JP2015180238A - 医療用ロボット - Google Patents

Abstract

【課題】マニピュレータの動作領域が十分に得られるよう配慮し、SPSによる手術にも適用可能とした医療用ロボットを提供する。
【解決手段】医療用ロボット１は、水平面内に設けられた円弧状のガイドレール１１と、鉛直面内に設けられ、水平面内の前記ガイドレール１１に沿って移動可能な２本の円弧状のガイドレール１３と、鉛直面内の各ガイドレール１３に沿って移動可能である２基のロボットアーム２０と、各ロボットアーム２０によって保持された２本の鉗子マニピュレータ３０とを備え、２本の鉗子マニピュレータ３０は、水平面内および鉛直面内のガイドレール１１、１３の円弧により定まる仮想球の中心であるピボットポイント４０で交差する。
【選択図】図１

Description

本発明は、医師等により遠隔操作可能な医療用ロボットに関する。

従来、腹腔鏡手術としては、腹部の表面に複数の孔を開け、それぞれの孔から手術器具を挿入して手術を行う多孔式腹腔鏡手術が行われることが多い。このような多孔式腹腔鏡手術においては、術者の操作によりロボットが手術を行うマスタースレイブ型の手術ロボットが種々開発され、臨床に使用されている。

例えば、特許文献１には６自由度を持つ手術ロボットを複数台用いた手術システムが記載されている。特許文献２では、手術支援装置自体と、手術支援装置が故障した時にも安全に動作させるための検出技術が記載されている。特許文献３には、一つの孔から一つのエフェクタを挿入する、多孔式腹腔鏡手術ロボット用のアームが記載されている。

一方、近年では単孔式腹腔鏡手術（SPS；Single
Port Surgery）による手術例が増加している。SPSは、臍上に切開する一箇所の孔から複数の手術器具を挿入して行う手術方法である。SPSは従来の方法よりも傷口が少なくなることから、術後の癒着による合併症が少なくなると考えられている。また、切開跡は臍部に引きこまれて見えなくなるため、整容性が良い。SPSにおいても、手術ロボットの開発が種々進められている（特許文献４、非特許文献１、２参照）。

なお、その他の医療用のロボットの例として、水平面および鉛直面内の円弧状のレールを用いて内視鏡を移動させ、内視鏡の操作を行う内視鏡保持装置が特許文献５に記載されている。

特許5130228号 特開2013-94452号公報 特開2012-139816号公報 特表2013-505106号公報 特開2002-299425号公報 小林洋ほか，視野を操作する機能を有する単孔式手術支援ロボットの開発，ロボティクス・メカトロニクス講演会講演概要集，pp.2A1-B23(1)-2A1-B23(4), 2010 北中裕ほか，単孔式内視鏡手術のための湾曲器具を用いたマスタースレイブ方式ロボットシステムの提案，日本コンピュータ外科学会学会誌，Vol.11-3, pp.364-365, 2009

SPSでは、鉗子や腹腔鏡といった手術器具を単一孔から挿入する。このため、通常の多孔式腹腔鏡手術に比べて、手術器具の操作が窮屈となる。

特許文献１〜３のような従来の多孔式腹腔鏡手術を念頭においた手術ロボットでは、操作を行う際にロボットアーム同士が干渉してしまうため、手術器具の動作領域に制限をうけSPSへの適用は難しい。またロボットも大きなものになる。

また、非特許文献１の手術ロボットは一つの円筒内に腹腔鏡カメラと２本の作業用マニピュレータを収めた微細作業用のものと考えられ移動機構も複雑である。また特許文献４や非特許文献２の手術ロボットは多孔式腹腔鏡手術用の手術ロボットと同様のアームを使用しているため前記と同様の問題が生じる。

また、特許文献５の内視鏡保持装置は、内視鏡のみの操作を目的としており、複数の手術器具を操作する場合の上記の問題を解決するものではなかった。

本発明は、上記の問題点に鑑みてなされたもので、マニピュレータの動作領域が十分に得られるよう配慮し、SPSによる手術にも適用可能とした医療用ロボットを提供することを目的とする。

