陆空可变形态机器人设计与实验分析

常青; 王灵玉; 赵祥云; 陈曦

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506261

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (8) :3172-3180 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506261

智能机器人关键技术专栏

陆空可变形态机器人设计与实验分析

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Design and Experimental Analysis of a Land-air Reconfigurable Robot

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摘要

为提升陆空机器人在狭窄复杂环境中的适应性,设计了一种能够在飞行、滚动与爬行三种运动形态之间切换的陆空可变形态机器人,并对其进行了理论和实验分析。首先,设计了主动连杆折叠机构与被动行星齿轮折叠轮爪以实现运动形态快速、稳定切换,并兼顾螺旋桨防护与复杂地形通过性;随后,基于力学与运动学模型对运动形态切换过程进行理论分析,揭示了影响稳定性与越障能力的关键参数;最后,研制样机并开展了多形态切换与越障性能实验。实验结果表明,该机器人能够灵活完成运动形态切换,具备良好的越障能力和环境适应性,验证了机器人结构设计的合理性和多形态运动的可行性。

Abstract

To enhance the adaptability of land-air robots in confined and complex environments, a reconfigurable robot capable of switching among flying, rolling, and crawling locomotion modes was designed, and its performance was investigated through theoretical and experimental analyses. First, an active linkage folding mechanism and a passive planetary gear-based clawed wheel were collaboratively designed to enable rapid and stable mode transitions while ensuring propeller protection and terrain adaptability. Subsequently, the transformation process was theoretically analyzed based on mechanical and kinematic modeling to identify key parameters affecting stability and obstacle-crossing capability. Finally, a prototype was developed, and multimodal transformation and obstacle-crossing experiments were conducted. The experimental results demonstrate that flexible mode switching, robust obstacle-surmounting capability, and environmental adaptability are achieved, thereby verifying the rationality of the structural design and the feasibility of multimodal locomotion.

Graphical abstract

关键词

陆空机器人 / 可变形态 / 结构设计 / 运动分析

Key words

land-air robot / reconfigurable morphology / structural design / motion analysis

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常青, 王灵玉, 赵祥云, 陈曦. 陆空可变形态机器人设计与实验分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(8): 3172-3180 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506261

CHANG Qing, WANG Ling-yu, ZHAO Xiang-yun, CHEN Xi. Design and Experimental Analysis of a Land-air Reconfigurable Robot[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(8): 3172-3180 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506261

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随着机器人技术向复杂跨域环境的持续渗透,移动机器人在战场侦察、灾后搜救等场景中展现出广泛应用前景^[1-4]。在此类应用中,相较单一形态系统,陆空机器人具备更高的环境适应性与任务完成效率^[5]。然而,当前多数陆空机器人仅通过简单叠加无人车与无人机结构,存在运动形态未融合、体积庞大、飞行器件缺乏防护等问题,限制了其在狭小空间和多障碍环境中的应用。

现有的陆空机器人多以旋翼无人机为基础,通过加装地面运动机构来获得地面运动能力,主要分为旋翼地面驱动和轮履地面驱动两种类型。旋翼地面驱动型陆空机器人在地面运动时,主要利用旋翼螺旋桨产生的推力驱动轻质的被动轮或笼状结构滚动^[6]。Jia等^[7]提出了具有被动机臂机构的地空机器人,其通过旋翼螺旋桨产生的升力驱动被动轮姿态发生变化,从而实现形态切换。Zhang等^[8]通过可变倾角结构将四旋翼与四轮无驱动小车相连,利用四旋翼与水平面倾角的变化来控制机器人在地面运动时的方向。旋翼地面驱动型可变形态机器人在地面运动时依靠旋翼螺旋桨产生的气动推力,能量利用率低于轮履驱动方式,地面运动灵活性较差^[9]。同时,被动轮或笼状结构增加了机器人的尺寸,影响了其在建筑狭窄空间中的穿越能力。

