江勵，唐黎明，田一鳴，湯健華，熊達明

（1.五邑大學 智能制造及機器人研究中心,廣東江門 529020；2.合肥學院 超精密加工中心,合肥 230022）

一直以來，仿人機械手始終是機器人領域的一個熱點研究內(nèi)容，其中在仿人機械手的設計中其擬人性受到了更多的關注。這主要表現(xiàn)為仿人機械手不僅需要有與人手相近的外觀，同時也需要有與人手相近的尺寸，并能夠完成人手所具備的基本操作功能。因此，仿人機械手對于作為其核心部件的驅動器有著相當高的性能要求，具體來說，應用于仿人機械手的驅動器應該具有輸出速度快、輸出力大、質量輕以及體積小的特點。

“纏繞繩驅動”作為一種具有極高減速比的驅動方案受到了越來越多的關注。Shoham M 提出了“Twisting wire actuator”的概念[1]。該驅動器被稱為“Strand-muscle actuator”[2]，“Twist drive”[3-5]，“Twisted string actuation/actuator（TSA）”[6-16]或“Mini Twist”[17]。本文采用“Twisted string actuation/actuator”來指代這種類型的驅動器，并將其翻譯為“纏繞繩驅動器”。在纏繞繩驅動器中，繩索替代了傳統(tǒng)的齒輪箱將電機與被驅動物體直接相連，從而使得其具有結構簡單、體積小以及質量輕的特點。此外，其所具備的極高的減速比使得它可以采用微型電機作為原動機，這又使得它的體積與質量能夠得到進一步地減小。但該驅動器的輸出速度相對較低，成為限制其在仿人機械手領域應用的一個關鍵性制約因素。

通過在纏繞繩驅動器中引入被動離合機構（Passive clutch mechanism）。Shin 等提出了一種雙模式驅動器，并將其應用到一款機械手指的設計當中[18]。該驅動器利用改變繩索的纏繞半徑的方法可以實現(xiàn)兩種不同的驅動模式，盡管不能同時輸出較高的力以及較快的速度，但得出了其仍然能夠很好地滿足機械手在抓取物體時對于力以及速度的要求的結論。該驅動器不同模式之間的轉換是利用制動器（Brake）與纏繞耦合器2（Twisting coupling 2，TC2）所形成的被動離合機構實現(xiàn)的。只有當繩索作用在TC2 上的力矩大于制動器作用在TC2 上的摩擦力矩時才能實現(xiàn)模式轉換，因此該轉換過程是被動的，不能夠實現(xiàn)不同模式之間的主動選擇。隨著磨損的加劇，制動器與TC2 之間的摩擦力將會發(fā)生改變，這將導致模式轉換的閾值發(fā)生改變。此外該驅動器的解纏繞過程也過于復雜。

為了克服文獻[18]所提出的驅動器的不足之處，Jeong 等在文獻[19-21]中提出了主動雙模式纏繞驅動機構（Active dual-mode twisting actuation mechanism）和雙速度小型變速機構（2-Speed small transmission mechanism）。通過采用一對相嚙合的齒輪以及離合器電機組成的主動離合機構替代文獻[18]中所提出的被動離合機構，主動雙模式纏繞驅動機構可以實現(xiàn)驅動模式的主動轉換，并且其解纏繞過程也得以簡化。但是，在整個驅動過程中驅動器的輸出力始終與主電機以及離合器電機的輸出力相耦合，并且在模式轉換過程中它難以對外界負載的變化做出及時的響應[21]。除此之外，其控制程序也較為復雜。通過對離合機構的技術改進，上述問題在文獻[21]中得到了解決。文獻[21]中所提出的驅動器仍然存在著同步器以及纏繞耦合器1（Twisting coupling 1，TC1）的惰輪過于復雜的弊端，這將不利于驅動器的加工制造以及生產(chǎn)成本的控制，并且為了保證同步器以及TC1 惰輪的各個離合器齒能夠同時進入嚙合狀態(tài)并相互鎖緊，離合器齒的設計還需滿足相應的設計公式，這在一定程度上又增加了該驅動器的設計難度。

對文獻[21]所提出的驅動器進行了結構上的重新設計，在速度模式中引入了全新的堆疊運行階段，并將其命名為雙模式纏繞繩驅動器。為了驗證所提出的驅動器在仿人機械手中應用的可行性，利用該驅動器設計出了一款仿人機械手指的樣機。

