului.

O constrângere care a fost impusă muşchiului pneumatic şi care nu corespunde

funcţionării reale a acestuia în cazul sistemului de prehensiune analizat este aceea prin care

amble capete ale acestuia sunt fixate la o bază. Pentru această situaţie, în figura 5.44 sunt

38


pneumatici


prezentate câmpurile deplasărilor pe direcţie radială ale muşchiului analizat. Şi în acest caz sunt

prezentate paletele de culori, deplasările minime fiind situate în zona inferioară a acestora.

Pentru cele trei valori ale presiunilor de încărcare s-au obţinut următoarele rezultate:

pentru p = 1 bar: dmin = 0,00 mm şi dmax = 0,012 mm.



Deformarea reală a muşchiul pneumatic în cazul concret analizat se realizează după o

direcţie axială şi una radială. Este cunoscut faptul că deplasarea după direcţia axială este

proporţională cu presiunea de alimentare, scurtarea muşchiului fiind de fapt cursa pe care capătul

liber al acestuia o efectuează.

p = 1 bar p = 2 bar

p = 5 bar

Fig. 5.44 Câmpurile de deplasări ale muşchiului pneumatic

Analiza cu element finit a vizat şi subsistemul portbacuri. În acest caz s-a considerat

faptul că fiecare portbac este încărcat cu o forţa de 100 N. Structura statică a acestui subsistem al

prehensorului este cea din figura 5.45.

Fig. 5.45 Structura statică a subsistemului portbacuri

39


pneumatici


Câmpurile de tensiuni von Mises şi cele corespunzătoare deplasărilor se pot vedea în

figurile 5.46 şi 5.47.

Fig. 5.46 Câmpurile de tensiuni von Mises pentru elementele portbacuri

Fig. 5.47 Câmpurile de deplasări ale elementelor portbacuri

Din cele două figuri rezultă faptul că elementele portbacuri sunt subdimensionate. Astfel,

valoarea maximă a tensiunilor este de 269,73 MPa, semnificativ superioară rezistenţei admisibile

a aluminiului din care sunt confecţionate componentele. De asemenea, deplasările capetelor

acestor elemente sunt inacceptabil de mari (1,7457 mm).

După reproiectarea elementelor port-bacuri s-a realizat o nouă analiză cu element finit,

rezultatele fiind cele din figura 5.48.

Fig. 5.48 Ansamblul reproiectat al sistemului de prehensiune

40


pneumatici


PARTEA A III - A

STUDIUL PERFORMANŢELOR UNUI SISTEM DE PREHENSIUNE ACŢIONAT CU

AJUTORUL MUŞCHILOR PNEUMATICI

Capitolul 6

STUDII EXPERIMENTALE PRIVITOARE LA COMPORTAMENTUL MUŞCHILOR

PNEUMATICI

Studiul performanţelor muşchiului pneumatic se va realiza prin parcurgerea următorilor

paşi:

A. realizarea unui montaj experimental;

B. analiza evoluţiei în timp a principalilor parametri pneumatici la încărcarea/descărcarea cu

aer a muşchiului, precum şi a histerezisului manifestat de către acesta;

C. măsurarea forţelor dezvoltate de muşchiul pneumatic;

D. determinarea rigidităţii şi a complianţei muşchiului pneumatic.

6.1 Standul experimental

Determinarea performanţelor muşchiului pneumatic a fost realizată în cadrul

Laboratorului de Acţionări şi Automatizări Fluidice Festo al Departamentului de Inginerie şi

Management Industrial de la Universitatea Transilvania din Braşov. O vedere a standului utilizat

este prezentată în figura 6.1.

Fig. 6.1 Stand experimental pentru determinarea caracteristicilor muşchilor pneumatici

Au fost concepute două variante de scheme pneumatice destinate testării comportării

muşchiului pneumatic: una în care comanda de umflare a muşchiului este realizată cu ajutorul

unui distribuitor 3/2, iar alta în care se utilizează un regulator proporţional de presiune.

Necesitatea realizării celor două scheme a rezultat din dorinţa de a studia comportamentul

muşchiului pneumatic atât în condiţii de alimentare bruscă cu aer, cât şi în cele de alimentare

lentă în timp. Cele două scheme, realizate cu ajutorul programului FluidSIM-P, sunt prezentate

în figura 6.2.

Comandă cu distribuitor 3/2 Comandă cu regulator proporţional de presiune

Fig. 6.2 Schemele de alimentare a muşchiului artificial

41


pneumatici


Componentele standului experimental sunt de provenienţă Festo. Pentru înregistrarea

datelor măsurate şi pentru trasarea diferitelor diagrame s-a utilizat programul FluidLab®-P V1.0,

de provenienţă Festo.

6.2 Studiul evoluţiei în timp a presiunii de umflare/dezumflare a muşchiului pneumatic

Schema pneumatică adoptată pentru aceste măsurători este aceea la care, pentru

alimentarea muşchiului, se utilizează un distribuitor 3/2. Măsurătorile au fost efectuate pentru

două situaţii, una în care muşchiul nu este solicitat de vreo sarcină exterioară şi alta în care

asupra muşchiului acţionează o forţa de tracţiune de 4,9 N ( o masă m = 0,5 kg atârnată de

muşchi). Muşchiul pneumatic a fost încărcat succesiv cu aer la presiuni cuprinse între 1 şi 6 bar,

cu un pas de 1 bar. În figura următoare sunt prezentate evoluţiile în timp ale presiunii la

încărcarea, respectiv descărcarea muşchiului pneumatic (m = 0 kg).

Fig. 6.3 Evoluţia în timp a presiunii din muşchiul pneumatic (m = 0 kg)

Din graficele de mai sus se poate observa faptul că atingerea valorii maxime stabile a

presiunii necesită un anumit interval de timp, numit în continuare durata umflării (Δtu), în timp

ce descărcarea muşchiului se realizează într-un alt interval, numit duratadezumflării (Δtd). În

figura 6.4 sunt definiţi cei doi timpi, fiind făcute următoarele notaţii: t1 = momentul de început

al încărcării muşchiului pneumatic; t2 = momentul atingerii valorii dorite (maxime) a presiunii de

încărcare; t3 = momentul de început al descărcării muşchiului pneumatic; t4 = momentul

dezumflării complete a muşchiului pneumatic. Valorile acestor timpii sunt extrase din fişierele

text pe care programul FluidLab®

-P V1.0 le furnizează pentru fiecare încercare în parte

(ANEXA 1).

Fig. 6.4 Intervalele de timp necesare umflării/dezumflării muşchiului pneumatic

42


pneumatici


Tabelul 6.2 centralizează valorile obţinute pentru duratele umflǎrii, respectiv ale

dezumflǎrii, iar în figura 6.5 sunt prezentate diagramele de variaţie ale acestor mărimi odată cu

creşterea presiunii aerului.

Tabelul 6.2 Duratele de umflare/dezumflare ale muşchiului pneumatic (m = 0 kg)

Presiune

[bar]

t1

[s]

t2

[s] tu

[s]

t3

[s]

t4

[s] td

[s]

1 0.476 0.575 0.099 2.635 2.678 0.043

2 0.552 0.652 0.100 2.632 2.690 0.058

3 0.601 0.703 0.102 2.801 2.885 0.084

4 0.533 0.640 0.107 2.550 2.645 0.095

5 0.583 0.690 0.107 2.552 2.672 0.120

6 0.635 0.744 0.109 2.794 2.917 0.123

Din datele prezentate se observă faptul că odată cu mărirea presiunii, durata umflării

muşchiului pneumatic este nesemnificativ crescătoare (Δt = Δtu6 bar – Δtu1 bar = 0,010 s). În cazul

dezumflării muşchiului, timpul necesar eliminării aerului din acesta creşte odată cu mărirea

presiunii (Δt = Δtd6 bar – Δtd1 bar = 0,080 s). Diferenţa maximă de timp, la o anumită presiune,

dintre durata de umflare şi cea de dezumflare este de 0,056 secunde, manifestată la p = 1 bar.În

figurile 6.6 şi 6.7 sunt prezentate comparativ evoluţiile în timp ale presiunilor de umflare,

respectiv de dezumflare ale muşchiului pneumatic studiat.

