方躍法,孫天宇
(北京交通大學機械與電子控制工程學院, 北京 100044)
在科技不斷進步和裝備自動化程度不斷發(fā)展的今天,機器人行業(yè)逐漸成為了當下研究的熱門領域.由于需求的不同,機器人的結構種類趨于多樣化[1].其中,移動機器人的應用較為廣泛,但是,大多數(shù)輪式移動機器人[2]存在無法適應多變地形、狹小空間無法轉向等問題,難以適應空間受限和崎嶇山路等工況.因此足式全向移動機器人的研究顯得尤為重要.
目前國內(nèi)外眾多研究學者針對足式機器人的研究做了大量富有成效的工作.研究多以仿生機械腿為主,其中大部分的仿生機械腿都追求外形仿生,因而采用多關節(jié)串聯(lián)的形式,如Plecnik 等[3]基于stephensonⅠ-Ⅲ型六桿機構設計的足式步行機器人,可根據(jù)不同的設計軌跡衍生出不同的設計方案;Zhang 等[4]設計的蝗蟲跳躍機器人具有良好的穩(wěn)定性,能實現(xiàn)直線跳躍;Seok 等[5]設計了一種腿部機構基于三連桿串聯(lián)的獵豹機器人,奔跑速度可以達到24.12 km/h.雖然功能強大,但串聯(lián)機構具有承載能力偏低、速度偏慢、運動慣性較大等缺點,所以針對并聯(lián)移動機器人的研究越來越深入.
并聯(lián)機構可以將驅(qū)動器安裝在基座或接近基座的運動副上,因此具有運動慣性小、承載能力高、響應速度快等特點.如Giewont 等[6]設計的Delta-Quad 機器人,具有低慣性和高速度.Air Hopper 機器人[7]可提高驅(qū)動加速度,以提供強勁動力.Pan 等[8]設計的六足章魚機器人具有較高精度和承載能力.王洪波等[9]設計的可重構步行機器椅,既可提高穩(wěn)定性,又可降低重心.
此外,目前移動機器人轉彎功能的實現(xiàn),多采用差速或臀部轉向關節(jié),在轉彎過程中需要占用一定的空間.因此,本文設計了一種具有三自由度并聯(lián)機構腿的足式步行機器人.該機器人的腿部結構應用了多自由度驅(qū)動系統(tǒng),同時采用多耦合閉鏈結構,相比傳統(tǒng)并聯(lián)機構,結構上更加簡單,減少了干涉,增大了可達工作空間且具有2R1T 自由度,實現(xiàn)了全向[10]移動,避免了轉彎的復雜步態(tài),解決了空間受限情況下無法移動的問題.
獵豹的基本運動形式見圖1,前肢肩關節(jié)能夠?qū)崿F(xiàn)前后擺動和左右張開,如同運動副中的U 副.肘或膝關節(jié)可上下彎曲,如同關節(jié)R 副,根據(jù)動物踝關節(jié)是否能夠全方位轉動,可演變?yōu)镽 副或S 副,因此動物腿部可以利用URS 或URR 關節(jié)串聯(lián)來代替.為了簡化結構,取消踝關節(jié),因此本文采用UR結構來設計并聯(lián)腿.
整體結構分為驅(qū)動系統(tǒng)和被動執(zhí)行系統(tǒng).其中,驅(qū)動系統(tǒng)通過共用驅(qū)動的方法,用3 個電機控制2 個U 副,同時產(chǎn)生2 個輸出桿.如圖2(a)所示,第一 支 鏈 由 電 機1 通過轉動副R11,R12,R13依次連接L11,L12,L13,第三支鏈由電機3 通過轉動副R31,R32依次連接L31,L13,形成第一U 副,L13作為第一輸出桿.同理,第二支鏈與第三支鏈可形成第二U 副,L23作為第二輸出桿.由圖2(b)可知,桿L31,L13,L23形成了一組復合鉸鏈,其連接運動副為R32,R33.
