取藥機器人機械結(jié)構(gòu)設計及有限元分析

劉邦彥，張鳳生，程堂燦

(青島大學，山東 青島 266071)

0 引言

隨著自動化、信息化和人工智能等技術(shù)的發(fā)展，藥房自動化已成為醫(yī)療事業(yè)發(fā)展的必然趨勢，尤其是“智慧藥房”的提出使得藥房自動化設備的發(fā)展面臨新的機遇和挑戰(zhàn)[1]。目前，國內(nèi)大中型醫(yī)院應用較為廣泛的為機械手式自動發(fā)藥設備和儲藥槽式自動發(fā)藥設備[2]。前者每次可出藥品數(shù)量較少，難以滿足龐大就醫(yī)人群的需要，后者因出藥量大，更適應國內(nèi)的醫(yī)療現(xiàn)狀，但設備成本高，且靈活性不如前者。為了提高機械手式自動化藥房取藥效率，本文對本課題組前期設計的取藥機器人樣機進行改進，通過對機械結(jié)構(gòu)的動力學特性及主要承載件進行有限元分析，在確保機械結(jié)構(gòu)強度與剛度的前提下，優(yōu)化結(jié)構(gòu)設計，使其輕量化，同時應用視覺檢測定位降低成本。

1 取藥機器人總體方案設計

利用機器人代替人穿梭于藥架之間抓取藥品是典型的自動化藥房型式之一，其藥品儲量容易擴展，對藥品包裝型式、外觀形狀、尺寸適應性好，總體成本較低。

根據(jù)取藥機器人運動范圍大、速度快、負載小等特點，采用具有行程長、精度高、速度快、易于擴展和維護的直角坐標型機器人[3]，其總體方案設計如圖1所示。X軸：機器人沿兩排藥架之間水平運動；Z軸：沿藥架高度方向豎直升降運動；Y軸：末端執(zhí)行器的夾指沿垂直于藥架方向伸縮運動；Q軸：夾指夾取/松開藥盒的動作；R軸：末端執(zhí)行器可左、右回轉(zhuǎn)，使一個機器人能夠兼顧從左、右兩側(cè)的藥架取藥。

圖1 取藥機器人3D設計模型

機器人取藥過程：藥房管理系統(tǒng)的主控計算機將取藥信息傳給控制機器人的下位機。對于自動化藥房系統(tǒng)，每種藥品在藥架上的位置信息均存在于管理系統(tǒng)中，因此機器人在下位機控制下沿X軸和/或Z軸快速運動到目標藥品所在位置。然后，末端執(zhí)行器繞R軸旋轉(zhuǎn)指向目標藥盒，并通過視覺雙目視覺檢測藥盒位置，再由夾指夾取(沿Y軸、Q軸動作)藥盒。

由于取藥機器人運動跨度大、速度快，若僅依靠機械運動機構(gòu)來實現(xiàn)高精度的運動與定位，以保證對目標藥盒的準確抓取，則對機器人機械系統(tǒng)的制造精度、運行可靠性與穩(wěn)定性要求就非常高，導致成本大幅增加。為此，在末端執(zhí)行器上加裝雙目視覺系統(tǒng)[4]。先由機械系統(tǒng)實現(xiàn)機器人快速運動，到達目標藥盒所在位置，實現(xiàn)粗定位；再由視覺系統(tǒng)檢測藥盒位置，實現(xiàn)準確定位從而降低對機械系統(tǒng)與控制系統(tǒng)的要求。

2 取藥機器人機械結(jié)構(gòu)設計

2.1 運動機構(gòu)設計

取藥機器人運動機構(gòu)主要包括上滑座、下滑座、升降機構(gòu)和回轉(zhuǎn)機構(gòu)四部分，如圖2(本文不包含末端執(zhí)行器)。電機驅(qū)動一根貫通上下的驅(qū)動軸，通過上、下滑座處的齒輪齒條嚙合，帶動上、下滑座沿X軸同步移動。上滑座由四個平滾輪軸承保證沿導軌方向平行移動，下滑座由滾輪承重，并用兩個平滾輪軸承保證沿導軌方向平行移動；升降機構(gòu)與滑座機構(gòu)類似，由“電機+減速器+齒輪齒條傳動”驅(qū)動升降機構(gòu)；升降機構(gòu)通過弧形承載板與回轉(zhuǎn)機構(gòu)相連，末端執(zhí)行器則安裝于回轉(zhuǎn)機構(gòu)上。為使結(jié)構(gòu)受力更合理，升降機構(gòu)的電機與減速器和回轉(zhuǎn)機構(gòu)“對稱”分布在豎直導軌的兩側(cè)來平衡配重；回轉(zhuǎn)機構(gòu)由電機帶動同步輪，通過同步齒形帶與V型滾輪圓弧齒條導軌(簡稱圓弧導軌)的外齒圈嚙合，并在V型滾輪軸承的支撐下使圓弧導軌做回轉(zhuǎn)運動，進而通過法蘭帶動末端執(zhí)行器旋轉(zhuǎn)。