1 結構設計及運行原理

1.1 理論基礎

纏繞繩驅動器是一種線性驅動裝置，基于繩索之間的相互纏繞會使其長度縮短的原理，通過將若干根平行放置的相同半徑的繩索的一端與電機輸出軸相連，另一端與待驅動物體相連，利用電機的旋轉運動使繩索發(fā)生相互之間的纏繞從而實現(xiàn)對物體的驅動，纏繞繩驅動器原理圖如圖1 所示。

圖1 纏繞繩驅動器原理圖

圖1 中，L為繩索的初始長度，并假設其在整個纏繞過程中保持不變，D為繩索輸出點到纏繞后繩索的軸心線之間的距離，β為繩索纏繞的螺旋角，r為繩索的纏繞半徑（其值等于繩索的半徑），當電機的轉角為θ時繩索的收縮長度ΔL計算式為

對式（1）兩端關于時間求導可得

相對于齒輪減速機構，由于纏繞繩索之間的摩擦力很小，因此可以認為在傳動過程中繩索上的功率損失為零，此時驅動器的輸出力計算式為

式中τ為電機的扭矩。

由式（1）、式（2）可知，繩索的收縮長度及收縮速度分別與其纏繞半徑成正相關。在電機的轉速不變的情況下可以通過改變纏繞半徑的方法來提高驅動器的輸出速度和收縮長度。式（3）表明在其它條件保持不變的情況下，驅動器的輸出力將會隨繩索纏繞半徑的增大而減小。因此在雙模式纏繞繩驅動器的設計過程中，需要根據(jù)相應模式下驅動器的最大負載情況利用式（3）對纏繞半徑進行合理的選擇。

1.2 結構設計

圖2 為驅動器樣機，具體設計參數(shù)參見表1。通過改變繩索的纏繞半徑，該驅動器能夠實現(xiàn)兩種不同的運行模式：速度模式和力模式，并且可以實現(xiàn)這兩種模式之間的主動轉換。

圖2 驅動器樣機

表1 驅動器及機械手指設計參數(shù)

圖3 為該驅動器的爆炸圖，在驅動器骨架的兩個軸承座內(nèi)分別安裝有一薄壁軸承。同步器無法蘭的一端可軸向滑動地安裝在靠近驅動器輸出端的軸承內(nèi)；主軸的一端穿插在同步器的軸孔內(nèi)，另一端則安裝在遠離輸出端的軸承上，并通過緊定螺釘與主電機的輸出軸相連。在這里，同步器和主軸是實現(xiàn)模式轉換功能的核心零件。為了實現(xiàn)離合功能并降低設計難度，在結構上同步器的設計摒棄了多齒離合的方式，而采用了內(nèi)嵌式對稱布置的一對耦合槽與主軸上的耦合爪相配合的方案。同時，為了降低主軸的加工難度，其被分為主軸和軸套兩個零件進行分體制造，最后通過緊定螺釘組裝成一個整體，見圖4。

圖3 驅動器爆炸圖

圖4 主軸及同步器結構示意

為實現(xiàn)速度模式與力模式間的主動轉換并減小副電機用于鎖緊同步器所造成的非必要的能量損失，設計中引入了具有自鎖功能的絲桿滑塊機構。其中，絲桿利用一對軸承安裝在絲桿座上，絲桿座利用電機安裝座及蓋板安裝在驅動器骨架上。在滑塊上安裝有驅動軸承，該軸承與滑塊上的凸起1 相配合以驅動同步器，實現(xiàn)同步器沿主軸方向的往復運動及位置鎖定功能?；瑝K底部的凸起2 則與絲桿座上的滑槽相配合以限制滑塊的轉動。副電機穿過電機安裝座上的通孔，安裝在絲桿座與驅動器骨架所形成的電機孔內(nèi)，并通過連軸器與絲桿相連。驅動繩索穿過主軸及同步器上對稱布置的繩孔，首尾連接在一起從而形成驅動器輸出端的一對驅動繩索，與被驅動物體相連。由于凸起1 的頂端到軸套柱面之間的距離將會影響到速度模式中堆疊運行階段的范圍，因此在設計中兩者之間的距離需要根據(jù)繩索在速度模式中所需纏繞的長短適當?shù)倪x擇。

