面向空间非合作航天器的空间爬壁机器人方案

2019-04-25肖燕妮丁永锋张玉良侯绪研

载人航天 2019年2期

肖燕妮，丁永锋，张玉良，李龙，侯绪研

(1.北京卫星制造厂有限公司，北京100094；2.上海大学，上海201900；3.哈尔滨工业大学，哈尔滨150000)

1 引言

针对未来对非合作航天器的接近、附着任务的需求，用于空间任务的可吸附、爬行的机器人越来越受到重视[1]。该类空间附着目标多为高价值地球同步轨道的通信、区域导航卫星或甚低轨道的军用侦察卫星，目前成熟的、用于合作目标的对交会对接技术在该类目标的接近、附着和操控领域的应用受限[2]。

针对此任务需求，国外已有多个机构开展了研究。2005年美国卡耐基梅隆大学开发了刚性和柔性仿壁虎机器人waalbot，粘附力来源为表面未经加工的聚合物硅橡胶和聚二甲基硅氧烷(PDMS)，2010年又开发了改进型样机Waalbot II，两款机器人均可以在65°聚甲基丙烯酸甲酯板上向任意方向行走[3]。加拿大西蒙弗雷泽大学Calo Menon小组于2008年开发了蜘蛛外形爬壁机器人Abbigaille-I，拥有6条对称分布腿，18个微型电机驱动关节，具有18个被动自由度和18个主动自由度，质量131 g，粘附力来源为以PDMS为基底的微米级粘附阵列，能够进行50°斜面自行预压紧与粘附行走[4]。2015年，美国NASA喷气推进实验室研发了一种黏度可不随反复使用而衰减的吸附工具“壁虎爪”，并在微重力环境下测试了拥有壁虎爪的狐猴形爬壁机器人在空间站内部检查、表面修复等任务中的应用[5]。

国内对非合作空间目标的接近、附着和操控的研究起步较晚，目前主要是南京航空航天大学[6]、中科院[7]等机构提出过多种接近结构设计方案。

本文针对空间非合作目标接近及附着的需求，基于粘附机理，提出一种微小型空间爬壁机器人方案，给出该机器人整体构型、吸附、缓冲和越障的方案，并通过机器人爬行仿真对方案进行验证。

2 微小型空间爬壁机器人方案

2.1 总体方案

对空间非合作目标的接近和附着机构在任务初始，首先要完成隐蔽轨道接近[8]。针对不同轨道的空间目标，接近方案在设计中受到以下几个因素的限制[9]：

1)接近机构自身需要具备隐蔽性，使接近机构在接近过程中携带的能量有限；

2)航天器表面由于构型多样、材料属性不同等因素，无统一的交会对接接口；

3)可能开展的附着任务不同，附着航天器应尽量低冲击着陆。

针对上述因素，采用首先由母星平台搭载机器人实施远距离轨道机动，并由其组合体实现与目标的近距离绕飞或伴飞，然后实现附着机器人的近距离定向发射(释放)，附着机器人实现与附着目标的微弱碰撞及附着，母星平台飞离，通过远距离伴飞实现附着机器人的遥操作及通信。因此，其附着本体应具备小几何尺寸，并可以在航天器表面低冲击着陆、吸附附着及完成复杂表面的越障功能。其系统概念如图1所示。

2.2 机构构型

为使微小型空间机器人实现在轨动作隐蔽、低冲击附着和复杂壁面的越障，整体机构构型如图2所示，为多足构型，由末端执行机构、压电驱动腿、仿生壁虎脚粘附足和机器人本体组成。

图1 系统概念Fig.1 System concept

图2 多足机器人构型Fig.2 Multi-legged robot configuration

其中，空间环境中足与壁面的粘附性能直接影响到机器人能否可靠粘连及机器人的运动状态，应实现足与接触面间的快速可靠粘附；腿部缓冲吸能结构减小了机构与星体壁面之间的冲击，应结合腿部构型设计；足部步态实现是通过足的交替与接触面的粘附及关节驱动实现的，步态设计应具有较好的越障性能。本文的微小型空间爬壁机器人方案主要包括吸附、缓冲和越障。

2.3 吸附方案

常用的吸附方式有负压吸附、正压吸附、电磁吸附、粘接剂吸附及干性粘接吸附，需要结合在轨环境特点对吸附方案进行选择。空间真空环境无法采用负压吸附和正压吸附；航天器表面材料多为铝合金、钛合金、碳纤维、热控材料、太阳翼电池片等，不具备导磁功能，磁场对元器件还容易产生不良影响，电磁吸附不具可行性；粘接剂吸附在空间使用时会在设备表面造成影响，如对光学设备造成影响，因而也不适合。

干性粘合剂实际是一种人造仿生壁虎脚，壁虎脚底刚毛的上端发出很多分叉的末梢，有的末梢弯曲形成短而密的卷须，有的末梢弯曲形成“勺”状膨大。这些多级的分叉和末梢的卷须或膨大有效地扩大了刚毛与表面的接触面，壁虎脚底刚毛粘附力大小与其形态构筑的完整性正相关。壁虎足的微观结构适合本项目所研究的航天器爬行机器人。

