― 13 ―Research Reports of the National Instituteof Industrial Safety, NIIS-RR-2003（2004）
UDC 621.039.587:621.865.8:004.383

磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム＊
齋藤 剛＊＊，池田博康＊＊

A Robot Actuator and a Safety Interlock System
Utilizing Magneto-rheological Fluid＊byTsuyoshi SAITO＊＊ and Hiroyasu IKEDA＊＊

Abstract: An innovative robot system, which aims to perform lift assisting for material handling andassembly tasks by its powered motion in response to forces applied by the user directly to its armor pay load, is expected to be used not only in manufacturing but also in construction, rescue
operations, home care for elders and other areas. This robot is termed a “cooperative materialhandling（CMH）robot.” There will no doubt be a bigger demand for the CMH robot than for theconventional robots in the future.
Since it is inapplicable to the CMH robot that the torque output of its actuators required to lift
loads is restricted to less than the human tolerance, a safety interlock system for actuator torquemonitoring is essential to achieve safe utilization of the robot. Furthermore, the safety interlock
system must be so constructed that its failure never causes an accident even if it causes false trips.
An interlock system that meets the above requirements, however, still has not been developed dueto the difficulties in dealing with the changes of torque limit values according to robot motions.
One solution, a torque-monitoring interlock system composed of antagonistic rotary actuators bymeans of magneto-rheological（MR）fluid and a 3-channel diverse programmable safety controller, isexamined in this paper. This interlock system judges the normalcy of the actuator torque output
by referring the amount of dead-weight compensation share included among all outputted actuatortorques, and then it enables the active motions of the robot to continue. The antagonistic rotaryactuators with MR fluid are adopted to materialize the characteristics of the normally closed typeof brakes necessary to safely stop operation.
From results of full-scale testing using a robot arm model, it is confirmed that the proposedinterlock system executes the objective interlocking sequence under the condition of the above
asymmetrical failure characteristics and achieves safety performance sufficiently to ensure the user’s
safety.
Keywords; Risk reduction, Human-robot cooperation, Actuator, Safety interlock system, Asymmetricalfailure characteristics, Magneto-rheological fluid, 3-channel diverse programmable safety controller*** 平成13年 6 月日本機械学会ロボティクス・メカトロニクス講演会’01，平成13年 9 月第19回日本ロボット学会学術講演会，平成14年 6 月日本機械学会ロボティクス・メカトロニクス講演会’02，平成15年 5 月日本機械学会ロボティクス・
メカトロニクス講演会’03において，本研究の一部について発表した。
*** 機械システム安全研究グループ
Mechanical and System Safety Research Group

産業安全研究所研究報告― 14 ―

1. 緒

言NIIS-RR-2003（2004）

2. トルク監視インターロックシステム

近年，作業空間を人間の行動空間と共有することを特徴とした新しい形態のロボットが登場しつつあり，
産業用ばかりでなく非製造業分野の用途においても，

2.1 協調運搬作業用ロボット

その利用が期待されている。特に，一人の人間には負担となる重量物を運搬する作業は，工場内だけでなく屋外現場や福祉施設でも多く見られ，従来の運搬補助機器に代わる汎用的な支援手段として，人間とロボットが協調して 1 つの物を運搬する作業形態（以下，こに示す。本研究で想定する協調運搬作業用ロボットは，把持した運搬対象物の重量負荷を任意の位置で軽減することを目的とし，ロボットアームの手先に取付けられた力センサによって直接あるいは運搬物を介して人間が加える操作力を検出して，操作力があるときは運

れを協調運搬作業と呼ぶ）が広く検討されている1，2，3）。

搬物を移動させるべき方向を抽出・判断して動作し，

ただし，このような協調運搬作業用ロボットの実現には安全性確保が必須であるが，人間との干渉や衝突を恐れて可動範囲や力出力を制限することはロボット
本来の機能を損なうこととなり，安全性と機能性の相操作力がないときは現在の位置を保持するよう各関節が制御されるロボットである。ただし，Fig. 1 に示す反する要求に応える機構や制御が必要となっている。
この問題に対し，人間との接触を考慮した柔軟機構4 ）articulated type of Cooperative material-handlingrobot）」と呼ぶ。
VCロボットのダイナミクスは，一般的な垂直多関節
ロボットのダイナミクスに手先に加わる操作力を加えたものとして（1）式で表される。

や制御5），危険性解析法6）等が研究されつつあるが，いずれも緒についたばかりであり，実用に供している例はほとんどない。
簡易なバランサーや水平多関節（SCARA型）ロボ

人間と協調運搬作業を行うロボットの概念をFig. 1

ようにロボットの構成は垂直多関節型とする。以下，
このようなロボットを「V C ロボット（：Ve r t i c a lt ＝H（q）q̈＋C（q，q̇）q̇＋Bq̇＋G（q）−JTF（1）

ットの水平軸等のように重量補償を必要としない特別な場合では，アクチュエータの出力を設計段階から制限しておくことで本質安全化が可能であるが，汎用性の高い垂直多関節ロボットでは，自重を支えつつ十分な力出力機能を発揮しなければならず，人間の挟圧等ここで，t は各関節のトルクを表すベクトル，qは各関節の角度を表すベクトル，Fは人間の操作力を表す
ベクトル，H（q）は慣性行列，C（q，q）はコリオリ・遠心力の危険を本質的に解消できない。このため，アクチュ
エータのトルク出力を常に監視し，過大な出力発生時には直ちにトルク出力を停止する安全制御系，すなわ
ち，インターロックシステムの導入が不可欠となるが，構成要素の故障や処理の誤りに対してトルク出力が常力（自重）の影響を表すベクトル（以下，これを重力補償項と呼ぶ）である。ただし，把持している運搬物の質量やモーメントはアームに含めて考えている。
協調運搬作業の実現に適用できる制御則にはいくつかあるが，例えば，運搬物の位置xと力Fとの関係がに停止する非対称な誤り特性7）（安全側縮退故障特性8））（2）式を満たすように制御を行うとする。

