徐 瑤 王 挺 王志東

(1.中國科學院沈陽自動化研究所機器人學國家重點實驗室 遼寧沈陽 110016；2.中國科學院機器人與智能制造創(chuàng)新研究院 遼寧沈陽 110016；3.中國科學院大學 北京 100049；4.千葉工業(yè)大學先進機器人系 日本千葉 275-0016)

氣動軟體驅(qū)動器是一種利用氣壓使由硅膠材料制成的帶有氣腔結(jié)構(gòu)的彈性結(jié)構(gòu)體產(chǎn)生預設(shè)變形的一種軟體驅(qū)動器[1-2]，廣泛應用于康復助力[3-8]、仿生[9-12]以及柔性抓取[13-15]等軟體機器人中。通常，氣動軟體驅(qū)動器通過氣管由外部氣源如氣泵、氣罐、氣體反應器等裝置供氣[16-18]，并且需要相應的氣動閥來對氣體的方向和壓力進行控制。這些氣動元件相較于柔軟輕巧的氣動軟體驅(qū)動器而言體積大且笨重，很難實現(xiàn)與軟體結(jié)構(gòu)的集成，限制了軟體機器人的整體性能及應用場合。

基于質(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器利用在質(zhì)子交換膜構(gòu)成的燃料電池結(jié)構(gòu)中發(fā)生的電解水反應和氫氧燃料電池反應為軟體驅(qū)動器提供可調(diào)的氣動壓力[19-20]。質(zhì)子交換膜燃料電池結(jié)構(gòu)具有簡單輕巧的結(jié)構(gòu)特點，將其作為氣源裝置與軟體結(jié)構(gòu)集成，實現(xiàn)了氣源和驅(qū)動器軟體結(jié)構(gòu)的一體化設(shè)計，使氣動軟體驅(qū)動器擺脫了對傳統(tǒng)的氣泵、閥和氣管等氣動元件的依賴[21-22]?；谫|(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器具有結(jié)構(gòu)緊湊、一體化程度高和低壓直流驅(qū)動等優(yōu)勢，為提高軟體機器人的性能和擴展軟體機器人的應用提供了新思路[23]。

密封結(jié)構(gòu)是基于質(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器的重要結(jié)構(gòu)，用于將氣腔中參與反應的氫氣和氧氣密封在各自氣腔內(nèi)，以防止氧氣進入燃料電池的氫電極及氫氣進入燃料電池的氧電極發(fā)生不可控的氫氧燃料電池反應消耗氫氣和氧氣，使驅(qū)動器的變形不可控。密封結(jié)構(gòu)對驅(qū)動器的工作壓力、變形能力和負載能力具有重要的影響。在已有的基于質(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器的結(jié)構(gòu)設(shè)計中，密封結(jié)構(gòu)是通過軟體結(jié)構(gòu)與質(zhì)子交換膜直接粘接形成的[21-23]，這使得軟體結(jié)構(gòu)在氣壓作用下產(chǎn)生變形時會對質(zhì)子交換膜施加額外的張拉載荷，軟體驅(qū)動器的工作壓力由于受質(zhì)子交換膜自身的強度和黏接強度的限制而通常小于25 kPa，對驅(qū)動器的變形能力和負載能力造成了限制。

為了使密封結(jié)構(gòu)與基于質(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器的性能匹配，從而達到提高軟體驅(qū)動器的性能的目的，本文作者介紹了一種應用于新型的基于質(zhì)子交換膜的氣動軟體驅(qū)動器的自密封結(jié)構(gòu)，分析了自密封結(jié)構(gòu)的受力特點及密封原理，并利用有限元仿真方法分析了自密封結(jié)構(gòu)的密封特性和關(guān)鍵尺寸對密封結(jié)構(gòu)的影響，最后通過實驗驗證了自密封結(jié)構(gòu)的實際密封效果。

1 自密封結(jié)構(gòu)與工作原理

1.1 自密封結(jié)構(gòu)