2.4 缓冲方案

空间缓冲机构必须具备足够的能力保证空间吸附任务的顺利完成。针对微小型附着空间机器人，缓冲机构必须提高吸附可靠性，提高随形能力，为实现接触后可靠吸附，须限制关节回弹；采用模块化设计，以提高可维护性，同时降低设计难度和加工成本。

基于上述考虑，依据结构与功能仿生原理，机器人腿部设计为弹性多腿式构型，如图3所示。其中，关节1和关节2为转动副，关节中安装扭簧，用于将机构接触碰撞时的动能转化为弹性势能。关节3为球副，用于适应接触目标表面构型。

图3 弹性多腿式构型原理Fig.3 Schematic diagram of elastic multi-leg configuration

2.5 越障步态方案

考虑到航天器表面可能存在的复杂构型，多腿机器人在星体表面越障的过程中，必须完成蠕动和翻转两种步态，因此可以采用了5自由度对称结构，踝关节设计了2个正交的自由度，膝关节1个自由度，与本体连接部分具有2个正交的自由度，步态主要有步行和翻转运动：

1)步行：如图4所示，机器人四只脚吸附，另外四只释放，抬起腿向前伸展，各关节旋转运动，直到足触觉传感器接触平面，等待四个足均接触并粘附后，抬起先前的四个足，向前迈步。通过步行运动可以实现机器人的爬行，转变方向以及从一个表面移动到另一个表面。

图4 步行运动Fig.4 Walking movement

2)翻转：如图5所示，机器人首先一侧的四个足平行放置并粘附，另外一侧四个足释放，以粘附侧的四足关节为轴整体翻转，接着再以另一侧足触觉传感器接触平面为准，然后重复前面的翻滚动作。

图5 翻转运动Fig.5 Rolling-over movement

3 详细设计

3.1 腿部缓冲设计

在空间环境下，机器人与航天器存在相对运动，当两者接触时，撞击瞬间产生的能量可能导致机器人迅速弹开而无法附着。因此，需要在腿部设计吸能装置，起到缓冲作用。本文在关节处采用扭簧和单向旋转轴承相结合的设计，使得扭簧仅存在受力压缩吸能状态，而不会回弹，构型设计如图6所示。

图6 缓冲腿部关节设计Fig.6 Design of cushioning leg joint

轴承在安装中须限制轴承外圈的转动，使轴承仅可单向转动，结合扭簧，整个缓冲过程也是存储动能的过程，直至动能全部被消耗与储存才使整个吸附运动终止，轴承参数如表1所示。

表1 轴承基本参数Table 1 Basic parameters of bearing

3.2 吸附设计

壁虎在实际爬行中，利用刚毛与表面接触的粘附力完成粘附和脱附动作，刚毛与表面接触的粘附力是通过分子间的范德华力作用实现的[10]。在轨的附着过程中，为达到星体上的高效粘附，粘附杆在相互间既不相互粘连，也不发生坍塌的前提下，应尽量增大粘附力。因此采用离散元仿真软件EDEM和微尺度下的经典接触理论，分析刚毛粘附与脱附的过程。

通过参数匹配确定机器人足、航天器表面的仿真参数以及两者间的相互作用特性参数。为使微阵列结构具有较为理想的粘附性能，采用30°倾斜微阵列的单个支杆模型，仿壁虎脚掌的刚毛结构，用离散元的方式对其建模，分析微阵列在粗糙表面间吸附与脱附的过程。

分析 6∶1、8∶1、10 ∶1和 12∶1四种长径比，6×6和3×3两种阵列密度下的脱附力。发现在低长径比的情况下，随着阵列密度的增大，粘附效率也随之增大。在高长径比的情况下，随着阵列密度的增大，粘附效率随着降低。可见，在保证粘附杆相互间不粘连，不坍塌的前提下，提高阵列的密集度，有利于获得更大的粘附力(表2)。但对于高长径比的微阵列，密度的增大会造成微阵列在脱附过程中，支杆与支杆之间发生粘连，导致微阵列粘附效率的降低(表3)。

表2 微阵列各参数下的法向最大脱附力Table 2 Normal maximum desorption force of various microarray parameters /N

针对脱附角度与粘附力关系，采用同样6×6阵列，仿真可得两者关系如图7所示。切向脱附力随着角度的增大而减小，法向力随着角度的增大而增大；切向力和法向力的变化率随着角度增加而降。脱附角小于20°时，切向粘附力下降的速率大于法向力上升的速率，是导致该点合力处于低点的原因。为保证微阵列的易脱附，脱附角度控制在20°～25°之间，可以使得在粘附足及脱附足交替运动中，除粘附足以外，剩余的足部在脱附过程中，以此减少脱附所需的最大脱附力。

结合上述分析，粘附杆材料选用单晶硅，长径比选为6∶1，直径选为 8 μm，采用高密度等离子体刻蚀机刻蚀可得样件如图8，样件设计粘着系数为0.95。

4 仿真验证

采用EDEM与ADAMS耦合计算，在EDEM中主要对机器人足的粘附特性进行仿真，ADAMS根据载荷信息等计算出部件位移、速度信息，循环交互传递数据，完成计算。对爬行机器人机体进行建模(图9)，长宽高分别为180 mm×100 mm×70 mm。腿部三个连杆在工作时可以达到200 mm×200 mm×100 mm。由于机体尺寸较小，为了保证强度，杆件的材料选为铝合金。