Design and traction performance analysis of a mine deformable crawler pipeline robot
-
摘要:
矿用履带式管道机器人依靠履带与管壁之间较大的接触面积,具备良好的越障能力和运行稳定性,适用于复杂和多变的管道环境。目前矿用履带式管道机器人存在结构复杂、不能主动控制变径尺寸、机器人牵引越障性能差等问题。提出一种矿用变形履带式管道机器人,可自适应DN180—DN220管道环境。该机器人包括1个中心变径模块和3个履带足模块。每个履带足模块配备独立驱动电动机,驱动电动机的输出轴通过锥齿轮传递转矩,带动履带足同步轮旋转,从而给机身提供前进动力。履带足模块可变形抬升,从而通过台阶式障碍物。中心变径模块可通过电动机和回压弹簧调节连杆伸缩,保证履带足与管壁间的正压力,使机器人与管道中心线对齐,达到柔性变径效果。建立了管道机器人在水平、倾斜、有障碍物管道中及拖缆情况下的牵引动力学模型,通过分析得出:管道机器人成功越障的关键是履带足模块的驱动电动机需同时满足履带足抬升转矩、前轮旋转转矩及克服摩擦和拖缆阻力3个动力学约束。 仿真结果表明:① 模拟工业管道环境,得出该管道机器人机身最佳弹簧弹性系数为4 N/mm。② 模拟越障情景,得出该管道机器人能够通过最大台阶式障碍物高度为15 mm,此时电动机转矩达到峰值,约为340 N·mm。实验结果表明:该管道机器人的牵引力平均值为58 N,能成功越过15 mm障碍物,越障过程中驱动电动机电流稳定,符合仿真模拟结果和机器人设计要求,验证了该管道机器人结构设计合理,并具有优越的牵引性能。
Abstract:The mine crawler pipeline robot, with its large contact area between the crawlers and the pipe wall, has strong obstacle-crossing ability and stability, making it suitable for complex and variable pipeline environments. Currently, mine crawler pipeline robots face issues such as complex structure, inability to actively control diameter variations, and poor traction and obstacle-crossing performance. A mine deformable crawler pipeline robot was proposed, which could adapt to pipeline environments with diameters ranging from DN180 to DN220. The robot included one central diameter-changing module and three crawler foot modules. Each crawler foot module was equipped with an independent drive motor, whose output shaft transmitted torque via bevel gears to drive the crawler foot synchronous wheels, thus providing forward propulsion for the robot body. The crawler foot modules were deformable and could be raised, allowing the robot to cross step-like obstacles. The central diameter-changing module could adjust the linkage extension and retraction through the motor and backpressure spring, ensuring the positive pressure between the crawler foot and the pipe wall, thus aligning the robot with the pipeline centerline and achieved flexible diameter variation. Traction dynamics models for the pipeline robot under horizontal, inclined, obstructed pipeline, and cable-dragging conditions was established. The analysis of the models revealed that the key to successful obstacle crossing was that the drive motors of the crawler foot modules must simultaneously meet three dynamic constraints: the lifting torque of the crawler foot, the rotational torque of the front wheel, and the forces required to overcome friction and cable-dragging resistance. Simulation results showed that: ① in an industrial pipeline environment simulation, the optimal spring coefficient for the robot body was found to be 4 N/mm. ② In an obstacle-crossing scenario simulation, the robot was able to cross an obstacle with a maximum step height of 15 mm, with the motor torque reaching its peak at approximately 340 N·mm. Experimental results showed that the robot's average traction force was 58 N, and it successfully crossed obstacles up to 15 mm high. During the obstacle-crossing process, the motor current remained stable, aligning with both the simulation results and the design requirements, thus verifying the rationality of the robot's structural design and confirming its excellent traction performance.
