Abschlussbericht DEKomp
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Abschlussbericht DEKomp
DEKomp Vorhaben Nr. 16228 BG Methodik zur Dimensionierung elektronischer Komponenten auf Basis einer elektro-mechanischen Zuverlässigkeitsanalyse an Systemen der Intralogistik Abschlussbericht Kurzfassung: Im Forschungsvorhaben wurde eine Methodik zur zuverlässigen Auslegung elektronischer Komponenten von Flurförderzeugen unter Berücksichtigung ihrer besonderen Einsatz- und Umgebungsbedingungen erarbeitet. Als Ergebnis einer Schwachstellenanalyse wurden ein Schubmaststapler als Referenz-Flurförderzeug und einzelne elektronische Komponenten ausgewählt. Bei Messungen wurden verschiedene Stapler-Nutzungsprofile unter Laborbedingungen nachgestellt. Die Beschleunigungs-Zeit-Verläufe wurden mit dem RainflowVerfahren klassiert, in Belastungskollektiven zusammengefasst und verallgemeinert. Sie bilden die Datenbasis für die Bewertung der Schädigung einzelner Teilarbeitsspiele bei unterschiedlichen Nutzlasten. Als Ergebnis elektrischer Untersuchungen mittels elektrostatischer Entladung und mechanischer Dauerversuche mit einem Schwingerreger wurden für ausgewählte elektronische Komponenten Ausfallcharakteristiken ähnlich der Wöhlerlinie abgeleitet, mit deren Hilfe Lebensdauerabschätzungen entsprechend der auftretenden Belastungen möglich sind. Zur rechnerischen Ermittlung der Belastungen wurde ein parametrisierbares Mehrkörpermodell entwickelt, das mit Hilfe der Messergebnisse am Referenzstapler verifiziert wurde. Neben der Simulation verschiedener Arbeitsspiele können die kinematischen Zustandsgrößen und die mechanischen Belastungen einzelner elektronischer Komponenten in diesem Modell ermittelt werden. Die verallgemeinerten Erkenntnisse der aus den Untersuchungen entwickelten Belastungs- und Ausfallmodelle stellen katalogisiert zusammengefasst die Dimensionierungsmethodik für elektronische Komponenten im Flurförderzeug dar, welche die Wechselwirkungen der Belastungsarten untereinander berücksichtigt. Exemplarisch stehen Modellparameter für die Produktion und Qualitätssicherung der untersuchten Elektronikkomponenten in Flurförderzeugen zur Verfügung. Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht. Berichtsumfang: Beginn der Arbeiten: Ende der Arbeiten: Zuschussgeber: Forschungsstellen: Bearbeiter und Verfasser: Vorsitzender des Projektbegleitenden Ausschusses: Vorsitzender wiss. Beirat: 101 S., 67 Abb., 22 Tab., 14 Lit. 01.10.2009 31.12.2012 BMWi / IGF-Nr. 16228 BG Leibniz Universität Hannover, Institut für Transport- und Automatisierungstechnik Leiter: Prof. Dr.-Ing. Ludger Overmeyer Technische Universität Dresden, Institut für Technische Logistik und Arbeitssysteme, Professur für Technische Logistik Leiter: Prof. Dr.-Ing. habil. Thorsten Schmidt Dipl.-Ing. Stefan Weigelt, Dipl.-Ing. Tobias Müller Dr.-Ing. Frank Mänken, Jungheinrich AG, Norderstedt Dr. Ludger Frerichs, STILL GmbH, Hamburg 1 2 Inhaltsverzeichnis Inhaltsverzeichnis 1 Management Report ...................................................................................................... 5 2 Einleitung ....................................................................................................................... 9 3 Projektziele .................................................................................................................. 10 4 Projektergebnisse ........................................................................................................ 11 4.1 Schwachstellenanalyse ........................................................................................ 11 4.1.1 Einsatzanalyse von Flurförderzeugen ............................................................. 11 4.1.2 Auswertung von Serviceprotokollen ................................................................ 14 4.1.3 Auswahl eines Referenz-Flurförderzeugs und verbauter Elektronikkomponenten ................................................................................................ 16 4.2 Aufnahme von Belastungskollektiven ................................................................... 19 4.2.1 Aufstellung von Arbeitszyklen ......................................................................... 20 4.2.2 Integration von Messtechnik am Referenz-Flurförderzeug .............................. 25 4.2.3 Auswertung der Messergebnisse .................................................................... 30 4.2.4 Zusammenfassung und Ergebnisse der Aufnahme von ..................................... Belastungskollektiven ..................................................................................... 46 4.3 Nachbildung der Kollektive ................................................................................... 47 4.3.1 Untersuchungen mit einem hochdynamischen Gleichstromnetzgerät ............. 47 4.3.2 Beaufschlagung von elektrostatischen Entladungen ....................................... 50 4.3.3 Mechanische Beanspruchung mit einem elektro-dynamischen .......................... Schwingerreger .............................................................................................. 62 4.3.4 Zusammenführung von Flurförderzeug-Antriebsprüfstand und ........................... Schwingerreger ............................................................................................. 68 4.3.5 Zusammenfassung und Ergebnisse der Nachbildung von ................................. Belastungskollektiven ..................................................................................... 71 4.4 Modellbildung ....................................................................................................... 72 4.4.1 Berechnung der elektrischen Antriebsleistung ................................................ 72 4.4.2 Kinematische Simulation des Systems Flurförderzeug ................................... 82 4.4.3 Ausfallmodell für mechanisch beanspruchte Elektronikkomponenten ............. 87 4.4.4 Zusammenfassung und Ergebnisse der Modellbildung ................................... 89 4.5 Verallgemeinerung der Erkenntnisse .................................................................... 90 4.5.1 Auslegungsleitfaden für elektronische Flurförderzeugkomponenten ............... 91 4.5.2 Erläuterung der Methodenbausteine ............................................................... 92 3 Inhaltsverzeichnis 5 Veröffentlichungen ....................................................................................................... 95 5.1 Schriftliche Veröffentlichungen ............................................................................. 95 5.2 Vorträge ..................................................................................................................... 95 6 Anhang......................................................................................................................... 96 6.1 Literaturverzeichnis .............................................................................................. 96 6.2 Abkürzungen und Formelzeichen ......................................................................... 98 4 Management Report 1 Management Report The ever-increasing customer demand requires new methods to develop industrial trucks. In addition to the improvement of ergonomics and safety it primarily means the challenge of increasing handling capacity. In order to remain competitive under these conditions, it is necessary to optimize rising material and production costs by improving development processes. This can be achieved to a certain extent by a sufficient accurate dimensioning of electronic components. The complexity of electronic assemblies in industrial trucks is increased significantly in recent years, which places high demands on the reliability of these components. Because electronics is often not a redundant system, the failure of an electronic component can sometimes hinder several functional processes, or even lead the whole industrial truck to hold-up. For this reason, a stress-related design of these electronic components is particularly important. So the aim of this research project was to develop a methodology for the design of electronic components in industrial trucks. In particular, the typical usage profiles and structural features of industrial trucks were considered, because the resulting electrical and mechanical stresses differ significantly from the effects of electronic components in other fields of application. The reason is on the one hand the small spring deflection and the high weight of the industrial trucks, which are necessary to ensure a required tilt stability and the handling of the desired payloads in the current construction method. On the other hand, the drive components of electrically powered industrial trucks are also claimed by high starting and regenerative currents which result from short traverse paths and the consequent frequent acceleration and deceleration process. In a weak point analysis first several trucks were evaluated for their failure rate of electronic components and the resulting consequences of failure. Also on the part level causes and triggers of defects were identified. As a result, the project monitoring committee has selected a reach truck as a reference industrial truck as well as herein integrated components from the domain of power electronics and electromechanical operator controls for further considerations. For a detailed analysis of acting loads during the readjustment of practical operating conditions the reach truck was equipped with a modular data acquisition system. With this system electrical parameters like voltages and currents as well as the occurring mechanical accelerations in all three directions of the selected components were recorded. For the experimental measurements familiar standards and literature, but even established working cycles of analyzing customer usage data were taken. To the respective working cycles at all considered components the occurring accelerations were recorded and analyzed in the time and frequency domain. By the crossings of thresholds the highest acceleration value of up to 390 m/s² was measured on the accelerator pedal of the forklift truck. The developed frequency graphs showed in the characteristic course of implemented power of the drive control characteristic frequencies, which are reflected in the acceleration courses measured on the frame of the forklift truck. These identi- 5 Management Report fied relationships between electrical and mechanical stresses were considered in later rig testings. To assess the damage resulting from the acceleration load, the rainflow algorithm was applied which is known from the fatigue strength analysis. The component and material dependent mean stress influence factor of the rainflow method is not determined for the used working cycles, so that the developed normalized damage resulted to a damage factor, which only allows comparisons between different components and stress situations. The analysis of the threshold crossing showed that a proportional relationship between the speed, the height of thresholds and the damage potential exists. Furthermore it was shown that a change of the payload influences the vibration characteristics of the forklift truck. The derivation of dimension guidelines were developed based on lifetime tests at different failure characteristics. The Leibniz Universität Hannover focused on the adjustment of electrical stresses and the Technische Universität Dresden particularly analyzed the mechanical stresses. At the serial examination with a dynamic laboratory power supply the electromechanical operator controls were stressed with current transients, which were observed during activation and deactivation operations on the experimental forklift truck. Here, no irreversible damage to the components after a very high value of activation and deactivation operations, which significantly exceed the lifetime of a forklift truck could be detected. In an operating industrial truck there are electrostatic discharges, called ESD, which are introduced by the operator or the operating and environmental conditions. These electrostatic discharges permanently damage the electronic components. Thus, strength tests were operated on the full operational industrial truck and on individual components and assemblies. Above a certain stress level error messages and loss of function are generated on the test truck showed the susceptibility of the electronic network. But even after a variety of acting glitches the generated errors could be reset by rebooting the system, which demonstrated the effectiveness of the installed protective devices. At the tested individual single components, such as the Hallsensors of the accelerator pedal, a failure characteristic could be developed that shows a significantly less maximum load height to component failure for a larger number of acting pulses. On a developed test bench for drives and drive regulators of forklift trucks the entire drive train of the test truck, including its power electronics, was affected by using a combination of a load train with load peaks in the load torque and the speed frequency, to simulate for instance the operation of the direction control switch at full load or a barrier crossing. The continuous recording of mechanical and electrical parameters afford in addition to analyzing the control mode also the investigation of the thermal stresses on the traction drive control and the traction drive. Furthermore, it was detected that these determined characteristic frequencies of the measurements in the characteristic courses of the introduced power of the drive control are reflected in the drive test bench, both are seen in the signal of the converted power as well as in the course of torque of the driveshaft, and thus be produced itself without 6 Management Report external influences by the drive train. For the mechanical load tests a vibration test system was build, which consists of an electrodynamic shaker and its associated measurement instrumentation and control technology to conduct fatigue tests on the selected components. In this case, the specimens were loaded with a supply voltage as in the real working conditions. Via the CAN bus a continuous function check was realized during the investigations. Due to the variation of the accelerating effect a failure characteristic similar to the Wöhler curve of the control lever was created, indicating the lifetime as a function of stress level and stress frequency. This failure characteristic shows in double logarithmic representation a linear relationship between the stress level and stress frequency until failure and therefore it allows predictions about the expected lifetime on another defined acceleration effect. Furthermore it was shown that the control lever is designed fatigue endurable under real working conditions. In the analysis of the control levers, which were tested under severe conditions, the reason for the occuring ultimate failure of components always were mechanical effects, such as abrasive wear on the mount and components, micro-cracks in the printed board, etc. In spite of the connected supply voltage to the control lever no electrical failure was analyzed. To examine the component strength even at high electrical power under mechanical vibrations and shocks, the drive control of the drive test bench was mounted on the vibration test system. The failure cause of the subsequent electromechanical investigations showed inter alia a short circuit, which occurred by a mechanical tearing of internal components as a result of vibration excitation. Furthermore, by the different vibration and shock loads has been demonstrated that the mechanical excitation of the housing of the drive control has no influence on the control mode of the component. To determine the power requirements of the drive components under all typical operating and environmental conditions of industrial trucks, the driving resistances were complemented by a threshold crossing resistance derived, which is derived from a rigid body model. In addition, with the results of the experimental measurements a parameterizable multi-body simulation model of the reference forklift truck was created. The model consists of single bodies, which are pin-jointed with springdamper members or contact forces. It includes the following assemblies: the vehicle frame, the cab, the mast with load handling device optionally a payload. These assemblies were divided into further sub-groups in order to refine the model. The bodies are described by mass and mass moments of inertia, thus at almost all points, the mechanical and kinematic parameters of the test forklift truck can be determined virtually. As an operational environment in the simulation all in the real experimental measurements realized working cycles and stress scenarios have been mapped. By parameterization the model is transferable by corresponding assimilation to other industrial trucks. In line with the research project the developed results were converted in a generalized form as methodological components in a cataloged sizing methodology. With the developed load models and failure characteristics, as 7 Management Report well as the demonstrated dependencies of some kinds of stress each over, the sizing methodology provides guidelines and tools for the development, testing and quality control of electronic components for industrial trucks. 