轮履地面驱动型陆空机器人则通常采用独立的驱动机构实现机器人在地面的运动,能够延长地面工作时长。王正杰等^[10]将四旋翼和爬壁机构相结合,设计一款飞行爬壁桥梁检测机器人,并对纵列式旋翼复杂气动干扰进行了分析。魏慧等^[11]针对四旋翼与轮式小车结合的陆空机器人,设计了可变形自锁机构和机体顺桨机构,增强了机器人运动的稳定性。David等^[12]在四旋翼机臂的末端布置由皮带和齿轮减速装置组成的驱动轮系统,并通过螺旋桨机臂的可控折叠来调整其在地面运动时的尺寸,提升了机器人狭窄空间的通过能力。Gao等^[13]在四旋翼下加装了自平衡轮腿移动平台,通过轮腿复合运动提高了地形越障能力。Shi等^[14]研发了具有可变型双轮的陆空机器人,通过轮子的形变实现了越障动作。肖朕^[15]通过引入2.5维语义地图与改进A*算法,提高了跨域路径规划效率和环境感知能力。现有陆空机器人研究虽然取得了一定成果,但是飞行与地面运动形态未能深度融合,缺乏高效、稳定的多形态切换机制。地面运动时,旋翼桨叶暴露在外易受损伤,对于台阶等常见复杂地形越障能力不足,只能采用飞行形态,导致综合效能偏低。

针对以上不足,提出一种具备飞行、滚动与爬行三种运动形态的陆空可变形态机器人。通过主动连杆折叠机构实现飞行臂的收展与螺旋桨防护,采用被动行星齿轮折叠轮爪增强地面越障能力。在理论方面,构建运动学模型并分析切换与越障过程的关键参数。在实验方面,研制样机并开展多形态切换与越障等实验,以验证机器人结构设计的合理性和多形态运动的可行性。研究成果不仅拓展了可变形态机器人在复杂非结构化环境中的应用潜力,也为解决单一形态机器人环境适应性不足的问题提供了新思路。

1 陆空可变形态机器人系统设计

1.1 机器人整体机械结构设计

所设计的机器人以传统四旋翼无人机为基础进行结构改进,其核心结构为刚体机舱,内部集成动力电池及相关电子元件,并配置由直线舵机驱动的切换机构。为维持机体平衡,导杆通过螺栓固定于核心舱体与机臂的连接部位。在地面运动形态下,飞行组件平面与两轮中心连线保持垂直;轮爪机构则对称分布于机身两侧,并由独立电机驱动,可在轮式与爪式形态之间切换。

由滚动形态向飞行形态转变时,机臂能够在不受干扰的情况下完成0°~90°的旋转。进入飞行形态后,螺旋桨及其驱动电机安装于机臂的U形槽内,每个螺旋桨均由独立电机控制,从而实现多形态切换功能。机器人在不同形态下的机械结构布局如图1和图2所示。

1.2 行星齿轮折叠轮爪设计

如图3所示,机器人车轮由九个部件构成,包括三个尺寸一致的轮爪、三个轮爪转轴、两个轮爪支架以及一个驱动齿轮。轮爪通过转轴与支架相连,形成基本支撑结构。当驱动齿轮与轮爪上的不完全齿轮发生啮合时,整体构型形成行星轮机构。因此,轮爪机构的变形仅通过驱动齿轮与轮爪之间的相对运动即可实现。

图4展示了轮爪机构形态转换过程中的受力分析情况。以轮爪1(驱动爪)为分析对象,选取轮爪与障碍物之间的法向接触线作为水平参考线,定义该参考线与点A至圆盘中心连线之间的夹角为α,ω为车轮运动的角速度,R₁为车轮的半径,r为车轮中心与点A的距离,T_A为轮爪在铰链A点所受到的扭矩,G为车轮的重力,F₁_x、F₃_x、F₁_y和F₃_y分别为地面和y方向对车轮施加的力,a_x和a_y分别为轮爪机构在x和y方向上的加速度。如图4(a)所示为轮爪1抵达障碍物但尚未接触地面(α = 90 °)。此时轮爪虽与障碍物接触,但摩擦力不足以启动形态转换。如图4(b)所示为车轮旋转至α = 30 °,驱动爪同时与地面和障碍物接触。此时轮爪1承受来自两者的摩擦力,产生锁定效应。这促使驱动齿轮与轮爪之间发生相对旋转,实现形态转换。