-
0. 引言
矿区管道通常位于地质条件复杂的地下环境,其布局往往伴随矿区开采活动的需求,通常存在多处急弯、交叉节点、多支路分流及变径管段[1-2]。此外,由于矿区开采作业会产生大量粉尘和泥沙,这些物质容易进入管道内沉积[3],导致堵塞[4]。因此,定时对管道环境进行监测是必要的。
管道机器人根据驱动方式可分为螺旋驱动式、轮式、履带式等类型[5]。螺旋驱动式管道机器人适用于较小管径的管道,以螺旋方式前进,但其驱动效率低,适应管径范围有限[6-7]。轮式管道机器人结构简单,适用于平直管道环境,具有较高的速度和效率,但在曲率变化和障碍物较多的复杂管道中通过性能较差[8]。履带式管道机器人依靠履带与管壁之间较大的接触面积,具备良好的越障能力和运行稳定性,适用于复杂和多变的管道环境[9]。吴秀利等[10]提出一种采用履带与全向轮的组合作为驱动模块的管道机器人,具有良好的变径适用能力和稳定性,但机器人对中性和越障性能较差。钱佳旺等[11]提出一种导臂式履带机器人,整体功能完善,在通风管道中运行具有较高越障性能,但机器人作业时无法保证机身足够稳定。喻九阳等[12]提出一种能够变径的履带式油气管道巡检机器人,有2组履带驱动轮和1组支撑轮作为驱动结构,具有较好的爬坡性能,但机器人作业时对中性和稳定性较差。李健等[13]设计了自适应履带式管道巡检修复机器人,具有较好的管道适应性,但越障能力欠缺。当前对矿用履带式管道机器人驱动机构和变径机构研究较多,但大部分研究成果存在结构复杂、不能主动控制变径尺寸、机器人牵引越障性能差等问题[14-17]。
针对上述问题,本文结合履带式管道机器人的优势,改进履带足结构,开发了一种能够在工业管道环境内越障且具有优越牵引性能的矿用新型变形履带式管道机器人。
1. 管道机器人设计
变形履带式管道机器人结构如图1所示。机器人以中心变径模块为核心,连接3个履带足模块,每个履带足模块配备独立驱动电动机,输出轴通过锥齿轮传递转矩,带动履带足同步轮旋转,给机身提供前进动力[18]。机器人履带足模块可变形抬升,从而通过台阶式障碍,到达目的地开展作业。机器人的中间部分由2组丝杠副结构和3组伸缩杆组成,可自适应DN180—DN220管道环境,中心变径模块可通过电动机和回压弹簧调节连杆伸缩,保证机器人履带足与管壁间的正压力,使机器人与管道中心线对齐,达到柔性变径效果。
本研究的矿用变形履带式管道机器人主要技术参数见表1。
表 1 矿用变形履带式管道机器人主要技术参数Table 1. Main technical parameters of mining deformable crawler pipeline robot技术参数 值 技术参数 值 机器人长度/mm ≤300 牵引力/N ≥30 机器人质量/kg ≤8.5 越障高度/mm ≥15 适应管径/mm 180~220 动力来源 拖缆式 最大速度/(m·min−1) ≥3 1.1 变形式履带足
本文设计的变形式履带足模块如图2所示。有驱动电动机一侧为主动轮模块,由2个5M同步轮、2个直齿轮、轴承及联轴器组成,驱动电动机输出轴经锥齿轮传动组传递转矩至直齿轮组,直齿轮再带动同步轮和履带转动,从而推动履带式管道机器人前进。无驱动电动机侧为从动轮模块,由2个5M同步轮、制动器及扭簧组成。履带足模块外侧配置同步带,其2个3M同步轮分别与两侧支腿模块组固定连接,惰轮负责张紧同步带,可确保主动轮模块和从动轮模块同步旋转抬升,通过定位销保证其抬升幅度。
机器人有驱动和越障2种工作模式:驱动模式下,制动器断电锁死从动轮模块组,电动机驱动主动轮带动履带转动,为机器人提供前进动力;越障模式下,制动器通电松开从动轮模块,扭簧为从动轮模块旋转抬升提供转矩,外侧同步带带动主动轮模块旋转抬升,使机器人通过障碍。机器人履带足变形原理如图3所示,主从动轮模块与履带足中心连杆共同构成平行四边形结构,这一设计使得主动支腿与从动支腿能够协调一致地运动,确保机器人在跨越障碍时具备良好的性能表现。
1.2 中心变径模块
中心变径模块的中心部分由双头电动机、左右丝杠副、滑块和压电传感器组成,如图4所示。其中长杆C处所受作用力的水平分力为FCx、竖直分力为FCy,短杆A处所受作用力的水平分力为FAx、竖直分力为FAy,长杆B处所受作用力的水平分力为FBx、竖直分力为FBy,履带足的直径可近似为d。压电传感器根据履带足与管壁接触压力信号来控制驱动双头电动机,双头电动机通过丝杠副调节滑块左右移动,滑块再带动连杆伸缩达到变径效果,同时中心变径模块可根据管径被动调节,调节部分由滑块和回压弹簧构成,在面对轻微直径变化或主动变径系统反应滞后时,可调整压力,确保机器人与管道内壁紧密接触。
变形履带式管道机器人能适应不同管径的能力取决于中心变径模块的变径程度和变形履带足模块的变形抬升程度。如图5所示,当中心变径模块丝杠副调节伸缩杆变径至最小且履带足模块未变形时,履带轮可接触履带足,从而有效防止履带卡滞,保证机器人在最小半径88 mm的管道内平稳运行。相反,若中心变径模块完全扩展且履带足完全变形,机器人的整体半径进一步增加,可适应最大半径118 mm的管道。当遇到管径变化的管道时,机身依靠中心变径模块的左右丝杠副与弹簧,根据管道直径的变化进行相应调整,始终保持与管壁紧密接触,保证机器人在管径波动条件下稳定运行。依托中心变径机构的优化设计,该履带式管道机器人可灵活适应不同管道尺寸,无论是直管环境还是含有障碍的复杂管道,均可维持高效稳定的运动能力。
1.3 控制系统