8 Einleitung 2 Einleitung Flurförderzeuge werden aufgrund ihrer flexiblen Einsatzmöglichkeiten in nahezu allen Wirtschaftszweigen für die logistischen Funktionen des Transportierens und Umschlagens von Rohstoffen und Waren genutzt. Ihre Betreiber sind jedoch mit einer jährlichen Aufwendung von etwa 15 % der Investitionssumme nach VDI 2695 [VDI10a] für Wartungs- und Instandhaltungskosten konfrontiert. Diese Kosten schmälern letzten Endes die Produktivität der Flurförderzeugbetreiber. Aufgrund ihrer Einsatzbedingungen und konstruktiven Merkmale sind Flurförderzeuge und ihre verbauten Komponenten besonderen elektrischen, mechanischen und thermischen Einflüssen ausgesetzt, die sich teilweise deutlich von den Beanspruchungen anderer Radfahrzeuge, wie Personenkraftwagen oder mobilen Baumaschinen, unterscheiden. In Hinblick auf die Einwirkung von mechanischen Schwing- und Stoßbelastungen ist insbesondere das nahezu ungedämpfte Fahrwerk von Flurförderzeugen zu berücksichtigen, das aufgrund der geforderten Kippstabilität eingesetzt wird. Bauartbedingt werden Flurförderzeuge in der Regel auch nur auf kurzen Verfahrwegen eingesetzt. Die resultierenden häufigen Beschleunigungs- und Bremsvorgänge führen bei elektrisch angetriebenen Flurförderzeugen zu einer hohen Beanspruchung der Leistungselektronik, die besonders beim Beschleunigen und Verzögern zu großen Anlauf- und Rückspeiseströmen führt. Um Richtlinien für eine methodische Auslegung von Elektronikkomponenten im Flurförderzeug zu erarbeiten, ist das Forschungsvorhaben „Dimensionierung von elektronischen Komponenten in Flurförderzeugen“ durchgeführt worden, das gemeinsam vom Institut für Transport- und Automatisierungstechnik (ITA) der Leibniz Universität Hannover und dem Institut für Technische Logistik und Arbeitssysteme (TLA) der Technischen Universität Dresden bearbeitet wurde. Die konkreten Ziele dieses Forschungsvorhabens, die einzelnen Projektschritte und die erarbeiteten Ergebnisse werden in den folgenden Kapiteln dieses Abschlussberichts dargestellt. 9 Projektziele 3 Projektziele Das Hauptziel des Forschungsvorhabens war die Entwicklung einer Dimensionierungsmethodik, die Auslegungskriterien und -parameter für die Entwicklung, Produktion und Qualitätssicherung von elektronischen Komponenten in Flurförderzeugen zusammenstellt. Folgende Fragestellungen waren dazu im Rahmen des Projekts zu bearbeiten: Welche elektronischen Komponenten in Flurförderzeugen verfügen über eine auffallend hohe Ausfallrate und verursachen besonders folgenschwere Ausfälle? Unter welchen Einsatz- und Umgebungsbedingungen werden Flurförderzeuge eingesetzt? Welche Beanspruchungen wirken auf die verbauten elektronischen Komponenten im Betrieb ein? In wieweit beeinflussen sich die verschiedenen Beanspruchungsarten untereinander? Welches Schädigungspotenzial üben diese Beanspruchungen auf die einzelnen Elektronikkomponenten aus? Nach welcher Beanspruchungseinwirkung fallen die elektronischen Komponenten aus? Für die Bearbeitung dieser Fragestellungen wurde das Projekt in verschiedene Arbeitsschritte unterteilt, die der Tabelle 1 zu entnehmen sind. Tabelle 1: Zeit- und Arbeitsplan des Forschungsvorhabens Der blau hinterlegte Bereich stellt dabei die bearbeiteten Arbeitsschritte im Zeitraum der kostenneutralen Verlängerung des Forschungsvorhabens dar. Die Markierungen „P“ und „A“ stehen für die im Rahmen des Vorhabens mit den Unternehmen des projektbegleitenden Ausschusses durchgeführten Projekt- und Arbeitstreffen. 10 Projektergebnisse 4 Projektergebnisse 4.1 Schwachstellenanalyse In dem Arbeitsschritt Schwachstellenanalyse, indem die Mitarbeiterin Stephanie Schmidt der TU Dresden entscheidend mitwirkte, wurden besonders ausfallgefährdete elektronische Komponenten von Flurförderzeugen identifiziert. Hierzu sind neben der Ausfallwahrscheinlichkeit auch die Auswirkungen des Ausfalls, wie beispielsweise die Folgen für das Fahrzeug sowie die durch eine Reparatur entstehenden Kosten, ausgewertet worden. Anhand dieser Auswertungen wurden ein Referenz-Flurförderzeug und einzelne verbaute Elektronikkomponenten für die weiteren Untersuchungen ausgewählt. 4.1.1 Einsatzanalyse von Flurförderzeugen Um die auf Flurförderzeugkomponenten einwirkenden Beanspruchungen bewerten zu können, wurde zunächst betrachtet, in welchen Einsatzumgebungen die verschiedenen Bauarten von Flurförderzeugen typischerweise betrieben werden. Die Kategorisierung der Einsatzfelder unterschiedlicher Flurförderzeuge zeigt Tabelle 2. Tabelle 2: Kategorisierung der Einsatzfelder verschiedener Flurförderzeugbauarten [Bei94] Stapler Typ Tragfähigkeit Einsatzfall Fahrweg Elektro-Stapler Klein bis mittel (bis 4 t) Definiertes Einsatzfeld Umschlag auf kurzen Distanzen Häufiges Operieren in großen Hubhöhen Halleneinsätze auf gutem Boden aber mit kurzen Stoßbelastungen Schubmaststapler Klein (bis 2,5 t) Halleneinsätze in Lagern Hohe durchschnittliche Auslastung Häufiges Operieren in großen Hubhöhen Halleneinsätze auf gutem Boden Deichselgerät (Nieder-, Hochhubwagen) Klein bis mittel (bis 3,3 t bei Nieder-, bis 2,5t bei Hochhubwagen) Breites Einsatzfeld→ verschiedene Ausführungen Umschlag auf kurzen Distanzen Häufiges Operieren in kleinen bzw. großen Hubhöhen Halleneinsätze auf gutem aber mit kurzen Stoßbelastungen Industrie-KompaktGerät mit Verbrennungsmotor Groß (bis 9t) Breites Einsatzfeld (alle Möglichkeiten des Industrieeinsatzes) Hohe Auslastung→ Überlastungsgefahren Hohe Umschlaggeschwindigkeit Befestigte Fahrwege in allen erdenklichen Zuständen Die sich aus den aufgelisteten Einsatzfällen und Verfahrwegen sowie Auslastung und Einsatzintensität ergebenden Einflüsse sind in der VDI-Richtlinie 4461 [VDI10b] in definierte Beanspruchungskategorien eingeteilt. Abbildung 1 stellt die einwirkenden Beanspruchungen exemplarisch für einen elektrisch betriebenen Gabelstapler dar. 11 Projektergebnisse Abbildung 1: Einwirkende Beanspruchungen auf Elektro-Flurförderzeuge [Mis12] Um Aussagen treffen zu können, wie die flurförderzeugtypischen Einsatz- und Umgebungsbedingungen die Lebensdauer und Funktionssicherheit der verbauten Elektronikkomponenten beeinträchtigen, wurden anhand von Fachliteratur Ausfallursachen von elektrischen und elektronischen Bauelementen recherchiert. Tabelle 3 zeigt hierzu einen allgemeinen Überblick. 12 Projektergebnisse Tabelle 3: Ausfallursachen verschiedener elektrischer / elektronischer Bauelemente Bauelement Ursachen Transistoren (Bipolar, (MOS-/FET) Leistungsbelastung, Temperatur, Durchbruchspannung, ESD/Bestrahlung (FET), Feuchtigkeit Feste Widerstände (Schicht-, Drahtwiderstand) Leistungsbelastung, Temperatur, Überspannung, Frequenz, mechanische Belastung (Draht), Feuchtigkeit Veränderliche Widerstände (Draht-, Schicht-, Trimmpotentiometer) Leistungs-, Strombelastung, Frittspannung, Temperatur, Vibrationen, Lärm, Staub, Frequenz, Feuchtigkeit Kondensatoren (Folien-, Keramik-, Tantal-, Al-Elektrolyt-) Spannungsbelastung, Temperatur, Frequenz (Folien, Elko), Alterung/ Falschpolung/ Lagerzeit (Elko), Alterung bei hoher Temperatur (Keramik), Feuchtigkeit Dioden (Mehrzweck, Zener) Temperatur, Durchlassstrom/ Sperrspannung/ Transienten (Mehrzweck), Leistungsbelastung (Zener), Feuchtigkeit Gleichrichter (Thyristoren, Triacs) Temperatur, Sperrspannung, Spannungs- und Stromsteilheit, Kommutierungseffekte, Feuchtigkeit Opto-Halbleiter (LED, Fotoelemente etc.) Temperatur, Strombelastung, ESD, mechanische Belastung, Feuchtigkeit Auch die Ausfallursachen von integrierten Schaltkreisen (ICs) und hochintegrierter MOSSchaltungen [Eig03] wurden tabellarisch zusammengetragen, siehe Tabelle 4. Tabelle 4: Ausfallursachen an Schaltkreisen (ICs) Schaltkreis – Typ Ursachen Digitale ICs (Bipolar, MOS, CMOS) Speisespannung, Störungen, Temperatur, ESD, Flankensteilheit, Bestrahlung (C-/MOS), Latch-up (CMOS), Feuchtigkeit Analoge ICs (OPV, Spannungsregler) Temperatur, Eingangsspannung, Laststrom, Bestrahlung (FET), Feuchtigkeit Ebenfalls wurden die zur Alterung und zu Ausfällen führenden physikalischen Mechanismen analysiert. Einen Überblick über die Ergebnisse dieser Untersuchungen stellt Tabelle 5 dar. 13 Projektergebnisse Tabelle 5: Physikalische Ausfall- und Alterungsmechanismen Ausfallmechanismus Effekt Bondung Löcherbildung wegen unterschiedlicher Diffusionsgeschwindigkeit von Au und Al; mechanische Ermüdung des Bonddrahts oder der Befestigung infolge von thermischen Zyklen und, bei hermetischem Gehäuse, von Resonanzschwingungen Oberfläche Ionenwanderung bedingt durch hohe Temperatur und hohe elektrische Feldstärke → Leckströme steigen an; Ladung anderer Polarität als in dem darunterliegenden Kanal (Inversion) Metallisierung Korrosion durch Feuchte und Verunreinigung; Elektromigration Oxid Ladungsinjektion in die Oxidschicht bedingt durch hohe Temperatur und hohe elektrische Feldstärke→ Gateoxid-Durchbruch, Inversion Weitere Legierungsbildung zwischen Metallisierung und Substrat; heiße Ladungsträger, Injektion von Elektronen in die Gateoxidschichten infolge hoher elektrischer Feldstärke (MOSFET) In Hinblick auf die Zuverlässigkeit der in Flurförderzeugen verbauten komplexen elektronischen Steuerungs- und Regelungskomponenten ist zu berücksichtigen, dass diese sich aufgrund des modularen Aufbaus aus der Zuverlässigkeit der eingesetzten Einzelkomponenten und der gegebenenfalls schädigenden Rückwirkungen untereinander zusammensetzt. 4.1.2 Auswertung von Serviceprotokollen Nach der Analyse der Einsatz- und Umgebungsbedingungen von Flurförderzeugen und der allgemeinen Betrachtung von Ausfall- und Alterungsmechanismen elektronischer Komponenten wurden anhand von Serviceprotokollen sämtliche im Werk Norderstedt produzierten Flurförderzeugtypen der Jungheinrich AG hinsichtlich ihres Wartungs- und Reparaturbedarfs ausgewertet, siehe Abbildung 2. 14 Projektergebnisse Abbildung 2: Vergleich der Ausfallhäufigkeiten von verschiedenen Flurförderzeugtypen Hierfür wurden ausschließlich Flurförderzeuge mit Full-Service-Vertrag über den Hersteller berücksichtigt, da nur bei diesen Fahrzeugen davon ausgegangen werden kann, dass nahezu alle Wartungen und Reparaturen durch den herstellereigenen Service durchgeführt und erfasst werden. Anhand dieser Auswertung wurden einzelne, vorausgewählte Flurförderzeuge näher betrachtet. Dabei wurden insbesondere die Ausfallraten der eingesetzten elektronischen und elektromechanischen Baugruppen und Komponenten ausgewertet. Neben der Fehlerhäufigkeit wurden zudem auch die Folgen eines Ausfalls abgeschätzt und entsprechend der zu erwartenden Nutzungsausfallzeit und ihrem Gefährdungspotential gewichtet. Ebenso wurde der finanzielle Aufwand der Instandsetzung anhand der vorliegenden Statistik betrachtet. Abbildung 3 zeigt einem Ausschnitt der detaillierten Serviceprotokollauswertung des Schubmaststaplers der Baureihe ETV 216. 15 Projektergebnisse Abbildung 3: Detaillierte Auswertung zu den Instandsetzungskosten einzelner Baugruppen Auch die Fehlerprotokolle von Zulieferkomponenten für Flurförderzeuge, wie beispielsweise für die elektromechanische Deichsel der Gabelhubwagen oder für den Bordcomputer der Schubmaststapler, wurden mit Unterstützung durch die im projektbegleitenden Ausschuss beteiligten Unternehmen hinsichtlich ihrer Ausfallhäufigkeit und der Ausfallursachen ausgewertet. Für diese einzelnen Komponenten wurden auch eine Fehlerbaumanalyse (FTA) und einen Auswirkungsanalyse (FMEA) durchgeführt. Auch die von den Flurförderzeugherstellern ausgegebenen Anforderungskataloge für die Komponentenentwicklung wurden eingesehen und hinsichtlich der enthaltenen Prüfgrößen und -bedingungen debattiert. Da es sich bei den bereitgestellten Daten um vertrauliches Firmenmaterial handelt, wurde die Geheimhaltung der aufgestellten und zusammengetragenen Statistiken vereinbart. 4.1.3 Auswahl eines Referenz-Flurförderzeugs und verbauter Elektronikkomponenten Anhand der Ergebnisse der Schwachstellenanalyse wurde für die weiteren Betrachtungen innerhalb des Forschungsvorhabens ein Schubmaststapler der Jungheinrich AG der Baureihe ETV 214 ausgewählt. Tabelle 6 zeigt eine Skizze und die wichtigsten Merkmale des maximal 14 km/h schnellen und über eine 48 V Gleichstrombatterie mit Energie versorgten Flurförderzeugs. 16 Projektergebnisse Tabelle 6: Schubmaststapler ETV 214 der Jungheinrich AG [Jun04] Eigenschaft Kennwerte Batteriespannung 48V Tragfähigkeit 1400 kg Lastschwerpunkt 600 mm Eigengewicht 3t Breite 1270 mm Hubhöhe > 10 m Bereifung Vulkollan Maximale Fahrge- 14 km/h Illustration schwindigkeit Hubgeschwindigkeit 0,44 m/s (mit Last) 0,7 m/s (ohne Last) Für die weiteren Untersuchungen an diesem Referenz-Flurförderzeug wurden mit der Fahrantriebsregelung, dem Bedienhebel des Hubgerüsts, dem Bordcomputer und dem Fahrpedal sowohl Komponenten der Leistungselektronik als auch elektromechanische Bedieneinrichtungen ausgewählt. Tabelle 7 zeigt die betrachteten Komponenten mit Angabe des Befestigungspunkts für die eingesetzten Beschleunigungssensoren zur Aufnahme der mechanischen Schwing- und Stoßbelastungen während der Versuchsmessungen (siehe Abschnitt 4.2.2). 17 Projektergebnisse Tabelle 7: Übersicht der betrachteten Komponenten des Referenz-Flurförderzeugs Elektronische Komponente Abkürzung Befestigungsort des Fahrantriebsregelung FS Grundrahmen des Staplers Bedienhebel (Hubgerüst) BH Grundplatte Bedienhebel Bordcomputer BC Gehäuse Bordcomputer Fahrpedal FP Bodenplatte des Fahrpedals Abbildung Beschleunigungssensors Im Folgenden werden die ausgewählten Komponenten kurz vorgestellt: Die Fahrantriebsregelung wandelt den Gleichstrom der Traktionsbatterie in Dreiphasenwechselstrom zur Energieversorgung des 6,9 kW-Asynchronfahrantriebs um. Des Weiteren verarbeitet sie Signale von Bedieneinrichtungen wie dem Fahrpedal und dem Bordcomputer und verschiedenen Sensoren im Flurförderzeug, um den Fahrantrieb bedarfsgerecht zu re- 18 Projektergebnisse geln. Von der ebenfalls im Referenz-Flurförderzeug verbauten Hubantriebsregelung unterscheidet sich die Fahrantriebsregelung nur durch die aufgespielte Firmware. Der Bedienhebel steuert wesentliche Funktionen des Hubgerüsts. Darüber hinaus verfügt er auch über Schaltflächen zur Anwahl der Fahrtrichtung des Flurförderzeugs und zur Betätigung der Hupe. Die vorliegende Ausführung mit einzelnen Bedienfingern für die wesentlichen Hubmastfunktionen stellt eine Sonderausstattung für den ausgewählten Schubmaststapler dar. Das Display des Bordcomputers stellt wichtige Informationen, wie die momentane Fahrtrichtung oder den Batterieentladeanzeiger dar. Des Weiteren können über die Tasten des Bordcomputers wichtige Einstellungen vorgenommen werden, beispielsweise die Betätigung der Parkbremse oder die Anwahl des gewünschten Fahrdynamikprofils. Die im Versuchsstapler verbaute Ausführung mit LCD-Farbdisplay ist als Option erhältlich. Über das Fahrpedal wird der Schubmaststapler in Bewegung gesetzt und die gewünschte Fahrgeschwindigkeit durch den Bediener geregelt. Die elektromechanische Komponente erfasst die aktuelle Stellung ihrer Pedalplatte durch einen Hall-Sensor, dessen ausgegebenes Spannungssignal von der Fahrantriebsregelung verarbeitet wird. Um die Bezeichnung der Komponenten im weiteren Verlauf des Berichts, insbesondere in Bezug auf die Messdatenauswertung in Abschnitt 4.2.3, zu vereinfachen, wurden für die betrachteten Komponenten Abkürzungen vergeben, die ebenfalls der Tabelle 7 zu entnehmen sind. 4.1.4 Zusammenfassung und Ergebnisse der Schwachstellenanalyse Im Arbeitsschritt „Schwachstellenanalyse“ wurden die Einsatz- und Umgebungsbedingungen und die hieraus resultierenden Beanspruchungsarten für verschiedene Flurförderzeugtypen kategorisiert und mit der Recherche der allgemeinen Ausfallursachen von elektrischen und elektronischen Bauelementen abgeglichen. Die Ausfallhäufigkeit und die Folgen eines Defekts elektronischer Baugruppen wurden auf Basis von Serviceprotokollen unterschiedlicher Flurförderzeug-Baureihen ausgewertet. Für die weiteren Untersuchungen im Rahmen des Forschungsvorhabens wurden ein Schubmaststapler sowie vier darin verbaute elektronische und elektromechanische Komponenten ausgewählt. 4.2 Aufnahme von Belastungskollektiven Zur Aufstellung typischer aber auch besonders belastungsintensiver Arbeitsspiele sind die Daten einer Einsatzanalyse ausgewertet und aufgearbeitet worden. Das ausgewählte Referenz-Flurförderzeug wurde zur Aufnahme der auf die ausgewählten Komponenten im Betrieb 19 Projektergebnisse einwirkenden elektrischen und mechanischen Beanspruchungen mit einer umfangreichen Messtechnik ausgestattet. Es folgten Reihenmessungen mit vielfältigen Parametervariationen auf Basis der aufgestellten Arbeitszyklen. 