一種基于磁力吸附的儲罐爬壁機器人本體設計

邱仕誠 伍劍波 趙恒忠 王 珅 胡啟凡 顏 榮

1.四川大學機械工程學院，成都，6100652.瀘州市市場檢驗檢測中心，瀘州，646000

0 引言

大型儲罐是化工企業常用的關鍵存儲設備，長期使用會產生腐蝕、裂紋等缺陷，進一步擴展開裂會發生泄漏甚至爆炸，導致嚴重的安全生產事故，因此相關法規強制規定了儲罐需定期檢測。目前，對大型儲罐的檢測仍采用傳統的人工檢測方式，勞動強度大、危險性高，亟待自動化設備替代。

近年來，爬壁機器人的發展日新月異，部分進口成形產品被應用于大型儲罐缺陷的檢測，攜帶探頭進行掃查動作，完成缺陷的檢測任務[1-4]。同時，在爬壁機器人的吸附、越障、驅動等領域均有研究成果報道[5]。爬壁機器人可以從吸附方式分為仿生吸附、負壓吸附、靜電吸附、磁吸附等。朱佩華等[6]以典型生物的足部特征為仿生對象，模擬黏附、抓附、吸附時的運動特征建立GPL模型，解決了仿生爬壁機器人路徑規劃問題，整體采用擺動爬行，可適應多種壁面；彭晉民等[7]針對吸附力利用效率問題，分析了運動結構對吸附力配置影響，研制出基于負壓吸附的密封機構；謝理[8]將傳統履帶移動機制和新型靜電吸附有機結合，利用靜電吸盤與壁面的電場力實現吸附，負載力大，但壁面過度能力較差，需高壓模塊，功耗大且不穩定。在石油化工、船舶行業，大部分爬壁機器人都采用磁吸附方式，其優點在于磁力平穩，適應大部分鐵磁性材料表面[9-10]。趙軍友等[11]對油罐除銹進行研究，設計了一種新型電磁吸附單元，形成吸附履帶結構，所帶負載較大，但機動性能較差，不適合全方位檢測工作。朱世強等[12]研制了一款永磁體充氣輪爬壁機器人，并開展了翻越過程動力學建模研究，研究吸附力、輪胎壓力與越障量之間的關系，保證了優良的越障性能，但永磁體提離間隙大，所帶負載有限。ABDULKADER等[13]提出一種名為Sparrow的船體自主檢測機器人，依靠四個電磁輪吸附，并在不同厚度的金屬板上表現出優良性能。目前國內相關研究都集中于爬壁吸附本身，對檢測機器人所需的機動性、越障性、復合動作等綜合分析較少[14]。永磁體吸附和電磁吸附作為磁吸附的兩個分支，各具特點，對于大型儲罐的檢測，永磁體磁力持久，不受電源影響，且便于維護?；诖?，本文設計了一種基于磁力吸附的儲罐爬壁機器人。

1 爬壁機器人本體結構設計

1.1 機器人運動性能分析

如圖1所示，大型儲罐的檢測按照NB/T 47013.3—2015標準作業，需對儲罐全部焊縫接頭進行超聲檢測。大型儲罐規格有500、1000、2000、5000、10000 m3不等，母材材料多以Q345R、Q370R、18MnMoNbR為主，其厚度在10～50 mm范圍變化，焊縫接頭形式也常隨母材厚度而設計成Y形、雙Y形、雙V形、雙U形焊縫等。以B級檢測為準，需預先對儲罐焊縫檢測區域打磨光滑，再對縱向缺陷、橫向缺陷全面掃查，同時對焊縫交匯處母材測厚以觀察內壁腐蝕情況。

(a)1000 m3球罐實物圖(b)桔瓣型球罐焊縫分布模型

實現儲罐全覆蓋掃查需布置4個探頭(2個檢測橫向缺陷、1個檢測縱向缺陷、1個測厚探頭)?？紤]運動方式及探頭布置，機器人自重為25 kg，搭載裝備質量為10 kg(包括控制及供電線纜、檢測儀器等)。因此，為保障設備在實際工況使用下的安全性及穩定性，以40 kg滿載質量作為機器人總體設計目標參數。