Fig. 6.6 Evoluţia în timp a presiunii de umflare a muşchiului pneumatic

Fig. 6.7 Evoluţia în timp a presiunii de dezumflare a muşchiului pneumatic

Graficele din figura 6.3 şi fişierele text ataşate lor au scos în evidenţă şi faptul că odată ce

presiunea impusă a fost atinsă, în timp aceasta înregistrează mici fluctuaţii, de amplitudine

variabilă. Aceste fluctuaţii de presiune sunt cauzate de funcţionarea compresorului şi de natura

elastică a materialului din care este confecţionat muşchiul pneumatic. În figura 6.8 este arătată

variaţia în timp a presiunii la o încărcare de aproximativ 6 bar.

43


pneumatici


Fig. 6.8 Fluctuaţiile de presiune din muşchiul pneumatic

Tabelul 6.3 centralizează valorile amplitudinilor variaţiilor presiunilor pentru diferitele

niveluri reglate cu ajutorul regulatorului de presiune cu manometru.

Tabelul 6.3 Amplitudinile variaţiilor de presiune (m = 0 kg)

p [bar] 1 2 3 4 5 6

pmax [bar] 1,064 2,041 3,027 3,994 4,980 5,957

pmin [bar] 1,055 2,021 3,008 3,975 4,961 5,928

Δp [bar] 0,009 0,020 0,019 0,019 0,019 0,029

Se remarcă faptul că la presiunea de 1 bar amplitudinea vibraţiilor este mică, ea

dublându-se la presiuni cuprinse între 2 şi 5 bar, crescând în continuare pâna la valori triple

pentru p = 6 bar. Indiferent însă de nivelul presiunii de lucru, amplitudinea acestor fluctuaţii de

presiune nu este semnificativă, neinfluenţând comportamentul sistemelor antrenate de muşchi

pneumatici.

Aceleaşi măsurători ca şi cele prezentate mai sus au fost făcute şi pentru cazul în care

muşchiul pneumatic este încărcat cu o sarcină exterioară de 4,9 N (m = 0,5 kg). Variaţiile în timp

ale presiunii la umflarea, respectiv dezumflarea muşchiului pneumatic sunt arătate în figura 6.9.

6.4 Determinarea histerezisului muşchiului pneumatic

Histerezisul, în cazul muşchilor pneumatici, este cauzat de frecările existente între tubul

elastic şi straturile de ţesătură care îl acoperă.Existenţa histerezisului constituie un dezavantaj

major al muşchilor pneumatici, ei neputând fi folosiţi pentru sisteme care necesită o precizie

mare de poziţionare, potrivit [79]. Montajul experimental adoptat pentru culegerea de date este

cel din figura 6.15.

Fig. 6.15 Montajul experimental pentru determinarea histerezisului contracţiilor axiale

Deplasarea capătului liber al muşchiului pneumatic este măsurată cu ajutorul unui ceas

comparator, cu acelaşi aparat măsurându-se şi deformarea pe direcţie radială. Au fost efectuate

două seturi de măsurători, una pentru cazul în care muşchiul este liber, neîncărcat cu sarcină

exterioară, şi un altul, la care muşchiul este solicitat de o forţă de tracţiune de 4,9 N.

p [bar]

44


pneumatici


a. Determinarea histerezisului în condiţiile în care muşchiului pneumatic nu este solicitat

de vreo sarcină exterioară (m = 0 kg)

Determinarea mărimii contracţiilor axiale s-a efectuat prin încărcarea cu aer a muşchiului

cu o presiune crescătoare în trepte, din 1 în 1 bar, până la 6 bar, urmată apoi de descărcarea sa,

tot din 1 în 1 bar, până la 0 bar.

Fig.6.16 Evoluţia contracţiei axiale a muşchiului pneumatic la modificarea presiunii aerului

Din figura de mai sus se observă faptul că valorile măsurate la dezumflare sunt mai mari

decât cele de la umflare. Valoarea maximă a ecartului dintre contracţiile muşchiului pneumatic

este de 1,2 mm, observată la presiunea de 3 bar. Aceste diferenţe observate ale contracţiei axiale

a muşchiului pneumatic, pentru o aceeaşi presiune, fac improprie utilizarea sa în aplicaţii de

poziţionare de mare precizie.

Deformaţiile radiale ale muşchiului pneumatic la încărcarea/descărcarea acestuia cu/de

aer sub presiune au fost determinate tot cu ajutorul unui ceas comparator, amplasarea acestuia

fiind prezentată în figura 6.17.

Fig. 6.17 Măsurarea deformaţiilor radiale ale muşchiului pneumatic

Fig. 6.18 Evoluţia diametrului muşchiului pneumatic cu variaţia presiuniiaerului

45


pneumatici


Valorile măsurate indică faptul că în cazul dezumflării muşchiului pneumatic diametrele

succesive ale sale, pentru o anumită presiune, sunt mai mari decât la umflare. Discrepanţa cea

mai mare dintre diametrele măsurate se observă la presiunea de 3 bar, ecartul fiind în acest caz

de 0,98 mm.

b. Determinarea histerezisului în condiţiile în care muşchiului pneumatic este solicitat de o

sarcină exterioară de 4,9 N (m = 0,5 kg)

În acest caz, de capătul liber al muşchiului pneumatic a fost ataşată o masă de 0,5 kg,

care-l solicită la tracţiune. La fel ca şi în cazul precedent, au fost efectuate măsurători care

vizează contracţiile axiale ale muşchiului, precum şi deformaţiile radiale ale acestuia. În figura

6.19 sunt prezentate rezultatele care privesc contracţia axială a muşchiului pneumatic.

Fig.6.19. Evoluţia contracţiei axiale a muşchiului pneumatic la modificarea presiunii aerului

Şi în acest caz contracţiile axiale rezultate la umflarea muşchiului au valori mai mici

decât cele de la dezumflarea acestuia. Diferenţa dintre cea mai mare şi cea mai mică contracţie,

obţinută la o presiunea de 3 bar, este de 1,21 mm, asemănătoare cu cea din cazul la care

încărcarea muşchiului era nulă.

Făcând o comparaţie între valorile contracţiilor axiale obţinute în cele două situaţii

analizate (cu sau fără încărcare exterioară), se desprinde concluzia că în cazul existenţei unei

încărcări, deformaţiile axiale sunt cu până la 0,12 mm mai mari.

Modificarea diametrului muşchiului pneumatic la umflarea, respectiv dezumflarea sa, în

cazul aplicării unei sarcini exterioare, este studiată în continuare, curbele care descriu

histerezisul diametrului muşchiului fiind arătate în figura 6.20.

Fig. 6.20 Evoluţia diametrului muşchiului pneumatic cu variaţia presiuniiaerului

Experimentele efectuate au scos în evidenţă aceeaşi concluzie ca şi cea obţinută din

figura 6.18, şi anume faptul că diametrele la dezumflarea muşchiului sunt mai mari decât cele de 5,957 bar

46


pneumatici


la umflare, la o aceeaşi presiune de lucru. Pentru o presiune de 3 bar se obţine cel mai mare ecart

între cele două diametre (la umflare şi la dezumflare), el fiind de 0,85 mm.

