基于增強(qiáng)型基底壓電驅(qū)動(dòng)器的微型四足機(jī)器人的設(shè)計(jì)和制造

夏祥峰，張衛(wèi)平，趙佳欣，武廣平，江翠紅

（上海交通大學(xué)微納電子學(xué)系，上海 200240）

1 引 言

近幾十年來，壓電驅(qū)動(dòng)的微型機(jī)器人（見圖1）一直在機(jī)器人領(lǐng)域受到廣泛關(guān)注。圖1（a）[1]集成太陽能帆板、升壓電路和四翅撲翼樣機(jī)，重500 mg，在激光峰值功率超過150 mW 時(shí)可進(jìn)行脫線飛行0.5 s，成功實(shí)現(xiàn)昆蟲尺度撲翼飛行器的脫線起飛；圖1（b）[2]將集成鋰電池、無線控制等升壓模塊，以8 塊壓電雙晶片驅(qū)動(dòng)碳纖維骨架的機(jī)器人運(yùn)動(dòng)，樣機(jī)僅重2.79 g，速度最高可達(dá)17.5 cm/s，可進(jìn)行左右轉(zhuǎn)和原地轉(zhuǎn)圈等運(yùn)動(dòng)。相較于微型撲翼飛行器，微型多足機(jī)器人不僅可以攜帶微能源進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)動(dòng)，還可實(shí)現(xiàn)水陸兩棲運(yùn)動(dòng)[3]、靜電吸附于光滑表面[4]、攜帶微夾具[5]等功能，而該尺度下的微型撲翼飛行器目前不能實(shí)現(xiàn)脫線自由飛行。本文基于微型四足機(jī)器人拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)[6]，設(shè)計(jì)并制造了增強(qiáng)型FR4基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，通過控制不同驅(qū)動(dòng)器的相位變化，可以實(shí)現(xiàn)機(jī)器人的多種運(yùn)動(dòng)步態(tài)的切換。

圖1 壓電驅(qū)動(dòng)的微型機(jī)器人Fig.1 Microrobot based on piezoelectric actuators

壓電驅(qū)動(dòng)相較于電機(jī)驅(qū)動(dòng)等其他驅(qū)動(dòng)方式在厘米尺度的微機(jī)器人領(lǐng)域展示了更為廣闊的應(yīng)用空間。當(dāng)懸臂梁式壓電多晶驅(qū)動(dòng)器應(yīng)用到微型機(jī)器人時(shí)，在保證小質(zhì)量的情況下還想獲得更大驅(qū)動(dòng)位移和驅(qū)動(dòng)力意味著必須施加更高的電壓（如200 V），這給壓電驅(qū)動(dòng)器的設(shè)計(jì)和制造帶來了巨大的困難。比如，Woods[7]提出了以FR4為絕緣基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，并將其應(yīng)用于微型足式機(jī)器人和微撲翼飛行器。之后，Woods 等[8]提出以鋁陶瓷基底替代FR4覆銅板基底的方案，提高了絕緣基底的剛性，顯著提升了壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的輸出力。但是相較于FR4覆銅板，鋁陶瓷具有難切割、受壓易碎和無法直接覆銅等缺點(diǎn)，在實(shí)際制造過程中工藝復(fù)雜。

本文提出了在FR4覆銅板基底外側(cè)覆蓋玻璃纖維，再通過真空袋工藝熱壓成型，最后激光切割獲得增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的方案，相較于通過傳統(tǒng)的FR4覆銅板基底制造的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，提高了壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的機(jī)械能量和耐壓性能。雖然增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器只是將傳統(tǒng)的FR4-碳纖維-FR4的外表面各增加了一層玻璃纖維，用于增強(qiáng)基底剛度，但這提升了壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器在200 V 高壓下的良品率，為壓電驅(qū)動(dòng)的微機(jī)器人的批量生產(chǎn)制造提供了可靠的保證，也為多機(jī)器人的協(xié)同配合[9]提供了另外的樣機(jī)方案。

對(duì)于球形髖關(guān)節(jié)和傳動(dòng)件，文獻(xiàn)[10]展示了具體的結(jié)構(gòu)。因此，本文僅在COMSOL5.5 中對(duì)球形髖關(guān)節(jié)進(jìn)行了有限元仿真，相較于實(shí)驗(yàn)掃頻測(cè)試，提供了另外一種可能獲得微四足機(jī)器人自然諧振頻率的方法。