4.2.1 Aufstellung von Arbeitszyklen Da dem Hersteller des Referenz-Flurförderzeugs Bewegungsprofile für ein Fahrzeug der gleichen Baureihe aus Langzeitmessungen bei sechs Kunden vorliegen, wurden diese Daten zunächst statistisch ausgewertet. Aus dieser Auswertung wurde das ITA-Fahrszenario und das ITA-Rangierszenario erarbeitet, die mit unterschiedlichen Nutzlasten im Verhältnis 3:3 zusammengefügt der statistisch durchschnittlichen Nutzung des Referenz-Flurförderzeugs bei den ausgewerteten Betreibern in Bezug auf die gefahrenen Geschwindigkeiten und ausgeführten Hubmastbewegungen entsprechen. Die hierzu jeweils zu verwendenden Nutzlasten sind der Tabelle 8 zu entnehmen. Tabelle 8: Abbildung der statistischen Durchschnittsnutzung mit den ITA-Arbeitsszenarien Nr. Arbeitsszenario Nutzlast 1 ITA-Fahrprofil 0 kg 2 ITA-Rangierprofil 200 kg 3 ITA-Fahrprofil 400 kg 4 ITA-Rangierprofil 400 kg 5 ITA-Fahrprofil 200 kg 6 ITA-Rangierprofil 1400 kg Während beim ITA-Fahrprofil ausschließlich Fahrbewegungen durchgeführt werden, besteht das ITA-Rangierprofil aus vielfältigen Arbeitsaktionen des Hubmasts und einem nur geringen Anteil an hierfür notwendigen Rangierbewegungen. Abbildung 4 stellt die beiden aufgestellten Arbeitsprofile dar. 20 Projektergebnisse Abbildung 4: Aus Kundennutzungsdaten erarbeitetes Fahr-(links) und Rangierprofil (rechts) Durch ein individuelles Zusammenfügen dieser beiden Arbeitsprofile kann je nach erwartetem Einsatz eines Flurförderzeugs bei einem bestimmten Betreiber ein eigens angepasster Arbeitszyklus zusammengestellt werden. Zur Ergänzung der folgenden Versuchsmessungen wurden zudem die aus Normung und Literatur bekannten Arbeitsspiele für Flurförderzeuge recherchiert. Aufgrund seiner weiten Verbreitung als Maßstab zur Ermittlung und zum Vergleich des Energieverbrauchs von Flurförderzeugen wurde das Verbrauchsarbeitsspiel der VDI-Richtlinie 2198 [VDI02] als Ergänzung der Versuchsmessungen berücksichtigt. Abbildung 5 zeigt die Abfolge dieses Zyklus. Abbildung 5: Arbeitsspiel zur Verbrauchsermittlung nach VDI-Richtlinie 2198 Des Weiteren wurde auch das in Abbildung 6 dargestellte Arbeitsspiel nach Theo Egberts [Egb00] für die folgenden Untersuchungen ausgewählt. 21 Projektergebnisse Abbildung 6: Arbeitszyklus für Flurförderzeuge nach Theo Egberts Dieser Arbeitszyklus stellt eine deutliche Erweiterung des Verbrauchsspiels der VDIRichtlinie 2198 dar und wurde als Testmethode zur Bestimmung der Leistungsfähigkeit von Flurförderzeugen durch die Fachzeitschriften „Transport & Opslag“ (NL) und „F+H Fördern und Heben“ bekannt. Als besonderes Belastungsszenario wurden, stellvertretend für Fahrbahnunebenheiten und kleinere Fahrbahnhindernisse, auch Versuchsmessungen mit Schwellenüberfahrten durchgeführt. Um weitestgehend reproduzierbare Testbedingungen sicherzustellen, wurde sich an dem Versuchsaufbau der DIN EN 13059 „Sicherheit von Flurförderzeugen – Schwingungsmessung“ [DIN09a] orientiert. Hierbei fährt das Flurförderzeug mit einer definierten Geschwindigkeit über zwei aufeinanderfolgende Fahrbahnschwellen mit einer je nach Fahrzeugtyp festgelegten Schwellenhöhe h, wie in Tabelle 9 aufgeführt ist. 22 Projektergebnisse Tabelle 9: Klassen der Flurförderzeuge und zugehörige Prüfbedingungen nach DIN EN 13059 Klasse Spezifikation des Flurförderzeugs Spezifikation der Versuchsstrecke 1 2 3 Reifenart PU-Reifen PU-Reifen oder VollgummiReifen mit zylindrischem oder konischem Fuß Vollgummi- oder Luftreifen Mittlerer Raddurchmesser (Ø) [mm] Ø ≤ 200 200 < Ø Ø ≤ 645 Bauart der Flurförderzeuge Plattformwagen, von Fahrer gesteuert usw. Schubgabel- und rahmenstapler, usw. Portalhubwagen, Gegengewichtsstapler usw. Länge (l) der Versuchsstrecke [m] 15 25 Höhe (h) der Schwellen [mm] 5 Abstände (a und b) der Schwellen [m] 4 und 6 5 und 10 Geschwindigkeit v [km/h] 5 7 8 4 645 < Ø ≤ 1200 10 10 Den der Norm entsprechenden Aufbau der Teststrecke erläutert Abbildung 7. 23 5 1200 < Ø ≤ 2000 15 Projektergebnisse Abbildung 7: Kennwerte der Versuchsstrecke nach DIN EN 13059 Flurförderzeuge der Klassen 1 bis 4, wie auch dieser im Projekt ausgewählte Schubmaststapler, müssen dabei mit einer Nutzlast von 50 % bis 60 % der Nenntraglast geprüft werden. Der Schwerpunkt der Last wird im Nennlastschwerpunktabstand des Flurförderzeugs vorgegeben. Um eine Vielzahl der in der Praxis auftretenden Konstellationen an Überfahrten von Fahrbahnunebenheiten abbilden und untereinander vergleichen zu können, wurde in den durchgeführten Untersuchungen neben der Nutzmasse mL auch die Schwellenhöhe h und die Überfahrgeschwindigkeit v des Flurförderzeugs variiert. Abbildung 8 zeigt den realisierten Versuchsaufbau mit der Angabe der Variationsparameter. Abbildung 8: Belastungsaufnahme bei einer Schwellenüberfahrt 24 Projektergebnisse 4.2.2 Integration von Messtechnik am Referenz-Flurförderzeug Zur Aufnahme der elektrischen und mechanischen Wechselgrößen an den ausgewählten Komponenten des Referenz-Flurförderzeugs wurde den Forschungsstellen durch den Hersteller ein baugleicher Versuchsstapler zur Verfügung gestellt. In diesen wurde ein CompactDAQ-Datenerfassungssystem von National Instruments® mit verschiedenen Analogeingangsmodulen für die Aufzeichnung von Spannungen, Strömen und Beschleunigungen integriert. Die Stromversorgung des Datenerfassungssystems erfolgte über eine eigene Batterie unabhängig von dem elektrischen Netzwerk des Flurförderzeugs. Den hierzu hinter dem Bedienersitz des Versuchsstaplers befestigten Aufbau zeigt die Abbildung 9. Abbildung 9: Aufbau des modularen Datenerfassungssystems mit zugehöriger Peripherie Die durch das Datenerfassungssystem ausgegebenen Kenngrößen werden mit einem in der Entwicklungsumgebung LabVIEW geschriebenen Programm auf einem angeschlossenen Personal Computer verarbeitet und gespeichert. Tabelle 10 und Tabelle 11 zeigen die zwei während der Versuchsmessungen verwendeten Konfigurationen des Datenerfassungssystems zur Aufnahme der unterschiedlichen Messgrößen. 25 Projektergebnisse Tabelle 10: Belegung des modularen Messdatenerfassungssystems – Variante 1 Modul Spannungseingangsmodul Kanal Messgröße Messbereich Abtastrate -60 V – +60 V max. 0 Spannung Fahrantriebsregel. 1 Spannung Hubantriebsregel. 2 Spannung Bedienhebel 3 Spannung Bordcomputer 4 Spannung Fahrpedal 5 Spannung Bremspedal 6 Spannung Reflexlichtsens. re. 7 eereli.rre. Spannung Reflexlichtsens. li. 8 frei 9 Masse 0 Strom Bedienhebel 1 Strom Bordcomputer 2 Strom Fahrpedal 3 Strom Bremspedal 0 Shunt Fahrantriebsregel. -60 V – +60 V max. 1 Shunt Hubantriebsregel. (Shunt: 0,06 V ≡ 400 A) je 50 kS/s 2 frei 3 frei 0 Beschleunigung x-Richtung -5 V – +5 V max. 1 Beschleunigung y-Richtung 2 Beschleunigung z-Richtung 3 frei Σ 800 kS/s NI 9221 Stromeingangsmodul 0A–5A max. je 50 kS/s NI 9227 Spannunseingangsmodul NI 9229 Geräusch- und Schwingungsmodul NI 9234 26 je 51,2 kS/s Projektergebnisse Tabelle 11: Belegung des modularen Messdatenerfassungssystems – Variante 2 Modul Spannungseingangsmodul Kanal Messgröße Messbereich Abtastrate -60 V – +60 V max. 0 Spannung Fahrantriebsregel. 1 Spannung Hubantriebsregel. 2 Spannung Bedienhebel 3 Spannung Bordcomputer 4 Spannung Fahrpedal 5 Spannung Bremspedal 6 Spannung Reflexlichtsens. re. 7 eereli.rre. Spannung Reflexlichtsens. li. 8 frei 9 Masse 0 Beschleunigung 2 x-Richtung 1 Beschleunigung 2 y-Richtung 2 Beschleunigung 2 z-Richtung 3 frei 0 Shunt Fahrantriebsregel. -60 V – +60 V max. 1 Shunt Hubantriebsregel. (Shunt: 0,06 V ≡ 400 A) je 50 kS/s 2 frei 3 frei 0 Beschleunigung x-Richtung -5 V – +5 V max. 1 Beschleunigung y-Richtung 2 Beschleunigung z-Richtung 3 frei Σ 800 kS/s NI 9221 Geräusch- und Schwingungsmodul -5 V – +5 V max. je 50 kS/s NI 9233 Spannunseingangsmodul NI 9229 Geräusch- und Schwingungsmodul je 51,2 kS/s NI 9234 An den Komponenten der Leistungselektronik, also der Fahrantriebsregelung und der Hubantriebsregelung, erfolgte die Messung des Stroms indirekt durch die Aufnahme des Spannungsabfalls an Nebenschlusswiderständen (Shunts), die in die Versorgungsleitungen zwischen der Traktionsbatterie und den Komponenten eingefügt wurden, siehe Abbildung 10. 27 Projektergebnisse Abbildung 10: Stromflussermittlung per Spannungsabfall über Nebenschlusswiderstände Um die während der Versuchsmessungen gefahrenen Geschwindigkeiten wesentlich genauer als mit der Anzeige des Bordcomputers bestimmen zu können, wurde der Versuchsstapler mit je einem Reflexlichtsensor an den beiden Lasträdern ausgestattet, wie in Abbildung 11 zeigt. Abbildung 11: Drehzahlerfassung über optische Sensoren an den Lasträdern Die auf einem Viertelkreis der Seitenflächen der Lasträder angebrachte Reflexlichtfolie erzeugt während ihrer Erfassung im Spannungsverlauf der Sensoren einen Anstieg um etwa 2,5 V gegenüber dem sonst um den Nullpunkt schwankenden Signal. Das angewandte Verfahren, aus diesem Signalverlauf eine Durchschnittsgeschwindigkeit für einen bestimmten Zeitabschnitt der Versuchsmessung zu ermitteln, ist in Abbildung 12 dargestellt. 28 Projektergebnisse Abbildung 12: Auswertung der gefahrenen Geschwindigkeit des Versuchsstaplers Insbesondere in Bezug auf die Versuchsmessungen mit Schwellenüberfahrten konnte die Überfahrgeschwindigkeit durch die Auswertung der aufgezeichneten Signale nachträglich sehr genau bestimmt werden. Für die Versuchsdurchführung wurde zunächst auf Basis der Bordcomputeranzeige (Auflösung +/- 1 km/h) eine feste Geschwindigkeit durch einen Pedalanschlag eingestellt. Eine ebenfalls getestete Anordnung von mehreren reflektierenden Bereichen pro Radumdrehung für eine noch genauere Auflösung der Fahrgeschwindigkeit erwies sich trotz der durch den Hersteller angegebenen Sensorschaltfrequenz von fSchalt. = 320 Hz insbesondere bei höheren Fahrgeschwindigkeiten als nicht ausreichend zuverlässig. Ergänzend zu dem vorgestellten Datenerfassungssystem wurde an dem Versuchsstapler ein Dualkamerasystem zur Überwachung des Hubmasts und des Bedienerarbeitsplatzes befestigt. Die mit einer Videorate von 30 Bilder je Sekunde (30 fps) konnten dabei bereits während der Versuchsdurchführung in die grafische Benutzeroberfläche des eingesetzten LabVIEWProgramms integriert werden, wie Abbildung 13 zeigt. 29 Projektergebnisse Abbildung 13: Benutzeroberfläche mit Kameraeinbindung während einer Versuchsmessung Durch die parallele und zeitgleiche Anzeige mit der grafischen Messdatenausgabe können durch einen Videomitschnitt der Benutzeroberfläche während der nachträglichen Datenauswertung auch markante Verläufe in den aufgezeichneten Kenngrößen besonderen Bedienmanövern und Betriebssituationen zugeordnet werden. Eine Übersicht des mit der vorgestellten Mess- und Aufzeichnungstechnik für die Reihenuntersuchungen vorbereiteten Versuchsstaplers zeigt Abbildung 14. Abbildung 14: Für die Reihenuntersuchung mit Messtechnik ausgerüsteter Versuchsstapler 4.2.3 Auswertung der Messergebnisse Unter Berücksichtigung der in Abschnitt 4.2.1 vorgestellten Arbeitsszenarien sind Reihenuntersuchungen mit dem Versuchsstapler durchgeführt worden. Für die anschließende Auswertung sind die aufgenommenen Messdaten mit einem hierfür programmierten Matlab-Tool eingelesen und visualisiert worden. In Hinblick auf die späteren Untersuchungen am Schwingprüfstand (siehe Abschnitt 4.3.4) war insbesondere auch die vertikal zur Fahrbahnebene auftretende Beschleunigungsbeanspruchung der Komponenten von Interesse, die 30 Projektergebnisse nachfolgend schwerpunktmäßig dargestellt wird. Die Auswertung der Messergebnisse konzentriert sich dabei auf die Ermittlung der maximalen Beschleunigungseinwirkung, die Bewertung der Beschleunigungsverläufe und die Ermittlung charakteristischer Frequenzen aus den Beschleunigungsverläufen. 4.2.3.1 Lokalisierung der Beschleunigungen Bei der Versuchsauswertung wurde insbesondere berücksichtigt, in welchen Betriebssituationen die maximalen Beschleunigungsbelastungen auf die untersuchten Komponenten auftreten. Dabei sind auch Korrelationen zwischen den mechanischen Beschleunigungen und elektrischen Kenngrößenverläufen ermittelt worden, die nachfolgend am Beispiel der Fahrantriebsregelung (FS) und dem Bedienhebel des Hubgerüsts (BH) vorgestellt werden. Die jeweiligen Maximalwerte in den in vertikaler Richtung ermittelten Beschleunigungsverläufen sind durch einen schwarzen Punkt dargestellt. Neben dem gemessenen Stromverlauf der Fahrantriebssteuerung (Strom FS) bei den reinen Fahrprofilen, wie die Schwellenüberfahrten sowie das ITA-Fahrprofil, werden in den Grafiken zu den Arbeitsspielen mit kombinierten Rangierszenario, wie ITA-Rangierprofil, Egberts sowie VDI, auch der aufgenommene Stromverlauf der Hubsteuerung (Strom HS) gezeigt, um die Maximalbeschleunigung der jeweiligen Betriebssituation zuzuordnen. In Abbildung 15 ist eine Schwellenüberfahrt abgebildet. Die beiden Schwellen wurden zuerst von den Lasträdern – bei t = 7,1 s und t = 9,8 s – und anschließend von den Antriebsrädern – bei t = 7,8 s und t = 10,6 s – überfahren. Der Gleichstrom in der Versorgungsleitung von der Traktionsbatterie zur Fahrantriebsregelung zeigt davor in der Beschleunigungsphase des Versuchsstaplers einen deutlichen Anstieg in seinem Kenngrößenverlauf und entsprechend während der Verzögerungsphase einen Abfall bis in den negativen Bereich aufgrund der Rekuperation des Stroms in den Akku des Staplers. 31 Projektergebnisse Abbildung 15: Kenngrößenverläufe einer Schwellenüberfahrt mit 400 kg, 7 km/h, 10 mm Die maximalen mechanischen Beschleunigungen auf die untersuchten Komponenten treten immer bei der Überfahrt der Fahrbahnschwellen auf. Die Schwelle wirkt dabei wie ein Hindernis, das eine Art Kraftstoß verursacht, der sich auch im Stromverlauf der Fahrantriebsregelung in Form von erhöhten Ausschlägen mit anschließenden Einschwingvorgängen widerspiegelt. Dieser Zusammenhang wird im Abschnitt 4.3.5 näher betrachtet. Ob die Maximalwerte in den Beschleunigungsverläufen bei der Überfahrt der Lasträder oder des Antriebsrads auftreten, hängt von der Nutzmasse, der Schwellenhöhe und der Fahrgeschwindigkeit des Versuchsstaplers ab. Im unbeladenen Zustand traten die gemessenen Maximalbeschleunigungen an der Fahrantriebsregelung häufiger bei der Überfahrt des Antriebsrads auf, beim Bedienhebel des Hubgerüsts sind sie fast ausschließlich bei der Überfahrt der Lasträder ermittelt worden. Werden die Schwellenüberfahrten mit Nutzmasse durchgeführt, sind die Maximalbeschleunigungen bei der Überfahrt des Antriebsrades sowie der beiden Lasträder gleich wahrscheinlich. Bei der Nachstellung des ITA-Fahrprofils tritt die maximale Beschleunigungseinwirkung auf die Fahrantriebsregelung, unabhängig von der Nutzmasse, immer bei der Einleitung einer Verzögerung der Fahrbewegung des Flurförderzeugs auf, siehe Abbildung 16. 32 Projektergebnisse Abbildung 16: Kenngrößenverläufe eines ITA-Fahrprofils ohne Nutzmasse Es wird vermutet, dass der zurückgeneigte Hubmast – aufgrund des Lagerspiels – bei starker Verzögerung nach vorn kippt und dadurch einen Stoß verursacht. Dieser ist umso größer, je weniger Nutzmasse der Stapler geladen hat und je geringer der Schubmast in Fahrtrichtung vorgeschoben ist. Die Nutzmassen üben offensichtlich eine Vorspannung auf den Hubmast aus, der den Stoß mindert. Die gemessenen Beschleunigungen fielen dadurch geringer aus. Beim Bedienhebel des Hubgerüsts treten die maximalen Beschleunigungseinwirkungen ebenfalls zu Beginn einer Fahrzeugverzögerung ein, jedoch rufen auch kleine Bodenunebenheiten bereits hohe Beschleunigungswerte hervor. Innerhalb des ITA- Rangierprofils werden nur Fahrbewegungen bis zu einer Geschwindigkeit von maximal 3 km/h durchgeführt, da der Schwerpunkt auf Ein- und Auslagerungsvorgänge gerichtet ist. Jedoch sind bei der Fahrantriebsregelung, unabhängig von der Nutzmasse, häufig die größten Beschleunigungseinwirkungen während des Übergangs von der Vorwärtsfahrt in den Verzögerungszustand gemessen worden, deren Ursache mit dem Lagerspiel des Hubmasts – wie im ITA-Fahrprofil beschrieben – zusammenhängt. Am Bedienhebel des Hubgerüsts sind die meisten Beschleunigungsmaxima – unabhängig von der verwendeten Nutzmasse – zu Beginn des Neigens des Hubgerüstes ermittelt worden. Trotz des spürbaren Stoßes beim Aus- und Einfahren des Teleskopzylinders des Hubmasts wurden dabei nur selten die maximalen Beschleunigungswerte festgestellt. Die Kenngrößenverläufe für das ITA-Rangierprofil sind in Abbildung 17 dargestellt. 33 Projektergebnisse Abbildung 17: Kenngrößenverläufe eines ITA-Rangierprofil ohne Nutzmasse Beim Arbeitszyklus nach Theo Egberts, siehe Abbildung 18, wird eine Nutzmasse zwischen zwei Positionen mehrfach verfahren und hierzu häufiger aufgenommen und wieder abgesetzt. Dabei wird eine Schleuse zwischen den beiden Endpositionen mit dem Stapler im beladenen und unbeladenen Zustand durchfahren. 34 Projektergebnisse Abbildung 18: Kenngrößenverläufe des Arbeitsspiels Egberts mit 933 kg Nutzmasse Die ersten beiden Ausschläge im Stromverlauf der Hubsteuerung bei t = 25 s bis t = 40 s beschreiben das Aufnehmen der Nutzmasse, wobei der letzte Ausschlag das Neigen des Hubgerüsts zur Fahrbereitschaft kennzeichnet. Diese Betriebssituation verursacht auch in diesem Beispiel die maximale Beschleunigungsbeanspruchung am Bedienhebel. Anschließend wird die Nutzmasse verfahren, an der dortigen Endposition dreimal auf 2 Meter Höhe angehoben und etwa zum Zeitpunkt t = 110 s abgesetzt. Die höchsten gemessenen Maximalbeschleunigungen an der Fahrantriebsregelung treten häufig zu Beginn der Verzögerung des unbeladenen Flurförderzeugs aus voller Fahrt heraus auf. Dadurch bestätigt sich die Vermutung, dass der Stoß beim Verzögern durch das Kippen des Hubmasts mit geringerer Nutzmasse größer ist. Die höchste Beschleunigungseinwirkung am Bedienhebel des Hubgerüsts ist beim Neigen des Hubmasts mit hoher Nutzlast aufgenommen worden. Auch bei Anwendung des Verbrauchsspiels nach VDI-Richtlinie 2198, siehe Abbildung 19, traten die maximalen Beschleunigungen an der Fahrantriebsregelung fast ausschließlich beim Einleiten einer Fahrzeugverzögerung auf. 35 Projektergebnisse Abbildung 19: Kenngrößenverläufe eines Arbeitsspiels VDI mit 933 kg Nutzmasse Im Gegensatz dazu wurden am Bedienhebel des Hubgerüsts bei Versuchsfahrten ohne Nutzmasse auch maximale Beschleunigungswerte am Ende oder zu Beginn von Hubvorgängen ermittelt. Bei höheren Nutzmassen wurden Beschleunigungsmaxima beim Neigen des Hubgerüsts festgestellt. 