基于質子交換膜的氣動軟體驅動器的自密封結構*

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；4.千葉工業大學先進機器人系 日本千葉 275-0016)

氣動軟體驅動器是一種利用氣壓使由硅膠材料制成的帶有氣腔結構的彈性結構體產生預設變形的一種軟體驅動器[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動器而言體積大且笨重，很難實現與軟體結構的集成，限制了軟體機器人的整體性能及應用場合。

基于質子交換膜的氣動軟體驅動器利用在質子交換膜構成的燃料電池結構中發生的電解水反應和氫氧燃料電池反應為軟體驅動器提供可調的氣動壓力[19-20]。質子交換膜燃料電池結構具有簡單輕巧的結構特點，將其作為氣源裝置與軟體結構集成，實現了氣源和驅動器軟體結構的一體化設計，使氣動軟體驅動器擺脫了對傳統的氣泵、閥和氣管等氣動元件的依賴[21-22]。基于質子交換膜的氣動軟體驅動器具有結構緊湊、一體化程度高和低壓直流驅動等優勢，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]。

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

為了使密封結構與基于質子交換膜的氣動軟體驅動器的性能匹配，從而達到提高軟體驅動器的性能的目的，本文作者介紹了一種應用于新型的基于質子交換膜的氣動軟體驅動器的自密封結構，分析了自密封結構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構的密封特性和關鍵尺寸對密封結構的影響，最后通過實驗驗證了自密封結構的實際密封效果。

1 自密封結構與工作原理

1.1 自密封結構

文中提出的自密封結構及新型基于質子交換膜的軟體驅動器(以下簡稱軟體驅動器)結構如圖1所示。軟體驅動器由彈性體和反應塊2個主要部分構成。反應塊包含質子交換膜燃料電池結構，通過由光敏樹脂材料3D打印制作的外殼支撐并夾緊質子交換膜燃料電池結構以及容納反應所需的水。質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，再經過硅橡膠澆筑、固化、脫模后內嵌在應變層的中間，將應變層分隔出2個具有相同形狀和尺寸的氣腔。再利用硅膠黏結劑將制備好的應變限制層與應變層結合在一起，使氣腔封閉。2個氣腔分別與質子交換膜燃料電池結構的氫電極和氧電極相通。氫電極和氧電極上各自產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生更大的軸向應變，使彈性體產生彎曲變形。

圖1 軟體驅動器及其自密封結構Fig.1 Structure of the soft actuator and its self-sealing structure

2個氣腔通過自密封結構實現對氫氣和氧氣的互相密封。自密封結構由應變層中的氣腔內側壁、密封圈結構和反應塊外殼上的密封槽構成，如圖1所示。密封圈結構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。密封圈結構位于氣腔內側壁的中央，與氣腔內側壁為同一實體。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構相同的形狀和尺寸。密封圈結構處于密封槽中，將氣體密封在氣腔內。

自密封結構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構的成型模具。在應變層固化脫模成型后，反應塊留在應變層中，密封圈結構直接成型在外殼的密封槽中，并與氣腔內側壁一體成型。圖2顯示了制備得到的軟體驅動器的樣品及其內部結構。

1.2 工作原理

自密封結構的工作原理如圖3所示。當氣腔受壓發生膨脹變形時，四面氣腔壁連同氣腔內側壁在氣腔內壓p(表壓)的作用下被拉伸，密封圈結構受到氣腔內側壁沿密封圈結構側面法線方向的拉力Fsp，同時，氣腔內壓p對密封圈結構的頂面產生壓緊力Ftp。在Ftp和Fsp的作用下，密封圈結構被壓在密封槽中，密封圈結構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成密封面(如圖3中黃線所示)。

圖3 自密封結構工作原理Fig.3 Working principle of the self-sealing structure

密封圈結構受到的氣腔內側壁的拉力Fsp為分布力，設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沿密封圈結構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(s，p)為在以曲線s處的切向量為法向量的截面中，與s處的密封圈結構相鄰的氣腔壁的變形最遠點相對密封圈結構頂面的垂直距離，如圖3所示。由于四面氣腔壁在氣腔內壓作用下各自產生的形變不同，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，密封圈結構不同位置受到的拉力Fsp不同。

氣腔內壓p對密封圈結構的頂面產生的壓緊力Ftp也同樣為分布力，分布力Ftp沿密封圈結構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，Fsp(s)]

(2)

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

密封圈結構受到的壓緊力Ftp與氣腔內側壁拉力Fsp均由氣腔內壓p引起，且與氣腔和密封圈結構的變形耦合。在Ftp和Fsp的作用下，密封圈結構的底面與密封槽底面之間產生法向接觸力Fb，密封圈結構的斜面和密封槽斜面之間產生法向接觸力Fa，接觸力Fa和Fb的大小和分布與氣腔內壓和密封圈結構自身的形狀及變形有關。自密封結構利用氣腔內壓形成密封，密封面的法向接觸力Fa和Fb反映了自密封結構的密封性能。由于氣腔和密封圈結構的受力及變形復雜，很難得到接觸力Fa和Fb與氣腔內壓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構的密封特性進行仿真分析，并研究自密封結構的關鍵參數斜面傾角θs、密封圈結構頂面寬度w及氣腔內側壁厚度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模型。其應變能勢函數形式如下：

