仿壁虎微黏附陣列負壓流場數值模擬及試驗研究

邱海飛，張嘉友，李成創，武振陽，王超輝，許昊

(西京學院機械工程學院，陜西西安 710123)

壁虎是一種體型微小、反應機敏的爬行綱動物。在長期的進化和演變過程中，壁虎形成了自身所獨有的生物學特征和環境適應能力。相對于其他爬行綱動物，壁虎在三維空間具有十分突出的機動攀爬能力，可輕松活動于陡壁、懸崖、天花板及屋檐縫隙等險峻環境[1]。因此，以壁虎為原型的仿生研究一直備受關注，尤其是在民用、軍事及航天等領域，類壁虎仿生機器人的探索及新型材料開發，無疑具有非?？善诘陌l展和應用前景。

目前，圍繞爬壁虎的仿生研究主要分為黏附技術和移動方式2個方向，其中，移動方式基本都以傳動機械或機構為主，如車輪式、導軌式、履帶式、腿足式及混合式等。黏附技術在很大程度上決定了仿生機體的攀爬性能，常見的黏附技術有磁吸附、靜電吸附、負壓吸附及化學黏附等[2]。由于微觀機制的復雜性和仿生學層面的實現難度，長期以來，針對壁虎黏附陣列的科學探究，一直是爬壁仿生機器人發展的重中之重。

國外在壁虎黏附陣列仿生研究方面起步較早，迄今已取得多項實用性成果[3]，例如：美國斯坦福大學的研究人員研發了一種具有腳掌剛毛特征的黏附陣列，并在仿壁虎爬壁機器人上取得了良好應用效果；卡內基梅隆大學的研究人員通過注塑模加工和光刻工藝，制備獲得了長徑比為2.4～4的微米級黏附陣列，并在玻璃球面上對其進行了黏附性能測試；德國馬普金屬研究所的研究人員以硅橡膠為澆注材料，利用模具注塑法成功制備了長度為100 μm、直徑為40 μm的微黏附陣列，并通過玻璃平面接觸黏附測試得出其陣列的黏附強度超過光滑表面一倍；韓國的研究人員提出了一種具有多級分支結構和大長徑比的微桿陣列制造方法，并通過模塑法獲得了微米級聚合物陣列。

在國內，中科院合肥智能機械研究所以硅橡膠和聚酰亞胺為澆注材料，通過ICP 深刻蝕方法制備獲得了具有多種長徑比的微黏附陣列，并對其黏附性能進行了試驗測試。此外，北京航空航天大學、哈爾濱工業大學、上海大學及中科院沈陽自動化所等，在爬壁仿生機器人和吸附技術探索方面也取得了一定進展，但總體上還與國外先進水平存在一定差距。

研究表明，不同黏附方式對于基底材料和所處環境都有相應要求，如磁吸附和靜電吸附，要求接觸壁面必須具有導磁性與導電性；化學黏附會因黏膠劑的揮發、固化而使黏附效果大受影響。相比之下，負壓吸附不受壁面材質限制，而且可根據承載環境和基底特征調節吸力大小，具有相對較強的吸附穩定性和壁面適應性[4]，故而成為傳統爬壁機器人常用的一種吸附方式。本文作者以爬壁虎為仿生原型，在結構分析、理論計算、CAD建模、有限元分析、CFD仿真及試驗測試基礎上，將一種基于負壓控制的吸附方式應用于壁虎黏附陣列仿生研究，獲得了可供實踐參考的模擬和試驗結果。

1 微黏陣列

壁虎之所以能夠“飛檐走壁”，主要是因為其腳掌微觀結構極為精細，如圖1所示[5]，壁虎腳掌底部生長有數百萬根極細剛毛，且每根剛毛末端又附著有400～1 000根長度約0.5 μm的絨毛分支(即微觀黏附陣列)[6]。在這種特殊的腳掌絨毛陣列作用下，壁虎可與各種接觸表面產生較大黏著力，即所謂的“范德華力”，是一種具有干性吸附特性的微弱電磁引力[7]。