本文主要分為5 個(gè)部分，1 部分簡(jiǎn)要介紹了本文的研究背景；2 部分介紹了增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的設(shè)計(jì)、制造和測(cè)試情況；3 部分介紹了微機(jī)器人機(jī)架和傳動(dòng)件的設(shè)計(jì)和制造流程；4 部分闡述了微四足機(jī)器人整機(jī)的裝配和運(yùn)動(dòng)測(cè)試；5 部分對(duì)本文進(jìn)行了總結(jié)。

2 增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器

2.1 壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的設(shè)計(jì)

對(duì)于懸臂梁式結(jié)構(gòu)的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，等強(qiáng)度梁的設(shè)計(jì)在保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的基礎(chǔ)上還可降低驅(qū)動(dòng)器的重量。因此，本文設(shè)計(jì)的壓電驅(qū)動(dòng)器主體設(shè)計(jì)成長(zhǎng)l的梯形結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

圖2 壓電驅(qū)動(dòng)器俯視圖Fig.2 Top view of the piezoelectric actuator

在理想狀態(tài)下，當(dāng)梯形壓電陶瓷片兩腰延長(zhǎng)線的交點(diǎn)位于外部力的作用點(diǎn)時(shí)，設(shè)計(jì)的壓電驅(qū)動(dòng)器的機(jī)械能量密度最優(yōu)[11]。在式(1)中，F(xiàn)b為由正弦波或者矩形方波電壓引起的單端峰值阻塞力，δf為無負(fù)載的驅(qū)動(dòng)器最大尖端位移，m為帶延伸端的壓電驅(qū)動(dòng)器總質(zhì)量。

對(duì)于多層復(fù)合材料疊合成型的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，為得到較高機(jī)械能量，層合板理論被應(yīng)用于驅(qū)動(dòng)器的設(shè)計(jì)和優(yōu)化。其中，驅(qū)動(dòng)器的幾何尺寸（寬度因子wr，碳纖維厚度t碳纖維，驅(qū)動(dòng)器長(zhǎng)度l，剛性延伸端的長(zhǎng)度lext）和基底材料（FR4板、氧化鋁陶瓷）是影響其機(jī)械能量密度的主要因素。當(dāng)我們忽略靜態(tài)的熱力和熱力矩時(shí)，壓電驅(qū)動(dòng)器的尖端位移和阻塞力的表達(dá)式可以由式(2)和式(3)得到[12]。

在式(2)和式(3)中，lr=lext/l為壓電驅(qū)動(dòng)器的長(zhǎng)度因子，wnom=(w1+w2)/2為梯形壓電陶瓷一半長(zhǎng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的寬度，wr=w1/wnom為驅(qū)動(dòng)器的寬度因子，P、C44和GFb(wr,lr)是關(guān)于壓電陶瓷和碳纖維的形狀和材料參數(shù)的矩陣[12]。

