可拋投移動機器人跌落分析及電池變形優化

鄭宏遠，袁靖，金坤鋒

可拋投移動機器人跌落分析及電池變形優化

鄭宏遠，袁靖，金坤鋒

（中電?？导瘓F有限公司創新賦能中臺，杭州 266555）

對可拋投移動機器人進行跌落仿真并優化電池保護結構。為了承受至少跌落6 m的強大沖擊力，選取EVA及碳纖維材料對拋投機器人進行抗摔設計?；贚s-Dyna對拋投機器人的3種工況進行跌落仿真，探究機器人各部件的受力情況以及損傷的原因。同時著重對機器人的電池及其箱體結構進行跌落仿真，分析電池失效的原因，并提出整改方案。表明了整體抗摔設計的有效性，沒有超出設計材料的屈服點。同時，得出了電池失效的根本原因是電池材質較軟以及保護結構包絡面積不夠，優化后的機器人的電池變形量減小了60%，電池失效得到了根本性改善。經過仿真和實際拋投驗證，所提優化方法可用于指導拋投和抗摔類機器人的抗摔設計。

拋投機器人；抗摔設計；跌落仿真；Ls-Dyna；電池防護

可拋投移動機器人在反恐和維穩行動中發揮著重要的作用[1]。美國、日本等國家均對拋投移動機器人展開了大量研究[2]，其安全跌落高度對應用價值的影響很大，所需求的跌落高度越來越高，然而，這么高的跌落工況對機器人內部結構及元器件的損傷是極其復雜的。因此，需要設計緩沖層減小對機器人內部的沖擊力，并需要對機器人進行仿真和試驗分析。同時，由于移動機器人常用鋰離子動力電池作為能量源，其材質偏軟且為了滿足長航時需求往往重量較大，導致其跌落瞬時需要承受的能量很大，是機器人內部各元器件抗摔能力中最薄弱的一環，嚴重制約了可拋投移動機器人的發展和應用前景。

近年來，國內外研究人員對可拋投機器人進行了大量的仿真和試驗研究。樊海廷等[3]對微型快換拋投式機器人進行了5 m高度的跌落仿真，找出了轉動軸發生變形的最薄弱的部位，并進行了優化。李佳龍等[4]基于Ls-Dyna對機器人進行仿真實驗，通過仿真實驗得到拋投機器人不同跌落高度、不同著地姿態下各個部件碰撞力的大小，對機器人整體以及危險部位進行了強度分析。姜濤等[5]討論了緩沖材料在高過載情況下的吸能特性，設計了拋投式機器人緩沖保護殼的結構，并研究了緩沖材料的性質。楊怡蓓等[6]基于虛擬樣機技術，采用多體動力學手段研究了機器人跌落碰撞過程中各個參數對沖擊力大小的影響。在其他跌落仿真中，王驍等[7]分析了某容器的6種典型工況跌落工況的計算結果，并對其進行了優化設計。王天佑等[8]對圓柱形的車用動力鋰電池進行運輸包裝設計及跌落仿真試驗分析。林麗等[9]對跌落測試中的破壞風險進行預測和改進。張宇婷等[10]對橢球型結構的無傘空投儲液罐進行了跌落分析。

同時，對電池包的安全性方面研究逐漸成為熱點。國內外的研究主要集中在使用復合材料、輕質合金等輕量化材料對電池包進行輕量化設計或采用尺寸優化、拓撲優化以及形貌優化等優化方法對電池包箱體進行結構設計。Hartmann等[11]采用形貌優化，提升了箱體固有頻率，在此基礎上減輕了電池箱體的重量。Wang等[12]綜合考慮靜剛度和動頻率，對電池包的固定結構進行了拓撲優化。謝暉等[13]對鋁合金一體式電池箱上蓋進行了形貌優化，輕量化的同時提高了電池箱體的剛強度。蘭鳳崇等[14]建立了電池包箱體多材料選材與優化設計流程，實現了電池包綜合性能提升。

本文首先介紹拋投機器人的抗摔結構；其次，基于Ls-Dyna對機器人的3種跌落工況進行仿真分析，分析在6 m高度跌落時機器人內部的狀態情況；同時，針對試驗過程中發現的電池包變形的情況，單獨提取電池包及其電池支架分析，找出容易受損的主要部位和變形方向，結合實際可使用的空間和重量進行優化設計；最后對改進后的拋投機器人進行試驗驗證，驗證拋投機器人6 m抗摔能力以及改進后電池包裹結構的有效性。