を有しつつ，ロボットの複雑な動作に対応できる機能的なインターロックは，多くの技術的課題のためにこれまで実現されていなかった。
本研究では，協調運搬作業に用いられる垂直多関節項，Bq̇は摩擦力項，Jはヤコビ行列であり，G（q ）は重M（ẍ−a）
d＋D（ẋ−v）
d＝F（2）

ただし，aとvは各々協調運搬作業実行中に実現しロボットを対象に，ロボットのトルク出力に含まれる
重力補償分に着目したトルク監視インターロックシス
テムを提案し，その構成と基礎的要件について検討する。さらに，非対称誤り特性の条件でこれを実現するための手段を開発し，提案するインターロックシステ
ムを構築する。協調運搬作業の実規模実験が可能なロ
ボットアームモデルに構築したシステムを適用し，提案する構成法を検証するとともに，対人環境に応じた動作・停止特性等について考察する。

Fig. 1

General concept of cooperative material
handling work by robot with human.
人間とロボットの協調運搬作業

磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム

ようとする運搬物の加速度と速度を表すベクトル，M d とD d は作業中に人間に感じさせたいダイナミクスである。このとき，Jが正則であるとすれば，各関節のアクチュエータのトルクは（3）式で表される。
t ＝H（q）J−1｛a−Md−1D（ẋ−v）
d＋Md−1 F−J˙q̇｝t ＝−JTF＋C（q，q̇）q̇＋Bq̇＋G（q）（3）

2.2 協調運搬作業の安全条件
協調運搬作業には種々の機械的危険源が想定できるが，そのうち，アームとの衝突による衝撃の危険源と人間を壁等との間に挟む挟圧の危険源は特に重要である9 ）。この 2 つの危険源に対し，人間の安全を確保するための条件は，作業の安全を論理変数S∈｛1，0｝（ただし，安全なときS＝1）で表すと（4）式で表される。
S＝1：（‖fr‖＜ fH）∧（‖ẋ r‖＜vH）（4）＞ fH）∨（‖ẋ r‖＞＿v H ）
S＝0：（‖fr‖＿
ここで，f r は作業中の人間とロボットの部位（ここでは手先とする）との間で生じる干渉力，f H は干渉力
f r の許容限界値，ẋ r はロボット各部位のうち最も動作速度の速い部位（手先とする）の速度，v H は速度ẋ r の許容限界値である。
このうち，速度に関する条件については，人間がロ
ボットアームを拘束しながら操作できる応答は高々 1〜 2 Hzである10）から，アクチュエータの最大回転速度を予め制限し，ロボットの動作を本質的に低速とする方策が採用できる。この方策の採用は，1）非対称誤り特性を実現しつつ，静止状態を含むアナログ的に変化する速度を監視することは一般に大変困難であること，2）ソフトカバー等の緩衝手段を運搬対象物に装着することは実行上困難であること，3）人間が保護具を装着することが必ずしも期待できないこと等の理由からも合理的と考えられる。
これに対し，力に関する条件を満たすために，アクチュエータの最大トルク出力を人間に危害を及ぼさないレベル11）に制限することは，VCロボットに要求されt~＝t −G（q）＝

t 1−G（q）1⁝
t i−G（q）i― 15 ―（5）⁝t n−G（q）nここで，t i とG（q ）i は各々t とG（q ）の第i番目の要素である。これより，力の条件を満足する方策として，（6）~
式に示すように各関節のトルクt i を制限する方策が考えられる。
tHi＞t 1−G（q）i＞−t Hi （i＝1，…，n）（6）
ここで，t H i はf H を満足する第i関節のトルクの許容限界値である。低速動作を前提とするならば，トルクt˜ を許容レベル以下に抑えることは決して難しくない。
しかし，構造的に決定されているアクチュエータの最大トルク出力をアームの姿勢に応じて変化させることはできないので，ここでは，姿勢に応じて変化する重力補償項G（q ）を考慮しつつ，アクチュエータのトルク
出力（能動的動作）を監視する機能的なインターロッ
クシステムが必要となる。また，VCロボットでは，新たに落下の危険源を生成しないために，安全確保のための動力遮断時（あるいは故障時）においても重力補
償項G（q ）は継続して出力されなければならない。以上の条件を加え，（6）式のトルクの条件を改めて各関節のアクチュエータのトルクt（i＝1，i…，n）についてまとめると（7）式で表される。
動作時：t Hi＋G（q）i＞t i＞−t Hi＋G（q）i（7）
動力遮断時：t 1＝G（q））
i
動力遮断時の重力補償は，ノーマルクローズ型（：Normally closed type，以下NC型）ブレーキの特性でしか達成できず，アクチュエータの構造に要求される。
2.3 インターロックの構成要件

る協調運搬作業の特性上，ほとんどの場合採用できな

一般に，安全確認のためのインターロックシステム
は，安全確認用センサとセンサ情報に基づいて出力許可の判断を行う論理要素（ANDゲート）から構成さい。ただし，（3）式のトルク出力のうち，重力補償項
G（q ）に相当する分はアームの自重と運搬物の重量によれ，各々の要素は非対称誤り特性を有することが条件である7，12）。VCロボットのインターロックシステムは，り自動的に相殺されるから，人体に損傷を負わせる可能性のあるトルクは，誤った制御指令に基づいて動作実現（典型的には加減速）のために出力されたトルク（7）式に基づいてアームの姿勢に応じたトルクの大きさを判断して出力許可を行うことになるので，センサ情報として関節のトルクと角度を非対称誤りの条件でのみである。VCロボットの関節数をn個とすれば，動作実現のためのトルクt̃ は（5）式で表される。

検知することが必要である。また，論理要素として通常はウィンドウコンパレータ12）等の素子が利用されるが，関節角度に応じたトルク演算とそれに基づく判断を既存のハードワイヤードな回路13）で実現することは一般に大変困難である。