1.2 機器人整體方案

根據現有超聲檢測標準，為保障在儲罐各位置上吸附的穩定性，主動元器件皆采用輕量化標準件，爬壁機器人整體結構如圖2所示。機器人主體由車身車架、定位循跡模塊、驅動吸附單元、超聲檢測探頭組件、中控模塊及相關支承件組成。在車架底部安裝有4個對稱布置的永磁驅動輪組件，由4個電機獨立驅動，可實現前后移動、轉向等不同運動方式。在機器人前端布置有激光傳感器單元，以實現基于焊縫輪廓實時反饋的自動循跡。

圖2 爬壁機器人三維結構圖

1.3 永磁驅動輪結構設計方案

單個永磁驅動輪組件由永磁吸附輪、驅動電機、聯軸器、法蘭盤、軸承座組成，如圖3所示。

圖3 永磁驅動輪組件結構

永磁體磁力穩定可靠，但吸附力隨著提離間隙的增大會急劇減小。輪式結構可實現恒定提離值吸附，以增加吸附的可靠性。另外，在吸附輪結構設計時，應充分考慮吸附力與轉向摩擦力兩者的平衡，既要保證吸附穩定性，又要避免吸附力過大造成電機過載。驅動吸附輪結構如圖4所示，由兩個N35H永磁體環作為磁極，以內外銜鐵、導磁環導通磁回路，實現與壁面的穩定吸附。內外銜鐵除了兼具導磁和固定導向的作用外，還與電機輸出軸法蘭穩定連接，實現大扭矩的持續輸出。同時，在長期服役使用過程中，由于負載較大，所需吸附力較大，故銜鐵高度會比磁環高度略高一些，可避免磁環受力擠壓破碎。另外，在磁輪表面包覆橡膠墊可以減少銜鐵與鐵磁表面的振動沖擊，延長使用壽命，增大摩擦因數。

圖4 驅動吸附輪結構圖

1.4 輔助吸附輪結構設計方案

如圖2所示，為提高爬壁機器人的吸附能力，設計了輔助吸附輪結構，對稱布置于前后面板上，如圖5所示。避振器增加結構的阻尼系數，大幅降低機器人在越障過程中的振動，保證了機器人本體的平穩，同時有利于超聲探頭的連續檢測。該輔助吸附輪也參照驅動吸附輪的銜鐵-磁環-銜鐵結構，且在輪上安置有尼龍齒輪組，嚙合傳動到編碼器上。該輔助吸附輪依靠壓簧及自身吸附力預緊，與吸附面緊密接觸防止打滑，提高位置定位精度。

圖5 輔助吸附輪結構圖

2 爬壁機器人靜力分析

爬壁機器人失穩狀況主要分為滑動下移、縱向傾覆、橫向側翻[15]和復合狀態，如圖6所示。針對以上情況分別建立機器人的受力模型，分析獲得失穩情況下所對應的極限吸附力。下列分析過程未考慮輔助吸附輪的受力情況，實際測試過程輔助吸附輪提供的部分吸附力及摩擦力作為安全裕量儲備。

圖6 爬壁機器人失穩狀態示意圖

綜合考慮吸附輪系、電缸探頭、車身鈑金、激光傳感器等的空間位置及質量，經初步計算，機器人重心與本體中心重合，進一步建立各失穩模型。

2.1 滑動下移受力分析

驅動輪自身可通過減速箱和驅動電機自鎖，故不考慮驅動吸附輪滾動下滑情況。因球罐壁面為圓弧形，機器人在左右半球受力情況是對稱的，且在上半球時吸附力和重力的分力共同提供正壓力，其裕量充足，因此分析機器人在右下半球的狀態來建立極限滑動模型。靜摩擦力大小與不同角度下永磁體輪吸附力和重力的合力大小及橡膠墊與壁面的靜摩擦因數緊密相關。對極限靜摩擦情況的機器人進行受力分析，如圖7所示。