4.2.3.2 Ermittlung der maximalen Beschleunigungen Aus den einzelnen maximalen Beschleunigungswerten, die aus jeder gleichartigen Messung innerhalb einer Messreihe ermittelt wurden, wurden Mittelwerte gebildet, welche die Beschleunigungseinwirkung auf die untersuchten Komponenten des jeweiligen Arbeitsspiels repräsentiert. In diesem Abschnitt werden diese mittleren Maximalbeschleunigungen in den nachfolgenden Abbildungen bis auf Abbildung 24 gezeigt. In Abbildung 20 sind diese mittleren Maximalbeschleunigungen, gemessen an der Fahrantriebsregelung und am Bedienhebel für verschiedene Arbeitsspiele, dargestellt. 36 Projektergebnisse Beschleunigung [m/s²] BH FS 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 SW 14 km/h, SW 14 km/h, 11mm 5mm Egberts VDI ITA-F ITA-R Arbeitsspiele Abbildung 20: Maximalbeschleunigungen an der Fahrantriebsregelung und am Bedienhebel Aus dem Diagramm wird deutlich, dass die gemessenen vertikalen Beschleunigungen an der Fahrantriebssteuerung sowie am Bedienhebel des Hubgerüsts bei den Schwellenüberfahrten mit einer Fahrgeschwindigkeit von v = 14 km/h und einer Schwellenhöhe von h = 11 mm am höchsten sind. Am Bedienhebel des Hubgerüsts wurden unter diesen Bedingungen vertikale Beschleunigungen von a = 95 m/s² gemessen. Die zweithöchste Beschleunigungsbeanspruchung erfolgt, mit deutlichem Abstand, im VDI-Verbrauchsarbeitsspiel mit einer gemittelten Maximalbeschleunigung von a = 43 m/s². Innerhalb der anderen Arbeitsspiele und der Schwellenüberfahrt mit 14 km/h und 5 mm Schwellenhöhe liegen die Werte mit a = 31 m/s² bis a = 37 m/s² dicht beieinander, wobei innerhalb des ITA-Rangierprofils die geringsten Beschleunigungen auftreten. Die Beschleunigungswerte gemessen an der Fahrantriebssteuerung weisen geringere Beträge gegenüber den Messungen am Bedienhebel auf, jedoch ist die Reihenfolge der Beschleunigungsbeanspruchung auf die jeweiligen Arbeitsspiele gleich. Aufgrund dieser Ergebnisse wurde bei den weiteren Versuchsmessungen ein besonderer Schwerpunkt auf die Schwellenüberfahrten gelegt, bei denen im Weiteren die Nutzmasse, Geschwindigkeit und Schwellenhöhe variiert wurde. In Abbildung 21 wird, anhand der auftretenden Maximalbeschleunigungen an der Fahrantriebssteuerung, die Abhängigkeit der Schwellenhöhe bei konstanter Nutzmasse sowie Überfahrgeschwindigkeit gezeigt. 37 Projektergebnisse Beschleunigung [m/s²] 40 35 30 25 20 15 10 5 0 11 9 7 5 3 Schwellenhöhe [mm] Abbildung 21: Schwellenüberfahrt bei 7 km/h und 1400 kg Nutzmasse – FS Das Diagramm zeigt, dass mit abnehmender Schwellenhöhe in 2 mm-Schritten die vertikale Beschleunigung nahezu linear um den Faktor 1,3 bis 1,35 abnimmt. Damit ergibt sich ein direkter Zusammenhang von gemessener Beschleunigung und variierter Schwellenhöhe. In nachfolgender Abbildung sind die vertikalen Beschleunigungen aller Arbeitsspiele, gemessen am Bedienhebel, dargestellt. Abbildung 22 zeigt die gemittelten Maximalbeschleunigungen für den Bedienhebel des Hubgerüsts unter Anwendung von zwei verschiedenen Geschwindigkeiten und Schwellenhöhen sowie einer schrittweisen Variation der Nutzmassen. Beschleunigungen [m/s²] 7 km/h, 5 mm 14 km/h, 5 mm 7 km/h, 11 mm 14 km/h, 11 mm 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0 100 200 300 400 500 600 800 1000 1200 1400 Nutzmassen [kg] Abbildung 22: Variierte Schwellenüberfahrten – Maximalbeschleunigungen am Bedienhebel Aus der Abbildung wird deutlich, dass bei kleiner oder größer werdender Nutzmasse – bei gleichbleibender Geschwindigkeit sowie Schwellenhöhe – der Beschleunigungsverlauf nicht 38 Projektergebnisse stetig zu dieser Änderung ist, da die Nutzmasse das Schwingungssystem des Staplers beeinflusst. Weiterhin ist zu sehen, dass die Schwellenüberfahrten mit der Geschwindigkeit von 7 km/h und einer Schwellenhöhe von 11 mm häufiger höhere Beschleunigungswerte erzielen als die Schwellenüberfahrten mit einer Geschwindigkeit von 14 km/h und einer Schwellenhöhe von 5 mm. Mit dieser Aussage wird in Bezug zur Schwellenüberfahrt von v = 7 km/h und h = 5 mm geschlussfolgert, dass eine Vergrößerung der Schwellenhöhe von 5 mm auf 11 mm größere Beschleunigungseffekte hervorruft, als die Verdopplung der Geschwindigkeit von 7 km/h auf 14 km/h. Im Falle von Schwellenüberfahrten mit v = 14 km/h und h = 11 mm treten in allen Nutzmassenvarianten die größten Beschleunigungswerte auf. Ähnliche Versuche sind mit dem Fahrpedal unternommen, siehe Abbildung 23. Beschleunigungen [m/s²] 7 km/h, 5 mm 14 km/h, 5 mm 7 km/h, 11 mm 14 km/h, 11 mm 350 300 250 200 150 100 50 0 0 100 200 300 400 500 600 800 1000 1200 1400 Nutzmassen [kg] Abbildung 23: Variierte Schwellenüberfahrten – Maximalbeschleunigung am Fahrpedal In Abbildung 23 bestätigt sich der erhöhte Einfluss der Veränderung der Schwellenhöhe gegenüber dem Einfluss der Geschwindigkeit bei konstanter Nutzmasse. Die Veränderung der Nutzmasse bei konstanter Schwellenhöhe und konstanter Geschwindigkeit zeigen auch hier, dass dies zu einer Veränderung des Schwingungssystems des Staplers führt. Es wird besonders deutlich, dass die gemessenen vertikalen Beschleunigungen im Gegensatz zu den vorangegangen Komponenten beim Fahrpedal am größten sind. Auffällig ist hier, dass für die Nutzmassen von 100 kg bis 300 kg sowie 500 kg die Beschleunigungen unter den kritischen Parametern – maximale Geschwindigkeit und größte Schwellenhöhe – fehlen. An diesen Stellen ist der Beschleunigungsverlauf bei jeder Messfahrt zum Zeitpunkt der Maximalbeschleunigung abgedriftet und brachte somit einen ungültigen Signalverlauf. Ein gültiges Signal soll in Abbildung 24 bei einer Schwellenüberfahrt von 600 kg Nutzmasse und den kritischen Parametern (v = 14 km/h sowie h = 11 mm) gezeigt werden. Abbildung 24 zeigt dabei den maximalen Messwert von allen Messfahrten aller Arbeitsspiele auf. 39 Projektergebnisse Abbildung 24: Schwellenüberfahrt bei 600 kg, 14 km/h, 11 mm - FP Der ermittelte Maximalwert stellt dabei das Maximum aller Untersuchungen am Versuchsstapler dar. Zum Zeitpunkt der Schwellenüberfahrt des Antriebsrades bei t = 9,18 s stellt sich der Maximalwert ein. Wenige Millisekunden vor und nach der Maximalbeschleunigung sind die blau eingezeichneten Datenpunkte zu sehen, die aufgrund der hohen Abtastfrequenz von 2048 Hz einen charakteristischen Anstieg und Wiederabfall des Beschleunigungssignals für Schwellenüberfahrten repräsentieren. Weiterhin zeigen die Datenpunkte, dass die Beschleunigungswerte oberhalb von 300 m/s² zweimal erreicht werden. Die Untersuchungen der elektronischen Komponenten konzentrierten sich auf die Fahrantriebssteuerung, Bedienhebel sowie Fahrpedal. In Bezug auf den Bordcomputer sind dadurch nur wenige Messfahrten unternommen worden. Einen Überblick zu den Beschleunigungswerten aller gemessenen elektronischen Komponenten gibt Abbildung 25, bei der vergleichbare Schwellenüberfahrten mit 415 kg Nutzmasse mit einer Geschwindigkeit von 7 km/h und einer Schwellenhöhe von 10 mm durchgeführt wurden. Darin wird deutlich, dass die gemessenen vertikalen Beschleunigungen in der Reihenfolge der Messstellen von Fahrantriebssteuerung, Bordcomputer, Bedienhebel, Fahrpedal zunehmen, wobei die Beschleunigungen am Fahrpedal nahezu den 3-fachen Wert gegenüber der Beschleunigung an der Fahrantriebssteuerung aufweist. 40 Projektergebnisse 140 Beschleinigung [m/s²] 120 100 80 60 40 20 0 Fahrsteuerung Bordcomputer Bedienhebel Fahrpedal elektronische Komponenten Abbildung 25: Schwellenüberfahrt bei 415 kg, 7 km/h, 10 mm 4.2.3.3 Bewertung der Beschleunigungen Um auf Basis der ermittelten mechanischen Beanspruchungsverläufe die erwartete Lebensdauer der betrachteten Komponenten miteinander vergleichen zu können, wurde die aus der Betriebsfestigkeit bekannte Rainflow-Klassierung herangezogen. Der Algorithmus dieses zweiparametrischen Klassierverfahrens orientiert sich an der Vorstellung, dass ein Regenfluss über die in senkrechter Richtung dargestellte Beschleunigungs-Zeit-Funktion abläuft. Für diese Regenflüsse gibt es definierte Mischungs- und Stopp-Regeln, die eine Erkennung der Schwingspiele ermöglichen. Dabei werden Hysteresen geschlossen, die als Schädigungsereignis zu bewerten sind. Aus der daraus entstehenden Rainflow-Matrix wird für jedes Schwingspiel ein Ersatzschwingspiel für die Bewertung der Schädigung gebildet. Dieses besteht aus der Summe aller Schwingspiele und mittleren Schwingspielen der jeweiligen Klasse: ∑( ) mit Saers,i,j Ersatzschwingspiel Sai,j Schwingspiel M Mittelspannungseinflussfaktor Smi,j Mittelwert des Schwingspiels i, j Klassengrenze des Schwingspiels 41 Projektergebnisse Die Bewertung der Schädigung mit der Rainflow-Klassierung stammt aus der Betriebsfestigkeit. Dort ist diese Methode weit verbreitet, da sie die Schädigung bis heute am besten widerspiegelt. Allerdings enthält sie mit dem Mittelspannungseinflussfaktor M eine bauteil- und werkstoffabhängige Größe, die für Beschleunigungsbelastungen im Gegensatz zu mechanischen Spannungen nicht bekannt ist. Dadurch ist der Mittelspannungseinfluss nicht bestimmbar. Entsprechend seiner Definition liegt er im Wertebereich zwischen 0 und 1. Somit können für die jeweiligen Belastungsszenarien nur vergleichende Aussagen über das Schädigungspotential der verschiedenen Versuchsreihen getroffen werden. Insbesondere sind diese für eine vergleichende Betrachtung unterschiedlicher Fahr- und Belastungssituationen interessant [Eul06]. Die Berechnung der Rainflow-Matrix wurde mithilfe eines Matlab-Tools realisiert. Die Klassierung wurde mit 32 Klassen über dem gesamten Verlauf eines Arbeitsspiels vorgenommen. Der Schädigungsfaktor setzt sich aus den Mittelwerten der jeweiligen Ersatzschwingspiele zusammen, die auf die Anzahl des jeweiligen Schwingspiels normiert ist. Die berechneten Schädigungsfaktoren aus den Beschleunigungsverläufen der verschiedenen GabelstaplerBetriebsszenarien werden einander gegenübergestellt. Die Auswertung zeigt, dass vor allem in Bezug auf den Bedienhebel des Hubgerüsts für diesen Staplertyp die Überfahrt von Bodenschwellen mit mehr als 5 mm Höhe und einer Geschwindigkeit größer als 7 km/h als überdurchschnittlich schädigend einzustufen ist. Die ermittelten Schädigungsfaktoren ohne Nutzmasse sind in Abhängigkeit von dem Mittelspannungseinflussfaktor in Abbildung 26 zusammengestellt. Schädigungsfaktor M=0 M=1 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 Schwelle, Schwelle, Schwelle, Schwelle, 11 mm, 11 mm, 5 mm, 5 mm, 14 km/h 7 km/h 14 km/h 7 km/h Egberts VDI ITA-R ITA-F Abbildung 26: Vergleich der Schädigungsfaktoren der vertikalen Beschleunigung am Bedienhebel Dem Diagramm ist zu entnehmen, dass die Geschwindigkeit und die Schwellenhöhe bei den Schwellenüberfahrten – wie anhand der gemessenen Beschleunigungswerte erwartet – ei- 42 Projektergebnisse nen erheblichen Einfluss auf das Schädigungsverhalten haben. Es ist zu erkennen, dass die Schwellenfahrten – besonders bei großer Mittelspannungsempfindlichkeit – eine deutlich größere Schädigung hervorrufen als die anderen Testszenarien. Das trifft auch auf die weiteren betrachteten Komponenten, wie die Antriebsregelungen, das Fahrpedal und den Bordcomputer zu. Das folgende Diagramm zeigt den Schädigungsfaktor des Fahrpedals bei verschiedenen Nutzmassen, Schwellenhöhen und unterschiedlichen Überfahrgeschwindigkeiten. 7 km/h, 5 mm 14 km/h, 5 mm 7 km/h,11 mm 14 km/h, 11 mm Schädigungsfaktor 6 5 4 3 2 1 0 0 100 200 300 400 500 600 800 1000 1200 1400 Nutzmassen in kg Abbildung 27: Schädigungsfaktor am Fahrpedal bei Schwellenfahrten für M = 0 Werden die Werte der Schwellenüberfahrt des Bedienhebels bei M = 0 aus Abbildung 26 mit der Schädigung aus Abbildung 27 des Fahrpedals ohne Nutzmasse verglichen, so ist zu erkennen, dass die Schädigungsfaktoren zum Teil um mehr als den Faktor 2 auseinander liegen. Daraus wird geschlussfolgert, dass das Fahrpedal bei einer Fahrt über eine 11 mm hohe Schwelle ohne Nutzmasse mehr geschädigt wird, als der Bedienhebel des Hubgerüsts. Die aus den Versuchsmessungen resultierenden Datensätze sowie die Berechnungen des Schädigungspotentials bestimmter Beanspruchungssituationen und Betriebsbedingungen stehen als Zwischenergebnis des Forschungsprojekts in Form von elektromechanischen Belastungskollektiven zur Verfügung. 4.2.3.4 Ermittlung der Frequenzen aus den Beschleunigungen Im Hinblick auf die folgenden Lebensdaueruntersuchungen, wurden neben den Beschleunigungsverläufen im Zeitbereich auch die enthaltenen Frequenzen untersucht. Wiederum über ein Matlab-Tool wurde eine Fast-Fourierreihen-Analyse (FFT) mit den aufgenommenen Signalverläufen durchgeführt. Das daraus erzeugte Frequenz-Beschleunigungsverhalten zeigt die Häufigkeit der auftretenden Frequenzen an. Um den Frequenzbereich deutlicher hervor- 43 Projektergebnisse zuheben und Aussagen über Korrelationen zwischen den mechanischen und elektrischen Kenngrößen zu treffen, wurden die aus der Signalverarbeitung sowie zur Analyse von Schallsignalen bekannten Frequenz-Spektrogramme zur Visualisierung herangezogen. In Abbildung 28 ist ein Beispiel von einem Beschleunigungs-Zeit-Verlauf (linker Bereich), der Verlauf der FFT sowie das Spektrogramm (rechter Bereich) zu sehen. Gemessen wurde an der Fahrantriebsregelung bei der Überfahrt einer 11 mm hohen Schwelle mit 1400 kg Nutzmasse und einer Geschwindigkeit von 11 km/h. Abbildung 28: Schwellenüberfahrt bei 1400 kg, 11 km/h, 11 mm – vertikale Beschleunigung (FS) Die Ausschläge der Überfahrt der Schwelle mit dem Antriebsrad zum Zeitpunkt t = 8,2 s und den Lasträdern zum Zeitpunkt t = 11,5 s spiegeln sich im Beschleunigungs-Zeit-Verlauf sowie im rot eingefärbten Bereich im Spektrogramm wider. Aus dem Spektrogramm werden die häufig auftretenden Frequenzen im Bereich von 0 Hz bis 300 Hz durch die rot-gelbe Markierung deutlich. Weitere Frequenzschaubilder für die Fahrantriebsregelung ähneln der gezeigten Abbildung. Der Verlauf der schwarz hinterlegten FFT zeigt markante Eigenfrequenzen. Wird nun der Verlauf des Versorgungsstroms der Fahrantriebsregelung dieser Schwellenfahrt in einer vergleichbaren Darstellung betrachtet, so finden sich viele dieser markanten Frequenzen wieder, siehe Abbildung 29. Auch in diesem Schaubild ist deutlich die Überfahrt der Lasträder zu den genannten Zeitpunkten zu sehen. 44 Projektergebnisse Abbildung 29: Schwellenüberfahrt bei 1400 kg, 11 km/h, 11 mm - Strom (FS) In allen Messungen sind am Fahrpedal sowie an der Fahrantriebsregelung durch die FFT derartige charakteristische Frequenzen ermittelt worden, die mit ihrer Frequenz nahezu übereinstimmen. Diese charakteristischen Frequenzen können als Eigenfrequenzen des Fahrantriebs angesehen werden, die sich auf das Fahrpedal verstärkend überträgt. Beim Bedienhebel des Hubgerüsts sowie dem Bordcomputer wurde für alle Versuchsmessungen nur ein Grundrauschen ermittelt. Aus dem Vergleich der Abbildung 28 und Abbildung 29 wird deutlich, dass Korrelationen zwischen der vertikalen mechanischen Schwing- und Stoßbelastung und den elektrischen Kenngrößenverläufen des Fahrantriebs bestehen. Das belegt insbesondere der Vergleich der charakteristischen Frequenzen. Um die Ursache dieser gegenseitigen Beeinflussung von mechanischen und elektrischen Beanspruchungen zu identifizieren, wurden verschiedene Untersuchungen an einem Flurförderzeug-Antriebsprüfstand durchgeführt, die in Abschnitt 4.3.3 und 4.3.5 beschreiben werden. Des Weiteren sind starke Ausschläge im Stromsignal bei der Überfahrt von Fahrbahnschwellen sichtbar gewesen, weshalb theoretisch optimale Kenngrößenverläufe des Fahrantriebs anhand eines Starrkörpermodells errechnet und mit den realen Kenngrößenverläufen der Fahrantriebsregelung verglichen wurden, um das Regelverhalten des Flurförderzeugantriebs zu bewerten. 45 Projektergebnisse 4.2.4 Zusammenfassung und Ergebnisse der Aufnahme von Belastungskollektiven Anhand von vorliegenden Kundennutzungsdaten baugleicher Schubmaststapler wurde für das Referenz-Flurförderzeug ein modulares Arbeitsszenario aufgestellt, das je nach erwarteten Einsatzbedingungen aus verschiedenen Anteilen des ITA-Fahrprofils und des ITARangierprofils zusammengesetzt werden kann. Des Weiteren wurden auch aus Literatur und Normung bekannte Arbeitszyklen recherchiert. Eine besondere Beanspruchungssituation wird durch praxisnahe Schwellenüberfahrten, angelehnt an die DIN EN 13059, nachgebildet. Für die Versuchsmessungen wurde durch den Hersteller ein entsprechender Schubmaststapler bereitgestellt, der von den Forschungsstellen mit einem Messdatenerfassungssystem zur Aufnahme von elektrischen und mechanischen Kenngrößen an den ausgewählten Elektronikkomponenten ausgerüstet wurde. Weitere Sensoren und ein Dualkamerasystem ergänzen den Aufbau am Versuchsstapler und lieferten während der Reihenuntersuchungen wichtige Daten für die Auswertung. Diese ergab für Schwellenüberfahrten Maximalbeschleunigungen in Höhe der Überfahrten von Lastrad oder Antriebsrad. Bei den anderen Arbeitsspielen – ITA-Fahrprofi, ITA-Rangierprofil, Egberts oder VDI – treten die Maximalbeschleunigungen an der Fahrantriebsregelung meistens aus der gleichförmigen Fahrt heraus in die Verzögerung auf. Beim Bedienhebel werden die maximalen vertikalen Beschleunigungen häufig beim Bewegen – Neigen und Senkrechtstellen – des Hubgerüsts des Staplers gemessen. Die Zugabe von Nutzmasse lässt die Maximalbeschleunigungen gelegentlich an anderen Vorgängen – wie bei Schubbewegungen des Hubgerüsts, das Anheben oder Senken der Nutzmasse – entstehen. Somit führt die Nutzmasse zu einer Veränderung des Schwingungsverhaltens, was auch aus den Diagrammen variierter Schwellenüberfahrten aus Abbildung 22 und Abbildung 23 hervorgeht. Der Einfluss der Schwellenhöhe ist dabei stärker beobachtet worden als der Einfluss der Geschwindigkeit. Beide – Schwellenhöhe oder Fahrgeschwindigkeit – führen bei einer Steigerung in jedem Fall zu einer Erhöhung der Beschleunigung. Das Fahrpedal wird dabei am meisten beansprucht, gefolgt vom Bedienhebel und dem Bordcomputer. Die Fahrantriebsregelung weist in allen Vergleichsmessungen die geringsten Beschleunigungswerte auf. Die Schwellenüberfahrten erbrachten unter den kritischen Bedingungen – maximale Fahrgeschwindigkeit (14 km/h) und maximaler Schwellenhöhe (11 mm) – die größten Beschleunigungen und erbrachten nach der Rainflow-Klassierung mit Abstand die größte Schädigung. Erst bei einer Fahrgeschwindigkeit von 7 km/h und einer Schwellenhöhe von 5 mm wurde das Schädigungsniveau von Egberts, VDI, ITA-Fahrprofil und ITARangierprofil erreicht, wobei letzteres von allen Arbeitsspielen die geringste Schädigung zeigte. Aus den Fourierreihenanalysen bzw. den Spektrogrammen haben sich für den Fahrantrieb sowie dem Bedienhebel die meist beanspruchten Frequenzen im Bereich von 0 Hz bis 300 Hz ergeben. Dieser Bereich ist maßgebend für die Nachbildung der Kollektive. Die 46 Projektergebnisse Schwellenüberfahrten zeigten zum Zeitpunkt der Überfahrt des Antriebsrades bzw. der Lasträder nicht nur Schwingungen in dem Beschleunigungs-Zeit-Verlauf, sondern auch im StromVerlauf der Fahrantriebsregelung. 