陸金鈺 許植胤 劉繼磊

(東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京 211189)

隨著新型城市建設(shè)速度的加快,管道在日常生活以及工業(yè)制造中的應(yīng)用逐漸增大,對其探測、檢修的需求也越來越多[1].但是采用人工清理維修管道需要拆卸管道,費(fèi)時費(fèi)力,很多管道也隱藏在人工難以抵達(dá)的建筑物內(nèi)部或是深埋于地下.因此國內(nèi)外很多學(xué)者開始研究利用機(jī)器人對管道進(jìn)行探測[2-3],以及時發(fā)現(xiàn)管道破損之處.機(jī)器人可以代替人工進(jìn)入狹小的空間作業(yè),在很多危險的管道環(huán)境下機(jī)器人的優(yōu)勢更加明顯[4].

張拉整體結(jié)構(gòu)是由受壓桿件和受拉繩索組成的索桿張拉結(jié)構(gòu)[5].當(dāng)將其應(yīng)用于機(jī)器人中時,張拉整體結(jié)構(gòu)能夠承受一定的沖擊而不受損壞,具有質(zhì)量小、可折展、便于儲存運(yùn)輸、占用空間小等特點(diǎn)[6].目前已有多種構(gòu)型、多種運(yùn)動步態(tài)的機(jī)器人得到深入研究,如滾動式球形機(jī)器人[7]、膜驅(qū)動機(jī)器人[8]、蠕動式三桿機(jī)器人[9]、脊柱型機(jī)器人[10]等.隨著張拉整體機(jī)器人的不斷發(fā)展,也有學(xué)者將其應(yīng)用到管道探測當(dāng)中[4,11-12].但是設(shè)計出的機(jī)器人由多個四面體框架通過索連接而成,四面體框架本身無法變形,構(gòu)型較為復(fù)雜笨重,且運(yùn)動時需要索桿混合驅(qū)動,控制構(gòu)件多,控制策略繁瑣.

張拉整體管道機(jī)器人橫截面積小,在管道中工作時不易造成管道堵塞,相較于其他管道機(jī)器人適用性更強(qiáng),同時具有輕質(zhì)、可折展等優(yōu)點(diǎn).基于此,本文首先以三桿星型張拉整體作為基本單元,設(shè)計了一種基于縱波法運(yùn)動步態(tài)的新型張拉整體管道機(jī)器人.該管道機(jī)器人由多個相同單元構(gòu)成,具有模塊化裝配、驅(qū)動簡單和方便控制等優(yōu)點(diǎn).然后采用ADAMS動力學(xué)仿真軟件,建立了五單元機(jī)器人仿真模型,并驗證了該設(shè)計的可行性.最后,基于前進(jìn)距離、能量消耗和穩(wěn)定性參數(shù)3個評價指標(biāo),研究了不同模型參數(shù)和不同工作條件下機(jī)器人的運(yùn)動性能.

1 新型張拉整體管道機(jī)器人

1.1 三桿星形張拉整體單元拓?fù)淠Ｐ?/h3>

圖1 三桿星形張拉整體的拓?fù)淠Ｐ?/p>

限定下底面圓位于xy平面,中心構(gòu)件位于z軸,n1點(diǎn)位于x軸,則三桿星形張拉整體結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)計算公式如下:

n1={r,0,0}T,n2=R1n1,n3=R1R1n1
n4=R2{r,0,H}T,n5=R1n4,n6=R1R1n4
n7={0,0,0}T,n8={0,0,H}T

(1)

通過坐標(biāo)和連接拓?fù)潢P(guān)系,可以根據(jù)文獻(xiàn)[14]中的平衡矩陣?yán)碚搶Y(jié)構(gòu)單元進(jìn)行分析.計算得三桿星形張拉整體結(jié)構(gòu)的自應(yīng)力模態(tài)數(shù)s=1,機(jī)構(gòu)位移模態(tài)數(shù)m=6,且判定其為幾何穩(wěn)定結(jié)構(gòu)[15].

1.2 驅(qū)動策略可行性判定

根據(jù)文獻(xiàn)[16],三桿星形張拉整體結(jié)構(gòu)具有一定的折展性能,改變中心構(gòu)件的長度可以調(diào)整結(jié)構(gòu)形態(tài),如圖2所示.圖中,h為中心構(gòu)件長度,R為結(jié)構(gòu)端面半徑.