― 16 ―

産業安全研究所研究報告

NIIS-RR-2003（2004）

以上をまとめると，VCロボットのインターロックシ
ステムは，①現時刻での各関節トルクの検出，②現時
刻での各関節角度の検出，③非線形演算を含む検出値の比較を非対称誤りの条件で実行し，アクチュエータのトルク出力の正常性を判断し，トルクが許容幅にあ充填されたものである。左右の磁気回路部とタイミン
グベルトプーリは機械的に結合されており，これらを回転させることで外部から動力が入力される（以下，
これらを回転入力部と呼ぶ）。コイルが励磁されていない状態では永久磁石の作る磁場によって充填されたることを確認できないときは④NC型ブレーキの特性で各関節を保持するものとして実現される必要がある。

MR流体が固化し，出力円盤にトルクが伝達される。これに対し，コイルが励磁（本機では約0.6Aで励磁）さ

上記 4 つの機能のうち，本研究では，機能①及び④を
磁気粘性流体14）を用いた拮抗回転型アクチュエータユ

れるとその磁場によって永久磁石の磁場が打ち消され，

ニットによって，機能②をVCロボットの関節構造を活用した角度検知方式によって，機能③を異種三重化プ
ログラマブル安全コントローラ15）によって各々実現可能なことを示す。

3. 拮抗回転型MRアクチュエータユニット
3.1 NC型MRクラッチの開発（4）式の安全条件を満足できるアクチュエータとして，筆者らは，磁気粘性流体（：Magneto-Rheologicalfluid，以下，MR流体）を動力伝達媒体とするクラッチ機構を組み込んだアクチュエータを開発してきた16）。
MR流体は，合成油等の流体中に直径数 mm程度の強磁性粒子を分散させた懸濁液である。無磁場の状態では低粘度の液体として振る舞うが，外部より磁場を印加すると分散していた粒子が互いに連結してクラスタと呼ばれる架橋構造を形成し，磁場強度に応じて見掛けの粘度が増加する特性をもつ。前述のアクチュエー
タは，この特異な流動特性を利用し，受動要素的に過大な力の発生を防止しつつ，回転速度に依存せず電磁界の制御電流（コイル励磁電流）のみに応じたトルク制御が可能である。

Fig. 2

Schematic structure of normally closed type of
MR clutch.
ノーマルクローズ型MRクラッチの構造

Photo 1

Component parts of normally closed type of
MR clutch.
NC型MRクラッチの構成部品

しかし，このMRアクチュエータは，コイル励磁電流に比例して伝達トルクが増すノーマルオープン型であるため前述の機能④を満足していない。また，MR
流体を用いたクラッチ機構に関する従来の研究1 7 ，1 8 ，1 9 ）においても，総じてノーマルオープン型のみが対象とされ，NC型MRクラッチについてはこれまで報告されていなかった。
そこで，機能④を満たすアクチュエータを得るため，
本研究では，永久磁石と電磁コイルを組み合わせた磁気回路を考案し，Fig. 2 に示す構造のNC型MRクラッチを開発した。左右の磁気回路部と出力軸・円盤の外観をPhoto 1 に，また，主な諸元をTable 1 に各々示す。
開発したNC型MRクラッチは，永久磁石と電磁コイ
ルをヨークによって接続した磁気回路部を出力円盤の両面に互いに対面するよう配置した構造であり，内側・外側の円筒磁極と出力円盤との間隙にMR流体が磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム

Table 1

Specification of normally closed type of MR
clutch.
NC型MRクラッチの主な諸元― 17 ―

定した。左右の磁気回路部と出力円盤との間に銅板を挿入し，外側円筒磁極の外周から2.0mm内側の円周上での磁束密度を測定した結果をFig. 4 に示す。また，比較のため，この条件での磁場解析結果を同図に丸印で示す。実測値と解析値はほぼ一致しており，目的とした磁気回路が得られた。特に，対称配置では無励磁状態（0A）付近から飽和の傾向にあるのに対し，非対称配置では励磁電流にほぼ比例して磁束密度が増加し，磁気的に有利なことが実測値からも確認された。

MR流体が流動性を回復してクラッチが開放状態となる。なお，この構造では，コイルの磁場が永久磁石の磁場に重畳する向きに励磁電流を流す（本機では負の電流を印加する）ことで，無励磁状態よりもさらに大きなトルクを伝達できる。
また，Fig. 2 において，磁気回路部を出力円盤両面に設けた理由は，出力円盤と磁極との間で生じる磁気
吸引力を互いに打ち消し，両者が直接接触することをFig. 3Difference of magnetic flux density distribution
caused by the alignment of magnetic polarity.
磁極の極性配置による磁束密度分布の違い

Fig. 4

Relationship between magnetic flux density andexciting current of coils.
励磁電流と磁束密度の関係防ぐためである。一般に磁場の向き（N極／S極の違い）は磁気吸引力に影響しないが，解析の結果，出力円盤を挟んで対面する磁極の極性の違いにより，MR
流体にかかる磁場が大きく異なることがわかった。
Fig. 3（a）に示す対面する磁極同士を外側・内側とも同じ極性とした場合（以下，この配置を対称配置と呼ぶ）とFig. 3（b）に示す対面する磁極同士の極性を逆向きに配置した場合（以下，この配置を非対称配置と呼ぶ）とを比較すると，励磁電流が0.6Aのときは両者とも同様に磁場が打ち消されているが，−0.6Aでは，非対称配置で，より多くの磁束がMR流体に集中しているのがわかる。これは，対称配置の磁気回路が，磁束が出力円盤を半径方向に通過する回路であるため，薄い円盤部で磁気的飽和が生じることに起因したものであり，円盤部がより薄くなれば両者の違いはより顕著となる。
磁気回路の動作を検証するため，MR流体が充填されていない状態での励磁電流に対する磁場の変化を測