1 可拋投移動機器人跌落原理分析

1.1 拋投機器人抗摔設計與受力分析

可拋投移動機器人結構如圖1所示。如圖1a所示，機器人為2個半球組成的橢球體外觀。如圖1b所示，機器人抗摔層由EVA抗摔層、碳纖維抗摔層以及橡膠輪胎組成。如圖1c所示，機器人內部主要受力部件為碳纖維抗摔層、卡扣、圓環支架、基座架、受力銷軸、電池支架等。受力部件在不同跌落工況下的受力狀況不同。當機器人水平跌落時，機器人著地端的卡扣互相擠壓，而另一端卡扣互相拉扯，此時卡扣受力比較極端；圓環支架吸收了碳纖維抗摔層變形時沖擊到其上的力，該工況下著地端的圓環支架受力較大；電池支架受到電機的慣性力沖擊，受到一個向下的壓力，使得電池支架變形，同時在基座架與電池支架的連接處也會受到電池支架的拉力；水平工況下導向桿發生位移的趨勢小，故受力銷軸受力小。當機器人豎直跌落時，機器人碳纖維抗摔層吸收大部分沖擊力，卡扣之間相互碰撞，但碰撞力分布在整個卡扣上，圓環支架受到力也分散于支架上，電池支架側邊受到電池的壓力，受力同樣不好；該工況下導向桿有發生竄動的趨勢，受力銷軸此時為克服導向桿的位移，受到剪切力。從結構上來看，不同的跌落工況下，受力部件之間的受力方式是不同的。

圖1 可拋投移動機器人結構

1.2 拋投機器人跌落理論分析

由于機器人結構復雜，單純理論計算難以得出準確的數值解，并且實際物理樣機驗證的經濟和時間成本往往很高，所以采用離散模型進行計算機仿真是高效、低成本獲取可靠結果的有效途徑。機器人在跌落過程中較符合柔性多體系統動力學碰撞過程，具有高度非線性及非定長和變邊界的特點。Ls-Dyna采用中心差分法對動力學響應問題進行顯式求解，相較于隱式求解方法，顯式積分更適合求解大變形、碰撞、接觸等瞬間動態變化的動力學問題[3-4,15]。根據達朗貝爾動力學原理，利用有限元法求解結構動力學的普遍方程見式（1）。

由于可拋投機器人內部結構復雜，機器人基座架并未完全固定在左右抗摔結構上，存在一定的左右滑移量，并且具有多個導向桿和滑套，導致在跌落過程中內部零部件還存在較大的三維空間方向的位移。同時內部受力部件較多，工況多變，受力復雜，動力學建模求解理論值難度大，且準確性不高，因此，本次計算采用ANSYS/Ls-Dyna軟件進行。

2 仿真分析

2.1 前處理

機器人整體有限元網格模型如圖2所示，采用了殼單元、beam單元和實體單元，共生成1 102 547個實體單元、8 515個殼單元和96個beam單元。網格劃分結果如圖2所示。機器人跌落高度為6 m，機器人整體初始速度為10 844 mm/s，選取機器人3種典型跌落工況，典型工況1為水平跌落（0°），典型工況2為側向跌落（45°），典型工況3為豎直跌落（90°）。