圖2 h≠H時的三桿星形張拉整體結(jié)構(gòu)

在折展過程中,中心構(gòu)件長度變化會導(dǎo)致形態(tài)發(fā)生變化,其他結(jié)構(gòu)參數(shù)也隨之受到影響.此時,需要對結(jié)構(gòu)進(jìn)行形態(tài)分析,確定形態(tài)變化后的結(jié)構(gòu)參數(shù).本文采用動力松弛法解決上述問題.節(jié)點(diǎn)的初始坐標(biāo)根據(jù)式(1)計算,中心構(gòu)件長度h=H,質(zhì)點(diǎn)系此時保持平衡.當(dāng)中心構(gòu)件長度變?yōu)閔+e后(e為中心構(gòu)件的驅(qū)動長度),節(jié)點(diǎn)n7、n8的坐標(biāo)為n7={0,0,-e/2}T和n8={0,0,H+e/2}T.為保持中心桿長不變,固定節(jié)點(diǎn)n7、n8,其余節(jié)點(diǎn)在不平衡力下振動.關(guān)于動力松弛法的計算公式參見文獻(xiàn)[17].

以H=200 mm、r=100 mm、e=150 mm的三桿星形張拉整體為例,判定驅(qū)動策略是否可行.

在經(jīng)過動力松弛法迭代后,三桿星形張拉整體結(jié)構(gòu)在變形前后的形態(tài)參數(shù)如表1所示.經(jīng)過計算,相較于變形前,結(jié)構(gòu)發(fā)生了徑向收縮,如圖3(a)所示,結(jié)構(gòu)的端面半徑R由100 mm降到85.41 mm.而節(jié)點(diǎn)不平衡力經(jīng)過416次迭代,下降到了設(shè)置的限值1 mN,如圖3(b)所示.變形前后,斜索的長度變化最大,由206.59 mm增大至228.43 mm,增加了10.6%;徑向索長度變化較小,增大了5.63 mm,約為5.63%;斜桿由于設(shè)置的軸向剛度遠(yuǎn)大于索,其長度變化幾乎可以忽略.在驅(qū)動星型張拉整體單元伸長時,所有構(gòu)件的預(yù)應(yīng)力均增大,表明若結(jié)構(gòu)施加了初始預(yù)應(yīng)力,機(jī)器人在整個運(yùn)動過程中均不會因為喪失預(yù)應(yīng)力而喪失剛度.

表1 驅(qū)動前后的形態(tài)參數(shù)

(a) 單元狀態(tài)疊加

(b) 節(jié)點(diǎn)不平衡力收斂曲線圖3 動力松弛法計算過程

根據(jù)最終平衡構(gòu)型的各個節(jié)點(diǎn)坐標(biāo),應(yīng)用平衡矩陣?yán)碚搶Y(jié)構(gòu)單元進(jìn)行分析[14],分析結(jié)果為:s=1,m=6,且乘積力矩陣Q為正定矩陣,結(jié)構(gòu)幾何穩(wěn)定[15].在變形后,索構(gòu)件均伸長,表明索在張拉整體變形過程中不會松弛;同時桿構(gòu)件縮短,承受壓力,符合張拉整體索受拉桿受壓的特性.

分析結(jié)果表明:對于H=200 mm、r=100 mm的三桿星形張拉整體,驅(qū)動中心構(gòu)件由200 mm伸長至350 mm的驅(qū)動策略是可行的.

1.3 機(jī)器人構(gòu)型設(shè)計

張拉整體管道機(jī)器人構(gòu)型由多個相同的三桿星形張拉整體單元串聯(lián)組成.相鄰單元的連接方式如圖4(a)所示.初始平衡狀態(tài)下,將單元平放使得中心構(gòu)件與地面平行,且單元中心構(gòu)件長度h=H.每個張拉整體單元中有2個桿端點(diǎn)接觸地面,相鄰單元僅通過中心構(gòu)件連接,連接方式為剛接.所有單元的中心構(gòu)件保持共線,機(jī)器人與地面的接觸點(diǎn)分布合理,能夠保持平衡.

