From: Gabriel Schmitz Date: Thu, 7 Mar 2019 18:02:50 +0000 (-0300) Subject: Acréscimo do pacote SIunitx, correções de texto e equações. X-Git-Url: http://git.ece.ufrgs.br/?a=commitdiff_plain;h=b99a9122af96b2bb7ecc0999aca81b3a388b56fe;p=users%2Fgschmitz%2Fdissertacao.git Acréscimo do pacote SIunitx, correções de texto e equações. --- diff --git a/Pol_1.png b/Pol1.png similarity index 100% rename from Pol_1.png rename to Pol1.png diff --git a/Pol_2.png b/Pol2.png similarity index 100% rename from Pol_2.png rename to Pol2.png diff --git a/Pol_3.png b/Pol3.png similarity index 100% rename from Pol_3.png rename to Pol3.png diff --git a/dissertacaogabriel.tex b/dissertacaogabriel.tex index dcd90b3..4e428cc 100644 --- a/dissertacaogabriel.tex +++ b/dissertacaogabriel.tex @@ -67,7 +67,9 @@ \usepackage{graphicx} % Para importar figuras %\usepackage{mathptmx} % Para usar fonte Adobe Times nas expressoes \usepackage{amsmath} +\usepackage{siunitx} \usepackage{float} % Para posicionar as figuras de forma mais conveniente +\usepackage{underscore} % % Informações gerais % @@ -93,12 +95,12 @@ \coadvisor[Prof.~Dr.]{Henriques}{Renato Ventura Bayan} \coadvisorinfo{UFMG}{Doutor pela Universidade Federal de Minas Gerais -- Belo Horizonte, Brasil} % banca examinadora -\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome} -\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil} -\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome} -\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil} -\examiner[Prof.~Dr.]{Sobrenome}{Nome} -\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul -- Porto Alegre, Brasil} +\examiner[Prof.~Dr.]{Freire Bastos}{Teodiano} +\examinerinfo{UFES}{Doutor pela Universidad Complutense de Madrid -- Madrid, Espanha} +\examiner[Prof.~Dr.]{Pereira}{Carlos Eduardo} +\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pela Universidade de Stuttgart -- Stuttgart, Alemanha} +\examiner[Prof.~Dr.]{Fetter Lages}{Walter} +\examinerinfo{UFRGS}{Doutor pelo Instituto Tecnológico de Aeronáutica -- São José dos Campos, Brasil} %\examiner[Prof.~Dr.]{Goossens}{Michel} %\examinerinfo{CERN}{Doutor pela Vrije Universiteit Brussel -- Bruxelas, Bélgica} %\examiner[Prof.~Dr.]{Gomes da Silva Jr.}{João Manuel} @@ -571,199 +573,204 @@ A modelagem do sistema articular da m modelagem de manipuladores robóticos, juntamento com os atuadores e sistemas de transmissão mecânica. Neste trabalho será apresentada uma das representações que podem ser utilizadas para a modelagem cinemática de manipuladores robóticos e analogamente as articulações dos dedos da mão, a representação de Denavit-Hartenberg. -%\subsection{Representação de Denavit-Hartenberg} -% -%A evolução das coordenadas das juntas de um robô representa o modelo -%cinemático de um sistema articulado no espaço tridimensional. A notação de Denavit-Hartenberg é uma ferramenta utilizada para sistematizar a descrição cinemática de sistemas mecânicos articulados com \textit{N} graus de liberdade \cite{Hermini:2000}. -% -%Na Figura~\ref{fig:897} podem-se observar dois \textit{links} conectados por uma junta que possui duas -%superfícies deslizantes uma sobre as outras remanescentes em contato. Um eixo de uma junta \textit{i} -%\((i = 1, . . . ,6)\) estabelece a conexão de dois \textit{links}. -% -%Os eixos das juntas devem possuir duas normais conectadas neles, cada uma delas associadas -%aos \textit{links}. A posição relativa dos dois \textit{links} conectados (\textit{link} \(i-1\) e \textit{link} \(i\)) é dada por \(d_{i}\), que é a -%distância medida ao longo do eixo da junta entre suas normais. O ângulo de junta \(\theta_{i}\) entre as -%normais é medido em um plano normal ao eixo da junta. Assim, \(d_{i}\) e \(\theta_{i}\) podem ser chamados -%respectivamente, distância e o ângulo entre \textit{links} adjacentes. Eles determinam a posição relativa -%dos \textit{links} vizinhos. -% -%\begin{figure}[htbp] -% \centerline{\includegraphics[width=28 -% em]{ima1}} -% \caption{Parâmetros de Denavit-Hartenberg. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} -% \label{fig:897} -%\end{figure} -% -%Um \textit{link} i pode estar conectado, no máximo, com dois outros \textit{links} (\textit{link} i-1 e \textit{link} i +1), -%consequentemente, dois eixos de junta são estabelecidos em ambos os terminais da conexão. O -%significado dos \textit{links}, do ponto de vista cinemático, é que os mesmos mantem uma configuração fixa entre suas juntas, que são caracterizadas por dois parâmetros: \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\). O parâmetro \(a_{i}\) é a menor distância medida ao longo da normal comum entre os eixos de junta (isto é, os eixos \(z_{i-1}\) -%e \(z_{i}\) para a junta i e junta i+1, respectivamente). Dessa forma, \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) , podem ser chamados respectivamente, comprimento e ângulo de torção do \textit{link} i. Eles determinam a estrutura do \textit{link} i \cite{Aviles:2008}. -% -%A representação de Denavit-Hartenberg de um \textit{link} rígido dependerá de quatro parâmetros associados a ele. -%Estes parâmetros descrevem o comportamento cinemático de uma junta prismática ou de revolução. Estes quatro parâmetros são: -%\begin{itemize} -% \item \(\theta_{i}\) é o angulo de junta obtido entre os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) no eixo \(Z_{i-1}\) (regra da mão -% direita). -% \item \(d_{i}\) é a distância entre a origem do \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas até a interseção do -% eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\). -% \item \(a_{i}\) é a distância entre a interseção do eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) até a origem do \(i\)-ésimo -% sistema de referência ao longo do eixo \(X_{i}\) (ou a menor distância entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\)). -% \item \(\alpha_{i}\) é o ângulo entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\) medidos no eixo \(X_{i}\) (regra da mão direita). -%\end{itemize} -% -%Para uma junta rotacional, \(d_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, variando o seu valor na rotação do \textit{link} \(i\) em relação ao \textit{link} \(i-1\). Para uma junta prismática, \(\theta_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, enquanto \(d_{i}\) é a variável de junta (deslocamento linear). -% -%Uma vez os sistemas de coordenadas de Denavit-Hartenberg tenham sido estabelecidos, uma matriz de transformação homogênea pode ser desenvolvida relacionando o \(i\)-ésimo ao \((i-1)\)- -%ésimo \textit{frame} de coordenadas. A Figura~\ref{fig:897} mostra que um ponto \(r_{i}\) expresso no \(i\)-ésimo sistema -%de coordenadas pode ser expresso no \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas como \(r_(i-1)\) aplicando sucessivamente as transformações apresentadas a seguir: -% -%\begin{itemize} -% \item \textbf{Rotação} no eixo \(Z_{i-1}\) de um ângulo de \(\theta_{i}\) para alinhar o eixo \(X_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) (o eixo \(X_{i-1}\) é paralelo ao eixo \(X_{i}\) e aponta para a mesma direção). -% \item \textbf{Translação} uma distância de \(d_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\) para trazer os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) na -% coincidência. -% \item \textbf{Translação} ao longo do eixo \(X_{i}\) uma distância de ai para trazer as duas origens também -% como o eixo X na coincidência. -% \item \textbf{Rotação} do eixo \(X_{i}\) um ângulo de \(\alpha_{i}\) para trazer os dois sistemas de coordenadas na -% coincidência. -%\end{itemize} -% -%Cada uma dessas quatro operações pode ser expressa através de uma matriz homogênea de rotação-translação, e o produto destas quatro matrizes de transformações elementares produzem uma matriz de transformação homogênea composta \(_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}\) , conhecida como matriz de -%transformação de Denavit-Hartenberg, para sistemas de coordenadas adjacentes, \(i\) e \(i-1\): -% -%\begin{equation} -% -%$_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=R_{z,\theta}T_{z,d}T_{x,a}R_{x,a}$ -% -%_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=\begin{bmatrix} -% -%1 & 0& 0& 0\\ -% -%0 & 1& 0&0\\ -% -%0& 0& 1& d_{i}\\ -% -%0& 0& 0& 1 -% -%\end{bmatrix}\begin{bmatrix} -% -%$cos\theta_{i} & -sen\theta _{i} & 0& 0$\\ -% -%$sen\theta _{i} & cos\theta _{i} & 0& 0$\\ -% -%0& 0& 1& 0\\ -% -%0& 0& 0& 1 -% -%\end{bmatrix}\begin{bmatrix} -% -%1 & 0 & 0& ai\\ -% -%0& 1& 0& 0\\ -% -%0& 0& 1& 0\\ -% -%0& 0& 0& 1 -% -%\end{bmatrix}\begin{bmatrix} -% -%1 & 0& 0& 0\\ -% -%0& $cos\alpha$_{i}& $-sen\alpha$_{i}& 0\\ -% -%0& $sen\alpha$_{i}& $cos\alpha$_{i}& 0\\ -% -%0& 0& 0& 1 -% -%\end{bmatrix}$ -% -%_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}=\begin{bmatrix} -% -%$cos\theta _{i}$ & $-cos\alpha _{i}sen\theta _{i}$ & $sen\alpha _{i}sen\theta _{i}$ & $a_{i}cos\theta _{i}$\\ -% -%$sen\theta _{i}$ & $cos\alpha _{i}cos\theta _{i}$ & $-sen\alpha _{i}cos\theta _{i}$ & $a_{i}sen\theta _{i}$\\ -% -%0& $sen\alpha _{i}$ & $cos\alpha _{i}$& d _{i}\\ -% -%0& 0& 0 & 1 -% -%\end{bmatrix} -%\end{equation} -% -%Na Figura~\ref{fig:40} é apresentado o modelo de uma mão antropomórfica na forma de cadeia -%cinemática e sua representação em Denavit-Hartenberg será mostrada a seguir, de acordo com os graus de mobilidade de cada uma das articulações. No entanto, -%para este modelo, proposto por Aviles, foram consideradas as seguintes restrições \cite{Aviles:2008}: -% -%\begin{enumerate} -% \item O pulso tem todos os movimentos, portanto possui três graus de liberdade, para efeitos do -% modelo, todos os dedos podem ser movimentados. -% \item A articulação Metacarpo falângica (MCP) possui duas juntas de revolução independentes -% que são mutuamente ortonormais. -% \item As articulações; distal inter falângica (DIP) e proximal inter falângica (PIP) são juntas de -% revolução (1GDL). -% -%\end{enumerate} -% -%\begin{figure}[htbp] -% \centerline{\includegraphics[width=35 -% em]{40}} -% \caption{Estrutura biomecânica da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} -% \label{fig:40} -%\end{figure} -% -%A Figura~\ref{fig:41} apresenta em forma geral os parâmetros geométricos da mão, onde \(q_{1}, q_{2}, q_{3}\) \( q_{4m}, q_{5m}, q_{6m}, q_{7m}\), são as variáveis de junta, textit{p} é o comprimento da palma, e \(f_{1m}, q_{2m}, q_{3m}\) são os -%comprimentos das falanges dos dedos. -% -%\begin{figure}[htbp] -% \centerline{\includegraphics[width=18em]{41}} -% \caption{Parâmetros Geométricos da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} -% \label{fig:41} -%\end{figure} -% -%\begin{table*}[htbp] -% \begin{center} -% \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto por Aviles} -% \label{tab:5} -% \begin{tabular}{l|cccc} -% \hline -% Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\ -% \hline -% 1 & \(q_{1}\) & $0$ & $0$ & $90$\\ -% 2 & \(q_{2}\) & $0$ & $0$ & $90$\\ -% 3 & \(q_{3}\) & p & $0$ & $0$\\ -% 4 & \(q_{4m}\) & $0$ & $0$ & $-90$\\ -% 5 & \(q_{5m}\) & \(f_{1m}\) & $0$ & $0$\\ -% 6 & \(q_{6m}\) & \(f_{2m}\) & $0$ & $0$\\ -% 7 & \(q_{7m}\) & \(f_{3m}\) & $0$ & $0$\\ -% \hline -% \end{tabular} -% \end{center} -%\end{table*} -% -%Baseado na representação de \textit{Denavit-Hartenberg}, mostrada na Tabela~\ref{tab:5} e nos parâmetros apresentados, podem-se obter as matrizes de transformação homogênea para encontrar a posição e orientação na ponta de cada um dos dedos. -% -%A Figura~\ref{fig:dedodh} mostra o modelo de dedo indicador que será utilizado posteriormente como modelo final para os testes e simulações, a Tabela~\ref{tab:97} mostra a representação de Denavit-Hartenberg do modelo em questão. -% -%\begin{figure}[htbp] -% \centerline{\includegraphics[width=5em]{dedodh}} -% \caption{Modelo de dedo utilizado neste trabalho.