産業安全研究所研究報告― 18 ―

NIIS-RR-2003（2004）

次に，回転入力部（磁気回路部）を0.6rad/sの一定速度で回転し（このとき円盤中央部でのずり速度は約，励磁電流を 0.9A → −0.9A → 0.9A
100s−1となる）と変化させ，励磁電流に対する伝達トルクの変化を測定した。 1 ループ当たり30sで 5 ループ変化させたと実現できなかった。特に，前節で述べたように，励磁
電流の調節だけではMR流体にかかる磁場を完全に打ち消せず，約11Nmのドラグトルクが不感帯として残った。例として，NC型MRクラッチを電動サーボモー
タに取り付けた簡易型アクチュエータユニットのトルきの結果をFig. 5 に実線で示す。また，同図には，設計時に算出した伝達トルクの推定値もあわせて示す。
非対称配置では推定値よりもトルクが大きく，励磁電ク制御性をFig. 6 に示す。制御方法の詳細は割愛する
が，トルク出力を正負方向に切り替える必要のある励
磁電流が0.3sin（0.8pt））＋0.6Aの場合には，トルク出力
波形に大きなひずみを生じている。
そこで，互いに逆方向に同速度で回転させた 2 つの流が小さい程その差が広がる傾向にあり，無励磁時に約90Nm，最大で約200Nmの伝達トルクが得られた。
この結果は，比較的大きな磁場下では磁極面上にあるMR流体だけでなく，その近傍にある本来磁場のかからない流体からも磁性粒子が引き寄せられ，より強固なクラスタが形成されたためと考えられる。
また，設計では約0.6Aの励磁電流で無磁場の状態にNC型MRクラッチの出力軸を接続し，これらの伝達トルクの差を出力として取り出す構成（以下，この構成なるはずが，対称配置と非対称配置のいずれにおいても予め測定したドラグトルク（約 5 Nm）のほぼ倍の伝達トルクが測定された。左右の磁気回路の特性のバ
ラつきやMR流体の残留磁化等の影響により，磁場を完全には打ち消していないためと推察される。
3.2 拮抗回転型構造の必要性開発したNC型MRクラッチでは，所用のNC型の特性ばかりでなく，最大約200Nmの伝達トルクも得られた。しかし，NC型MRクラッチと他の回転型アクチュ
エータを単に組み合わせたユニットでは，正負方向にトルクを出力する際に回転入力部の回転方向の切り替

Fig. 6Torque control performance of simplified
actuation unit.
簡易型アクチュエータユニットのトルク制御性

Fig. 7Torque control performance of antagonistic
rotary type of MR actuation unit.
拮抗回転型MRアクチュエータのトルク制御性えが必要となり， 0 Nm付近で滑らかなトルク出力をFig. 5

Hysteresis loop of transmitted torque versus
exciting current.
励磁電流に対する伝達トルクのヒステリシス
ループ磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム― 19 ―

を拮抗回転型と呼ぶ）を採用することとした。これは差動増幅器等で見られるA級push-pull回路を模した構成である。具体的な構造と制御特性は後述するが，この構成によって 0 Nm付近においても滑らかなトルク
出力が可能になる（Fig. 7 参照）。

のトルクを発生させるためには，各NC型MRクラッチのコイル励磁電流を適切に制御する必要がある。ここでは，クラッチに常に同じ大きさで互いに逆向きの電流を印加する。すなわち，

3.3 拮抗回転型MRアクチュエータの構造

ここで，C ex＋，C ex−は各々正方向，負方向にトルクを伝達するクラッチの励磁電流である。ただし，Fig.
9 に示すように，この励磁電流は入力された電圧と等しい電流を出力する電流アンプ（高砂製作所製BPS

開発した拮抗回転型MRアクチュエータ（以下，単にMRAAと呼ぶ）の外観をPhoto 2 に，その構造をFig. 8 に各々示す。ギヤユニットとタイミングベルト
を介して， 1 つの減速器付きサーボモータで 2 つのNC型MRクラッチを互いに逆方向に同速度で回転させる構成であり，各々のMRクラッチの伝達トルクを励磁電流で変化させ，出力軸のトルクと運動を制御する。

Cex＋＝−Cex−（8）40-15）によって供給される。ここで，電流アンプのまた，ギヤユニットには保持用電磁ブレーキが設置されており，モータの動力遮断時には両方のNC型MRク
ラッチの回転入力部が機械的に固定される。ただし，後述するVCロボットの実験モデルに接続する際は，
Photo 2 に示すように，タイミングプーリを用いて出力軸をさらに減速してトルクを増大させている。
MRAAの実験システムの概略をFig. 9 に示す。ロボッ
トモデル駆動時に用いるプーリは外し，出力軸には鉄製のブームを介してロードセル（共和電機製LT Z 200KA）を取り付け，これにより出力軸トルクを計測する。サーボモータ（神鋼電機製BM-1020E3）の回転速度はドライバを介してコントローラにより制御される。なお，特に断らない限り，以下では，正方向にトルク出力するNC型MRクラッチの回転入力部の回転速度をMRAAの回転速度と呼ぶ。MRAAの出力軸に任意Photo 2

Antagonistic rotary type of MR actuator.
拮抗回転型MRアクチュエータ（MRAA）

Fig. 8Fig. 9

Schematic structure of MRAA.
MRAAの構造

Configuration of experimental system.
実験システムの構成

産業安全研究所研究報告― 20 ―

NIIS-RR-2003（2004）

入力電圧をV in とすると，C ex＋とC ex−は各々C ex＋＝V in ，C e x −＝−V i n と表される。以下では，この入力電圧V i nを基準にMRAAの基礎的な制御特性について述べる。
3.3 出力軸トルクの静特性
MRAAを0.6rad/sの一定速度で回転した状態で入力
電圧Vinを変化させて出力軸トルクの制御性を調べた結果をFig.10に示す。トルクの飽和や増減の反転を生じずに，Vinにほぼ比例したトルクが得られる制御範囲として，V in の制御幅を0.5＞V in ＞−0.5Vと定めた。これに対応する出力軸トルクT o は約140＞T o ＞−140Nmである。
次に，MRAAの回転速度を変えながら上記の実験を行い，出力軸トルクの回転速度依存性を調べた。そのFig. 10

Hysteresis loop of output shaft torque versus
input voltage.
出力軸トルクのヒステリシスループ

Fig. 11

Relationship between output shaft torque androtational speed of MRAA.
MRAAの回転速度と出力軸トルクの関係