4.3 Nachbildung der Kollektive Mit den errichteten Prüfumgebungen wurden elektrische, mechanische und thermische Betriebsbeanspruchungen unter Laborbedingungen nachgestellt, um das Verhalten der ausgewählten Elektronikkomponenten zu beobachten und Zerstörschwellen in Abhängigkeit von Beanspruchungshöhe und Beanspruchungshäufigkeit zu ermitteln. Die aufgebrachten Beanspruchungen wurden dabei mit den Messergebnissen am Versuchsstapler abgeglichen um den Praxisbezug in Hinblick auf die realen Einsatz- und Umgebungsbedingungen sicher zu stellen. 4.3.1 Untersuchungen mit einem hochdynamischen Gleichstromnetzgerät Bei den Versuchsmessungen mit dem Referenz-Flurförderzeug ist aufgefallen, dass die elektromechanischen Bedieneinrichtungen nicht während ihrer Betätigung im Betrieb, sondern beim Ein- und Ausschalten über die Versorgungsspannung den Beanspruchungen mit dem vermutlich höchsten Schädigungspotenzial ausgesetzt sind. Dabei handelt es sich um Stromspitzen, deren Höhe ein Vielfaches des normalen Stromflusses im Betrieb beträgt. Abbildung 30 zeigt beispielhaft den Verlauf von Spannung und Strom in der Versorgungsleitung zum Bedienhebel des Hubgerüsts während des Einschaltens. Abbildung 30: Verlauf von Spannung und Strom der DC-Zuleitung des Solopilot-Bedienhebels 47 Projektergebnisse Um unter Laborbedingung das oben beschriebene Beanspruchungsszenario automatisiert untersuchen zu können, wurde ein Prüfaufbau mit einem programmierbaren Labornetzgerät errichtet. Die wichtigsten technischen Daten des verwendeten Netzgeräts sind der Tabelle 12 zu entnehmen. Tabelle 12: Technische Daten des DC-Labornetzgeräts EA-PS 8160-60 2U HS 19" 2HE 3000W Bemessungsdaten Wert Nennstrom 16 A Nennspannung 230 V Frequenz (f) 45 – 65 Hz Ausgangsspannung (Uout) 0 – 160 V DC Ausgangsstrom (Iout) 0 – 60 A Max. Ausgangsleistung (Pout, max) 3 kW / 2,5 kW @ 205 V Um schnelle Spannungssprünge auch von hohen auf kleineren Spannungen darzustellen, ist das Netzgerät mit einem optionalen Zwei-Quadranten-Modul ausgestattet. Für eine verbesserte Dynamik sorgt hierbei eine integrierte elektronische Last, die eine schnellere Entladung von internen und externen Kapazitäten ermöglicht. Das Gleichstromnetzgerät wird über einen Analogeingang von einer Analogausgangskarte (NI 9263) angesteuert. Diese überträgt die am Versuchsstapler aufgezeichneten Kenngrößenverläufe von einem Personal Computer. Den gesamten Versuchsaufbau mit einem Hubgerüst-Bedienhebel als Prüfling zeigt Abbildung 31. Neben dem Bedienhebel wurde auch das Fahrpedal auf dieselbe Weise untersucht. 48 Projektergebnisse Abbildung 31: Prüfung der erreichbaren Ein- und Ausschaltzyklen am Bedienhebel Um die Dauer der Untersuchungen gegenüber dem realen Betrieb des Flurförderzeugs zu verkürzen wurden die Versuche zeitgerafft durchgeführt. Dafür wurden die Ein- und Ausschaltvorgänge mit einer Frequenz von f = 1 Hz automatisiert abgeprüft. Nach Rücksprache mit Vertretern der Zulieferunternehmen des projektbegleitenden Ausschusses ist die durch diese Frequenz vorgegebene Betriebsdauer ausreichend, um die in den Komponenten verbauten Kondensatoren nahezu vollständig zu laden beziehungsweise in den inaktiven Zeitabschnitten zu entladen. Zur vollständigen Funktionsüberprüfung während der Untersuchungen wurden die einzelnen Prüflinge in festgelegten Intervallen von 2.000 Zyklen am Flurförderzeug angeschlossen. Trotz der Ausblendung von Stillstandzeiten und der damit höheren thermischen Beanspruchung wurden das Fahrpedal und der Bedienhebel des Hubgerüsts in Hinblick auf die in einem gesamten Lebenszyklus des Flurförderzeugs erwartete Anzahl an Ein- und Ausschaltvorgängen abgeprüft. Dabei wurden 10 Inbetriebnahmen pro Tag angenommen, sodass sich in 20 Jahren bei einer täglichen Verwendung 73.000 Ein- und Ausschaltzyklen ergeben. Diese Anzahl wurde sowohl von einem geprüften Bedienhebel wie auch von einem Fahrpedal deutlich übertroffen, wie Tabelle 13 zeigt. 49 Projektergebnisse Tabelle 13: Abgeprüfte Ein- und Ausschaltzyklen der Bedieneinrichtungen Prüfling Anzahl der Zyken Ausfall / Auffälligkeiten Bedienhebel 102.000 nein 54.000 Kurzschlussabschaltungen bei 22.940 und 54.000 264.000 nein (1102069-02) Fahrpedal (00007507137608) Fahrpedal (00007507137606) Bei einem getesteten Fahrpedal ergab sich eine Kurzschlussabschaltung nach 22.940 Versuchszyklen. Der anschließende Funktionstest am Versuchsstapler zeigte jedoch keine Auffälligkeiten. Nach 54.000 Zyklen war dieses Fahrpedal dann zunächst defekt und wurde auch von der Bordelektronik des Schubmaststaplers nicht mehr erkannt. Eine spätere Untersuchung bei dem Hersteller der Komponente zeigte dann wiederum keine Auffälligkeiten, sodass in beiden Fällen von temporären Defekten ausgegangen werden muss. Aufgrund dieser Auffälligkeiten wurde ein weiteres Fahrpedal weit über die angenommene Anzahl von Einund Ausschaltzyklen in einem Staplerleben hinaus getestet. Nach 264.000 Zyklen wurde die Überprüfung dieses Fahrpedals jedoch ohne einen Ausfall oder sonstige Auffälligkeiten abgebrochen. Da die Ergebnisse zeigten, dass die getesteten elektro-mechanischen Bedieneinrichtungen den hier nachgestellten Betriebsbeanspruchungen gewachsen sind, wurden die Untersuchungen beendet. 4.3.2 Beaufschlagung von elektrostatischen Entladungen Elektrostatische Ladungen entstehen meist durch die Berührung und Trennung von zwei verschiedenen Materialien. Nähern sich unterschiedlich aufgeladene Elemente einander an, kommt es zu einem Ladungsaustausch durch elektrostatische Entladung [Fuh11]. Derartige elektrostatische Entladungen stehen auch bei Flurförderzeugen unter Verdacht, elektronische Komponenten nachhaltig zu schädigen, indem sie durch den Bediener oder durch besondere Betriebsbedingungen, wie dem Einfahren in ein Hochregallager, in das Fahrzeug eingebracht werden. In Abstimmung mit dem projektbegleitenden Ausschuss des Forschungsvorhabens wurden daher umfangreiche Untersuchungen mit elektrostatischen Entladungen sowohl am betriebsbereiten Gesamtsystem Flurförderzeug als auch an einzelnen verbauten Komponenten und Bauteilen durchgeführt. Bei sämtlichen Untersuchungen wurde sich an den Richtlinien der DIN EN 61000-4-2 [DIN09b] orientiert, insbesondere bezüglich der aufzubringenden Spannungsimpulse und der Prüfumgebung. Zur Aufbringung von Luft- und Kontaktentladungen bis 30 kV wurde der ESD-Generator ESD 30N der Firma em test verwendet, der mit ver- 50 Projektergebnisse schiedenen Entlademodulen, bestehend aus einer Speicherkapazität und einem Entladewiderstand sowie unterschiedlichen Entladespitzen für unterschiedliche Beanspruchungsszenarien zur Verfügung stand. Der ESD-Generator verfügt zudem über eine sogenannte „Bleed-Off“-Funktion, die den Prüfling nach einer Impulsbelastung erdet und bei mehreren aufeinanderfolgenden Spannungsimpulsen die zuvor in den Prüfling eingebrachte Ladung abführt, um so sich aufstauende Spannungen zu vermeiden und reproduzierbare Prüfbedingungen zu gewährleisten. Den verwendeten ESD-Generator mit den für eine Kontaktentladung mit 30 kV gewählten Einstellungen zeigt Abbildung 32. Abbildung 32: ESD-Generator ESD 30N mit den Einstellungen für eine Kontaktentladung Um die Auswirkungen von elektrostatischen Entladungen auf die im Betrieb befindlichen Elektronikkomponenten im gesamten Netzwerk Flurförderzeug zu untersuchen wurde ein Prüfaufbau nach DIN EN 61000-4-2 für Standgeräte nach erfolgter Installation am Aufstellungsort auf das Flurförderzeug übertragen. Abbildung 32 zeigt diesen Aufbau. 51 Projektergebnisse Abbildung 33: ESD-Prüfstand für das betriebsbereite Referenz-Flurförderzeug Dabei wurde eine mit Masse verbundene Bezugsmasseplatte (GRP) im Abstand von 0,1 m vor dem Flurförderzug platziert und mit diesem über eine Leitung mit zwei 470 kΩWiderständen verbunden. Zwei verschiedene Entladungspunkte wurden in Abstimmung mit dem projektbegleitendem Ausschuss für diese Untersuchungen festgelegt: Zum einen die Betätigungsplatte des Fahrpedals, zum anderen eine bestimmte Stelle am Betätigungsknopf für die Hupe, der in den Bedienhebel des Hubgerüsts intergiert ist. Die Beaufschlagung der Betätigungsplatte des Fahrpedals mit ESD-Impulsen bis 30 kV erzeugte auch bei einer vielfachen Anzahl an Prüfdurchgängen keinerlei Auffälligkeiten am betriebsbereiten Flurförderzeug. Bei den Entladungsimpulsen auf den Betätigungsknopf der Hupe wurden jedoch ab einer Spannung von U = 26 kV in unregelmäßigen Abständen Fehler im Elektroniknetzwerk des betriebsbereiten und eingeschalteten Flurförderzeugs erzeugt. Diese Fehler gingen einher mit entsprechenden Fehlermeldungen im Display des Bordcomputers und der teilweisen Abschaltung von wichtigen Funktionen, beispielsweise der Möglichkeit, die verschiedenen Funktionen des Hubgerüsts anzusteuern. Tabelle 14 zeigt die drei, teilweise auch in Kombination auftretenden Fehlercodes und die resultierenden Auswirkungen auf das Flurförderzeug. 52 Projektergebnisse Tabelle 14: Während der ESD-Untersuchung aufgetretene Fehlercodes und -auswirkungen Fehlercode Fehlertext Auswirkungen auf das FFZ 22 AS4803L 1 Ausfall der Funktionen des Hubmasts STEUERUNG / CANION 38 MP STEUERUNG / CAN Abbildung Ausfall der Funktionen des Hubmasts Ausfall der Fahrfunktionen 111 AS4814F LENKUNG FEHLT Ausfall der Funktionen des Hubmasts Bei allen aufgetretenen Fehlerarten konnte die vollständige Funktionsfähigkeit des Flurförderzeugs durch einen Neustart des Systems wiederhergestellt werden. Das war auch nach einer hohen Anzahl an aufgebrachten Impulsen auf die getesteten Bedienhebel noch der Fall, wie Tabelle 15 zeigt. Tabelle 15: Abgeprüfte Anzahl an elektrostatischen Entladungen Prüfling Anzahl der Impulse Ausfall / Störungen Nachhaltige Schädigung Bedienhebel 808 Ja, nein (1102069-01) (794 x 30 kV) Fehlercode 22, 38, 111 Fahrpedal 115 nein (altes Muster) (101 x 30 kV) nein Da an den getesteten elektromechanischen Bedieneinrichtungen keine nachhaltigen Schädigungen durch von außen aufgebrachte elektrostatische Entladungen verursacht werden 53 Projektergebnisse konnten, wurden enthaltene Elektronikbauteile wie Sperrdioden oder Hallsensoren auf ihre ESD-Beständigkeit getestet. Hierfür wurde, abermals nach Richtlinie der DIN EN 61000-4-2, ein Prüfaufbau für ungeerdete Tischgeräte errichtet. In beiden Fällen ergab sich für eine höhere Belastungsintensität eine geringe Anzahl an ertragbaren Belastungen bis zum Ausfall. Abbildung 34 stellt die aus den Versuchsergebnissen mit den Hallsensoren des Fahrpedals aufgestellte Ausfallkurve dar. Abbildung 34: Ausfallcharakteristik des Fahrpedal-Hallsensors bei ESD-Beaufschlagung Aus den Untersuchungen mit elektrostatischen Entladungen geht hervor, dass die Schutzschaltungen des Flurförderzeugs das Elektroniknetzwerk vor nachhaltigen Schädigungen durch von außen eingebrachte ESD-Impulse schützt. Einzelne Bauteile innerhalb der verbauten Komponenten sind jedoch durchaus empfindlich gegenüber elektrostatischen Spannungsimpulsen. Am Beispiel des Hallsensors aus dem Fahrpedal des Versuchsstaplers wurde gezeigt, dass die ertragbare Anzahl an Impulsen mit zunehmender Belastungshöhe absinkt. Daher ist insbesondere für das Zusammenspiel von elektronischen Komponenten im Netzwerk des Flurförderzeugs zu beachten, dass die Komponenten aus sich heraus keine hohen und schnellen Spannungstransienten erzeugen, um sich oder andere Komponenten dauerhaft zu schädigen. 4.3.3 Errichtung eines Antriebsprüfstands für Untersuchungen an der Leistungselektronik Um Lebensdaueruntersuchungen am Antriebsstrang des Referenz-Flurförderzeugs durchführen zu können, wurde ein Flurförderzeug-Antriebsprüfstand konzipiert und aufgebaut. Dieser Prüfstand enthält den gesamten Antriebsstrang des Referenzstaplers. Die Energieversorgung des Antriebsstrangs übernimmt entsprechend eine Traktionsbatterie mit einer Kapazität von 500 Ah und einer Nennspannung von U = 48 V. Hieran angeschlossen ist die 54 Projektergebnisse Fahrantriebsregelung, die entsprechend ihres Regelzustands die Energie umwandelt und an den Asynchronantrieb weiterleitet. Die für die Regelung benötigten Signale werden im Gegensatz zum realen Flurförderzeug dabei nicht über Bedieneinrichtungen, wie beispielsweise den Pedalen, sondern über ein angeschlossenes Datenverarbeitungssystem und einzelne wenige Sensoren (Drehzahl- und Temperatursensoren am Asynchronmotor) vorgegeben. Abbildung 35 zeigt das Schema des Antriebsstrangs. Abbildung 35: Schema des Antriebsstrangs mit den eingesetzten Flurförderzeugkomponenten Um die verbauten Flurförderzeugkomponenten mit frei wählbaren Drehmomentverläufen zu beanspruchen, wurde ein Laststrang an den Flurförderzeug-Antriebsstrang gekoppelt. Dieser Laststrang besteht aus einem 22 kW-Asynchronmotor mit Niederspannungsumrichter und Energieversorgung aus dem öffentlichen Stromnetz. Abbildung 36 zeigt ein Schema des Laststrangs mit den enthaltenen Komponenten. Abbildung 36: Schema des Laststrangs zur Aufbringung von Betriebsbeanspruchungen Die Vorgabe eines festen Drehmoments kann sowohl über die systemeigene Software des Laststrangs als auch über einen analogen Signaleingang erfolgen. Dynamische Lastverläufe 55 Projektergebnisse können ausschließlich über den Analogeingang vorgegeben werden. Hierfür wurde ein Personal Computer mit einem, über die Programmiersoftware LabVIEW angesteuerten, Analogausgangsmodul verwendet. Die Kopplung von Antriebs- und Laststrang erfolgte über eine Drehmoment-Messwelle mit beidseitigen Faltenbalgkupplungen. Abbildung 37 stellt in der Übersicht die wesentlichen Bestandteile des Flurförderzeug-Antriebsprüfstands dar. Abbildung 37: Übersicht des Flurförderzeug-Antriebsprüfstands Um den Prüfstand zu steuern und Messdaten für die Auswertung aufzuzeichnen, wurden mehrere unabhängige EDV-Systeme und Programme verwendet, deren Signale bei der Auswertung synchronisiert wurden. Dieses war notwendig, da der Antriebsstrang des Flurförderzeugs und der Laststrang über jeweils eigene Bussysteme angesteuert werden. Über die Ansteuerung des Flurförderzeugantriebs wird dabei die Soll-Drehzahl des Prüfstands vorgegeben, über die Ansteuerung des Laststrangs das gewünschte Drehmoment oder der gewünschte Drehmomentverlauf. Über die Software des Antriebsstrangs werden zudem auch das Signal der tatsächlichen Antriebsdrehzahl und die Signale der Temperatursensoren von Fahrantriebsregelung und Antriebsmotor aufgezeichnet. Über ein separates Messsystem wird die der Fahrantriebsregelung zugeführte Leistung, die Umgebungstemperatur und das über die Drehmoment-Messwelle aufgenommene Lastmoment erfasst. Einen Überblick über die Steuerungs- und Signalflüsse des gesamten Prüfstands enthält Abbildung 38. 56 Projektergebnisse Abbildung 38: Steuerungs- und Messtechnik des Flurförderzeug-Antriebsprüfstands Neben Lebensdaueruntersuchungen mit eingespielten Drehzahl- und Drehmomentprofilen wurde auch das Regelverhalten der Fahrantriebssteuerung unter besonderen Belastungssituationen wie Sprüngen in der vorgegebenen Antriebsdrehzahl oder wechselnden Verläufen im Lastmoment untersucht. Abbildung 39 zeigt das Verhalten der Phase U des Dreiphasenwechselstroms von der Fahrantriebsregelung zum Fahrantrieb und des Gleichstroms der Versorgungsleitung von der Traktionsbatterie zur Fahrantriebsregelung bei einem vorgegebenen Drehzahlsprung von n = 2000 U/min auf n = 3000 U/min zum Zeitpunkt t = t1. 57 Projektergebnisse Abbildung 39: Kenngrößenverläufe bei einem vorgegebenen Drehzahlsprung Wie im Diagramm ersichtlich, kommt es, anders als bei den Schwellenüberfahrten (siehe Abschnitt 4.2.3), bei einem durch die Fahrantriebsregelung vorgegebenen Drehzahlsprung zu keinem Überschwingen des Gleichstromsignals „Strom FS“. Eine plausible Erklärung hierfür ist, dass die Fahrantriebsregelung dem Vorgang in dem gezeigten Beispiel mit über einer Sekunde für die vollständige Drehzahlanpassung ausreichend Zeit einräumt. Sehr ähnliche Kenngrößenverläufe ergaben sich auch bei der Vorgabe von Drehmomentsprüngen durch den Laststrang des Prüfstands. Daher konnte auch eine Schwellenüberfahrt oder ein Auftreffen auf ein Fahrbahnhindernis ohne aufwändige mechanische Zusatzkonstruktionen, wie beispielsweise einer Einfallbremse, am Flurförderzeug-Antriebsprüfstand nicht nachgestellt werden. Ein wesentliches Ziel der Untersuchungen am Flurförderzeug-Antriebsprüfstand war die Analyse der während der Messungen am Versuchsstapler festgestellten Korrelationen der elektrischen und mechanischen Beanspruchungen auf die Fahrantriebsregelung. An dieser Komponente wurden sehr ähnliche charakteristische Frequenzen im Stromsignal der Gleichstromzuleitung und im Kenngrößenverlauf der vertikalen Beschleunigung festgestellt (vgl. Abbildung 29 und 30). Hierzu wurde der Antriebsprüfstand zunächst mit konstanter Drehzahl- und konstanter Lastmomentvorgabe betrieben. Sämtliche aufgenommene Kenngrößenverläufe wurden ausgewertet und untereinander verglichen. Das Gleichstromsignal vor der Fahrantriebsregelung zeigt Abbildung 40, das Signal des Dreiphasenwechselstroms der Phase U stellt Abbildung 41 dar und der Drehmomentverlauf zwischen Antriebsstrang und Laststrang ist in Abbildung 42 zu sehen. 