爬壁机器人是一种具备壁面吸附与移动特性的移动式机器人，在工业机器人和特种机器人领域占据重要地位。爬壁机器人能够稳定吸附在垂直或倾斜的墙壁、建筑结构及其他立面上，并搭载各种设备完成高空作业任务，如侦察、检测和维修等，其被广泛应用于军事、船舶、石化和建筑等领域^[1-3]。

随着风能产业的快速发展，风力发电设备的核心组成部分——风电塔筒的维护和保养显得尤为重要。然而，由于风电塔筒的高度和复杂性，传统的人工维护方式存在诸多挑战和安全隐患，因此需要一种更高效、安全的作业方式。为满足这一需求，爬壁机器人应运而生^[4-5]。目前，应用于大型立面运维的传统爬壁机器人，按吸附方式可分为磁吸附式和负压吸附式，按移动方式可分为轮式、履带式和足式^[6-9]。

风电塔筒的外壁面通常为圆柱面或圆锥面，传统爬壁机器人无法适应变曲率壁面。针对爬壁机器人的变曲率自适应问题，国内外学者展开了深入研究^[10-11]，目前主要有4种解决方案。一是基于足式结构的曲面高适应性。沈阳工业大学的崔晓森^[12]设计了一种适用于风电塔筒外壁面运维的四足伸缩式爬壁机器人，其具备全向运动特性，可用于风电机组外表面的检测与修复。但是，足式移动机构存在移动速度缓慢、运动灵活性低和平稳性差等不足。二是基于多体式设计理念。多体式爬壁机器人的母体通过串接多个独立的子结构，利用机器人母体、子结构及壁面之间的空间约束关系来实现机器人系统整体的姿态调整，从而提高对变曲率壁面的适应性。清华大学的崔宗伟等^[13]研制了由机械臂串联而成的两端吸附式双体爬壁机器人；卡内基梅隆大学的Seo等^[14-15]研制了双体履带式爬壁机器人，该机器人采用被动定向柔性接头连接2组履带机构，采用扁平黏性聚合物制成的轮胎驱动，以实现在复杂变曲率壁面上的灵活、稳定移动。尽管多体式设计增强了爬壁机器人在变曲率壁面上的自适应能力，但其复杂结构导致转弯半径增大，机动性下降，从而增加了机器人在复杂壁面上的运动规划难度。三是基于柔性力学原理。自适应爬壁机器人利用柔性材料替换部分刚性材料，通过柔性材料的形变来实现在变曲率壁面上的自适应运动。中国科学院沈阳自动化研究所的Song等^[16]研制了基于被动柔顺机制的爬壁机器人，可自主适应变曲率壁面；广州大学的Zhang等^[17]研制了仿水蛭模块化爬壁机器人，该机器人通过多个运动模块与内部柔性材料结构的耦合来实现步距可变，以提高对变曲率壁面的适应性。采用柔性材料的自适应爬壁机器人姿态灵活且能够对壁面的曲率变化做出敏感响应，但柔性材料的形变难以精确控制，且容易受到负载和吸附力等因素的影响，导致机器人可能会出现姿态偏移或不稳定的情况。四是采用环抱式结构。区别于前3种独立式爬壁机器人，环抱式爬壁机器人横向360°包裹塔筒，通过预紧力来适应变曲率壁面。华北电力大学的韩强^[18]设计了一种由6个爬升单元串联组成的抱撑式爬升装置，该装置虽可通过各单元连接装置的伸缩来适应塔筒壁面的曲率变化，但在实际作业中，操作难度大且成本高。

综上所述，现有爬壁机器人普遍通过增加本体结构的姿态灵活性来提高变曲率适应性，但难以实现姿态自适应变化与运动稳定性之间的平衡。因此，需要从结构角度出发探索单体机器人在变曲率环境下的姿态变化规律，以提升其在复杂壁面上的运动性能，但目前相关研究尚不足。为此，本文通过分析轮式爬壁机器人在变曲率壁面上作纵向和转弯运动时的姿态变化规律，提出了一种采用分体式柔性变曲率自适应设计理念的新型爬壁机器人。首先，基于爬壁机器人在风电塔筒变曲率壁面上的多种运动状态，对柔性铰链处的摆角与铰链安装位置及壁面曲率的关系进行分析；然后，通过参数化分析对爬壁机器人的磁吸附模块进行结构优化；最后，通过实验来测试爬壁机器人整体结构设计的合理性和可靠性。