本文設(shè)計(jì)的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器為專門用于微四足爬行機(jī)器人，在對(duì)驅(qū)動(dòng)器進(jìn)行設(shè)計(jì)之前，必須考慮微機(jī)器人大小（即機(jī)架和固定驅(qū)動(dòng)器基板尺寸），驅(qū)動(dòng)器的長(zhǎng)度參數(shù)可初設(shè)為l總=11 mm,w1=5 mm。在總長(zhǎng)一定并且驅(qū)動(dòng)器輸出轉(zhuǎn)角很小的情況下，增大驅(qū)動(dòng)器延伸段的占比并不會(huì)提高驅(qū)動(dòng)器的尖端輸出位移，反而會(huì)減低阻塞力的大小，但是為了保證尖端和傳動(dòng)件連接，一定的長(zhǎng)度是需要的，避免對(duì)壓電陶瓷造成機(jī)械損傷?；谘b配角度，令lext=1 mm。下面只需確定w2和t碳纖維的值即可。根據(jù)最優(yōu)能量密度和等強(qiáng)度梁的理論分析可知，當(dāng)壓電陶瓷片的矩形面兩腰延長(zhǎng)線的交點(diǎn)位于外力的作用點(diǎn)時(shí)，其機(jī)械能量密度最優(yōu)，所以當(dāng)w2=0.45 時(shí)，壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的能量密度最優(yōu)。但是，w2=0.45 的近似三角形形狀的壓電片在高溫高壓過程中尖端易碎，所以需要增大w2，同時(shí)便于和傳動(dòng)件連接，即令w2=2 mm，t碳纖維=60 μm。對(duì)于碳纖維預(yù)浸料，可購買到的碳纖維厚度有40 μm、60 μm 和80 μm 等，但在制造過程中，t碳纖維≥80 μm 碳纖維粘性不強(qiáng)（樹脂膠易固化），在經(jīng)過第一次真空袋工藝（80 ℃和一個(gè)大氣壓）后粘性更低，不適用于做第二次真空袋工藝（120 ℃和一個(gè)大氣壓）將PI 膜和碳纖維一體化成型。對(duì)比厚40 μm 和60 μm 的碳纖維，發(fā)現(xiàn)以厚60 μm 的碳纖維制造得到的壓電驅(qū)動(dòng)器，其機(jī)械能量最大。另外，考慮覆銅板的厚度需要和壓電陶瓷片盡量接近，避免因?yàn)闊釅汗に噷?dǎo)致不同厚度的層板之間發(fā)生錯(cuò)位。本文選擇的FR4覆銅板為170 μm 厚，壓電陶瓷片厚度為127 μm。表1為對(duì)比不同w2和t碳纖維參數(shù)下的壓電驅(qū)動(dòng)器的質(zhì)量和機(jī)械能量。在更多考慮設(shè)計(jì)的微機(jī)器人制造和裝配要求的情況下，選用機(jī)械能量更大的驅(qū)動(dòng)器參數(shù)，用以輸出更大的力和能量。

表1 不同w2 和t碳纖維參數(shù)下的壓電驅(qū)動(dòng)器機(jī)械能量Table 1 Mechanical energy of piezoelectric actuators

最終，微四足機(jī)器人的總體尺寸確定后，我們選擇的壓電陶瓷片長(zhǎng)l=10 mm，延伸端長(zhǎng)lext=1 mm，驅(qū)動(dòng)器中心端寬wnom=3.5 mm，寬度因子wr=1.43，長(zhǎng)度因子lr=0.1。

2.2 壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的制造

通常，壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器包含 2 塊梯形的PZT-5H 壓電陶瓷片、中間層碳纖維、兩層FR4覆銅板和兩層最外側(cè)用以增強(qiáng)基底剛度的玻璃纖維，如圖3所示。其中，銅引線通過掩膜刻蝕技術(shù)留在FR4表面，再通過導(dǎo)電銀膠和壓電陶瓷片表面的鎳電極或者碳纖維導(dǎo)電層連接。因?yàn)樯鲜龊牟暮穸染怀^200 μm，所以使用紫外激光可以對(duì)其進(jìn)行切割釋放。

圖3 壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器示意圖Fig.3 Diagram of a piezoelectric biomorph actuator

首先，眾多小梯形的PZT-5H 壓電陶瓷片在低功率的紫外激光下被圖形化切割。帶切割滑槽的壓電陶瓷片如圖4(a)所示，然后這些小梯形形狀的壓電陶瓷片被手工釋放。然后，碳纖維和玻璃纖維預(yù)浸料在高功率激光下被切透用，以獲得想要的形狀。圖4(b)和圖4(c)分別展示了切割后的碳纖維和玻璃纖維預(yù)浸料。圖4(d)為經(jīng)三氯化鐵刻蝕后的170 μm 厚的FR4覆銅板。