圖2 驅(qū)動結構拆解圖Fig.2 Disassembly diagram of drive structure
被動執(zhí)行系統(tǒng)由傳統(tǒng)的四桿機構組成,將第一、二輸出桿作為四桿機構的兩驅(qū)動桿,可實現(xiàn)類似于獵豹膝關節(jié)的R 副,進而設計了一種全新機構如圖3所示.圖3 中桿La、Lb為四桿機構的被動桿,可通過兩驅(qū)動桿的控制實現(xiàn)足端任意位置的移動.
圖3 并聯(lián)機構腿幾何模型圖Fig.3 Geometric model diagram of parallel leg mechanism
機器人整體三維結構圖如圖4 所示,移動平臺通過螺栓連接多個固定板組成,驅(qū)動電機通過電機座與移動平臺固連.每個機構腿通過3 個電機控制,共12 個電機且均用聯(lián)軸器直接與驅(qū)動連桿相連.
圖4 四足全向步行機器人三維結構圖Fig.4 Three-dimensional structure of four-footed omnidirectional walking robot
由于該并聯(lián)機構含閉鏈結構,無法直接運用GK 公式進行計算,需引入復合運動副概念,將閉鏈結構轉化為傳統(tǒng)機構后計算.圖5(a)為機構腿第一、三支鏈組成的復合運動副機構簡圖,轉化后的傳統(tǒng)機構如圖5(b)所示.
圖5 閉鏈結構轉換圖Fig.5 Conversion diagram of closed-chain structure
首先,分析復合運動副自由度,以保證簡化后機構的運動狀態(tài)不變.按照圖5(a)中坐標系寫出支鏈運動副的運動螺旋系為
式中:符號c 表示余弦函數(shù);符號s 表示正弦函數(shù);$表示旋量;θ表示角度,旋量和角度的下標表示圖5(a)中對應的轉動副,根據(jù)互易積為0,可得復合運動副的總約束螺旋系為
式中:$pr表示復合運動副約束螺旋,其下標表示約束螺旋個數(shù),根據(jù)式(2)可知,公共約束λ=3,剩余約束tr=1,不存在線性相關性,其秩kr=1 則冗余約束v=tr-kr=0.代入G-K 公式可得
式中:M表示機構自由度;n表示構件數(shù)目;g1表示運動副的數(shù)目;d為空間機構自由度數(shù);fi表示第i個運動副的自由度數(shù);ζ表示機構中存在的局部自由度.對式(2)求反螺旋,可得復合運動副的總運動螺旋系為
式中:$pm表示復合運動副的運動螺旋,可簡化為兩轉動副串聯(lián)的形式,如圖5(b)中運動副R1、R2所示.同理可得由機構腿第二、三支鏈組成的復合運動副的總運動螺旋系,簡化后如圖5(b)中運動副R1、R3所示.按照圖5(b)中坐標系可得腿部結構運動副的運動螺旋系為
式 中:α1=sθ1(cθ2+cθ3);β1=sθ2+sθ3;γ1=-cθ1(cθ1+cθ3).旋量和角度的下標表示圖5(b)中對應的轉動副,根據(jù)互易積為0 可得腿部結構的總約束螺旋系為
式中:$tr表示腿部結構約束螺旋,其下標表示約束螺旋個數(shù),由式(6)可知,公共約束λ=1,剩余約束tr=3,線性相關且秩kr=2,故冗余約束v=1,由于計算自由度過程中,運動副R1被重復使用了兩次,故構件數(shù)量n=7,運動副數(shù)量g1=7,代入G-K 公式可得
綜上所述,并聯(lián)機構的自由度為2R1T且為RxRyTz.