履带式管道机器人的控制系统结构如图6所示。机器人在工业管道环境中正常运行需要机身与管壁保持合适的正压力,采用PID控制算法实时调节中心变径模块,使正压力一直维持在设定值附近;3个履带足模块配备驱动电动机,通过PID控制算法来协调3个履带足模块的运行速度,实现差速运动过弯。控制系统分为上位机层、主控层和执行层。机器人通过拖缆方式实现供电和通信,操作端MC遥控器通过RF信号传递操作指令到STM32主控板,并通过输出串口驱动电动机,从而控制3个履带足模块的驱动电动机和中心变径模块双头电动机的启停、方向和速度。
2. 管道机器人性能分析
2.1 直管牵引力分析
建立变形履带式管道机器人的牵引力分析模型(图7),分析履带足模块与管壁之间的力接触,来确保机器人在复杂管道中运行时可调动足够的牵引力[19]。图7中,以管道端面中心为原点O建立坐标系OXYZ,OX轴沿管道轴线方向,OY 轴为水平方向,OZ 轴为竖直方向,$\alpha $为管道机器人一端履带足与重力G方向的姿态角,N1,N2,N3分别为管道机器人3个履带足所受管壁施加的法向力,f1,f2,f3分别为履带足端所受管壁施加的切向摩擦力,R为机器人几何中心到履带足接触端的距离,D为管道直径。
管道机器人在直管环境中的中心轴线与管道中心轴线不一致时(图7(a)),管道机器人的姿态角变化不影响顶端履带足对管壁的压力,且压力始终为0。但管道机器人的姿态角会影响其他2个履带足模块与管壁的正压力,从而影响其与管壁的摩擦力。管道机器人在直管环境中的中心轴线与管道中心轴线一致时(图7(b)),管道机器人3个履带足与管壁紧密接触,机身姿态角变化会影响3个履带足与管壁的正压力。
建立力平衡方程
$$\left\{ \begin{array}{l} {N_1}\cos \left( {\alpha + {{60}^\circ }} \right) + {N_2}\cos \left( {{{60}^\circ } - \alpha } \right) = G\\ {N_1}\sin \left( {\alpha + {{60}^\circ }} \right) - {N_2}\sin \left( {{{60}^\circ } - \alpha } \right) = 0\\ {N_3} = 0\\ - {60^\circ } \leqslant \alpha < {60^\circ } \end{array} \right. $$ (1) $$\left\{ \begin{array}{l} N_2\cos \left(\alpha-60^{\circ}\right)-N_3\cos \,\alpha=G\\ N_2\sin \left(\alpha-60^{\circ}\right)-N_3\sin\, \alpha=0\\ N_1=0\\ 60^{\circ}\leqslant \alpha < 180^{\circ} \end{array} \right. $$ (2) $$\left\{ \begin{array}{l} -N_3\cos\,\alpha+N_1\cos\left(60^{\circ}+\alpha\right)=G\\ -N_3\sin\,\alpha+N_1\sin\left(60^{\circ}+\alpha\right)=0\\ N_2=0\\ 180^{\circ}\leqslant \alpha\leqslant 300^{\circ} \end{array} \right. $$ (3) 设管道环境倾斜角度,即管道环境与水平面夹角为$ \gamma $,联立式(1)、式(3),可得管道机器人履带足受到管道内壁的法向力N为
$$ N = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {2G\cos\, \alpha \cos\, \gamma \quad - {{60}^\circ } \leqslant \alpha < {{60}^\circ }} \\ {2G\cos \left( {\alpha - {{120}^\circ }} \right)\cos \,\gamma \quad {{60}^\circ } \leqslant \alpha < {{180}^\circ }} \\ {2G\cos \left( {\alpha - {{240}^\circ }} \right)\cos \,\gamma \quad {{180}^\circ } \leqslant \alpha \leqslant {{300}^\circ }} \end{array}} \right. $$ (4) 设中心变径模块施加到履带足的法向力为Ns,履带足模块与管道内壁的摩擦因数为$ {\mu _{\text{s}}} $,则管道机器人机身产生的牵引力为
$$ {H_{\mathrm{w}}} = \left( {\Sigma N + \Sigma {{N_{\text{s}}}} } \right){\mu _{\text{s}}} $$ (5) 管道机器人在管道环境内运行时,机身与管壁的摩擦力随位姿角的变化而改变,从而影响牵引力,设管道机器人履带足和管道内壁的法向力与机身重力比值为驱动因子$ {I_{\mathrm{g}}} $,即