圖1 壁虎趾掌微觀陣列[5]Fig.1 Micro array of gecko sole[5]

由于壁虎腳掌微觀陣列具有黏附力強、脫附可控及環境適應性強等特點，所以其陣列結構和吸附機制一直是現代仿生技術關注的重點，特別是對于爬壁仿生機器人的發展及實踐應用，具有重要的啟發作用和現實研究意義。

2 負壓的形成

為實現仿生壁虎的吸附與脫附動作，以真空吸盤替代壁虎腳掌，利用負壓吸附方式模擬壁虎與壁面之間的接觸黏著。根據負壓物理特性及其形成機制，構建如圖2所示氣動控制回路，主要由真空發生器、軟管、電磁閥、三通及吸盤等構成。

圖2 負壓氣控回路Fig.2 Pneumatic control circuit of negative pressure

當仿生機體停留于垂直壁面時，電磁閥處于開啟狀態，此時真空發生器通過軟管將吸盤內部空氣抽走形成真空負壓，而吸盤則在外部大氣壓力作用下被擠壓吸附于壁面之上，此即負壓吸附。而當需要使吸盤脫離壁面時，電磁閥在控制程序作用下關閉，真空發生器停止產生負壓吸力，此時氣動回路將與外部大氣環境接通，使得吸盤內外壓力大小相等，使得吸盤恢復原形而失去黏附能力。

3 壁面吸附力

3.1 吸盤結構

真空吸盤種類較多，常見的有扁平吸盤、波紋吸盤、橢圓吸盤及方形吸盤等[8]?？紤]到壁面適應性和吸附負載等因素，仿生機體選用由硅膠材質制成的雙層圓形波紋吸盤，如圖3所示，該型吸盤高度H=26 mm，底部有效吸附直徑d=33 mm，可通過上部連接管與氣動回路裝配相連。與普通吸盤相比，波紋吸盤具有較大的垂直變形壓縮量，而且具備一定的擺動角度，可吸附于輕微斜面和較大弧度曲面。

圖3 吸盤剖面結構Fig.3 Section structure of suction cup

吸盤吸附效果與壁面形貌質量關系密切，在理想狀態下，即當吸盤底部與光滑壁面接觸時，會在壁面與盤體內部之間形成一個封閉腔體，此時吸附黏著力最強。若接觸壁面較為粗糙，則會因為外部空氣泄漏進入腔體而使內部壓力降低，影響到吸附穩定性。

3.2 真空度分析

根據真空吸附相關理論，吸盤腔體內部真空度與抽氣時間存在如下關系：

p=K1e-K2t+K3

(1)

式中：p為真空度；t為時間變量；K1、K2為真空發生器、容器體積、環境壓力等相關常數；K3為極限真空度[9]。

顯然，吸盤真空度p與抽氣時間t成指數函數關系，說明抽氣響應時間是決定吸盤能否迅速達到穩定吸附狀態的重要因素。

當真空泵抽氣開始后，隨著時間推移，吸盤內部壓力將按式(1)所示指數關系逐漸衰減。與此同時，吸盤內部真空度會隨內壓減小而增大，并將無限逼近真空發生器的最大真空度，直至腔體內真空度趨于穩定[10]，此時可按式(2)所示經驗公式對真空度進行估算。

(2)

已知機體總質量m≈1.35 kg，重力加速度g=9.8 m/s2，則吸附載重Gm=13.23 N；吸盤有效吸附直徑d=33 mm，吸盤數量n=4?？紤]到吸附強度及穩定性，取安全系數f=10(水平吸附時f>4；垂直吸附時f>8)，將各參數值代入式(2)，計算得到吸盤所需理論真空度p≈38.69 kPa。為充分保證吸附安全性，實際搭建氣動回路時選用負壓p1=-55 kPa的真空發生器。