文中提出的自密封結(jié)構(gòu)及新型基于質(zhì)子交換膜的軟體驅(qū)動器(以下簡稱軟體驅(qū)動器)結(jié)構(gòu)如圖1所示。軟體驅(qū)動器由彈性體和反應塊2個主要部分構(gòu)成。反應塊包含質(zhì)子交換膜燃料電池結(jié)構(gòu)，通過由光敏樹脂材料3D打印制作的外殼支撐并夾緊質(zhì)子交換膜燃料電池結(jié)構(gòu)以及容納反應所需的水。質(zhì)子交換膜和外殼之間的裝配縫隙由密封膠填充并密封。彈性體包含應變限制層和應變層。彈性體的應變限制層由彈性模量較大的纖維紙制成；應變層由彈性模量較小的材料Ecoflex?0030硅橡膠制成，利用模具在常溫下澆筑和固化成型。反應塊預先安裝在模具中，再經(jīng)過硅橡膠澆筑、固化、脫模后內(nèi)嵌在應變層的中間，將應變層分隔出2個具有相同形狀和尺寸的氣腔。再利用硅膠黏結(jié)劑將制備好的應變限制層與應變層結(jié)合在一起，使氣腔封閉。2個氣腔分別與質(zhì)子交換膜燃料電池結(jié)構(gòu)的氫電極和氧電極相通。氫電極和氧電極上各自產(chǎn)生的氫氣和氧氣通過反應塊外殼上的出氣口分別進入各自氣腔中。當氣腔在氫氣或氧氣壓力的作用下膨脹變形時，應變層比應變限制層產(chǎn)生更大的軸向應變，使彈性體產(chǎn)生彎曲變形。

圖1 軟體驅(qū)動器及其自密封結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the soft actuator and its self-sealing structure

2個氣腔通過自密封結(jié)構(gòu)實現(xiàn)對氫氣和氧氣的互相密封。自密封結(jié)構(gòu)由應變層中的氣腔內(nèi)側(cè)壁、密封圈結(jié)構(gòu)和反應塊外殼上的密封槽構(gòu)成，如圖1所示。密封圈結(jié)構(gòu)的形狀為燕尾形輪廓線(如圖1中紅色曲線所示)沿帶圓角正方形的掃掠路徑曲線(如圖1中藍色曲線所示)掃掠形成的掃掠體。密封圈結(jié)構(gòu)位于氣腔內(nèi)側(cè)壁的中央，與氣腔內(nèi)側(cè)壁為同一實體。在反應塊外殼上圍繞出氣口開有密封槽，密封槽具有與密封圈結(jié)構(gòu)相同的形狀和尺寸。密封圈結(jié)構(gòu)處于密封槽中，將氣體密封在氣腔內(nèi)。

自密封結(jié)構(gòu)通過模具與應變層一體澆筑成型。在澆筑應變層時，反應塊被安裝在模具中，反應塊外殼上的密封槽成為密封圈結(jié)構(gòu)的成型模具。在應變層固化脫模成型后，反應塊留在應變層中，密封圈結(jié)構(gòu)直接成型在外殼的密封槽中，并與氣腔內(nèi)側(cè)壁一體成型。圖2顯示了制備得到的軟體驅(qū)動器的樣品及其內(nèi)部結(jié)構(gòu)。

1.2 工作原理

自密封結(jié)構(gòu)的工作原理如圖3所示。當氣腔受壓發(fā)生膨脹變形時，四面氣腔壁連同氣腔內(nèi)側(cè)壁在氣腔內(nèi)壓p(表壓)的作用下被拉伸，密封圈結(jié)構(gòu)受到氣腔內(nèi)側(cè)壁沿密封圈結(jié)構(gòu)側(cè)面法線方向的拉力Fsp，同時，氣腔內(nèi)壓p對密封圈結(jié)構(gòu)的頂面產(chǎn)生壓緊力Ftp。在Ftp和Fsp的作用下，密封圈結(jié)構(gòu)被壓在密封槽中，密封圈結(jié)構(gòu)的底面和斜面分別與密封槽中相應的底面和斜面接觸并構(gòu)成密封面(如圖3中黃線所示)。