Din compararea rezultatelor se observă faptul că în cazul aplicării unei sarcini exterioare

asupra muşchiului pneumatic, deformarea pe direcţie radială a acestuia este mai mică cu până la

0,19 mm.

6.5 Determinarea mărimii forţelor dezvoltate de muşchiul pneumatic

Montajul experimental utilizat pentru determinarea forţelor pe care muşchiul pneumatic

le dezvoltă pe măsură ce este încărcat cu aer la diferite presiuni este prezentat în figura 6.21.

Traductorul de forţă este ataşat capătului liber al muşchiului prin intermediul unei legături

mecanice.

Fig. 6.21 Măsurarea forţei dezvoltate de muşchiul pneumatic

Semnalele furnizate de traductorul de forţă sunt transmise prin intermediul unei unităţi

analogice de conexiuni şi a unei plăci de achiziţii de date digital/analogică tip EasyPort (Festo)

către un calculator, unde pot fi vizualizate cu ajutorul programului FluidLab-P (Festo).

Pentru determinarea tensiunilor furnizate de traductor şi, implicit, a mărimii forţelor pe

care muşchiul pneumatic le dezvoltă, acesta a fost încărcat cu aer, din 1 în 1 bar, până la valoarea

de 6 bar. Schema pneumatică utilizată în acest caz a fost cea cu distribuitor 3/2.

În figura 6.29 este prezentată variaţia forţelor dezvoltate de muşchiul pneumatic la

încărcarea respectiv descărcarea sa cu/de aer comprimat.

Fig. 6.29 Variaţia cu presiunea a forţei dezvoltate de muşchiul pneumatic la încărcarea şi apoi

descărcarea sa cu/de aer

Se observă faptul că forţele dezvoltate de muşchiul pneumatic nu au aceleaşi valori atunci

când alimentarea cu aer se realizează cu presiuni crescătoare sau descrescătoare, remarcându-se

un comportament de tip histerezis. Cu Fu s-au notat forţele rezultate în urma creşterii presiunii de

încărcare cu aer, iar cu Fd – forţele obţinute prin dezumflarea muşchiului pneumatic. Din grafic

rezultă că forţele dezvoltate de muşchiul pneumatic sunt mai mari atunci când alimentarea cu aer

se realizează prin creşterea presiunii.

5,928 bar

47


pneumatici


Acest comportament al muşchilor pneumatici, de tip histerezis, presupune ca pentru

variatele aplicaţii în care ei sunt utilizaţi să fie necesară efectuarea în prealabil de măsurători care

să descrie exact caracteristicile lor funcţionale pentru diferite condiţii de alimentare cu aer.

O altă concluzie desprinsă din graficul din figura 6.29 este aceea că forţele dezvoltate de

muşchi sunt nule până la o presiune de 0,928 bar, în cazul alimentării cu o presiune crescătoare,

respectiv devin nule de la 1,279 bar în jos, în cazul descreşterii presiunilor.

În figura 6.34 este prezentat modul de variaţie al forţei dezvoltate de muşchi în funcţie de

contracţia axială a acestuia. Se remarcă faptul că la începutul mişcării valoarea forţei este

maximă (187,4 N), iar pe măsură ce contracţia muşchiului creşte, forţa devine din ce în ce mai

mică, atingând valoarea de 0 N la o deformare axială Δl = 7,41 mm.

Fig. 6.34 Variaţia forţei dezvoltate de muşchiul pneumatic în funcţie de contracţia sa axială

Programul CurveExpert Professional 2.0.3 oferă funcţia de regresie corespunzătoare

curbei afişată mai sus, după cum urmează (coeficientul de corelaţie = 0,999906):

(6.4)

Un actuator cu o rigiditate mare este capabil să deplaseze cu precizie o sarcină la o

anumită poziţie, după un traseu prestabilit. Odată ce această poziţie este atinsă, ea este menţinută

ferm, indiferent de mărimea forţelor externe care acţionează asupra actuatorului. Un actuator

compliant permite, pe de altă parte, deviaţii de la poziţia de echilibru, amplitudinea acestora

depinzând de mărimea forţelor externe [46].

Atunci când relaţia de dependenţă dintre forţa dezvoltată şi deplasare este una de tip

neliniar, rigiditatea actuatorului nu este constantă, putându-se vorbi în acest caz despre un

actuator cu rigiditate variabilă. Este şi cazul muşchiului pneumatic analizat.

Pornind de la relaţia (6.4), rigiditatea ka muşchiului pneumatic se calculează cu ajutorul

formulei [83]:

(6.5)

funcţie reprezentată grafic în figura de mai jos:

Fig. 6.36 Variaţia rigidităţii muşchiului pneumatic cu contracţia sa axială

Complianţa C a muşchiului pneumatic se defineşte a fi inversul rigidităţii şi se determină

cu relaţia:

48


pneumatici


(6.6)

a cărei reprezentare grafică este:

Fig. 6.37 Variaţia complianţei muşchiului pneumatic cu contracţia sa axială

Variaţiile rigidităţii şi ale complianţei muşchiului pneumatic în raport cu presiunea

aerului pot fi urmărite în figurile 6.38 şi 6.39.

Fig. 6.38 Variaţia rigidităţii muşchiului pneumatic cu presiunea

Fig. 6.39 Variaţia complianţei muşchiului pneumatic cu presiunea

Funcţia de regresie corespunzătoare curbei variaţiei rigidităţii cu presiunea este

(coeficient de corelaţie = 0,998861):

49


pneumatici


(6.7)

iar funcţia aferentă variaţiei complianţei cu presiunea este (coeficient de corelaţie = 0,998455):

(6.8)

Graficele de mai sus indică faptul că pe măsură ce presiunea creşte, rigiditatea muşchiului

pneumatic scade, iar complianţa sa creşte. O rigiditate scăzută înseamnă, în cazul unor variaţii de

sarcină, un timp de răspuns mai mare a sistemului şi, evident, o precizie a acestuia mai scăzută.

O complianţă crescută aduce însă avantajul unui comportament mai adaptiv la variaţiile forţelor

exterioare, muşchiului pneumatic absorbind uşor eventualele şocuri la care este supus.

Capitolul 7

STUDII EXPERIMENTALE PRIVITOARE LA COMPORTAMENTUL SISTEMULUI

DE PREHENSIUNE

7.1 Construcţia sistemului de prehensiune

Sistemul de prehensiune ales pentru realizare practică şi pentru efectuarea cercetărilor

experimentale este cel aferent Variantei 1, adică sistemul asimetric, cu două bacuri mobile.

Construcţia acestui sistem este prezentată în figura 7.1.


În figura de mai sus sunt prezentate ambele soluţii de comandă ale sistemului, una dintre ele fiind aceea la care

distribuitorul 3/2 este integrat în structura prehensorului. Pentru cea de-a doua soluţie, regulatorul proporţional de

presiune avut la dispoziţie şi utilizat pentru experimentări (tip MPPES-3-1/4-6-010) are un gabarit care nu-l face apt

pentru integrarea în structura sistemului.

7.2 Măsurarea cursei reale efectuate de bacurile sistemului de prehensiune

În figura 7.3 este arătată schema de amplasare a ceasului comparator pe unul dintre

bacurile sistemului de prehensiune. Odată cu alimentarea cu aer comprimat a muşchiului

pneumatic, bacurile se apropie unul de celălalt, mărimile curselor efectuate de unul dintre ele,

pentru diferite presiuni de încărcare fiind prezentate în Tabelul 7.1. În acelaşi tabel sunt arătate şi

valorile curselor de retragere efectuate de bac, atunci când muşchiul pneumatic este descărcat de

presiune.