3.3 吸附力計算

當壁虎在垂直壁面吸附或攀爬時，為盡可能保持軀體平衡，至少應有兩只腳掌同時與壁面接觸[11]。由此可知，在垂直吸附承載狀態下，如圖4所示，要使仿生機體能夠安全吸附于垂直壁面，就必須保證兩只腳掌產生的黏附力大于等于機體自重Gm，即單個吸盤與壁面之間的最大靜摩擦力Fmax應大于等于Gm/2(約6.62 N)，如式(3)所示。

(3)

圖4 垂直吸附力學模型Fig.4 Mechanical model of vertical adsorption

在光滑垂直壁面上，吸盤吸附力W強弱主要取決于腔體實際真空度p1的大小[12]，兩者之間的關系可用式(4)表示。

(4)

式中：S為有效吸附面積(πd2/4)；λ為安全系數(≥2.5)。

為增強安全設計裕度，令λ=3，并將其與p1和S的參數值一同代入式(4)，計算得到吸盤吸附力W=15.67 N。

吸附力W即為壁面受到的正壓力，已知吸盤與壁面之間的最大靜摩擦因數μ=0.55，則單個吸盤與壁面之間的最大靜摩擦力Fmax≈8.62 N。

顯然，Fmax>Gm/2，說明選用負壓為-55 kPa的真空發生器，能夠滿足機體載重對于吸盤吸附力的要求。

4 流域建模與仿真

4.1 物理模型

根據真空吸盤工作環境和吸附特性，采用標準k-ε兩方程模式構建其CFD流場物理模型。k-ε模式是工程流體計算中常用的標準湍流模型，由雷諾應力黏性模式可知，流場湍流渦黏度為湍動能與湍流耗散率的函數，如式(5)所示。

μt=Cμfμρk2/ε

(5)

式中：μt為湍流渦黏度；Cμ為經驗常數；fμ為近壁衰減函數；ρ為流體密度；k為湍動能；ε為湍流耗散率。

標準k-ε模型假設流場狀態為完全湍流，而且忽略分子黏性影響，其理論模型是一個半經驗公式，主要求解湍動能輸送方程和能量耗散方程，如式(6)和式(7)所示[13]。

(6)

(7)

式中：Gk為由層流速度梯度產生的湍動能；Gb為由浮力產生的湍動能；YM為可壓縮流動中脈動擴張的貢獻；C1ε、C2ε、C3ε為經驗常數；σk、σε為k方程和ε方程的湍流Prandtl數；Sk、Sε為用戶自定義源項。

當流場為不可壓縮流動，且不考慮自定義源項時，可將方程模式中的常數項取值定義為：Gb=0；YM=0；Sk=0；Sε=0；C1ε=1.44；C2ε=1.92；C3ε=0.09；Cμ=1；σk=1；σε=1.3；σT=1；Pr=0.85。

4.2 流場網格離散

利用SolidWorks設計吸盤三維CAD實體模型，通過數據轉換將其導入ICEM CFD中進行特征編輯和拓撲重構。采用非結構網格對流體計算域進行離散，如圖5(a)、(b)所示，流場網格劃分共產生1 738 083個單元和311 113個節點，主要以三角形單元和四面體單元為主。其中，網格大小介于0.22～1 mm之間，如圖5(c)所示?？梢娏鲌鲋袥]有小于0.1 mm的網格，說明不存在負體積單元，網格扭曲度符合流場計算精度要求。

圖5 流體計算域網格模型Fig.5 Mesh model of fluid computing domain：(a)wall mesh；(b)section mesh；(c)mesh quality analysis

為提高吸盤流場建模和數值模擬精度，對流場入口區、出口區及局部微小結構進行網格加密處理，同時通過網格質量分析和光順處理，消除負體積單元和冗余節點，直至網格數量和質量達到精度要求。劃分網格過程中，為更好地適應流場邊界條件及其運算，在壁面附近設定邊界層[14]，其中，第一層網格高度為0.05 mm，增進比為1.3，劃分層數為22。

