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