(a) 單元連接方式

(b) 五單元機(jī)器人構(gòu)型

通過該連接方式,根據(jù)單元高度H、底面圓半徑r和單元數(shù)量n三個參數(shù)可以確定張拉整體管道機(jī)器人構(gòu)型.當(dāng)H=200 mm、r=100 mm、n=5時的機(jī)器人構(gòu)型如圖4(b)所示.

1.4 縱波法運(yùn)動步態(tài)

在張拉整體管道機(jī)器人構(gòu)型中,通過控制中心構(gòu)件伸縮,每個單元的縱向長度均可以發(fā)生變化.令所有中心構(gòu)件伸長縮短的總時間一致,設(shè)為T,按照如圖5所示的順序調(diào)節(jié)各個中心構(gòu)件的伸縮,可形成機(jī)器人運(yùn)動步態(tài).具體步驟如下:

圖5 縱波法運(yùn)動步態(tài)

① 初始時刻,單元1～5的中心構(gòu)件長度h=H.

② 0～T時,單元1中心構(gòu)件伸長,長度變?yōu)閔+e.

③T～2T時,單元1中心構(gòu)件縮短,恢復(fù)至h.同時,單元2中心構(gòu)件伸長,長度變?yōu)閔+e.

④ 重復(fù)上述過程,直到5T～6T時,單元5縮短,機(jī)器人所有單元復(fù)位,理論前進(jìn)距離為中心構(gòu)件伸長量e.

由于該步態(tài)與物理學(xué)中縱波的傳遞方式類似,本文稱為縱波法運(yùn)動步態(tài).對于一個有n個單元的機(jī)器人,縱波法步態(tài)可以分為開始階段、運(yùn)動階段和結(jié)束階段,分別對應(yīng)0～T、T～nT和nT～(n+1)T.在開始或結(jié)束階段,僅第1個單元或第n個單元處于伸長狀態(tài),徑向收縮,與管道壁的接觸面積少,而非驅(qū)動單元徑向不收縮,尺寸大,與管道相接觸,提供較大的摩擦力以保持靜止?fàn)顟B(tài).在運(yùn)動階段,相鄰單元一伸一縮,且伸縮速度相同,使得被驅(qū)動單元總長度不變,理論上不會引起其他非驅(qū)動單元的位置變化.

2 仿真模型算例

2.1 ADAMS仿真模型

為了驗證縱波法運(yùn)動步態(tài)在張拉整體管道機(jī)器人中的可行性,本節(jié)以圖4(b)中的機(jī)器人為例,進(jìn)行仿真測試.

機(jī)器人仿真模型采用ADAMS建立,如圖6(a)、(b)所示,模型的主要建模參數(shù)如表2所示.其中,桿索構(gòu)件尺寸的選取參考文獻(xiàn)[18],摩擦系數(shù)的選取參考干燥條件下鐵和橡膠的摩擦系數(shù),該接觸條件是機(jī)器人實(shí)際應(yīng)用的一種可能情況,即橡膠端點(diǎn)的機(jī)器人在鐵質(zhì)管道中前進(jìn).機(jī)器人的前進(jìn)方向為y軸正方向,重力方向為z軸負(fù)方向.按照縱波法產(chǎn)生的步態(tài)機(jī)理,采用step函數(shù)輸入5個單元的驅(qū)動控制函數(shù),如圖6(c)所示.為了讓機(jī)器人驅(qū)動時從穩(wěn)定狀態(tài)開始,單元1在t=4 s時開始伸長.

表2 ADAMS仿真建模參數(shù)

(a) 仿真機(jī)器人模型軸測圖

(b) 仿真機(jī)器人模型側(cè)視圖

(c) 中心驅(qū)動桿驅(qū)動控制函數(shù)

2.2 機(jī)器人運(yùn)動性能評價指標(biāo)

本文研究的機(jī)器人運(yùn)動性能包括前進(jìn)性能、耗能性能和穩(wěn)定性能,分別采用一次縱波法運(yùn)動步態(tài)下的前進(jìn)距離Δd、能量消耗ΔW和穩(wěn)定性參數(shù)Δs作為評價指標(biāo).3個指標(biāo)通過驅(qū)動過程中的數(shù)據(jù)定量計算.

