葛安亮，唐 昊，王新宝，邵绪新，李相坤

（1.中国海洋大学工程训练中心，山东 青岛 266100；

2.中国海洋大学工程学院，山东 青岛 266100；
3.青岛森科特智能仪器有限公司，山东 青岛 266000）

海参作为营养价值极高的补品，通常生长在海底的礁石砂砾中，导致捕捞难度大，采用人工捕捞方法不仅效率低下，而且作业人员还要面临水下恶劣的海洋环境和其他突发状况，高昂的捕捞成本导致海参售价居高不下。随着机器人技术的发展，水下机器人在海参捕捞领域得到了广泛的应用[1⁃2]。水下机器人可以在危险的深海环境下作业，通过控制系统可实现复杂的任务指令，因此采用水下机器人进行海参捕捞成为近几年的研究热点，亟待机器人取代人工进行海参捕捞。

由于海参捕捞机器人都是近海作业，且作业时间相对较长，所以一般选用有缆水下机器人（也称ROV）。自20世纪60年代世界上第1台有缆水下机器人（CURV⁃1）诞生以来，ROV 技术取得了飞速发展[3⁃5]。但是在海参捕捞领域，携带捕捞机械手且体积较小的机器人还相对较少，山东威海未来机器人公司利用吸尘器原理设计了一款海参捕捞机器人，可以吸起2 kg 以内的海底生物，虽然捕捞效率较低，但为海参捕捞机器人的设计提供了方向。

文献[6]中设计了一款海参捕捞机器人，通过摄像头识别海参，然后遥控指挥机器人进行捕获，但该机器人的单次作业捕获数量非常有限。此外，还有落地杆架结构的夹取式海参捕捞机器人，它利用机械手抓取海参，虽然抓取效率高，但落地式结构使其工作范围较小，稳定性差。同时，有不少学者研究取得海参捕捞的发明专利，于敬东等提出了一种履带爬行的海参捕捞机器人，通过吸水泵产生吸力，海参通过吸嘴被吸入吸参仓[7]。段益群提出了一种基于真空射流技术的海参捕捞机器人，通过操控机器人利用软管将海参快速吸入并自动进行分离[8]。虽然专利的创意新颖，但是这些想法真正转化为产品仍然面临着自动化实现难度大、样机实验效果不理想、结构抗流性能差等问题[9]。

而机器人在流场中的水动力学特性研究对ROV 结构的优化设计具有重要的参考价值[10⁃11]。陈泰文等分别从瞬时流场、时均流场和静水阻力三个角度对潜水器的水动力性能进行了分析计算，充分解释并模拟出了潜水器的流动分离现象[12]。刘恕华运用数值模拟方法分析了水下机器人的静稳定性和动稳定性，找出了其处于自适应稳定下的充分必要条件[13]。程啸鹏等基于Fluent 软件探究了水动力与机器人航行速度、角度和加速度之间的关系，并与实验结果对比，验证了其有效性和实用性[14]。

综上所述，海参捕捞机器人在海参捕捞领域具有广阔的应用前景，但是目前受限于捕获效率、作业稳定性、抗流性能等因素，无法形成定型产品。基于以上现状，本文设计了一款海参捕捞机器人，详细介绍了机器人的关键部件设计和水动力学性能分析，研究工作对于海参捕捞机器人的结构优化设计和市场应用具有重要的参考价值。

海参捕捞机器人主要由吸捕单元、收集单元、运动单元、控制单元、识别单元和其他辅助单元等组成[15]。首先根据机器人的海底作业环境和捕捞对象特点，确定其基本技术指标，采用开架式框架结构[16]将机器人的各个单元模块布置到载体框架上，该款机器人的整体结构示意图如图1所示。

图1 海参捕捞机器人整体结构示意图

本文主要介绍吸捕机构、耐压控制舱、推进系统的设计过程。

1.1 吸捕机构设计

依据海参捕捞的作业需求，本文机器人利用文丘里原理[17]设计了泵吸式吸捕机构，如图2所示。该结构由前后两部分组成，前部为吸捕管路，同时配有2 个推进器；
后部为推水管路，推进器从入水口吸水再通过狭小缝隙喷出，当流体流经狭窄的过流端面时，流体的速度会提升，流体速度的增加会导致流体周围形成低压区，进而产生吸附力，凭借该吸附力实现海参的吸捕。双推进器吸捕结构适用于海参的生长环境，对参体的损伤较小。