圖2 機器人整體網格劃分

2.2 結果分析

仿真結果如圖3—7所示。機器人基座架應力云圖如圖3所示，工況1中最大應力為448.9 MPa、工況2中最大應力為414.2 MPa、工況3中最大應力為446.8 MPa。可知3種工況下基座架最大應力接近，且均未達到材料的屈服點。機器人圓環支架應力云圖如圖4所示，工況1中最大應力為940.6 MPa、工況2中最大應力為802.2 MPa、工況3中最大應力為305.8 MPa?？芍趶墓r1向工況3轉變的過程中，圓環支架的受力減小。這是由于在0°跌落時，沖擊力會直接傳遞到圓環支架上，且在工況1下，圓環支架達到了材料的屈服點，發生了塑性變形，但未斷裂。機器人受力銷軸應力云圖如圖5所示，工況1中最大應力為189 MPa、工況2中最大應力為1 081 MPa、工況3中最大應力為1 243 MPa。可知工況1向工況3轉變的過程中，受力銷軸的應力增加，工況2和工況3均已達到材料的屈服點，但未斷裂。機器人卡扣應力云圖如圖6所示，工況1中最大應力為926.6 MPa、工況2中最大應力為476.3 MPa、工況3中最大應力為242.1 MPa?？芍r1向工況3轉變的過程中，卡扣受力減小。這是由于在90°跌落時，卡扣受力均勻分布，而在0°跌落時，卡扣一側會受到極大的力，所以會產生較大的應力，但都未達到材料的屈服點。機器人電池支架應力云圖如圖7所示，工況1中最大應力為466.8 MPa、工況2中最大應力為427 MPa、工況3中最大應力為452.7 MPa。3種工況下應力接近，且都接近材料的屈服點。機器人重要部件的最大應力值如表1所示。綜上，3種工況下主要受力的部件不同：水平跌落時，EVA緩沖過后首先受力的是卡扣，且受力比較集中，一側壓力，一側拉力，然后圓環受到沖擊力，接觸面的受力較大；轉為豎直跌落時，導向桿有位移趨勢，因此受力銷軸受到較大剪切力。分析結果顯示，機器人整體沒有發生零部件的斷裂，零部件都在材料的屈服點內，因此滿足跌落6 m的設計工況。

圖3 機器人基座架應力云圖

圖4 機器人圓環支架應力云圖

圖5 機器人受力銷軸應力云圖

3 電池包變形優化

3.1 電池包損傷分析

事實上，依據試驗要求對機器人物理樣機的多個典型角度進行了10次6 m跌落試驗，通過實測發現原設計方案中電池的多個部位發生了不可逆損壞。主要損壞形式是電池受到電池支架的擠壓，出現了局部壓潰現象，并且電池支架也出現了細微裂紋。可拋投移動機器人中采用了一塊2 600 mA·h軟包鋰離子動力電池，質量為102 g，布置在機器人的中下部，通過電池支架固定在機器人主承力部件中心支架上，如圖8所示。拆解試驗后的電池包如圖9所示。

圖6 機器人卡扣應力云圖

電池變形及其與中間支架之間銜接件失效的直接后果是電池短路和起火，因此，無論機器人本體設計的多么精妙，電池防護不達標，就會導致電池失效甚至事故。由于電池本身不能替換，所以必須找出機器人在典型方向跌落期間的失效趨勢，并計算出易損壞件的最大受力，然后在有限重量下進行對應性改進設計。

圖7 機器人電池支架應力云圖

表1 機器人重要部件的最大應力值

Tab.1 Maximum stress of important components of robot MPa

圖8 機器人鋰電池布置位置

圖9 實測電池損傷情況

3.2 電池包仿真分析

為了接近實際電池狀態，在電池外面包裹緩沖泡棉，選取典型工況1和典型工況3的電池變形云圖，如圖10所示。由圖10a可知，電池下方與電池支架接觸位置發生較大變形，最大變形量為3.68 mm。由圖10b可知，電池在與電池支架接觸的位置發生較大變形，最大變形量為3.83 mm。以上2處電池的最大變形量包含了電池的位移。對比2種工況下和圖9受損電池的變形云圖可知，仿真結果與實際結果近似。機器人在跌落過程中，電池由于自身重量大，在機器人落地后仍具有較大速度。電池沖擊到電池支架上，一方面使得電池支架與中心支架連接處應力增大；另一方面電池沖擊在電池支架上，使得電池在沖擊處變形，電池受到了不可逆的破壞。

3.3 改進方案

對機器人物理樣機多次試驗以及電池艙結構進行有限元仿真分析。根據分析結果，得出導致電池支架連接處應力大以及電池變形的主要原因有：電池支架上方存在懸臂梁結構，在電池沖擊電池支架時，懸臂梁末端受力，懸臂梁根部應力增大；電池支架設計為2根寬度較窄的梁結構，在電池沖擊時，相當于電池支架在對電池進行擠壓，使得電池在擠壓處變形。