综上所述,当30°<α≤90°时,车轮处于非转换触发位置。当α=30°时,车轮处于转换触发位置。转换过程发生在α从30°减小至0°的范围内,该运动应为均匀的准静态旋转。对车轮接触障碍物时的力分析及变形前提条件的详细阐述如下。

1.2.1 非转换触发位置

图4(a)为非转换触发位置处的力示意图。此时:

(1)

$\left\{\begin{array}{l}{F}_{3x}-{F}_{1x}=m{a}_{x}\\ {F}_{3y}-{F}_{1y}-mg=m{a}_{y}\\ {T}_{A}={F}_{1y}({R}_{1}-rcos\alpha )-{F}_{1x}rsin\alpha \end{array}\right.$

式(1)中:m为车轮质量;g为重力加速度。

当车轮匀速运动时,其水平和垂直方向的加速度为零。扭矩T_A可表示为

(2)

${T}_{A}=\frac{\mu mg}{1+{\mu }^{2}}\left[\mu \right({R}_{1}-rcos\alpha )-rsin\alpha ]$

式(2)中:μ为车轮与地面之间的摩擦系数,车轮与障碍物之间的摩擦系数相同。

1.2.2 转换触发位置

车轮从轮爪1到达障碍物表面的位置持续旋转。当其旋转到图4(b)所示位置时,轮爪3与地面的接触点位于铰链A的左侧。轮爪与地面基础作用在A点形成的扭矩T' ₁,轮爪与障碍物之间摩擦作用在A点形成扭矩T₁,则A点受到的总扭矩T_A为

(3)

$\left\{\begin{array}{l}F\text{'} { }_{1x}-{F}_{1x}=m{a}_{x}\\ F\text{'} { }_{1y}-{F}_{1y}-mg=m{a}_{y}\\ F\text{'} { }_{1x}{R}_{1}+F\text{'}{ }_{1y}(r-{D}_{p})+{F}_{1y}{R}_{1}={T}_{m}-I\dot{\omega }\\ {T}_{A}=T\text{'} { }_{1}+{T}_{1}\end{array}\right.$

式(3)中:F' ₁_x、F' ₁_y分别为轮爪1在转换触发位置时,受到地面摩擦力在x轴和y轴上的分量;T_m为车轮电机的驱动力矩;I为车轮的转动惯量;

$\dot{\omega }$

为角速度ω的导数,即角加速度;R₁为车轮的半径;D_p为A点与轮爪地面接触点的水平距离。

(4)

$\left\{\begin{array}{l}T\text{'} { }_{1}=F\text{'} { }_{1x}({R}_{1}+rsin\alpha )-F\text{'} { }_{1y}{D}_{p}\\ {T}_{1}={F}_{1y}({R}_{1}-rcos\alpha )-{F}_{1x}rsin\alpha \end{array}\right.$

当车轮匀速运动时,扭矩T_A可以表示为

(5)T_A=$\frac{\mu mg}{1+{\mu }^{2}}$[μR₁+μ²(R₁-rcosα)-D_p]

图5展示了不同阶段下铰链A扭矩T_A的模拟结果。结果表明,在各转换阶段,T_A与摩擦系数μ成正比。在非转换阶段,当μ ≈ 0.6时,T_A几乎为0;当μ < 0.6时,T_A为负值,表示存在抵抗变形的扭矩。因此,在正常地面摩擦条件下(μ < 0.6),车轮不具备发生变形的条件。

在转换触发阶段,若μ < 0.3,车轮、障碍物与地面之间的摩擦力过小,不足以抵消由D_p产生的反向扭矩,从而导致顺时针方向的T_A;若μ > 0.3,T_A方向为逆时针,且其大小随μ增大而增大。当μ ≈ 0.6时,T_A可达约0.4 N•m,远大于非转换状态下的扭矩值。该扭矩使内外辐条能够发生相对旋转,从而满足变形所需的条件。