結果をFig.11に示す。回転速度の影響を受けず，出力
軸トルクがVin（等価的に，励磁電流の大きさ）のみで決定されているのが分かる。このため，励磁電流を許容値以下に制限すれば，準静的な接触状態において人体に過大な力（トルク）を及ぼさないことが，実際に接触する以前に予め保証できる。特に，V i n が0V（すなわち，励磁電流 0 A）の場合は，両MRクラッチの伝
達トルクがつり合い，回転速度に依らず出力軸がフリーな状態となる。
なお，サーボモータ停止時には，両MRクラッチの伝達トルクとも出力軸を保持するように働く。このため，出力軸トルクは単体のNC型MRクラッチの伝達トルクの倍となり，無励磁状態で約180Nmの保持トルクが得られた。
3.4 出力軸トルクの動特性
MRAAを1.0rad/sで一定回転させた状態でVinをステップ状に変化させ，出力軸トルクの応答性を測定した。
V i n の変化幅を0.1V，0.2V，0.3V，0.5Vとしたときの結果をFig.12に示す。各V in ともに，約0.25sでほぼ整定値に達しているが，ヒステリシスの影響のため，立ち下がり時の整定値はVinの変化幅に依存する結果となった。
他方，入力電圧Vinに対する出力軸トルクToの周波数応答を測定し，V i n からT o までの伝達関数モデルP（s）
として（9）式のモデルを導出した。
P（s）
＝

T（s）
o
316.1
＝
e−0.005s
Vin（s） 0.065s＋1（9）周波数応答の実測値とP（s）に基づくシミュレーショ
ン結果とを比較したボード線図をFig.13に示す。ヒステリシスの影響に起因して低周波で大きな位相遅れのFig. 12

Step response of output shaft torque.
出力軸トルクのステップ応答

磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム

Fig. 14

Fig. 13Comparison between simulation result andopen-loop frequency response of output shaft
torque.
周波数応答の実測値とシミュレーション結果との比較

Fig. 15― 21 ―

Block diagram of I-P controller.
I-Pコントローラのブロック線図

Step response of closed-loop torque control
system with I-P controller.
閉ループトルク制御系のステップ応答特性が測定された。この部分を除き，（9）式のモデルの計算結果は実測値とほぼ一致した。

V/Nm，KI＝0.033V/（Nm s）
と定めた。
T（s）
o
402
＝ 2
T（s）
r
s ＋64s＋402

3.5 制御系の構築得られた伝達関数モデルP（s）
を用いて比例先行型PI
コントローラ（以下，I-Pコントローラと呼ぶ）を設計
し，MRAAの閉ループトルク制御系を構築した。なお，
この制御系は，4.1節に述べる実験用ロボットアーム
モデルの制御系としても利用される。
制御系設計では，フィードバック制御の導入によってヒステリシスの影響は無視できると仮定し，P（s）の（11）

Fig.12で示した応答波形の整定値を目標トルクとし，これをステップ状に入力して閉ループトルク制御
系の応答を測定した。両者を比較した結果をFig.15に示す。開ループの場合に比べて約半分の応答時間で整定値に達しており，I-Pコントローラの有効性とともに，伝達関数モデルの妥当性を確認できた。

4. 協調運搬作業用ロボットの実験モデル

1 次遅れ要素成分のみに着目した。構築するI-Pコント
ローラのブロック線図をFig.14に示す。ここで，Trは4.1 構成と仕様

目標トルク，K P は比例ゲイン，K I は積分ゲイン，また，A，Bは各々P（s）の定常ゲインと時定数である。
目標トルクT r から出力軸トルクT o までの伝達関数は

協調運搬作業を実行する垂直多関節ロボットの実験モデルとして，Photo 3 に示すMRAAによって駆動さ（10）式で与えられる。

系の安定度を比例ゲインKPによって，速応性を積分
ゲインKIによって与えることが設計方針となる。ここでは，Trに対するToの応答特性が（11）式の 2 次遅れ系呼ぶ）を製作した。実験用アームの構造をFig.16に示す。ここで，t は関節トルク，qは関節角度，gは重力加速度であり，mはリンク質量，lはリンク長で，添字sh，elは各々肩関節，肘関節を表す。また，Mは運搬
物の質量，Fはアーム先端に加わる人間の操作力である。重力補償項G（q）を肘，肩の関節トルクt el ，t sh にの特性となるように設計し，各制御ゲインをKP＝0.001

ついて解くと各々（12），（13）式で表される。

T（s）
o
KIA
＝
T（s）
Bs2＋（1＋KPA）s＋KIA
r（10）

れる 2 自由度ロボットアーム（以下，実験用アームと

― 22 ―

産業安全研究所研究報告

t el＝（0.5mel＋W）g・lel・cos（qel＋qsh）

（12）

t sh＝
（0.5msh＋mel＋W）
g・lsh・cosqsh＋t el（13）

NIIS-RR-2003（2004）

Table 2

Specification of experimental robot arm.
実験用アームの仕様

5.3節で述べるように，構築するインターロックシ
ステムは，各関節角度に応じて20ms周期で
（12）
，
（13）
式を演算し，（7）
式の監視を実行する。
一方，実験用アームの仕様については，現在の産業用ロボットの一般的な性能を参考とし，実規模での実験が行えるようTable 2 に示す値に決定した。ただし，前章で述べた状態のMRAAの性能に対して，実験ロボッ
トモデルの関節を直接駆動する方式ではトルク出力が不足するため，Photo 2 に示したようにMRAAの出力
軸と実験用アームの関節軸との間にタイミングベルトを用いた減速機構を設け，MRAAのトルク出力を 2 倍に増大させた。
なお，実験用アームでは，肩関節と肘関節がそれぞ
れMRAAにより駆動される構成であるが，Photo 3 に示すように，肘駆動用MRAAの出力軸（以下，肘駆動軸）が肩駆動用MRAAの出力軸（以下，肩駆動軸）と同軸上に配置されており，肘関節にはバランスチェー
ンを介して動力が伝達される構造になっている。このため，実験用アームが動作する際，肘駆動軸は，肘関節の角度と肩駆動軸の角度を合わせた分だけ回転する必要がある。後に詳述するが，この構造上の制約は，垂直多関節ロボットの姿勢を非対称誤りの条件で計測するため（機能②の実現）に特に重要である。
4.2 協調運搬作業実験