风电塔筒的外壁面通常具有较大的曲率变化。为了实现在复杂变曲率环境中的可靠吸附，本文选择采用轮式移动方式和永磁吸附技术。然而，由于风电塔筒外壁面的曲率变化较大，爬壁机器人磁吸附模块与壁面之间的间隙会发生显著变化，而间隙变化会直接影响吸附稳定性。这是因为磁吸附模块与壁面之间的间隙会影响磁力强度：若间隙过大，则磁力减弱，导致吸附力不足；反之，吸附力过大，则可能会导致机器人损害壁面涂漆甚至难以解附。为了克服这一难题，本文设计了一种新型的分体式柔性变曲率自适应爬壁机器人，其结构如图1所示。区别于传统爬壁机器人刚性一体化的特点，所设计的爬壁机器人将驱动模块、磁吸附模块与本体分解形成左右2个独立的集成模块并采用柔性连接。柔性连接模块的结构如图2所示，其具有一个翻转0°~10°的自由度，以适应壁面的曲率变化。柔性连接模块通过侧板与驱动模块相连，左右4个驱动轮分别由2个电机驱动。磁吸附模块分别安装于左右驱动模块底盘上并采用间隙式永磁吸附方式，使得机器人整体形成左右对称结构且重心在本体中轴线上；在面对变曲率环境时，磁吸附模块与壁面之间的间隙始终保持不变，以保证机器人的吸附稳定性。机器人尾部安装永磁万向从动轮，起支撑作用。

柔性连接模块中柔性铰链的结构如图3所示，铰链内、外侧通过销轴连接，共4组，材料为不锈钢，其关键尺寸参数如表1所示。铰链内侧与车架板固定，铰链外侧与磁吸附模块和驱动模块固定。铰链外侧A面与B面的夹角为10°，即可绕销轴进行0°~10°的转动。当壁面为平面时，铰链外侧的B面与铰链内侧贴合；当壁面曲率逐渐变小时，铰链外侧会被动地绕销轴转动，以适应壁面的曲率变化；当铰链外侧A面与铰链内侧贴合时，爬壁机器人达到所能适应的最小曲率半径极限。铰链外侧A面与B面之间由半径为17.5 mm的圆角平滑过渡。

此外，因所设计的爬壁机器人面向风电塔筒维护作业，为弥补传统爬壁机器人作业功能单一的不足，设计了3款模块化作业前端：清洗作业前端、打磨除锈作业前端和喷漆作业前端。如图4所示，采用模块化设计理念，通过快装结构将作业前端与机器人本体相连，即可实现“一车三用”。

如图5所示，当传统爬壁机器人（采用刚性移动机构）沿风电塔筒壁面纵向移动时，其驱动轮的边缘与壁面发生接触，但是胎面并没有完全贴合壁面，驱动轮与壁面之间形成夹角τ，且夹角τ会随着塔筒曲率半径的变化而变化。刚性移动机构的显著不足是驱动轮与壁面接触位置的不可靠性，这会对爬壁机器人的稳定行走和磁吸附模块的布置造成不利影响。由于驱动轮与壁面间夹角τ以及车架板与壁面间距离h均会随塔筒曲率半径的变化而变化，传统爬壁机器人在移动过程中很难提供稳定且可靠的吸附力。同时，由于磁铁与壁面之间的间隙也会发生较大变化，使得吸附力无法保持稳定。这些因素共同影响了爬壁机器人在塔筒壁面上运动时的稳定性和可靠性。

