一種滾動密封爬壁機器人失效分析

劉志輝 蔡 偉 付興偉 袁兵兵 王洪光 宋屹峰

1.中國長江三峽集團有限公司，北京，100038 2.中國科學院沈陽自動化研究所機器人學國家重點實驗室,沈陽,110016 3.中國科學院機器人與智能制造創新研究院,沈陽,110169 4.中國科學院大學，北京，100049

0 引言

大壩、流道、橋梁等大型混凝土建筑表面在自然環境下存在裂縫、表面剝落、沖擊坑等缺陷，需要定期進行檢測和維護。大型混凝土壁面高差大、壁面復雜，傳統檢測時分段架設腳手架，人工登高持設備檢測，工作周期長，危險性高，檢測效率低，容易造成缺檢漏檢。

爬壁機器人吸附于懸垂壁面，與人工檢測相比具有安全性強、檢測效率高等突出優勢，在壁面檢測領域越來越受到人們的重視[1-3]。混凝土壁面檢測爬壁機器人以負壓吸附為主[4-8]，具體可以劃分為滾動密封與滑動密封兩種。滑動密封由柔性材料構成密封裙，密封裙直接與壁面接觸保持相對滑動，因此容易因摩擦磨損失效。滾動密封由移動履帶組合構成密封裙，密封結構在壁面上滾動的同時保證密封。滾動密封磨損小，適應于大型混凝土壁面的大面積檢測，但其結構設計復雜，設計成本高，在工況影響下可能產生整機傾覆、滑移失效，密封結構形變失效。因此，失效判據的研究對機器人安全運行至關重要。

對于爬壁機器人，吸附穩定性是其作業的基礎，造成爬壁機器人密封失效的形式包括重力與重力矩引起的傾覆、滑移，履帶密封結構破壞等，密封失效形式與機器人的密封機理及運動工況密切相關。針對滑動密封形式，采用靜力學與動力學方法建立滑移失效與傾覆失效條件[9-14]，采用流體力學仿真、實驗等方法，使用負壓、縫隙大小、摩擦因數等參數建立密封結構的失效條件[15-18]。滾動密封形式最早由KRASNOSLOBODTSEV等[19]于2005年提出，基于此原理，MAGGIO[20-21]研制了滾動吸附爬壁機器人，通過提高密封結構柔性適應能力的方法抵抗密封結構失效。XIAO等[22]、LI等[23]設計了滾動密封爬壁機器人RISE-ROVER，使用負反饋控制方法動態控制負壓，以抵抗傾覆和滑移失效。文獻[19-23]闡述了爬壁機器人的滾動密封結構設計方法。為研究整機傾覆、滑移失效條件，因移動結構與滑動密封機器人差異較大，而與地面履帶車接近，沈陽自動化研究所基于地面履帶車轉向模型[24-30]建立滾動密封爬壁機器人動力學模型[2-3]，該模型適用于驅動履帶較窄的樣機，但未考慮驅動履帶寬度、密封履帶與墻壁接觸面間由泄漏負壓引起的摩擦力等因素。關于運動工況對密封結構形變失效的影響缺乏研究。

本文面向大型混凝土壁面檢測的實際需求，基于滾動密封機理分析，確定滾動密封的特殊失效形式。著重分析水平平動、豎直平動、轉向等典型工況對滾動密封狀態的影響，討論了機器人重要結構參數與吸附失效間的關系，提出了滾動密封爬壁機器人密封失效判據，以此為基礎對滾動密封爬壁機器人進行改進設計。

1 滾動密封機理分析

1.1 滾動密封結構

滑動密封失效形式由密封腔結構決定。滑動密封爬壁機器人密封結構與吸附機理如圖1所示，密封裙、密封腔上蓋板圍成負壓腔，密封裙較移動機構邊緣高出長度k，保持密封裙與壁面始終接觸。機器人在負壓吸附時，密封裙與壁面之間存在微觀氣隙[31-34]，密封裙與壁面之間存在泄漏負壓。就滑動密封而言，提高負壓P將增大正壓力Fp，從而有效提高其負載能力，但也提高了泄漏負壓，使粗糙壁面對密封裙產生較大摩擦阻力，造成密封裙快速磨損，當密封裙磨損量或壁面間隙深度超過k時，滑動密封結構失效。同時，若負壓力不足以平衡重力及重力矩，則會發生傾覆和跌落失效[9-14]。