圖3 自密封結(jié)構(gòu)工作原理Fig.3 Working principle of the self-sealing structure

密封圈結(jié)構(gòu)受到的氣腔內(nèi)側(cè)壁的拉力Fsp為分布力，設(shè)s為掃掠路徑曲線上的位置變量且掃掠路徑曲線可由變量s表達，分布力Fsp沿密封圈結(jié)構(gòu)的掃掠路徑曲線在位置s處的集度qsp(s)可由下式表示：

qsp(s)=p·l(s，p)

(1)

其中l(wèi)(s，p)為在以曲線s處的切向量為法向量的截面中，與s處的密封圈結(jié)構(gòu)相鄰的氣腔壁的變形最遠點相對密封圈結(jié)構(gòu)頂面的垂直距離，如圖3所示。由于四面氣腔壁在氣腔內(nèi)壓作用下各自產(chǎn)生的形變不同，l(s，p)隨位置s的變化而變化，所以拉力Fsp與氣腔的變形耦合，密封圈結(jié)構(gòu)不同位置受到的拉力Fsp不同。

氣腔內(nèi)壓p對密封圈結(jié)構(gòu)的頂面產(chǎn)生的壓緊力Ftp也同樣為分布力，分布力Ftp沿密封圈結(jié)構(gòu)的掃掠路徑曲線在位置s處的集度qtp(s)可由下式表示：

qtp(s)=p·w′[s，F(xiàn)sp(s)]

(2)

其中w′(s，F(xiàn)sp)在以曲線s處的切向量為法向量的截面中，密封圈結(jié)構(gòu)在拉力Fsp作用下變形后在頂面的投影寬度。Ftp與密封圈結(jié)構(gòu)自身的變形耦合。

密封圈結(jié)構(gòu)受到的壓緊力Ftp與氣腔內(nèi)側(cè)壁拉力Fsp均由氣腔內(nèi)壓p引起，且與氣腔和密封圈結(jié)構(gòu)的變形耦合。在Ftp和Fsp的作用下，密封圈結(jié)構(gòu)的底面與密封槽底面之間產(chǎn)生法向接觸力Fb，密封圈結(jié)構(gòu)的斜面和密封槽斜面之間產(chǎn)生法向接觸力Fa，接觸力Fa和Fb的大小和分布與氣腔內(nèi)壓和密封圈結(jié)構(gòu)自身的形狀及變形有關(guān)。自密封結(jié)構(gòu)利用氣腔內(nèi)壓形成密封，密封面的法向接觸力Fa和Fb反映了自密封結(jié)構(gòu)的密封性能。由于氣腔和密封圈結(jié)構(gòu)的受力及變形復雜，很難得到接觸力Fa和Fb與氣腔內(nèi)壓p之間的解析模型，因此，文中通過有限元仿真軟件ANSYS Workbench，采用有限元分析方法對自密封結(jié)構(gòu)的密封特性進行仿真分析，并研究自密封結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)斜面傾角θs、密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度w及氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度t對密封性能的影響。

2 有限元仿真分析

2.1 材料模型

應變層材料為Ecoflex?0030硅橡膠，是一種超彈性材料。由于應變層的最大應變可達到700%以上，文中采用三階Ogden模型來描述應變層的硅橡膠材料的本構(gòu)模型。其應變能勢函數(shù)形式如下：

(3)

式中：N=3為模型階數(shù)；μi為材料常數(shù)，Pa；αi為無量綱材料常數(shù)；Dk為不可壓縮參數(shù)；λ1、λ2和λ3為應變張量3個方向上的主伸長率，且J=(λ1λ2λ3)1/2。