圖7 向下滑動受力分析

圖7中，以壁面法向及切向建立坐標系OXY；儲罐壁面與水平面夾角為θ；F1、F2分別為機器人前方、后方單側吸附輪的吸附力總和；FN1、FN2分別為機器人前方、后方單側吸附輪所受支持力總和；Ff1、Ff2分別為機器人前方、后方單側吸附輪所受最大靜摩擦力總和；G為機器人設計滿載總重力；A為前方吸附輪與壁面之間的接觸點；B為后方吸附輪與壁面之間的接觸點。

在OXY坐標系中根據機器人受力情況建立受力方程，在即將發生向下滑動時，沿Y軸方向應該滿足以下條件：

Ff1+Ff2-Gsinθ=0

(1)

Ffi=μFNi

(2)

式中，μ為驅動吸附輪與儲罐壁面間的摩擦因數。

機器人沿X軸方向應該滿足以下條件：

F1+F2-Gcosθ-FN1-FN2=0

(3)

此種情況假設前后兩端的吸附力F1、F2，支持力FN1、FN2對稱，即兩兩相等，以此計算在不同θ角度下，所需永磁體吸附力的極限值。

2.2 縱向傾覆受力分析

機器人縱向爬行發生傾覆的主要原因是重力矩大于前后側兩輪吸附力力矩而發生縱向失穩。隨著壁面角度不同，發生失穩難易程度也不同，由理論分析可知，機器人在大型球罐下半球爬行時相比上半球更容易發生傾覆，因此主要考慮在右下1/4半球機器人的爬行情況。對不同θ角度下的受力進行分析，如圖8所示。由圖可知，傾覆情況按照前輪、后輪接觸點分為兩種。

圖8 縱向傾覆受力分析

圖8中，A為以前方吸附輪作為旋轉中心的傾覆點；B為以后方吸附輪作為旋轉中心的傾覆點；L1為A、B兩點間沿壁面距離；H為重心距離壁面的垂直高度；α為重心與A點的連線與壁面的夾角。

(1)若以A點作為傾覆點，則機器人只會在θ角度較小時發生縱向傾覆，當θ增至重心與A點連線為豎直向下時，傾覆力矩和防傾覆力矩同向，不會再發生傾覆。當機器人處于即將發生縱向傾覆的臨界狀態時，FN2大小為零，此時機器人整體應滿足以下條件：

MF2-MG=0

(4)

即

(5)

式中，MF2為抗傾覆力矩；MG為重力矩。

當θ+α≤90°時，可能會發生此種傾覆情況。

(2)若以B點作為傾覆點，則當機器人處于即將發生縱向傾覆的臨界狀態時，FN1大小為零，此時機器人整體應滿足以下條件：

MF1-MG=0

(6)

即

(7)

式中，MF1為抗傾覆力矩。

該傾覆情況對θ∈[0°，90°]都適用。

2.3 橫向側翻受力分析

對于機器人橫向爬壁過程，其橫向側翻主要源于左右側兩輪的防傾覆力矩與重力傾覆力矩相互平衡。和縱向傾覆情況一致，機器人在球罐上半球運行時不易發生翻轉，此處仍主要針對右下半球的情況進行分析。壁面角度θ∈[0°，90°]，機器人所受重力傾覆力矩隨之變化，總體分析思路和縱向傾覆情況一致。對不同θ角度下的受力進行分析，如圖9所示。由圖可知，翻轉情況按照上側、下側接觸點分為兩種。