$$ {I_{\mathrm{g}}} = \frac{N}{G} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {2\cos \alpha \,\cos \,\gamma \quad - {{60}^\circ } \leqslant \alpha < {{60}^\circ }} \\ {2\cos \left( {\alpha - {{120}^\circ }} \right)\cos \gamma \quad {{60}^\circ } \leqslant \alpha < {{180}^\circ }} \\ {2\cos \left( {\alpha - {{240}^\circ }} \right)\cos \gamma \quad {{180}^\circ } \leqslant \alpha \leqslant {{300}^\circ }} \end{array}} \right. $$ (6) 故得出管道机器人机身姿态角对驱动因子有影响。为使驱动因子尽可能增大,可调整姿态角与机身履带足与管壁的正压力,从而提升管道机器人机身牵引性能。建立以驱动因子$ {I_{\mathrm{g}}} $、坡度角$ \gamma $和机身姿态角$ \alpha $为变量的三维表面图,如图8所示。在管道坡度为0°时,驱动因子与机身姿态角呈现以周期为120°、振幅为2的绝对值余弦函数关系,表现出明显的周期性波动特征。随着管道坡度角增大,该函数的振幅逐渐减小,且该衰减趋势与坡度角近似服从标准余弦函数关系,反映出坡度对驱动性能的显著影响。管道机器人机身姿态角处于0,120,240°时,其驱动因子达到最大值,为机身驱动系统优化和姿态调控策略的制定提供理论依据。
2.2 拖缆阻力分析
变形履带式管道机器人采用有线驱动方式,通过电缆进行能源供应与上位机的通信,但随着机器人作业行程增加,拖缆产生的阻力随之增大。电缆与管壁的摩擦及拖缆的质量会逐步积累。这些线缆在机器人移动过程中会产生一定的阻力。为了便于分析线缆阻力的影响,本文做出以下理想化假设:① 在拖缆过程中,线缆不发生任何形变。② 在拖缆过程中,管壁呈理想曲面状态,无任何突起或障碍物。
机器人在直管中拖缆时的阻力分析如图9所示,可得
$$ \left\{ \begin{gathered} {Q_2} - ({Q_1} + \rho {{g}}\sin \gamma + \mu {N_{\mathrm{L}}}) = \rho ga \\ {N_{\mathrm{L}}} = \rho g\cos \gamma \\ \end{gathered} \right. $$ (7) 式中:Q2为后端线缆对单位线缆施加的拉力;Q1为前端线缆对单位线缆施加的拉力;$ \rho $为线缆的线密度;g为重力加速度;$ \mu $为动摩擦因数;NL为线缆与管壁之间的法向力;$ a $为机器人加速度。
$$ {Q_2} = {Q_1} + (\rho g\sin \gamma + \mu \rho g\cos \gamma + \rho ga)S $$ (8) 式中S为线缆长度。
管道机器人匀速行驶时,a=0,则有
$$ {Q_2} = {Q_1} + (\rho g\sin \gamma + \mu \rho g\cos \gamma )S $$ (9) 通过式(8)与式(9)可知,当机器人在直管中行进时,线缆的总阻力与线缆长度和管道坡度角密切相关。随着线缆长度和管道坡度角增大,阻力随之增大。当机器人在管道内匀速运动时,所受的线缆阻力显著低于加速阶段。
2.3 越障性能分析
变形履带式管道机器人凭借其大面积接触和可变形履带足,可轻松跨越环形焊缝及沉积杂质等台阶形障碍,其越障能力显著优于轮式机器人。爬越台阶形障碍是评估机器人越障性能的核心指标,为简化分析,将障碍物抽象为台阶形障碍,如图10所示。变形履带式管道机器人通过同步驱动其3个履带足模块前后支腿抬升变形,以“伸缩−夹紧”方式在管内推进:① 各履带足与管壁紧密接触(图10(a))。② 遇到障碍时,一侧曲柄逆时针旋转,带动连杆同步拉伸,改变平行四边形连杆结构(图10(b))。③ 曲柄顺时针转动,使连杆与曲柄呈一直线,履带足直径增大并攀附于台阶上,完成对障碍的跨越(图10(c))。
在管道机器人越障过程中,当机器人接触到障碍物时,其履带足模块会主动抬升支腿,以克服障碍物带来的阻力和摩擦力,从而继续前进[20]。为深入分析这一过程的动力学特性,构建了履带足越障力学模型,如图11所示。该模型考虑了履带足驱动电动机在抬升支腿和驱动前轮旋转前进时所提供的转矩。通过计算机器人在越障过程中所需的最小驱动转矩,并将其与电动机实际输出转矩进行比对,能够有效评估管道机器人的牵引性能。
1) 主动轮模块抬升所需转矩。履带足总质量为M,Ma,Mc,Mp分别为主动轮模块、中心连杆、从动轮模块质量;Ut1,Ut2分别为主动轮模块前后轮受到的切向力;Nt1,Nt2分别为主动轮模块前后轮受到的法向力;Ut3,Ut4分别为从动轮模块前后轮受到的切向力;Nt3,Nt4分别为从动轮模块前后轮受到的法向力;fc为主动轮模块前轮与障碍物之间的摩擦力;Nc为履带受到的接触法向力;Fax,Fpx分别为主动轮模块、从动轮模块与中心连杆沿x轴(水平方向)的相互作用力;Fay,Fpy分别为主动轮模块、从动轮模块与中心连杆沿y轴(垂直方向)的相互作用力;r为同步轮半径;L1为中心连杆的长度,L2为支腿2个同步轮中心距离;T2,Tp分别为主动轮模块和从动轮模块抬升所需转矩。中心连杆x方向的力学平衡为