图2 双推进器吸捕结构示意图

对于吸捕机构的设计，需要重点进行吸捕管路喉口直径和管路入口流速范围的计算。

1.1.1 吸捕管路喉口管径的确定

吸捕管路喉口管径的确定需要根据吸捕对象的尺寸参数，海参属于长条形生物，它的直径在5～8 cm 之间，长度在12～18 cm 之间，空气中单个重量大约是250 g。考虑到吸捕管道口处捕获密度较大时，会存在2 条及以上数量的海参同时被吸入管道的情况，为避免堵塞吸捕管道，需要根据吸捕对象的体长、体厚参数来确定最小管径。

由于目前没有针对海参的体型计算公式，且该机器人还要兼顾小体型鱼类的吸捕任务，所以按照鱼类的体重、身长和身高计算公式进行计算[18]：

式中：W表示鱼类的体重，单位为g；
b表示体形系数；
L表示鱼体的长度，单位为cm；
a表示质量系数；
H表示鱼体的高度，单位为cm；
k表示长高比。

通过查阅文献[19]，本文研究参照普通成熟鲤鱼的生长参数：b=0.038 5，a=2.9312，k=2.7，拟定鱼的最大规格W=1000 g。运用式（1）和式（2）计算得到：鱼体长度L=14.6 cm，鱼体高度H=6.1cm。综合考虑最终确定管路喉口直径为180 mm。

1.1.2 管路入口的流速范围计算

求解管路入口的流速范围主要是针对机器人进行小体型鱼类的吸捕作业工况，因为鱼类具有顶流游动的能力，为保证顺利将鱼类吸入，管路入口处的流速应大于鱼类的极限游速[20]。大部分鱼类的极限游速可按以下经验公式进行计算[21]：

将鱼体长度L=14.6 cm 代入式（3），得到鲤鱼的极限游速为0.51～0.93 m/s，故管路入口的最低流速应大于0.93 m/s。

1.2 耐压控制舱设计

海参捕捞机器人要在10～30 m 的水深处进行作业，机器人各部件会承受较大的水压，而控制舱是控制单元和摄像机的安装载体，其耐压性能是设计的重点，选取合理的材料和结构形式是保证耐压性能的关键。

本文机器人选用最常见的圆筒形耐压舱作为设计方案，舱体的材料则选择7075⁃T6 铝合金[22]。由于前端需要采用透明材料以保证摄像机的视野，因此前端盖选取有机玻璃PMMA 材料，且采用半球罩的结构形式。

水下机器人耐压舱主要存在两种失效模式：强度破坏和屈曲失稳[23]。舱体的强度计算分析是保证其耐压性能的关键。根据舱体内控制单元的布置空间，初步设定舱体的内径为160 mm，长度520 mm，壁厚为4 mm。上述的壁厚尺寸是根据经验选取，为了验证其可靠性，对舱体进行静力学分析，考虑到安全系数，选取水下50 m 水深的压强为0.5 MPa，模拟结果如图3所示。

从图3a）可知，控制舱舱体变形最大的部分为0.014 5 mm，均匀分布在整个舱体上，该变形不会影响舱体的密封设计，满足设计要求。从图3b）应力云图可知，整个舱体最大应力出现在两端，且应力值在2.248～3.132 MPa 范围内，应力值小于其许用应力值。因此，舱体的变形和应力强度均符合设计要求。

图3 控制舱模拟结果

1.3 推进系统设计

由于机器人要在海底礁石、砂石和复杂多样的水生物存在的海底极稀软底质环境下进行工作，为了增加机器人运动的平稳性及越障能力，海参捕捞机器人采用履带和推进器混合驱动。在越过一般的障碍物时推进器不工作，由履带驱动；
当遇到履带难以越过的障碍物时由推进器驱动，混合式的推进系统实现了机器人的多维运动能力。

1.3.1 推进器的选型与布置

机器人选用较为成熟的直流无刷电机推进器，根据机器人流体阻力的大小选择合适的推进器型号。根据莫里森方程[24]可知，机器人在流体中匀速运动时，其流体阻力大小如下：

式中：ρ表示海水的密度，取1.051×103kg/m3；
Cd表示拖曳力系数，取0.9；
A表示运动方向上的投影面积，单位为m2；
v表示流体的流速，取1 m/s。

通过模型投影测量机器人在前进方向、横移方向和浮潜方向上的投影面积得：Ax=0.4 m2，Ay=1.28 m2，Az=0.72 m2，根据式（4）计算得到机器人在三个方向上的阻力为Fx=189.2 N，Fy=605.4 N，Fz=340.5 N。根据机器人的流体阻力计算结果，考虑到机器人的推进器主要来实现浮潜运动，进退和拐弯运动会有履带行走单元的辅助，又加之海底环境的实际流速是非常小的（远小于1 m/s），最终选取Model 350 型推进器。该推进器的正推力为82 N，反推力为36 N，最大功率为600 W，喷口直径为111 mm。