58 Projektergebnisse Abbildung 40: Gleichstrom von der FFZ-Traktionsbatterie kurz vor der Fahrantriebsregelung Abbildung 41: Dreiphasenwechselstrom von der Fahrantriebsregelung zum Fahrantrieb 59 Projektergebnisse Abbildung 42: Gemessenes Drehmoment an der Welle zwischen Antriebs- und Laststrang Die Betrachtung der aus den Kenngrößenverläufen ermittelten Frequenz-Spektrogramme zeigt deutlich eine Übereinstimmung von charakteristischen Frequenzen in den einzelnen Signalen. Da die Fahrantriebsregelung bei diesem Versuch keiner mechanischen Schwingund Stoßbeanspruchung ausgesetzt war, wird vermutet, dass die hier sichtbaren Frequenzanteile durch den Antriebsstrang selbst erzeugt werden. Durch Variation der Antriebsdrehzahl konnte festgestellt werden, dass diese charakteristischen Frequenzen eine lineare Abhängigkeit mit der Drehzahl des Antriebsstrangs aufweisen, was diese These belegt. In Vorbereitung zu den Lebensdaueruntersuchungen an der Fahrantriebsregelung bei aktiver Schwing- und Stoßerregung der Komponente (vgl. Abschnitt 4.3.5) wurde auch die Temperaturentwicklung des Antriebsstrangs aufgrund der elektrischen Beanspruchung im Betrieb betrachtet. Hierzu wurde die Einbausituation der Fahrantriebsregelung am Prüfstand hinsichtlich des umbauten Raums und der Belüftungsmöglichkeiten der Einbausituation im Flurförderzeug nachempfunden. Abbildung 43 zeigt ein Wärmebild von der Fahrantriebsregelung, die sich bei einem konstanten Betrieb mit n = 1800 U/min mit einem Lastdrehmoment von MLast = 2,5 Nm bereits auf eine Temperatur von T = 50 °C am äußeren AluminiumgussGehäuse erwärmt hat. 60 Projektergebnisse Abbildung 43: Wärmebild der mit n = 1800 U/min betriebenen Fahrantriebsregelung Neben der Betrachtung der Komponentenoberfläche mit der Wärmebildkamera wurde auch der an einer thermisch kritischen Stelle in der Fahrantriebsregelung verbaute Temperatursensor ausgelesen. An diesem wurde unter den oben aufgeführten Bedingungen bereits eine Temperatur von T = 56 °C ermittelt. Der Verlauf der über den Sensor ausgegebenen Betriebstemperaturen unter verschiedenen Beanspruchungsbedingungen ist in Abbildung 44 dargestellt. Temperatur Antriebsreg. [°C] 0 Nm 2,5 Nm 5 Nm 100 80 60 40 20 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 Drehzahl [U/min] Abbildung 44: Wärmeentwicklung der Fahrantriebsregelung bei verschiedenen Lastzuständen Ein thermisch bedingter Ausfall konnte in diesen Untersuchungen jedoch nicht erzeugt werden. In Abschnitt 4.3.5 wird jedoch die Lebensdauer der Fahrantriebsregelung unter hoher elektrischer und somit auch thermischer Belastung bei zeitgleicher mechanischer Schwingund Stoßbelastung untersucht. 61 Projektergebnisse 4.3.3 Mechanische Beanspruchung mit einem elektro-dynamischen Schwingerreger Um das theoretische, mit der Rainflow-Klassierung ermittelte, Schädigungsverhalten der mechanischen Beanspruchungen an den Staplerkomponenten zu überprüfen und Aussagen über die zu erwartende Lebensdauer in Bezug auf die einwirkende Belastungshöhe und – häufigkeit treffen zu können, sind an einigen der ausgewählten Komponenten Dauerversuche unter Laborbedingungen durchgeführt worden. Die Nachbildung dieser mechanischen Belastungen erfolgte an einem Schwingprüfsystem der Firma Bruel & Kjaer, das aus einem elektrodynamischen Schwingerreger (Shaker), der Steuer- sowie Regelungstechnik und dem Datenerfassungsprogramm Shaker Control besteht. Zusätzlich werden einige Sensoren zur Beschleunigungsaufnahme und ein PC zur Datenauswertung verwendet. Um die Funktionsfähigkeit der Prüflinge während der Dauertests zu überprüfen, wurde zudem die Kontrollsoftware Sarturis verwendet, die über eine CAN-Bus-Schnittstelle mit dem Prüfling kontinuierlich kommuniziert und im Funktionsausfall einen Fehlercode generiert. Über das Beschleunigungs-Zeitsignal der Erregung vom Shaker kann die Anzahl der Lastwechsel bis zum Funktionsausfall des Prüflings ermittelt werden. Der Aufbau des Schwingprüfsystems ist in Abbildung 45 dargestellt. Abbildung 45: Schwingprüfsystem der Firma Bruel & Kjaer Ziel der Schwingungsuntersuchungen ist es, eine Abhängigkeit zwischen der Belastungshöhe und der erreichten Lastwechselanzahl zu ermitteln sowie einen Zusammenhang zwischen der rein mechanischen und der elektromechanischen Beanspruchung im Prüfling zu ergründen. Die elektrische Belastung ist, aufgrund der hohen elektrischen Ströme, insbesondere im Zusammenhang mit dem Motorenprüfstand in 4.3.5 durchgeführt worden. Für die Untersuchungen mit unterschiedlichen Prüflingen wurden jeweils individuelle Aufnahmeadapter für den Schwingerreger gefertigt. Diese sollten so leicht wie möglich sein, um den Funktionsbereich des Shakers in Bezug auf Beschleunigungen und Frequenzen so wenig wie möglich einzugrenzen. Des Weiteren ist die Aufnahme auch hinreichend steif auszuführen, um die 62 Projektergebnisse Belastungseinleitung möglichst vollständig sowie direkt auf den Prüfling zu übertragen und nicht durch die Aufnahme zu dämpfen. Als elektrische Komponente wurde der Bedienhebel gewählt, da die Schwachstellenanalyse einen häufigen Ausfall der Hupe verzeichnete. Die Bedienung der Hupe wird am Bedienhebel realisiert. Der Bedienhebel kommt einerseits in der Variation Solopilot vor, wie er im Schubmaststapler verwendet wird und anderseits als Verbundantrieb, wie er in Gegengewichtsstaplern verbaut ist. Die konstruierten Aufnahmen für die Solopilot-Bedienhebel und den Verbundantrieb-Bedienhebel sind in Abbildung 46 zu sehen. Abbildung 46: Aufnahmen der Bedienhebel: Verbundantrieb (links), Solopilot (rechts) Um die Schwingungsuntersuchungen unter möglichst realen Betriebsbedingungen durchführen zu können, wurden zunächst die messtechnisch erfassten Beschleunigungen vom realen Referenz-Flurförderzeug ausgewertet und den mit der Fast-Fourier-Analyse (FFT) in den Frequenzbereich überführt, um als Datenbasis für die Dauerversuche zur Verfügung zu stehen. Des Weiteren wurde über die CAN-Bus-Schnittstelle eine Versorgungsspannung auf die Bedienhebel aufgebracht, um neben den mechanischen Einwirkungen auch die zeitgleiche elektrische Belastungen abzubilden. Gleichzeitig ermöglicht die Versorgungsspannung auch die kontinuierliche Überprüfung der Funktionsfähigkeit des Prüflings mit der Kontrollsoftware Sarturis während der Untersuchungen. Die Schwingungstests wurden nach den Richtlinien der Norm DIN EN 60068-2-6 [DIN08] durchgeführt. Sie beinhaltet die Empfehlung, die Anregung mit einer gleitenden Frequenz um den Bereich der charakteristischen Frequenz sowie mit fester Beschleunigung durchzuführen. 63 Projektergebnisse Hierzu sind mit dem Shaker und der dazugehörigen Software zunächst die Eigenfrequenzen an verschiedenen Stellen der einzelnen Prüflinge bestimmt worden. Ein Beschleunigungsaufnehmer direkt am Schwingteller des Shakers diente zur Kontrolle des Schwingungsverlaufes des Shakers. Mindestens ein weiterer Beschleunigungsaufnehmer wurde dann an den interessierenden Messstellen am Prüfling befestigt. Den Verlauf der vertikalen Beschleunigung des Schwingtellers während der Eigenfrequenzbestimmung mit einem SolopilotBedienhebel gibt Abbildung 47 wider. Die weiße Kurve beschreibt den Beschleunigungsverlauf direkt am Schwingteller des Shakers – im Bild verdeckt und durch einen weißen Kreis angedeutet. Die türkise Kurve markiert den Verlauf der vertikalen Beschleunigung am Prüfling. Die Wendepunkte dieses Verlaufes weisen auf die charakteristischen Frequenzen hin. Abbildung 47: Eigenfrequenzbestimmung am Beispiel des Solopilot-Bedienhebels Die ermittelten Eigenfrequenzen des Solopilot-Bedienhebels und des Verbundantriebs sind in Tabelle 16 zu sehen. Für den Solopilot ergaben sich mehrere günstige Messstellen (MS), wohingegen der Verbundantrieb nur eine Messstelle an der Befestigung zuließ. 64 Projektergebnisse Tabelle 16: Ergebnisse der Eigenfrequenzermittlung an den Bedienhebeln Solopilot Verbundantrieb Lfd. Nr.: MS 1 [Hz] MS 2 [Hz] MS 3 [Hz] MS 4 [Hz] MS 1 [Hz] 1 54,34 60,44 94 372,57 2358,08 2 95,54 99,35 383,14 576,01 2482,73 3 184,04 372,57 607,38 609,37 2532,96 4 381,44 609,37 792,58 811,45 5 594,68 827,5 1285,52 1350,14 6 710,27 979,76 1639,53 1442,39 7 875,34 1285,64 1716,34 8 1040,05 1438,86 1801,91 9 1285,12 2532,96 10 1445,42 2964,72 Werden die Eigenfrequenzen mit dem ermittelten Frequenzbereich aus 3.2.3.4 verglichen, so sind beim Solopiloten gleich mehrere charakteristische Frequenzen im analysierten Bereich von 0 bis 300 Hz zu erkennen. Da die Betriebsparameter des Shakers insbesondere auch von der bewegten Masse abhängen, wurde für den Solopilot ein Frequenzbereich von 40 Hz bis 300 Hz für die Untersuchungen festgelegt. Jeder einzelne Prüfling wurde mit einer festen Beschleunigung im genannten Frequenzbereich untersucht, die sich zunächst an den gemessenen durchschnittlichen Maximalwerten am Referenz-Flurförderzeug orientierte. Anschließend wurde die Beschleunigung je nach Prüfling variiert und dabei sowohl vergrößert als auch verkleinert. Je kleiner dabei die Frequenzen sind, desto größer ist die Auslenkung der Spule am Shaker. Das Integral über den zurückgelegten Weg s der Spule beschreibt die Arbeit W bei einer Kraft F wie folgt: ∫ ⃗( ) ⃗ Die Kraft F errechnet sich aus der eingegeben Beschleunigung im Shaker Control. Die Arbeit ist ein Maß für die Energie. Somit kann geschlussfolgert werden: Je kleiner die Frequenzen sind, ein umso größerer Energieeintrag ist auf den Prüfling möglich und desto größer ist die schädigende Wirkung. Die Ausfallkurve der Ergebnisse der Dauerschwingversuche mit den beiden BedienhebelVarianten ist in Abbildung 48 zu sehen. Aufgetragen ist darin die aufgebrachte Beschleunigung in Abhängigkeit von den erreichten Lastwechseln in doppellogarithmischer Skalierung. Diese Ausfallcharakteristik ähnelt der Wöhlerlinie aus der Betriebsfestigkeit. 65 Projektergebnisse Beschleunigung in m/s² (log a) Solopilot Verbundantrieb 1000 100 10 1 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08 1,E+09 Lastwechsel (log N) Abbildung 48: Lebensdauerdiagramm der Bedienhebel-Varianten Aus der Abbildung wird deutlich, dass der Solopilot-Bedienhebel bei gleicher Belastung schneller ausfällt als der Verbundantrieb. Zusätzlich muss berücksichtigt werden, dass die Messung mit dem Verbundantrieb und einer Beschleunigung von 100 m/s² aufgrund der riesigen Lastwechselzahl von 4,76 . 108 abgebrochen wurde. Die unterschiedlichen Lebensdauern der beiden Bedienhebel-Bauarten begründen sich einerseits mit der robusteren Bauart des Verbundantriebs, andererseits weist der Solopilot-Bedienhebel im angeregten Frequenzbereich viele Eigenfrequenzen auf, die besonders schädigend auf die einzelnen elektronischen Komponenten einwirken. Jedoch sind mit der Beschleunigungsbelastung von bis zu 300 m/s² auch Ausfälle gezielt herausgefordert worden. Für die am Versuchsstapler gemessene maximale Beschleunigung von etwa 100 m/s² liegen beide BedienhebelAusführungen im Bereich der Dauerfestigkeit, die i. Allg. mit 105 Lastwechseln begrenzt ist. Nach den Dauerversuchen wurden die ausgefallenen Bedienhebel auf äußere und innere Beschädigungen hin untersucht. Hierbei sind beim Verbundantrieb im Gegensatz zum Solopilot-Bedienhebel keine äußerlich sichtbaren Schadensmerkmale aufgetreten. Als Fehler wurde einmal durch das Kontrollprogramm Sarturis ein Fehlercode generiert, der das Versagen der Funktion „Vor- und Rückneigen des Hubgerüsts“ beschrieb. Bei einem anderen Verbundantrieb ist die Spannungsquelle abgerissen, die eine Generierung des Fehlercodes unmöglich machte. Die Fehleranalyse der Solopilot-Bedienhebel zeigt sehr ähnliche Ergebnisse, wobei äußere Schäden – hervorgerufen durch abrasiver Verschleiß – hinzukommen. Eine Übersicht zu einigen Schadensbildern an den Solopilot-Bedienhebeln zeigt Tabelle 17. 66 Projektergebnisse Tabelle 17: Schadensbilder des Solopilot-Bedienhebels Lfd. Nr. Schadensbild Abbildung a) Abrasiver Verschleiß an der Halterung zum Solopilot – Haltenasen wurden abgeschert b) Herauslösen von Schrauben und Herauspressen von Schmierfett an den Hebel c) Abgelöste Spannungsquelle und verschiedene Kondensatoren d) Abrasiver Verschleiß auf der Leiterplatte durch gelöste Bauelemente beim Schwingvorgang 67 Projektergebnisse Aus den Schadensbildern und den Fehlercodes wird ersichtlich, dass die Ausfälle rein mechanisch sind. Ein möglicher Kurzschluss, der auf elektrische Ausfallursachen hinweisen würde, ist bei den Bedienhebeln nicht aufgetreten. 4.3.4 Zusammenführung von Flurförderzeug-Antriebsprüfstand und Schwingerreger Die mechanischen Untersuchungen am Schwingprüfsystem des vorangegangenen Abschnittes erbrachten keine elektrischen Ausfälle. Um die Auswirkungen zeitgleich einwirkender elektrischer und mechanischer Beanspruchungen auf das Ausfallverhalten von Flurförderzeug-Elektronikkomponenten zu untersuchen, wurde die Fahrantriebsregelung des Flurförderzeug-Antriebsprüfstands der Leibniz Universität Hannover auf das Schwingprüfsystem der Technischen Universität Dresden montiert. Abbildung 49 zeigt den Aufbau der zusammengeführten Prüfeinrichtungen. Abbildung 49: Untersuchungen mit Flurförderzeug-Antriebsprüfstand und Schwingprüfsystem Für die Befestigung der Fahrantriebsregelung auf dem Schwingerreger wurde eine leichte, aber massive Aufnahme konstruiert um das Eigenschwingverhalten der geprüften Komponente so wenig wie möglich zu beeinflussen. Die Ergebnisse der vor den Versuchsreihen durchgeführten Eigenfrequenzermittlung stellt Abbildung 50 dar. 68 Projektergebnisse Abbildung 50: Positionen des Beschleunigungsaufnehmers zur Eigenfrequenzermittlung Unter Berücksichtigung der ausgewerteten Beschleunigungsfrequenzen der Messungen am Versuchsstapler (siehe Abschnitt 4.2.3.1) wurde für die Lebensdaueruntersuchungen ein gleitender Frequenzbereich fAnr. von 30 Hz – 300 Hz festgelegt. Dieser Bereich liegt deutlich unterhalb der ersten ermittelten Eigenfrequenz. Mit der gewählten Anregungsbeschleunigung aAnr. von 12 g oder ca. 117,72 m/s² wurde ein Wert vorgegeben, der das Dreifache der in den Versuchsmessungen aufgezeichneten Maximalwerte beträgt und einen zeitnahen Ausfall der Komponente vermuten lässt. Untersucht wurden eine unter Volllast laufende und eine nahezu ohne Last betriebene Fahrantriebsregelung. Die genauen Versuchsparameter und ergebnisse stellt Tabelle 18 dar. Tabelle 18: Beanspruchungsparameter und erreichte Prüfdauer der Fahrantriebsregelung Lfd. Nr.: Beanspruchungsparameter Drehzahl n [1/min] Lebensdauer Drehmoment Beschleunigung Frequenz MLast [Nm] aAnr. [m/s²] fAnr. [Hz] mech. Lastwechsel [-] Temp. T [°C] 1 1000 0 117,72 30 - 300 1.918.363 28 2 1880 70 117,72 30 - 300 574.295 104 Die ohne zusätzliches Drehmoment durch den Laststrang beanspruchte Fahrantriebsregelung überstand das Testprogramm 82 Minuten, bevor sich der Flurförderzeug-Antrieb abschaltete. In dieser Zeitspanne wurden 1.918.363 mechanische Lastwechsel durch den Schwingerreger auf das Regelungsmodul aufgebracht, wobei der gleitende Frequenzbereich (30 – 300 Hz) fast 25 Mal vollständig durchlaufen wurde. Der Temperatursensor der Komponente gab zum Zeitpunkt des Ausfalls einen Wert von T = 28 °C aus. Eine nähere Untersuchung der Fahrantriebsregelung nach den Untersuchungen erbrachte, dass sämtliche Kondensatoren auf den oberen Hilfsplatinen im Inneren des Regelungsmoduls durch die mechanische Anregung abgerissen wurden. Am Pluspol des Gleichstrom-Versorgungsanschlusses zeigten sich zudem Spuren eines Kurzschlusses, der mutmaßlich durch die abgelösten Bau- 69 Projektergebnisse teile erzeugt wurde. Abbildung 51 zeigt das Innenleben dieser Fahrantriebsregelung nach dem genannten Prüfdurchlauf. Abbildung 51: Innenleben der durch den Lebensdauerversuch zerstörten Fahrantriebsregelung Die mit einer Drehzahl von n = 1880 U/min und einem Lastmoment von MLast = 70 Nm unter Volllast laufende Fahrantriebsregelung stieg bereits nach nur etwa 12 Minuten bei einer Sensortemperatur von T = 104 °C aus dem Testprogramm aus. In dieser Zeit erfolgten 574.295 Lastwechsel der mechanischen Anregung, wobei der gleitende Frequenzbereich nur drei Mal komplett durchlaufen wurde. Auch bei dieser Fahrantriebsregelung zeigte die anschließende Untersuchung einen mechanischen Abriss der mit Kondensatoren bestückten Hilfsplatinen. Die Abschaltung erfolgte aber nicht aufgrund eines Defekts der Komponenten, sondern durch die integierte Temperaturschutzschaltung. Neben den Lebensdaueruntersuchungen wurden mit dem zusammengeführten Prüfstand auch die Auswirkungen der mechanischen Schwing- und Stoßbeanspruchungen auf die Regelungsparameter der Fahrantriebsregelung untersucht, da sich während der Schwellenüberfahrten mit dem Versuchsstapler deutliche Ausschläge in den elektrischen Kenngrößenverläufen von der Traktionsbatterie bis zum Fahrantrieb des Flurförderzeugs gezeigt hatten (vgl. Abschnitt 4.2.3.1). Dafür wurde die mechanische Stoßbeanspruchung auf die Fahrantriebsregelung während einer Schwellenüberfahrt durch die Anregung mit einem Schock am Schwingerreger simuliert. Abbildung 52 zeigt die aufgenommenen Kenngrößenverläufe des Gleichstroms von der Traktionsbatterie und einer Phase des Dreiphasenwechselstroms zum Fahrantrieb, während die Fahrantriebssteuerung mit einer Drehzahlvorgabe von n = 3000 U/min bei einem anliegenden Lastdrehmoment von MLast = 60 Nm bereits im Überlastbereich betrieben wird. 70 Projektergebnisse Abbildung 52: Elektrische Kenngrößenverläufe der Fahrantriebssteuerung bei Stoßanregung Zeitgleich wurde die Fahrantriebsregelung durch den Schwingerreger mit Stoßbelastungen bis zu aAnr. = 16 m/s² ausgesetzt (blaue Kurve). Jedoch zeigten sich in den Stromsignalen (pink) auch bei genauerer Analyse keinerlei Abweichungen der Kenngrößenverläufe in Folge der Stoßanregung. Auch bei Anregung der Regelungskomponente mit Sinus-Schwingungen im Bereich einer Eigenfrequenz und einer resultierenden Beschleunigungsbelastung von bis zu ares. = 180 m/s² auf die Komponente konnten keine Auffälligkeiten in den elektrischen Kenngrößenverläufen festgestellt werden. Somit ist erwiesen, dass die während der Schwellenüberfahrten aufgenommenen Unregelmäßigkeiten in den elektrischen Kenngrößenverläufen des Fahrantriebs nicht im Zusammenhang mit dem mechanischen Stoß auf die Regelungskomponente stehen. Sie sind ausschließlich auf das Auftreffen des Antriebsrads auf die Fahrbahnschwelle und den damit verbundenen sprunghaften Anstieg des Fahrwiderstands zurückzuführen. Der im Moment der Schwellenüberfahrt auftretende Zusatzwiderstand wurde anschließend näher betrachtet (siehe Abschnitt 4.4.1). 