圖4 經(jīng)紫外激光切割后的零部件Fig.4 Parts after ultraviolet-laser cutting

在準(zhǔn)備完上述的零部件后，需要對(duì)其進(jìn)行熱壓疊合。熱壓疊合成型工藝是多種復(fù)合材料一體化成型的技術(shù)，其思路是將已經(jīng)圖形化的每層結(jié)構(gòu)，按照一定的定位標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行熱壓疊合，最后再使用紫外激光對(duì)輪廓進(jìn)行加工，這樣就能將所需要的結(jié)構(gòu)釋放出來。由于本文設(shè)計(jì)的增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器是五層結(jié)構(gòu)（基底和延伸端五層結(jié)構(gòu)，中部三層結(jié)構(gòu)），采用三次真空袋疊合。制作真空袋的方法為在鋼板上鋪一層脫模布，然后用磁鐵把加工好的原材料（碳纖維預(yù)浸料、玻璃纖維預(yù)浸料、壓電陶瓷片和覆銅板）按照一定順序固定在鋼板上，最后再依次放脫模布、帶孔隔離膜、透氣氈、真空閥、真空袋膜，用密封膠帶把真空袋膜密封，形成一個(gè)真空袋。由于碳纖維預(yù)浸料襯紙的存在以及超過2 層材料一次疊合易增大裝配誤差的原因，因此采用多次真空袋疊合的方案。圖5為制作好的真空袋。

圖5 真空袋原理圖Fig.5 Schematic diagram of a vacuum bag

第一次真空袋疊合的目的在于制造單層壓電陶瓷的驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)，將切割后帶襯紙的碳纖維預(yù)浸料、圖形化后的覆銅板和壓電陶瓷片在一個(gè)大氣壓力和最高溫度80 ℃的環(huán)境下熱壓成型。第二次真空袋疊合的目的是在第一次真空袋疊合的基礎(chǔ)上，制造雙層壓電陶瓷的驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)。當(dāng)取出第一次真空袋疊合后的結(jié)構(gòu)，由于之前80 ℃的環(huán)境，使得碳纖維表面的襯紙變得易于撕掉而不喪失一定黏附力，所以只需撕掉碳纖維表面的襯紙，然后再將另外一片圖形化后的覆銅板和壓電陶瓷片覆于碳纖維表面，在一個(gè)大氣壓力和最高溫度120 ℃的環(huán)境下熱壓成型，第一次和第二次真空袋溫控曲線如圖6所示。

圖6 真空袋溫控曲線Fig.6 Temperature curve of vacuum bag processes

第三次真空袋疊合的目的便于制造增強(qiáng)型的基底。當(dāng)取出第二次真空袋疊合后的結(jié)構(gòu)，按照玻璃纖維預(yù)浸料-雙層壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)-玻璃纖維預(yù)浸料的順序，對(duì)其再進(jìn)行熱壓疊合，由于玻璃纖維的存在，底部壓電陶瓷片并不是直接貼在脫模布上，而是存在一定的間隙，所以為了防止壓電陶瓷片受壓而彎曲破裂，必須在縫隙處放置光滑的油面紙?jiān)僭谝粋€(gè)大氣壓力和最高溫度100℃的環(huán)境下熱壓成型。最后，再將獲得的結(jié)構(gòu)經(jīng)過紫外激光切割，獲得了所需的增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器結(jié)構(gòu)，如圖7所示。

圖7 增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器Fig.7 Actuator with enhanced base

為了進(jìn)一步驗(yàn)證該工藝下的驅(qū)動(dòng)器在高壓下良品率，6 片壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器集成在同一基底的構(gòu)型被設(shè)計(jì)和加工制造出來，如圖8所示。在外加幅度為200 V 的脈動(dòng)電壓情況下，上述6 片驅(qū)動(dòng)器均可以正常工作。不難發(fā)現(xiàn)，通過上述工藝可以制造得到任意形狀的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器。

圖8 6 片壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器平面陣列Fig.8 Planar array of six actuators

2.3 壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的機(jī)械性能測(cè)試

關(guān)于壓電驅(qū)動(dòng)器的尖端阻塞力，本文使用z軸（重力方向）分辨率為2.93 mN 的6 軸力和力矩傳感器NANO17Ti，來對(duì)基底和增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器進(jìn)行阻塞力測(cè)試。在外加的脈動(dòng)正弦波電壓的情況下，與壓電驅(qū)動(dòng)器尖端固連的NANO17Ti 傳感器會(huì)將敏感到z軸方向上的力通過數(shù)字采集卡采集后傳輸?shù)缴衔粰C(jī)，實(shí)際的測(cè)試裝置和經(jīng)低通濾波后的時(shí)域阻塞力曲線如圖9和圖10所示。