为提高爬壁机器人在变曲率壁面上的运动稳定性，在设计移动机构时引入了一种增加驱动轮自由度的方法，即采用多段式结构设计。如图6所示，在移动机构的两侧各设置了柔性铰链，这些铰链通过连接件分别与驱动轮相连。驱动轮连接件与机器人本体之间的夹角为α（即铰链处摆角），机器人本体中心到塔筒壁面的距离为h1，驱动轮连接件到塔筒壁面的距离为h2（即铰链安装位置到壁面的距离），机器人本体宽度为2L1，铰链回转中心到驱动轮中心面的距离为L2，塔筒曲率半径为R，驱动轮半径为r。

根据图6，塔筒曲率半径R与铰链处摆角α的几何关系可表示为：

机器人本体中心到塔筒壁面的距离h1与铰链处摆角α的关系为：

将已知的结构参数代入式(1)和式(2)，并绘制铰链处摆角α及机器人本体中心到塔筒壁面的距离h1与塔筒曲率半径R之间的关系曲线，如图7所示。由图7可以看出，铰链处摆角α随塔筒曲率半径R的增大呈非线性减小的趋势，即R越大，α减小得越缓慢；机器人本体中心到塔筒壁面的距离h1随塔筒曲率半径R的增大呈非线性增大的趋势，即R越大，h1增大得越缓慢。h1的变化引起了机器人中心高度的变化，这会导致机器人在移动时失去平衡，增加了倾覆风险。稳定的移动机构对于机器人在各种环境中有效执行任务至关重要，因此需尽可能减少机器人本体中心与塔筒壁面间距离的变化。

由式(1)和式(2)可知，当机器人本体半宽L1等于铰链回转中心到驱动轮中心面的距离L2时，理论上机器人本体中心到塔筒壁面的距离h1不会受塔筒曲率半径R变化的影响。因此，在设计机器人移动机构时，使L1=L2，如图8所示。这样设计可保证机器人移动时始终满足h1=h2，即在理想状态下，机器人车身相对于塔筒壁面的位置始终保持不变，这有利于保持机器人的稳定性。

在机器人移动机构的结构参数满足L1=L2和h1=h2的前提下，铰链安装位置到塔筒壁面的距离也会对机器人的稳定性产生一定的影响。根据图8，铰链处摆角α的表达式为：

其中：

式中：β为铰链回转中心和塔筒中心的连线与铰链外侧的夹角，即∠O1CB；γ为铰链回转中心和塔筒中心的连线与铰链内侧的夹角，即∠O1CA。

由式(3)可得，铰链处摆角α与塔筒曲率半径R的关系可表示为：

将已知的结构参数代入式(4)，并绘制铰链处摆角α、塔筒曲率半径R、铰链安装位置到壁面的距离h₂之间的关系曲面，如图9所示。

由图9可知，当塔筒曲率半径R在1 500~3 000 mm范围内变化时，铰链处摆角α的变化范围为3°~4°；在相同的塔筒曲率变化幅度下，当铰链相对于塔筒壁面的安装高度改变时，铰链处摆角α的变化幅度不同。由图9可以直观地看出，当铰链安装位置相对于塔筒壁面较低时，铰链处摆角α的变化幅度较大，即机器人的灵活性更高，对塔筒壁面的适应性更优。

根据上述研究结果，在机器人本体半宽L1等于铰链回转中心到驱动轮中心面的距离L2以及机器人本体中心到壁面的距离h1等于铰链安装位置到壁面的距离h2的前提下，开展变曲率自适应爬壁机器人的转弯运动特性分析。

为分析爬壁机器人在变曲率壁面上转弯时的运动特性，绘制其原地转弯示意图（以机器人本体中心A为原点构建坐标系O-XYZ）。机器人在壁面上原地转弯的XOY面投影如图10所示。图中：B1为未转弯时前驱动轮中心在XOY面上的投影，C1为未转弯时铰链回转中心在XOY面上的投影。当机器人原地转弯θ（绕Z轴逆时针旋转θ）时，前驱动轮中心新位置B2在X轴上的投影为B2'，铰链回转中心新位置C2在X轴上的投影为C2'。