前述した課題を解決するための本発明は、水平面内に設けられた１つ以上の円弧状軌道と、鉛直面内に設けられた２つ以上の円弧状軌道と、鉛直面内の各円弧状軌道に沿って移動可能な２つ以上のロボットアームと、各ロボットアームによって保持された２つ以上のマニピュレータと、を備え、鉛直面内の前記円弧状軌道は、水平面内の前記円弧状軌道に沿って移動し、前記ロボットアームは、鉛直面内および水平面内の前記円弧状軌道によって、仮想球の球面上を移動可能であり、前記２つ以上のマニピュレータは、前記仮想球の中心で交差することを特徴とする医療用ロボットである。

これにより、ロボットアームの干渉を回避してマニピュレータを移動させることが容易であり、結果各マニピュレータの動作領域が広くとれるので、SPSにおいても術具操作が容易になる。さらに、ロボットアームの移動機構は簡単でありロボットも小型化できるので、安価に構成でき経済的効果や普及性の観点からも従来技術より優れている。

前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであることが望ましい。
これにより、医療用ロボットによる手術を好適に行うことができる。

前記ロボットアームは、前記仮想球の径方向に沿って前後に移動可能であることが望ましい。
これにより、目的の箇所へとマニピュレータを延ばすことができる。

また、前記マニピュレータの変形量を検知するセンサが設けられることが望ましい。
これにより、マニピュレータの変形量を遠隔操作時の力覚フィードバックに反映させることができる。

また、前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、前記ジョーは、減速ギアを含んだモータの回転によって駆動機構を動作させることにより開閉し、演算部により、前記モータの通電情報と、前記モータの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式からτ_extの値を算出して前記ジョーの把持力の推定値《τ_ext》とし、
Jθ”=τ_m-Dθ’-τ_f-τ_ext
(Jはモータの慣性モーメント、θ’はモータの角速度、θ”はモータの角加速度、τ_mはモータの入力トルク、τ_fはモータのクーロン摩擦トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数)
前記推定値《τ_ext》から、オーバーシュートの誤差、前記モータに含まれる減速ギアの負荷による誤差、前記駆動機構の負荷による誤差を引いて前記ジョーの把持力を算出することが望ましい。
さらに、前記オーバーシュートの誤差を、前記モータから減速ギアを除いた、単独で回転する把持力算出用モータの通電情報と、前記把持力算出用モータの回転に関する回転情報を用いて推定値《τ_ext》を算出することによって求めることが望ましい。
また、前記減速ギアの負荷による誤差を、前記把持力算出用モータについての前記推定値《τ_ext》を所定の減速ギア補償関数に代入することによって求め、前記駆動機構の負荷による誤差を、前記モータの通電情報と回転情報を所定の駆動機構補償関数に代入することによって求めることが望ましい。
これにより、ジョーの把持力を正確に算出し、これを遠隔操作時の力覚フィードバックに反映させることができる。
ここで、前記把持力算出用モータは、前記把持力算出用モータの通電情報と回転情報の関係を示す数式モデルによる仮想的なモータとすることも可能である。

また、前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、前記ジョーは、モータによるプーリの回転によってワイヤの押し引きを行うことにより開閉し、演算部により、前記モータの通電情報と、前記モータによるプーリの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式からfの値を算出して前記ワイヤの張力の推定値《f》とし、
J_mθ_m”=τ_m-Dθ_m’-τ_Fm-r_mf
（θ_m’はプーリの角速度、θ_m”はプーリの角加速度、ｒ_mはプーリの回転半径、J_mはプーリの慣性モーメント、τ_mはモータの入力トルク、τ_Fmはプーリのクーロン摩擦による負荷トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数）
前記推定値《f》を用いて下式からジョーに加わる負荷トルクτ_iを算出し、
τ_j=《f》{(r_m ²/r_j)(J_j/J_m)+r_j}-τ_Fj-(r_m/r_j)(J_j/J_m)(τ_m-Dθ_m”-τ_Fm)
(ｒ_jはジョーの回転半径、J_iはジョーの慣性モーメント、τ_Fjはジョーのクーロン摩擦による負荷トルク)
算出したτ_jを用いて下式からワイヤの伸び量x_sを算出する
x_s={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)(τ_Fj+τ_j)}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_m)}
（kはワイヤの弾性定数）
ことが望ましい。
これにより、ワイヤの伸び量を算出でき、ワイヤの伸び量を補正したモータの回転制御ができるようになる。また、ジョーの把持力を算出し、これを遠隔操作時の力覚フィードバックに反映させることもできる。