圖9 阻塞力測(cè)試系統(tǒng)Fig.9 Test system of blocking force

圖10 時(shí)域阻塞力曲線Fig.10 Time domain blocking force curve

對(duì)于壓電驅(qū)動(dòng)器在無負(fù)載情況下的尖端位移，本文使用分辨率為0.001 μm 的激光位移傳感器來對(duì)基和增強(qiáng)型基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器進(jìn)行尖端位移測(cè)試，在外加的脈動(dòng)梯形波電壓的情況下，驅(qū)動(dòng)器尖端在z軸方向來回?cái)[動(dòng)，通過位于驅(qū)動(dòng)器延伸端光斑的實(shí)際位置變化在數(shù)字顯示器輸出壓電驅(qū)動(dòng)器尖端的相對(duì)位移，實(shí)際的測(cè)試裝置和時(shí)域位移曲線如圖11和圖12所示。

圖11 驅(qū)動(dòng)器尖端位移的測(cè)試系統(tǒng)Fig.11 Test system of tip displacement

圖12 時(shí)域位移曲線Fig.12 Time domain displacement curve

實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，阻塞力的測(cè)量值和理論值相差不大，但是卻略低于理論值，這和測(cè)試過程中夾具的松動(dòng)有關(guān)。其中，實(shí)驗(yàn)擬合曲線和理論曲線的最大偏差為5.81%。根據(jù)woods 等[8]的研究，猜想當(dāng)壓電陶瓷的楊氏模量和壓電系數(shù)也會(huì)隨著驅(qū)動(dòng)電壓的變化而變化，這可能解釋了尖端位移的實(shí)驗(yàn)值比理論值偏大的現(xiàn)象，其最大偏差為25.71%。

通過對(duì)比實(shí)際制造的FR4基和增強(qiáng)型基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器，可以發(fā)現(xiàn)增強(qiáng)型FR4基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器大部分可以耐受更高的輸入電壓（高于250 V），而FR4基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器大部分只能耐受150 V 的電壓，如圖13所示。同時(shí)，實(shí)驗(yàn)測(cè)得在驅(qū)動(dòng)電壓在100～200 V 的范圍內(nèi)時(shí)，增強(qiáng)型FR4基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的實(shí)際輸出阻塞力顯著大于FR4基的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器；而輸入驅(qū)動(dòng)電壓在0～200 V 的范圍內(nèi)變化時(shí)，該尺寸參數(shù)下的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的理論阻塞力值略大于實(shí)測(cè)值，最大誤差不超過9%，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性。

圖13 增強(qiáng)型基底和傳統(tǒng)FR4 基底的驅(qū)動(dòng)器性能對(duì)比圖Fig.13 Comparison of mechanical performance of two different actuators

3 球形髖關(guān)節(jié)和傳動(dòng)件

當(dāng)以壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的尖端位移和力作為微四足機(jī)器人的運(yùn)動(dòng)輸入時(shí)，由于其尖端位移較小，為幾百微米，本文擬采用四連桿傳動(dòng)件和球形五桿髖關(guān)節(jié)構(gòu)成的滑塊-搖桿裝置作為位移放大機(jī)構(gòu)[10]，實(shí)現(xiàn)驅(qū)動(dòng)器尖端位移到腿部運(yùn)動(dòng)角度的放大，整個(gè)微四足機(jī)器人的四分之一結(jié)構(gòu)如圖14所示。

圖14 微機(jī)器人的四分之一結(jié)構(gòu)Fig.14 Quarter structure of microrobot

3.1 球形髖關(guān)節(jié)固有諧振頻率的仿真

盡管四連桿傳動(dòng)件和球形五桿髖關(guān)節(jié)的各連桿桿長(zhǎng)可以確定，但是基于聚酰亞胺膜的柔性鉸鏈畢竟不是理想的轉(zhuǎn)動(dòng)關(guān)節(jié)，而是具有一定的彎曲剛度，其彎曲剛度k由鉸鏈長(zhǎng)度l、寬度w和厚度t以及聚酰亞胺膜的楊氏模量Ek決定，有：