4.3 迭代殘差

利用FLUENT對吸盤內腔流域進行數值模擬，構建基于標準k-ε兩方程模式的單相穩態湍流模型，假設流場狀態為完全湍流，則其雷諾數Re>10 000。由于進出吸盤的流體介質為空氣，所以定義外部操作環境和入口區大氣壓力為1個標準大氣壓(101 325 Pa)[15]，同時參考實際真空度計算結果，將出口區壓力設定為-55 kPa。

根據圖4所示力學模型設定流場邊界條件，沿Y軸正向定義重力加速度。對吸盤流體計算域進行初始化處理，采用Simple算法、標準壁面函數和二階迎風格式對流場進行壓力-速度耦合求解，并對連續性殘差(c)、湍動能(k)及湍流耗散率(ε)迭代計算過程進行實時監測，如圖6所示?？梢钥吹?，經過235步迭代計算后，3條殘差曲線均趨于平穩，說明數值模擬結果滿足收斂性要求。

圖6 殘差變量曲線Fig.6 Residual variable curve

5 流場分析與討論

5.1 壓力分布

5.1.1 縱截面壓力場

在真空負壓形成過程中，吸盤內腔將會受到靜壓和動壓變化的綜合影響[16]。由于吸盤為360°軸對稱結構，故提取其縱截面流域進行壓力場分析。

由圖7(a)所示靜壓云圖可知，出口管道流域存在較大負壓分布，尤其是在管道底部過渡流域，局部負壓明顯偏高，最大壓力高達約-106 100 Pa；相比之下，吸盤內腔其他流域靜壓場均為正壓，最大靜壓約102 616 Pa，主要分布于吸盤底面與出口管道下部之間，且靜壓力分布相對均勻，說明在氣流靜止或流動穩定狀態下，該流域承受的靜壓大小基本一致。

從圖7(b)所示動壓分布來看，出口管道以下內腔流域的動壓狀態十分穩定，且基本都接近于0，表明在流場動壓作用下，使這一流域形成了較大真空區；與之形成鮮明對比的是，出口管道中線區域附近的動壓高達154 017 Pa，壓力值遠遠大于內腔真空流域，由此產生的壓力差有助于氣流流動和負壓形成，對于縮短抽氣響應時間和快速達到穩定吸附具有積極作用。

圖7 縱截面壓力場Fig.7 Pressure field of vertical section：(a)static pressure nephogram；(b)dynamic pressure nephogram

5.1.2 進、出口壓力場

圖8示出了進、出口區壓力云圖。對比進、出口區靜壓云圖發現，進口區的邊緣區域和中心區域壓力分布較為均勻，且壓力值明顯較大(約101 328 Pa)，如圖8(a)所示；而兩者之間所夾環形區域高低壓變化十分突出，說明這一流域靜壓穩定性較差。相比之下，出口區靜壓只在外環邊緣存在微小的局部高壓區，最大壓力約-54 106 Pa，如圖8(b)所示；而其他流域動壓場分布則相對平穩，壓力區間為-55 087～54 760 Pa，這與真空發生器真空度十分接近(-55 000 Pa)。由此可知，吸盤流體計算域具有良好的邊界條件和模擬精度，符合真空發生器工作預期。

動壓在進口中心區域存在一定壓力波動，最大壓力約6 163 Pa，如圖8(c)所示；其他流域的動壓變化沒有明顯起伏，且壓力相對較小，最小壓力約0.05 Pa。出口區的動壓云圖呈明顯梯度分布，壓力值從出口中心附近由內向外逐層減小，如圖8(d)所示，最大動壓區位于出口中心附近區域，此處壓力值約140 736 Pa，遠大于進口區動壓。由此可知，在抽真空吸附過程中，動壓分布會使氣流不斷從低壓入口區流向高壓出口區，直至吸盤內腔形成飽和負壓并產生穩定吸附力。