机器人在壁面上原地转弯时的XOZ面投影如图11所示。图中：α1为机器人未转弯时的铰链处摆角，当机器人的原地转弯角度θ增大时，其本体中心A的位置不变，但铰链处摆角会发生变化；B'为机器人原地转弯后驱动轮中心在XOZ面上的投影，B2'为B'在X轴上的投影。

假设机器人原地转弯θ后铰链处摆角为α1'，根据图11，α1'可表示为：

式中：h3'为机器人原地转弯θ后驱动轮中心到XOY面的距离。

根据图11，机器人原地转弯后驱动轮中心到XOY面的距离h3'可表示为：

其中：

式中：LAB1、LAB2'为原地转弯前、后机器人本体中心A与驱动轮中心在X轴上的投影B1、B2'的距离。

将式(4)、式(6)以及相关结构参数代入式(5)，并绘制机器人在塔筒壁面上转弯时铰链处摆角α1'、机器人原地转弯角度θ（θ∈0,90°）和塔筒曲率半径R（R∈1500,3000 mm）三者之间的关系曲面，如图12所示。由图12可知，在不考虑铰链安装位置的变化时，铰链处摆角α1'随机器人原地转弯角度θ的增大而逐渐减小；随着塔筒曲率半径R的增大，铰链处摆角α1'的变化幅度呈减小趋势。

为了研究铰链安装位置对机器人转弯运动特性的影响，先在假定塔筒曲率半径R不变的情况下，分析铰链处摆角α1'随机器人原地转弯角度θ及铰链安装位置到壁面的距离h2的变化情况，结果如图13所示。由图13可知，在进行相同幅度的转弯运动时，即θ的变化幅度相同时，随着h2的减小，α1'的变化幅度逐渐增大。这是因为磁吸附模块安装在铰链外侧2个驱动轮中间的减速器下方，当铰链安装位置较低时，磁吸附模块能更好地适应塔筒壁面的曲率变化，且转弯时驱动轮所受的切向力较小，转弯相对容易。

然后，在假定机器人原地转弯角度θ不变的情况下，分析铰链处摆角α1'随塔筒曲率半径R及铰链安装位置到壁面的距离h2的变化情况，结果如图14所示。由图14可知，机器人在相同的塔筒曲率半径变化幅度下进行转弯运动时，随着h2的减小，α1'的变化幅度也逐渐增大。

综上所述，铰链相对于机器人本体的位置高低对机器人运动的灵活性、稳定性有重要影响，这主要涉及机器人在壁面上的姿态控制和稳定性。

1）低位置铰链。铰链位置较低时可降低机器人的重心，低重心可使机器人更好地抵抗外部扰动，不易翻倒，从而提高稳定性。此外，铰链位置较低时机器人更容易进行姿态调整与控制，运动响应更加灵活，有利于应对不同曲率半径和倾斜角度的壁面。但是，铰链安装位置不宜过低，这是因为机器人在小曲率半径条件下转弯时，铰链易与壁面发生剐蹭。

2）高位置铰链。铰链位置较高可能会导致机器人的重心相对较高，增加了翻倒的风险。尤其是在垂直壁面上，高重心可能会导致机器人更容易失去平衡。此外，较高位置处的铰链可能需要更精密的姿态控制，以确保机器人在不同条件下保持稳定。在不同曲率的壁面上，铰链安装位置较高可能会使机器人面临更大的稳定性挑战。

因此，在设计爬壁机器人柔性连接模块的结构参数时，应保证在机器人转弯时铰链与塔筒壁面之间保持安全距离，以避免剐蹭。综上所述，当机器人本体中心到壁面的距离h1和铰链安装位置到壁面的距离h2同为70 mm时，机器人在变曲率环境下的转弯运动性能最佳，且能够满足在最小曲率半径为1 500 mm环境下的作业要求。

为了提高变曲率自适应爬壁机器人磁吸附模块的吸附效率，基于Halbach阵列单侧磁场聚集能力强的特性，分析磁吸附模块结构参数对吸附力的影响并优化结构参数^[19]。