前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、前記ジョーは、モータによるプーリの回転によってワイヤの押し引きを行うことにより開閉し、演算部により、前記モータの通電情報と、前記モータによるプーリの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式から、
{J_m+(r_m/r_j)²J_j}θ_m”=τ_m-{Dθ_m’+τ_Fm+(r_m/r_j)τ_Fj}-(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}
（θ_m’はプーリの角速度、θ_m”はプーリの角加速度、J_mはプーリの慣性モーメント、J_iはジョーの慣性モーメント、ｒ_mはプーリの回転半径、ｒ_jはジョーの回転半径、τ_mはモータの入力トルク、τ_Fmはプーリのクーロン摩擦による負荷トルク、τ_Fjはジョーのクーロン摩擦による負荷トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数、ｘ”はワイヤの伸びの加速度）
下式で示す値τ_exを算出して推定値《τ_ex》とし、
τ_ex=(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}
前記推定値《τ_ex》を用いて下式からワイヤの伸び量xを算出する
x={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fj)+(r_j/J_j)τ_Fj+(r_j ²/r_mJ_j)《τ_ex》}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)}
（kはワイヤの弾性定数）
ことも望ましい。
これにより、ワイヤの伸び量をより正確に算出でき、ワイヤの伸び量を補正したモータの回転制御ができるようになる。

また、下式から求まるワイヤの伸び量ｘの数値解と前記算出したワイヤの伸び量ｘの差が最小となるようなαの最適解を求め、
x”=-Ax+B+C《τ_ex》+α
(ここで、A=k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)、B={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m”-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj}、C=r_j ²/r_mJ_j)
前記最適解αと前記推定値《τ_ex》から、下式によりジョーに加わる負荷トルクτ_iを算出する
τ_j=(r_j/r_m)《τ_ex》+(J_j/r_j)α
ことも望ましい。
これによりジョーの把持力を算出し、これを遠隔操作時の力覚フィードバックに反映させることができる。

本発明により、マニピュレータの動作領域が十分に得られるよう配慮し、SPSによる手術にも適用可能とした医療用ロボットを提供することができる。

医療用ロボット１を示す図 医療用ロボット１を示す図 ロボットアーム２０と鉗子マニピュレータ３０を示す図 シャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲動作を行うための機構を示す図 ロボットアーム２０の移動範囲を示す図 医療用ロボット１と操作デバイス６０を示す図 ロボットアーム２０と鉗子マニピュレータ３０ａを示す図 ジョー３０１の把持力の推定値《τ_ext》を示す図 モータ２０２’を示す図 モータ２０２、２０２’についての負荷トルクの推定値《τ_ext》、および減速ギアの負荷トルクτ_gearを示す図 駆動機構の負荷トルクτ_partsを示す図 モータ２０２の角速度θ’とτ_partsの近似線の傾きaの関係を示す図 ジョー３０１の駆動機構を簡易モデル化して示した図

以下、図面に基づいて本発明の好適な実施形態について詳細に説明する。

[第１の実施形態]
図１、２に、本発明の実施形態に係る医療用ロボット１を示す。図１は医療用ロボット１を上から見た図、図２は図１の矢印ａに示す方向から医療用ロボット１を見た図である。

図に示すように、医療用ロボット１は、ガイドレール１１、１３、ロボットアーム２０、鉗子マニピュレータ３０等を有する。

（１．ガイドレール１１、１３）
ガイドレール１１、１３は、ロボットアーム２０の移動を行うために用いられる。

ガイドレール１１は、水平面内に設けられた円弧状軌道である。本実施形態では、２本のガイドレール１１が底板１１１上に並行して配置され、これらのガイドレール１１間を架け渡すように板状のベース１１２が２基設けられる。底板１１１には、さらに、ガイドレール１１に並行した円弧状曲線に沿って歯付きベルト１１３が固定される。

歯付きベルト１１３と、ベース１１２に設けた駆動部（不図示）の歯付きプーリを噛み合わせ、該歯付きプーリを駆動部にて回転させることで、各ベース１１２がガイドレール１１に沿って移動可能である。

２基のベース１１２には、２本のガイドレール１３の下端がそれぞれ取付けられる。上記したベース１１２の移動に伴い、各ガイドレール１３の下端が水平面内で半径Ｒの円弧に沿って矢印Ａに示す方向（ヨー方向）に移動する。