50


pneumatici


Fig. 7.3 Metoda de măsurare a cursei efectuate de bacurile sistemului de prehensiune

În figura 7.4 este prezentată sub formă grafică evoluţia cursei bacului sistemului de

prehensiune în funcţie de presiunea de lucru.

Fig. 7.4 Cursa efectuată de un bac în funcţie de presiunea aerului, la umflarea, respectiv

dezumflarea muşchiului pneumatic

Este de remarcat faptul că până la o presiune de circa 1,3 bar, din cauza frecărilor

existente în întregul sistem, bacul este imobil, doar după depăşirea acestei valori începând cursa

de apropiere de obiectul de apucat. La fel se întâmplă şi la cursa de revenire, atunci când o

reducere a presiunii de la 6 bar către valori mai mici nu produce deplasarea bacului şi deci

eliberarea obiectului apucat. Doar începând de la o presiune uşor sub 3 bar are loc mişcarea

bacului spre poziţia iniţială, de repaos.

7.3 Măsurarea forţei reale dezvoltate de bacurile sistemului de prehensiune

Traductorul de forţă este fixat rigid de masa de lucru şi este ataşat unui bac al sistemului

de prehensiune. Montajul experimental este arătat în figura 7.9.

Fig. 7.9 Măsurarea forţei dezvoltate de un bac

51


pneumatici


Pentru măsurarea forţelor dezvoltate de un singur bac, muşchiul pneumatic a fost încărcat

cu aer până la 6 bar cu ajutorul regulatorului proporţional de presiune. Programul FluidLab-P a

trasat graficul de variaţie în timp a tensiunii de ieşire furnizate de traductorul de forţă.

Fig. 7.10 Variaţia în timp a presiunii aerului şi a tensiunii furnizate de traductorul de forţă

Pe baza datelor furnizate în fişierul text aferent acestor determinări (ANEXA 4), în figura

7.11 este prezentată variaţia forţelor dezvoltate la un bac atunci când muşchiul pneumatic este

încărcat, respectiv descărcat cu/de aer.

Fig. 7.11 Variaţia cu presiunea a forţei dezvoltate de un bac al sistemului de prehensiune

La fel ca şi în cazul cursei efectuate de bacul sistemului de prehensiune, din tabelul şi din

graficul de mai sus se observă un puternic comportament de tip histerezis al forţei dezvoltate de

acesta. Se remarcă faptul că la încărcarea muşchiului cu aer forţa creşte începând cu presiunea de

1,318 bar, atingând valoarea maximă de 83,33 N la 6 bar. La descărcarea muşchiului de aer, forţa

se menţine la valoarea ei maximă până la 2,842 bar, după care scade la 0 N pentru o presiune de

0,176 bar.

Rezultatele obţinute în urma măsurării curselor efectuate şi a forţelor dezvoltatede un

bac, permit formularea următoarelor concluzii:

A. Situaţia în care presiunea creşte de la 0 la 6 bar:

forţa măsurată la nivelul bacului este nulă până la atingerea unei presiuni de prag de

1,318 bar;

începând cu această valoare, forţa devine crescătoare cu presiunea, până la atingerea

valorii maxime de 83,33 N;

cursa efectuată de bac este nulă până la acelaşi nivel al presiunii de prag (1,318 bar),

fapt firesc, cauzat de inexistenţa unei forţe;

peste această valoare a presiunii, cursa este crescătoare până la o valoare de 5,46

mm.

B. Situaţia în care presiunea scade de la 6 către 0 bar:

52


pneumatici


forţa măsurată la nivelul bacului rămâne maximă, de 83,33 N, până la atingerea

presiunii de 2,842 bar;

de la acestă valoare în jos a presiunii, forţa la bac se diminuează până la 0 N,

corespunzător unei presiuni de 0 bar;

pentru presiuni descrescătoare cuprinse în intervalul 6... ≈ 3 bar, cursa de retragere a

bacului este nulă (bacul rămâne în poziţia sa avansată, la cota 5,46 mm în raport cu

originea mişcării);

la scăderea în continuare a presiunii sub 3 bar, bacul începe mişcarea de retragere,

oprindu-se la o distanţă de 0,39 mm în raport cu originea.

Se remarcă faptul că orice variaţie a forţei produce o mişcare a bacului şi, de asemenea,

faptul că sistemul de prehensiune analizat este caracterizat printr-un comportament puternic

influenţat de histerezis. Histerezisul muşchiului pneumatic este cauzat de frecarea dintre ţesǎtura

protectoare şi tub, frecarea internă dintre fibrele ţesăturii, precum şi de deformarea non-elastică

a tubului interior [12], [88]. Acest dezavantaj al comportamentului întregului sistem presupune

că utilizarea unei acţionări cu muşchi pneumatic poate fi abordată doar în situaţii la care precizia

prinderii obiectelor nu este foarte ridicată.

Rezultatele experimentale obţinute permit şi determinarea randamentului global al

sistemului de prehensiune analizat şi compararea valorii rezultate cu cea calculată teoretic

(ηteoretic = 0,8709). Astfel, în funcţie de forţele măsurate, randamentul întregului sistem de

prehensiune este:

Această valoare a randamentului este foarte apropiată de cea obţinută pe cale teoretică.

7.4 Determinarea rigidităţii şi a complianţei sistemului de prehensiune

După cum s-a văzut în capitolele precedente, în cazul muşchiului pneumatic relaţia de

dependenţă dintre forţa dezvoltată şi deplasare este una de tip neliniar. Acest fapt presupune o

rigiditate variabilă a actuatorului şi, deci, o complianţă ajustabilă a acestuia.

Figura 7.16 prezintă câteva dintre principalele faze ale procesului de prehensiune,

respectiv apropierea de obiectul de apucat, iniţierea contactului cu acesta şi prinderea lui fermă

între cele două bacuri prin aplicarea unei forţe crescătoare.Pentru aceste faze este prezentat

profilul clasic al vitezelor bacurilor, precum şi forma dorită şi necesară a curbei care descrie

complianţa întregului sistem.

Fig. 7.16 Variaţia în timp a vitezei bacurilor şi a complianţei sistemului de prehensiune

Cele două grafice sugerează faptul că în absenţa contactului dintre bacuri şi obiect, între

momentele t0 şi t2, complianţa poate avea valori mai reduse, ceea ce permite o mai bună precizie

53


pneumatici


de poziţionare, dată de o rigiditate cu valori mai mari. Curba care descrie variaţia complianţei

trebuie să fie de tip concav, fapt ce permite o creştere mai accentuată a complianţei către

momentul iniţierii contactului bac – obiect.

Între momentele t2 şi t3, adică atunci când contactul a fost realizat, complianţa trebuie să

aibă valorile cele mai mari, asigurând astfel siguranţa prinderii obiectului, fără

deformarea/distrugerea acestuia.

Un actuator cu complianţă ajustabilă aşa cum este muşchiul pneumatic îşi poate adapta

comportamentul funcţional între două limite. Astfel, comportamentul său poate varia între unul

foarte rigid – necesar asigurării unei bune precizii de poziţionare – şi unul compliant, atunci când

cerinţa principală este siguranţa mişcării [5]. Folosirea unui muşchi pneumatic pe post de

actuator cu complianţă ajustabilă permite devieri de la poziţia de echilibru, mărimea acestora

depinzând de nivelul forţelor exterioare care-l solicită [46].