4.3.5 Zusammenfassung und Ergebnisse der Nachbildung von Belastungskollektiven Um das Verhalten der betrachteten Elektronikkomponenten unter verschiedenen Beanspruchungen näher zu untersuchen, wurden an den Forschungsstellen unterschiedliche Prüfumgebungen errichtet. Während die elektromechanischen Bedieneinrichtungen während der Beaufschlagung von Stromspitzen mit dem hochdynamischen Gleichstromnetzgerät keine Auffälligkeiten aufzeigten, führten elektrostatische Entladungen auf diese Komponenten am betriebsbereiten Ver- 71 Projektergebnisse suchsstapler zu Systemausfällen und Fehlermeldungen. Die Schutzmechanismen des Flurförderzeugs zeigten sich jedoch so wirkungsvoll, dass auch nach vielfacher Beanspruchung durch einen Systemneustart alle Funktionen wieder einsetzbar waren. Einzelne, verbaute Bauelemente der Komponenten zeigten sich in den Bauteiluntersuchungen jedoch wie erwartet sehr empfindlich gegenüber elektrostatischen Entladungen. Am Beispiel des Hallsensors im Fahrpedal könnte eine Ausfallcharakteristik in Abhängigkeit von Belastungshöhe und –häufigkeit aufgezeigt werden. Eine solche, der Wöhlerlinie ähnliche, Ausfallkennlinie konnte auch auf dem elektrodynamischen Schwingerreger in Bezug auf die einwirkende Beschleunigungsbeanspruchung für den Bedienhebel des Hubgerüsts erarbeitet werden. Bei der Beaufschlagung von realistischen Beschleunigungswerten wurde für diese Komponente eine mögliche Lastwechselanzahl im Bereich der Dauerfestigkeit ermittelt. An dem Flurförderzeug-Antriebsprüfstand wurde mit dem nachgebauten Antriebsstrang des Versuchsstaplers das Verhalten der Fahrantriebsregelung bei Drehzahl- und Drehmomentsprüngen untersucht. Zudem wurde ermittelt, dass sich die in den mechanischen und elektrischen Kenngrößenverläufen des Versuchsstaplers aufgenommenen identischen charakteristischen Frequenzen unabhängig von den Umgebungsbedingungen auf den Antrieb selber zurückführen lassen. Durch die Zusammenführung von Schwingprüfsystem und Antriebsprüfstand konnte die Lebensdauer der Fahrantriebsregelung bei einer mechanischen Schwingbeanspruchung und zeitgleichem elektrischen Betrieb für verschiedene elektrische und somit auch thermische Lastzustände ermittelt werden. Hierbei fiel die unter Volllast betriebene Komponente bereits nach 12 Minuten durch einen mechanischen Defekt aus. Zudem wurde in den Untersuchungen nachgewiesen, dass die Fahrantriebsregelung in ihrem Betriebsverhalten robust gegenüber mechanischer Anregung ist und sich Schwing- und Stoßbelastungen auf die Komponente selber nicht im Verlauf der Regelungsgrößen wiederfinden lassen. 4.4 Modellbildung Aus den Ergebnissen der Prüfstandsuntersuchungen sind Modelle entwickelt worden, die das Ausfallverhalten der betrachteten Komponenten in Abhängigkeit ihrer elektrischen und mechanischen Beanspruchungen und der aufgebrachten Beanspruchungshäufigkeit beschreiben. Aus diesen Modellen lassen sich Empfehlungen zur Dimensionierung der untersuchten Komponenten und Bauelemente ableiten. 4.4.1 Berechnung der elektrischen Antriebsleistung An den ausgewerteten Kenngrößenverläufen der Versuchsmessungen ist deutlich zu erkennen, dass die Fahrantriebsregelung aufgrund ihrer Funktion, der Leistungsversorgung und – 72 Projektergebnisse regelung des Fahrantriebs, deutlich erkennbare Korrelationen zwischen den elektrischen und mechanischen Beanspruchungen aufweist. Diese mechanischen Beanspruchungen sind in erster Linie die unterschiedlichen im Betrieb auftretenden Fahrwiderstände, die entsprechend des Bedienerwunsches in Abhängigkeit von aufgenommener Nutzmasse, Fahrgeschwindigkeit und weiteren relevanten Parametern zu überwinden sind. Um sich selbst, den Bediener und eine gegebenenfalls aufgenommene Nutzmasse zwischen zwei Orten zu bewegen, muss das Flurförderzeug, genau wie jedes andere Landfahrzeug auch, mit Hilfe seiner Antriebskraft die Summe aller auftretenden Fahrwiderstände überwinden. Die aus der Fahrdynamik von Kraftfahrzeugen bekannten einzelnen Fahrwiderstände zeigt Tabelle 19 [BS01]. 73 Projektergebnisse Tabelle 19: Fahrwiderstandskomponenten am Beispiel des Flurförderzeugs Fahrwiderstand Berechnung Illustration Luftwiderstand Rollwiderstand ( ) ( ) ( ) Steigungswiderstand Beschleunigungswiderstand ( ( ) ) Da die Überfahrt von Fahrbahnschwellen mit diesen, aus der Literatur bekannten, Fahrwiderstandskomponenten nicht abzubilden ist, wird sie als besondere Beanspruchungssituation ergänzend anhand eines mechanischen Ersatzmodells betrachtet. Idealisiert wurde dabei von starren Körpern und einer starren Kopplung der einzelnen Elemente zueinander ausgegangen. Abbildung 53 zeigt das Auftreffen eines beliebigen Fahrzeugrads, beziehungsweise einer beliebigen Fahrzeugachse, mit der Rad- bzw. Achslast M auf eine Fahrbahnschwelle der Höhe h. 74 Projektergebnisse Abbildung 53: Notwendige Kraft zur Überwindung einer Fahrbahnschwelle Soll das Rad, beziehungsweise die Fahrzeugachse, nun über die Fahrbahnschwelle bewegt werden, ergibt sich für den Zeitpunkt des Auftreffens auf die Fahrbahnschwelle eine zusätzlich zu den anderen Fahrwiderständen wirkende Widerstandskraft FSchwelle, die mit einer aufzubringenden Zusatzkraft F auszugleichen ist. Durch Substitution der Strecken a und b durch den Radius des überfahrenden Rades bzw. der überfahrenden Räder R und der Schwellenhöhe h entsprechend der Formeln: √ , mit ergibt sich für den Schwellenwiderstand FSchwelle: √ ( ( ) ) Für eine exakte Berechnung der Schwellenwiderstandskraft FSchwelle ist zu berücksichtigen, dass sich die Rad- bzw. Achslast M durch das Aufsteigen auf die Fahrbahnschwelle und die dadurch resultierende leichte Fahrzeugneigung, je nach Schwerpunktlage des Gesamtfahrzeugs geringfügig verringert. Da diese Veränderung aufgrund der nur wenige Millimeter hohen Fahrbahnschwellen minimal ist, wird sie in dieser Betrachtung vernachlässigt. Abbildung 54 zeigt die wirkenden Kräfte inmitten der Schwellenauffahrt. 75 Projektergebnisse Abbildung 54: Während der Schwellenauffahrt sich verändernde Kraft F‘ Anhand der sich nun veränderten geometrischen Verhältnisse: ergibt sich für die in dem abgebildeten Zeitpunkt aufzubringende Kraft F‘ entsprechend: Steht das Rad bzw. die Achse, wie in Abbildung 55 dargestellt, senkrecht über der Schwellenkante, ist die Schwellenauffahrt beendet und der Schwellenwiderstand errechnet sich entsprechend zu Null. Abbildung 55: Überwundene Fahrbahnschwelle Den für eine komplette Schwellenüberfahrt qualitativen Verlauf der Zusatzkraft FSchwelle zeigt Abbildung 56. 76 Projektergebnisse Abbildung 56: Verlauf der Kraft FSchwelle bei der Schwellenüberfahrt mit einer Achse Aus dem Diagramm ist zu entnehmen, dass die zur Schwellenauffahrt zusätzlich benötigte Kraft FSchwelle während des Auftreffens des Rads bzw. der Achse am höchsten ist und im Verlauf des Aufsteigens stetig abnimmt bis das Hindernis überwunden ist. Dieser sichelförmige Kraftverlauf wiederholt sich beim Herunterrollen von der Schwelle mit negativen Werten zeitlich entgegengesetzt. Unter Berücksichtigung der aufgestellten Schwellenüberfahrtskraft FSchwelle ergibt sich durch ein Aufsummieren mit den bereits bekannten Fahrwiderstandkomponenten die Fahrwiderstandskraft FFahrwiderstand: Um unter Einwirkung dieser Fahrwiderstandskraft eine bestimmte Geschwindigkeit v zu erreichen und beizubehalten ist die folgende Antriebsleistung PAntrieb,erf. notwendig: ( ) Um die für eine optimale Schwellenüberfahrt, ohne Geschwindigkeitsverlust, theoretischen Verlauf der notwendigen Zusatzkraft FSchwelle mit dem vorgestellten Modell auch quantitativ bestimmen zu können, ist die genaue Kenntnis von Fahrzeug- und Schwellenparametern 77 Projektergebnisse notwendig. Während die Höhe h der Fahrbahnschwellen bei den Untersuchungen genau vorgegeben ist, und auch die Durchmesser von Antriebs- und Lasträdern aus den technischen Daten des Flurförderzeugs bekannt sind, waren für die Verteilung der Achslasten aufgrund der möglichen Ausstattungsoptionen und Lastzustände keine exakten Angaben verfügbar. Jedoch konnten aus statistischen Daten der Jungheinrich AG zu baugleichen Flurförderzeugen Mittelwerte für die Achslasten unter Berücksichtigung von verschiedenen Beladungs- und Betriebszuständen ermittelt werden, wie Tabelle 20 zeigt. 78 Projektergebnisse Tabelle 20: Statistische Achslasten des Referenz-Flurförderzeugs in verschiedenen Zuständen FFZ-Zustand Lenkachse Lastachse Ohne Last 1473 kg 1828 kg 1964 kg 1335 kg 674 kg 4039 kg 1709 kg 2994 kg Illustration vorgeschobener Hubmast (OLV) Ohne Last zurückgeschobener Hubmast (OLR) Mit Last (1400 kg) vorgeschobener Hubmast (MLV) Mit Last (1400 kg) zurückgeschobener Hubmast (MLR) Schema FFZ: Jungheinrich AG 79 Projektergebnisse Auf Basis dieser Daten wurde mit dem Starrkörpermodell für verschiedene Schwellenhöhen die zur ungebremsten Weiterfahrt notwendige Zusatzkraft FSchwelle berechnet. Abbildung 57 zeigt diese Kraft für die in Tabelle 20 gezeigten Betriebszustände am Beispiel der Überfahrt der Lastachse. Kraft [N] Schwellenhöhe [m] Abbildung 57: Benötigte Zusatzkraft FSchwelle für die ungebremste Überfahrt der Lastachse Wie im qualitativen Kraftverlauf der Abbildung 56 ersichtlich, ist die Zusatzkraft für die ungebremste Schwellenüberfahrt im Moment des Auftreffens auf die vordere, obere Kante der Schwelle am höchsten. Sie wird in dem Diagramm in der Kurve des jeweiligen Betriebszustands direkt über der auf der x-Achse aufgetragenen Schwellenhöhe h abgelesen. Der weitere Verlauf von FSchwelle folgt dann entsprechend der noch zu überwindenden Schwellenresthöhe dem Kurvenverlauf im Diagramm. Für die Schwellenüberfahrt der Lenkachse bzw. des Antriebsrads zeigt Abbildung 58 die entsprechenden Kraftverläufe. 80 Projektergebnisse Kraft [N] Schwellenhöhe [m] Abbildung 58: Benötigte Zusatzkraft FSchwelle für die ungebremste Überfahrt der Lenkachse Nach dieser theoretischen Betrachtung wurden die berechneten Kraftverläufe mit den, um die sonstigen Fahrwiderstände korrigierten, Messergebnissen des Versuchsstaplers abgeglichen, um die Leitungsfähigkeit und das Regelverhalten des Flurförderzeugs näher zu bewerten. Abbildung 59 zeigt den aus den aufgezeichneten Spannungen U und Strömen A berechneten Verlauf der in der Fahrantriebsregelung umgesetzten elektrischen Leistung P. Abbildung 59: Analyse des Roll- und Luftwiderstands anhand der Antriebsleistung P Wie in dem Diagramm ersichtlich, können während des Abschnitts der Fahrt mit konstanter Geschwindigkeit, also dem Bereich zwischen Beschleunigung und Verzögerung, die Kompo- 81 Projektergebnisse nenten Luft- und Rollwiderstand zusammengefasst leicht identifiziert und herausgerechnet werden. Bei der genaueren Betrachtung des Kenngrößenverlaufs während der Schwellenüberfahrt ist bereits bei der Auswertung der Versuchsmessung aufgefallen, dass die von der Fahrantriebsregelung bereitgestellte Antriebsleistung beim Auftreffen auf die Fahrbahnschwelle zunächst etwas einbricht, sich dann deutlich erhöht und ein darauf folgender Einschwingvorgang sichtbar ist (vgl. Abschnitt 4.2.3.1). Abbildung 60 zeigt für unterschiedliche Geschwindigkeiten den Vergleich der von der Fahrantriebsregelung in den Versuchsmessungen umgesetzten Leistung P und der mit dem Starrkörpermodell berechneten optimalen Antriebsleistung für die ungebremste Schwellenüberfahrt. Abbildung 60: Gemessene Antriebsleistung (oben) und berechneter Leistungsbedarf (unten) Bereits an der Skalierungen der y-Achsen der Diagramme ist zu erkennen, dass die Fahrantriebsregelung nicht in der Lage ist, die für eine Schwellenüberfahrt ohne Geschwindigkeitsverlust benötigte Zusatzleistung derart schnell und in ausreichender Höhe bereitzustellen. Auch wäre der Asynchronantrieb mit einer Nennleistung von 6,9 kW hierzu überfordert. Der Leistungseinbruch beim Auftreffen auf die Fahrbahnschwelle ist mit der plötzlichen Geschwindigkeitsabnahme zu den zusätzlich auftretenden Schwellenwiderstand verbunden, dem die Fahrantriebsregelung durch eine anschließende Erhöhung der Antriebsleistung im Rahmen ihrer Dynamik entgegen wirkt. Da zu diesem Zeitpunkt das Flurförderzeug bereits auf die Schwelle aufgefahren ist und die Kompensation des Schwellenwiderstands zu spät erfolgt, kommt es in Folge der Leistungserhöhung zu einem Einschwingvorgang, wie aus den oberen Leistungskurven ersichtlich ist. 4.4.2 Kinematische Simulation des Systems Flurförderzeug Um Auswirkungen der unterschiedlichen Beanspruchungsgrößen ohne aufwändige Messungen an einem Flurförderzeug ermitteln zu können, wurde für den Referenz-Stapler eine Modellierung des mechanischen und kinematischen Systems vorgenommen. Mit der Simulati- 82 Projektergebnisse onssoftware „alaska“ wurde ein parametrisierbares Mehrkörper-Modell erstellt, das mit den gemessenen mechanischen Beanspruchungen am Versuchsstapler validiert wurde. Die Modellbildung für das Mehrkörper-Simulations-Modell hat die Mitarbeiterin Stephanie Schmidt der TU Dresden entscheidend vorangetrieben. Das Modell besteht aus einzelnen Körpern, die über Gelenke miteinander verbundenen sind. Zu diesen Körpern gehören die Fahrbahn mit den Rädern, das Fahrwerk, der Rahmen des Flurförderzeugs, das Hubgerüst mit dem Lastaufnahmemittel und gegebenenfalls die aufgenommene Last. Abbildung 61 zeigt das erstellte MKS-Modell des Referenzstaplers. Abbildung 61: Mehrkörpersimulationsmodell des Schubmaststapler ETV214 Die im abgebildeten Modell verwendeten Symbole sind in Tabelle 21 erklärt. 83 Projektergebnisse Tabelle 21: Beschreibung der einzelnen Elemente des MKS-Modells a) Beschreibung der Körper Element Beschreibung b) Beschreibung der Gelenke Element Beschreibung R Revolute (Drehgelenk) VR VorderRad HRL HinterRadLinks HRR HinterRadRechts D. Drehgelenk P Fis (starres Gelenk) Prismatic (Schubgelenk) MastAL MastAußenLinks E Ebenes Gelenk MastAR MastAußenRechts 6 Freies Gelenk UnterPA UnterPlatteAußen VerbA VerbindungAußen MastIL MastInnenLinks MastIR MastInnenRechts UnterPl UnterPlatteInnen Verbl VerbindungInnen F Die Verbindung zwischen den Grundelementen Rahmen und Fahrwerk wird durch ein starres Gelenk realisiert, da hier keine Relativbewegung stattfindet. Allerdings ist das Hubgerüst bei einem Schubmaststapler nicht nur geneigt, sondern muss zusätzlich in Fahrtrichtung ausfahrbar und quer zur Fahrbahn beweglich sein. Die Beweglichkeit in Fahrtrichtung erfolgt durch ein prismatisches Gelenk zwischen dem Rahmen und dem Hubgerüstunterbau. Die Neigung des Hubgerüstes wird durch ein Drehgelenk zwischen dem Unterbau und dem Rahmen abgebildet. Die Lasträder HRL und HRR dienen zur Lastaufnahme und zum Bremsen des Staplers, was durch ein Drehgelenk für die Rollbewegung des Rads realisiert wird. Beim Antriebsrad werden zwei Drehgelenke verwendet, um nicht nur die Rollbewegung des Rads sicherzustellen, sondern auch eine Lenkbewegung zu ermöglichen. Für die Verbindung zwischen Fahrbahn und Rad wird ein freies Gelenk verwendet, damit sich das Rad auf der Fahrbahn mit allen Freiheitsgraden frei bewegen kann. Die Räder wurden als starre Körper dargestellt, modelliert als Zylinder und mit einer Masse sowie einer Massenträgheit versehen. In diesem Körper wird die Kontaktgeometrie durch das Element Ellipsoid erzeugt. Für dieses Kontaktelement ist nur ein Kontaktpunkt für jedes Rad notwendig. Um Bodenunebenheiten, wie beispielsweise den Verlauf einer Schwellenüberfahrt nachzubilden, wird das Element Surface-Nurbs verwendet. Zwischen den Rädern und der Fahrbahn werden Kontaktbedingungen, bestehend aus Steifigkeit und Dämpfung, bestimmt. Die Kontaktmechanik zur Beziehung Reifen-Fahrbahn ist in Abbildung 62 schematisch dargestellt. 