ガイドレール１３は鉛直面内に設けられた半径Ｒの円弧状軌道である。ガイドレール１３には板状のベース１３２が取付けられる。ベース１３２は、ガイドレール１３に沿って矢印Ｂに示す方向（ピッチ方向）に移動可能である。

ベース１３２の移動は、前記と同じく、ガイドレール１３に並行した円弧状曲線に沿って歯付きベルト１３１を固定し、歯付きベルト１３１とベース１３２に設けた駆動部１３３の歯付きプーリ（不図示）を噛み合わせ、該歯付きプーリを駆動部１３３にて回転させることで行われる。

なお、ベース１１２、１３２の移動機構は上記に挙げた例に限ることはなく、水平面内および鉛直面内の円弧状軌道に沿って移動できればよい。

（２．ロボットアーム２０および鉗子マニピュレータ３０）
ベース１３２にはロボットアーム２０が固定される。ベース１３２は前記した通りガイドレール１３により鉛直面内の半径Ｒの円弧状軌道に沿ったピッチ方向に移動可能であり、またガイドレール１３は、ガイドレール１１上のベース１１２の移動に伴って、水平面内の半径Ｒの円弧に沿ったヨー方向に移動可能である。従って、ロボットアーム２０が上記のヨー方向、ピッチ方向に移動可能であり、これらの移動方向は半径Ｒの仮想球の球面上に沿ったものになる。

ロボットアーム２０は、鉗子マニピュレータ３０の保持を行うとともに、患者の体内に向かう上記仮想球の径方向（矢印Ｃに示す。以下トランスレーション方向という）に沿った前後の移動を行う。

トランスレーション方向の移動は、ベース１３２に取り付けたボールねじ（不図示）を利用して、ロボットアーム２０に設けた駆動部２０１内のモータによる回転運動をトランスレーション方向への直線運動に変換することで行われる。

鉗子マニピュレータ３０は、医師が操作する鉗子の代わりとなるものであり、シャフト３０２の先端にジョー３０１を設けたものである。ロボットアーム２０は、鉗子マニピュレータ３０をトランスレーション方向に保持するとともに、ジョー３０１の把持開閉、回転、及びシャフト３０２のジョー３０１側先端の上下左右の屈曲の駆動を行う。

各ロボットアーム２０が保持する鉗子マニピュレータ３０は一点で交わる。この点が図１の４０で示すピボットポイントであり、前記仮想球の中心に対応する。前記したようにロボットアーム２０はヨー方向、ピッチ方向に移動し、またトランスレーション方向に沿って前後にも移動するが、このピボットポイント４０の位置は不変である。

ジョー３０１やシャフト３０２のジョー３０１側先端の前記の動作は、ロボットアーム２０に設けた駆動機構により行う。図３に示すように、本実施形態では、この駆動機構として、モータ２０２、２０５、ラックアンドピニオン機構２０３、平歯車２０４、ボールジョイント２０６等をロボットアーム２０に設けている。なお、図ではロボットアーム２０の駆動部２０１等の図示を省略している。

例えばジョー３０１の開閉は、モータ２０２の回転運動をラックアンドピニオン機構２０３を用いて直線運動に変換し、シャフト３０２内部のワイヤの押し引きを行い、これを既知のリンク機構などでジョー３０１の開閉動作に変換する。これによりジョー３０１を開閉し把持あるいは把持の解除を行う。

また、ジョー３０１の回転は、ジョー３０１に接続されたシャフト３０２内部の軸を、平歯車２０４を介してモータ２０５で回転させることにより行う。

さらに、本実施形態では、２本１組のワイヤ３０３を２組、ジョー３０１からシャフト３０２内を経てロボットアーム２０のボールジョイント２０６まで延ばし、これによりシャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲動作を実現している。なお、２組のワイヤ３０３は、各組の２本のワイヤ３０３を結ぶ方向が９０度の角度で交差するように配置される。

すなわち、ボールジョイント２０６に設けたレバー２０６ａ、２０６ｂの一方を回転させることにより、１組のワイヤ３０３の一方を引き、他方を送り出すことができる。これによりシャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲が可能であり、２組のワイヤ３０３の操作により上下左右への屈曲動作を可能とする。

なお、シャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲動作も、ジョー３０１の把持開閉あるいは回転と同様、ロボットアーム２０に設けたモーター等の駆動により行うことが可能である。