În figura 7.17 este prezentată variaţia forţei dezvoltate de un bac odată cu creşterea cursei

efectuate de acesta, la o presiune de 6 bar. Se remarcă faptul că la începutul mişcării valoarea

forţei este maximă (83,33 N), iar pe măsură ce bacul se deplasează către limita sa maximă, forţa

devine din ce în ce mai mică.

Fig. 7 17 Variaţia forţei dezvoltate de un bac pe lungimea cursei acestuia Fbac = f(c)

Rigiditatea sistemului analizat (k) se calculează cu ajutorul formulei [83]:

(7.6)

a cărei reprezentare grafică este cea din figura de mai jos:

Fig. 7.19 Rigiditatea sistemului de prehensiune = f (cursa bacului)

Complianţa C a sistemului de prehensiune se calculează ca fiind inversul rigidităţii:

(7.7)

54


pneumatici


Fig. 7.20 Complianţa sistemului de prehensiune = f (cursa bacului)

Sistemul de prehensiune este caracterizat, conform figurilor de mai sus, printr-o rigiditate

în scădere şi o complianţă crescătoare pe măsură ce cursa efectuată de bac este tot mai mare şi

presiunea se majorează. La fel ca şi în cazul analizei comportamentului muşchiului pneumatic, şi

în acest caz, o asemenea evoluţie a rigidităţii şi a complianţei are drept urmări un timp de

răspuns mai mare a sistemului la variaţiile de sarcină şi, evident, o precizie mai scăzută.

În cazul unor sisteme de prehensiune destinate montajului, de exemplu, în situaţia în care

două piese care trebuie asamblate nu sunt perfect aliniate, un sistem compliant, cum este cel

prezentat în teză, aduce avantajul unui comportament adaptiv la situaţia concretă, permiţând

montajul fără să distrugă cele două componente.

Datele concrete obţinute prin măsurători permit, în continuare, definirea unor intervale de

forţe şi, respectiv, curse ale bacurilor, pentru care sistemul de prehensiune este indicat a fi

folosit. Astfel, în figura 7.23 este prezentată curba care descrie variaţia forţei dezvoltate de un

bac în funcţie de deplasarea sa. Este stabilită o zonă de interes a acestei diagrame, caracterizată

prin obţinerea unor forţe cuprinse între 50 şi 83,33 N, fapt ce presupune curse ale bacurilor de

până la 2 mm.

Fig. 7.23 Delimitarea zonei de interes în utilizarea sistemului de prehensiune

Pentru această zonă de lucru, masele obiectelor care pot fi apucate sunt cuprinse între 0,403 kg

(la o cursă de 2 mm) şi 0,673 kg (la o cursă de 0 mm).

55


pneumatici


Capitolul 8

CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE

8.1 Concluzii generale

Teza de doctorat a avut ca obiective principale realizarea unor studii teoretice şi cercetări

experimentale privind posibilitatea acţionǎrii cu ajutorul muşchilor pneumatici a unui sistem de

prehensiune destinat roboţilor industriali. Lucrarea propune şi studiazǎ mai multe soluţii

constructive inovativede astfel de sisteme, care să asigure o prindere şi o manipulare sigură a

obiectelor fragile.

Cercetările teoretice şi experimentale efectuate pe parcursul elaborării tezei de doctorat

permit formularea unor concluzii, prezentate în continuare:

I. În urma studierii unor lucrǎri bibliografice de referinţǎ publicate pe plan mondial, prima

parte a tezei de doctorat a avut drept scop analiza stadiului actual privind construcţia sistemelor

de prehensiune. Paşii urmaţi au vizat urmǎtoarele aspecte:

analiza necesităţii construirii de sisteme de prehensiune pornind de la dinamica

numărului de roboţi vânduţi pe plan mondial;

analiza fluxurilor de comandă şi a fazelor necesare acţiunii de prehensiune;

definirea funcţiilor pe care le îndeplinesc sistemele de prehensiune;

stabilirea structurii generale a unui sistem de prehensiune;

evidenţierea unor variante constructive şi structurale de sisteme de prehensiune;

analiza principalelor metode de acţionare a sistemelor de prehensiune;

analiza criticǎ a stadiului actual privind construcţia sistemelor de prehensiune existente

pe piaţǎ.

Aceastǎ ultimǎ analizǎ a scos în evidenţǎ faptul cǎ acţionarea sistemelor de prehensiune

este fǎcutǎ în majoritatea cazurilor cu motoare electrice,acţionarea pneumaticǎ fiind utilizatǎdoar

pentru aplicaţiile la care forţele necesare au valori mai reduse, complianţa fiind însă o cerinţă

importantă.Utilizarea muşchilor pneumatici se aflǎ încǎ în stare de experiment, fiind cunoscute la

ora actuală doar câteva asemenea realizări. Acesta a fost motivul pentru care, în continuare, s-a

propus soluţia acţionǎrii unui sistem de prehensiune cu ajutorul muşchilor pneumatici liniari,

lucru ce a presupus:

studiul diferitelor variante constructive de muşchi pneumatici liniari;

studiul caracteristicilor muşchilor pneumatici liniari şi analiza avantajelor, respectiv

dezavantajelor pe care le prezintǎ;

o prezentare a câtorva aplicaţii tehnice ale muşchilor pneumatici, cu referire îndeosebi la

utilizarea lor pentru construcţia sistemelor de prehensiune.

În urma studiilor şi analizelor efectuate în prima parte a tezei de doctorat s-a propus

conceperea, construcţia şi studierea performanţelor unui sistem de prehensiune destinat roboţilor

industriali acţionat cu ajutorul muşchilor pneumatici liniari.

II. Cea de-a doua parte a tezei de doctorat şi-a asumat ca obiectiv principal efectuarea unor

studii teoretice privind posibilitatea acţionării cu ajutorul muşchilor pneumatici liniari a

sistemelor de prehensiune. În acest scop, în cele două capitole ale acestei pǎrţi s-au definit

principille şi etapele dezvoltării unor noi sisteme de prehensiune şi s-au elaborat şi studiat

modelele structurale, cinematice, statice, constructive şi funcţionale aferente celor patru variante

de sisteme propuse.

În capitolul 4 al tezei de doctorat au fost prezentate principiile şi etapele dezvoltării unor

noi sisteme de prehensiune. Metodica utilizată pentru dezvoltarea noilor sisteme s-a bazat pe

proiectarea prin analogie, un instrument de lucru puternic ce are drept obiective lărgirea

domeniului de inspiraţie în proiectare, creşterea numărului de variante constructive propuse şi, ca

rezultat, generarea unei baze de date de soluţii de sisteme de prehensiune utilizabile pentru

diferite aplicaţii.

56


pneumatici


Pornind de la diferitele exemple furnizate de natură a rezultat faptul că soluţiile noi,

inovative, bio-inspirate de sisteme de prehensiune necesită echipamente uşoare, structurabile în

mod flexibil, cu un control al forţelor, oferite la un preţ avantajos. La ora actuală s-a constat că

nu sunt disponibile sisteme de prehensiune care să întrunească majoritatea acestor cerinţe. Este

motivul pentru care la finalul acestui capitol s-au propus patru variante de sisteme de

prehensiune acţionate cu muşchi pneumatici.