圖8 進、出口區壓力云圖Fig.8 Pressure nephogram of inlet and outlet：(a)inlet static pressure；(b)outlet static pressure； (c)inlet dynamic pressure；(d)outlet dynamic pressure

5.2 流速狀態

5.2.1 速度矢量場

在流場負壓形成過程中，由于壁面邊界層影響，使其附近流域黏度明顯增大，所以分布于壁面之上的氣流速度很小。圖9所示為壁面三維速度矢量場，可知出口管道壁面大部分氣流流速在190～286 m/s之間，而其以下壁面流速基本都接近于0。據此可知，吸盤流場邊界層上的氣流活躍區主要位于出口管道壁面。

圖9 壁面三維速度矢量場Fig.9 Three dimensional velocity vector field on the wall

圖10所示為二維速度矢量場。當真空發生器啟動工作后，吸盤內腔平衡態瞬間被擾動，如圖10(a)所示，由于抽真空作用，吸盤縱截面流域產生了多處旋渦型湍流速度，在此狀態下，氣流會按照矢量箭頭方向從底部匯聚流向出口區，且氣流流速從下至上在逐漸增大，尤其是在出口管道流域，氣流速度高達近503 m/s，遠遠大于腔內其他流域氣流速度?？梢?，吸盤內腔中心區域氣流首先會被吸出，而壁面和其他流域氣流則會被隨后吸出，直至形成穩定的流場負壓。

對比圖10(b)、(c)所示進、出口面的氣流速度矢量場，發現2個圓形區域的氣流流速都是從中心區域向外圍逐漸減小，且氣流流速差值十分明顯。其中，出口面中心區域氣流流速高達480 m/s左右，約為入口面中心區域流速(約100 m/s)的4.8倍，說明負壓流場具有較高的抽氣響應速度，有利于吸盤快速達到穩定吸附狀態。

圖10 二維速度矢量場Fig.10 Velocity vector field on the plane：(a)longitudinal section velocity；(b)inlet surface velocity；(c)outlet surface velocity

5.2.2 流速曲線

為進一步明確流場速度分布狀態，在吸盤內腔關鍵流域定義3條幾何截線，如圖11所示，分別為截線A-B、截線C-D及截線E-F，用以表征吸盤中軸線區域、出口區域及入口區域的流速分布狀態。

圖11 幾何截線定義Fig.11 Definition of geometric line

沿各條截線長度方向提取速度分布曲線，如圖12所示。分析A-B段速度曲線可知，從點A至點B，氣流速度分布呈總體爬升狀態，如圖12(a)所示，符合縱截面速度矢量場分析預期。

入口區中心截線E-F速度曲線類似狀態分布，即截線中心區域氣流速度大，而兩端點區域附近氣流速度明顯偏小，如圖12(b)所示；與之相比，出口區中心截線C-D速度曲線變化則較為平緩，如圖12(c)所示，從曲線變化趨勢可知，氣流速度從出口區中心沿徑向逐漸向兩側邊緣區域減小。

圖12 關鍵流域速度曲線

顯然，對比圖10(b)、(c)所示進、出口面的速度矢量場可知，沿截線E-F和截線C-D的速度曲線與其矢量場分布特征完全匹配，通過提取速度曲線上各點的橫、縱坐標，即可獲得相應流場位置的流速狀態，進而為負壓流場速度變化規律分析提供有力依據。

5.3 流線軌跡

通過流線軌跡能夠準確表征吸盤內腔氣流流動方向及路線。圖13示出了氣流流線軌跡。在負壓形成過程中，吸盤底部氣流沿著彎曲軌跡逐漸流向上部管道出口，如圖13(a)所示，大部分氣流軌跡和流向較為規律。然而，在流場底部左右區域各存在兩處形態相似的渦旋氣流，而且渦旋分布位置基本對稱。由此可見，吸盤負壓流場存在典型的湍流特征，這一現象在壁面流線軌跡分布上體現得更為突出，如圖13(b)所示，壁面流域的流線方向和軌跡分布十分雜亂，整體流線分布狀態呈現出明顯湍流特征，符合標準k-ε兩方程物理模型對于流場模擬的理論預期。