例えば図４に示すように、前記した１組のワイヤ３０３のそれぞれをプーリ２０７に巻き付けて固定する。各プーリ２０７にはかさ歯車２０８が取付けられ、各かさ歯車２０８は、かさ歯車２１０と噛み合うように設けられる。このかさ歯車２１０をモーター２０９により回転させると、一方のかさ歯車２０８が正方向に回転し、他方のかさ歯車２０８が逆方向に回転する。これによりモーター２０９の回転により１組のワイヤ３０３の一方を引き、他方を送り出すことができ、前記と同様シャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲が可能である。

前記した２組のワイヤ３０３のそれぞれについて上記の機構を設けることで、２組のワイヤ３０３の操作により上下左右への屈曲動作を可能とできる。

以上の構成により、本実施形態の医療用ロボット１は、ロボットアーム２０のヨー方向、ピッチ方向、トランスレーション方向の移動が可能となり、ピボットポイント４０で交差する鉗子マニピュレータ３０の各方向の必要な動作が可能になる。さらにジョー３０１の開閉、回転、およびシャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲動作も可能である。

図５の点線は前記した半径Ｒの仮想球の上半部を示す。例えば、医療用ロボット１を用いたSPSによる胆嚢５２の摘出手術時には、患者５０の臍上部に開口５１を設けて手術用のアクセスポート（不図示）を配置する。また、前記のピボットポイント４０を開口５１から患者５０の体内へ若干進んだ位置に設定し、上記アクセスポートを通して鉗子マニピュレータ３０を配置する。

ロボットアーム２０のヨー方向、ピッチ方向の移動により鉗子マニピュレータ３０の配置を変化させることができ、ロボットアーム２０のトランスレーション方向の移動により目的の箇所まで鉗子マニピュレータ３０の先端のジョー３０１を延ばすことができる。各ロボットアーム２０は、互いに干渉することなくヨー方向、ピッチ方向、トランスレーション方向の移動が可能である。

このように、各ロボットアーム２０は互いに干渉することなく移動でき、開口５１から若干頭部側にある胆嚢５２の摘出をSPSにて行うために必要と考えられる鉗子マニピュレータ３０の動作領域を容易に確保できるので、術具の操作も簡単になる。

図５のａ１、ｂ１は一方のロボットアーム２０のヨー方向、ピッチ方向の移動範囲を示し、ａ２、ｂ２は他方のロボットアーム２０のヨー方向、ピッチ方向の移動範囲を示す。本実施形態では遠隔操作に係るソフトウェア上で各ロボットアーム２０の移動範囲をａ１、ｂ１、ａ２、ｂ２などの所定値に規定している。

なお、ここでは、腹腔鏡は手術の際に患者近傍の助手が手動で操作するものとする。ただし、上記と同様のガイドレール１３やロボットアーム２０を更に追加し、このロボットアーム２０に腹腔鏡を先端に有するマニピュレータを保持させて遠隔操作可能としてもよい。当該マニピュレータも、前記のピボットポイント４０で他の２本の鉗子マニピュレータ３０と交差する。

医療用ロボット１の操作は、図６に示すように遠隔の操作デバイス６０にて行うことができる。この操作デバイス６０としては、例えばForce Dimension社製の入力装置Omega.7を用いることができる。

Omega.7は平行３軸と回転４軸の自由度を持つ力覚付入力装置であり、制御部と各軸に対応する操作ハンドルを備える。例えば、平行３軸のハンドル操作にロボットアーム２０のヨー方向、ピッチ方向、トランスレーション方向の動作を対応させ、回転４軸の内２軸のハンドル操作に、鉗子マニピュレータ３０のジョー３０１の把持開閉と回転を対応させる。

なお、シャフト３０２のジョー３０１側先端の屈曲動作は、患者近傍の助手が前記のボールジョイント２０６のレバー２０６ａ、２０６ｂを操作することにより手動で行えるが、図４で説明した機構を適用して屈曲動作についても遠隔操作可能にしてよい。

以上説明したように、本実施形態の医療用ロボット１によれば、ロボットアーム２０の干渉を回避して鉗子マニピュレータ３０を移動させることが容易であり、結果各マニピュレータの動作領域が広くとれるので、SPSにおいても術具操作が容易になる。さらに、ロボットアーム２０の移動機構は簡単でありロボットも小型化できるので、安価に構成でき経済的効果や普及性の観点からも従来技術よりも優れている。