通過對材料樣件進行拉伸實驗并對實驗數(shù)據(jù)進行擬合，得到了Ecoflex?0030硅橡膠的Ogden本構(gòu)模型參數(shù)如表1所示。

表1 硅橡膠材料3階Ogden模型參數(shù)Table 1 Ogden model (N=3)parameter of silicon rubber

2.2 仿真模型及邊界條件

由于自密封結(jié)構(gòu)的受力和變形與軟體驅(qū)動器氣腔的變形耦合，將軟體驅(qū)動器整體的三維模型進行適當簡化后導入ANSYS Workbench仿真平臺的靜力分析模塊中，并對模型進行網(wǎng)格劃分。軟體驅(qū)動器的有限元模型具有與實際工作中的軟體驅(qū)動器相同的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)和尺寸。圖4顯示了軟體驅(qū)動器在實際工作中的結(jié)構(gòu)形態(tài)以及其簡化后的有限元模型沿對稱面的剖面圖。有限元模型中不僅包含了彈性體、反應塊外殼的簡化模型，還包含了簡化后的端板模型。在實際中，2個樹脂材料的端板通過硅膠黏結(jié)劑粘接在軟體驅(qū)動器氣腔外側(cè)壁上，用于限制外側(cè)壁的形變以及在實驗中軟體驅(qū)動器的固定、負載連接和變形角度測量。

圖4 實際工作的軟體驅(qū)動器結(jié)構(gòu)及其簡化后的有限元模型Fig.4 Structure of actual soft actuator and its simplified finite element model

彈性體的材料模型采用上述3階Ogden模型，并通過增加氣腔底壁的厚度來近似由濾紙構(gòu)成的應變限制層的應變。由于反應塊外殼和端板的彈性模量遠大于彈性體，因此反應塊和端板在仿真中采用剛性材料“structural steel”模型。

端板與彈性體之間、氣腔底壁與反應塊外殼之間的接觸類型設(shè)為“bonding”。氣腔底壁與密封圈結(jié)構(gòu)的底面與反應塊外殼密封槽的底面之間的接觸類型設(shè)為“no separation”，以使仿真計算更容易收斂。其余接觸面設(shè)為 “frictionless”。向反應塊添加固定約束，對每個氣腔的6個內(nèi)壁施加50 kPa 壓力并分20步加載。最后選擇迭代法對仿真模型進行求解。

為研究密封圈結(jié)構(gòu)斜面傾角、密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度及氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度對密封性能的影響，對軟體驅(qū)動器有限元模型的幾何尺寸進行控制，結(jié)合軟體驅(qū)動器的實際尺寸，被控制的幾何尺寸如圖4所示。

2.3 仿真結(jié)果與分析

2.3.1 自密封結(jié)構(gòu)的密封特性

以參數(shù)θs=45°，w=1.5 mm，t=1 mm的自密封結(jié)構(gòu)為例，對自密封結(jié)構(gòu)的密封特性進行有限元仿真分析。圖5顯示了密封圈結(jié)構(gòu)的斜面在不同氣腔壓力下的接觸應力分布以及底面最大接觸應力和最小接觸應力隨氣腔壓力的變化關(guān)系。密封圈斜面的接觸應力分布不均，且集中在靠近密封圈結(jié)構(gòu)根部的區(qū)域。斜面的最大接觸應力隨氣腔內(nèi)壓的增大而增大，最小接觸應力保持為0。斜面的密封作用主要由靠近密封圈根部的區(qū)域承擔。

圖5 不同氣腔內(nèi)壓下密封圈斜面接觸應力分布及變化曲線Fig.5 Contact stress distribution and change curves of inclined surface of the seal ring under different gas chamber pressure

圖6示出了密封圈結(jié)構(gòu)的斜面臨近氣腔頂壁的直線部分(上斜面)、臨近氣腔底壁的直線部分(下斜面)和臨近氣腔兩側(cè)壁的直線部分(左斜面和右斜面)的法向接觸力隨氣腔內(nèi)的變化。4個斜面部分的法向接觸力都隨氣腔內(nèi)壓的增大而增大，由于氣腔兩側(cè)壁的變形相同，因此與兩側(cè)壁相鄰的左斜面和右斜面的法向接觸力近似相同。由于氣腔頂壁、側(cè)壁和底壁在受壓后的變形不同，分別與之相鄰的上斜面、左/右斜面和下斜面的法向接觸力Fa不等。