圖10 機器人電池變形云圖

針對以上2個原因，本著在有限設計質量下必須大幅度增強銜接零件強度，并明顯降低電池各向所受壓強的思想做出以下改進：

1）拋棄電池支架的懸臂梁結構，將中心支架與電池接觸的地方向兩側延伸。

2）將電池支架做成一體化，增加其與電池各個面的接觸面積，避免電池沖擊時受到梁的擠壓。改進后的機器人電池艙結構如圖11所示。

圖11 改進后的機器人電池艙結構

3.4 仿真驗證

對改進后的機器人電池艙的2種典型工況進行仿真，分析結果如圖12—13所示。由圖12a可知，在典型工況1下電池艙應力最大位置發生在電池支架與中心支架連接外側處，最大應力達到295.18 MPa，比改進前的應力減小了171.62 MPa。由圖12b可知，電池下方與電池支架接觸位置的最大變形量為1.28 mm，比改進前的變形量減小了2.4 mm。由圖13a可知，在典型工況2下電池艙應力最大位置發生在受力一側中間支架處，最大應力達到330.48 MPa，比改進前的應力減小了50.67 MPa。由圖13b可知，電池側方與電池支架接觸位置的最大變形量為1.45 mm，比改進前的變形量減小了2.38 mm。以上2處電池的最大變形量包含了電池的位移，比改進前電池的變形量大幅減小。改進后的機器人在2種典型工況下的對比如表2所示。

圖12 改進后的機器人典型工況1分析結果

4 試驗驗證

為了驗證可拋投機器人6 m跌落的實際情況，以及改進電池保護結構的電池情況，對機器人進行了跌落試驗。測試現場圖如圖14所示，可拋投機器人的設計要求是滿足至少10次從6 m高度跌落的工作任務，對典型工況1、工況2、工況3都進行了至少4次的跌落試驗。試驗完成后機器人仍能正常工作，將測試完成的機器人進行拆解，內部零件均未發生損壞，測試后的電池損傷情況如圖15所示。對比改進前的電池損傷情況，發現在之前被電池支架擠壓變形部分已看不到明顯的變形。驗證了可拋投機器人的性能以及改進后的電池保護結構的有效性。

圖13 改進后的機器人典型工況3分析結果

表2 改進后的機器人2種典型工況對比

Tab.2 Comparison of two typical working conditions for the improved robot

圖14 試驗現場

圖15 跌落試驗后電池損傷情況

5 結語

首先介紹了可拋投移動機器人的抗摔結構，并基于Ls-dyna對機器人3種典型工況進行了跌落仿真。結果表明3種工況下主要受力的部件不同，整體沒有發生零部件的斷裂，大部分都在材料的屈服點內，因此滿足跌落6 m的設計工況。然后根據實際跌落試驗暴露出來的電池損傷問題對電池部分進行了仿真，并提出了改進方案。最后對改進后的機器人進行了跌落試驗，驗證了可拋投移動機器人6 m抗摔能力，以及改進后的電池保護結構對電池的保護作用。證明在拋投機器人跌落場景下，采用離散多體動力學碰撞方程和有限元分析方法可以在設計階段有效驗證和提升其內部器件的抗摔能力。

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Drop Analysis and Deformation Optimization of Battery for Throwable Mobile Robot

ZHENG Hong-yuan, YUAN Jing, JIN Kun-feng

(Innovation Empowerment Center, Zhongdian Haikang Group Co., Ltd., Hangzhou 266555, China)

The work aims to simulate the drop of a throwable mobile robot and optimize the battery protection structure. In order to withstand a strong impact force of at least 6 meters, EVA and carbon fiber materials were selected for anti drop design of the throwable robot. Based on Ls-Dyna, a drop simulation was conducted on three working conditions of the throwable robot, exploring the force conditions of each component of the robot and the reasons for damage. At the same time, a drop simulation was conducted on the robot battery and its box structure to analyze the reasons for battery failure and propose improvement plans. This indicated the effectiveness of the overall anti drop design and did not exceed the yield point of the designed material. At the same time, it was found that the root cause of battery failure was the soft material of the battery and the insufficient envelope area of the protection structure. The optimized robot battery deformation was reduced by 60%, and the battery failure was fundamentally improved. After simulation and actual throwing verification, the proposed optimization method can be used to guide the anti-drop design of throwable and anti-drop robots.

throwable robot; anti-drop design; drop simulation; Ls-Dyna; battery protection

TP391.9

A

1001-3563(2023)17-0304-09

10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.17.038

2023-03-30

責任編輯：曾鈺嬋