繪制機構運動簡圖,建立如圖6 所示左手坐標系運動學模型,圖6 中,連接轉動副R13與Ra之間的連桿為桿L13,連接轉動副Ra與Rc之間的連桿為桿Lc,連接轉動副R12與R13之間的連桿為桿L12,連接轉動副R23與Rb之間的連桿為桿L23,連接轉動副R31與R32之間的連桿為桿L31,轉動副R33為復合鉸鏈連接桿L13和桿L23.根據(jù)自由度的類型,該機構輸出的參數(shù)應為2 個姿態(tài)參數(shù)和1 個位置參數(shù)(θx,θy,z).由于足端不需要考慮姿態(tài)的變化,且足端軌跡計算只需末端位置參數(shù)P=(x,y,z)即可.參數(shù)P與(θx,θy,z)又存在函數(shù)關系,所以用(x,y,z)表示運動學參數(shù).計算機構逆解即給定P=(x,y,z),求解驅(qū)動關節(jié)(θ11,θ21,θ31)的數(shù)值,根據(jù)幾何關系可得P,P1,P2點坐標為
式中:φ1為桿L23與yz平面所成線面角的角度;φ2為桿L13與y軸負方向所成角度;φ3為桿L23與y軸負方向所成角度;P1為轉動副R13的位置坐標;P2為轉動副R23的位置坐標;a為桿L13上轉動副R32與Ra之間長度;c為桿Lc的長度;e為桿L12的局部長度;r為桿L23上轉動副R33與R23之間長度;b為桿L31的局部長度;根據(jù)結構特征可得出φ3>φ2,θ角的下角標與圖6 中轉動副的下角標相對應.
圖6 腿部機構結構簡圖Fig.6 Schematic diagram of leg mechanism
(x,y,z)坐標已知,根據(jù)點P位置參數(shù)易得
式中
聯(lián)立式(9)~式(11)可以解出
運動學正解,即已知輸入驅(qū)動(θ11,θ21,θ31),求解末端的位置參數(shù)P=(x,y,z).由式(8)可知,P 點的位置可用中間參數(shù)(φ1,φ2,φ3)表示,故建立(θ11,θ21,θ31)與中間參數(shù)(φ1,φ2,φ3)之間的函數(shù)關系,再代入到P 點坐標中,正解可得.由式(13)可知
選取兩轉動副R13和R32的中點連線的中點P3,建立函數(shù)關系可得
聯(lián)立式(15)中對應項,求解可得
式中:θ12為中間變量,表示轉動副R12轉動的角度,利用兩轉動副R13和R32的中點連線的定桿長約束條件,消去中間變量θ12后可得
將式(17)代入到式(16)中可解得φ2,同理可以求得φ3為
綜上所述可得
將式(19)代入到式(8)中可得運動學正解參數(shù).
機器人工作空間是衡量運動性能的重要指標之一,分為可達工作空間、靈活工作空間、定姿態(tài)位置工作空間和定位置姿態(tài)工作空間.可達工作空間指末端執(zhí)行器上某一點所有可達到的點的集合,不需要考慮足端的姿態(tài),所以僅對可達工作空間進行分析.參考桌面型樣機尺寸確定參數(shù)a=122 mm,c=158 mm,r=16 mm,e=48 mm,b=26.5 mm,采用逆解搜索法,先確定連桿干涉條件,保證Dqi≥D(Dqi表示兩相鄰桿中心線之間最小距離,D 表示兩連桿寬度或直徑和的一半),再確定驅(qū)動關節(jié)變量范圍為
最后選取空間的搜索范圍為
離散化三維空間,依次將點集代入逆解程序,保留符合關節(jié)和干涉條件的點集,最終得到點集圖如圖7 所示.
由Matlab 求解工作空間邊界點所圍體積為V=9144270.345 7440 mm3,工作空間性能的體積指數(shù)[11]表示為
式中:V表示機構工作空間體積;L3vi表示第vi個相關的桿件長度的立方,與本機構相關的桿件長度共2 個,分別為圖6 所示的a、c,將相關數(shù)據(jù)代入式(22)可求得VI=1.587 5.標準化工作空間性能指數(shù)NVI,可表示為
式中:VImax為理想最大工作空間體積指數(shù),對于平行四邊形結構,其值為定值故根據(jù)式(23)計算可得NVI=0.378.而傳統(tǒng)的PUMA 機器人的標準指數(shù)僅為0.32[11],由此可知,該機構具有較大的可達工作空間.此外,圖7 中工作空間為三維且不同方向的運動相互獨立互不影響,可為全向移動提供可行條件,無需規(guī)劃復雜步態(tài),應用更簡單.