前進(jìn)距離Δd通過驅(qū)動前后機(jī)器人頭部的坐標(biāo)變化計算,即

(2)

能量消耗ΔW通過每個單元的驅(qū)動構(gòu)件做的功進(jìn)行計算,即

(3)

式中,ΔW為能量消耗,J;Fi為第i個中心桿的壓力,N;vi為第i個中心桿的驅(qū)動速度,m/s.

穩(wěn)定性參數(shù)Δs通過行進(jìn)過程中機(jī)器人頭尾的最大高度差計算,即

(4)

式中,Δs為穩(wěn)定性參數(shù),mm;zhead、ztail分別為機(jī)器人頭、尾的z坐標(biāo),即高度,mm.

由圖3(a)可知,單元在伸長過程中,徑向會伴隨著收縮.當(dāng)單元前后串聯(lián)時,單元徑向的收縮會導(dǎo)致機(jī)器人高度的變化,尤其是在按照縱波法這樣前后非對稱變化的步態(tài)運(yùn)動時,高度變化也會出現(xiàn)前后不對稱的現(xiàn)象,這也就導(dǎo)致了機(jī)器人頭部和尾部的高度差.高度差越大,穩(wěn)定性參數(shù)Δs越大,機(jī)器人傾斜現(xiàn)象越嚴(yán)重,運(yùn)行越不穩(wěn)定.

2.3 仿真結(jié)果

仿真中機(jī)器人的形態(tài)以及3個運(yùn)動性能評價指標(biāo)如圖7所示.由圖7(a)、(b)可知,在t=4～8 s內(nèi),機(jī)器人極速前進(jìn),向前運(yùn)動近150 mm,前進(jìn)距離曲線與圖6(c)所示的單元1驅(qū)動長度曲線基本一致.機(jī)器人在t=8～28 s稍向后移動,也即在后續(xù)4個張拉整體單元被驅(qū)動時,機(jī)器人會向后略微移動.在t=28 s,機(jī)器人復(fù)位,此時前進(jìn)距離為133.53 mm,略小于理論前進(jìn)距離150 mm,但是總體上機(jī)器人仍向前移動.從仿真過程中還可以看出,張拉整體單元由于自重會產(chǎn)生z向的壓縮和橫向的擴(kuò)張,而機(jī)器人左右兩側(cè)的管道壁恰好可以約束這一橫向擴(kuò)張,避免張拉整體單元變形過大.同時張拉整體和管道壁的接觸也可以增大摩擦力,避免機(jī)器人向后滑動.

(a) 機(jī)器人仿真過程(俯視圖)

(b) 機(jī)器人前進(jìn)距離變化

(c) figure

(d) 機(jī)器人行進(jìn)穩(wěn)定性變化

(e) 單元1～5的斜索長度變化圖7 張拉整體管道機(jī)器人仿真結(jié)果

由圖7(c)可知,機(jī)器人的能量消耗隨時間增加而不斷增加,在t=28 s時達(dá)到1 184.24 J.在驅(qū)動過程中,能量消耗與時間基本呈線性關(guān)系,即能量消耗與驅(qū)動單元的相對位置無關(guān).這表明各單元的驅(qū)動桿僅作用于自身單元的折展,基本不作用于其他單元.

由圖7(d)可知,穩(wěn)定性參數(shù)Δs=15.86 mm,機(jī)器人總高度為170.71 mm,行進(jìn)過程中最大的高度差約占總高度的9.3%,表明機(jī)器人行進(jìn)過程較為穩(wěn)定.機(jī)器人在t=23 s時達(dá)到最不穩(wěn)定的狀態(tài),這是由于星形張拉整體單元的中心構(gòu)件在伸長的同時,結(jié)構(gòu)徑向會產(chǎn)生收縮[16].因此,當(dāng)機(jī)器人頭尾單元被驅(qū)動時,即t∈[4,12]∪[20,28]s時,由于單元徑向收縮會產(chǎn)生懸浮現(xiàn)象,從而導(dǎo)致機(jī)器人傾斜;而當(dāng)頭尾單元不驅(qū)動時,即t∈[12,20]s時,頭尾單元落地,z坐標(biāo)基本不變,穩(wěn)定性較好.