圖5 和圖6 分別手指的結構示意圖和樣機。出于降低手指的復雜程度和最大限度地減少驅動器數(shù)量的目的，手指的遠節(jié)指骨和中節(jié)指骨被設計成一個整體，并將其稱為末端指骨；而近節(jié)指骨則與末端指骨構成四桿機構，因此兩者之間的運動是相耦合的，這使得該手指具備一個自由度；驅動器作為機架通過兩根軸與手指連接在一起，驅動器輸出的驅動繩索直接與末端指骨上的繩軸相連，以實現(xiàn)對手指的驅動；而手指的復位運動則是通過安裝在近節(jié)指骨和末端指骨連接軸上的扭轉彈簧實現(xiàn)的。

圖5 手指結構示意圖

圖6 仿人機械手指樣機

1.3 運行原理

如圖7a）所示，速度模式中同步器在滑塊的作用下被鎖定在靠近驅動器輸出端的一側，此時繩索會在主電機的作用下穿過同步器中對稱布置的繩孔而纏繞在軸套上，由于軸套的半徑相對較大，根據(jù)式（2）在電機的轉速保持不變的情況下驅動器將會產(chǎn)生一個相對較快的收縮速度，又由于電機的輸出功率是一定的，因而此時驅動器的輸出力相對較小。驅動器由速度模式向力模式的主動轉換是通過副電機所驅動的絲桿滑塊機構實現(xiàn)的。首先，滑塊在副電機的驅動下向靠近電機的一端移動，直到驅動軸承與同步器的端面法蘭接觸，緊接著同步器將會與滑塊一同移動直到同步器上的耦合槽與主軸上的耦合爪相耦合，此后驅動器便進入了力模式，見圖7b）。在力模式中同步器將會與主軸做等速同步運動，此時由同步器的繩孔中輸出的一對繩索將會發(fā)生相互之間的纏繞，由于繩索的半徑遠小于軸套的半徑因此驅動器的輸出速度相對較小而其產(chǎn)生的收縮力，亦即驅動器的輸出力將會很大。

圖7 模式轉換過程

驅動器的解纏繞過程正好與上述過程相反。同步器在主電機的驅動下按照與力模式中相反的方向旋轉，直到在力模式中纏繞的繩索完全解纏繞為止；副電機將會驅動同步器向驅動器輸出端方向移動最終將同步器鎖定在輸出端；已經(jīng)解耦合的主軸會繼續(xù)轉動并將纏繞在其上的繩索解開。

2 實驗驗證

實驗1 中，采用圖8 所示的設備測試驅動器的輸出力。圖8a）中包括：拉力傳感器（10KG-DYLY-102、30KG-DYLY-103，分別用于速度模式和力模式）、力傳感器變送器、數(shù)據(jù)采集卡、直流電機伺服驅動器以及PC 機。

圖8 驅動器性能測試設備

圖9 為驅動器輸出力測試結果。由圖9 可知，在速度模式和力模式中驅動器的最大輸出力分別為31.9 N 和305.7 N。顯然，該驅動器在力模中的輸出力要遠大于在速度模式中的輸出力，并接近其最大輸出力的10 倍。在這兩種模式中驅動器的輸出力存在一個“回復”的現(xiàn)象，也即當輸出力達到最大值后在力的保持階段會出現(xiàn)拉力值緩慢下降最后趨于平穩(wěn)的現(xiàn)象。這主要是因為繩索內(nèi)部各纖維之間存在著微小的間隙，在力保持階段繩索上的拉力會促使繩索纖維發(fā)生移位以填補這些間隙，并進一步導致繩索纏繞螺旋角的減小，使得繩索整體長度逐漸增加，從而表現(xiàn)為拉力的緩慢下降。然而繩索纖維之間的間隙是有限的，當這些間隙被填滿后纖維將不再發(fā)生移位，在此之后繩索的長度將會保持在一個穩(wěn)定的值不再發(fā)生變化，最終表現(xiàn)為拉力下降到一定值后趨于平穩(wěn)的現(xiàn)象。實驗中采用了以合股方式制作的繩索作為纏繞繩索，相對于其而言，采用編織方式制作的繩索各纖維束之間的約束更多，在相同的拉力作用下各纖維的移位現(xiàn)象將會得到很大程度的削減。因此預期采用編織繩索以代替合股繩索，并對其進行預加載處理以排除其中的間隙，會在很大程度上減小這種“回復”現(xiàn)象。

