可抛投移动机器人跌落分析及电池变形优化

郑宏远，袁靖，金坤锋

可抛投移动机器人跌落分析及电池变形优化

郑宏远，袁靖，金坤锋

（中电海康集团有限公司创新赋能中台，杭州 266555）

对可抛投移动机器人进行跌落仿真并优化电池保护结构。为了承受至少跌落6 m的强大冲击力，选取EVA及碳纤维材料对抛投机器人进行抗摔设计。基于Ls-Dyna对抛投机器人的3种工况进行跌落仿真，探究机器人各部件的受力情况以及损伤的原因。同时着重对机器人的电池及其箱体结构进行跌落仿真，分析电池失效的原因，并提出整改方案。表明了整体抗摔设计的有效性，没有超出设计材料的屈服点。同时，得出了电池失效的根本原因是电池材质较软以及保护结构包络面积不够，优化后的机器人的电池变形量减小了60%，电池失效得到了根本性改善。经过仿真和实际抛投验证，所提优化方法可用于指导抛投和抗摔类机器人的抗摔设计。

抛投机器人；抗摔设计；跌落仿真；Ls-Dyna；电池防护

可抛投移动机器人在反恐和维稳行动中发挥着重要的作用[1]。美国、日本等国家均对抛投移动机器人展开了大量研究[2]，其安全跌落高度对应用价值的影响很大，所需求的跌落高度越来越高，然而，这么高的跌落工况对机器人内部结构及元器件的损伤是极其复杂的。因此，需要设计缓冲层减小对机器人内部的冲击力，并需要对机器人进行仿真和试验分析。同时，由于移动机器人常用锂离子动力电池作为能量源，其材质偏软且为了满足长航时需求往往重量较大，导致其跌落瞬时需要承受的能量很大，是机器人内部各元器件抗摔能力中最薄弱的一环，严重制约了可抛投移动机器人的发展和应用前景。

近年来，国内外研究人员对可抛投机器人进行了大量的仿真和试验研究。樊海廷等[3]对微型快换抛投式机器人进行了5 m高度的跌落仿真，找出了转动轴发生变形的最薄弱的部位，并进行了优化。李佳龙等[4]基于Ls-Dyna对机器人进行仿真实验，通过仿真实验得到抛投机器人不同跌落高度、不同着地姿态下各个部件碰撞力的大小，对机器人整体以及危险部位进行了强度分析。姜涛等[5]讨论了缓冲材料在高过载情况下的吸能特性，设计了抛投式机器人缓冲保护壳的结构，并研究了缓冲材料的性质。杨怡蓓等[6]基于虚拟样机技术，采用多体动力学手段研究了机器人跌落碰撞过程中各个参数对冲击力大小的影响。在其他跌落仿真中，王骁等[7]分析了某容器的6种典型工况跌落工况的计算结果，并对其进行了优化设计。王天佑等[8]对圆柱形的车用动力锂电池进行运输包装设计及跌落仿真试验分析。林丽等[9]对跌落测试中的破坏风险进行预测和改进。张宇婷等[10]对椭球型结构的无伞空投储液罐进行了跌落分析。

同时，对电池包的安全性方面研究逐渐成为热点。国内外的研究主要集中在使用复合材料、轻质合金等轻量化材料对电池包进行轻量化设计或采用尺寸优化、拓扑优化以及形貌优化等优化方法对电池包箱体进行结构设计。Hartmann等[11]采用形貌优化，提升了箱体固有频率，在此基础上减轻了电池箱体的重量。Wang等[12]综合考虑静刚度和动频率，对电池包的固定结构进行了拓扑优化。谢晖等[13]对铝合金一体式电池箱上盖进行了形貌优化，轻量化的同时提高了电池箱体的刚强度。兰凤崇等[14]建立了电池包箱体多材料选材与优化设计流程，实现了电池包综合性能提升。

本文首先介绍抛投机器人的抗摔结构；其次，基于Ls-Dyna对机器人的3种跌落工况进行仿真分析，分析在6 m高度跌落时机器人内部的状态情况；同时，针对试验过程中发现的电池包变形的情况，单独提取电池包及其电池支架分析，找出容易受损的主要部位和变形方向，结合实际可使用的空间和重量进行优化设计；最后对改进后的抛投机器人进行试验验证，验证抛投机器人6 m抗摔能力以及改进后电池包裹结构的有效性。

1 可抛投移动机器人跌落原理分析

1.1 抛投机器人抗摔设计与受力分析

可抛投移动机器人结构如图1所示。如图1a所示，机器人为2个半球组成的椭球体外观。如图1b所示，机器人抗摔层由EVA抗摔层、碳纤维抗摔层以及橡胶轮胎组成。如图1c所示，机器人内部主要受力部件为碳纤维抗摔层、卡扣、圆环支架、基座架、受力销轴、电池支架等。受力部件在不同跌落工况下的受力状况不同。当机器人水平跌落时，机器人着地端的卡扣互相挤压，而另一端卡扣互相拉扯，此时卡扣受力比较极端；圆环支架吸收了碳纤维抗摔层变形时冲击到其上的力，该工况下着地端的圆环支架受力较大；电池支架受到电机的惯性力冲击，受到一个向下的压力，使得电池支架变形，同时在基座架与电池支架的连接处也会受到电池支架的拉力；水平工况下导向杆发生位移的趋势小，故受力销轴受力小。当机器人竖直跌落时，机器人碳纤维抗摔层吸收大部分冲击力，卡扣之间相互碰撞，但碰撞力分布在整个卡扣上，圆环支架受到力也分散于支架上，电池支架侧边受到电池的压力，受力同样不好；该工况下导向杆有发生窜动的趋势，受力销轴此时为克服导向杆的位移，受到剪切力。从结构上来看，不同的跌落工况下，受力部件之间的受力方式是不同的。