} -% \label{fig:dedodh} -%\end{figure} -% -%\begin{table*}[htbp] -% \begin{center} -% \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto neste trabalho} -% \label{tab:97} -% \begin{tabular}{l|cccc} -% \hline -% Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\ -% \hline -% 1 & \(\theta_{1}\) & $47mm$ & $0$ & $0$\\ -% 2 & \(\theta_{2}\) & $27mm$ & $0$ & $0$\\ -% 3 & \(\theta_{3}\) & $26mm$ & $0$ & $0$\\ -% \hline -% \end{tabular} -% \end{center} -%\end{table*} +\subsection{Representação de Denavit-Hartenberg} + +A evolução das coordenadas das juntas de um robô representa o modelo +cinemático de um sistema articulado no espaço tridimensional. A notação de Denavit-Hartenberg é uma ferramenta utilizada para sistematizar a descrição cinemática de sistemas mecânicos articulados com \textit{N} graus de liberdade \cite{Hermini:2000}. + +Na Figura~\ref{fig:897} podem-se observar dois \textit{links} conectados por uma junta que possui duas +superfícies deslizantes uma sobre as outras remanescentes em contato. Um eixo de uma junta \textit{i} +\((i = 1, . . . ,6)\) estabelece a conexão de dois \textit{links}. + +Os eixos das juntas devem possuir duas normais conectadas neles, cada uma delas associadas +aos \textit{links}. A posição relativa dos dois \textit{links} conectados (\textit{link} \(i-1\) e \textit{link} \(i\)) é dada por \(d_{i}\), que é a +distância medida ao longo do eixo da junta entre suas normais. O ângulo de junta \(\theta_{i}\) entre as +normais é medido em um plano normal ao eixo da junta. Assim, \(d_{i}\) e \(\theta_{i}\) podem ser chamados +respectivamente, distância e o ângulo entre \textit{links} adjacentes. Eles determinam a posição relativa +dos \textit{links} vizinhos. + +\begin{figure}[htbp] + \centerline{\includegraphics[width=28 + em]{ima1}} + \caption{Parâmetros de Denavit-Hartenberg. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} + \label{fig:897} +\end{figure} + +Um \textit{link} i pode estar conectado, no máximo, com dois outros \textit{links} (\textit{link} i-1 e \textit{link} i +1), +consequentemente, dois eixos de junta são estabelecidos em ambos os terminais da conexão. O +significado dos \textit{links}, do ponto de vista cinemático, é que os mesmos mantem uma configuração fixa entre suas juntas, que são caracterizadas por dois parâmetros: \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\). O parâmetro \(a_{i}\) é a menor distância medida ao longo da normal comum entre os eixos de junta (isto é, os eixos \(z_{i-1}\) +e \(z_{i}\) para a junta i e junta i+1, respectivamente). Dessa forma, \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) , podem ser chamados respectivamente, comprimento e ângulo de torção do \textit{link} i. Eles determinam a estrutura do \textit{link} i \cite{Aviles:2008}. + +A representação de Denavit-Hartenberg de um \textit{link} rígido dependerá de quatro parâmetros associados a ele. +Estes parâmetros descrevem o comportamento cinemático de uma junta prismática ou de revolução. Estes quatro parâmetros são: +\begin{itemize} + \item \(\theta_{i}\) é o angulo de junta obtido entre os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) no eixo \(Z_{i-1}\) (regra da mão + direita). + \item \(d_{i}\) é a distância entre a origem do \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas até a interseção do + eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\). + \item \(a_{i}\) é a distância entre a interseção do eixo \(Z_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) até a origem do \(i\)-ésimo + sistema de referência ao longo do eixo \(X_{i}\) (ou a menor distância entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\)). + \item \(\alpha_{i}\) é o ângulo entre os eixos \(Z_{i-1}\) e \(Z_{i}\) medidos no eixo \(X_{i}\) (regra da mão direita). +\end{itemize} + +Para uma junta rotacional, \(d_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, variando o seu valor na rotação do \textit{link} \(i\) em relação ao \textit{link} \(i-1\). Para uma junta prismática, \(\theta_{i}\), \(a_{i}\) e \(\alpha_{i}\) são os parâmetros da junta, enquanto \(d_{i}\) é a variável de junta (deslocamento linear). + +Uma vez os sistemas de coordenadas de Denavit-Hartenberg tenham sido estabelecidos, uma matriz de transformação homogênea pode ser desenvolvida relacionando o \(i\)-ésimo ao \((i-1)\)- +ésimo \textit{frame} de coordenadas. A Figura~\ref{fig:897} mostra que um ponto \(r_{i}\) expresso no \(i\)-ésimo sistema +de coordenadas pode ser expresso no \((i-1)\)-ésimo sistema de coordenadas como \(r_(i-1)\) aplicando sucessivamente as transformações apresentadas a seguir: + +\begin{itemize} + \item \textbf{Rotação} no eixo \(Z_{i-1}\) de um ângulo de \(\theta_{i}\) para alinhar o eixo \(X_{i-1}\) com o eixo \(X_{i}\) (o eixo \(X_{i-1}\) é paralelo ao eixo \(X_{i}\) e aponta para a mesma direção). + \item \textbf{Translação} uma distância de \(d_{i}\) ao longo do eixo \(Z_{i-1}\) para trazer os eixos \(X_{i-1}\) e \(X_{i}\) na + coincidência. + \item \textbf{Translação} ao longo do eixo \(X_{i}\) uma distância de ai para trazer as duas origens também + como o eixo X na coincidência. + \item \textbf{Rotação} do eixo \(X_{i}\) um ângulo de \(\alpha_{i}\) para trazer os dois sistemas de coordenadas na + coincidência. +\end{itemize} + +Cada uma dessas quatro operações pode ser expressa através de uma matriz homogênea de rotação-translação, e o produto destas quatro matrizes de transformações elementares produzem uma matriz de transformação homogênea composta \(_{ }^{i-1}\textrm{\textit{A}}\) , conhecida como matriz de +transformação de Denavit-Hartenberg, para sistemas de coordenadas adjacentes, \(i\) e \(i-1\): + + + + +\begin{equation} +_{ }^{i-1}\textrm{A}=R_{z,\theta}T_{z,d}T_{x,a}R_{x,a} + +_{ }^{i-1}\textrm{A}= +\begin{bmatrix} + +1 & 0& 0& 0\\ + +0 & 1& 0&0\\ + +0& 0& 1& d_{i}\\ + +0& 0& 0& 1 + +\end{bmatrix} +\begin{bmatrix} + +$cos\theta_{i}$ & $-sen\theta_{i}$ & 0& 0\\ + +$sen\theta_{i}$ & $cos\theta_{i}$ & 0& 0\\ + +0& 0& 1& 0\\ + +0& 0& 0& 1 + +\end{bmatrix} +\begin{bmatrix} + +1 & 0 & 0& ai\\ + +0& 1& 0& 0\\ + +0& 0& 1& 0\\ + +0& 0& 0& 1 + +\end{bmatrix}\begin{bmatrix} + +1 & 0& 0& 0\\ + +0& cos\alpha_{i}& -sen\alpha_{i}& 0\\ + +0& sen\alpha_{i}& cos\alpha_{i}& 0\\ + +0& 0& 0& 1 + +\end{bmatrix} + +\_{ }^{i-1}\textrm{A}=\begin{bmatrix} + +cos\theta_{i} & -cos\alpha_{i}sen\theta_{i} & sen\alpha_{i}sen\theta \_{i} & a_{i}cos\theta_{i}\\ + +sen\theta _{i} & cos\alpha_{i}cos\theta _{i} & -sen\alpha _{i}cos\theta _{i} & a_{i}sen\theta_{i}\\ + +0& sen\alpha _{i} & cos\alpha _{i}& d _{i}\\ + +0& 0& 0 & 1 + +\end{bmatrix} +\end{equation} + +Na Figura~\ref{fig:40} é apresentado o modelo de uma mão antropomórfica na forma de cadeia +cinemática e sua representação em Denavit-Hartenberg será mostrada a seguir, de acordo com os graus de mobilidade de cada uma das articulações. No entanto, +para este modelo, proposto por Aviles, foram consideradas as seguintes restrições \cite{Aviles:2008}: + +\begin{enumerate} + \item O pulso tem todos os movimentos, portanto possui três graus de liberdade, para efeitos do + modelo, todos os dedos podem ser movimentados. + \item A articulação Metacarpo falângica (MCP) possui duas juntas de revolução independentes + que são mutuamente ortonormais. + \item As articulações; distal inter falângica (DIP) e proximal inter falângica (PIP) são juntas de + revolução (1GDL). + +\end{enumerate} + +\begin{figure}[htbp] + \centerline{\includegraphics[width=35 + em]{40}} + \caption{Estrutura biomecânica da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} + \label{fig:40} +\end{figure} + +A Figura~\ref{fig:41} apresenta em forma geral os parâmetros geométricos da mão, onde \(q_{1}, q_{2}, q_{3}\) \( q_{4m}, q_{5m}, q_{6m}, q_{7m}\), são as variáveis de junta, textit{p} é o comprimento da palma, e \(f_{1m}, q_{2m}, q_{3m}\) são os +comprimentos das falanges dos dedos. + +\begin{figure}[htbp] + \centerline{\includegraphics[width=18em]{41}} + \caption{Parâmetros Geométricos da Mão Humana. Fonte: \cite{Aviles:2008}.} + \label{fig:41} +\end{figure} + +\begin{table*}[htbp] + \begin{center} + \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto por Aviles} + \label{tab:5} + \begin{tabular}{l|cccc} + \hline + Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\ + \hline + 1 & \(q_{1}\) & $0$ & $0$ & $90$\\ + 2 & \(q_{2}\) & $0$ & $0$ & $90$\\ + 3 & \(q_{3}\) & p & $0$ & $0$\\ + 4 & \(q_{4m}\) & $0$ & $0$ & $-90$\\ + 5 & \(q_{5m}\) & \(f_{1m}\) & $0$ & $0$\\ + 6 & \(q_{6m}\) & \(f_{2m}\) & $0$ & $0$\\ + 7 & \(q_{7m}\) & \(f_{3m}\) & $0$ & $0$\\ + \hline + \end{tabular} + \end{center} +\end{table*} + +Baseado na representação de \textit{Denavit-Hartenberg}, mostrada na Tabela~\ref{tab:5} e nos parâmetros apresentados, podem-se obter as matrizes de transformação homogênea para encontrar a posição e orientação na ponta de cada um dos dedos. + +A Figura~\ref{fig:dedodh} mostra o modelo de dedo indicador que será utilizado posteriormente como modelo final para os testes e simulações, a Tabela~\ref{tab:97} mostra a representação de Denavit-Hartenberg do modelo em questão. + +\begin{figure}[htbp] + \centerline{\includegraphics[width=5em]{dedodh}} + \caption{Modelo de dedo utilizado neste trabalho.} + \label{fig:dedodh} +\end{figure} + +\begin{table*}[htbp] + \begin{center} + \caption{Tabela de Denavit-Hartenberg do indicador proposto neste trabalho} + \label{tab:97} + \begin{tabular}{l|cccc} + \hline + Junta& \(\theta_{i}\) & \(a_{i}\) & \(d_{i}\) & \(\alpha_{i}\) \\ + \hline + 1 & \(\theta_{1}\) & $47mm$ & $0$ & $0$\\ + 2 & \(\theta_{2}\) & $27mm$ & $0$ & $0$\\ + 3 & \(\theta_{3}\) & $26mm$ & $0$ & $0$\\ + \hline + \end{tabular} + \end{center} +\end{table*} \section{Representação Denavit-Hartenberg Modificado} @@ -772,95 +779,157 @@ mec \section{Modelagem dos atuadores} \begin{figure}[htbp] + \centerline{\includegraphics[width=70mm]{motordc.png}} + \caption{Imagem do atuador utilizado no projeto.} + \label{fig:dcmotor} +\end{figure} + +\begin{table*}[htbp] + \begin{center} + \caption{Tabela dos Parâmetros de Datasheet do atuador utilizado.} + \label{tab:motorparameters} + \begin{tabular}{l|c} + \hline + Parâmetro & Valor \\ + \hline + Tensão Nominal & \SI{12}{\volt} \\ + Velocidade a Vazio & \SI{10.47198}{\radian\per\second} \\ + Torque Nominal & \SI{0.1962}{\newton\meter} \\ + \hline + \end{tabular} + \end{center} +\end{table*} + +\begin{table*}[htbp] + \begin{center} + \caption{Tabela dos Parâmetros de Medidos do atuador utilizado.} + \label{tab:medmotorparameters} + \begin{tabular}{l|c} + \hline + Parâmetro & Valor \\ + \hline + Resistência de Armadura & \SI{12.5}{\ohm} \\ + Corrente a Vazio & \SI{0.0395}{\ampere} \\ + Zona Morta & \SI{0.46}{\volt} \\ + Diâmetro da Polia do Motor & \SI{0.0075}{\meter} \\ + Diâmetro das Polias nas Juntas & \SI{0.014}{\meter} \\ + \hline + \end{tabular} + \end{center} +\end{table*} + +\begin{table*}[htbp] + \begin{center} + \caption{Tabela dos Parâmetros de Calculados referentes ao atuador utilizado.} + \label{tab:calcmotorparameters} + \begin{tabular}{l|c} + \hline + Parâmetro & Valor \\ + \hline + Relação das Polias & 0.535714 \\ + Velocidade Máxima das Juntas & \SI{5.609987}{\radian\per\second} \\ + Torque Nominal nas Juntas & \SI{0.36624}{\newton\meter} \\ + Constante de Armadura & \SI{1.098766}{\volt\second\per\radian} \\ + Constante de Torque & \SI{1.098766}{\newton\meter\per\ampere} \\ + Torque Máximo nas Juntas & \SI{1.968989}{\newton\meter} \\ + Atrito Seco & \SI{0.075478}{\newton\meter} \\ + Atrito Viscoso & \SI{0.336538}{\newton\meter\second\per\radian} \\ + \hline + \end{tabular} + \end{center} +\end{table*} + +\begin{figure}[htbp] \centerline{\includegraphics[width=25em]{motorccR}} \caption{Representação de um servomecanismo baseado em um motor de corrente contínua com imã permanente.} %\cite{Fu1987} \label{fig:servomecanism} \end{figure} -Conforme a Figura~\ref{fig:servomecanism}, o eixo do motor é acoplado à carga por meio de um sistema de transmissão. -Supondo que não haja escorregamento neste sistema, pode-se assumir que os deslocamentos lineares nas engrenagens, do lado do motor ($d_m$) e do lado da carga ($d_l$), são os mesmos $(d_m = d_l )$. %Talvez trocar engrenagens por polias, conferir com o professor. -Por outro lado, o deslocamento linear em cada engrenagem é dado pelo produto entre o deslocamento angular ($\varphi$) e o raio ($r$), conforme: +Na Figura~\ref{fig:servomecanism}, o eixo do motor é acoplado à carga por meio de um sistema de transmissão. +Supondo que não haja escorregamento neste sistema, pode-se assumir que os deslocamentos lineares nas polias, do lado do motor ($d_m$) e do lado da carga ($d_l$), são os mesmos $(d_m = d_l )$. %Talvez trocar engrenagens por polias, conferir com o professor. +Por outro lado, o deslocamento linear em cada polia é dado pelo produto entre o deslocamento angular ($\theta$) e o raio ($r$), dado por: \begin{eqnarray} \label{eq:linear_dp_transmission} -r_m\varphi_m &=& r_l\varphi_l \label{eq:transmission_01} +r_m\theta_m &=& r_l\theta_l \label{eq:transmission_01} \end{eqnarray} -Uma vez que o número de dentes é proporcional ao raio de cada engrenagem, são obtidas as equações: +Uma vez que o número de dentes é proporcional ao raio de cada