圖9 驅動器輸出力測試結果

實驗2 對驅動器在不同模式中的收縮長度、位移以及模式轉換過程進行了測試。在該實驗中用量程為300 mm 的位移傳感器（KPM16-300-DL）替換了實驗1 中的拉力傳感器和變送器（見圖8b）），并利用高速工業(yè)相機（ZR-CAM003）對速度模式中驅動器的運行過程進行了記錄，其余設備與實驗1 相同，實驗結果見圖10 和圖11。由圖10 和圖11 可知，驅動器在速度模式和力模式中的最大位移分別為87.8 mm 和112.3 mm，通過計算可求得驅動器在兩種模式中的最大輸出速度分別為46.6 mm/s 和448.7 mm/s。顯然，速度模式中驅動器的輸出速度遠大于力模式中的輸出速度，并且兩者之間同樣保持著接近10 倍的關系。

圖10 速度模式收縮長度測試結果

圖11 力模式收縮長度測試結果

通過對高速相機的記錄結果與測試數(shù)據(jù)的分析可以知道，在速度模式中繩索的纏繞過程可分為纏繞、堆疊和減速3 個階段。纏繞段與堆疊段之間以圖10a）中的B點為分界點，在該點之前為繩索在軸套上的螺旋纏繞過程，驅動器的輸出速度由零逐漸增加最后趨于穩(wěn)定。根據(jù)圖10(b2），在B點繩索開始與同步器的端面相接觸，盡管其對驅動器的輸出速度沒有產(chǎn)生明顯影響，然而此后由于繩索與軸套母線間的夾角變?yōu)?0°所發(fā)生的將不再是繩索的螺旋纏繞。由圖10（b3）可知，在C點處軸套上的繩索開始發(fā)生堆疊，直到繩索與滑塊上的凸起1 接觸為止，即圖10a）中的D點。在堆疊過程中，繩索與同步器端面之間的摩擦力矩將會隨堆疊圈數(shù)的增加而增加，但是由于摩擦力矩變化的幅度較小其對驅動器輸出速度的影響并不大，在圖10a）中即表現(xiàn)為曲線的斜率在BD段后期輕微地下降。因此，對于那些在堆疊段中繩索堆疊的圈數(shù)較小的應用場合來說，在該階段驅動器的輸出速度可近似為常量。此外，注意到繩索在堆疊段的收縮長度接近纏繞段的4 倍，這表明堆疊段的引入能夠極大地增加雙模式纏繞繩驅動器在速度模式中的運行范圍。隨著繩索堆疊半徑的增加，在D點滑塊上的凸起1 將會與繩索相接觸并對主軸產(chǎn)生反向力矩作用。此后隨著繩索堆疊半徑的增加凸起1 作用在主軸上的力矩將會越來越大，進而導致驅動器輸出速度的急劇下降，即表現(xiàn)為圖10a）中DE段曲線斜率的急劇減小。

由圖11 可知，最初，曲線的斜率上升得緩慢且平穩(wěn)，但在A點處則發(fā)生了突變，并表現(xiàn)出明顯的波動現(xiàn)象。這是因為繩索纏繞的角度會隨時間逐漸增大，根據(jù)式（2）在電機轉速不變的條件下，驅動器的輸出速度也將逐漸增大。在A點之后由于纏繞的角度過大，繩索將發(fā)生扭曲、結節(jié)并形成一個個包狀結點（即過度纏繞現(xiàn)象，見圖12）而這些結點會導致繩索纏繞半徑的陡然增加，此外這些結點是隨機產(chǎn)生的，這就導致了驅動器輸出速度在A點處的突變以及此后的波動現(xiàn)象。因此，在實際應用中為保證輸出速度的平穩(wěn)，應避免驅動器在A點之后的區(qū)域內(nèi) 運行。

圖12 過度纏繞現(xiàn)象示意圖

驅動器模式轉換的實驗結果如圖13 所示，實驗中主電機的轉角度設定為35 156°，為了實現(xiàn)同步器與主軸的耦合，副電機的轉角設定為3 750°，并相對于主電機延遲60 ms 后啟動。由實驗結果可知，當主電機的轉角為596.3°時驅動器完成了模式轉換順利地進入到力模式中，并在力模式中運行到預定的轉角后停止。實驗表明所設計的驅動器可以通過選擇副電機的延遲啟動時間以實現(xiàn)速度模式與力模式之間的轉換。