圖2 取藥機器人機械結(jié)構(gòu)局部示意圖

2.2 機器人運動機構(gòu)力學分析與計算

根據(jù)設計要求，機器人主要技術(shù)參數(shù)：X軸行程0～4510 mm，最大速度1.4 m/s；Z軸行程0～2490 mm，最大速度1.4 m/s；R軸回轉(zhuǎn)運動范圍0～180°，最大速度75°/s。

(1)回轉(zhuǎn)機構(gòu)

回轉(zhuǎn)機構(gòu)電機的選型與計算[5]：回轉(zhuǎn)機構(gòu)簡圖見圖3。設計參數(shù)：同步輪質(zhì)量m1=0.22 kg，直徑DPM=46.53 mm，齒數(shù)z1=30，轉(zhuǎn)動慣量為JPM=0.5m1(DPM/2)2=5.954×10-5kg·m2；圓弧導軌齒數(shù)z2=120，故同步帶傳動比Nr=z2/z1=4，傳動效率η=0.98。圓弧導軌、法蘭及末端執(zhí)行器的總質(zhì)量約為m2=12 kg，末端整體結(jié)構(gòu)重心與回轉(zhuǎn)中心軸線的距離為r=0 mm，圓弧導軌直徑DPL=189.8 mm，其整體轉(zhuǎn)動慣量為：

JPL=0.5m2(DPL/2)2+m2r2=0.054 kg·m2

等效到電機軸上的轉(zhuǎn)動慣量為：

JPL→M=(1/Nr)2JPL=3.375×103kg·m2

同步齒形帶質(zhì)量為：m3≈0.146 kg，等效到電機軸上的轉(zhuǎn)動慣量為：

則電機軸上的總轉(zhuǎn)動慣量為：

JL=JPM+JPL→M+JB→M=51.5×10-4kg·m2

根據(jù)設計要求，回轉(zhuǎn)運動速度為70°/s，回轉(zhuǎn)過程中加速運動時間為t1=0.15 s，勻速運動時間為t2=0.9 s，減速運動時間為t3=0.15 s。

圖3 回轉(zhuǎn)機構(gòu)的同步帶傳動簡圖

經(jīng)計算，初選松下MGMF 850 W低速大轉(zhuǎn)矩中慣量伺服電機[6]，電機與同步輪直連，不使用減速器，主要技術(shù)參數(shù)：額定功率850 W，額定轉(zhuǎn)矩5.41 N·m，瞬時最大轉(zhuǎn)矩14.3 N·m，額定轉(zhuǎn)速3000 rpm，最高轉(zhuǎn)子慣量JM=7.4×10-4kg·m2。

選型合理性分析：慣量比為JL/JM≈6.96，小于電機的推薦負載慣量比10；由圓弧導軌的回轉(zhuǎn)速度75°/s，可知其轉(zhuǎn)速為n2=5/24 (r/s)，同步帶傳動比Nr=4，則同步輪轉(zhuǎn)速為n1=n2Nr=50 rpm，由于電機與同步輪之間不使用減速器，等效到電機軸上的轉(zhuǎn)速即為同步輪的轉(zhuǎn)速，遠小于電機的額定轉(zhuǎn)速；轉(zhuǎn)矩：圓弧導軌運動時，主要克服與V型滾輪軸承之間的摩擦力。設摩擦系數(shù)μ=0.1，則勻速運行時等效到電機軸上的轉(zhuǎn)矩為：

Tf=μm2gDPM/2ηNr=0.285 N·m

加速時為：

Ta=Tf+(JL+JM)×2πn1/60t1=0.490 N·m

減速時為：

Td=Tf-(JL+JM)×2πn1/60t1=0.079 N·m

加速時的瞬時最大轉(zhuǎn)矩：

Ta=0.490 N·m<14.3 N·m

有效轉(zhuǎn)矩為：

=0.3174 N·m<5.41 N·m。

以上分析計算表明，所選電機滿足設計要求。

(2)升降機構(gòu)