engrenagem, tem-se: \begin{eqnarray} -N_m\varphi_m &=& N_l\varphi_l +N_m\theta_m &=& N_l\theta_l \label{eq:transmission_02} \\ -\frac{N_m}{N_l} &=& \frac{\varphi_l}{\varphi_m} = n \label{eq:transmission_03} +\frac{N_m}{N_l} &=& \frac{\theta_l}{\theta_m} = n \label{eq:transmission_03} \end{eqnarray} -onde $n$ representa a relação de engrenagens. Desta forma, as variáveis de junta, medidas no lado da carga, são obtidas a partir das seguintes expressões: %\cite{Fu1987} +\noindent onde $n$ representa a relação de engrenagens. Desta forma, as variáveis de junta, medidas no lado da carga, são dadas por: %\cite{Fu1987} \begin{eqnarray} -\varphi_l &=& n\varphi_m \label{eq:transmission_04}\\ -\dot{\varphi}_l &=& n\dot{\varphi}_m \label{eq:transmission_05}\\ -\ddot{\varphi}_l &=& n\ddot{\varphi}_m \label{eq:transmission_06} +\theta_l &=& n\theta_m \label{eq:transmission_04}\\ +\dot{\theta}_l &=& n\dot{\theta}_m \label{eq:transmission_05}\\ +\ddot{\theta}_l &=& n\ddot{\theta}_m \label{eq:transmission_06} \end{eqnarray} -O torque desenvolvido pelo atuador ($\tau$), na presença de uma carga acoplada ao mecanismo, é igual à soma dos torques dissipados -por perdas no eixo do motor ($\tau_m$) e por reações da carga ($\tau_l$), referidas ao eixo do motor ($\tau_l^*$), conforme: +O torque de reação percebido pelo atuador ($\tau$), é igual à soma dos torques dissipados +por perdas no eixo do motor ($\tau_m$) e por reações da carga ($\tau_l$), referidas ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dado por: \begin{equation} \tau = \tau_m + \tau_l^{*} \label{eq:torque_servo01} \end{equation} -As perdas do lado do motor ($\tau_m$) e o torque de reação da carga ($\tau_l$) são caracterizados pelas seguintes expressões: %\cite{Fu1987} +As perdas do lado do motor ($\tau_m$) e o torque de reação da carga ($\tau_l$) são caracterizados por: %\cite{Fu1987} \begin{eqnarray} -\tau_m &=& J_m\ddot{\varphi}_m + f_m\dot{\varphi}_m \label{eq:motor_loss}\\ -\tau_l &=& J_l\ddot{\varphi}_l + f_l\dot{\varphi}_l +\tau_m &=& J_m\ddot{\theta}_m + f_m\dot{\theta}_m \label{eq:motor_loss}\\ +\tau_l &=& J_l\ddot{\theta}_l + f_l\dot{\theta}_l \label{eq:load_torque} \end{eqnarray} onde $f_m$ e $J_m$ representam, respectivamente, o coeficiente de atrito viscoso com os mancais e o momento de inércia do rotor. De forma similar, $f_l$ e $J_l$ caracterizam, respectivamente, o coeficiente de atrito viscoso e o momento de inércia da carga. -O princípio da conservação da energia requer que o trabalho realizado pela carga, referido ao eixo da mesma ($\tau_l \varphi_l$), seja igual ao trabalho realizado por esta, refletido ao eixo do motor ($\tau_l^* \varphi_m$), conforme: %\cite{Fu1987} +O princípio da conservação da energia requer que o trabalho realizado pela carga, referido ao eixo da mesma ($\tau_l \theta_l$), seja igual ao trabalho realizado por esta, refletido ao eixo do motor ($\tau_l^* \theta_m$), dado por: %\cite{Fu1987} \begin{equation} -\tau_l^* \varphi_m = \tau_l \varphi_l \label{eq:work_conserv01} +\tau_l^* \theta_m = \tau_l \theta_l \label{eq:work_conserv01} \end{equation} -Desta condição é obtida a expressão que define o torque de carga refletido ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dada por: +Desta condição é obtida a expressão do torque de carga refletido ao eixo do motor ($\tau_l^*$), dada por: \begin{equation} -\tau_l^* = \frac{\tau_l \varphi_l }{\varphi_m} = n\tau_l \label{eq:work_conserv02} +\tau_l^* = \frac{\tau_l \theta_l }{\theta_m} = n\tau_l \label{eq:work_conserv02} \end{equation} -Substituindo as expressões (\ref{eq:transmission_05}), (\ref{eq:transmission_06}) e (\ref{eq:load_torque}) em (\ref{eq:work_conserv02}) é obtida sua forma explícita, representada por: +Substituindo as expressões (\ref{eq:transmission_05}), (\ref{eq:transmission_06}) e (\ref{eq:load_torque}) em (\ref{eq:work_conserv02}) é obtida: \begin{eqnarray} -\tau_l^* &=& n^2 (J_l\ddot{\varphi}_m + f_l\dot{\varphi}_m) \label{eq:load_torque_reflected} +\tau_l^* &=& n^2 (J_l\ddot{\theta}_m + f_l\dot{\theta}_m) \label{eq:load_torque_reflected} \end{eqnarray} -A forma explícita do torque gerado pelo atuador ($\tau$) em relação ao eixo do motor é encontrada substituindo (\ref{eq:load_torque}) e (\ref{eq:load_torque_reflected}) em (\ref{eq:torque_servo01}), conforme: +A forma explícita do torque de reação percebido pelo atuador ($\tau$) em relação ao eixo do motor é encontrada substituindo (\ref{eq:load_torque}) e (\ref{eq:load_torque_reflected}) em (\ref{eq:torque_servo01}), dada por: \begin{eqnarray} -\tau &=& (J_m +n^2 J_l)\ddot{\varphi}_m +(f_m + n^2f_l)\dot{\varphi}_m = J_e\ddot{\varphi}_m + f_e\dot{\varphi}_m \label{eq:torque_servo02} +\tau &=& (J_m +n^2 J_l)\ddot{\theta}_m +(f_m + n^2f_l)\dot{\theta}_m = J_e\ddot{\theta}_m + f_e\dot{\theta}_m \label{eq:torque_servo02} \end{eqnarray} -Nesta expressão $J_e = J_m + n^2J_l$ e $f_e = f_m + n^2f_l$ representam, respectivamente, os valores efetivos do momento de inércia e do coeficiente de atrito viscoso referenciados ao eixo do motor. +%Nesta expressão $J_e = J_m + n^2J_l$ e $f_e = f_m + n^2f_l$ +\noindent onde representam, respectivamente, os valores efetivos do momento de inércia e do coeficiente de atrito viscoso referenciados ao eixo do motor. A análise do subsistema mecânico foi realizada nos parágrafos acima. Serão, a partir de agora, verificadas as relações que regem as dinâmicas do dispositivo, tomando como referência o circuito equivalente da Figura~\ref{fig:servodc}. -Sabe-se que, em um motor de corrente contínua com ímãs permanentes, o torque desenvolvido no eixo do motor ($\tau$) possui dependência apenas com a corrente de armadura ($i_a$), conforme a seguinte equação: +Sabe-se que, em um motor de corrente contínua com ímãs permanentes, o torque desenvolvido no eixo do motor ($\tau$), é: \begin{equation} \tau = K_T i_a \label{eq:torque_motor_dc1} \end{equation} -onde $K_T$ +\noindent onde $K_T$ é a constante de proporcionalidade de torque do motor. % (constante de torque). -Já a força contra-eletromotriz desenvolvida pelo motor possui dependência apenas com a velocidade angular ($\dot{\varphi}_m$): +Já a força contra-eletromotriz desenvolvida pelo motor possui dependência apenas com a velocidade angular ($\dot{\theta}_m$): \begin{equation} -e_a = K_a\dot{\varphi}_m \label{eq:fce_motor_dc1} +e_a = K_a\dot{\theta}_m \label{eq:fce_motor_dc1} \end{equation} -Na expressão anterior, $K_a$ representa a constante de proporcionalidade da força contra-eletromotriz. %(constante elétrica). -A partir da malha do subsistema eletromagnético, verifica-se a relação entre a tensão de entrada ($V_a$), a velocidade angular ($\dot{\varphi}_m$) e a corrente de armadura ($i_a$), dada por: +\noindent onde, $K_a$ representa a constante de proporcionalidade da força contra-eletromotriz. %(constante elétrica). +A partir da malha do subsistema eletromagnético, verifica-se a relação entre a tensão de entrada ($V_a$), a velocidade angular ($\dot{\theta}_m$) e a corrente de armadura ($i_a$), dada por: \begin{eqnarray} V_a &=& R_a i_a + L_a \frac{di_a}{dt} + e_a \label{eq:malha_motor_dc1} @@ -879,57 +948,57 @@ Um resultado similar T(s) = K_T I_a(s) = K_T\frac{V_a(s) - sK_a\Phi_m(s)}{R_a + sL_a} \label{eq:torque_motor_dc12} \end{equation} -Ainda em relação ao torque gerado, porém em relação ao subsistema mecânico (\ref{eq:torque_servo02}), esta transformada resulta em: - -\begin{eqnarray} -T(s) = s^2J_e\Phi_m(s) + sf_e\Phi_m(s) \label{eq:torque_servo03} -\end{eqnarray} - -\begin{figure}[htbp] - \centerline{\includegraphics[width=25em]{tikz}} - \caption{Representação do circuito elétrico equivalente de um motor de corrente contínua com imã permanente controlado pela tensão de armadura. Fonte: \cite{Alves:2018}.} - \label{fig:servodc} -\end{figure} - -Assim, igualando-se (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e rearranjando o resultado, de modo a explicitar -$\Phi_m(s)/V_a(s)$, -é encontrada a função de transferência entre o deslocamento angular ($\varphi_m$) e a tensão de armadura ($V_a$), dada por: - -\begin{equation} -\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = \frac{K_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]} -\label{eq:servo_tf_displacement_va} -\end{equation} - -De forma similar, a função de transferência entre o deslocamento angular na carga ($\varphi_l$) e a tensão de armadura é obtida aplicando-se a relação (\ref{eq:transmission_04}) à (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}), o que leva à expressão: - -\begin{eqnarray} -\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = \frac{nK_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]} -\label{eq:load_tf_displacement_va} -\end{eqnarray} - -%A função de transferência entre o deslocamento angular ($\varphi_m$) e a tensão de armadura ($V_a$) pode ser obtida igualando-se as equações (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e, em seguida, rearranjando o resultado de modo a obter $\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)}$. %(\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) - - - -Frequentemente pode-se assumir que a constante de tempo elétrica ($L_a/R_a$) é suficientemente menor que a constante de tempo mecânica ($J_e/f_e$), de modo que o efeito da indutância de armadura ($L_a$) possa ser desprezado. Esta consideração é razoável para a maioria dos sistemas eletromecânicos e, principalmente, para o atuador em estudo nesta subseção, permitindo que as funções de transferência (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) e (\ref{eq:load_tf_displacement_va}) sejam simplificadas para: %\cite{Spong2005} - -\begin{eqnarray} -\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = -\frac{K_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{K}{s(T_ms + 1)} -\label{eq:servo_tf_displacement_va2} \\ -\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = -\frac{nK_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{nK}{s(T_ms + 1)} -\label{eq:load_tf_displacement_va2} -\end{eqnarray} - -onde os parâmetros $K$ e $T_m$ representam, respectivamente, as constantes de ganho e de tempo do motor, definidas por: - -\begin{eqnarray} -K = \frac{K_T}{R_af_e + K_aK_T} \\ -T_m = \frac{R_aJ_e}{R_af_e + K_aK_T} -\end{eqnarray} +%Ainda em relação ao torque gerado, porém em relação ao subsistema mecânico (\ref{eq:torque_servo02}), esta transformada resulta em: +% +%\begin{eqnarray} +%T(s) = s^2J_e\Phi_m(s) + sf_e\Phi_m(s) \label{eq:torque_servo03} +%\end{eqnarray} +% +%\begin{figure}[htbp] +% \centerline{\includegraphics[width=25em]{tikz}} +% \caption{Representação do circuito elétrico equivalente de um motor de corrente contínua com imã permanente controlado pela tensão de armadura. Fonte: \cite{Alves:2018}.} +% \label{fig:servodc} +%\end{figure} +% +%Assim, igualando-se (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e rearranjando o resultado, de modo a explicitar +%$\Phi_m(s)/V_a(s)$, +%é encontrada a função de transferência entre o deslocamento angular ($\theta_m$) e a tensão de armadura ($V_a$), dada por: +% +%\begin{equation} +%\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = \frac{K_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]} +%\label{eq:servo_tf_displacement_va} +%\end{equation} +% +%De forma similar, a função de transferência entre o deslocamento angular na carga ($\theta_l$) e a tensão de armadura é obtida aplicando-se a relação (\ref{eq:transmission_04}) à (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}), o que leva à expressão: +% +%\begin{eqnarray} +%\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = \frac{nK_a}{s[s^2 J_{e}L_a + (L_a f_{e} + R_a J_{e})s + R_a f_{e} + K_T K_a]} +%\label{eq:load_tf_displacement_va} +%\end{eqnarray} +% +%%A função de transferência entre o deslocamento angular ($\theta_m$) e a tensão de armadura ($V_a$) pode ser obtida igualando-se as equações (\ref{eq:torque_motor_dc12}) e (\ref{eq:torque_servo03}) e, em seguida, rearranjando o resultado de modo a obter $\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)}$. %(\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) +% +% +% +%Frequentemente pode-se assumir que a constante de tempo elétrica ($L_a/R_a$) é suficientemente menor que a constante de tempo mecânica ($J_e/f_e$), de modo que o efeito da indutância de armadura ($L_a$) possa ser desprezado. Esta consideração é razoável para a maioria dos sistemas eletromecânicos e, principalmente, para o atuador em estudo nesta subseção, permitindo que as funções de transferência (\ref{eq:servo_tf_displacement_va}) e (\ref{eq:load_tf_displacement_va}) sejam simplificadas para: %\cite{Spong2005} +% +%\begin{eqnarray} +%\frac{\Phi_m(s)}{V_a(s)} = +%\frac{K_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{K}{s(T_ms + 1)} +%\label{eq:servo_tf_displacement_va2} \\ +%\frac{\Phi_l(s)}{V_a(s)} = +%\frac{nK_a}{s(R_a J_{e}s + R_a f_{e} + K_T K_a)} = \frac{nK}{s(T_ms + 1)} +%\label{eq:load_tf_displacement_va2} +%\end{eqnarray} +% +%onde os parâmetros $K$ e $T_m$ representam, respectivamente, as constantes de ganho e de tempo do motor, definidas por: +% +%\begin{eqnarray} +%K = \frac{K_T}{R_af_e + K_aK_T} \\ +%T_m = \frac{R_aJ_e}{R_af_e + K_aK_T} +%\end{eqnarray} -\section{Análise de Preensões de Objetos} +\chapter{Análise de Preensões de Objetos} Em geral, o movimento de preensão é definido como o a ato voluntário que é efetuado com o dedo dobrado nos três pontos de contato da mão para que o objeto permaneça entre os dedos e a palma, com o polegar atuando como elemento estabilizador adicional \cite{AN:1979}. A preensão proporciona estabilidade e segurança ao custo da manipulabilidade do objeto, permitida pela precisão e a delicadeza que pode obter-se com a mão humana \cite{Napier:1956}. @@ -948,7 +1017,7 @@ preens Todas elas têm um ponto em comum: não há a necessidade, ao contrário das outras preensões, da participação da gravidade. -\subsection{As preensões digitais} +\section{As preensões digitais} As preensões digitais dividem-se também em dois subgrupos: \begin{itemize} @@ -1080,7 +1149,7 @@ divergentes, e o polegar, colocando-se em retroposi \label{fig:23} \end{figure} -\subsection{Preensões Palmares} +\section{Preensões Palmares} Nas preensões palmares intervém, além dos dedos, a palma da mão. Elas são de dois tipos, conforme o polegar seja ou não utilizado: @@ -1134,7 +1203,7 @@ comissural e a efici \label{fig:27} \end{figure} -\subsection{Preensões centradas} +\section{Preensões centradas} As preensões centradas realizam, de fato, uma simetria em torno de um eixo longitudinal, que se confunde geralmente com o eixo do antebraço. Isto é evidenciado pela batuta do maestro @@ -1173,7 +1242,7 @@ Gra \label{fig:31} \end{figure} -\subsection{As preensões-ações} +\section{As preensões-ações} A mão também é capaz de agir segurando. É o que será chamado por preensões mais ação ou mais simplesmente, "preensões-ações. Estas "preensões-ações", onde a mão age sobre ela mesma, são inúmeras; a seguir pode-se tomar como exemplos: @@ -1445,7 +1514,7 @@ As refer Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:200 Ki:50 Kd:10). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz2} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz3} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos) \begin{figure}[htbp] - \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_1}} + \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol1.png}} \caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 1 do Polegar.} \label{fig:gaz2} \end{figure} @@ -1458,7 +1527,7 @@ Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:200 Ki:50 Kd:10). O gr Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,7 Ki:1 Kd:0,01). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz4} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz5} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos) \begin{figure}[htbp] - \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_2}} + \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol2.png}} \caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 2 do Polegar.} \label{fig:gaz4} \end{figure} @@ -1471,7 +1540,7 @@ Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,7 Ki:1 Kd:0,01). O gr Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,1 Ki:0,001 Kd:0,0008). O gráfico da Figura~\ref{fig:gaz6} mostra o controlador seguindo a referência solicitada e a Figura~\ref{fig:gaz7} mostra a movimentação da junta quando acionada. (Referência=1,2 radianos) \begin{figure}[htbp] - \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol_3}} + \centerline{\includegraphics[width=23em]{Pol3.png}} \caption{Gráfico de seguimento de referência, junta 3 do Polegar.} \label{fig:gaz6} \end{figure} @@ -1527,7 +1596,7 @@ Os ganhos encontrados para esta junta foram (Kp:0,1 Ki:0,001 Kd:0,0008). O gr \bibliographystyle{delaeabnt} -\bibliography{gabs,modelo,exemplo} % pode-se ter vários arquivos .bib separados +\bibliography{gabs} % pode-se ter vários arquivos .bib separados % por vírgulas. Segundo a NBR6023, as % referências devem ser alinhadas apenas a % esquerda. É esquisito, mas é assim. diff --git a/gabs.bib b/gabs.bib index cda0535..b0076cc 100644 --- a/gabs.bib +++ b/gabs.bib @@ -190,22 +190,20 @@ year="1997" } @article{AN:1979, - author="KN. An and EY. Chao and WP. Cooney and RL. Linscheid", - title="Normative Model of human hand for - biomechanical Analisys", - journal="Journal of biomechanics", - address="", + author="K. N. An and E. Y. Chao and W. P. Cooney and R. L. Linscheid", + title="Normative Model of human hand for biomechanical Analisys", + journal="Journal of Biomechanics", volume="12", pages="775-788", - month="", - year="1979" + address="Rochester, Minnesota, USA", + year="1979", } @article{Brook:1995, author="N. Brook and J. Mizrahi and M. Shoham and J. Dayan", title="A biomechanical model of index finger dynamics", - journal="Med. Eng. Phys", - address="", + journal="Medical Engineering and Physics", + address="Israel", volume="17", pages="54-63", month="", @@ -217,7 +215,7 @@ year="1997" title="The Mechanical Design of the MARCUS Prosthetic Hand", journal="IEEE International Workshop on Robot and Human Communication", - address="", + address="Tokyo, Japan", volume="", pages="95-100", month="", @@ -228,11 +226,9 @@ year="1997" author="J. C. Becker and N. V. Thakor and K. V. Gruben", title="A Study of Humand Hand Tendom Kinematics with applications to Robot Hand Design", - journal="IEEE", - address="", - volume="", + journal="IEEE International Conference on Robotics and Automation", pages="1540-1545", - month="", + address="San Francisco, CA, USA", year="1986" } @@ -301,22 +297,20 @@ year="1997" Knob", journal="10th Symposium on Haptic Interfaces for Virtual Environment and Teleoperator Systems (HAPTICS 