圖13 驅動器模式轉換測試結果

由實驗1 和實驗2 可知，盡管在速度模式中該驅動器的輸出力比文獻[21]中提出的雙速度小型變速機構小9.6 N，但是在力模式中該驅動器的輸出力卻比文獻 [21]所提出的機構的相應模式的輸出力大87.8 N。此外在力以及速度模式中該驅動器的輸出速度分別接近于雙速度小型變速機構中對應模式的8 倍。對于模式轉換過程，由于主電機可以通過伺服控制系統(tǒng)以給定的速度運行到指定的位置，所以可以通過對副電機延遲時間的選擇來控制繩索在速度模式中纏繞的圈數(shù)（即，模式轉換點），所以該驅動器模式轉換過程是主動且可控的。

基于文獻[18]中對人手運動的觀察與分析結果，預期該驅動器在仿人機械手的設計中會取得相對較好的性能表現(xiàn)。為了對此進行驗證，在實驗3 和實驗4 中分別對所設計的仿人機械手指的樣機進行了指尖力和彎曲速度的測試。

實驗3 的設備如圖14 所示。為了測量出指尖力，實驗1 中的拉力傳感器被替換成最大量程為6 kg的懸臂梁傳感器（6KG-DYX-306），并選用DY-510變送器與其相匹配，該傳感器與豎直方向的夾角被設定為45°，其余設備保持不變。指尖力測試結果如圖15 所示，由圖15 可知，在實驗條件下該手指的最大指尖力為16.0 N。

圖14 指尖力測試設備

圖15 指尖力測試結果

在實驗4 中，利用高速工業(yè)相機（ZR-CAM003）記錄所設計手指在速度模式中的彎曲過程，見圖16。根據(jù)相機所記錄的結果，通過計算可得其最大彎曲速度為1 552 °/s。

圖16 手指彎曲試驗結果

上述結果表明，所提出的驅動器能夠滿足仿人機械手指的嵌入式設計要求，并且可以產(chǎn)生較高的指尖力和彎曲速度。進而，所提出的驅動器在仿人機械手中應用的可行性得到了實驗的驗證。

3 結論

1）在纏繞繩驅動器的基礎上針對已有的雙速度小型變速機構所存在的零件過于復雜，設計難度較大的問題，提出了一種全新的設計方案。通過結構上的創(chuàng)新設計在滿足對驅動器的功能要求的同時，降低了零件的設計和制造難度實現(xiàn)了零件的簡化，進而使得該類型驅動器的生產(chǎn)成本得到一定程度的控制。實驗結果表明：所提出的主動雙模式驅動器能夠順利的實現(xiàn)運行模式的主動轉換；其速度模式的輸出速度接近于力模式輸出速度的10 倍；而力模式的輸出力則接近于速度模式輸出力的10 倍，并且在力模式中其最大輸出力達到了305.7 N，比現(xiàn)有的雙速度小型變速機構高出87.8 N。

2）通過增加所提出的雙模式纏繞繩驅動器的纏繞半徑并引入堆疊運行階段，驅動器在速度模式中的運行范圍得到擴大，最大收縮長度達到112.3 mm；與此同時該驅動器的最大輸出速度得到了很大程度的提升，并達了現(xiàn)有驅動機構的8 倍。這使得所提出的驅動器更加適用于那些對動作速度有較高要求的應用場合。

3）成功地將所提出的驅動器應用到了一款仿人機械手指的設計中，并制造出了該手指的樣機。對該手指的實驗結果表明，提出的雙模式纏繞繩驅動器能夠滿足仿人機械手對于體積、質量、輸出速度以及輸出力的要求，所設計出的機械手的最大指尖力為16.0 N，最大彎曲速度為1 552 °/s。因此該驅動器在仿人機械手的設計中具有較高的應用價值。

4）驅動器在不同模式中的運動學模型在控制系統(tǒng)的設計中具有較為重要的作用。盡管傳統(tǒng)的運動學模型能夠給出相對準確的結果，但是該模型仍然存在著一定的誤差。因此，對于速度模式以及力模式如何建立出較為精確的運動學模型將是本課題在接下來的工作中研究的重點。