靜力學分析的目的是為了計算驅(qū)動電機上所受轉矩大小以選取合適的電機,如果電機的轉矩大小選取不當則無法實現(xiàn)穩(wěn)定行走,故靜力學分析是十分必要的.本文利用虛功原理[12]進行求解.對于機構力學系統(tǒng)來說,應逐個分析并聯(lián)機構腿各桿件所受的外力.在不忽略任何條件的情況下,對整體系統(tǒng)進行力學模型的建立,則可得方程
式中:Tg表示重力對廣義坐標的影響力矩;Tw表示外力對廣義坐標的影響力矩;Ta表示驅(qū)動力矩;Ti表示系統(tǒng)慣性力對廣義坐標的影響力矩.靜力學計算無需考慮慣性力對廣義坐標的影響.其中,機器人運動過程中外力的影響是指地面給機構的支撐力.而對于主要采用鋁合金材料制成的機器人,根據(jù)材料密度2.7 g/cm3以及solidworks 計算所得機構體積可得實際樣機重量約為5 kg,假定施加20 kg 負重,共25 kg.雙足支撐時支撐力最大為F=25g/2≈125 N,其方向為豎直向上.對于重力矩的計算,每個連桿的重力都對機構產(chǎn)生影響,故均不能忽略.經(jīng)計算可得,在直角坐標系下的靜力學方程為
式中:Mj表示第j個驅(qū)動力矩;θj表示第j個驅(qū)動轉角;mu表示第u個連桿的重量;dzu表示第u個連桿的重力在豎直方向上的虛位移;dz表示外力在豎直方向上的虛位移.由于式(25)是在直角坐標系下的靜力學方程,所以需要轉化成廣義坐標方程進行求解.通過運動學正解,建立廣義坐標與豎直位移間關系,代入式(25)求導可得
因為虛位移不為0,則根據(jù)式(26)可知
式中:A1,B1,C1是與廣義坐標有關的多項式,轉矩的大小隨廣義坐標值的變化而變化.在計算驅(qū)動力矩時,給定驅(qū)動參數(shù)為每條腿最大受力約為125 N,按照給定驅(qū)動參數(shù)進行仿真所得結果如圖8(a)所示.在末端負載125 N 的情況下,驅(qū)動力矩最大不超過20 N·m,提高了驅(qū)動電機的利用率.故在實際應用過程中,可有效運輸一定重量的重物.運用Mathematica 軟件進行靜力學理論計算所得圖像如圖8(b)所示.
圖8 靜力學分析圖像Fig.8 Static analysis images
由圖8 可知,理論值和仿真值曲線幾乎完全一致,仿真值與理論計算值結果對比見表1.
由表1 可知,根據(jù)計算所得的理論數(shù)據(jù)值與仿真所得真實數(shù)據(jù)值幾乎完全一致,但仍存在一定誤差.產(chǎn)生誤差原因主要在于靜力學計算忽略了加速度產(chǎn)生的影響,所以計算值必然會產(chǎn)生一定誤差.但從結果來看,相對誤差最大不超過5%,實際誤差不超過0.5 N·m,故可論證計算過程與方法的正確性.
表1 力矩結果對比表Tab.1 Comparison of torque results N·m
四足機器人在行走過程中,腿可分為支撐腿和擺動腿,機器人向前運動的產(chǎn)生是通過支撐腿與地面的靜摩擦力來實現(xiàn)的,故支撐腿一定存在.根據(jù)支撐腿的個數(shù)不同,分為單足支撐步態(tài),雙足支撐步態(tài)和三足支撐步態(tài)3 種[13],其中雙足支撐步態(tài)又分為同側雙足支撐步態(tài)和異側雙足支撐步態(tài).每一種步態(tài)又分3 個階段:啟動階段,行走階段和制動階段.步態(tài)的支撐腿越多穩(wěn)定性越強,三足支撐步態(tài)在降低速度的同時提高了穩(wěn)定性,可用于越障,雙足支撐步態(tài)雖然犧牲了穩(wěn)定但提高了速度,可用于平地運輸,故需規(guī)劃三足支撐步態(tài)和雙足異側支撐步態(tài)兩種步態(tài).具體行走步態(tài)如圖9、圖10 所示,紅色表示擺動腿,黑色表示支撐腿.