圖9 橫向側翻受力分析

圖9中，C為以上側吸附輪作為旋轉中心的傾覆點；D為以下側吸附輪作為旋轉中心的傾覆點；L2為C、D兩點間沿壁面距離；β表示重心與C點的連線與壁面的夾角。

(1)若以C點作為傾覆點，則當θ+β≤90°時下側吸附輪可能發生脫離失穩。在即將發生脫離的臨界狀態，下側兩輪所受壁面的支持力FN2大小為零，此時機器人受力應滿足以下條件：

(8)

(2)若以D點作為傾覆點，則在上側吸附輪即將發生脫離時，上側兩輪所受壁面支持力FN1大小為零，此時機器人整體應滿足以下條件：

(9)

式中，F1為上側吸附輪吸附力。

該傾覆情況對θ∈[0°，90°]都適用。

2.4 復合運動狀態受力分析

上述三種失穩情況皆對應單一狀態，為實現大型儲罐的全覆蓋檢測，對機器人提出了全向驅動要求。在機器人轉向過程中，會綜合涉及多種受力狀態?，F對轉向過程機器人建立運動模型。為了方便分析，提出以下假設簡化模型：①附著系數充分，驅動吸附輪不存在打滑現象；②轉向過程不考慮橫向滑動；③在任意姿態下驅動輪阻力系數相同。

該機器人由4個驅動吸附輪組件獨立驅動，轉向過程通過雙側驅動電機差速來實現。如圖10所示，假設該機器人的上下兩側驅動輪線速度為v1、v2，則當v1>v2時，機器人以旋轉中心O′做右向轉動；當v1

圖10 轉向示意圖

(10)

(11)

式中，v0為轉向過程本體中心瞬時線速度；R為機器人理論轉向半徑。

由于檢測過程機器人低速轉向，故不考慮沖擊振動。對轉向復合運動過程的機器人建立力學模型。φ為0°或180°對應機器人處于縱向爬行狀態；φ為±90°對應機器人處于環向爬行狀態。角度在各象限范圍變化時，對應機器人各種轉向姿態。

對于不下滑情況，當重力方向與驅動輪周向平行時，即φ為0°或180°，靜摩擦力方向與吸附輪線接觸垂直，最易發生失穩，與前述不下滑模型一致，此處不再討論。對于轉向過程的不傾覆與不側翻情況，當角度φ變化時，四個驅動吸附輪所處位置相對于重心的高度差不同，各輪吸附力的力矩都在[0，L2/2]范圍變化，且不會同時有兩個驅動輪處于極限脫離狀態。僅在φ為0°、±90°或180°(即縱向、橫向失穩狀態)時，會有兩個吸附輪處于同一高度，其中φ為0°或180°失穩力矩最大。因此，對低速轉向過程分析可得，以縱向傾覆作為極限情況。

2.5 永磁體吸附力理論計算

結合上述幾種運動模型受力分析，總結各種情況下的最小極限吸附力值，得到單個驅動吸附輪的吸附力仿真值Fs應滿足以下條件：

(12)

通過對失穩狀態下單個驅動輪吸附力目標值的計算，確定最佳吸附力范圍，從而設計出最優的永磁體吸附結構，提高機器人運行的可靠性和機動性。機器人參數初步取G=392 N、H=100 mm、L1=250 mm、L2=430 mm、μ=0.80。以此計算獲得受力分析結果曲線，如圖11所示。其中Fs1～Fs5依次為滑動下移、以A點縱向傾覆、以B點縱向傾覆、以C點橫向側翻、以D點橫向側翻在不同壁面傾角θ所對應的單個吸附輪吸附力仿真值；Fsmax為上述情況對應的單個吸附輪吸附力所需的最大值。

圖11 單個驅動吸附輪吸附力Fs隨θ變化曲線

由吸附力分析曲線可知，滑動失穩狀態下所需極限吸附力最大；縱向傾覆和橫向側翻失穩在θ=0°時，上下兩個危險點沿重力法線方向對稱，吸附力值相等。單個驅動吸附輪極限吸附力Fsmax計算數值如表1所示。