(3)

式中：N=3為模型階數；μi為材料常數，Pa；αi為無量綱材料常數；Dk為不可壓縮參數；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據進行擬合，得到了Ecoflex?0030硅橡膠的Ogden本構模型參數如表1所示。

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

2.2 仿真模型及邊界條件

由于自密封結構的受力和變形與軟體驅動器氣腔的變形耦合，將軟體驅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，并對模型進行網格劃分。軟體驅動器的有限元模型具有與實際工作中的軟體驅動器相同的關鍵結構和尺寸。圖4顯示了軟體驅動器在實際工作中的結構形態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劑粘接在軟體驅動器氣腔外側壁上，用于限制外側壁的形變以及在實驗中軟體驅動器的固定、負載連接和變形角度測量。

圖4 實際工作的軟體驅動器結構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為“bonding”。氣腔底壁與密封圈結構的底面與反應塊外殼密封槽的底面之間的接觸類型設為“no separation”，以使仿真計算更容易收斂。其余接觸面設為 “frictionless”。向反應塊添加固定約束，對每個氣腔的6個內壁施加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。

為研究密封圈結構斜面傾角、密封圈結構頂面寬度及氣腔內側壁厚度對密封性能的影響，對軟體驅動器有限元模型的幾何尺寸進行控制，結合軟體驅動器的實際尺寸，被控制的幾何尺寸如圖4所示。

2.3 仿真結果與分析

2.3.1 自密封結構的密封特性

以參數θs=45°，w=1.5 mm，t=1 mm的自密封結構為例，對自密封結構的密封特性進行有限元仿真分析。圖5顯示了密封圈結構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構根部的區域。斜面的最大接觸應力隨氣腔內壓的增大而增大，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域承擔。

圖5 不同氣腔內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示出了密封圈結構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)和臨近氣腔兩側壁的直線部分(左斜面和右斜面)的法向接觸力隨氣腔內的變化。4個斜面部分的法向接觸力都隨氣腔內壓的增大而增大，由于氣腔兩側壁的變形相同，因此與兩側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顯示了密封圈結構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系。密封圈結構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壓的增大而增大，且小于氣腔內壓。最小接觸應力隨氣腔內壓的增大先升高后降低。當氣腔內壓大于32.5 kPa時，最小接觸應力由正值降為負值，并出現在密封圈結構的底面和側面相交處。隨著氣腔內壓繼續增大，最小接觸應力值隨之降低，并且底面接觸應力為負值的區域隨之沿著底面和側面相交處擴大。文中把密封圈結構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，密封圈結構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。當密封圈結構底面的接觸應力為正值，表明密封圈結構底面被壓緊在密封槽底面上。當密封圈結構底面的接觸應力為負值，表明密封圈結構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示出了密封圈結構底面整體的法向接觸力隨氣腔壓力的變化關系。結合圖7可知，當氣腔壓力大于32.5 kPa，即密封圈結構底面出現負的接觸應力后，底面的法向接觸力隨著氣腔壓力的增大由增大變為減小，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 密封圈結構底面接觸應力隨氣腔內壓的變化Fig.8 Variation of normal contact force of bottom surface of the seal ring with gas chamber pressure

當氣腔在內壓作用下變形時，氣腔內側壁的變形會引起密封圈結構的側面隨之發生形變，并脫離與密封槽側面的接觸。圖9顯示了不同氣腔內壓下密封圈結構底面接觸應力分布，可見，密封圈結構的上側面和左右側面與密封槽的側面之間的間隙隨著氣腔壓力的增大而增大。結合圖7可知，密封圈結構的底面出現負接觸應力的區域與脫離接觸的側面區域相鄰。

圖9 不同氣腔內壓下密封圈結構底面接觸應力分布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果，可知當氣腔內壓小于密封衰退壓力pd時，密封圈結構的底面和斜面的接觸應力不小于0且接觸力隨氣腔內壓增大而增大，自密封結構在氣腔內壓的作用下實現密封，體現了自密封結構的自密封特性。當氣腔內壓大于密封衰退壓力pd后，隨著密封圈結構的側面與密封槽側壁之間最小間隙大于0且與之相鄰的底面出現負接觸應力，密封圈結構的底面密封失效，密封失效壓力不小于密封衰退壓力。此外，仿真結果還顯示了密封圈結構的應變遠小于氣腔結構的應變，因此密封圈結構不會先于氣腔結構發生破壞。

2.3.2 自密封結構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，自密封結構斜面傾角θs分別為15°、30°、45°、60°時，密封圈結構底面的最大接觸應力和底面整體的法向接觸力隨氣腔內壓的變化。在不同斜面傾角下底面的最大接觸應力波動小于7%。在相同氣腔內壓下，自密封結構斜面傾角越大，密封圈結構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示出了自密封結構的密封衰退壓力隨斜面傾角的變化。可看出，自密封結構的斜面傾角越大，則自密封結構的密封衰退壓力越大，因此，自密封結構的密封能力隨斜面傾角θs的增大而增強。