圖9 三足支撐步態(tài)規(guī)劃圖Fig.9 Gait planning diagram of three-footed support
圖10 雙足異側支撐步態(tài)規(guī)劃圖Fig.10 Gait planning diagram of two-footed support on different sides
三足支撐步態(tài)啟動階段為前兩階段,后兩個階段為制動階段,時間為t1,中間4 個階段為行走階段,時間為t2.圖9 中擺動和支撐過程中較長步幅為2L/3,足端擺動和支撐過程中較短的步幅為L/3.由于三足支撐的穩(wěn)定性較強,在工作空間允許的情況下,可選用高度H=50 mm,步長L=90 mm.雙足異側支撐步態(tài)相比三足支撐步態(tài)較簡單,第一階段為啟動階段,最后一階段為制動階段,時間為t1,中間兩個階段為行走階段,時間為t2.圖10 中足端擺動和支撐階段的步幅均為L.雙足支撐的穩(wěn)定性相對較差,所以選用步態(tài)高度和步長時需要考慮減小高度和步長,縮短運動行走時間保證運動穩(wěn)定性,故選用H=30 mm,步長L=50 mm.
步態(tài)規(guī)劃是為了協(xié)調(diào)四足行走順序,使每個腿能有序的行走且連續(xù)不間斷.除此之外,還需對不同的足端進行軌跡規(guī)劃,使其按照特定的軌跡移動,實現(xiàn)行走步長和邁步高度.
由于本文實現(xiàn)全向運動的理論基礎在于可以控制足端落在三維工作空間內(nèi)的任意位置且各個方向不存在相互干擾現(xiàn)象.對于不同方向的移動,足端軌跡規(guī)劃的不同之處只是在末端軌跡函數(shù)上乘以與方向角相關的系數(shù),故僅對直線方向進行規(guī)劃.
無論是三足支撐還是雙足支撐步態(tài),軌跡規(guī)劃都需要規(guī)劃水平和高度2 個方向.因此分別對二者的坐標進行規(guī)劃,再將其綜合起來.以三足支撐直線行走為例,對足端進行軌跡規(guī)劃.首先規(guī)劃水平方向軌跡,為保證重心高度不變以提高穩(wěn)定性,采用倒立擺方法[14]規(guī)劃,其運動方程為
式中:g表示重力加速度.取初始和結束速度為-15 mm/s 和15 mm/s,初始和結束位置為-30 mm 和30 mm.利用特征方程以及邊界條件,求解式(28)可得
由式(30)可以看出啟動階段速度與加速度為0,會出現(xiàn)卡死現(xiàn)象,需要利用五次多項式規(guī)劃提供行走階段的初始速度并保證運動軌跡光滑連續(xù)[15].五次多項式[16]曲線一般形式為
式中:c0、c1、c2、c3、c4、c5分別表示6 個五次多項式待定系數(shù).所以給定初始狀態(tài)和結束狀態(tài)的位置xs、xe,速度vs、ve和加速度as、ae6 個邊界條件后,可寫成矩陣形式為
式中:te、ts表示初始時間和結束時間.式(32)中的6×6 階矩陣為系數(shù)矩陣,左乘系數(shù)矩陣的逆矩陣,可求得五次多項式系數(shù)進而得到規(guī)劃曲線.
高度方向上,要求軌跡呈先上升后下降趨勢,落地時無加速度沖擊,故起始和結束位置的速度以及速度的導數(shù)均為0.此軌跡速度曲線酷似余弦函數(shù),根據(jù)余弦規(guī)劃可知,速度函數(shù)的一般形式為
式 中:A2表 示 余 弦 振 幅;D2表 示 余 弦 偏 距,τ表 示余弦函數(shù)周期,其中A2=D2,H=50 mm,對速度式(33)進行整理、求導、積分可得余弦規(guī)劃三曲線為
根據(jù)圖9 所示步態(tài)再配合以上足端軌跡規(guī)劃方法可以得到如圖11 所示的4 種主要運動軌跡,根據(jù)圖11 中軌跡可知,在高度和水平方向上符合設計要求且比例適中.
圖11 三足支撐步態(tài)4 種主要足端軌跡Fig.11 Four main foot trajectories of the gait of three-footed support
并聯(lián)機構腿運動學逆解仿真驗證,選取參數(shù)為x=0+30t,y=-300+20t,z=-360+30t,得到驅(qū)動角度θ11,θ21,θ31隨時間變化的理論曲線和仿真曲線對比圖,如圖12(a)所示.