升降機構(gòu)驅(qū)動電機的選型與計算：升降機構(gòu)中軸型小齒輪的質(zhì)量mG=0.369 kg，直徑DG=45 mm，轉(zhuǎn)動慣量JG=0.5mG(DG/2)2=9.34×10-5kg·m2；減速器傳動比i=5，轉(zhuǎn)動慣量Jg=1.0×10-4kg·m2。根據(jù)UG建模設計的零部件參數(shù)及材料，計算升降運動部分總質(zhì)量約為M=26 kg。

機器人升降運動過程如圖3所示。啟動加速運動時間t1，勻速運動時間為t2，減速運動時間t3，取藥時間t4是機器人運動到目標藥盒高度時至取完藥后開始返程時的間隔。設計采用的HEPCO直線導軌系統(tǒng)運行速度最高為10 m/s，加速度最高2g(g=9.8 m/s2)，滿足本文最大運行速度Vmax=1.4 m/s、加速度a=Vmax/t1=3.5 m/s2的要求。

圖4 升降運動過程

升降機構(gòu)由電機通過減速器驅(qū)動齒輪，齒輪與齒條嚙合，沿著齒條做豎直升降運動。減速器傳動比i=5，等效到電機軸上的總負載慣量JL為齒輪等效到電機軸上的轉(zhuǎn)動慣量與減速器的轉(zhuǎn)動慣量之和，即JL=JG/i2+Jg=1.04×10-4kg·m2。

根據(jù)以上分析計算，初選松下MSMF 750 W低慣量帶剎車功能的伺服電機，其主要技術(shù)參數(shù)：額定功率750 W，額定轉(zhuǎn)矩2.39 N·m，瞬時最大轉(zhuǎn)矩7.16 N·m，額定轉(zhuǎn)速3000 rpm，最高轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)子慣量1.06×10-4kg·m2。對于最大運行速度Vmax=1.4 m/s，等效到電機軸上的轉(zhuǎn)速為2970.9 rpm<額定轉(zhuǎn)速3000 rpm；實際瞬時最大轉(zhuǎn)矩1.931 N·m<7.16 N·m，實際有效轉(zhuǎn)矩1.104 N·m小于電機額定轉(zhuǎn)矩2.39 N·m。實際慣量比為(1.04×10-4)/(1.06×10-4)=0.98倍，遠小于電機推薦的負載慣量比20倍。因此，所選電機滿足設計要求

(3)水平運動機構(gòu)

水平運動機構(gòu)驅(qū)動電機的選型與計算：與升降機構(gòu)驅(qū)動電機的選型計算過程類似，水平運動機構(gòu)也選取松下MSMF 400 W伺服電機，主要技術(shù)參數(shù)：額定功率400 W，額定轉(zhuǎn)距1.27 N·m，瞬時最大轉(zhuǎn)矩3.82 N·m，額定轉(zhuǎn)速3000 rpm，最高轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)子慣量0.3×10-4kg·m2。配備減速比i=5減速器。

經(jīng)分析計算，水平運動的總質(zhì)量約為m總=98.92 kg，等效到電機軸上的負載慣量為2.02×1-4kg·m2，最大運行速度Vmax=1.4 m/s對應的電機轉(zhuǎn)速為2970.9 rpm<額定轉(zhuǎn)速3000 rpm；加速時的瞬時最大轉(zhuǎn)矩為0.622 N·m，小于電機額定轉(zhuǎn)矩1.27 N·m；有效轉(zhuǎn)矩為0.197 N·m，小于電機額定轉(zhuǎn)矩1.27 N·m；實際慣量比為(2.02×10-4)/(0.30×10-4)=6.73倍，遠小于電機的推薦負載慣量比30倍。因此，所選電機滿足設計要求。

3 關鍵零部件的有限元分析[7]

3.1 下承載滑座有限元分析

下承載滑座承受機器人所有移動零部件的重量，需通過有限元分析，驗證其強度和剛度是否滿足要求。將下滑座的UG三維模型導入ANSYS Workbench生成有限元模型，滑座材料為鋁合金，密度2770 kg/m3，彈性模量7.1×104MPa，屈服強度280 MPa，泊松比0.33，取安全系數(shù)ns=2，則許用應力為[σ]=σs/ns=140 MPa，其中σs為屈服強度。

采用自動網(wǎng)格劃分，并對各圓孔處的網(wǎng)格進行細化處理。下滑座承受的總負載為f總=m4g=969.42 N，并在滾輪的安裝軸承處固定約束，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5(a)中，最大變形為0.0224 mm，發(fā)生在下承載滑座的邊緣，該變形量對機器人的定位精度影響微小。圖5(b)中最大應力為37.524 MPa，發(fā)生在滾輪軸承的安裝孔處，其值遠小于承載下滑座的許用應力140 MPa，表明承載滑座滿足剛度和強度的要求。