由圖7(e)可知,各個單元斜索在被驅(qū)動時均伸長,伸長量最大值基本相同,約為28 mm,在不被驅(qū)動時基本保持原長.同時,所有單元的斜索并未出現(xiàn)縮短的現(xiàn)象,證明了機(jī)器人中的索時刻受拉,不會松弛.

通過模擬仿真,初步驗證了該構(gòu)型的張拉整體管道機(jī)器人具有在水平方形管道中前進(jìn)的能力.

3 機(jī)器人運(yùn)動性能參數(shù)分析

3.1 模型參數(shù)設(shè)置

本文所分析的機(jī)器人參數(shù)為單元高度H、斜索預(yù)應(yīng)力Fp、機(jī)器人與管道壁之間的靜摩擦系數(shù)f1、動摩擦系數(shù)f2、驅(qū)動時間T、驅(qū)動長度e,共6個.參數(shù)的取值范圍和基本值如表3所示.參數(shù)分析過程中,某個參數(shù)變化時,其余參數(shù)保持基本值不變.對于單元高度H變化以及驅(qū)動長度e變化的多種情況,均通過了1.2節(jié)的驅(qū)動策略可行性驗證.

表3 參數(shù)變化范圍

3.2 仿真結(jié)果分析

在所選參數(shù)變化范圍內(nèi),張拉整體管道機(jī)器人3個運(yùn)動性能評價指標(biāo)的變化趨勢如圖8所示.從圖中可以看出:

(a) 單元高度H

(b) 斜索預(yù)應(yīng)力Fp

(c) 靜摩擦系數(shù)f1

(d) 動摩擦系數(shù)f2

(e) 驅(qū)動時間T

(f) 驅(qū)動長度e

1) 單元高度H的增大對于Δd、ΔW、Δs三種性能指標(biāo)的影響不大.

2) 斜索預(yù)應(yīng)力Fp增大時,Δd、ΔW增大,Δs減小.預(yù)應(yīng)力增大導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的剛度隨之增大[19],機(jī)器人受到碰撞等擾動減小,結(jié)果更加貼近理論情況,使Δd增大,Δs減小;同時,預(yù)應(yīng)力的增大也會引起中心桿軸力增大,使ΔW增大.

3) 靜摩擦系數(shù)f1增大時,Δd、ΔW、Δs均增大.靜摩擦力能夠有效阻止機(jī)器人在t=8～28 s內(nèi)向后滑動,結(jié)果更加貼近理論情況,使Δd增大;同時,靜摩擦力的增大使機(jī)器人受到的阻力增大,從而使ΔW增大;阻力增大也會引起機(jī)器人受到約束,約束過大(f1=1.0)時機(jī)器人發(fā)生扭曲,Δs增大.

4) 動摩擦系數(shù)f2增大時,Δd減小,ΔW增大,Δs影響不大.動摩擦力越大,機(jī)器人前進(jìn)時受到阻礙越大,前進(jìn)距離與理論值之間的誤差也隨之增大,Δd減小.ΔW分析同靜摩擦系數(shù)f1.

5) 驅(qū)動時間T增大時,Δd、ΔW、Δs均減小.機(jī)器人總運(yùn)動時間增大,阻力做功就會增大,進(jìn)而導(dǎo)致Δd減小,ΔW增大;同時,驅(qū)動時間增大,機(jī)器人運(yùn)動緩慢,因此Δs會減小.

6) 驅(qū)動長度e增大時,Δd、ΔW、Δs均增大.根據(jù)縱波法運(yùn)動步態(tài),驅(qū)動長度越大,Δd就越大;但驅(qū)動長度增大,每個單元的變形就會增大,ΔW必然增大,Δs增大.

3.3 結(jié)果討論

增大斜索預(yù)應(yīng)力Fp、靜摩擦系數(shù)f1、驅(qū)動長度e和減小動摩擦系數(shù)f2、驅(qū)動時間T均能夠提高機(jī)器人的前進(jìn)距離.在驅(qū)動長度e=175 mm時,前進(jìn)距離最大能夠提高到158.39 mm.但參數(shù)的調(diào)整有一定范圍,超過限制則會導(dǎo)致能量消耗過大以及穩(wěn)定性下降.例如,當(dāng)Fp<10 N、f1>1.0、T<2 s時會使得穩(wěn)定性下降,導(dǎo)致單元扭曲.當(dāng)Fp、f1、f2、e過大時,均會導(dǎo)致能量消耗過大.