选择磁性最高的钕铁硼（NdFeB）作为磁吸附模块的永磁材料，其具有磁能积高、稳定性强等特性。本文选用NdFeB-N48作为磁铁材料，其性能参数如表2所示。同时，选择具有良好导磁性和较小剩磁等特性的Q235低碳钢作为轭铁材料，以减少磁感线的泄漏^[20]。

磁吸附模块由7块小的弧形磁铁和1块轭铁组成，采用Halbach阵列充磁技术。如图15所示，从左至右第1、3、5、7块磁铁采用径向充磁，第2、4、6块磁铁采用切向充磁。弧形磁铁内径为120 mm，距塔筒壁面8 mm；Q235低碳钢材质的塔筒壁面曲率半径为1 500 mm，厚度为20 mm。

使用ANSYS Maxwell软件对上述磁吸附模块进行仿真分析，得到其磁感应强度云图，如图16所示。从图16(a)中可以看出，在不含轭铁时，采用径向充磁的弧形磁铁的磁感线穿过间隙和塔筒壁面后回到磁铁内部，对壁面产生吸附力；而切向充磁使得磁感线沿磁铁表面流动并汇聚在塔筒壁面处，形成靠近壁面一侧的回路，从而增强吸附力。由此可知，磁吸附模块远离壁面一侧存在磁场泄漏现象，部分磁感线未形成回路，磁感应强度明显弱于靠近壁面形成聚磁效应的这一侧。为此，在弱磁侧安装1块轭铁来引导磁感线，以减少磁场的泄漏。从图16(b)中可以看出，在加入轭铁后，弱磁侧的磁感线得到有效引导，改善了磁场泄漏现象，使得弱磁侧的磁感应强度增大，从而优化了磁吸附模块的性能。

磁吸附模块的结构参数如图17所示。其中：φ1为磁铁M1的角度，φ2为磁铁M2的角度，φ3为磁铁M3的角度，φ4为磁铁M4的角度，h为磁铁厚度，d为磁铁宽度，t为轭铁宽度。磁吸附模块结构参数优化模型的约束条件如下：

利用控制变量法，系统地分析不同结构尺寸的弧形Halbach磁铁阵列和轭铁对磁吸附模块吸附效率的影响。

磁吸附模块结构参数的初始值如表3所示，结构优化目标为在一定的距壁间隙下，通过调整结构参数来实现吸附效率最大化，即实现单位质量吸附力η最大化。

在距壁间隙λ=λ0时，磁吸附模块的单位质量吸附力η定义为总吸附力Fm与总质量M的比值，即：

要求所设计的磁吸附模块可为风电塔筒维护用爬壁机器人提供至少1 600 N的吸附力，以满足其在距壁间隙为8 mm的情况下负载20 kg的作业要求。使用ANSYS Maxwell软件对磁吸附模块进行参数化分析，以确定其最佳结构参数。磁吸附模块的参数化分析结果如图18所示。

由图18(a)可知，在磁铁M1的角度φ1从0°增大到30°的过程中，磁吸附模块的总吸附力先增大后减小，在φ1=10°时达到最大值1 799 N，单位质量吸附力在φ1=7°时达到最大值353 N/kg。由此可知，磁铁M1的角度φ1存在临界值。当小于该临界值时，磁吸附模块的总吸附力随φ1的增大而增大；当达到该临界值后，随着φ1的增大，磁铁M2、M3、M4与金属壁面之间的间隙增大，导致总吸附力损失，故单位质量吸附力下降。综上可知，切向充磁的磁铁的主要作用是引导磁感线，其对磁吸附模块总吸附力的影响存在饱和值，当角度φ1达到临界值后再继续增大，不会提高吸附力，反而会导致吸附效率下降。

由图18(b)可知，在磁铁M2的角度φ2从0°增大到30°的过程中，磁吸附模块的总吸附力从969 N逐渐增大到2 275 N，但增长趋势逐渐趋于平缓；单位质量吸附力在φ2=16°时达到最大值360 N/kg。由此可知，径向充磁的磁铁的主要作用是对壁面产生吸附力，角度φ2对磁吸附模块的总吸附力有显著影响，且单位质量吸附力存在饱和值，当φ2达到16°后，单位质量吸附力逐渐减小。