(a)密封結構基本組成 (b)完整密封腔

如圖2所示，滾動密封通過履帶組和密封腔上蓋板圍成密封腔，履帶組融合了密封裙和移動機構的功能，滾動密封爬壁機器人直線行走時，密封履帶跟隨驅動履帶轉動，保證密封結構與壁面無相對滑動，將滑動摩擦轉化為滾動摩擦，有效避免了密封裙磨損失效的問題。此外，由于履帶柔軟貼合性好，對于高度hk

(a)密封結構基本組成

滾動密封結構作為一種新型的復雜密封結構，其失效形式與滑動密封差異較大：①典型作業工況下，履帶間接觸面間因擠壓力、摩擦力產生形變，密封結構失效；②履帶式移動機構結構復雜，轉向過程存在滑移，需要得到整機抗傾覆、滑移失效的最小負壓條件，以保證吸附可靠。為設計滾動密封結構，需要基于失效形式進行結構設計，保證吸附穩定性。

1.2 滾動密封履帶式爬壁機器人

爬壁機器人機構簡圖見圖3，機器人的驅動軸、支撐軸、驅動機構、驅動電機由支撐架固定，組成機器人底盤框架；驅動履帶、從動履帶安裝于底盤框架上；密封腔體安裝于底盤框架中部與支撐架固連，并且四周與驅動履帶和從動履帶緊密貼合，當機器人與壁面貼合時，與壁面形成密封腔；風機安裝于密封腔體中部，當風機抽出密封腔內空氣時產生穩定負壓，使機器人吸附于壁面上。驅動電機通過傳動機構分別驅動兩側履帶，實現機器人的直線移動和任意半徑轉向。

1.驅動軸 2.支撐軸Ⅰ 3.傳動機構 4.驅動電機Ⅰ 5.風機 6.支撐軸Ⅱ 7.支撐架 8.支撐軸Ⅲ 9.驅動履帶1 10.從動履帶Ⅱ 11.驅動履帶2 12.驅動電機Ⅱ 13.從動履帶Ⅰ

1.3 滾動密封結構受力分析

分析機器人傾覆、滑移及密封結構形變下的失效條件需要建立爬壁機器人受力模型。爬壁機器人在豎直壁面上的靜力學模型如圖4所示，首先定義豎直墻壁上隨著爬壁機器人運動的平動坐標系OXYZ，Oxyz為固定在爬壁機器人上的坐標系，O點固定在爬壁機器人底盤幾何中心。Oy方向為爬壁機器人直行運動方向，θ為爬壁機器人的姿態角。

圖4 爬壁機器人受力分析

密封履帶上橫向和縱向上的摩擦力合力為零，對機器人形心取矩為密封履帶所受摩擦阻力距Mfb，驅動履帶所受摩擦阻力力矩為Mf,所提供的驅動力矩為MT。考慮到爬壁機器人力平衡，有以下平衡方程：

(1)

式中，F1x、F2x，F1y、F2y分別為內外側履帶所受摩擦力在x軸、y軸方向分量。

本文中的物理參數見表1。

表1 基本物理參數

負載在Oxy平面內的轉向阻力矩MN=-NSsinθ，S為線纜重力載荷作用點偏離機器人形心的距離。爬壁機器人勻速轉彎時，受力狀態可描述如下：

轉向力矩平衡方程為

MT+Mf+MN+Mfb=0

(2)

力平衡方程為

(3)

穩定吸附履帶受力條件為

(4)

式中，μ為摩擦因數。

將履帶上的力假設為線性分布[24-30]，而壁面履帶車由于受重力矩影響，履帶上側受力小于履帶下側，故可假設壁面履帶機器人對壁面正壓力為線性梯形分布fni(i=1,2)，可等效為集中力Fni。