對(duì)于整個(gè)微四足機(jī)器人來說，其諧振頻率和微機(jī)器人的最高爬行速度具有一定的關(guān)系[13]。同時(shí)，微機(jī)器人工作在諧振頻率附近不利于聚酰亞胺膜的長(zhǎng)久使用，因此對(duì)諧振頻率的求解至關(guān)重要。由于微四足機(jī)器人的對(duì)稱性，球形髖關(guān)節(jié)的前兩階固有諧振頻率（flift=20.8 Hz，fswing=26.8 Hz）可以在COMSOL5.5 中求解得到，其抬腿和擺腿模態(tài)如圖15所示。由于傳動(dòng)件和驅(qū)動(dòng)器的存在，微機(jī)器人的實(shí)際固有諧振頻率應(yīng)該更高但是和四分之一結(jié)構(gòu)相同。式(5)給出了無阻尼情況下帶單足的球形髖關(guān)節(jié)的諧振頻率和微機(jī)器人整機(jī)諧振頻率之間的關(guān)系，這為求解微機(jī)器人的諧振頻率提供了另外一種可能的方法。

圖15 帶單足的球形髖關(guān)節(jié)的前兩階諧振模態(tài)Fig.15 Resonant modes of the spherical five-bar hip joint with a leg

盡管仿真可以基本確定聚酰亞胺膜的厚度范圍，但是由于不同厚度碳纖維制造得到的部件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、表面樹脂的差異以及激光切割過程中對(duì)準(zhǔn)誤差的存在，實(shí)際柔性鉸鏈的尺寸不一定十分準(zhǔn)確，所以必須經(jīng)過實(shí)際加工與測(cè)試獲得所需結(jié)構(gòu)的尺寸參數(shù)。綜合考慮獲得的機(jī)架和傳動(dòng)件的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、鉸鏈的柔順性和微四足機(jī)器人的負(fù)載能力，本文將120 μm 厚的碳纖維預(yù)浸料順著纖維方向疊合，25 μm 厚的聚酰亞胺膜位于中間層，采用一次真空袋工藝（最高溫度為120 ℃）作為機(jī)架和傳動(dòng)件的制造方案，其中，柔性鉸鏈的長(zhǎng)度為0.25 mm。

3.2 傳動(dòng)件的設(shè)計(jì)

當(dāng)柔性鉸鏈被認(rèn)為是一個(gè)理想的轉(zhuǎn)動(dòng)副時(shí)，在微機(jī)器人寬度方向上各桿長(zhǎng)的總和決定了驅(qū)動(dòng)器到微機(jī)器人機(jī)架之間的距離。因此，當(dāng)滑塊的運(yùn)動(dòng)位移在±200 μm 范圍內(nèi)時(shí)，各桿的長(zhǎng)度可以被定義為l1、l2、l3和l4。其中，桿l1和驅(qū)動(dòng)器尖端、桿l4和球形髖關(guān)節(jié)均通過環(huán)氧樹脂膠水膠結(jié)。當(dāng)桿l4連接到控制抬腿運(yùn)動(dòng)的髖關(guān)節(jié)，桿l2和桿l3將柔性鉸鏈彎折90°以改變力矩的方向，如圖16(a)所示。當(dāng)l4連接到控制擺腿運(yùn)動(dòng)的髖關(guān)節(jié)時(shí)，桿l1和桿l2直接轉(zhuǎn)變?yōu)閱为?dú)的桿件l2，如圖16(b)所示。

圖16 傳動(dòng)件Fig.16 Transmission parts

當(dāng)考慮微四足機(jī)器人兩平行機(jī)架之間的寬度為30 mm 時(shí)，得到控制擺腿和抬腿傳動(dòng)件各連桿長(zhǎng)度，如表2所示。

表2 傳動(dòng)桿件桿長(zhǎng)Table 2 Bars’ length of the transmission parts

4 微四足機(jī)器人的裝配和運(yùn)動(dòng)測(cè)試

在SOLIDWORKS 建模軟件中，先對(duì)微四足機(jī)器人進(jìn)行裝配，裝配后的微四足機(jī)器人的結(jié)構(gòu)示意圖如圖17所示。

圖17 微機(jī)器人的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.17 Structure diagram of a microrobot

在實(shí)際裝配之前，不妨對(duì)微機(jī)器人進(jìn)行運(yùn)動(dòng)模式分析，其腿部擺動(dòng)的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖和驅(qū)動(dòng)信號(hào)如圖18所示。其中，壓電驅(qū)動(dòng)器的黑色和灰色代表壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器的極性，其中黑色表示該壓電陶瓷片的外側(cè)為正極，外接高壓直流信號(hào)V峰；灰色表示該壓電陶瓷片的外側(cè)為負(fù)極，外接脈動(dòng)的驅(qū)動(dòng)信號(hào)V驅(qū)和地信號(hào)。當(dāng)，驅(qū)動(dòng)器尖端往黑色壓電陶瓷片方向移動(dòng)；當(dāng)V峰≥V驅(qū)驅(qū)動(dòng)器尖端往灰色壓電陶瓷片方向移動(dòng)。前左腿的彎曲箭頭代表腿從前往后擺動(dòng)，向上的箭頭代表腿向上抬起。

