de ces techniques permettant d’en fabriquer un grand nombre `a faible coˆut et en batch dans l’esprit des micro-syst`emes. La forme de la structure ´el´ementaire retenu (1 patte) est repr´esent´e sur la Fig. 2.3. Les ressorts permettant la mise en r´esonance de cette structure sont inspir´es de structure silicium pr´ec´edement r´ealis´e `a l’IMT (cf Fig. 2.4).
Ground yyyy yyyy x1 x2 ressort 1 ressort 2 Leg Robot
Fig.2.3 – Structure ´el´ementaire d’une patte du micro-robot.
(a) (b)
Fig.2.4 – Exemples de micro-ressorts : (a) photographie d’un gripper en silicium incluant deux micro-ressorts, (b) detail d’un ressort (photographie MEB).
Afin de concevoir ce micro-robot, un mod`ele dynamique de la structure de- vait ˆetre propos´e et ce mod`ele devait ˆetre compar´e `a des calculs num´eriques r´ealis´es `a l’aide du logiciel de calcul par ´el´ements finis ANSYS. Cette mod´elisaton devait ˆetre capable de fournir les caract´eristiques dynamiques principales de la structure. En effet, lorsque nous ne disposons pas d’un syst`eme automatis´e qui permette l’extraction automatique de mod`eles d’ordre r´eduit `a partir des struc- tures 3D issus de la CAO, il est n´ecessaire de concevoir ces outils pour disposer de mod`eles utilisables pour la commande et la simulation du dispositif [MFRW00].
Selon le degr´e de pr´ecision recherch´e pour les r´esultats de simulation de la mod´elisation, un dispositif r´eel peut ˆetre mod´elis´e par deux classes de mod`eles qui ont ´et´e alternativement utilis´ees dans tous nos travaux de recherche et sur lesquels nous reviendrons plus en d´etail dans la partie synth`ese de ce m´emoire : – mod´elisation sous la forme de syst`emes `a param`etres localis´es conduisant
`
a des ´equations diff´erentielles ordinaires ;
– mod´elisation sous la forme de syst`emes `a param`etres r´epartis conduisant `
a des ´equations aux d´eriv´ees partielles.
En premi`ere approximation, la mod´elisation d’une structure m´ecanique peut ˆetre obtenue en d´ecomposant la structure r´eelle en un nombre fini de sous- syst`emes interconnect´es et correspondant chacun `a un seul degr´e de libert´e m´ecanique. Ainsi, les propri´et´es essentielles d’un syst`eme continu (comportant un nombre infini de degr´e de libert´e) peuvent ˆetre obtenues avec une pr´ecision suffisante en le remplacant par un systeme approchant n’ayant qu’un nombre fini de degr´es de libert´e.
La mod´elisation analytique des mouvement du pied dans le plan x1x2 (ou
xy) a utilis´e des mod`eles `a param`etres localis´es o`u chaque poutre de ressort a ´et´e consid´er´e comme un corps rigide et chaque ´el´ement de flexion (Flexible Hinges, voir [HBC97] et [HABC99] pour des cas d’utilisation classique) a ´et´e consid´er´e comme un ressort de torsion (cf Fig. 2.5). La rigidit´e de flexion des ressorts a ´et´e estim´ee `a l’aide d’essais exp´erimentaux r´ealis´es sur des structures en silicium r´ealis´ees `a l’IMT grˆace `a une technologie RIE (Reaction Ion Etching) [BB01b]. Ces essais ont utilis´e un nouveau capteur de force d´evelopp´e ´egalement `a l’IMT [BWB01] et d´edi´e `a la mesure de force sur des MEMS. Pour les d´eformations angulaires envisag´ees, le comportement observ´e ´etait pratiquement lin´eaire et une mod´elisation par raideurs de torsion discr`etes ´etait donc parfaitement per- tinente.
Pour la mod´elisation `a param`etres localis´es, j’ai utilis´e des m´ethodes de La- grange en associant 3 DDLs `a chaque corps rigide, deux d´eplacements lin´eaires x et y et une rotation θ autour de z. Ces DDLs ont ´et´e r´ef´erenc´ees par rapport `a un syst`eme de coordonn´ees situ´e au centre de gravit´e de chaque corps rigide. Si nous avons nc corps rigides, nous obtenons 3nc= N coordonn´ees g´en´eralis´ees.
En utilisant le principe de Hamilton et en d´efinissant correctement des ´energies potentielles V, cin´etiques T et de dissipation D [Gol80] [GR96] [Lan86], j’ai pu en d´eduire les ´equations dynamiques de Lagrange qui mod´elisent le comporte- ment du syst`eme r´eel `a l’aide d’un nombre fini de degr´es de libert´e. La vari- able qi rep´esente la coordonn´ee g´en´eralis´ee associ´ees `a un des degr´es de libert´e
m´ecanique du syst`eme approxim´e et fi la force ext´erieure qui lui est appliqu´ee :
−dtd ∂T∂ ˙q i +∂T ∂qi − ∂V ∂qi − ∂D ∂ ˙qi + fi = 0 (2.1)
Pour des syst`emes sans amortissement, l’analyse du syst`eme discret correspon- dant peut s’´ecrire sous forme matricielle :
[M ] · ¨q(t) + [K] · q(t) = F(t) (2.2) o`u q(t) et F(t) correspondent aux vecteurs des coordonn´ees et forces g´en´eralis´ees du syst`eme discr´etis´e en sous-syst`emes `a param`etres localis´es.
2.2. MOD ´ELISATION DES STRUCTURES M ´ECANIQUES 29 rigid bar (rigid body) rotation stiffness Continuum model
Lumped parameters model
Fig. 2.5 – D´ecomposition d’une structure continue en une interconnexion de syst`emes `a param`etres localis´es.
La mod´elisation pr´ec´edente correspond `a un syst`eme dynamique sans con- trainte, cependant, les diff´erents degr´es de libert´es associ´es aux barres rigides sont interconnect´es par la pr´esence des ressorts de torsion et ainsi ces N co- ordonn´ees g´en´eralis´ees ne sont pas toutes libres car elles sont en fait li´ees en- semble `a chaque extr´emit´e d’un corps rigide o`u un ressort de torsion ne permet qu’un mouvement de rotation. Cela conduit `a des contraintes g´eom`etriques qui r´eduisent le nombre de vrais DDLs. Ces contraintes ont ´et´e prises en compte dans les ´equations `a l’aide d’une m´ethode de multiplicateurs de Lagrange [Lan86]. Ces contraintes stipulent qu’au ressort d’indice k s´eparant le corps rigide k du corps rigide k + 1, les d´eplacements lin´eaires des extr´emit´es sont les mˆemes lorsqu’ils sont exprim´es dans le rep`ere li´e `a k ou dans le rep`ere li´e `a k + 1. Pour notre projet, nous nous int´eressions uniquement `a de la locomotion ´elasto-dynamique et les mouvement sont alors consid´er´es comme des petits mouvements autour d’un point d’´equilibre (probl`eme de vibration). Nous pouvons alors utiliser une lin´earisation des fonction cos et sin autour de z´eros – position de repos – ce qui permet d’exprimer les ´equations de contraintes ck,x= 0 et ck,y = 0 comme des
fonctions lin´eaires des coordonn´ees xk, yk, θk, xk+1, yk+1, θk+1 :
(
ck,x= xk− vk,f· θk− xk+1+ vk+1,i· θk+1= 0
ck,y = yk+ uk,f· θk− yk+1− uk+1,i· θk+1= 0
(2.3)