图1 可抛投移动机器人结构

1.2 抛投机器人跌落理论分析

由于机器人结构复杂，单纯理论计算难以得出准确的数值解，并且实际物理样机验证的经济和时间成本往往很高，所以采用离散模型进行计算机仿真是高效、低成本获取可靠结果的有效途径。机器人在跌落过程中较符合柔性多体系统动力学碰撞过程，具有高度非线性及非定长和变边界的特点。Ls-Dyna采用中心差分法对动力学响应问题进行显式求解，相较于隐式求解方法，显式积分更适合求解大变形、碰撞、接触等瞬间动态变化的动力学问题[3-4,15]。根据达朗贝尔动力学原理，利用有限元法求解结构动力学的普遍方程见式（1）。

由于可抛投机器人内部结构复杂，机器人基座架并未完全固定在左右抗摔结构上，存在一定的左右滑移量，并且具有多个导向杆和滑套，导致在跌落过程中内部零部件还存在较大的三维空间方向的位移。同时内部受力部件较多，工况多变，受力复杂，动力学建模求解理论值难度大，且准确性不高，因此，本次计算采用ANSYS/Ls-Dyna软件进行。

2 仿真分析

2.1 前处理

机器人整体有限元网格模型如图2所示，采用了壳单元、beam单元和实体单元，共生成1 102 547个实体单元、8 515个壳单元和96个beam单元。网格划分结果如图2所示。机器人跌落高度为6 m，机器人整体初始速度为10 844 mm/s，选取机器人3种典型跌落工况，典型工况1为水平跌落（0°），典型工况2为侧向跌落（45°），典型工况3为竖直跌落（90°）。

图2 机器人整体网格划分

2.2 结果分析

仿真结果如图3—7所示。机器人基座架应力云图如图3所示，工况1中最大应力为448.9 MPa、工况2中最大应力为414.2 MPa、工况3中最大应力为446.8 MPa。可知3种工况下基座架最大应力接近，且均未达到材料的屈服点。机器人圆环支架应力云图如图4所示，工况1中最大应力为940.6 MPa、工况2中最大应力为802.2 MPa、工况3中最大应力为305.8 MPa。可知在从工况1向工况3转变的过程中，圆环支架的受力减小。这是由于在0°跌落时，冲击力会直接传递到圆环支架上，且在工况1下，圆环支架达到了材料的屈服点，发生了塑性变形，但未断裂。机器人受力销轴应力云图如图5所示，工况1中最大应力为189 MPa、工况2中最大应力为1 081 MPa、工况3中最大应力为1 243 MPa。可知工况1向工况3转变的过程中，受力销轴的应力增加，工况2和工况3均已达到材料的屈服点，但未断裂。机器人卡扣应力云图如图6所示，工况1中最大应力为926.6 MPa、工况2中最大应力为476.3 MPa、工况3中最大应力为242.1 MPa。可知工况1向工况3转变的过程中，卡扣受力减小。这是由于在90°跌落时，卡扣受力均匀分布，而在0°跌落时，卡扣一侧会受到极大的力，所以会产生较大的应力，但都未达到材料的屈服点。机器人电池支架应力云图如图7所示，工况1中最大应力为466.8 MPa、工况2中最大应力为427 MPa、工况3中最大应力为452.7 MPa。3种工况下应力接近，且都接近材料的屈服点。机器人重要部件的最大应力值如表1所示。综上，3种工况下主要受力的部件不同：水平跌落时，EVA缓冲过后首先受力的是卡扣，且受力比较集中，一侧压力，一侧拉力，然后圆环受到冲击力，接触面的受力较大；转为竖直跌落时，导向杆有位移趋势，因此受力销轴受到较大剪切力。分析结果显示，机器人整体没有发生零部件的断裂，零部件都在材料的屈服点内，因此满足跌落6 m的设计工况。

图3 机器人基座架应力云图

图4 机器人圆环支架应力云图

图5 机器人受力销轴应力云图

3 电池包变形优化

3.1 电池包损伤分析

事实上，依据试验要求对机器人物理样机的多个典型角度进行了10次6 m跌落试验，通过实测发现原设计方案中电池的多个部位发生了不可逆损坏。主要损坏形式是电池受到电池支架的挤压，出现了局部压溃现象，并且电池支架也出现了细微裂纹。可抛投移动机器人中采用了一块2 600 mA·h软包锂离子动力电池，质量为102 g，布置在机器人的中下部，通过电池支架固定在机器人主承力部件中心支架上，如图8所示。拆解试验后的电池包如图9所示。