$$ {F_{{\mathrm{a}}x}} + {F_{{\mathrm{p}}x}} - {M_{\mathrm{c}}}g\cos \alpha = 0 $$ (10) 中心连杆y方向的力学平衡为
$$ {F_{{\mathrm{a}}y}} + {F_{{\mathrm{p}}y}} - {M_{\mathrm{c}}}g\cos \alpha - {N_{\mathrm{s}}} = 0 $$ (11) 抬升越障过程中,主动轮模块和从动轮模块的每个前轮都上升,易得${{{U}}_{{{{\mathrm{t}}1}}}}{{ = }}{{{U}}_{{{{\mathrm{t}}3}}}}{{ = }}{{{N}}_{{{{\mathrm{t}}1}}}}{{ = }}{{{N}}_{{{{\mathrm{t}}4}}}}{{ = 0}}$,因此,可推导出主动轮模块的力和力矩平衡:
$$ {U_{{\mathrm{t}}2}} - {F_{{\mathrm{a}}x}} - {N_{\mathrm{c}}} - {M_{\mathrm{a}}}g\cos \alpha = 0 $$ (12) $$ {N_{{\mathrm{t}}2}} - {F_{{\mathrm{a}}y}} - {f_{\mathrm{c}}} - {M_{\mathrm{a}}}g\cos \alpha = 0 $$ (13) $$ {U_{{\rm{t}}2}}r - \frac{1}{2}{N_{{\rm{t}}2}}{L_2} + {f_{\rm{c}}}\left( {\frac{1}{2}{L_2} + r} \right) + {T_2} - {T_{\rm{p}}} = 0 $$ (14) 从动轮模块的力和力矩平衡为
$$ {U_{{\rm{t}}4}} - {F_{{\rm{p}}x}} - {M_{\rm{p}}}g\cos \alpha = 0 $$ (15) $$ {N_{{\rm{t}}4}} - {F_{{\rm{p}}y}} - {M_{\rm{p}}}g\cos \alpha = 0 $$ (16) $$ {U_{{\rm{t}}4}}r - \frac{1}{2}{N_{{\rm{t}}4}}{L_2} + {T_{\rm{p}}} = 0 $$ (17) 由式(10)、式(12)、式(15)可得切向力之和:
$$ {U_{{\rm{t}}2}} + {U_{{\rm{t}}4}} - {N_{\rm{c}}} = Mg\cos \alpha $$ (18) 由式(11)、式(13)、式(16)可得法向力之和:
$$ {N_{{\rm{t}}2}} + {N_{{\rm{t}}4}} - {f_{\rm{c}}} = Mg\cos \alpha + {N_{\rm{s}}} $$ (19) 履带足变形过程中,机身与障碍物保持接触,同时履带足主动轮模块在抬升旋转过程中受到接触摩擦力的作用,因此切向力之和为
$$ {U_{{\rm{t}}2}} + {U_{{\rm{t}}4}} + {f_{\rm{c}}} = {\mu _{\mathbf{s}}}\left( {{N_{{\rm{t}}2}} + {N_{{\rm{t}}4}} + {N_{\rm{c}}}} \right) $$ (20) 阻碍履带前进的接触法向力为
$$ {N_{\rm{c}}} = \frac{{{\mu _{\rm{s}}}\left( {Mg\cos \alpha + {N_{\rm{s}}}} \right) - Mg\cos \alpha }}{{1 - \mu _{\rm{s}}^2}} $$ (21) 由式(14)、式(17)—式(20)可计算出主动轮模块抬升所需转矩:
$$ {T_2} = (\frac{1}{2}{L_2} - r)Mg\cos \alpha + \frac{1}{2}{L_2}{N_{\rm{s}}} - {N_{\rm{c}}}r(1 + {\mu _{\rm{s}}}) $$ (22) 由式(22)可知,抬升履带足需要克服2个主要力源:① $ \dfrac{1}{2}{L_2}{N_{\rm{s}}} $,中心变径机构产生的弹性回复力;② $ (\dfrac{1}{2}{L_2} - r)Mg\cos \alpha $,系统自身的重力,$Mg\cos \alpha $反映了姿态角$\alpha $的力学效应,其存在有效降低了越障过程所需的驱动转矩。$ {N_{\rm{c}}}r(1 + {\mu _{\rm{s}}}) $表明主动轮模块前轮与障碍物的接触力转换为摩擦力,克服部分重力和变径弹性回复力,减小机器人越障所需转矩。
2) 主动轮模块旋转所需转矩。正常驱动模式下,主动轮模块旋转所需转矩T1由电动机带动直齿轮传动组提供,并与履带和管壁的接触切向力相平衡,考虑滚动摩擦力${f_{\rm{r}}}$,则主动轮模块前轮旋转所需转矩为
$$ {T_1} = r\left( {{U_{{\rm{t}}1}} + {U_{{\rm{t}}2}} + {U_{{\rm{t}}3}} + {U_{{\rm{t}}4}} + {f_{\rm{c}}} + {f_{\rm{r}}}} \right) $$ (23) 取履带足受到管道内壁的法向力N和滚动摩擦因数${\mu _{\text{σ}} }$,则滚动摩擦力为