Capitolul 5 al tezei a avut drept obiective identificarea mărimilor de stare structurală,

cinematică şi statică ale mecanismelor cu axe fixe care intră în componenţa sistemelor de

prehensiune propuse anterior, precum şi în stabilirea proprietăţilor caracteristice ale acestor

mecanisme. În acest sens au fost concepute modelele structurale, cinematice, statice, constructive

şi funcţionale ale celor patru variante de sisteme de prehensiune. În baza schemelor structurale s-

au determinat gradele de mobilitate şi funcţiile de transmitere ale vitezelor şi ale forţelor

(momentelor) generate.

Modelarea constructivă şi funcţională a celor patru variante de sisteme de prehensiune a

presupus utilizarea mediilor CATIA, PROENGINEER şi MATLAB (SimMechanics).

Pentru definirea modelelor constructive au fost impuse câteva date de intrare cum ar fi

masa maximă a obiectului de apucat şi valorile acceleraţiilor mişcărilor de lucru. S-a avut în

vedere şi cerinţa ca sistemul propus să aibă un gabarit minim şi să fie cât mai uşor, fapt ce a

presupus utilizarea celui mai mic muşchi pneumatic existent la ora actuală pe piaţă. O altă

cerinţă impusă a fost şi aceea a integrării aparaturii pneumatice de comandă în construcţia

sistemului de prehensiune.

Pentru modelarea funcţională a celor patru variante de sisteme de prehensiune propuse a

fost utilizat programul Matlab R2008b (Simulink), modulul SimMechanics. Prin conceperea

unor modele multicorp s-au vizualizat poziţiile, vitezele şi acceleraţiile principalelor componente

ale lanţurilor cinematice.

Acest capitol conţine şi o analizǎ multicriterialǎ necesarǎ selectǎrii variantei optime de

sistem de prehensiune. Soluţia aleasǎ în urma acestei analize a fost aceea a unui sistem paralel,

asimetric, cu două bacuri mobile,care permite înglobarea într-o construcţie unică a regulatorului

proporţional de presiune.

III. Cercetǎrile experimentale efectuate în cea de-a treia parte a tezei de doctorat au avut în

vedere douǎ aspecte principale:

studierea performanţelor muşchiului pneumatic ales pentru acţionarea sistemului de

prehensiune;

studierea performanţelor sistemului de prehensiune în ansamblu.

Experimentele efectuate asupra muşchiului pneumatic au vizat determinarea timpilor de

răspuns ai acestuia la umflarea/dezumflarea sa, a consumului de aer, precum şi a mărimii

contracţiilor axiale şi a deformaţiilor radiale la încărcarea cu aer sub presiune. Rezultatele

obţinute au scos în evidenţǎ, printre altele, efectul de histerezis pe care muşchii pneumatici îl

prezintǎ. Histerezisul constituie un dezavantaj major al utilizării muşchilor pneumatici liniari, în

special în cazul aplicaţiilor care presupun obţinerea unor poziţionǎri de precizie.

Alte experimente au vizat determinarea mărimii forţelor dezvolate de muşchiul

pneumatic ales. S-a observat faptul că forţele dezvoltate de muşchiul pneumatic nu au aceleaşi

valori atunci când alimentarea cu aer se realizează cu presiuni crescătoare sau descrescătoare,

remarcându-se un comportament de tip histerezis.

Finalul capitolului 6 a avut drept obiective determinarea rigidităţii şi a complianţei

muşchiului pneumatic, două proprietăţi care permit una – o poziţionare precisă, iar cealaltă aduce

avantajul unui comportament adaptiv la variaţiile forţelor exterioare.

Al doilea set de cercetǎri experimentale a vizat studiul comportamentului şi a

performanţelor sistemului de prehensiune paralel, asimetric, cu două bacuri mobile. S-au efectuat

mai multe seturi de determinǎri experimentale şi analize, după cum urmează:

măsurarea cursei reale efectuate de bacurile sistemului de prehensiune;

măsurarea forţei reale dezvoltate de bacurile sistemului de prehensiune;

57


pneumatici


determinarea rigidităţii şi a complianţei sistemului de prehensiune.

Concluziile desprinse din aceste studii sunt urmǎtoarele:

în ceea ce priveşte mărimea cursei efectuate de bacuri şi a forţelor dezvoltate la nivelul

lor atunci când presiunea creşte de la 0 la 6 bar, s-au observat următoarele:

forţa măsurată la nivelul bacului este nulă până la atingerea unei presiuni de prag de

1,318 bar, pesteaceastă valoare forţa devenind crescătoare până la atingerea valorii

maxime de 83,33 N;

cursa efectuată de bac este nulă până la acelaşi nivel al presiunii de prag, fapt firesc,

cauzat de inexistenţa unei forţe;

peste această valoare a presiunii, cursa este crescătoare până la o valoare de 5,46

mm.

atunci când presiunea descreşte de la 6 către 0 bar, s-au observat următoarele:

forţa măsurată la nivelul bacului rămâne maximă, de 83,33 N, până la atingerea

presiunii de 2,842 bar. De la acestă valoare în jos a presiunii, forţa la bac se

diminuează până la 0 N, corespunzător unei presiuni de 0 bar;

pentru presiuni descrescătoare cuprinse în intervalul 6... ≈ 3 bar, cursa de retragere a

bacului este nulă (bacul rămâne în poziţia sa avansată, la cota 5,46 mm în raport cu

originea mişcării);

la scăderea în continuare a presiunii sub 3 bar, bacul începe mişcarea de retragere,

oprindu-se la o distanţă de 0,39 mm în raport cu originea.

sistemul de prehensiune se caracterizează printr-o rigiditate în scădere şi o complianţă

crescătoare pe măsură ce cursa efectuată de bac este tot mai mare şi presiunea se

majorează.

În încheierea Capitolului 7, pe baza rezultatelor experimentale obţinute, se face o definire

a unor intervale ale forţelor, respectiv curselor bacurilor, pentru care sistemul de prehensiune

este recomandat a fi folosit.

Ca o concluzie generală a cercetărilor cuprinse în teza de doctorat se poate afirma că

rezultatele obţinute dovedesc posibilitatea realizării unui sistem de prehensiune acţionat cu

muşchi pneumatici. Performanţele de care este capabil acest sistem îl recomandă pentru

aplicaţii la care precizia nu trebuie să fie foarte ridicată, dar la care siguranţa apucării

obiectelor fragile, fără a le deforma, trebuie să fie predominantă. Prin urmare, se poate afirma

că obiectivul principal al tezei, acela de a propune o nouǎ soluţie constructivǎ de sistem de

prehensiune, a fost îndeplinit.

8.2. Contribuţii personale

Originalitatea tezei de doctorat constǎ în caracterul inovativ al sistemului de

prehensiunepropus, mai exact al modalitǎţii de acţionare a acestuia - cu ajutorul muşchilor

pneumatici. Principalele contribuţii personale sunt sintetizate în cele ce urmează:

1. Prezentarea stadiului actual al realizǎrilor pe plan naţional şi internaţional în ceea ce

priveşte construcţia sistemelor de prehensiune destinate roboţilor industriali.

2. Efectuarea unei analize critice a principalelor modalităţi de acţionare a sistemelor de

prehensiune.

3. Studiul unei noi modalitǎţi de acţionare, cea cu muşchi pneumatici. S-au centralizat

informaţii privitoare la principalele tipuri constructive de muşchi, la caracteristicile

acestora, precum şi la posibilele lor aplicaţii industriale.

4. Enunţarea principiilor şi a etapelor dezvoltării unor noi sisteme de prehensiune.

5. Pornind de la principiile proiectării prin analogie s-au conceput patru variante de scheme

cinematice de sisteme de prehensiune cu acţionare bionică (muşchi pneumatici).

6. Caracterizarea structurală a celor patru variante de sisteme de prehensiune şi

determinarea funcţiilor de transmitere ale vitezelor şi forţelor (momentelor).