圖18 微機(jī)器人運(yùn)動(dòng)原理圖Fig.18 Schematic diagram of microrobot motion

當(dāng)所有控制腿部擺動(dòng)和抬升運(yùn)動(dòng)的壓電雙晶片施加相同的脈動(dòng)交流信號(hào)時(shí)，微機(jī)器人的運(yùn)動(dòng)模式為原地自轉(zhuǎn)，如圖19所示。

圖19 微機(jī)器人原地自轉(zhuǎn)測(cè)試圖Fig.19 Test of turning around

實(shí)際上，在控制抬腿的信號(hào)超前控制擺腿的信號(hào)90°時(shí)，單腿尖端可以完成完整的橢圓型軌跡，如圖20所示。

圖20 微四足機(jī)器人尖端軌跡圖Fig.20 Tip trajectory of a microrobot

因此，當(dāng)控制一組腿運(yùn)動(dòng)的壓電驅(qū)動(dòng)器輸入信號(hào)的初始相位決定后，便可以對(duì)其余腿的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行控制，便于機(jī)器人完成左轉(zhuǎn)、右轉(zhuǎn)和直線運(yùn)動(dòng)，更加復(fù)雜的驅(qū)動(dòng)可見文獻(xiàn)[14]。

由于微機(jī)器人零部件的尺寸小、裝配空間較少，這給專門的夾具設(shè)計(jì)帶來了困難，所以本文采用手工裝配為主，在高倍率的照相機(jī)下進(jìn)行輔助。首先，將制作好的6 個(gè)壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器依次放入固定板的卡槽，并將兩者的焊盤通過焊錫焊接，這里注意上下兩塊固定板盡量水平并保持一定的間距，如圖21(a)所示；之后，將傳動(dòng)部件和腿部通過瞬干膠和髖關(guān)節(jié)連接，如圖21(b)所示；最后，將兩者裝配后得到爬行機(jī)器人樣機(jī)，如圖21(c)所示。

圖21 微四足機(jī)器人的裝配Fig.21 Assembly of a microrobot

在微四足機(jī)器人裝配之后，微四足機(jī)器人在高速相機(jī)下的運(yùn)動(dòng)測(cè)試如圖22所示。當(dāng)在幅值為200 V、頻率為20 Hz 的電壓信號(hào)條件下，微四足機(jī)器人可以以14.9 cm/s 的速度運(yùn)動(dòng)。盡管微四足機(jī)器人可以在更高頻的情況下運(yùn)動(dòng)，但是這會(huì)給微機(jī)器人帶來更多的不穩(wěn)定性。

圖22 微四足機(jī)器人的運(yùn)動(dòng)測(cè)試Fig.22 Motion of the microrobot

5 結(jié) 論

本文針對(duì)壓電驅(qū)動(dòng)器的耐壓性問題，提出了一種增強(qiáng)型FR4基底的壓電雙晶驅(qū)動(dòng)器。然后，對(duì)帶單腿的髖關(guān)節(jié)進(jìn)行了COMSOL 有限元仿真，為求解整機(jī)的固有諧振頻率提供了一種可能的方法。之后，對(duì)多連桿傳動(dòng)件進(jìn)行了設(shè)計(jì)和制造。最后，對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了裝配和運(yùn)動(dòng)測(cè)試，并得出以下結(jié)論：

（1）相較于單獨(dú)的FR4覆銅板基底，其兩側(cè)覆蓋玻璃纖維的增強(qiáng)型基底可以提高壓電驅(qū)動(dòng)器的介電擊穿電壓和機(jī)械能量；

（2）基于增強(qiáng)型基底的壓電驅(qū)動(dòng)器，重1.51 g的微四足機(jī)器人可以14.9 cm/s 的速度運(yùn)動(dòng)，驗(yàn)證了整機(jī)設(shè)計(jì)和制造方案的可行性。