由图18(c)可知，在磁铁M3的角度φ3从0°增大到30°的过程中，磁吸附模块的总吸附力从1 178 N逐渐增大到1 972 N，但增长幅度逐渐变缓；当φ3=8°时，单位质量吸附力达到最大值356 N/kg，当超过此临界角度后，单位质量吸附力逐渐减小。

由图18(d)可知，磁铁M4的角度φ4对磁吸附模块总吸附力的影响相对较小，这是因为磁铁M4位于弧形Halbach磁铁阵列的两端，随着φ4的增大，磁吸附模块与金属壁面之间的间隙逐渐增大，由于磁场在间隙中的分布不均匀，单位质量吸附力逐渐减小。此外，随着间隙的增大，磁铁与金属壁面之间的有效磁耦合减弱，导致磁吸附模块的吸附效率逐渐降低。由此可知，尽管磁吸附模块的总吸附力随角度φ4的增大呈增大趋势，但其吸附效率降低。因此，在满足所需吸附力的前提下，应尽量减小磁铁M4的角度。

由图18(e)可知，磁铁厚度h与磁吸附模块的总吸附力呈正相关，单位质量吸附力在h=25mm时达到最大值353 N/kg，之后逐渐减小。由此可知，在满足所需吸附力的前提下，磁铁厚度不宜过大，以保持高吸附效率。

由图18(f)可知，磁铁宽度d与磁吸附模块的总吸附力和单位质量吸附力均呈正相关，但单位质量吸附力的增大趋势逐渐变缓。由此可见，磁铁宽度对磁吸附模块的总吸附力和吸附效率均有显著影响，可根据所需吸附力设定合适的磁铁宽度。

由图18(g)可知，当轭铁厚度t≤6mm时，随着t的增大，磁吸附模块的总吸附力增大；当t>6mm时，其总吸附力基本不受影响，稳定在1 951 N左右；单位质量吸附力与轭铁厚度呈负相关。总的来说，增加轭铁能够在一定程度上增强磁吸附模块的吸附力，但增强效果有限，且会在轭铁厚度一定时达到峰值。因此，在设计磁吸附模块时，轭铁厚度不宜过大。

根据上述磁吸附模块的参数化分析结果，对其结构参数进行优化，以提高其吸附效率。优化前后各结构参数和性能参数的对比如表4所示。结果表明，结构参数优化后，磁吸附模块的单位质量吸附力从350.7 N/kg提高到了403.9 N/kg，提升了15.17%。

研究表明，当塔筒壁面曲率发生变化或机器人转弯时，由于磁吸附模块安装在柔性连接模块外侧并与驱动模块集成于一体，因此磁吸附模块与壁面之间的间隙变化甚微，可保证吸附力相对稳定。但当机器人越障时，磁吸附模块的距壁间隙会发生改变，进而影响其吸附力，降低机器人的稳定性。设定塔筒壁面厚度为20 mm，通过仿真获得优化后磁吸附模块的总吸附力F_m随距壁间隙λ的变化曲线，如图19所示。由图19可知，磁吸附模块的总吸附力会随距壁间隙的增大而减小，但减小幅度逐渐趋于平缓。因此，在实际应用中，应根据实际需求合理限制距壁间隙。

塔筒壁面厚度也会对磁吸附模块的吸附力产生一定影响。设定距壁间隙为8 mm，通过仿真获得优化后磁吸附模块的总吸附力F_m随壁面厚度w的变化曲线，如图20所示。结果显示，当壁面厚度超过8 mm后，磁吸附模块的磁路达到饱和，其总吸附力基本保持不变。风电塔筒整体由多段小塔筒组成，在变曲率环境下，不同段小塔筒的壁面厚度不同，但均大于10 mm。因此，针对在风电塔筒变曲率壁面上作业的机器人，壁面厚度变化对其影响甚微。