圖13 氣流流線軌跡Fig.13 Airflow trajectory：(a)longitudinal streamline； (b)wall streamline

6 吸盤靜力學分析

6.1 有限元模型

吸盤在負壓作用下會產生應力和變形，其結構力學性能對于穩定吸附具有重要影響[17]。在WorkBench環境下構建吸盤有限元模型，由于吸盤具有典型軸對稱特征，因此只取其1/4結構進行有限元分析，如圖14所示。

圖14 吸盤有限元建模Fig.14 Finite element modeling of suction cup

采用四面體單元對盤體結構進行網格劃分，離散結果共產生21 675個單元和38 713個節點。吸盤由硅膠材質制成，其質量密度為1 120 kg/m3，彈性模量為1.2 GPa，泊松比為0.48。

6.2 壁面總壓

仿生壁虎在吸附機動過程中，吸盤在真空負壓作用下產生吸附力，此時，吸盤內壁主要承受腔內負壓作用[18]，所以有必要通過內壁總壓對盤體進行有限元靜力學分析。根據流體動力學理論，流場靜壓與動壓之和稱之為總壓，如式(8)所示。

(8)

式中：pt為總壓；pj為靜壓；ρ為流體密度；v為流體速度。

在CFD-POST模塊中讀入FLUENT流場分析結果，并通過探測操作獲取吸盤內壁承受的總壓力?？紤]到吸盤結構對稱性，可認為流場壁面總壓為均勻分布[19]，因此，只需獲取某一探點壓力值即可近似表征該區域壁面壓力，如圖15所示，在真空度達到最大時，可將流場壁面劃分為2個主要壓力區，分別為盤體主壁面和出口管道壁面，即探測點1(101 397 Pa)和探測點2(-55 473.9 Pa)。

圖15 壁面總壓探測Fig.15 Probe of total pressure on the wall

6.3 應力與變形

根據吸盤垂直吸附狀態設定約束邊界條件，并將探測點1和探測點2的總壓施加于壁面之上，在此基礎上進行有限元靜力學分析，提取壁面應力和變形結果。結果如圖16所示。

從圖16(a)可知，出口管道壁面和上盤壁面的應力分布十分均勻，且壓力值明顯較小(約547 Pa)。與之相比，下盤面底部區域應力變化較為突出，尤其是在內壁邊緣局部區域(A區)，存在明顯的應力集中，最大應力達到181.3 MPa，如圖16(b)所示，可見該處為吸盤薄弱區域，應適當加厚該區域壁厚設計，以提高吸盤靜力強度和工作壽命。

圖16 應力分析結果Fig.16 Stress analysis results：(a)stress distribution； (b)stress concentration zone (A)

由于腔內真空負壓作用，吸盤在吸附時會因發生變形而被緊壓于壁面之上。圖17所示為靜力變形分析結果?？芍?，相對于原始未變形狀態(圖中線框)，吸盤在壁面總壓影響下沿軸向和徑向發生了不同程度的位移，且變形幅度從上而下逐漸減小，其中，最大形變區域發生于出氣管道上部區域，最大變形量約0.07 mm?？梢?，變形量十分微小，加之硅膠吸盤具有較強彈性，所以靜力變形不會對吸盤結構產生不利影響。

圖17 靜力變形分析結果Fig.17 Static deformation analysis results

7 樣機與試驗

7.1 數字化仿生造型

以壁虎原型為參考，通過體態特征分析和功能模塊劃分，在SolidWorks中對其仿生結構進行數字化設計與開發，如圖18所示，利用特征建模方法設計各仿生關節三維實體造型，主要涉及頭部、大腿關節、小腿關節、吸盤、軀干及尾巴等，仿生造型在滿足功能要求條件下應盡量輕巧和美觀。為提高仿生數字模型精度，裝配設計過程需嚴格控制各構件之間的約束關系，避免出現干涉、碰撞或過定義等不利因素。