58


pneumatici


7. Conceperea modelelor constructive ale celor patru variante de sisteme de prehensiune

propuse şi definirea modelelor funcţionale corespunzătoare.

8. Efectuarea unei analize multicriteriale pentru selectarea variantei optime de sistem de

prehensiune.

9. Realizarea unui stand de testare a muşchilor pneumatici şi efectuarea de mǎsurǎtori

destinate determinării timpilor de răspuns ai acestora la umflarea/dezumflarea lor, a

consumului de aer, precum şi a mărimii contracţiilor axiale şi a deformaţiilor radiale la

încărcarea cu aer sub presiune Pe acest stand s-a putut studia şi fenomenul de histerezis

pe care-l manifestǎ muşchii pneumatici, precum şi rigiditatea şi complianţa manifestată.

10. Determinarea funcţiilor care definesc dependenţa forţelor dezvoltate de muşchiul

pneumatic de presiunea de alimentare, precum şi a relaţiilor rigidităţii şi complianţei

specifice actuatorului studiat.

11. Realizarea prototipului variantei optime de sistem de prehensiune acţionat cu un muşchi

pneumatic.

12. Determinarea funcţiilor care definesc dependenţa curselor efectuate de un bac şi a

forţelor la bac de presiunea de alimentare.

13. Determinarea funcţiilor corespunzătoare rigidităţii şi complianţei manifestate de sistemul

de prehensiune studiat.

14. Definirea intervalelor optime de lucru ale sistemului de prehensiune.

8.3. Dezvoltări viitoare

Neavând pretenţia de a fi epuizat subiectul, rezultatele obţinute în această lucrare se

doresc a fi o contribuţie la studiul şi optimizarea sistemelor de prehensiune ale roboţilor

industriali, precum şi la lărgirea cunoştinţelor tehnice în domeniu. Problematica abordată rămâne

deschisă studiului, rezultatele prezentate în cadrul acestei teze de doctorat putând constitui baza

unor viitoare direcţii de dezvoltare, cum ar fi:

construirea celorlalte trei variantede sisteme de prehensiune şi efectuarea de cercetări

experimentale pe ele;

găsirea unor soluţii de diminuare a efectelor histerezisului manifestat de muşchiul

pneumatic;

conceperea unui design atrăgător pentru sistem etc.

8.4. Valorificarea tezei

Rezultatele cercetărilor efectuate pe parcursul elaborării şi finalizării tezei de doctorat au

fost valorificate în timp:

prin publicarea unui număr de 6 lucrări ştiinţifice la conferinţe naţionale şi internaţionale;

propunerea unui brevet de invenţie.

59


pneumatici


BIBLIOGRAFIE (extras)

[5] Bicchi, A., Tonietti, G. - Fast and soft arm tactics: Dealing with the safety-performance

trade-off in robot arms design and control, IEEE Robotics and Automation

Magazine, vol. 11, no. 2, pp. 22–33, 2004.

[13] Christensen, B.T., Schunn, C.D. - The Relationship of Analogical Distance to

Analogical Function and Pre-inventive Structure: The Case of Engineering

Design. 2007, Memory & Cognition, 35(1), 29-38.

[20] Deaconescu, T., Deaconescu, A. - Study of Non-Anthropomorphic Pneumatic Muscle

Actuated Gripper. 6th

International Fluid Power Conference Dresden, Germania,

2008

[21] Deaconescu, A., Deaconescu Tudor - Contribution to the Behavioural Study of

Pneumatically Actuated Artificial Muscles. 6th

International Conference of

DAAAM Baltic Industrial Engineering, Tallinn, Estonia 2008, Vol. 1 pag. 215-

220.

[24] Deaconescu, T., Deaconescu, A., Petre, I. - Robotic Manipulating System Actuated by

Pneumatic Muscles. Proceedings of the Fifth International Conference on

Optimization of the Robots and Manipulators OPTIROB 2010, Călimăneşti,

Romania, Research Publishing Services Singapore

[25] Deaconescu, T., Deaconescu, A. - Pneumatic Muscle Actuated Gripper. International

MultiConference of Engineers and Computer Scientists Hong Kong 2011,

International Association of Engineers (IAENG), Proceedings vol. II, pag. 1305-

1308, Editura Newswood Limited Hong Kong.

[32] Dudiţă, F., Diaconescu, D.V. – Curs de mecanisme. Fascicula 3. Cinematica

mecanismelor cu roţi dinţate. Universitatea din Braşov, 1984.

[35] Fantoni, G., Gabelloni, D.,Tilli, J. - How to design new grippers by analogy. Department

of Mechanical, Nuclear and Production Engineering, University of Pisa, Report,

2012.

[37] Festo. PowerGripper – Research project for the development of new gripper systems.

http://www.festo.com/cms/en_corp/12728.htm

[46] Ham Van, R., Sugar, T.G.,Vanderborght, B., Hollander, K. W., Lefeber D.– Compliant

actuator Designs. IEEE Robotics & Automation Magazine, September 2009.

[47] Hesse, S. - Grippers and their applications. Blue Digest on Automation. © 2000 by

Festo AG & Co., 2004.

[62] Monkman, G. J., Hesse, S., Steinmann, R., Schunk,H.- Robot Grippers. WILEY-VCH

Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim, 2007, ISBN: 978-3-527-40619-7

[66] Negrea D., Deaconescu T. - Study on the Pneumatic Actuation of Gripping Systems.

Proceedings of the 6th

International Conference on Manufacturing Engineering,

Quality and Production Systems (MEQAPS '13), Braşov June 2013, pag. 66 – 70.

[67] Negrea D., Deaconescu T., Deaconescu A. - Principles and Stages of New Gripper

Systems Development. International Conference on Economic Engineering and

Manufacturing Systems, ICEEMS 2013, Braşov, Revista RECENT Vol.

14(2013), Nr. 4(40), pag. 301 – 306.

[68] Negrea, D., Deaconescu, A., Deaconescu, T. - Actuation by Pneumatic Muscles of a

Parallel Asymmetric Gripper System. 2014 International Conference on

Manufacturing and Industrial Technologies (ICMIT 2014), Shanghai, China, 27-

28 March 2014, Applied Mechanics and Materials Vols. 548-549, pp 943-947,

Trans Tech Publications, Switzerland,

doi:10.4028/www.scientific.net/AMM.548-549.943.

[69] Negrea, D., Deaconescu, T., Deaconescu, A. -Symmetrical Pneumatic Muscle Actuated

Gripper System with Two Mobile Jaws. 2014 International Conference on

60


pneumatici


Mechatronics, Manufacturing and Automation (ICMMA), Singapore, 19-20

February, Applied Mechanics and Materials Vols. 541-542 (2014) pp 852-856,

Trans Tech Publications, Switzerland,

doi:10.4028/www.scientific.net/AMM.541-542.852.

[70] Negrea, D. - Pneumatic Muscle Actuated Parallel Asymmetric Gripper System with a

Mobile and a Fixed Jaw. IManE 2014 International Conference. May 29-30,

2014, Chişinău-Republic of MOLDOVA.

[71] Negrea, D., Deaconescu, A., Deaconescu, T. - Constructive and Functional Modelling

of a Pneumatic Muscle Actuated Symmetric Gripper System with Two Mobile

Jaws. IManE 2014 International Conference. May 29-30, 2014, Chişinău-

Republic of MOLDOVA.