1.3 机臂连杆折叠机构设计

地面与飞行形态间的切换由机臂连杆机构、直线舵机及桨叶系统协同实现,机构原理如图6所示。

该机臂连杆折叠机构的工作机制为:固定于上固定平面的直线舵机驱动下移动平面沿导向柱作垂直运动;移动平面通过销轴与连杆及机臂铰接,而机臂同样通过销轴固定于上固定平面。当移动平面下移时,带动连杆使机臂向上旋转收拢(折叠状态);反之,移动平面上移则推动机臂向下展开(飞行状态)。此设计通过单自由度直线运动精确控制机臂开合角度,实现空间高效压缩。

1.4 电控系统设计

该机器人具有三种运动模式:滚动模式适于高速、低噪声的平面移动;爬行模式用于克服障碍;飞行模式则用于快速机动或跨越大型障碍,但其能耗较高。针对多形态协同控制需求,设计了基于双控制器架构的电气系统,如图7所示。飞行控制由Pixhawk4主控(集成GPS/Wi-Fi/IMU)实现,地面运动由STM32微控制器执行;动力系统采用2700mAh-6S锂电池供电,经电源管理模块分配至四台T-motor F90S推进电机(单机最大推力1.8 kg)、两台大疆M2006轮毂电机(持续扭矩1 Nm)及高精度线性舵机(LAXC50改进型,推力100 N,精度0.1 mm)。该架构通过硬件隔离确保多形态控制互不干扰。

2 滚爬切换过程分析

图8为陆空机器人越障受力分析。在此过程中,轮爪只绕驱动齿轮的中心轴反向旋转,形成驱动爪,驱动爪的有效半径(即驱动齿轮轴线到轮爪末端的距离)为R₂。为了稳定有效地爬过障碍物,机器人应在驱动爪与障碍物之间的接触点A₁上进行圆周运动,而不发生滑动。因此,爬升运动实际上是一个平面圆周运动,即轮爪围绕接触点旋转。轨迹中心为点O,轮爪的角速度为ω₁。R₂与障碍物平面之间的夹角为ψ,障碍物的高度被定义为H_S。F_4x和F₄_y分别为障碍物对机器人在x方向和y方向的反作用力。F₅_y为地面对机器人的支撑力。轮爪中心O的动力学方程可表示为

(6)

$\left\{\begin{array}{l}{F}_{4x}+{m}_{1}{R}_{2}{\omega }_{1}^{2}cos\psi =0\\ {F}_{4y}+{F}_{5y}-{m}_{1}g+{m}_{1}{R}_{2}{\omega }_{1}^{2}sin\psi =0\\ {M}_{G}+{M}_{F4}+{M}_{F5}=0\end{array}\right.$

(7)

${M}_{F4}={F}_{4x}{R}_{2}sin\psi -{F}_{4y}{R}_{2}cos\psi $

(8)

${M}_{F5}={F}_{5y}\sqrt{{L}_{1}^{2}-({H}_{S}+{R}_{2}{sin\psi )}^{2}}$

(9)

${M}_{G}={m}_{1}gc\frac{\sqrt{{L}_{1}^{2}-({H}_{S}+{R}_{2}{sin\psi )}^{2}}}{{L}_{1}}$

式中:m₁为机器人所有部件在质心O₁处的等效质量;L₁为尾部末端与轮子中心点O在尾部轴向上的距离;c为点O₁与点O在尾部轴向上的距离。

根据受力分析,F₄_y可以表示为

(10)

${F}_{4y}={m}_{1}gX\text{'}sin\psi -{m}_{1}{R}_{2}{\omega }_{1}^{2}cos\psi $

式(10)中:

(11)

$X\text{'}=\frac{({L}_{1}-c)\sqrt{{L}_{1}^{2}-({H}_{s}+{R}_{2}{sin\psi )}^{2}}}{{L}_{1}(\sqrt{{L}_{1}^{2}-({H}_{s}+{R}_{2}{sin\psi )}^{2}}+{R}_{2})}$

机器人越障成功率与接触法向力F₄_y及相对滑移量正相关。由式(10)、式(11)可知,当参数c增大时,F₄_y减小,从而降低越障能力。此外,若c < 0,重心(O₁点)位于车轮中心(O点)前方,易导致运动倾覆。因此,样机装配时需确保重心位于车轮中心轴线(c = 0),此时M_G = 0。