$$ {f_{\rm{r}}} = {\mu _{\text{σ}} }N $$ (24) 越障模式下,抬升履带接触到障碍,主动轮模块与从动轮模块的前轮不接触管道内壁,因此${U_{{\rm{t}}1}} = {U_{{\rm{t}}3}} = 0$,则前轮旋转所需转矩为
$$ {T'_1} = r\left( {{U_{{\rm{t}}2}} + {U_{{\rm{t}}4}} + {f_{\rm{c}}} + {f_{\rm{r}}}} \right) $$ (25) 由式(18)、式(19)、式(20)、式(25)可以计算出在越障过程中主动支腿的前轮旋转所需的转矩:
$$ {T'_1} = \frac{{{\mu _{\rm{s}}}r}}{{1 - {\mu _{\rm{s}}}}}{N_{\rm{s}}} + {\mu _{\text{σ}} }r\left( {Mg\cos \alpha + {N_{\rm{s}}}} \right) $$ (26) 在管道机器人跨越障碍时,主动轮模块的垂直提升运动与前轮平面旋转运动所需复合驱动力矩均由履带足驱动电动机协同供给。为确保机器人稳定通过障碍物,该驱动系统需同时满足抬升转矩T2、旋转转矩T'1及履带−地面接触界面的牵引力Hw关键动力学约束。这3个参数共同构成了越障过程中机器人驱动系统输出特性的必要设计准则。
3. 虚拟样机运动仿真
3.1 牵引力仿真
变形履带式管道机器人供电、上位机通信方面采用拖缆方式。所以机器人在管道环境中运行时距离越长,所需拖缆越长,牵引力需足够大。仿真模拟测试管道机器人牵引力,如图12所示。选择合适的弹簧作为中心变径机构,为机身提供变径动力,满足管道机器人牵引力30 N的设计要求,且弹力范围适中,弹力过小会使管道机器人打滑,过大会增加管道机器人能耗。设定机身弹簧弹性系数K=1,1.5 ,2 N/mm,同时通过伸缩杆变径机构调整机器人履带足模块接触管壁的法向力,仿真测得机器人运行时牵引力。
牵引力仿真结果如图13所示。可看出管道机器人牵引力大小随时间呈周期性变化,机身牵引力随着弹簧弹性系数增大而增大,当K=2 N/mm时,牵引力达到管道机器人设计要求。
管道机器人在工业管道环境中运行情况复杂[21],工业管道布满油污,机器人实际作业的环境复杂,例如工业管道有铝、钢管等多种材质,可能有油污等。为使机器人在各种工业管道环境下牵引力都满足30 N的设计要求,设置管道环境参数,见表2。管道机器人机身接触场景分为橡胶材质的履带足与干性刚管、油性钢管、干性铝管和油性铝管接触。设置中心变径机构弹簧弹性系数K=2,4 N/mm,仿真结果如图14所示。
表 2 履带足与管道接触参数Table 2. Contact parameters between crawler foot and pipeline工况 管道材质 静摩擦因数 动摩擦因数 钢(干性) 钢 0.25 0.30 钢(油性) 钢 0.05 0.08 铝(干性) 铝 0.20 0.25 铝(油性) 铝 0.03 0.05 由图14可看出,管道机器人机身牵引力在刚性管道环境中远大于油性管道环境,且动摩擦因数越大,牵引力越大。为保证变形履带式管道机器人在大部分工业管道环境下都满足牵引力30 N的设计要求,机身选用K=4 N/mm的弹簧,在干性刚管环境下牵引力最大可达60 N。
3.2 越障过程仿真
变形履带式管道机器人越障仿真测试如图15所示。仿真模拟虚拟样机通过台阶性障碍时,机器人采用越障模式通过,设置管道环境直径由200 mm过渡到D1,通过调整D1来模拟各种高度的台阶形障碍,设置管道机器人质心与履带足的距离间隔为y方向位移量,位移量发生变化且超过障碍物高度时可以确定机器人成功越障,同时将电动机转矩作为另一个监测值来判断机器人是否正常运行及其稳定性。
履带式管道机器人越障过程y方向线性位移与电动机转矩变化如图16所示。可看出机器人能够通过台阶式障碍最大高度为15 mm,0~0.4 s时机器人履带足抬升变形,0.5 s左右机器人开始越障,电动机转矩达到最大值340 N·mm。障碍物高度超过15 mm时,机器人卡死,无法通过。
4. 实验结果及分析
变形履带式管道机器人系统主要由工控实验台、电源模块、上位机与机器人本体构成,如图17所示。变形履带式机器人负责完成管道的检测与维护任务。工控实验台配备不同管径的亚克力管道来支持机器人完成各项性能测试;电源模块提供12 V电压支持机器人运行;上位机用于操作员发送指令,控制机器人,并完成数据处理及各子系统协调管理任务。
4.1 牵引力测试
牵引力测试环境如图18所示。在工控实验台上加装200 mm内径的亚克力管道,用弹簧测力计测量管道机器人牵引力,测力计与机器人机身端面连接。机器人向前驱动直至履带足与亚克力管道内壁出现打滑现象。实验过程中最大牵引力分别为55,54,58,60,63 N,牵引力平均值为58 N,与虚拟样机仿真结果60 N相近,说明变形履带式管道机器人在亚克力直管中牵引性能较好。
4.2 越障测试
为测试履带式管道机器人的越障性能,在直径为200 mm的亚克力透明管道内逐步内嵌更小直径的亚克力透明管道来叠加台阶高度,模拟和观察管道机器人越过台阶式障碍物时的性能,如图19所示。本实验主要目的是复现工业管道环境中可能出现的焊接接头或变径造成的台阶式障碍物,测试机器人在复杂环境下的适应能力与越障表现。
为评估变形履带式管道机器人在不同台阶高度下的越障能力,实验测试了5,10,15 mm的台阶式障碍。最后测得管道机器人可通过15 mm的台阶式障碍,与虚拟样机仿真结果一致。在此过程中,制动器断电,机器人履带抬升,履带足驱动电动机的电流在2.5 s时达到最大值,表明此时驱动履带足模块的转矩达到最大。