表1 失穩狀態受力分析計算結果

運行過程中，僅線纜會影響機器人重心位置。在超程檢測距離下，考慮線纜極限長度為30 m，對應RG174信號線及RVV雙芯電源線總質量約為5 kg，約占比機器人本體質量的1/5，對機器人重心偏移影響較小。

在靜止下滑情況，柔性線纜與壁面的摩擦力不會影響機器人本體受力；在縱向傾覆或橫向側翻情況，受到尾部線纜重力拖拽，機器人本體重心會向后下端傾斜，這對抗失穩性能是有利的。

在線纜影響最大的縱向傾覆極端情況下(θ=21.8°)，線纜重心偏移高度H增大約20%，計算出驅動輪吸附力極限增加10%，仍小于靜止下滑吸附力的最大極限，因此在受力分析過程中可以簡化為本體中心與重心重合。

綜上，驅動吸附輪結構設計應優先滿足滑動下移要求，單個永磁體吸附力應大于151.3 N。另外，永磁體輪的布置也會影響機器人的穩定性，此處僅對既定參數L1、L2、H來分析各失穩狀態，通過參數化掃描可確定相關尺寸的最佳參數，L1、L2增大，H減小可有效降低各種失穩風險。

3 永磁體吸附磁力仿真及結構優化設計

永磁體吸附力值與燒結材料牌號和質量體積相關。為增強驅動吸附輪的吸附能力，提高結構磁質比，采用圖12a所示的對向磁極布置磁回路結構[16]，并使用Ansoft Maxwell軟件對永磁體輪結構磁力線分布進行仿真，如圖12b所示。

(a)驅動輪磁路設計原理模型

3.1 永磁體驅動輪建模分析

參照圖4所示的永磁體驅動輪結構，綜合機器人底板高度及負載要求，現擬定永磁輪尺寸參數。永磁體材料為燒結釹鐵硼N35H[17]，永磁體環內徑26 mm，外徑80 mm，寬度5 mm；銜鐵材料Q235，內徑20 mm，外徑84 mm，厚度5 mm；導磁環內外徑參數與銜鐵一致，厚度10 mm；橡膠墊厚度2 mm(帶滾花槽深度1 mm)；隔磁軸及套筒材料為6061鋁合金。設定吸附壁面材料為Q345R、最小壁厚10 mm，對驅動輪結構磁感應強度進行仿真，如圖13所示。

圖13 驅動輪磁感應強度云圖

3.2 永磁體驅動輪參數化優化掃查

爬壁機器人應適用于各類標準規格的儲罐，因此結合不同使用工況對吸附效果進行仿真分析。打磨后的焊縫余高為0～4 mm，機器人在跨越焊縫時存在抬離間隙增大而脫離壁面的危險。儲罐壁厚隨容積變化集中于10～40 mm。故對0～4 mm提離間隙、0～40 mm壁面厚度作參數化掃查仿真，如圖14所示。

(a)隨提離間隙的變化

由參數優化仿真結果可知，當壁厚大于3 mm時，接觸面上磁感線已趨近飽和，隨著壁厚的進一步增大吸附力波動不明顯，在壁厚為10 mm時吸附力為156.6 N，滿足要求，因此對各容積的儲罐檢測應著重考慮焊縫余高對機器人越障性能的影響。

分析提離間隙對吸附力的影響，吸附力有明顯減弱現象，前側輪同時跨越焊縫時，如果運行初速度較大，受重力向心力的影響，兩側前輪極易脫離焊縫壁面。越障時，驅動輪的運行過程可以分為接觸焊縫、離開壁面、再次接觸壁面、離開焊縫。其外覆橡膠墊在吸附力和重力共同作用下變形，最大變形量為0.5 mm，以之作為越障脫離間隙，此時對應驅動吸附輪的吸附力為113 N，變化差值為43 N，則前側雙輪共同吸附力減小86 N。此時需由一個輔助吸附結構來補償該吸附輪損失，避免機器人失穩墜落。