2 滾動密封失效形式分析

如圖5所示，滾動密封爬壁機器人的失效通常包括以下形式：①由于負壓吸附系統產生的吸附力不足，整機將因重力和重力矩的作用產生傾覆、滑移失效；②密封結構遇到障礙或因受力原因發生彈性形變，與壁面間產生縫隙，使密封失效。針對前一種失效，需要建立機器人在壁面運動的力學模型進行分析；針對后一種失效，需要針對不同運動形式下的密封裙進行受力變形分析。

圖5 失效形式

2.1 豎直平動失效分析

滾動密封腔對壁面正壓力因重力傾覆作用，呈現上小下大的梯形分布。當因密封腔氣體泄漏量增大引起負壓降低時，爬壁機器人對壁面壓力分布退化為三角形，進而引起傾覆、下滑失效。

機器人靜止或勻速直線運動的力平衡條件(式(4))下，需要保證fni(i=1,2)恒大于0，負壓應該滿足的條件為

(5)

若滿足上式，則不發生傾覆和滑移失效。

機器人行走過程中，驅動履帶和密封履帶會隨著機器人的移動發生彎曲變形。如圖6所示，從平動部分E段運動到轉動部分R段，再運動到與壁面接觸且與壁面相對靜止部分U段。從E段到R段過程中，受泊松效應影響，履帶的外側受圓周切向的拉力，造成履帶外側沿著圓周切向拉長，同時沿著履帶寬度方向收窄；履帶的內側受力壓縮，同時沿著履帶寬度方向膨脹。履帶截面變化如圖6所示，截面的上部對應履帶內側，截面下邊沿對應履帶外側。

圖6 履帶形變導致失效

如圖6所示，履帶截面隨時間變化，驅動履帶與密封履帶間發生擠壓，履帶外側與壁面之間形成寬度為s的縫隙，縫隙高度等于履帶厚度h。顯然，履帶卷繞直徑D越小，履帶厚度h越厚，彎曲形變越大，易產生密封失效。驅動履帶和密封履帶共有4個接觸面，總泄漏面積A1=2sh。在履帶內側彎曲半徑相同的情況下，s與h的關系為

s=h/(kxi+kxo)

kxo=Kxm/hkxi=Kxb/h

式中，kxo、kxi分別為驅動履帶、密封履帶的橫向剛度；h為密封履帶和驅動履帶的厚度；Kx為比例系數。

則泄漏面積A1為

(6)

2.2 水平平動失效密封分析

機器人水平平動工況如圖7a所示，此時θ=90°，滿足式(5)，則機器人不發生傾覆失效。如圖7b所示，在接觸面上密封履帶相對驅動履帶速度方向不同，存在一個垂直壁面的速度分量，驅動履帶與密封履帶間存在垂直壁面的摩擦力fi，使密封履帶產生內側彎曲變形hi：

(a)受力分析 (b)失效形變分析

(7)

并造成氣體泄漏，泄漏面積A2=hib/4。驅動履帶與密封履帶之間的摩擦因數為fd，水平移動時因爬壁機器人受到的摩擦力與重力平衡，使得驅動履帶沿著壁面側向變形，增大了驅動履帶對密封履帶的壓力并增大形變hi，進而得到泄漏面積公式：

(8)

式中，kZ為密封履帶Z方向剛度，kZ=KZ/h。

2.3 轉向運動密封失效分析

轉向時，若吸附力不能平衡重力矩，則發生整機傾覆失效，若吸附力引起的摩擦力小于機器人重力，則發生整機滑移失效。轉向工況下履帶微元受力如圖8所示，若吸附力不變，接觸面微元的摩擦力方向與該微元的運動方向相反，此時摩擦力存在縱向分量和橫向分量，縱向分量小于直線運動時的縱向摩擦力，導致豎直方向上重力大于摩擦力，整機發生滑移失效。

圖8 履帶微元受力

為分析滑移失效機理，建立爬壁機器人壁面力學方程：

fqi=fni-kd+(0.5b+xi)P

(9)

(10)