圖11 自密封結構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 氣腔內側壁厚度對密封性能的影響

圖12 顯示了當w=1.5 mm，θs= 45°，氣腔內側壁厚度t分別為1、2、3 mm時，密封圈結構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壓的變化。在相同氣腔內壓下，氣腔內側壁越厚，底面的最大接觸應力和法向接觸力則越大。

圖13示出了自密封結構的密封衰退壓力隨氣腔內側壁厚度的變化。可看出，氣腔內側壁越厚，自密封結構的密封衰退壓力則越低。因此，自密封結構的密封能力隨氣腔內側壁厚度的降低而增強。

圖13 自密封結構的密封衰退壓力隨氣腔內側壁厚度的變化Fig.13 Variation of seal decay pressure of the self-sealing structure with the thickness of gas chamber inner wall

2.3.4 密封圈結構頂面寬度對密封性能的影響

圖14 顯示了當θs= 45°，t=1 mm，密封圈結構頂面寬度w分別為1.5、2、2.5、3 mm時，密封圈結構底面的最大接觸應力和底面整體的法向接觸力隨氣腔內壓的變化。在相同氣腔內壓下，密封圈結構頂面寬度越大，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)隨氣腔內壓的變化關系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示出了自密封結構的密封衰退壓力隨頂面寬度的變化。可見，密封圈結構頂面寬度越大，自密封結構的密封衰退壓力則越低。因此，自密封結構的密封能力隨密封圈結構頂面寬度的增大而增強。相較于斜面傾角和氣腔內側壁厚度，改變密封圈頂面寬度w能夠更顯著提高自密封結構的密封能力。

3 軟體驅動器密封實驗

3.1 密封衰退壓力下的密封實驗

為了測試自密封結構的實際工作性能，制備了一組新型的基于質子交換膜的軟體驅動器。結合上述仿真結果以及實際反應塊的結構和尺寸，所制備的軟體驅動器的自密封結構參數θs=45°，t=1 mm，w=2 mm，其他結構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。軟體驅動器在工作過程中，電解水反應產生的氫氣的量是氧氣的兩倍，所以氫氣腔的內壓及應變高于氧氣腔，因此測試氫氣腔的自密封結構的密封表現即可代表自密封結構在軟體驅動器中的實際工作表現。實驗裝置如圖16所示，軟體驅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壓，氧氣腔封閉，由磁性絕對式角度編碼器構成的角度傳感器與端板接觸，通過檢測軟體驅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

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

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果。可見，氫氣腔內壓在達到37 kPa后，在隨后的900 s 內保持不變。采用多個樣本反復實驗均得到相同的結果。

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

圖18 軟體驅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

實驗結果表明，軟體驅動器工作在有負載和無負載條件時，自密封結構均能夠在密封衰退壓力下對氣腔實現穩定可靠的密封。自密封結構使軟體驅動器的質子交換膜與軟體結構獨立，相較于采用變形結構與質子交換膜直接粘接的密封結構的氣動軟體驅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]，采用自密封結構的軟體驅動器能夠將工作壓力提高到37 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

文中通過軟體驅動器自密封結構的密封失效測試實驗，證明了自密封結構還能夠通過密封失效實現對軟體驅動器的過壓保護。圖20示出了在無負載條件下持續施加2 V直流電壓驅動軟體驅動器時，氫氣腔內壓的變化，以及自密封結構未失效的A處以及失效后的B、C、D處驅動器的變形。在軟體驅動器被持續驅動下，在自密封結構發生失效前的A處(416 s時刻)，氫氣腔內壓升高到了51 kPa，軟體驅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。隨后氫氣腔內壓急劇下跌，表明氫氣腔自密封結構密封失效，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構從密封槽中脫出，氫氣腔內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構的受力狀態，使氧氣腔自密封結構密封失效，氧氣腔密封圈結構從密封槽中脫出，氫氣腔和氧氣腔連通，軟體驅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構之間的空間，氣腔內壓仍繼續降低，軟體驅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，氣腔內壓和軟體驅動器變形角度不再下降，如圖20(d)所示(C處，485 s時刻)。隨后，軟體驅動器變形角度在持續驅動下緩慢上升，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。

在自密封結構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，失效后氣腔內壓降低使應變層最大應變不超過200%。從結構安全的角度來看，當氣腔內壓接近軟體驅動器的極限壓力時，軟體驅動器通過自密封結構的失效使氣腔內壓降低，避免了因氣腔內壓過大而發生結構破壞。所以，自密封結構能夠對軟體驅動器起到過壓保護作用。

4 結論

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

(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構能夠實現氣腔可靠密封，使基于質子交換膜的軟體驅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對軟體驅動器結構實現過壓保護。

(3)提出的自密封結構可以應用于具有復雜結構的軟體機器人結構中，優化軟體機器人的結構，提高軟體機器人的性能。