圖18 數字化仿生造型Fig.18 Bionic modeling of digital gecko

7.2 吸附試驗

通過數據處理對各構件實體造型進行格式轉換，利用3D打印工藝制作其三維實體樣件。針對仿生壁虎運動步態和電磁閥開關時序，開發基于Arduino的軟硬件系統及控制程序，對此不予贅述。按照仿生機體方位布局將吸附氣路分為左前、右前、左后及右后，如圖19所示，在開展吸附試驗時，先讓左前、右前、左后及右后處的4個吸盤與垂直壁面接觸，然后在電磁閥1和電磁閥2控制下開啟真空泵，并通過三通、軟管等將吸盤內部空氣抽走形成真空負壓，此時，4個吸盤在外部大氣壓力作用下被擠壓吸附于壁面之上。

圖19 吸附試驗氣路簡Fig.19 Schematic of adsorption test

換步運動時，通過電磁閥關閉一處對角線位置的氣動回路(如左前與右后，或右前與左后)，此時，由于關閉的對角線氣動回路接通大氣壓力，所以吸盤因內外壓力大小相等而恢復原形，并在驅動程序作用下完成吸附脫離與換步移動。需要注意的是，在吸附和移步試驗過程中，應始終保持一處對角線吸盤處于吸附狀態。

根據數字化仿生造型及其結構組成，裝配和調試仿生機械壁虎試驗樣機，如圖20所示，仿生機體由可充電鋰電池供應電力，氣動系統選用負壓為-55 kPa的真空泵，腿關節通過舵機驅動來實現移步換位。

圖20 吸附性能測試Fig.20 Adsorption performance test：(a)sucker action test；(b)adsorption climbing scenario 1；(c)adsorption climbing scenario 2

吸附測試結果表明，仿生機體可穩定吸附于垂直墻壁之上，在爬墻運動過程中，吸盤氣動控制時序準確，且吸附與脫附動作切換靈敏、負壓響應快，能夠平穩實現仿生關節的移步換位與攀爬，具有良好的機動性與可靠性。

7.3 展望

由于負壓吸附方式對于基底表面質量有著特殊要求，目前該仿生機體的吸附攀爬只適用于光滑壁面或微粗糙壁面，而對于粗糙度較大或環境更為惡劣的基底，則會產生不同的吸附效果，這也是吸附試驗誤差的主要來源。對此，還需在后續研究中不斷進行探索與嘗試，以期通過改進吸附方式或微觀黏附陣列結構等來提升仿生壁虎的吸附可靠性。

8 結論

(1)通過標準k-ε兩方程湍流模型構建單相穩態流體計算域，能夠較為準確地表征和描述真空吸盤的負壓吸附機制及其流場狀態，為仿生機械壁虎的吸附模擬與技術研究提供了重要借鑒。

(2)在負壓吸附過程中，吸盤出口管道區的動壓和氣流流速遠大于內腔流域，尤其是出口面中心區域氣流流速(約480 m/s)，約為入口面中心區域流速(約100 m/s)的4.8倍，對于快速響應抽真空和形成穩定負壓具有積極作用。

(3)在壁面總壓作用下，吸盤靜力變形自上而下逐漸減小，且在盤體底面邊緣區域存在明顯的應力集中(約181.3 MPa)，應盡量增大該薄弱區域的壁厚設計，以提高吸盤的強度儲備和使用壽命。

(4)通過仿生樣機研制和吸附試驗測試，驗證了負壓吸附思路及其實現方法的可行性。試驗結果表明：該仿生機體具有良好的仿生動力學性能和負壓吸附特性。研究結果為壁虎黏附陣列的仿生設計提供了借鑒，具有可期的技術發掘潛力和實踐應用價值。