圖5 下滑座有限元分析

3.2 驅(qū)動軸有限元分析

驅(qū)動軸長徑比大，且承受扭矩較大。將驅(qū)動軸的UG三維模型導入ANSYS Workbench中生成有限元模型，材料為結(jié)構(gòu)鋼，密度7850 kg/m3，彈性模量2×105MPa，屈服強度250 MPa，泊松比0.3，安全系數(shù)取2，則許用應力為125 MPa。

根據(jù)上文計算，驅(qū)動軸受到最大力矩為1.310 N·m，對下端安裝聯(lián)軸器處施加固定約束。采用自動網(wǎng)格劃分，仿真結(jié)果為最大變形為0.0247 mm、最大應力為3.9358 MPa，發(fā)生在上端與連軸器連接處，其數(shù)值很小，滿足剛度和強度的要求。

3.3 弧形承載板有限元分析

弧形承載板將回轉(zhuǎn)機構(gòu)與升降機構(gòu)相連，承載板為懸臂結(jié)構(gòu)，其承受的載荷為回轉(zhuǎn)機構(gòu)和末端執(zhí)行器的總重量及升降機構(gòu)加速運動時的附加載荷。

為減輕重量，便于機器人快捷運動，弧形承載板及兩個支撐板均采用鋁合金(與下承載滑座材料相同)。將弧形承載板及支撐板的UG三維模型導入ANSYS Workbench中生成有限元模型，并進行自動網(wǎng)格劃分；對承載板上的4個電機安裝孔和5個V型滾輪軸承安裝孔處進行細化處理，劃分得到169889個節(jié)點和102550個單元。

負載和約束的施加：回轉(zhuǎn)電機施加最大負載41.44 N，均勻分布在電機的4個安裝孔處；圓弧導軌及其上的最大負載合計為132 N，均勻分布在V型滾輪軸承的5個安裝孔處；承載板整體施加自重載荷和加速運動時的附加載荷；對兩個支撐板與升降機構(gòu)連接的面施加固定約束，如圖6所示。圖7為初始設計承載板厚度t=8 mm、支撐板長度L=175 mm得到的有限元分析結(jié)果。

圖6 承載板網(wǎng)格劃分與載荷施加圖

由圖7(a)可知，弧形承載板最大變形為2.908 mm，發(fā)生在弧形承載板的懸臂邊緣處，變形量過大，不滿足剛度要求。圖7(b)中，最大應力為53.146 MPa，發(fā)生在弧形承載板與內(nèi)側(cè)連接件接觸處，其值遠小于承載板的許用應力125 MPa，滿足強度要求。

圖7 承載板分析云圖

針對弧形承載板邊緣處變形量過大的問題，對弧形承載板和支撐板參數(shù)進行優(yōu)化。采用控制變量法進行對比分析[8]，以確定t和L的優(yōu)選方案。①L=175 mm，t=10 mm；②L=175 mm，t=12 mm；③t=8 mm，L=215 mm；④t=8 mm，L=255 mm。

對4種方案進行有限元分析，分別得到弧形承載板的變形與應力分布情況，結(jié)果表明：①～④的最大應力都遠小于材料的許用應力；最大變形量與原設計相比，①減小40.68%；②減小63.37%；③減少28.95%；④減少50.22%?？梢?，隨t的增加，最大變形量減少幅度明顯，但增加板厚會明顯增大升降機構(gòu)的負載。

綜合上述分析，最終確定承載板厚度10 mm，支撐板長255 mm，其最大應力19.348 MPa，遠小于許用應力，最大變形量0.838 mm，比初始方案中的2.908 mm減少71.18%。

圖8 最終方案弧形承載板改進方案分析云圖

4 總結(jié)

直角坐標機器人具有大行程和高動態(tài)特性的特點，更適用于取藥機器人應用；文中設計的取藥機器人系統(tǒng)大部分零部件為標準件，有助于降低成本；通過在末端執(zhí)行器上加裝視覺系統(tǒng)，實現(xiàn)對目標藥盒的檢測定位，可降低對機械系統(tǒng)與控制系統(tǒng)的運動定位精度的要求。對機器人系統(tǒng)中關鍵件進行受力分析與有限元仿真，為關鍵件的材料選擇、結(jié)構(gòu)形式與參數(shù)優(yōu)化提供了依據(jù)；在滿足系統(tǒng)強度、剛度要求的前提下，使得結(jié)構(gòu)緊湊、質(zhì)量減輕。