[72] Niku, S. – Introduction to Robotics. Analysis, Control, Applications. John Wiley and

Sons Inc. New York, 2011

[79] Petre, I. - Cercetări privind echipamentele de reabilitare a articulaţiilor portante

acţionate cu ajutorul muşchilor pneumatici. Tezǎ de doctorat. Universitatea

Transilvania din Braşov, 2012.

[94] Stareţu, I. – Sisteme de prehensiune. Editura Lux Libris Braşov, 2010.

[96] Tae Myung Huh, Yong-Jai Park, Kyu-Jin Cho, Design and Analysis of a Stiffness

Adjustable Structure Using an Endoskeleton. International Journal of Precision

Engineering and Manufacturing Vol. 13, No. 7, pp. 1255-1258 JULY 2012.

[103] World Robotics. Industrial Robots 2013. www.worldrobotics.org

http://www.worldrobotics.org/

61


pneumatici


Cercetări privind sistemele de prehensiune ale roboţilor industriali acţionate cu ajutorul

muşchilor pneumatici

Rezumat

Teza de doctorat, prin tematica ei, se înscrie în domeniul preocupărilor existente pe plan

mondial privind construcţia roboţilor industriali, cercetările fiind orientate spre găsirea unor

soluţii constructive inovative de sisteme de prehensiune. Lucrarea îşi propune să contribuie, prin

cercetări teoretice şi experimentale, la conceperea unui nou tip de sistem de prehensiune, acţionat

cu un muşchi pneumatic liniar.

Teza este axată pe următoarele direcţii de cercetare:

1. Realizarea de studii şi cercetări teoretice şi experimentale privind posibilitatea acţionǎrii

cu ajutorul muşchilor pneumatici liniari a unui sistem de prehensiune destinat roboţilor

industriali.

2. Cercetări asupra performanţelor muşchilor pneumatici.

3. Obţinerea unei soluţii constructive inovative, compliante, pentru un sistem de

prehensiune care să asigure o manipulare în siguranţă a obiectelor fragile, fără

deformarea acestora.

Ca o concluzie generală a cercetărilor cuprinse în teza de doctorat se poate afirma că

rezultatele obţinute dovedesc posibilitatea realizării unui sistem de prehensiune acţionat cu

muşchi pneumatici. Performanţele de care este capabil acest sistem îl recomandă pentru aplicaţii

la care precizia nu trebuie să fie foarte ridicată, dar la care siguranţa apucării obiectelor fragile,

fără a le deforma, trebuie să fie predominantă. Prin urmare, se poate afirma că obiectivul

principal al tezei, acela de a propune o nouǎ soluţie constructivǎ de sistem de prehensiune, a fost

îndeplinit.

S-au redactat şi publicat 6 lucrari ştiintifice în domeniul tezei, s-au conceput

documentaţiile necesare pentru un brevet de invenţie, deja înregistrate la OSIM şi s-au identificat

noi direcţii de cercetare ulterioară.

Research concerning the gripper systems of industrial robots actuated by pneumatic

muscles

Abstract

The PhD thesis, by its topic, is part of current worldwide research oriented towards

identifying innovative gripper systems for industrial robots. The paper aims at contributing by

theoretical and experimental research to the development of a new type of gripper system

actuated by a linear pneumatic muscle.

The thesis is built on three main directions of research:

1. Theoretical studies and experimental research concerning the possibility of actuating an

industrial robot gripper system by means of linear pneumatic muscles.

2. Study of pneumatic muscle performance.

3. Development of an innovative and compliant constructive solution for a gripper system

that ensures safe manipulation of fragile objects avoiding deterioration.

As a general conclusion of the conducted doctoral research it can be asserted the obtained

results prove the possibility of developing a pneumatic muscle driven gripper system. The

performance of such a system lends it eligible for applications that are not primarily focused on

positioning precision, but on the gripping safety of fragile objects that should not be deformed.

Consequently the main objective of the thesis, of developing a new constructive solution for a

gripper system can be deemed attained.

During the period of the PhD research 6 scientific papers in the field addressed by the

thesis were devised and published. The documentation for an invention patent was filed with

OSIM (the State Agency for Inventions and Trademarks) and avenues of further research were

identified.

62


pneumatici


Curriculum Vitae

Informaţii personale

Nume/ Prenume ŢÂRLIMAN ( căs. NEGREA) DOINA

Adresa Str: Lungă ,nr 52,ap.6, 2200, Braşov, România

E-mail mailto:[email protected]

Naţionalitate Roman

Data naşterii 30.10.1977

Telefon

0741263888

Experienta profesionala

Perioada

Ocupaţia/Funcţia

Responsabilităţi Numele şi adresa angajatorului

Perioada

Ocupaţia/Funcţia


Perioada

Ocupatia/Functia


Mai 2014 - prezent

Inginer Constructor

Întocmire devize de lucrari, situaţii de lucrari achiziţii materiale

SC GOTIC SA Braşov

August 2013 – Mai 2014

Inginer Constructor

Întocmire devize de lucrari, logistică

SC PERSPECTIVES CONSTRUCTIONS INVEST SRL , Bucuresti

May 2012- august 2013

Inginer Constructor

Logistică, supply –chain, manager proiect

SC SCORILLO INTERCOM SRL, Braşov

Perioada

Ocupaţia/Funcţia


Educaţie şi formare

2007 – 2012

Inginer

Întocmire devize de lucrări

SC ICCO CONSTRUCT SRL - Braşov

Technical Department

Perioada 2008 – 2011

Diploma obţinută Inginer Constructor

Numele Institutiei Facultatea de Construcţii UNIVERSITATEA”TRANSILVANIA” - Braşov

1996 – 2001

Inginer stiinta materialelor

Facultatea Ştiinta şi Ingineria Materialelor

UNIVERSITATEA”TRANSILVANIA” - Braşov

LIMBA

Limbi străine cunoscute Engleza-Intermediar, Italiana - internediar

Aptitudini şi competenţe personale Cunoştiinţe operare PC ( Excel, Power Point , Autocad,Windev, Doclib, Intelsoft)

mailto:[email protected]

63


pneumatici


Curriculum Vitae

Personal information

Name/ Surname ŢÂRLIMAN ( căs. NEGREA) DOINA

Adress Str: Lungă ,nr 52,ap.6, 2200, Braşov, România

E-mail mailto:[email protected]

Nationality Roman

Birth date 30.10.1977

Phone

0741263888

Professional Experiences

Period

Occupation

Main Responsabilities

Name and the adress of the employer

Period

Occupation



Period

Occupation



May 2014 - present

Constructions Engineer

Cost estimator, materials acquisitions

SC GOTIC SA Brasov

August 2013 – May 2014


Cost estimator, materials logistics

SC PERSPECTIVES CONSTRUCTIONS INVEST SRL , Bucuresti

May 2012- august 2013


Logistics, supply –chain, project manager

SC SCORILLO INTERCOM SRL, Braşov

Period

Occupation



Education

2007 – 2012

Engineer

Cost estimator

SC ICCO CONSTRUCT SRL - Braşov

Technical Department

Period 2008 – 2011

Qualification Civil Engineer

Institution name Faculty of Civil Engineering

TRANSILVANIA UNIVERSITY - Braşov

1996 – 2001

Material Science Engineer

Faculty of Materials Science

TRANSILVANIA UNIVERSITY - Braşov

LANGUAGES

Foreign languages English–Intermediate , Italian -Intermediate

Personal skills and competences PC Knowledge ( Excel, Power Point , Autocad,Windev, Doclib, Intelsoft)

mailto:[email protected]

Universitatea Transilvania din Braşov - old.unitbv.roold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...

Documents

Transcript of Universitatea Transilvania din Braşov - old.unitbv.roold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...