(11)

其中，fqi為履帶上的壓力分布函數，是xi方向的線性函數。α表示面積微元dxdy所在位置，如圖8所示。建立力平衡方程和力矩平衡方程：

(12)

Mfb=-2Pmn(L-2n)

(13)

其中，Mfb為摩擦力矩。一方面為避免發生傾覆和滑移失效，必須增大吸附力、縱向摩擦力及抗傾覆力矩；另一方面也應防止橫向摩擦力過大而導致形變失效，如圖9所示，其中，s為因形變產生的縫隙寬度。因此，理想的安全吸附條件為防止轉向滑移的最小吸附力。

圖9 履帶受力形變

機器人質心下滑距離為kyB，水平滑動距離為kxB，ky、kx分別為縱向、橫向滑移系數。考慮理論轉向半徑為0時的滑移，vq1=-vq2，滿足滑移系數限制條件：

(14)

的最小吸附力Fp記為Fp3。δ1、δ2分別為履帶1和履帶2的滑移率，實際速度和理論速度的比值，發生滑移時，該值小于1。即可得到轉向工況下抗傾覆、滑移失效條件：

(15)

2.4 爬壁機器人失效判據

負壓風機通過抽氣維持密封腔內維負壓P，當風機不能平衡負壓時會造成負壓降低，密封失效。要保證氣體泄漏速度在允許條件內，需滿足兩個要求：①整機不傾覆和滑移；②履帶形變造成的泄漏面積足夠小，使得風機能夠平衡負壓。由此得到爬壁機器人的失效判據：

(1)傾覆和滑移失效判據。實際工作負壓P小于離心風機額定負壓PN(Fp為滿足式(15)的吸附力；S為安全系數，表示在密封腔內負壓不穩定時，風機能夠通過提高一定輸出功率維持負壓穩定)：

(16)

式中，c為材料壓縮比。

(2)履帶形變判據。履帶形變產生的縫隙A1、A2均小于安全值Amin(Amin由實驗測量得到)：

(17)

3 機器人改進設計與實驗

3.1 原理樣機設計與實驗

為獲得最佳的壁面通過性，原理樣機結構參數設計為：D=130 mm，h=15 mm。此外，圖6所示密封履帶張緊需要張緊滾子支撐，受實際機械限位限制，張緊滾子軸線距離n≥D-2h，因此選擇n=100 mm。同時，綜合考慮電機、風機、電子元器件等的安裝需要，確定L=500 mm。以初始尺寸m=150 mm、b=100 mm進行實驗樣機結構設計，得到機器人物理參數G1、H1、G2、B、H2、N等。機器人原理樣機設計如圖10所示。

圖10 爬壁機器人虛擬樣機

開發的原理樣機能夠靜止吸附在壁面上，滿足靜止狀況下抗傾覆和滑移失效要求。但在豎直平動、水平平動、轉向工況下，如圖11所示，存在密封結構形變失效、整機傾覆、滑移失效，失效原因分別如下：在豎直或水平移動過程中不滿足密封結構形變失效判據式(17)，密封結構形變量A1、A2過大；機器人轉向運動時不滿足整機抗傾覆、滑移失效判據式(16)，所需負壓超過風機額定負壓。

(a)豎直平動失效情況

3.2 基于失效判據的機器人改進設計

依據失效判據式(16)、式(17)，對滾動密封結構進行改進設計，設計參數為fd、Kx、Kz、h、c、hmin。

(1)基于履帶形變判據的改進設計。依據失效判據式(17)，在驅動與密封履帶間增加減摩材料，減小摩擦因數fd。密封結構形變失效A1、A2分別與h3、h2成正比，與Kx、Kz成反比。為了減小履帶形變，需要在設計時首先選擇更小的h，其次選擇更大的Kx、Kz。進行改進設計如下：h=10 mm,D=110 mm。Kx、Kz隨著履帶型號的增大而增大(表2)，c減小。因此，需在滿足失效判據式(16)的基礎上選擇最小的c，以提高Kx、Kz。