84 Projektergebnisse Abbildung 62: Kontaktmodell von Fahrbahn und Rad Während der Simulation berechnet der Kontaktsensor zwischen den beiden Flächen die Eindringtiefe (PDepth) sowie die Eindringgeschwindigkeit (PDepthVel). Aus diesen zwei Werten wird mit Hilfe des hinterlegten Kraftgesetzes die Normalkraft berechnet, mit denen Kippmanöver simuliert werden können. Unter diesen Voraussetzungen sind auch dynamische Untersuchungen oder Stand-Sicherheits-Tests mit dem Stapler durchführbar. Das Hubgerüst ist das komplexeste und vielfältigste bewegliche Element des Schubmaststaplers. Durch die Verbindung des Gerüstunterbaus mit dem Flurförderzeug-Rahmen über ein Schubgelenk ist das komplette Hubgerüst in Fahrtrichtung zum Aufnehmen und Abgeben von Nutzmassen ein- und ausfahrbar. Auf dem Gerüstunterbau werden die Mastarme durch ebene Gelenke miteinander verknüpft, wodurch sie jeweils zwei translatorische und einen rotatorischen Freiheitsgrad besitzen. Über zusätzliche Drehgelenke wird die Neigung des Hubgerüsts ermöglicht. Ähnlich der Lenkungsmodellierung des Vorderrads werden die Gelenke der Mastarme als rheonome Bindungen modelliert. In der Praxis treten Schwingungen oder Bewegungen des Hubgerüsts in allen drei Raumachsen auf. Schwingungen in Fahrtrichtung bewirken hohe dynamische Belastungen, beispielsweise durch Ein- bzw. Auslagerungsvorgängen mit angehobener Nutzmasse, die ausschließlich für das Mast-Modell betrachtet werden. Aufgrund der langen schmalen Form des Masts kann dieser durch das Element TBeam in ein diskretes Mehrkörpermodell überführt werden, wodurch der Balken in verschiedene Körper unterteilt wird. Dieses Vorgehen vermindert deutlich den Rechenaufwand gegenüber einer FEM-Rechnung und steigert den Grad der Modellgüte. Die einzelnen Körper sind untereinander durch zwei Drehgelenke sowie ein Schubgelenk miteinander verbunden und erlauben die Verbiegung des Balkens in Fahrtrichtung. Durch die Form und 85 Projektergebnisse Länge des Profils wird die Steifigkeit sowie die Dämpfung der Gelenke in der Simulationsumgebung alaska bestimmt. In Abbildung 63 ist ein diskretes Balkenmodell dargestellt, das in vier verschiedene Körper unterteilt ist und so die Schwingungen in Fahrtrichtung des Hubgerüsts abbildet. Abbildung 63: Diskretes Mehrkörpermodell für Balkenelemente Um die Relativbewegung zwischen den einzelnen Masten sicherzustellen, werden Rollen an den Mastenden in die Schiene des jeweils benachbarten Masts eingeführt, siehe Abbildung 64. Für jede Mastpaarung existieren zwei Stützrollen. In der Grundstellung besitzen die Rollen den größten Abstand zueinander und der Versatzwinkel zwischen den Masten ist am geringsten. Beim Ausfahren des Masts vergrößert sich der Versatzwinkel ein wenig und es kommt zu einer minimalen Neigung des Hubgerüsts. Ähnlich der Beziehung Rad-Fahrbahn wurden auch bei den Mastrollen die Kontaktkräfte durch Ellipsoide und ebene Flächen ausgeführt. 86 Projektergebnisse Abbildung 64: Modellierte Stützrollen zur Mastführung beim Teleskop-Hubmast Als letztes Element des Hubgerüsts wurden die einzelnen Verbindungen und Anschläge modelliert. Dabei wurden der Kontakt der Mastelemente untereinander, sowie die durch die Hubzylinder und Hubketten auftretenden Endstellungen berücksichtigt. Die Anschläge im Hubgerüst erfolgen durch einfache Feder-Dämpfer-Elemente. Mit diesem erstellten Mehrkörpersimulationsmodell sind alle in Kapitel 4.2.1 vorgestellten Arbeitsspiele nachgebildet worden. Dadurch, dass alle Körper mit Massen und Massenträgheiten versehen sind, ist die Ermittlung weiterer zeitlicher Verläufe für mechanische und kinematische Größen an allen interessierenden Orten des Schubmaststaplers für das jeweilige Fahrszenario möglich. Durch Anpassen einzelner Parameter kann das erarbeitete Modell auf weitere Flurförderzeugtypen ohne größeren Aufwand übertragen werden. 4.4.3 Ausfallmodell für mechanisch beanspruchte Elektronikkomponenten Das auf den Ergebnissen der Prüfstandsuntersuchungen mit dem elektrodynamischen Schwingerreger aufbauende Modell besteht aus einer Masse m, die einen Weg s in vertikaler Richtung reversierend zurücklegt, siehe Abbildung 65. 87 Projektergebnisse m 0 𝐴𝑛𝑠𝑎𝑡𝑧 𝑠 𝑠 𝑠𝑖𝑛𝛺𝑡 𝑠(𝑡) 𝑎(𝑡) s Abbildung 65: Schwingungsmodell am Shaker Die bewegte Masse m setzt sich dabei aus dem Prüfaufbau, dem Prüfling, den Sensoren und gegebenenfalls dem Anschlussmaterial, wie Kabel und Stecker, zusammen. Der Weg s beschreibt die Auslenkung der Magnetspule des Schwingerregers, die abhängig von der Frequenz, der Beschleunigung und der bewegten Masse ist. Ein elektrodynamische Schwingerreger, wie auch in den aus Kapitel 4.3.3 und 4.3.5 beschriebenen Untersuchungen verwendet, eignet sich besonders gut für die Nachbildung von experimentell aufgenommenen Beanspruchungen, da er verschiedene Erregungsformen wie Schock oder Sinus bzw. SinusRauschen nachstellen kann. Aber auch servohydraulische Prüfmaschinen können für die vorgestellte Methode verwendet werden. Eine Schock-Anregung eignet sich sehr gut zur Simulation von Schwellen oder anderen Hindernissen, jedoch ist die Belastungseinwirkung auf den Prüfling frequenzunabhängig. Die Sinuserregung eignet sich besonders für Daueruntersuchungen und bildet die gemessene Beschleunigungsbeanspruchung im erforderlichen Frequenzbereich im gleitenden Betrieb sehr gut nach. Als Ergebnis der Anwendung des vorgestellten Modells auf Flurförderzeug-Bedienhebel entstand eine Ausfallcharakteristik, ähnlich die einer Wöhlerlinie. Mit der ertragbaren Anzahl an Lastwechseln und der jeweiligen Belastung ließ sich eine lineare Regression ableiten. Das Ergebnis ist in Abbildung 66 dargestellt. 88 Beschleunigung in m/s² (log a) Projektergebnisse Solopilot Verbundantrieb lin. Regression Solopilot lin. Regression Verbundantrieb 1000 100 10 1 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08 1,E+09 1,E+10 Lastwechsel (log N) Abbildung 66: Ausfallcharakteristik der Bedienhebel mit linearer Regression Der Solopilot-Bedienhebel zeigt in dem Diagramm bei einer Beschleunigungseinwirkung von 50 m/s² bis 150 m/s² eine nahezu parallele Linie zur Ausfallkurve vom Verbundantrieb. Zwischen 150 m/s² und 200 m/s² wird für den Solopilot-Bedienhebel der Übergang in den Zeitfestigkeitsbereich durch einen Knick deutlich, der beim Verbundantrieb-Bedienhebel nicht auftritt. Hier zeigt sich eine kontinuierliche Gerade bis zu einem Beschleunigungswert von 300 m/s². Da die Versuchsreihe mit den Verbundantrieb-Bedienhebeln für eine Beschleunigung von 100 m/s² einen Durchläufer ergab, ist für diesen Bedienhebel-Typ eine Dauerfestigkeit für SD = 100 m/s² festgelegt wurden. Für die Solopilot-Ausführung wird SD = 50 m/s² angenommen. Aus diesen Werten lässt sich durch eine lineare Regression folgendes Modell ableiten: Lineare Regressionsgleichung für den Solopilot-Bedienhebel: N = 9,24*108 *(Sa/SD)-4,7 Lineare Regressionsgleichung für den Verbundantrieb-Bedienhebel: N = 4,67*108 *( Sa/SD)-3,2 N ist die Anzahl der Lastwechsel und Sa die gewählte Beschleunigung. Durch die Regressionsgleichungen lassen sich Lebensdauervorhersagen zu beliebigen Beschleunigungswerten ableiten. 4.4.4 Zusammenfassung und Ergebnisse der Modellbildung Im Abschnitt Modellbildung wurden aus den Erkenntnissen der Versuchsmessungen und der Prüfstandsuntersuchungen Ansätze zur Bestimmung von einwirkenden Beanspruchungen und deren Auswirkungen auf die Lebensdauer von elektronischen Flurförderzeugkomponenten erarbeitet. 89 Projektergebnisse Bei dem Berechnungsmodell für die Antriebsleistung wurde mit der Betrachtung des aufgestellten Schwellenwiderstands den besonderen Betriebsbedingungen und den daraus resultierenden konstruktiven Unterschieden zu anderen Radfahrzeugen Rechnung getragen. Das parametrisierbare kinematische Mehrkörpersimulationsmodell des Schubmaststaplers kann durch wenige Anpassungen auch auf andere Flurförderzeuge zugeschnitten werden und erlaubt die Bestimmung der einwirkenden mechanischen Schwing- und Stoßbelastungen unter bestimmten Betriebsszenarien an nahezu allen Punkten des Flurförderzeugs. Mit dem Ausfallmodell für mechanisch beanspruchte Elektronikkomponenten wird eine effektive Testmethode für die Lebensdauerprüfung von individuellen Elektronikkomponenten vorgeschlagen, die mit nur wenigen Prüflingen unter bestimmten Testbedingungen auch Aussagen zur erwarteten Lebensdauer für andere Beanspruchungssituationen ermöglicht. 4.5 Verallgemeinerung der Erkenntnisse Die in den vorangegangenen Arbeitsschritten gesammelten Informationen wurden für einen erfolgreichen Praxiseinsatz in Form eines gesamtheitlichen Leitfadens zusammengefasst. Er besteht aus der Dimensionierungsmethodik und dem dazugehörigen Katalog mit den einzelnen Methodenbausteinen und Auslegungshilfen für elektronische Komponenten in Flurförderzeugen. 90 Projektergebnisse 4.5.1 Auslegungsleitfaden für elektronische Flurförderzeugkomponenten Abbildung 67: Übersicht der Dimensionierungsmethode für elektronische Komponenten in FFZ 91 Projektergebnisse 4.5.2 Erläuterung der Methodenbausteine Ausfallursachen elektronischer Komponenten: Ausfallmechanismen und –ursachen bei elektronischen Bauteilen und Komponenten: Siehe Abschnitt 4.1.1 Ausfallcharakteristik für mechanischen Schwing- und Stoßbeanspruchung: Siehe Abschnitt 4.4.3 Einsatzbedingungen: Einsatzbedingungen verschiedener Flurförderzeugtypen: Siehe Abschnitt 4.1.1 Genormte Arbeitsspiele: Siehe Abschnitt 4.2.1 ITA Arbeitsspiel (modular) für Schubmaststapler: Siehe Abschnitt 4.2.1 Elektrische Beanspruchungen: Elektrostatische Entladungen: Siehe Abschnitt 4.3.2 Leistungsanforderungen an den Flurförderzeug-Antrieb: Siehe Abschnitt 4.4.1 Störung des Regelverhaltens: Siehe Abschnitt 4.3.3 und 4.3.5. Strom- und Spannungstransienten: Siehe Abschnitt 4.3.1 Korrelationen der Beanspruchungsarten: Siehe Wechselwirkungen der Beanspruchungsarten. 92 Projektergebnisse Mechanische Beanspruchungen: Modellparameter für die Auslegung: Siehe Abschnitt 4.2.3.2 Kinematisches Mehrkörpersimulationsmodell (parametrisierbar): Siehe Abschnitt 4.4.1 Schädigungsvermögen: In Bezug auf elektrostatische Entladungen: Siehe Abschnitt 4.3.2 In Bezug auf mechanische Schwing- und Stoßbeanspruchungen: Siehe Abschnitt 4.2.3.3, 4.3.4 und 4.4.3. Thermische Beanspruchungen: Erwärmung von Leistungselektronik: Siehe Abschnitt 4.3.3 Umgebungsbedingungen: Umgebungsbedingungen verschiedener Flurförderzeugtypen: Siehe Abschnitt 4.1.1 93 Projektergebnisse Wechselwirkungen der Beanspruchungsarten: 94 Veröffentlichungen 5 5.1 Veröffentlichungen Schriftliche Veröffentlichungen Weigelt, S. ; Overmeyer, L. ; Müller, T. ; Schmidt, T. (2012): Elektronikkomponenten von Gabelstaplern auf dem Prüfstand - Untersuchungen zur Schädigung unter Laborbedingungen, Hebezeuge Fördermittel Vol. 52, S. 388 – 390. Berlin: HUSS-MEDIEN GmbH (2012), S. 388 - 390 - ISSN 0017-9442 Weigelt, S.; Müller, T.; Overmeyer, L.; Schmidt, T.: Dimensionierung elektronischer Komponenten in Flurförderzeugen. In: Forschungskatalog zur 9. Hamburger Staplertagung. Hamburg: Helmut-Schmidt-Universität, 2012, S. 19-20 Weigelt, S.; Overmeyer, L. (2011): Elektronikkomponenten von Gabelstapler auf dem Prüfstand - Belastungen im täglichen Betrieb, Hebezeuge Fördermittel Vol. 51, S. 188 191. Berlin: HUSS-MEDIEN GmbH, 2011. Schmidt, S.; Weigelt, S.; Schmidt, T.; Overmeyer, L. (2010): Ermittlung und Analyse elektro-mechanischer Belastungskollektive an elektronischen Komponenten in Flurförderzeugen, 6. Fachkolloquium der Wissenschaftlichen Gesellschaft für Technische Logistik e.V. (WGTL) Vol. 6, S. 221-232: PZH Produktionstechnisches Zentrum GmbH, 2010. 5.2 Vorträge Weigelt, S. ; Overmeyer, L. ; Müller, T. ; Schmidt, T. (2012): Elektronikkomponenten von Gabelstaplern auf dem Prüfstand - Untersuchung des Schädigungsverhaltens unter Laborbedingungen, 8. Fachkolloquium der Wissenschaftlichen Gesellschaft für Technische Logistik e.V. (WGTL), S. 19 - 36: Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg, 2012. Weigelt, S.; Sellentin, J.; Overmeyer, L. (2011): Dimensionierung elektronischer Komponenten in Flurförderzeugen - Aktueller Stand des Projekts, Vortrag auf der CeMAT Hannover, IFL-VDMA Tag. Hannover, 2011. Müller, T.; Weigelt, S.; Schmidt, T.; Overmeyer, L. (2013): Investigation and assessment on the fatigue potential of electronic components for forklift trucks due to mechanical vibrations and shock loads, 11th International Conference on Vibration Problems (ICOVP-2013). Lissabon, 2013 (Paper accepted). 95 Anhang 6 6.1 Anhang Literaturverzeichnis [Bei94] Beisteiner, Franz: Praktische Prüfung von Gabelstaplern und ihrer Komponenten mit Hilfe von Lastkollektiven. – In: Beisteiner, Franz: Stapler. RenningenMalmsheim: Expert Verlag 1994. [BS01] Braess, Hans-Hermann; Seiffert, Ulrich: Vieweg Handbuch Kraftfahrzeugtechnik, 2. Auflage. Braunschweig/Wiesbaden: Friedrich Vieweg & Sohn Verlagsgesellschaft mbH 2001. [DIN08] DIN EN 60068-2-6: Umgebungseinflüsse Teil 2-6: Prüfverfahren – Prüfung Fc: Schwingungen (sinusförmig). Hrsg.: DIN Deutsches Institut für Normung e.V. Berlin: Beuth-Verlag 2008. [DIN09a] DIN EN 13059:2009-06: Sicherheit von Flurförderzeugen – Schwingungsmessung; Deutsche Fassung EN 13059:2002+A1:2008. Hrsg.: DIN Deutsches Institut für Normung e.V. Berlin: Beuth-Verlag 2009. [DIN09b] DIN EN 61000-4-2: Elektromagnetische Verträglichkeit (EMV) - Teil 4-2: Prüfund Messverfahren - Prüfung der Störfestigkeit gegen die Entladung statischer Elektrizität (IEC 61000-4-2:2008). Hrsg.: DIN Deutsches Institut für Normung e.V. Berlin: Beuth-Verlag 2009. [Eig03] Eigler, Hans: Die Zuverlässigkeit von Elektronik- und Mikrosystemen. Renningen-Malmsheim: Expert Verlag 2003. [Egb00] Egberts, Theo: Gabelstaplertest „Transport + Opslag“ und „Fördern und Heben“. In: Tagungsband zur 3. Hamburger Staplertagung. Hamburg: HelmutSchmidt-Universität 2000. [Eul06] Eulitz, Klaus-Georg: Betriebsfestigkeit. Studienbrief. Technische Universität Dresden, Fakultät Maschinenwesen, Arbeitsgruppe Fernstudium, 2006. [Fuh11] Fuhrer, Markus: EN 61000-4-2 ESD Elektrostatische Entladung. Reinach (CH): EM TEST AG 2011. [Jun04] Jungheinrich AG: Betriebsanleitung ETV/M 214-325 ab 10/2004, Hamburg: Jungheinrich AG, 2004. [Mis12] Mische, Veronika: Literaturrecherche zum Thema Alterung und Zerstörmechanismen elektronischer Komponenten unter den besonderen Einsatz- und Umgebungsbedingungen von Flurförderzeugen. Studienarbeit. Leibniz Universität Hannover, Institut für Transport- und Automatisierungstechnik, 2012. [VDI02] VDI 2198: Typenblätter für Flurförderzeuge. Hrsg.: VDI-Gesellschaft Produktion und Logistik. Berlin: Beuth-Verlag 2002. 96 Anhang [VDI10a] VDI-Gesellschaft Produktion und Logistik: VDI 2695: Ermittlung der Betriebskosten für Diesel- und Elektro-Gabelstapler. Berlin: Beuth Verlag, 2010. [VDI10b] VDI-Gesellschaft Produktion und Logistik: VDI 4461: Beanspruchungskategorien für Gabelstapler. Berlin: Beuth Verlag, 2010 97 Anhang 6.2 Abkürzungen und Formelzeichen Abkürzung Bedeutung ____ Al Aluminium Au Gold BC Bordcomputer BH Bedienhebel CMOS Komplementärer Metall-Oxid-Halbleiter DIN Deutsches Institut für Normung EN Europäische Norm ESD Elektrostatische Entladung (electrostatic discharge) FET Feldeffekttransistor (field-effect transistor) FFT Fourierreihen-Analyse (fast Fourier transform) FFZ Flurförderzeug FMEA Auswirkungsanalyse FP Fahrpedal FS Fahrantriebsregelung FTA Fehlerbaumanalyse (fault tree analysis) GRP Bezugmasseplatte (ground reference plate) IC Integrierter Schaltkreis (integrated circuit) IEC International Electrotechnical Commision ITA Institut für Transport- und Automatisierungstechnik ITAF ITA-Fahrprofil ITAR ITA-Rangierprofil LCD Flüssigkristallanzeige (liquid crystal display) LED Leuchtdiode (light-emitting diode) MOS Metall-Oxid-Halbleiter (metal oxide semiconductor) MOSFET Metall-Oxid-Halbleiter-Feldeffekttransistor MKS Mehrkörpersimulation (Aurum) 98 (failure mode and effects analysis) Anhang Abkürzung Bedeutung ____ MLR Mit Last, zurückgeschobener Hubmast MLV Mit Last, vorgeschobener Hubmast MS Messstelle OLR Ohne Last, zurückgeschobener Hubmast OLV Ohne Last, vorgeschobener Hubmast OPV Operationsverstärker PDepth Eindringtiefe PDepthVel Eindringgeschwindigkeit VDI Verein Deutscher Ingenieure Konstanten Konstante Bezeichnung Wert______ π Kreiszahl 3,14159… g Erdbeschleunigung ≈ 9,81 m/s² Symbol Bezeichnung Einheit____ A Querschnittsfläche m² F, F‘ Kraft N FBeschleunigung Beschleunigungswiderstandskraft N FFahrwiderstand Fahrwiderstandskraft N FG Gewichtskraft N FLuft Luftwiderstandskraft N FN Normalkraft N FRoll Rollwiderstandskraft N FSchwelle Schwellenwiderstandskraft N FSteigung Steigungswiderstandskraft N I Strom A Formelzeichen 99 Anhang Symbol Bezeichnung Einheit____ Iout Ausgangsstrom A M Mittelspannungseinflussfaktor [-] M Masse kg MLast Lastdrehmoment Nm N Anzahl der Lastwechsel [-] P Leistung kW PAntrieb, erf. Erforderliche Antriebsleistung kW Pout, max Maximale Ausgangsleistung kW R Radius mm Sa Beschleunigungsamplitude m/s² Saers,I,j Ersatzschwingspiel [-] Sai,j Schwingspiel [-] Smi,j Mittelwert des Schwingspiels [-] SD Dauerfestigkeit m/s² T Temperatur °C U Anzahl der Umdrehungen [-] U Spannung V Uout Ausgangsspannung V W Arbeit Ws a Beschleunigung m/s² a, a‘ Abstand m aAnr. Anregungsbeschleunigung m/s² ares. Resultierende Beschleunigung m/s² b, b‘ Abstand m cw Luftwiderstandsbeiwert [-] d Durchmesser mm ei Massenfaktor [-] 100 Anhang Symbol Bezeichnung Einheit____ f Frequenz Hz fAnr. Anregungsfrequenz Hz fRoll Rollwiderstandsbeiwert [-] fSchalt. Sensorschaltfrequenz Hz g Erdbeschleunigung m/s² h Höhe mm i Klassengrenze des Schwingspiels [-] j Klassengrenze des Schwingspiels [-] l Länge m m Masse kg mFz Masse des Fahrzeugs kg mL Nutzmasse kg mzul Zulässige Nutzmasse kg n Drehzahl U/min# s Weg m Beschleunigung m/s² ŝ Amplitude [-] v Geschwindigkeit km/h vrelativ Relative Geschwindigkeit km/h α Steigungswinkel ° ρLuft Dichte der Luft kg/m³ Ω Kreisfrequenz 1/s 101