基于上述重心优化条件,设定仿真参数M_G = 0,H_S = 150 mm,m₁ = 1.9 kg,R₂ = 153 mm,通过MATLAB分析接触法向力F₄_y与尾长L₁、轮爪角速度ω₁的耦合关系。仿真结果如图9所示。机器人的爬升过程对应于夹角ψ从-30°到90°的变化曲线,每个ψ值对应一个特定的机器人位姿。

分析结果表明:F₄_y与尾长L₁成正比;当ψ<0时,F₄_y与ω₁成正比;当ψ > 0时,则与ω₁成反比。因此,为确保机器人平稳爬升,需确定最优的尾长和电机输出参数。

机器人的越障过程如图10所示。a、b:机器人的车轮接触障碍物,导致轮爪(轮爪2)从正常位置移到转换触发位置。c:轮爪2作为触发腿,而车轮电机保持旋转,引起驱动轮和轮爪齿轮之间的相对旋转。轮爪机构从轮式的形状转变为腿的形式。d~g:车轮电机继续旋转,机器人到达极限位置。轮爪1接触障碍上表面,变成驱动爪,可以作为有效的支撑。轮爪3旋转直到接触障碍物,使机器人成功越过障碍物。h:在成功克服障碍后,电机反转,通过自身重量使轮爪机构从腿状变为轮状。

3 陆空切换过程分析

机器人的陆空切换过程包含三轮支撑相、单轮两机臂支撑相和单轮支撑相三种状态。由滚动形态向飞行形态转换时,需顺序经历上述三相;而反向切换因涉及螺旋桨主动旋转,并非完全可逆过程。为建立运动学模型,定义世界坐标系W(X_W, Y_W, Z_W),机体坐标系B(X_B, Y_B, Z_B)(固联于固定板中心)。

3.1 三轮支撑相分析

如图11所示,机臂末端未接触地面,机器人位姿保持不变。机臂与移动板夹角ϕ₃满足:

(12)

${\varphi }_{3}=arccos\frac{\sqrt{4{L}_{M}^{2}{D}_{2}^{2}-({{L}^{2}}_{M}+{D}_{2}^{2}-{D}_{3}^{2}{)}^{2}}}{2{L}_{M}{D}_{2}}$

式(12)中:L_M为移动板和固定板之间的距离(即直线舵机的长度,属于控制量);D₁、D₂和D₃分别为机臂相关连杆的尺寸;D₄为相邻机臂在移动板铰接点之间的距离。

3.2 单轮两机臂支撑相分析

运动学模型如图12所示,此阶段需满足重力投影G'位于B₁、B₃和B₄点所形成的支撑区域内,且机体绕接触点B₁作无滑动圆周运动,机器人才能顺利完成模式切换。

旋转轴线为B₁B₂,与B₃、B₄所在直线平行,旋转角ϕ₂满足:

(13)

${\varphi }_{2}=arctan\frac{{D}_{4}+2{R}_{1}+\sqrt{2}{D}_{1}cos{\varphi }_{3}}{2({L}_{2}-{L}_{M}+{D}_{1}sin{\varphi }_{3})}$

式(13)中:L₂为固定板与下方车轮中心的距离。

则机器人绕B₁B₂轴线的扭矩τ_B1可以表示为

(14)

${\tau }_{B1}=({F}_{N3}+{F}_{N4})\stackrel{-}{A}csc{\varphi }_{2}$

式(14)中:F_N3和F_N4分别为地面在B₃、B₄对机器人的支撑力。

(15)

$\stackrel{-}{A}={D}_{4}-2{R}_{1}+\sqrt{2}{D}_{1}cos{\varphi }_{3}$

a_B_y和a_B_z分别为机体坐标系B原点沿世界坐标系W的Y轴和Z轴的分加速度,机器人运动状态描述为

(16)