圖6 密封圈斜面不同部分的法向接觸力隨氣腔內(nèi)壓的變化Fig.6 Variation of normal contact force of different parts of inclined surface of the seal ring with gas chamber pressure

圖7顯示了密封圈結(jié)構(gòu)的底面在不同氣腔壓力下的接觸應力分布以及底面最大接觸應力和最小接觸應力隨氣腔壓力的變化關(guān)系。密封圈結(jié)構(gòu)的底面接觸應力分布不均，靠近應變限制層的部分接觸應力較高。底面的最大接觸應力隨氣腔內(nèi)壓的增大而增大，且小于氣腔內(nèi)壓。最小接觸應力隨氣腔內(nèi)壓的增大先升高后降低。當氣腔內(nèi)壓大于32.5 kPa時，最小接觸應力由正值降為負值，并出現(xiàn)在密封圈結(jié)構(gòu)的底面和側(cè)面相交處。隨著氣腔內(nèi)壓繼續(xù)增大，最小接觸應力值隨之降低，并且底面接觸應力為負值的區(qū)域隨之沿著底面和側(cè)面相交處擴大。文中把密封圈結(jié)構(gòu)底面接觸應力最大時的氣腔的壓力標記為密封衰退壓力pd。

圖7 不同氣腔內(nèi)壓下密封圈底面接觸應力分布及變化曲線Fig.7 Contact stress distribution and change curves of bottom surface of the seal ring under different gas chamber pressure

在仿真模型中，密封圈結(jié)構(gòu)底面與密封槽底面之間的接觸類型為“no separation”，接觸面之間的法向運動被約束以使仿真計算容易收斂。當密封圈結(jié)構(gòu)底面的接觸應力為正值，表明密封圈結(jié)構(gòu)底面被壓緊在密封槽底面上。當密封圈結(jié)構(gòu)底面的接觸應力為負值，表明密封圈結(jié)構(gòu)底面受到密封槽底面的拉扯，趨向于和密封槽底面脫離接觸。

圖8示出了密封圈結(jié)構(gòu)底面整體的法向接觸力隨氣腔壓力的變化關(guān)系。結(jié)合圖7可知，當氣腔壓力大于32.5 kPa，即密封圈結(jié)構(gòu)底面出現(xiàn)負的接觸應力后，底面的法向接觸力隨著氣腔壓力的增大由增大變?yōu)闇p小，直至降為負值。底面整體的法向接觸力的降低表明了底面的密封能力下降。

圖8 密封圈結(jié)構(gòu)底面接觸應力隨氣腔內(nèi)壓的變化Fig.8 Variation of normal contact force of bottom surface of the seal ring with gas chamber pressure

當氣腔在內(nèi)壓作用下變形時，氣腔內(nèi)側(cè)壁的變形會引起密封圈結(jié)構(gòu)的側(cè)面隨之發(fā)生形變，并脫離與密封槽側(cè)面的接觸。圖9顯示了不同氣腔內(nèi)壓下密封圈結(jié)構(gòu)底面接觸應力分布，可見，密封圈結(jié)構(gòu)的上側(cè)面和左右側(cè)面與密封槽的側(cè)面之間的間隙隨著氣腔壓力的增大而增大。結(jié)合圖7可知，密封圈結(jié)構(gòu)的底面出現(xiàn)負接觸應力的區(qū)域與脫離接觸的側(cè)面區(qū)域相鄰。

圖9 不同氣腔內(nèi)壓下密封圈結(jié)構(gòu)底面接觸應力分布Fig.9 Contact stress distribution of bottom surface of the seal ring under different gas chamber pressure