4 不同工作條件下機(jī)器人前進(jìn)性能

4.1 單元損壞對前進(jìn)性能的影響

根據(jù)縱波法運(yùn)動步態(tài)的形成過程,縱波在機(jī)器人中的傳遞由2個相鄰單元完成,一旦有某個單元無法伸縮,波將無法正常傳遞.如圖9(a)所示,當(dāng)單元3損壞不能伸縮時,波無法從前向后傳遞,機(jī)器人前進(jìn)量幾乎為0.但是,若驅(qū)動策略跳過損壞的單元3,波的傳遞通過單元2、4的伸縮進(jìn)行,如圖9(b)所示,機(jī)器人的理論前進(jìn)距離仍為e.

(a) 不調(diào)整驅(qū)動策略

(b) 調(diào)整驅(qū)動策略

(c) 單元損壞時機(jī)器人前進(jìn)距離

將上述驅(qū)動策略輸入ADAMS模型中,仿真得到的前進(jìn)距離如圖9(b)所示.由圖可知,單元1、5損壞后,機(jī)器人的前進(jìn)距離不受影響,這是因為波能夠在首尾單元不參與的情況下傳遞.若不調(diào)整驅(qū)動策略,中間3個單元的損壞會中斷波的傳遞,降低機(jī)器人的前進(jìn)距離,甚至停滯不前.若調(diào)整驅(qū)動策略,在單元3損壞時,機(jī)器人的前進(jìn)距離從-1.58 mm提升至128.3 mm,但仍小于無損壞時的前進(jìn)距離;在單元2、4損壞時,機(jī)器人的前進(jìn)距離降低至60.09和55.01 mm.這是因為縱波雖然跳過了損壞單元成功傳遞,但是損壞單元始終與管道壁接觸,摩擦力較大,阻礙機(jī)器人前進(jìn).在波跳過該單元傳遞時,機(jī)器人向后滑動,前進(jìn)距離下降.相較于單元3,單元2、4在機(jī)器人構(gòu)型中分別位于偏前和偏后的不對稱位置,從而下降幅度更大.

整體而言,在1個單元損壞的條件下,雖然前進(jìn)距離有所下降,但是通過調(diào)整驅(qū)動策略,機(jī)器人仍有繼續(xù)前進(jìn)的能力,且前進(jìn)距離最小為73.41 mm,為原距離的一半以上,具有較好的魯棒性.

4.2 負(fù)重對前進(jìn)性能的影響

在管道機(jī)器人實(shí)際應(yīng)用時,一般需要攜帶攝像機(jī)等裝置[1],即負(fù)重前進(jìn).張拉整體機(jī)器人所攜帶的裝置一般綁扎于桿上[9].對于本文機(jī)器人構(gòu)型,斜桿的運(yùn)動幅度大,中心桿較穩(wěn)定,因此選擇將負(fù)重布置在中心桿上.以機(jī)器人一個單元的質(zhì)量為負(fù)重單位 (約0.23 kg) ,建立長方體物塊,并與中心桿固定連接,通過改變長方體物塊的質(zhì)量來改變負(fù)重質(zhì)量,如圖10(a)～(c)所示.為了探究負(fù)重位置對于機(jī)器人前進(jìn)性能的影響,分別將負(fù)重設(shè)置在單元1、5和全部單元上.調(diào)整負(fù)重質(zhì)量,仿真結(jié)果如圖10(d)所示.

(a) 均勻負(fù)重

(b) 單元1負(fù)重

(c) 單元5負(fù)重

(d) 機(jī)器人前進(jìn)距離

由圖可知,機(jī)器人負(fù)重增多,前進(jìn)距離減小.在全部單元負(fù)重時,前進(jìn)距離能夠維持在較高水平,在負(fù)重為8倍單元質(zhì)量時為125.81 mm.而在單元1、5負(fù)重時,前進(jìn)距離下降明顯.在負(fù)重為6倍單元質(zhì)量時,即降低至不負(fù)重時前進(jìn)距離的一半,為63.86 mm.