${v}_{By}=\sqrt{{R}_{1}^{2}+{L}_{2}^{2}}sin\left({\varphi }_{2}+arctan\frac{{R}_{1}}{{L}_{2}}\right){\dot{\varphi }}_{2}$

(17)

${v}_{Bz}=\sqrt{{R}_{1}^{2}+{L}_{2}^{2}}cos\left({\varphi }_{2}+arctan\frac{{R}_{1}}{{L}_{2}}\right){\dot{\varphi }}_{2}$

(18)

${a}_{By}=\sqrt{{R}_{1}^{2}+{L}_{2}^{2}}sin\left({\varphi }_{2}+arctan\frac{{R}_{1}}{{L}_{2}}\right){\tau }_{B1}$

(19)

${a}_{Bz}=\sqrt{{R}_{1}^{2}+{L}_{2}^{2}}cos\left({\varphi }_{2}+arctan\frac{{R}_{1}}{{L}_{2}}\right){\tau }_{B1}$

3.3 单轮支撑相分析

机器人由飞行形态向地面形态切换时,三轮支撑相的受力分析与地→空切换过程相同。关键在于分析单轮支撑相。运动学模型如图13所示,在此阶段,需使机体翻转才能成功完成模式切换。

为保证机体顺利翻转,机臂需先收合至特定角度,随后启动1、2号螺旋桨。这一过程中,重心O与触地点B₁的连线和竖直线夹角ϕ₄持续变化。需特别注意的是,机臂触地瞬间,若ϕ₄ > 90 °,重力将导致机体回倾至单轮支撑状态。因此,机臂收合角度必须确保触地时ϕ₄ < 90°。

机体需绕触地点B₁作圆周运动以保持稳定。其扭矩平衡方程为

(20)

$\begin{array}{l}{\tau }_{B1}=({F}_{1}+{F}_{2})\left(\frac{{D}_{4}}{2}+\sqrt{2}{D}_{5}cos{\varphi }_{3}+{R}_{1}\right)-\\ ({R}_{1}sin{\varphi }_{3}-{D}_{G}cos{\varphi }_{3})G\end{array}$

式(20)中:D₅为螺旋桨中心与移动板铰接点的距离;D_G为机体坐标系B原点与底部车轮面之间的距离;F₁、F₂分别为1、2号螺旋桨所产生的拉力。

由于机臂尚未触地,系统稳定的判据为扭矩τ_B1>0。此时机体可在螺旋桨拉力作用下平稳翻转,可表示为

(21)

$({F}_{1}+{F}_{2})\frac{({R}_{1}sin{\varphi }_{3}-{D}_{G}cos{\varphi }_{3})G}{\frac{{D}_{4}}{2}+\sqrt{2}{D}_{5}cos{\varphi }_{3}+{R}_{1}}$

(22)

${F}_{i}=\frac{1}{4{\pi }^{2}}\rho {R}_{3}{C}_{T}\left({\omega }_{Pi}^{2}\right),　i=\mathrm{1,2}$

式(22)中:ρ为飞行环境的空气密度;R₃为桨叶长度;C_T为无量纲的拉力系数;ω_Pi为i号螺旋桨的转速。

综上所述,只要所选螺旋桨和电机在上述转换过程中能提供足够的拉力和转速,即可实现稳定的形态切换。

为保障快速切换并降低电机负载,设计了程序化的陆空切换策略。爬行形态切换至飞行形态需经滚动形态过渡,如图14所示。

图14(a组虚线)展示了滚动转飞行流程:直线舵机先驱动机臂展开触地;继而伸展直线舵机顶部支撑主体;待机臂完全展开,重心移至触地另一侧,主体在重力和惯性力作用下自动直立。图14(b组虚线)则呈现了飞行至滚动形态的切换:飞行中保持桨叶静止,直线舵机控制机臂收拢至特定角度;随后飞行控制器使一侧桨叶旋转产生横向力,另一侧停转,引发主体倾斜;机臂触地后桨叶停转;直线舵机向下收缩折叠机臂,待机臂被上固定板磁铁吸合定位,即完成滚动形态转换。