Photo 3

Experimental model of cooperative material
handling robot.
協調運搬作業用ロボットの実験モデル

実験用アームを用いた協調運搬作業実験の様子をPhoto 4 に示す。制御手法の詳細については割愛する
が，前腕先端に取付けられた力センサによってオペレー
タが加える操作力を検出し，この力が指定された値となるように前章で述べたトルクI-P制御系をベースとした関節トルク制御系によってMRAAを制御する。これ
により，吊り上げる重りに関わらず，任意の位置でオ
ペレータは指定された大きさの力のみを感じ，協調運搬作業が実現される。ただし，動作の検証を容易にするため，実験では，制御・検出対象とする前腕先端の力を肩関節軸に対して接線方向の力のみとし，さらに，
実験ロボットモデルの肘関節角度を常にPhoto 4 に示す角度（0rad）に固定した条件で各状態量の測定を行Fig. 16

Schematic structure of experimental robot
arm.
実験用アームの構造った。
協調運搬作業の実現を確認するため，実験ロボット
モデルに約15kgの重りを吊り上げさせる実験を行った。ただし，重りの下に適切な高さの台を設け，アー
ムが水平状態となったときには重りが着床し，かかる荷重が無くなるようにした。実験結果の一例をFig.17に示す。アームの自重を含めれば重りを持ち上げる時

磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム― 23 ―とそれに基づく判断が必要な（7）式の監視を，既存のインターロック素子13）で実現することは大変困難である。そこで，（7）式の監視を非対称誤りの条件で実行できる演算処理装置として，異種多重化論理に基づく）三重化プログラマブル安全コントローラ 1 5（Pilz社製
PSS-3100，以下，単に安全コントローラと呼ぶ）を用いることとした。
安全コントローラは， 3 つの独立したCPUが独立に処理を行った後，照合用メモリを介して相互に比較し，全ての結果が一致した場合のみ許可信号を出力する構Photo 4

Experiment of cooperative material handlingusing experimental robot arm.
実験用アームを用いた協調運搬作業実験成である。メモリ・バスライン・クロック回路等も 3重化され，各チャンネルで相互にセルフチェックが実行される。このため，同時多重故障によって演算処理が危険側に誤る可能性が著しく低く（公称値では4×10 −20 回／h）20），機能的演算処理を非対称誤りの条件で実行できる（機能③の実現）。

（肩関節角度が増加する時）には250N程度の力が必要であるが，このときにオペレータに加わる力は約12N

5.2 システムの構成と非対称誤り特性となり，目標とした協調運搬による作業負荷軽減が実現できた。また，オペレータが静止した（肩関節角度が一定値に留まっている）状態では荷重の有無に係わらず力が 0 N近傍に保たれており，良好な力制御機能が実現できている。

MRAA及び動作制御用汎用コントローラを含むトル
ク監視インターロックシステムの概要をFig.18に示す。図中太線で示す部分が安全コントローラを核とする安全関連系である。
ここでは，MRAAの出力軸トルクとして，MRAAの励磁電流が抵抗を介して安全コントローラに入力され，直接監視される。ただし，励磁電流の入力ラインは
MRAAの電流供給ラインを共有する形で結線されており，このため，MRAAのコイルを含む配線途中で断線が生じた場合においても励磁電流と検知信号との一意性は失われない。他方，アームの姿勢として，肘関節
角度，肘駆動軸角度及び肩駆動軸角度が各軸の基部に設置されたポテンショメータを介して入力される。ただし，外部電源からの一定のオフセット電圧の重畳と実験用アームの構造に基づく角度信号の連動を検定することで，断線や軸基部からの脱落といった異常が安
全コントローラの処理実行毎にチェックされる。以上の工夫により，信号配線等のハードウェアの障害でイFig. 17

Example of experimental result of cooperative
material handling.
協調運搬作業実験結果の一例

5. インターロックシステムの構築と検証
5.1 安全コントローラの導入
すでに述べたように，関節角度に応じたトルク演算

ンターロックシステムの非対称誤り特性が失われる可能性は排除されている（機能①，②の実現）。
なお，これら信号のアナログ−ディジタル変換（AD変換）は，CPUモジュールと同様の 3 重化構造が採用されたモジュールにより行われる。入力された信号は
3 つの独立したAD変換回路を介して各々のCPUで処理され，変換結果が一致しなければ，許可信号は出力されない。さらに，モジュール内部のDA変換回路でテスト入力を生成し，AD変換機能を一定周期で検定しており，機能異常時には処理が中断される。

産業安全研究所研究報告― 24 ―

NIIS-RR-2003（2004）

しなければならない。このため，いずれかのポテンシ
ョメータに断線や脱落が生じた場合，あるいは，バランスチェーンの破断等によって肘関節と肘駆動軸の拘束関係が成立しない場合には（14）
式が偽となり，緊急
停止シーケンスに移行する。また，信号に重畳される
オフセット電圧が変動すると定数C o f f との間に差が生じ，同様に緊急停止シーケンスに移行する。なお，実験では，ノイズ等の測定誤差を考慮し，
（14）
式の検定
に±25mVの許容幅を設けている。
正常に関節角度情報が取得できた後，
（12）
（13）
式を
用いて重力補償項に相当する関節トルクが計算される。
ただし，ここで用いた安全コントローラが浮動小数点演算機能を有していないことから，演算毎にその結果の有効桁数に配慮するとともに，関節角度の余弦については角度に応じて係数が変化する非線形近似式を用

Fig. 18

Schematic configuration of interlock system
for torque monitoring.
トルク監視インターロックシステムの構成

5.3 トルク監視シーケンス

いて計算している。計算方法の詳細については割愛す
るが，これらの工夫により，動作範囲での真値との相対誤差は0.5％以下に抑えられている。
以上を経て，得られた重力補償項に相当するトルク値から参照電流値を導き，入力された実測電流値との比較を行う。両者の差が設定した許容幅を超える場合
は，これを汎用コントローラ又は電流アンプの異常と見なして緊急停止シーケンスに移行する。
なお，用いた安全コントローラの演算速度の限界より，シーケンス処理周期は20msである。