綜合上述仿真分析結(jié)果，可知當氣腔內(nèi)壓小于密封衰退壓力pd時，密封圈結(jié)構(gòu)的底面和斜面的接觸應力不小于0且接觸力隨氣腔內(nèi)壓增大而增大，自密封結(jié)構(gòu)在氣腔內(nèi)壓的作用下實現(xiàn)密封，體現(xiàn)了自密封結(jié)構(gòu)的自密封特性。當氣腔內(nèi)壓大于密封衰退壓力pd后，隨著密封圈結(jié)構(gòu)的側(cè)面與密封槽側(cè)壁之間最小間隙大于0且與之相鄰的底面出現(xiàn)負接觸應力，密封圈結(jié)構(gòu)的底面密封失效，密封失效壓力不小于密封衰退壓力。此外，仿真結(jié)果還顯示了密封圈結(jié)構(gòu)的應變遠小于氣腔結(jié)構(gòu)的應變，因此密封圈結(jié)構(gòu)不會先于氣腔結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。

2.3.2 自密封結(jié)構(gòu)斜面傾角對密封性能的影響

圖10顯示了當w=1.5 mm，t=1 mm，自密封結(jié)構(gòu)斜面傾角θs分別為15°、30°、45°、60°時，密封圈結(jié)構(gòu)底面的最大接觸應力和底面整體的法向接觸力隨氣腔內(nèi)壓的變化。在不同斜面傾角下底面的最大接觸應力波動小于7%。在相同氣腔內(nèi)壓下，自密封結(jié)構(gòu)斜面傾角越大，密封圈結(jié)構(gòu)底面的法向接觸力則越大。

圖10 不同斜面傾角下密封圈底面接觸應力(a)和法向接觸力(b)隨氣腔內(nèi)壓的變化Fig.10 Variation of contact stress(a)and normal contact force (b)of bottom surface of the seal ring with gas chamber pressure under different inclined angle

圖11示出了自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力隨斜面傾角的變化?？煽闯?，自密封結(jié)構(gòu)的斜面傾角越大，則自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力越大，因此，自密封結(jié)構(gòu)的密封能力隨斜面傾角θs的增大而增強。

圖11 自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力隨斜面傾角的變化Fig.11 Variation of seal decay pressure of the self- sealing structure with inclined angle

2.3.3 氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度對密封性能的影響

圖12 顯示了當w=1.5 mm，θs= 45°，氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度t分別為1、2、3 mm時，密封圈結(jié)構(gòu)的底面的最大接觸應力和底面整體的法向接觸力隨氣腔內(nèi)壓的變化。在相同氣腔內(nèi)壓下，氣腔內(nèi)側(cè)壁越厚，底面的最大接觸應力和法向接觸力則越大。

圖13示出了自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力隨氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度的變化?？煽闯?，氣腔內(nèi)側(cè)壁越厚，自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力則越低。因此，自密封結(jié)構(gòu)的密封能力隨氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度的降低而增強。

圖13 自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力隨氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度的變化Fig.13 Variation of seal decay pressure of the self-sealing structure with the thickness of gas chamber inner wall

2.3.4 密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度對密封性能的影響

圖14 顯示了當θs= 45°，t=1 mm，密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度w分別為1.5、2、2.5、3 mm時，密封圈結(jié)構(gòu)底面的最大接觸應力和底面整體的法向接觸力隨氣腔內(nèi)壓的變化。在相同氣腔內(nèi)壓下，密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度越大，底面的最大接觸應力和法向接觸力則越大。

圖14 不同頂面寬度下密封圈底面的接觸應力(a)和法向接觸力(b)隨氣腔內(nèi)壓的變化關(guān)系Fig.14 Variation of contact stress(a)and normal contact force (b)of bottom surface of the seal ring with gas chamber pressure under different top width

圖15示出了自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力隨頂面寬度的變化?？梢姡芊馊Y(jié)構(gòu)頂面寬度越大，自密封結(jié)構(gòu)的密封衰退壓力則越低。因此，自密封結(jié)構(gòu)的密封能力隨密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度的增大而增強。相較于斜面傾角和氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度，改變密封圈頂面寬度w能夠更顯著提高自密封結(jié)構(gòu)的密封能力。