4 实验与分析

为验证所设计机器人的性能,研制了实验样机,并开展了运动能力、模式切换与越障性能测试。实验样机滚动形态下的整体尺寸为260 mm×180 mm×180 mm, 爬行状态下尺寸为260 mm×300 mm×300 mm展开为飞行形态后整体尺寸变为450 mm×400 mm×260 mm,整体重量为2.3 kg。

4.1 样机形态切换实验

为了验证陆空机器人形态切换的稳定性,进行滚爬切换实验和陆空切换实验。实验在室内铺设的泡沫板地垫上进行,摩擦系数约为0.6用OptiTrack光学动作捕捉系统采集机器人的运动轨迹,采样频率为240 Hz。

图15为滚爬形态切换实验过程,台阶高度为160 mm。其中图15(a)为滚动形态切换到爬行形态过程,图15(b)为爬行形态切换到滚动形态的过程。两组切换过程对应的运动数据分别如图16(a)和图16(b)所示。实验结果表明,被动行星齿轮折叠轮爪机构设计合理,能够在遇到障碍物后自动展开,完成滚爬切换,且滚爬之间的相互切换均能够在8 s内完成。

图17为陆空形态切换实验过程。其中图17(a)为飞行形态切换到滚动形态过程,图17(b)为滚动形态切换到飞行形态过程。两组切换过程对应的运动数据分别如图18(a)和图18(b)所示。实验结果表明,所提出的主动连杆折叠机构设计合理,能够有效支撑机器人完成陆空形态切换,切换成功率达到96%。地面与飞行模式之间的相互转换均可在原地实现,所需空间较小,显著优于现有同类设计的空间要求,从而验证了该机器人在受限空间环境下的可行性与实用性能。

4.2 样机运动能力测试

如图19(a)所示,在不同的地面环境测试了样机滚动形态下的运动能力。在平坦地形上,机器人滚动形态最大速度达1.9 m/s。如图19(b)所示,在风速≤2 m/s的条件下,机器人飞行形态下的最大运动速度达到12.1 m/s。

4.3 样机攀爬实验

为了全面评估多形态陆空机器人的攀爬能力,如图20所示,用机器人样机在多级台阶上对行实验,台阶高度为100 mm。

机器人攀爬的过程中车轮中心的轨迹数据通过飞控读取,实验结果如图21所示。结果显示机器人成功克服了每级高度均超过车轮半径的连续台阶障碍。车轮中心的运动轨迹没有明显的突变,证明了该机构在爬楼梯和障碍物时的高稳定性。

4.4 多机集群测试

在完成单机运动性能验证的基础上,采用三台样机构建多机集群并在室外空旷环境中进行测试,以评估其在协同任务场景下的运行性能。测试实验过程如图22所示,现场环境风速约为2 m/s, 室外温度为10 ℃。三台样机执行协同起飞任务,能够同步升至预设高度并保持稳定悬停。随后,在飞行模式下开展编队飞行,实现既定队形的构建与维持,并在飞行过程中完成动态队形变换。最后,进行陆空协同机动实验,以验证多机系统在跨域任务执行中的协作能力。

上述实验结果表明,所研制的样机在多机协作过程中能够实现可靠的通信、精确的相对定位以及有效的协同控制,证明了其在基础集群操作中的可行性与稳定性。

5 结论

(1)设计并实现了一种结构紧凑、功能集成的陆空可变形态机器人,具备滚动、爬行和飞行三种运动形态,能够在复杂受限环境下完成多任务作业。

(2)基于力学与运动学模型,对滚爬切换与陆空切换过程进行了理论分析,明确了影响稳定性和越障能力的关键参数,为机器人多形态切换的结构优化与控制提供了参考依据。

(3)研制的实验样机在多形态切换、越障等测试中表现出良好的运动性能与稳定性,验证了所提设计和分析的合理性和运动的可行性。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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基金资助

天津市自然科学基金重点项目(24JCZDJC00350)

天津市重点研发计划(24YFZCSN00010)

天津市津南区“揭榜挂帅”科技计划(2025JB06)

天津市大学生创新创业训练计划(202510069008)

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Received	Published	Revised
2025-08-29	2026-03-18	2026-01-09
Online Date
2026-06-26

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