圖12 運動學驗證曲線圖Fig.12 Kinematic verification curves
由圖12 可知,由Matlab 計算的理論數(shù)據(jù)與Adams 導出的仿真真實數(shù)據(jù)相似度較高,由此可以論證運動學正逆解分析的正確性.
對四足機器人全向行走步態(tài)進行仿真,根據(jù)軌跡規(guī)劃結果給定驅(qū)動數(shù)據(jù),采用CUBSPL 函數(shù)作為驅(qū)動函數(shù),避免輸入產(chǎn)生斷點或不連續(xù)現(xiàn)象,再利用Adams 的函數(shù)單元功能,可得三足支撐步態(tài)的全向行走仿真結果如圖13 所示.
圖13 四足步行機器人步態(tài)仿真實驗圖Fig.13 Simulation diagram of gait from four-footed walking robot
由仿真結果可知,四足步行機器人可以實現(xiàn)全向行走,無需特殊的轉彎步態(tài),避免了差速轉向.而在行走過程中,機構穩(wěn)定性是表征步態(tài)規(guī)劃可行性的重要指標,可通過行走過程中虛擬樣機的質(zhì)心高度變化曲線來體現(xiàn),如圖14 所示.
由圖14 中可知,質(zhì)心高度的變化范圍在43.075~43.45 mm 之間變化,其范圍大小不超過0.5 mm 且波動呈周期性變化,說明在行走過程中的穩(wěn)定性良好.
圖14 直線行走過程中質(zhì)心高度變化曲線Fig.14 Height variation curve of the center of mass during straight walking
在軌跡規(guī)劃過程中所使用的方法,如五次多項式,倒立擺和余弦規(guī)劃均可以得到連續(xù)的加速度,因此避免了因加速度階躍而產(chǎn)生的剛性沖擊或柔性沖擊,直線行走加速度變化曲線圖如圖15 所示.
由圖15 中可知,4 個并聯(lián)機構腿的驅(qū)動電機角加速度在運動過程中具有良好的連續(xù)性且?guī)缀鯚o突變和斷點,其積分的速度曲線仍具有以上特點,說明虛擬樣機具有良好的運動性能.
圖15 驅(qū)動電機加速度變化曲線Fig.15 Acceleration curves of driving motor
制作四足全向步行機器人原理樣機,進行相關步態(tài)實驗,驗證樣機的真實可行性.樣機主要由機械桿件,連 接主板,DS3230 舵 機,TTL 串口,供 電模塊,控制模塊,上位機等部件組成,樣機如圖16 所示.
圖16 原理樣機Fig.16 Principle prototype
由于桿件多為彎折形狀,應用CNC 金屬材料制作較為復雜,故桿件通過3D 打印技術完成,材料選擇強度較高的尼龍材料.根據(jù)靜力學計算力矩,選取電機為DS3230 舵機,通過上位機對舵機控制板發(fā)送指令,同時控制舵機實現(xiàn)三種步態(tài)的行走如圖17所示.
圖17 樣機行走實驗Fig.17 Walking experiment of prototype
圖17可知,機器人能夠按照理論軌跡行走,實現(xiàn)全方向的全向移動,根據(jù)不同的速度需求,可切換兩種步態(tài),有效地解決極端空間條件下的變向問題,證實了四足全向步行機器人的可行性.
1)設計了一種具有并聯(lián)機構腿的全向步行機器人.該機器人無需轉向關節(jié)或差速裝置來改變方向,可有效解決空間受限條件下,無法轉向的問題.
2)根據(jù)運動學逆解,分析了足端位置工作空間.在位置工作空間的范圍內(nèi),規(guī)劃了多種行走步態(tài),可實現(xiàn)快速行走和慢速越障等功能.
3)利用Adams 軟件對運動學性能和力學性能進行仿真分析,驗證了力學計算的正確性并為選取電機提供了理論依據(jù).
4)通過系統(tǒng)模塊對舵機進行控制,制作原理樣機進行不同步態(tài)實驗,實現(xiàn)了全向行走的全過程,證明了機構的合理性.