表2 不同型號泡棉壓縮比c

(2)基于傾覆和滑移失效判據的改進設計。將最大障礙物高度hmin=4 mm作為設計輸入，結合失效判據式(16)進行改進設計：c=0.4，此時兼顧最小的h與盡可能最大的Kx、Kz；更換大功率風機，按照式(1)～式(15)求解爬壁機器人抗傾覆和滑移所需的密封腔負壓P。以理論轉向半徑為0，對不同負載下機器人的負壓力與滑移系數ky等參數進行仿真求解，如圖12所示。圖12a顯示轉向半徑越小，滑移系數越大；圖12b顯示相同結構下，不考慮滑移時，負載大小與最小所需負壓力在一定范圍內成正比；圖12c顯示，不考慮滑移條件時滑移系數為1，意味著每轉向90°機器人下滑一個機器人寬度，下滑量過大，安全性低。因此，基于式(16)對抑制滑移的最小負壓進行仿真，如圖12d所示，提高最小負壓力顯著抑制了滑移量。

最終研制了具有高吸附穩定性、大負載能力的工程樣機并進行密封實驗。轉向運動下負壓變化如圖12e所示。轉向過程中發生因柔性密封結構發生形變，導致一定程度泄漏，負壓不穩定，通過提高負壓風機功率的方式來保障負壓。由圖12e可知，在轉向工況下實際負壓P一直控制在額定負壓PN下，說明改進設計后爬壁機器人能夠穩定吸附。

(a)ky-R關系

3.3 工程樣機現場實驗

圖13、圖14所示為工程樣機在三峽大壩流道進行現場實驗。相比圖11實驗，在同樣吸附功率的條件下，機器人以8 m/min的速度在壁面的豎直移動、水平移動和轉向運動的穩定性大幅度提高；機器人在攜帶11 kg負重(6 kg檢測模塊+5 kg模擬負重)工況下，無嚴重壁面缺陷(最大直徑超過90 mm的孔，或首尾距離大于400 mm的縫隙)的條件下，能夠穩定吸附和靈活移動。實驗驗證了本文提出的滾動密封失效判據式(16)、式(17)的有效性。

(a)滑動密封裙磨損情況(b)滾動密封履帶磨損情況

(a)流道壁面現場檢測(c)缺陷重構與標記

為了檢驗滾動密封爬壁機器人的密封結構壽命，基于同等吸附壁面與爬行時間進行滑動密封與滾動密封的對比測試。密封裙磨損情況如圖14所示，以相同速度累計爬行時間20 h，按照Z形路徑在檢測區域內進行密封結構壽命實驗，檢測區域面積為50 m×12 m。經過2 h爬行后，滑動密封機器人的密封裙磨損嚴重，機器人的吸附穩定性大幅度下降，需要回收機器人并更換密封裙；而滾動密封機器人經過累計20 h爬行，實驗結果顯示密封結構沒有明顯磨損，可繼續正常使用。實驗驗證了滾動密封機理的密封結構耐磨性強，適用于大型混凝土壁面長時間檢測。爬壁機器人采用滾動密封機理，具有更好的密封結構耐磨性。實驗驗證了本文提出的滾動密封失效判據的有效性。

4 結論

(1)通過分析滾動密封機理和滾動密封結構滑移、形變、傾覆等失效形式發現滾動密封失效條件：產生和維持所需負壓所需功率大于風機額定功率，導致實際負壓不足；柔性履帶密封結構被破壞。

(2)采用動力學方法分別面向傾覆、滑移失效與形變失效提出對應密封失效判據。失效判據顯示：滾動密封的可靠性與密封腔大小、密封材料的壓縮比及厚度、密封履帶的尺寸和剛度等有關。

(3)基于失效判據對原理樣機進行改進設計，并在三峽大壩流道開展現場巡檢實驗。機器人在改進設計后大幅提高了吸附穩定性與可靠性，證明提出的失效判據可用于指導滾動密封爬壁機器人的設計和改進。

未來的研究工作主要著眼于增強機器人面向溝槽、障礙等環境的適應性、提高機器人控制自主性與檢測智能性等方面。