3 軟體驅(qū)動器密封實驗

3.1 密封衰退壓力下的密封實驗

為了測試自密封結(jié)構(gòu)的實際工作性能，制備了一組新型的基于質(zhì)子交換膜的軟體驅(qū)動器。結(jié)合上述仿真結(jié)果以及實際反應塊的結(jié)構(gòu)和尺寸，所制備的軟體驅(qū)動器的自密封結(jié)構(gòu)參數(shù)θs=45°，t=1 mm，w=2 mm，其他結(jié)構(gòu)尺寸如前面有限元模型中所述。有限元仿真分析得到其密封衰退壓力為37 kPa。軟體驅(qū)動器在工作過程中，電解水反應產(chǎn)生的氫氣的量是氧氣的兩倍，所以氫氣腔的內(nèi)壓及應變高于氧氣腔，因此測試氫氣腔的自密封結(jié)構(gòu)的密封表現(xiàn)即可代表自密封結(jié)構(gòu)在軟體驅(qū)動器中的實際工作表現(xiàn)。實驗裝置如圖16所示，軟體驅(qū)動器通過端板固定于支架上，氫氣腔連通壓力傳感器以測量氫氣腔內(nèi)壓，氧氣腔封閉，由磁性絕對式角度編碼器構(gòu)成的角度傳感器與端板接觸，通過檢測軟體驅(qū)動器的變形動作以輔助完成對氣腔壓力的初始化。在實驗前，利用燃料電池反應將氫氣腔和壓力傳感器管路中的氧氣耗盡，并利用壓力傳感器和角度傳感器將氫氣腔和氧氣腔的壓力初始化至大氣壓力。

圖16 實驗裝置Fig.16 Experimental setup

首先測試軟體驅(qū)動器氫氣腔的自密封結(jié)構(gòu)在仿真分析得到的密封衰退壓力下的密封表現(xiàn)。實驗分別在無負載條件下和9.8 N負載條件下，對軟體驅(qū)動器施加2 V直流電壓來激活電解水反應并驅(qū)動軟體驅(qū)動器變形，使氫氣腔內(nèi)壓提高至仿真分析得到密封衰退壓力37 kPa；隨后對軟體驅(qū)動器施加0.5 V直流電壓來抑制質(zhì)子交換膜燃料電池結(jié)構(gòu)中的內(nèi)部電流損耗，進而排除因氣腔中的氫氣和氧氣被內(nèi)部電流消耗而對氣腔內(nèi)壓產(chǎn)生的干擾，并保持900 s；通過測量氫氣腔內(nèi)壓在保持階段的壓力是否變化來判斷氫氣腔內(nèi)的氣體是否出現(xiàn)泄漏，從而評價自密封結(jié)構(gòu)在密封衰退壓力下的密封表現(xiàn)。

圖17顯示了在無負載和9.8 N負載2種測試條件下的測量結(jié)果?？梢?，氫氣腔內(nèi)壓在達到37 kPa后，在隨后的900 s 內(nèi)保持不變。采用多個樣本反復實驗均得到相同的結(jié)果。

圖17 2種負載狀態(tài)下氫氣腔內(nèi)壓的變化Fig.17 Variation of the pressure in the hydrogen chamber under two loading conditions

圖18 軟體驅(qū)動器的變形角度的變化Fig.18 Change of deformation angle of the soft actuator

圖19 負載提升高度隨時間變化Fig.19 Change of load lifting distance

實驗結(jié)果表明，軟體驅(qū)動器工作在有負載和無負載條件時，自密封結(jié)構(gòu)均能夠在密封衰退壓力下對氣腔實現(xiàn)穩(wěn)定可靠的密封。自密封結(jié)構(gòu)使軟體驅(qū)動器的質(zhì)子交換膜與軟體結(jié)構(gòu)獨立，相較于采用變形結(jié)構(gòu)與質(zhì)子交換膜直接粘接的密封結(jié)構(gòu)的氣動軟體驅(qū)動器工作壓力不超過25 kPa、氣腔應變小于200%、負載自重比小于5∶1[21-23]，采用自密封結(jié)構(gòu)的軟體驅(qū)動器能夠?qū)⒐ぷ鲏毫μ岣叩?7 kPa、氣腔應變提高到600%、負載自重比提高到26∶1。