3.3 輔助吸附輪建模分析

結合前述各種失穩狀態計算及驅動吸附輪越障過程分析，輔助吸附輪提供儲備吸附力，避免越障失穩。為補充越障時的吸附力損失，單個輔助吸附輪吸附力需達到86 N。取安全系數為0.8，擬設計輔助吸附輪吸附力為107.5 N以上，通過壓簧結構自適應壁面高度上下浮動調整吸附力，保證機器人本體總體吸附力的恒定?，F對輔助吸附輪結構進行靜磁場仿真，如圖15所示，其磁感應強度可以滿足安全裕度需求。

圖15 輔助吸附輪的磁感應強度云圖

4 爬壁機器人性能測試實驗

根據優化仿真結果，設計加工機器人本體，如圖16所示。在此基礎上，開展實驗驗證機器人本體的吸附、驅動、掃查性能。

(a)機器人底板結構

4.1 靜態吸附力測試

試塊壁面材料為Q235，厚度d=10 mm。機器人吸附于壁面下方，實驗底板整體質量為10 kg，以不同質量的杠鈴片遞增負載來測試，如圖17所示。

圖17 底板靜態吸附測試

以整機質量為10 kg、25 kg、40 kg進行測試實驗。結果表明，在40 kg滿載情況下，機器人具有良好吸附效果。

4.2 性能測試

對滿負載整機質量40 kg的機器人進行失穩狀態性能測試，如圖18所示。圖18a所示為在50°壁面上進行滑動下滑測試，通過電機上電自鎖，驅動輪輸出被鎖止，吸附力帶來的摩擦力能克服自身重力防止吸附輪下滑。圖18b所示為對垂直壁面橫向防側翻模擬，由驅動電機間差速可實現底板任意多方向轉向。圖18c所示為對垂直壁面驅動電機爬坡、越障性能測試，電機由電調輸出控制電流信號，閉環控制轉速，保證底板的運轉精度，在垂直壁面上勻速向上爬行，驅動性能良好，未出現低速爬行現象；在跨越焊縫時，輔助吸附輪的預緊結構接觸和離開焊縫會上下波動，減少沖擊，越障過程平穩。圖18d所示為底板吸附于壁面底面，壁面角度為13°，電機滿足0～300 mm/s調速范圍，底板在驅動實驗中牢固吸附于表面，跨越焊縫時未發生傾覆現象。圖18e所示為機器人本體攜帶傳感器掃查在役球罐焊縫，提取坐標信息調整各驅動輪差速轉向，實時沿焊縫爬行。圖18f所示為中機器人在儲罐危險角度上爬行測試，完成正反向及轉向運行。實驗表明，該爬壁機器人能滿足大型儲罐的檢測需求，在各種壁厚的壁面的各種位置上自適應吸附、轉向，具有一定的越障能力及抗沖擊性，可完全覆蓋儲罐焊縫缺陷的掃查區域。

(a)防滑動測試 (b)橫向防翻轉測試

5 結論

(1)本文以大型儲罐焊縫缺陷檢測為背景，通過計算各失穩狀態下的極限吸附力，設計出一款能滿足大型儲罐焊縫檢測需求的爬壁機器人。通過力學分析及仿真，球罐爬壁機器人在下半球49.6°處為吸附危險點，對于滿負載本體，單個驅動輪吸附力需滿足151.3 N。實際測試時對此關鍵點反復測試確保安全性。

(2)由本體性能實驗可知，在極限工況下該爬壁機器人能滿足檢測需求。在滿負載情況下，機器人能完成驅動、越障、轉向、循跡、定位等功能。

(3)輔助吸附輪能增強機器人抗失穩能力。在爬壁機器人裝配輔助吸附輪后，增大整體吸附力及防傾覆力矩，等效延長吸附力力臂，從而適應各姿態下的吸附爬行。

在后續工作中將進一步搭載超聲檢測探頭，實現對焊縫區域全面覆蓋自動化檢測。