变曲率自适应爬壁机器人系统如图21所示，主要由爬壁机器人、远程遥控器、电控柜及移动电缆组成。爬壁机器人参数如表5所示。

面向风电塔筒维护的爬壁机器人在塔筒外壁面上作业时，需根据作业需求选择搭载清洗、打磨、喷漆等作业前端，同时移动电缆随着机器人的爬升被拖得越来越长，导致机器人负重增加，这会对其稳定性产生影响，增加了倾覆风险。因此，须对机器人进行极限负载测试，如图22所示。实验结果表明，该机器人可搭载约110 kg的重物进行作业，满足技术要求。

针对在变曲率壁面上的运动实验，按1∶1比例搭建了仿照风电塔筒顶部的实验壁面，其材质为Q235钢，顶部曲率半径为1 500 mm，底部曲率半径为1 800 mm，壁面厚度为20 mm。在机器人的不同位置处安装3个倾角仪，如图23所示。倾角仪1与倾角仪3分别对称安装在左驱动模块与右驱动模块处，用于测量左右2个柔性铰链外侧的角度；倾角仪2安装于机器人本体中间后端的控制箱内，用于测量柔性铰链内侧的角度。利用上位机软件实时记录测量数据，并基于倾角仪1的X向偏转角读数与倾角仪2的X向偏转角读数计算得到铰链处摆角α。同理，通过倾角仪3和倾角仪2的读数也可计算得到铰链处摆角α。为降低实验误差，取两者的平均值。

机器人纵向运动实验如图24(a)所示。结果表明，在实验过程中，机器人相对壁面始终保持稳定，面对塔筒自下而上的曲率变化，柔性连接模块能够被动调整铰链处摆角，从而调整驱动模块姿态以自主适应壁面的曲率变化。为进一步验证机器人的运动灵活性，在实验壁面上开展机器人倾斜30°和45°的运动实验，如图24(b)和图24(c)所示。结果表明，机器人通过姿态变化，可在倾斜30°和45°时实现稳定向上的运动，灵活性良好。

机器人在塔筒壁面上运动时铰链处摆角的变化情况如图25所示。由图25可知，在塔筒曲率半径为1 500~1 800 mm的实验环境下，当机器人作纵向运动时，其铰链处摆角由7.2°降至6.1°；当机器人作倾斜30°运动时，铰链处摆角由5.4°降至4.8°；当机器人作倾斜45°运动时，铰链处摆角由3.7°降至3.1°。结果表明，该机器人的稳定性和灵活性均符合设计要求。

为验证机器人在变曲率环境下的转弯灵活性，在不同曲率半径位置处开展转弯实验，如图26所示。结果表明，当机器人作转弯运动时，其左右驱动模块通过姿态调整来适应壁面的起伏和曲率变化。实验中分别测试了机器人在塔筒曲率半径R=1 600、1 650、1 700、1 750 mm处的转弯情况，转弯过程中铰链处摆角α随塔筒曲率半径R的变化情况如图27所示。结果显示，该机器人在不同塔筒曲率半径下均能够稳定地进行转弯运动。

综合上述实验结果可知，本文所设计的面向风电塔筒维护的变曲率自适应爬壁机器人能够在变曲率环境下进行灵活、稳定的大负载作业。

本文在分析了风电塔筒的变曲率环境与维护作业需求的基础上，基于模块化设计理念提出了一种新型的变曲率自适应爬壁机器人。该爬壁机器人采用分体轮式移动方式和间隙式永磁吸附技术，通过柔性连接模块的柔性机制被动地调整姿态，以适应塔筒壁面的曲率变化。同时，建立了多状态下的爬壁机器人运动模型，分析了机器人在自适应壁面曲率变化时铰链处摆角的变化趋势，以及转弯时铰链安装位置对机器人稳定性的影响，并优化了铰链的安装位置。基于Halbach阵列充磁对磁吸附模块进行了参数化仿真分析，并优化了其结构参数，提高了吸附效率。另外，还分析了变曲率环境下距壁间隙和壁面厚度对磁吸附模块吸附力的影响。

实验测试结果表明：所设计的爬壁机器人具有变曲率自适应能力，可通过其柔性连接模块的柔性机制，在风电塔筒变曲率环境下进行稳定、可靠的大负载作业。