推进器的型号确定后，需要设置推进器的排布方式。机器人主体由8 个推进器组成，分别对称分布在上下两层，上层为平行排布，下层为对称排布，如图4所示。此布局可以满足捕捞机器人在水中的全方位运动，且对称平行分布有利于捕捞机器人行走的稳健控制。

图4 推进器布局示意图

针对图4中推进器的布局，为保证机器人在水中六自由度的航行，下层推进器合力需克服前进方向上的流体阻力，通过计算推进器安装角度应满足43.13° ≤δi(i=1～4)≤62.88°，故取δ=45°。同理，上层推进器合力需克服浮潜方向上的流体阻力，计算得图4b）中D8x=400 mm，D8y=550 mm，由此确定推进器阵列的整体布局。下层的推进器能够实现捕捞机器人在水下进退、横移以及转艏运动，而上层的推进器则能够实现浮潜、横滚以及纵倾运动。

1.3.2 履带行走单元设计

海参捕捞机器人的工作区域多为由沉积物积淀的黏性稀软底土质，含水量高，孔隙度大，摩擦力较低，机器人易发生沉陷及打滑。为适应海底土壤的特殊条件，本文机器人选取了履带行进方式。履带行进装置主要由驱动电机、驱动轮、支撑轮、导向轮、橡胶履带等部分组成。根据履带的驱动特点，本机器人采取双履带驱动装置，其中单排承重轮10 个，导向轮1 个，驱动轮1 个，履带轨距B为0.7 m，履带宽度b′为0.4 m，履带节距p为0.15 m，承重轮外径d为0.2 m，驱动轮半径r为0.1 m，如图5所示。

图5 双履带驱动系统

驱动电机型号由机器人行走时所受到的阻力决定，考虑到机器人要具备短距离陆上行走能力，因此对电机的扭矩输出要求较高。机器人在陆上行走时主要受到地面的阻力，机器人整体质量为150 kg 左右，当滚动阻力系数为0.1 时，所受地面的阻力为Ff=150 N。除了运动阻力外，机器人还受到转向阻力矩[25]，转向阻力矩计算公式：

式中：μ表示转向阻力系数，取0.5；
M表示机器人在水中的质量；
g表示重力加速度；
L′表示履带接地长度，此履带设计为1.5 m。由式（5）得到Mu=281.25 N·m。

履带的前进阻力和机器人最大转向驱动力矩公式为：

式中：Ff1和Ff2表示履带内、外两侧的前进阻力，单位为N；
Ff1=Ff2=Mgf2，f表示履带滚动阻力系数，取0.1；
B表示履带轨距；
r表示驱动轮半径。

根据式（6）和式（7），得到机器人的最大转向驱动力矩Mmax=47.68 N·m。

在水下环境中，机器人布置了浮体材料（化学泡沫复合材料），水中质量为5 kg 左右，所以机器人在海底行进时对转向驱动力矩的需求很小，但由于流体的存在，机器人在前进方向上的总阻力要比陆上行走时大。当海底流速为1 m/s 时，根据式（4）计算得到机器人在前进方向受到水阻力为Fx=189.2 N。此外，捕捞机器人在海底行走时还会受到海底土壤的阻力，当滚动阻力系数为0.1 时，所受土壤的阻力为Ff=5 N，则机器人在海底行进过程中所受总阻力为F=Fx+Ff=194.2 N。按照1.5 节的安全系数，电机的功率需求至少为291.3 W。

综上所述，最终选配80WSD0124 型直流无刷电机，功率为350 W，扭矩为1.5 N·m，搭配NMRV040 减速器。

2.1 创建有限元模型

所设计的海参捕捞机器人由上百个零部件装配而成，结构形式复杂，若是在水动力计算时将全部零件都创建出来，会导致网格数量巨大，计算时间非常长。因此在进行有限元模型创建时，需要先对模型进行简化，考虑到流体的主要作用部件，保留了履带行进系统、载体框架、吸捕机构和浮体材料等装置，忽略掉了机器人内部的细小杆件、附件和其他连接螺栓等，简化后的模型如图6所示。

图6 简化后的海参捕捞机器人模型

流体域创建为圆柱形，圆柱的半径为2L（L代表海参捕捞机器人自身的长度），长度为7L，机器人处于圆柱形流场的中心轴线位置，尾部距离流场出口4L，头部距离流场入口2L，该布置方式保证了机器人与流场的全面接触。创建好流体域以后对流体域和机器人划分网格，为提高计算精度和缩短计算时间，使用分区域网格划分法，同时对部分区域的网格进行加密处理，划分好网格的全部计算域如图7所示。