安全コントローラに構築したトルク監視シーケンスの概要をFig.19に示す。ポテンショメータの角度信号が入力される上段が，各関節の角度変化に応じて重力補償項に相当するトルク値より参照電流値を導出する部分であり，コイル励磁電流値が入力される下段が比較判断を行う部分である。なお，実験では，駆動用サー
ボモータの電源遮断，保持用ブレーキの作動及び
MRAAの励磁電流の遮断の 3 つを緊急停止シーケンスと設定した。
トルク監視シーケンスでは，まず，関節角度情報の正常性を検定する。 3 つのポテンショメータの角度信号が変換された段階で（8）式の演算が実行される。
a＋Coff＝b＋g（14）

ここで，a，b，gは各々肘駆動軸角度，肩駆動軸角度，肘関節角度の角度信号の変換データ，C o f f は角度
信号に重畳されたオフセット電圧の変換データに相当する定数である。4.1節で述べたように，実験用アー
ムの構造上の制約より，肘駆動軸が肩駆動軸角度と肘関節角度を合計した角度を必ず回転するので， 3 つの
角度信号のうち，少なくとも 2 つは常に連動して変化

Fig. 19

Torque monitoring sequence established insafety controller.
安全コントローラのトルク監視シーケンス磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム― 25 ―

5.4 シミュレータを用いた性能評価
実験用アームと同じ信号入出力が可能なシミュレー
タを構成し，これに想定可能な種々の異常を模擬させて，安全コントローラ単体の性能評価を行った。結果の一例として，肘関節を固定したまま肩関節が約1.0
rad/sで回転しているときに，励磁電流値が許容上限値を超えた場合を想定した実験結果をFig.20に示す。ここでは，模擬電流入力としてシミュレータから安全コ
ントローラに入力された電圧の換算値を，電流の上下限値は測定された肩・肘関節角度より別途計算された値を，許可信号として安全コントローラのリレー接点
出力を各々示している。また，電流の許容幅は適正電流値を中心に±20mA（力の許容幅として約28Nに相当）と設定した。Fig.20では模擬電流が上限値を超えてから24ms後に許可信号がOFFとなっており，模擬
電流の超過を精度良く捉えてほぼ 1 周期分の遅れで緊急停止が実行できている。
一方，肘のポテンショメータ出力に相当する模擬角度入力が，周期的に 0 V（図では関節角度に換算している）に低下した場合の結果をFig.21に示す。ただFig. 21

Performance test result of safety controller incase of failure of potentiometer signal.
性能評価実験結果（ポテンショメータ信号の異常の場合）期分の遅れで異常状態の検出が実現されている。

し，通常は復帰のために別途リセット操作が必要であるが，実験のため，模擬角度入力が再び
（14）
式を満た
すと許可信号が自動復帰する設定としている。Fig.21
からわかるように，許可信号の遮断と復帰の遅れは約25msであり，励磁電流の検定機能と同様，ほぼ 1 周

5.5 励磁電流許容幅の設定と指標
重力補償項に相当する適正電流値と実測電流値との許容差は，人体に及ぶ干渉力の許容限界値に基づいて設定される。この干渉力の許容限界値とは，ロボットとの接触が傷害のリスクを生じない判断を干渉力で表現したものであり，作業空間を人間の行動空間と共有するロボットが注目されるにつれ，共存のための安全指標の一つとして評価され始めている。例えば，高知
能化支援機器の安全性に関するANSI規格21）では267N，
産業用ロボットに関する安全衛生規則22，23）では200Nという値が成文化の際に各々参照された。ただし，これらは比較的重篤な傷害の回避を対象としたもので，人間とロボットとの接触が頻繁に行われる場合の指標として65〜146Nという値も知られている11）。
本研究では，この許容限界値の値自体については人
間工学の研究分野で別途扱われるものとして特に検討を行わないが，以上の値を参考にして干渉力の許容限界値を±100Nと設定し，また，別途測定した励磁電流に対する実験用アームの力出力の静特性に基づき，これに対応する励磁電流の許容幅を±0.14Aと設定してFig. 20

Performance test result of safety controller incase of excessive exciting current input.
性能評価実験結果（過大な励磁電流が入力された場合）

協調運搬作業実験を行った。
第 2 章で述べたように，本インターロックシステムの許可に基づくVCロボットでは，加減速動作は許容幅内に収まる励磁電流によって達成されなければならな

産業安全研究所研究報告― 26 ―

NIIS-RR-2003（2004）

い。したがって，現実の許容幅の設定においては，干渉力の許容限界値ばかりでなく，ロボットの機械的定数や動作特性及び各状態量の検出誤差についても考慮に入れる必要がある。
5.6 協調運搬作業実験の結果と考察
実験用アームを用いた協調運搬作業実験を行い，構築したインターロックシステムの動作を検証した。結果の一例をFig.22に示す。実験では，通常の作業動作を実行中のオペレータに突発的に急加速動作を行ってもらうよう指示した。実験ロボットモデルはこの動作に追従しきれないので，通常の動作では現れない過大な電流がMRAAに印加され，インターロックシステム
によって緊急停止の状態となる。なお，通常の作業ではこのような事態が生じないよう予め制御量を抑制する操作が行われるが，実験では無効化している。
Fig.22では，まず，肩角度変化からわかるように大きな動作をしているが，オペレータに加わる力が 0 N付近に保たれており，力制御機能の効果が確認できるとともに，このときに生じた参照電流値と実測電流値

Fig. 22

Evaluation result of interlock function in
response to unacceptable exciting current.
インターロック機能の検証結果（励磁電流が許容値を超えた場合）