2002)", - address="", + address="Orlando, FL, USA", volume="", pages="", month="", year="2002" } -@article{Hermini:2000, +@PhdThesis{Hermini:2000, author="H. A. Hermini", title="Modelagem, Implementa{\c{c}}{\~{a}}o e Controle de Sistemas Biomec{\^{a}}nicos envolvendo Aspectos Cinem{\'{a}}ticos", - journal="", - address="Universidade Estadual de Campinas FEM", - volume="", - pages="", - month="", + type="Tese de Doutorado", + school="Universidade Estadual de Campinas FEM", + address="Campinas-SP", year="2000" } @@ -332,12 +326,12 @@ year="1997" year="2007" } -@article{Kapandji:1987, +@book{Kapandji:1987, author="I. A. Kapandji", title="Fisiologia Articular", journal="", - address="Editora Manole LTDA, São Paulo", - volume="", + publisher="Editora Manole LTDA", + address="S{\~{a}}o Paulo", pages="", month="", year="1987" @@ -349,27 +343,25 @@ year="1997" desempenho para a identifica{\c{c}}{\~{a}}o do near miss materno.", journal="Cad. Sa{\'{u}}de P{\'{u}}blica.", address="", - volume="", + volume="29", pages="1333-1345", month="", year="2013" } -@article{Aviles:2008, +@PhdThesis{Aviles:2008, author="F. Aviles", title="Projeto, Concep{\c{c}}{\~{a}}o, Simula{\c{c}}{\~{a}}o de Preens{\~{a}}o para utiliza{\c{c}}{\~{a}}o em Dispositivos Rob{\'{o}}ticos: Estudo de caso dispositivo Mecatr{\^{o}}nico MUC-1", - journal="", - address="Universidade Estadual de Campinas - Campinas-SP", - volume="", - pages="", - month="", - year="2008" + type="Tese de Doutorado", + school="Universidade Estadual de Campinas", + year="2008", + address= "Campinas-SP", } @article{Kyberd:1995, author="P. Kyberd and O. E. Holland and P. H. Chappell", title="MARCUS: A two degree of freedom hand prosthesis with hierarchical grip control", - journal="IEEE Trans Rehab Eng", + journal="IEEE Transactions on Rehabilitation Engineering", address="", volume="3", pages="70-76", @@ -393,7 +385,7 @@ year="1997" author="C. M. Light and P. H. Chappell", title="The development of an advanced multi-axis myoprosthesis and controller", - journal="MEC99", + journal="MEC'99 Conference Proceedings", address="", volume="", pages="70-76", @@ -406,7 +398,7 @@ year="1997" title="Robot Hands and the Mechanics of Manipulation", journal="The MIT Press Series in Artificial Intelligence", - address="", + address="Cambridge, MA, USA", volume="", pages="", month="", @@ -425,21 +417,18 @@ year="1997" year="1956" } -@article{Magee:1997, - author="D. Magee", +@book{Magee:1997, + author="D. J. Magee", title="Orthopedic Physical Assessment", - journal="W. B. Saunders", - address="", - volume="3th edition", - pages="", - month="", + publisher="W. B. Saunders", + edition="3th ", year="1997" } -@article{Napier:1980, +@book{Napier:1980, author="J. R. Napier", title="Hands", - journal="George Allen and Unwin", + publisher="George Allen and Unwin", address="London, England", volume="", pages="", @@ -464,8 +453,8 @@ year="1997" author="S. C. Schulz", title="A New Ultralight Anthropomorphic Hand", journal="IEEE International Conference - on Robotics and Automation, 2001", - address="", + on Robotics and Automation", + address="Seoul, South Korea", volume="3", pages="2437-2441", month="", @@ -476,7 +465,7 @@ year="1997" author="S. Schulz and C. Pylatiuk and M. Reischl and J. Martin and R. Mikut and G. Bretthauer", title="A hydraulically driven multifunctional prosthetic hand", - journal="Robotica", + journal="Robotica - Cambridge University Press", address="", volume="23", pages="293-299", @@ -488,7 +477,7 @@ year="1997" author="G. L. Taylor and R. J. Schwartz", title="The Anatomy and Mechanics of the Human Hand", journal="Artificial - Limbs", + Limbs - A Review of Current Developments", address="", volume="2", pages="22-35", @@ -501,9 +490,8 @@ year="1997" title="Preval{\^{e}}ncia de amputa{\c{c}}{\~{o}}es de membros superiores e inferiores no estado de Alagoas atendidos pelo SUS entre 2008 e 2015", - journal="", - address="Universidade Estadual de Ci{\^{e}}ncias da Sa{\'{u}}de de Alagoas (Uncisal) Macei{\'{o}} (AL) - Brasil.", - volume="", + journal="Fisioterapia e Pesquisa", + volume="24", pages="378-384", month="", year="2017" @@ -521,7 +509,7 @@ year="1997" year="1995" } -@article{Linden 1995, +@article{Linden:1995, author="C. A. Linden and C. A. Trombly", title="Orthoses: Kinds and Purposes", journal="Occupational @@ -565,7 +553,7 @@ year="1997" Rehabilitation Robotic Gloves", journal=" International Conference and Exposition on Electrical and Power Engineering", - address="", + address="Iasi, Romania", volume="", pages="", month="", @@ -595,39 +583,30 @@ year="1997" year="2017" } -@article{Barros:2014, +@MastersThesis{Barros:2014, author="T. T. T. Barros", - title="Modelagem e Implementa{\c{c}}{\~{a}}o no ROS de um Controlador para - Manipuladores Moveis.", - journal="", - address="Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre", - volume="Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica)", - pages="157p", - month="", - year="2014" + title="Modelagem e Implementa{\c{c}}{\~{a}}o no ROS de um Controlador para Manipuladores M{\'{o}}veis", + school="Universidade Federal do Rio Grande do Sul", + address="Porto Alegre-RS", + type="Disserta{\c{c}}{\~{a}}o", + year="2014", } -@article{Lages:2016, +@book{Lages:2016, author="W. F. Lages", - title="Implementation of Real-Time Joint Controllers.", - journal="KOUBAA, A. (Ed.). - Robot Operating System (ROS)", - address="1.ed. Cham: Springer International Publishing", - volume="", + title="Robot Operating System (ROS) - Implementation of Real-Time Joint Controllers", + publisher="Springer International Publishing", pages="671-702", - month="", year="2016" } -@article{Alves:2018, - author="T. G. Alves", - title="Sistema de controle de pose para uma cadeira de rodas inteligente.", - journal="", - address="Universidade Federal do Rio Grande do Sul Porto Alegre", - volume="Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica)", - pages="143p", - month="", - year="2018" +@MastersThesis{Alves:2018, + author = "T. G. Alves", + title = "Sistema de controle de pose para uma cadeira de rodas inteligente", + school = "Universidade Federal do Rio Grande do Sul", + address = "Porto Alegre-RS", + type= "Disserta{\c{c}}{\~{a}}o", + year = "2018", } diff --git a/motordc.png b/motordc.png new file mode 100644 index 0000000..47c6d74 Binary files /dev/null and b/motordc.png differ