3.2 密封失效實驗

文中通過軟體驅(qū)動器自密封結(jié)構(gòu)的密封失效測試實驗，證明了自密封結(jié)構(gòu)還能夠通過密封失效實現(xiàn)對軟體驅(qū)動器的過壓保護。圖20示出了在無負載條件下持續(xù)施加2 V直流電壓驅(qū)動軟體驅(qū)動器時，氫氣腔內(nèi)壓的變化，以及自密封結(jié)構(gòu)未失效的A處以及失效后的B、C、D處驅(qū)動器的變形。在軟體驅(qū)動器被持續(xù)驅(qū)動下，在自密封結(jié)構(gòu)發(fā)生失效前的A處(416 s時刻)，氫氣腔內(nèi)壓升高到了51 kPa，軟體驅(qū)動器變形角度達到了35.4°，應變層的最大應變超過800%，如圖20(b)所示。隨后氫氣腔內(nèi)壓急劇下跌，表明氫氣腔自密封結(jié)構(gòu)密封失效，密封失效壓力為51 kPa。在密封失效瞬間觀察到氫氣腔的密封圈結(jié)構(gòu)從密封槽中脫出，氫氣腔內(nèi)的氣體竄入反應塊外表面與應變層的中間，并改變氧氣腔自密封結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，使氧氣腔自密封結(jié)構(gòu)密封失效，氧氣腔密封圈結(jié)構(gòu)從密封槽中脫出，氫氣腔和氧氣腔連通，軟體驅(qū)動器的變形角度降低，如圖20(c)所示(B處，418 s時刻)。隨著密封失效后氣體逐漸填充反應塊與應變層硅橡膠結(jié)構(gòu)之間的空間，氣腔內(nèi)壓仍繼續(xù)降低，軟體驅(qū)動器變形角度略有下降，直至反應塊與應變層之間的空間被完全填充后，氣腔內(nèi)壓和軟體驅(qū)動器變形角度不再下降，如圖20(d)所示(C處，485 s時刻)。隨后，軟體驅(qū)動器變形角度在持續(xù)驅(qū)動下緩慢上升，如圖20(e)所示(D處，500 s時刻)，上升速度較密封失效前降低約5倍。

在自密封結(jié)構(gòu)失效前應變層的最大應變超過800%，接近Ecoflex?0030 硅橡膠材料的應變極限，失效后氣腔內(nèi)壓降低使應變層最大應變不超過200%。從結(jié)構(gòu)安全的角度來看，當氣腔內(nèi)壓接近軟體驅(qū)動器的極限壓力時，軟體驅(qū)動器通過自密封結(jié)構(gòu)的失效使氣腔內(nèi)壓降低，避免了因氣腔內(nèi)壓過大而發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞。所以，自密封結(jié)構(gòu)能夠?qū)涹w驅(qū)動器起到過壓保護作用。

4 結(jié)論

(1)提出一種應用于新型基于質(zhì)子交換膜的軟體驅(qū)動器的自密封結(jié)構(gòu)，利用有限元仿真分析法對自密封結(jié)構(gòu)的密封進行分析。結(jié)果表明：增大密封圈結(jié)構(gòu)斜面傾角，增大密封圈結(jié)構(gòu)頂面寬度，以及降低氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度，均能提高自密封結(jié)構(gòu)的密封能力；相較于斜面傾角和氣腔內(nèi)側(cè)壁厚度，改變密封圈頂面寬度能夠更顯著提高自密封結(jié)構(gòu)的密封能力。

(2)基于有限元分析得到的密封衰退壓力，通過實驗驗證了自密封結(jié)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)氣腔可靠密封，使基于質(zhì)子交換膜的軟體驅(qū)動器的工作壓力提高，進而提高其變形能力和負載能力，并且通過密封失效能夠?qū)涹w驅(qū)動器結(jié)構(gòu)實現(xiàn)過壓保護。

(3)提出的自密封結(jié)構(gòu)可以應用于具有復雜結(jié)構(gòu)的軟體機器人結(jié)構(gòu)中，優(yōu)化軟體機器人的結(jié)構(gòu)，提高軟體機器人的性能。