图7 网格划分

设定流体的温度为4 ℃，密度为1 027.7 kg/m3，流场入口为Velocity⁃inlet 边界，流场出口为自由出口。湍流模型选择k～ε湍流模型里面的RNG 运算模型[26]。

2.2 仿真结果

2.2.1 水平直线航行时的水动力性能分析

机器人在0.4 m/s，0.6 m/s，0.8 m/s，1.0 m/s 四种不同流体速度下的表面压强分布如图8所示。

从图8中可以看出，控制舱半球罩、浮体材料和履带前部是机器人水平直线航行时压力相对集中的位置，这些承压部件中，分摊压力较多的是耐压控制舱的头部半球罩，所以在样机设计制作过程中，要选择合理的壁厚，一方面要保证摄像机的视野，另一方面有足够的强度来对抗水压，以免受压导致变形。

图8 机器人表面压强分布云图

机器人在4 种不同流体速度下的水平直航阻力如表1所示。

表1 机器人的水平直航阻力

从表1可以发现，航行速度和摩擦阻力、黏压阻力、总阻力之间均是正相关关系，且黏压阻力占总阻力的90%以上。当海参捕捞机器人水平直航时，随着航速的增大，垂向力也逐渐增大，导致垂向力产生的主要原因是机器人的结构不完全对称，机器人会被垂向力所影响从而导致倾斜，因此水下机器人的设计过程中要尽可能保证对称。海参捕捞机器人在海底工作时，实际的海底流速较低，且主要表现为黏压阻力。

从表1可以看出：在流速为1 m/s 时，机器人的总阻力为192 N，该值与之前通过式（4）计算得到的Fx=189.2 N 较为接近，从而验证了推进器选型设计的合理性。

选取流速0.6 m/s 和1.0 m/s 两个工况，输出流场内的流线图和对称面速度矢量图如图9、图10所示。

由图9可知，机器人尾端出现了流动分离现象并伴有漩涡，原因是机器人的头部和尾部产生的压差使部分流体朝反方向流动。因此在机器人设计过程中要对尾部进行优化，使得前后压差阻力降低，避免出现涡旋。

图9 机器人流场流线图

由图10可知，经过机器人之后，由于涡流的影响，流体的速度都相应的增加。由于黏性流体的表面不滑移原理，机器人海底工作区域的流速非常小，又加之正常作业工况下的机器人航速一般不大于0.5 m/s，所以机器人的海底航行不会对流场产生较大的扰动，这不仅有利于海参的捕捞，还对海底环境有一定的保护作用。

图10 对称面速度矢量图

2.2.2 水平斜向航行时的水动力性能分析

海参捕捞机器人海底作业时会遇到持续转向实施搜捕的现象，所以应该分析机器人水平斜航时的水动力性能。本研究探讨的是正漂角为5°，10°，15°和20°，输出流场速度为0.4 m/s，0.6 m/s 和0.8 m/s 下的流体阻力，机器人水平斜航时的纵向力、横向力随漂角的变化曲线如图11和图12所示。

图11 水平斜航时纵向力随漂角的变化曲线

图12 水平斜航时横向力随漂角的变化曲线

从图11和图12可以看出：当机器人在水中以一定漂角进行斜航时，其纵向力和横向力均会随机器人航行速度的增加而增加，在相同航行速度下，横向力和纵向力会随漂角的增加而显著增大。

相比于纵向力，横向力随漂角的变化更剧烈，这是由于机器人大致呈长方体，当漂角增大时，机器人两侧边的迎流面积增加更明显。因此，当机器人在海底进行转向搜捕作业时，横向力的存在会影响机器人的响应时间和功率消耗。但是本研究所设计的海参捕捞机器人是独特的框架式结构，所有元件布置在载体框架上，即便漂角有所改变，迎流面积的变化也不明显。

本文以机器人的作业环境和作业目标为出发点，首先确定海参捕捞人的载体框架，然后详细介绍了三个关键系统的设计。基于文丘里原理设计了吸捕机构，并通过计算确定了吸捕管路喉口直径和管路入口的流速需求；
根据控制元件的布置空间，设计了耐压控制舱并对其进行了强度校核分析；
根据机器人的流体阻力，确定了推进器的型号和布置方式；
设计了双履带驱动系统，使机器人具备海底和陆地的行走能力。最后根据流体的作用面积，对模型进行简化，创建有限元模型，分析其在流场内水平直航和水平斜航时的水动力学性能，为机器人的样机设计优化提供了数据支持。

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