由于負(fù)重,張拉整體單元的z向壓縮和橫向擴(kuò)張的變形更大.負(fù)重均勻分布時,各單元變形基本一致,在兩側(cè)管道壁的約束下,前進(jìn)距離并未急劇下降.負(fù)重分布不均勻時,即使有管道壁的約束,前后單元的高度變化不同,機(jī)器人發(fā)生傾斜,前進(jìn)距離大幅降低.

整體而言,負(fù)重均勻分布時,負(fù)重質(zhì)量對機(jī)器人前進(jìn)性能影響不大;負(fù)重不均勻分布時,由于各單元變形不一致,隨負(fù)重質(zhì)量增大,機(jī)器人前進(jìn)性能下降明顯,應(yīng)盡量避免.

4.3 管道傾斜對前進(jìn)性能的影響

很多長直管道并不會始終水平,而是有一定的傾斜角度,因此探究機(jī)器人在斜管道中的前進(jìn)性能很有必要.機(jī)器人與管道壁之間的動摩擦系數(shù)基本值f2=0.5,機(jī)器人理論爬坡的極限角度為θ=arctanf2=26.6°.設(shè)置管道傾斜角度范圍為0°～25°,其余參數(shù)不變,測試機(jī)器人前進(jìn)距離,結(jié)果如圖11所示.

圖11 管道傾斜時機(jī)器人前進(jìn)性能

由圖11可知,傾斜角度越大,機(jī)器人前進(jìn)距離就越小.在傾斜角度為10°時,前進(jìn)距離減小至原來的64%.當(dāng)管道傾斜角度大于20°時,前進(jìn)距離為負(fù)值.整體而言,機(jī)器人在管道傾斜10°以下時保持近一半的前進(jìn)性能,但坡度較大時,無法在管道中前進(jìn).

4.4 管道截面對前進(jìn)性能的影響

將管道截面改為圓形,測試機(jī)器人在圓形管道中的前進(jìn)性能,圓管的半徑為110 mm,略大于張拉整體半徑100 mm,其余參數(shù)同表2.經(jīng)過仿真,機(jī)器人在管道中前進(jìn)120.08 mm,如圖12所示.相較于方管,機(jī)器人在圓管中會發(fā)生較多的側(cè)向移動甚至旋轉(zhuǎn),這會增大機(jī)器人前進(jìn)過程中受到的阻力,降低機(jī)器人前進(jìn)效率.同時,圓管對于張拉整體變形的約束能力小于方管,單元在運(yùn)動過程中的變形會更大,對于前進(jìn)也有一定的影響.但是在仿真過程中,機(jī)器人并未出現(xiàn)單元扭曲或停滯不前的情況,說明機(jī)器人同樣可以在圓形管道中前進(jìn).

(a) 圓管仿真模型

(b) 機(jī)器人前進(jìn)距離變化

5 結(jié)論

1) 基于具有良好折展性能的三桿星形張拉整體,設(shè)計出張拉整體管道機(jī)器人的構(gòu)型,并給出縱波法運(yùn)動步態(tài)的驅(qū)動策略.ADAMS仿真結(jié)果證明機(jī)器人可以按照縱波法的運(yùn)動步態(tài)在方形長直管道中平穩(wěn)前進(jìn).

2) 為了提高機(jī)器人的前進(jìn)性能,可以適當(dāng)增大斜索預(yù)應(yīng)力Fp、增大靜摩擦系數(shù)f1、減小動摩擦系數(shù)f2、減小驅(qū)動時間T和增大驅(qū)動長度e.但參數(shù)的調(diào)整有一定范圍,超過限制則會導(dǎo)致能量輸入過大以及穩(wěn)定性下降.參數(shù)分析為此類機(jī)器人的參數(shù)設(shè)計優(yōu)選和應(yīng)用提供了參考.

3) 在管道傾斜角度大于20°時,機(jī)器人無法前進(jìn);在任一單元損壞時,通過調(diào)整驅(qū)動策略,機(jī)器人仍能保持一半以上的前進(jìn)距離;負(fù)重均勻分布在機(jī)器人構(gòu)型中時,相較于僅單元1或單元5負(fù)重的情況,機(jī)器人前進(jìn)性能受負(fù)重質(zhì)量影響較小;機(jī)器人在方形和圓形管道中均可以正常前進(jìn).