机器人越过台阶式障碍的过程中,电动机电流变化趋势如图20所示。可看出随着机器人越障台阶高度增加,电动机电流逐步增大。
5. 结论
1) 提出一种新型矿用变形履带式管道机器人,设计了机器人履带足模块和中心变径模块。机器人具备较高的管道通过性能,中心变径模块采用丝杠副结构来主动变径适应管径,同时增加回压弹簧调整压力,确保机器人机身与管道内壁紧密接触。履带足变形模块采用平行四边形的变形方式,具备高越障性能,带动主动轮模块和从动轮模块同步抬升进入越障模式,使得管道机器人机身可通过管道环境中的各种障碍。
2) 研究了管道机器人的牵引性能,对管道机器人在水平和倾角直管环境下的受力进行分析,推导出机身牵引力关系式,同时对其进行位姿分析,得出驱动因子最大时机身姿态角为0,120,240°。对管道机器人拖缆阻力和越障过程进行动力学分析,得出该机器人驱动电动机需同时满足抬升转矩T1、旋转转矩T2及履带−地面接触界面的牵引力Hw 3个关键动力学约束。
3) 对管道机器人进行虚拟样机仿真实验,模拟工业管道环境得出机身最佳弹簧弹性系数为4 N/mm,模拟越障情景且能够通过最大台阶式障碍物高度为15 mm,此时电动机转矩达到峰值,约为340 N·mm。制作实物样机,搭建实验平台进行多次实验验证,测得管道机器人牵引力平均值为58 N,能成功越过15 mm障碍物,越碍过程中电动机电流稳定,符合仿真模拟结果和机器人设计要求,验证了管道机器人结构设计的合理性及其优越的牵引性能。
-
表 1 矿用变形履带式管道机器人主要技术参数
Table 1 Main technical parameters of mining deformable crawler pipeline robot
技术参数 值 技术参数 值 机器人长度/mm ≤300 牵引力/N ≥30 机器人质量/kg ≤8.5 越障高度/mm ≥15 适应管径/mm 180~220 动力来源 拖缆式 最大速度/(m·min−1) ≥3 表 2 履带足与管道接触参数
Table 2 Contact parameters between crawler foot and pipeline
工况 管道材质 静摩擦因数 动摩擦因数 钢(干性) 钢 0.25 0.30 钢(油性) 钢 0.05 0.08 铝(干性) 铝 0.20 0.25 铝(油性) 铝 0.03 0.05 -
[1] WU Tingting,ZHAO Hong,GAO Boxuan,et al. Structural optimization strategy of pipe isolation tool by dynamic plugging process analysis[J]. Petroleum Science,2021,18(6):1829-1839. DOI: 10.1016/j.petsci.2021.09.010
[2] 古文哲,杨宝贵,顾成进. 煤炭管道输送技术应用前景研究[J]. 煤炭工程,2023,55(2):158-163. GU Wenzhe,YANG Baogui,GU Chengjin. Application prospect for pipeline transportation of coal[J]. Coal Engineering,2023,55(2):158-163.
[3] 魏明生,童敏明,张春亚,等. 管道清堵机器人电磁定位系统[J]. 工矿自动化,2016,42(6):1-4. WEI Mingsheng,TONG Minming,ZHANG Chunya,et al. Electromagnetic positioning system of pipeline blockage clearing robot[J]. Industry and Mine Automation,2016,42(6):1-4.
[4] TORAJIZADEH H,ASADIRAD A,MASHAYEKHI E,et al. Design and manufacturing a novel screw-in-pipe inspection robot with steering capability[J]. Journal of Field Robotics,2023,40(3):429-446. DOI: 10.1002/rob.22136
[5] YAN Hongwei,ZHAO Pengyang,XIAO Canjun,et al. Design and kinematic characteristic analysis of a spiral robot for oil and gas pipeline inspections[J]. Actuators,2023,12(6). DOI: 10.3390/act12060240.
[6] TANG Yinlong,SONG Huadong,YU Yating,et al. Dynamic simulation analysis and experiment of large-caliber self-propelled pipeline crawler based on ADAMS[J]. Journal of Physics:Conference Series,2021,2095(1). DOI: 10.1088/1742-6596/2095/1/012049.