图6 机器人卡扣应力云图

电池变形及其与中间支架之间衔接件失效的直接后果是电池短路和起火，因此，无论机器人本体设计的多么精妙，电池防护不达标，就会导致电池失效甚至事故。由于电池本身不能替换，所以必须找出机器人在典型方向跌落期间的失效趋势，并计算出易损坏件的最大受力，然后在有限重量下进行对应性改进设计。

图7 机器人电池支架应力云图

表1 机器人重要部件的最大应力值

Tab.1 Maximum stress of important components of robot MPa

图8 机器人锂电池布置位置

图9 实测电池损伤情况

3.2 电池包仿真分析

为了接近实际电池状态，在电池外面包裹缓冲泡棉，选取典型工况1和典型工况3的电池变形云图，如图10所示。由图10a可知，电池下方与电池支架接触位置发生较大变形，最大变形量为3.68 mm。由图10b可知，电池在与电池支架接触的位置发生较大变形，最大变形量为3.83 mm。以上2处电池的最大变形量包含了电池的位移。对比2种工况下和图9受损电池的变形云图可知，仿真结果与实际结果近似。机器人在跌落过程中，电池由于自身重量大，在机器人落地后仍具有较大速度。电池冲击到电池支架上，一方面使得电池支架与中心支架连接处应力增大；另一方面电池冲击在电池支架上，使得电池在冲击处变形，电池受到了不可逆的破坏。

3.3 改进方案

对机器人物理样机多次试验以及电池舱结构进行有限元仿真分析。根据分析结果，得出导致电池支架连接处应力大以及电池变形的主要原因有：电池支架上方存在悬臂梁结构，在电池冲击电池支架时，悬臂梁末端受力，悬臂梁根部应力增大；电池支架设计为2根宽度较窄的梁结构，在电池冲击时，相当于电池支架在对电池进行挤压，使得电池在挤压处变形。

图10 机器人电池变形云图

针对以上2个原因，本着在有限设计质量下必须大幅度增强衔接零件强度，并明显降低电池各向所受压强的思想做出以下改进：

1）抛弃电池支架的悬臂梁结构，将中心支架与电池接触的地方向两侧延伸。

2）将电池支架做成一体化，增加其与电池各个面的接触面积，避免电池冲击时受到梁的挤压。改进后的机器人电池舱结构如图11所示。

图11 改进后的机器人电池舱结构

3.4 仿真验证

对改进后的机器人电池舱的2种典型工况进行仿真，分析结果如图12—13所示。由图12a可知，在典型工况1下电池舱应力最大位置发生在电池支架与中心支架连接外侧处，最大应力达到295.18 MPa，比改进前的应力减小了171.62 MPa。由图12b可知，电池下方与电池支架接触位置的最大变形量为1.28 mm，比改进前的变形量减小了2.4 mm。由图13a可知，在典型工况2下电池舱应力最大位置发生在受力一侧中间支架处，最大应力达到330.48 MPa，比改进前的应力减小了50.67 MPa。由图13b可知，电池侧方与电池支架接触位置的最大变形量为1.45 mm，比改进前的变形量减小了2.38 mm。以上2处电池的最大变形量包含了电池的位移，比改进前电池的变形量大幅减小。改进后的机器人在2种典型工况下的对比如表2所示。

图12 改进后的机器人典型工况1分析结果

4 试验验证

为了验证可抛投机器人6 m跌落的实际情况，以及改进电池保护结构的电池情况，对机器人进行了跌落试验。测试现场图如图14所示，可抛投机器人的设计要求是满足至少10次从6 m高度跌落的工作任务，对典型工况1、工况2、工况3都进行了至少4次的跌落试验。试验完成后机器人仍能正常工作，将测试完成的机器人进行拆解，内部零件均未发生损坏，测试后的电池损伤情况如图15所示。对比改进前的电池损伤情况，发现在之前被电池支架挤压变形部分已看不到明显的变形。验证了可抛投机器人的性能以及改进后的电池保护结构的有效性。

图13 改进后的机器人典型工况3分析结果

表2 改进后的机器人2种典型工况对比

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

图14 试验现场

图15 跌落试验后电池损伤情况

5 结语

首先介绍了可抛投移动机器人的抗摔结构，并基于Ls-dyna对机器人3种典型工况进行了跌落仿真。结果表明3种工况下主要受力的部件不同，整体没有发生零部件的断裂，大部分都在材料的屈服点内，因此满足跌落6 m的设计工况。然后根据实际跌落试验暴露出来的电池损伤问题对电池部分进行了仿真，并提出了改进方案。最后对改进后的机器人进行了跌落试验，验证了可抛投移动机器人6 m抗摔能力，以及改进后的电池保护结构对电池的保护作用。证明在抛投机器人跌落场景下，采用离散多体动力学碰撞方程和有限元分析方法可以在设计阶段有效验证和提升其内部器件的抗摔能力。

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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

责任编辑：曾钰婵