Fig. 23

Evaluation result of interlock function in
response to disconnection of potentiometer.
インターロック機能の検証結果（ポテンショメータが断線した場合）との差が最大でも30mA程度（約20Nmの関節トルクに相当）であり，通常動作で必要となるトルク出力の大半が重力補償分であるという第 2 章で述べた協調運搬作業の特性が示されている。
他方，励磁電流が下限値に達すると，インターロッ
クシステムの緊急停止操作が実行されている。このときにオペレータに加わった力は，許可信号OFF時で41.9Nであった。同様の実験を繰り返した結果，この値は10N程度のバラつきに収まり，励磁電流によるトルク監視の精度を確認できた。ただし，力出力の静特性に基づいて設定した100Nに比べて半分以下となっており，前述した電流許容幅の設定方法では安全側のマージンが大きめとなる結果となった。また，記録された力のピーク値はオペレータの力加減に依存して変わり，再現性に乏しかった。
一方，作業実行中に肘関節のポテンショメータ信号
を外部より遮断した場合の結果をFig.23に示す。5.4
節で示した検証実験結果と同様の迅速な緊急停止シー
ケンスへの移行が確認できる。

6. 結

言

NC型クラッチの特性を有するMR流体を用いた拮抗
回転型アクチュエータユニットを開発し，ロボットの関節トルクを監視する安全インターロックシステムへの応用を検討した。人間とロボットが協調して 1 つの重量物を運搬する作業形態においては，垂直多関節ロ

ボットのトルク出力に含まれる重力補償項に対応した
トルク監視機能が必要である。これを非対称誤りの条件で実現する手段として，開発したアクチュエータユ
ニットをロボットの駆動源に利用し，その励磁電流を異種 3 重化安全コントローラによって確認するインター
ロックシステムを構築した。実規模実験の結果から，所用の緊急停止性能が達成され，過大なトルク出力を磁気粘性流体を用いたロボット用アクチュエータと安全インターロックシステム― 27 ―防止できることを確認した。
構築したインターロックシステムの検知精度と処理速度の向上は，安全性能の余裕を増すと同時に，励磁電流の許容幅を広げてアクチュエータの能動的動作を拡張する。このため，本インターロックシステムは，

ルの人体耐性値の解明，機論，63-612，C（1997）
pp.2814-2819.
12）蓬原弘一，向殿政男：窓特性をもつフェイルセー
フ論理素子を使ったインタロックシステムの一構
成法，電学論，109-9，C（1989）pp.676-683.

ロボットの安全性と機能性を高い次元で両立可能であり，この意味で，ロボットの標準的な安全方策となり

13）粂川壮一，杉本旭，深谷潔，他：安全制御のための基本要素，産業安全研究所特別研究報告，RIISSRR-90（1990）pp.46-49.
14）J.D.Carlson，D.M.Catanzarite，K.A.St.Clair：Commercial magneto-rheological fluid devices，

得る可能性をもつといえる。
ただし，今回開発したアクチュエータユニットは，その機能検証のために単純な構造を採用したため，ス
ケールメリット等については十分検討されていない。
今後，更なる小型化・軽量化・高効率化を目的として，多板構造や円筒構造等の導入を検討していきたい。
参考文献
1）池浦良淳，小沢治明，水谷一樹：人間とロボット

Proc. 5th int. conf. Electro-rheological fluids,
Magneto-rheological suspensions and associatedtechnology（1995）pp.20-28.
15）池田博康：コンピュータを利用した安全制御技術の実態調査，産業安全研究所特別研究報告，NIIS-

による協調運搬動作の実験的評価，機講論，98-4（1998）2AII1.3（1）（2）.

SRR-No.19（1999）pp.5-8.
16）T.Saito，N.Sugimoto，H.Ikeda：Nonlinear robot
control system including controllable passive2）池浦良淳：人間とロボットによる協調作業，シス
テム／制御／情報，44-12（2000）pp.682-687.
3）林原靖男，園田幸伸，田窪朋仁，他：人とロボッ

element using magnetorheological suspension，Proc. 7th int. conf. new actuators（2000）pp.
445-448.

トによる長尺物の協調運搬，機論，6 7 - 6 5 3 ，C17）D.Lampe， A.Thess， C.Dotzauer： MRF clutch
design−considerations and performance−，Proc.
6th int. conf. new actuators（1998）pp.449-453.

（2001）pp.162-169.
4）例えば，森田寿郎，菅野重樹：ソフトロボティク
ス−メカニカルソフトネスとコンプライアンス調
節−，日本ロボット学会誌，17-6（1999）pp.790-

18）武居直行，古荘純次，坂口正道，他：MR流体ア
クチュエータの開発とその制御実験，機論，67-794.
5）例 え ば ， J.Heinzmann， A.Zelinsky： A safecontrol paradigm for human-robot interaction，Journal of Intelligent and robotic systems，25（1999）pp.295-310.

633，C（2001）pp.3825-3830.
19）藤田豊久，島田邦雄：MR流体の特性とその応用，
日本応用磁気学会誌，27-3（2003）pp.91-100.
20）Guide to Programmable Safety Systems，Pilz
Automation Technology，Vol. 2，Ed. 1（2002）

6）例えば，生田幸士，野方誠，石井英毅：福祉ロボットの制御に関する危険性評価法の提案，日本ロボット学会誌，19-1（2001）pp.81-90.
7）齋藤剛，池田博康，杉本旭：非対称誤り特性を有するガス検知システムの基礎的要件と構成法，産業安全研究所特別研究報告，N I I S - S R R - N o . 2 7

p.39.
21）BSR/T15.1（Draft standard for trial use forintelligent assist devices - Personnel Safety
Requirements），Robotic industrial association（2002）p.4.
22）労働安全衛生規則第36条第31号.

（2002）pp.63-76.
8）ISO12100，Safety of machinery−Basic concepts,
general principles for design−Part 2: Technical

23）労働省告示第51号（1979）.

principles（2003）p.12.
9）ISO14121，Safety of machinery−Principles ofrisk assessment−（1999）pp.11-15.
10）斎藤之男：福祉ロボット，日本ロボット学会誌，
21-4（2003）pp.6-11.
11）山田陽滋，吹田和嗣，池田博康，他：ヒト・ロボット共存のための人間工学実験に基づく痛覚レベ（平成16年 1 月13日受理）