[7] ZHAO Jianguo,WANG Ju,LIU Qingyou,et al. A review of mechanical model,structure,and prospect for long-distance pipeline pig and robot[J]. Robotica,2022,40(12):4271-4307. DOI: 10.1017/S026357472200090X
[8] ZHANG Shuo,DUBLJEVIC S. Trajectory determination for pipelines using an inspection robot and pipeline features[J]. Metrology and Measurement Systems,2021:439-453.
[9] 李琴,贺一烜,黄志强,等. 管道机器人变径机构设计及垂直管道内移动可行性分析[J]. 制造业自动化,2021,43(1):104-108. DOI: 10.3969/j.issn.1009-0134.2021.01.023 LI Qin,HE Yixuan,HUANG Zhiqiang,et al. Design of reducer mechanism of pipeline robot and feasibility analysis of movement in vertical pipeline[J]. Manufacturing Automation,2021,43(1):104-108. DOI: 10.3969/j.issn.1009-0134.2021.01.023
[10] 吴秀利,陈朋威. 轮履复合型管道机器人的设计与管道通过性研究[J]. 机械与电子,2025,43(3):41-45. DOI: 10.3969/j.issn.1001-2257.2025.03.007 WU Xiuli,CHEN Pengwei. Design of wheel-track hybrid pipeline robots and study on pipeline passage performance[J]. Machinery & Electronics,2025,43(3):41-45. DOI: 10.3969/j.issn.1001-2257.2025.03.007
[11] 钱佳旺,李会军,宋爱国. 一种小型履带式管道机器人的研究与设计[J]. 测控技术,2024,43(6):1-7. QIAN Jiawang,LI Huijun,SONG Aiguo. Research and design of a small crawler pipeline robot[J]. Measurement & Control Technology,2024,43(6):1-7.
[12] 喻九阳,张德安,戴耀南,等. 履带式油气管道巡检机器人爬坡特性分析[J]. 机床与液压,2023,51(15):57-61. DOI: 10.3969/j.issn.1001-3881.2023.15.009 YU Jiuyang,ZHANG De'an,DAI Yaonan,et al. Climbing characteristic analysis of crawler oil and gas pipeline inspection robot[J]. Machine Tool & Hydraulics,2023,51(15):57-61. DOI: 10.3969/j.issn.1001-3881.2023.15.009
[13] 李健,闫宏伟,刘翼,等. 履带式管道巡检修复机器人弯管通过性研究[J]. 机械传动,2023,47(4):164-170. LI Jian,YAN Hongwei,LIU Yi,et al. Research on the elbow passing ability of crawler pipeline inspection and repair robots[J]. Journal of Mechanical Transmission,2023,47(4):164-170.
[14] MIAO Xingyuan,ZHAO Hong,GAO Boxuan,et al. Motion analysis and control of the pipeline robot passing through girth weld and inclination in natural gas pipeline[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering,2022,104. DOI: 10.1016/j.jngse.2022.104662.
[15] 赵鹏洋,闫宏伟,张登崤,等. 一种矿用管道检测机器人设计及牵引性能分析[J]. 工矿自动化,2024,50(1):122-130,162. ZHAO Pengyang,YAN Hongwei,ZHANG Dengxiao,et al. Mine pipeline inspection robot design and traction performance analysis[J]. Journal of Mine Automation,2024,50(1):122-130,162.
[16] YIN Jihua,LIU Xuemei,WANG Youqiang,et al. Design and motion mechanism analysis of screw-driven in-pipe inspection robot based on novel adapting mechanism[J]. Robotica,2024,42(4):1297-1319. DOI: 10.1017/S0263574724000316
[17] YEH T J,WENG T H. Analysis and control of an in-pipe wheeled robot with spiral moving capability[J]. Journal of Autonomous Vehicles and Systems,2021,1(1). DOI: 10.1115/1.4048376.
[18] 蒋东升,方天阳,胡姗姗,等. 可变径防侧倾清扫管道机器人结构与通过性能分析[J]. 长沙大学学报,2024,38(2):41-50. DOI: 10.3969/j.issn.1008-4681.2024.02.007 JIANG Dongsheng,FANG Tianyang,HU Shanshan,et al. Structure and passing capability analysis of a variable diameter anti roll pipeline cleaning robot[J]. Journal of Changsha University,2024,38(2):41-50. DOI: 10.3969/j.issn.1008-4681.2024.02.007
[19] ZHENG Lingling,GUO Shuxiang,WANG Zixu. Performance evaluation of an outer spiral microrobot in pipes in different environments[C]. IEEE International Conference on Mechatronics and Automation,Beijing,2020. DOI: 10.1109/ICMA49215.2020.9233681.
[20] 薛春荣,李小波. 矿用救援探测机器人系统设计与研究[J]. 煤炭工程,2023,55(9):170-174. XUE Chunrong,LI Xiaobo. Research and design of mining rescue and detection robot system[J]. Coal Engineering,2023,55(9):170-174.
[21] TOLMAC J,PRVULOVIC S,NEDIC M,et al. Analysis of the main parameters of crude oil pipeline transport[J]. Hemijska Industrija,2020,74(2):79-90. DOI: 10.2298/HEMIND190906010T