特に本実施形態の医療用ロボット１は、近年その操作性に関して有効性が実証され、臨床においても推奨されている、２本のマニピュレータと腹腔鏡をねじって螺旋状に配置した状態で術具の操作を行うローテーション配置（「H. Kawamura and C. Ishii, Mechanical Analysis of the Formation of
Forceps and Scope for Single-port Laparoscopic Surgery, Surg Laparosc Endosc
Percutan Tech, Vol.22, No.4, pp.168-175, 2012」参照））による施術にも好適に用いることができる。

本発明の医療用ロボット１が医療現場において臨床利用できれば、国内各地の医療機関に本医療用ロボットを配置することで、今後益々需要が増えると考えられる単孔式腹腔鏡手術において外科医がより安全に腹腔鏡手術を行うことができ、将来的には遠隔地から名医の手術を受けられるようになる可能性を持つ。

なお、本発明の医療用ロボット１は上記に挙げた例に限ることはない。例えば医療用ロボット１では同じガイドレール１１上に沿って２本のガイドレール１３を移動させたが、２本のガイドレール１３を別々のガイドレール１１上で移動させることも可能である。

この場合、ガイドレール１１および当該ガイドレール１１に沿って移動するガイドレール１３からなる組が２つできるので、ガイドレール１１、１３の円弧により定まる仮想球の中心を、これらの組の間で一致させ、鉗子マニピュレータ３０をこの中心で交差させればよい。また、ガイドレール１１等の配置あるいはソフトウェア上の制御により、ロボットアーム２０の移動範囲は重複しないようにしておく。

さらに、本実施形態の医療用ロボット１は手術に用いるものとし、先端にジョー３０１を設けた鉗子マニピュレータ３０を用いたが、場合によっては医療用ロボット１を診察等に利用することも考えられ、この場合は鉗子マニピュレータ３０の代わりに、対応する器具を先端に設けたマニピュレータを使用すればよい。

［第２の実施形態］
次に、本発明の第２の実施形態について説明する。第２の実施形態は、マニピュレータのたわみ、ねじれ、圧縮などの変形量を操作デバイス６０の制御にフィードバックし、遠隔操作時の力覚に反映させる例である。

すなわち、マニピュレータは患者５０の体内で臓器等に当たると若干変形することから、図７に示すように、鉗子マニピュレータ３０ａの根元付近に上記の変形量を測定するセンサ７０を設け、変形量の信号を操作デバイス６０に送信する。

このセンサ７０として、本実施形態では前後左右上下の互いに直交する３軸方向のたわみに加え各軸周りの回転の検知が可能な６軸力覚センサを用いる。センサ７０としては、例えばATI社製の６軸力覚センサMini40を用いることができる。

図７の例では、センサ７０を取付けるために、孔（不図示）を有する取付板２１１をロボットアーム２０の先端部に設ける。センサ７０は、中央に孔（不図示）を有する円筒状の形状を有し、当該孔の位置を取付板２１１の孔の位置に合わせて取付板２１１に取付ける。センサ７０および取付板２１１の孔には鉗子マニピュレータ３０ａが通される。

一方、鉗子マニピュレータ３０ａには伝達部材３０４が取付けられる。伝達部材３０４は、鉗子マニピュレータ３０ａの変形に応じた力をセンサ７０に伝達するもので、円筒部３０４ａの一端に円板部３０４ｂを設けたものである。円板部３０４ｂにおいて円筒部３０４ａに対応する位置には孔（不図示）が設けられる。伝達部材３０４は、円筒部３０４ａおよび円板部３０４ｂの孔に鉗子マニピュレータ３０ａのシャフト３０２を通して配置され、円板部３０４ｂがセンサ７０の表面に取付けられる。鉗子マニピュレータ３０ａが外力により変形すると、変形に応じた力が伝達部材３０４を介して円板部３０４ｂからセンサ７０に作用し、これにより鉗子マニピュレータ３０ａの変形量を検知できる。

ただし、センサ７０は上記の他、ひずみゲージなどでもよい。またセンサ７０の取付位置も特に限定されないが、上記のように６軸力覚センサを鉗子マニピュレータ３０ａの根元付近に取り付けることで、変形量を精度よく検出できる。

操作デバイス６０は前記の信号を受信して、変形量に応じて制御部により操作ハンドルのトルク等を増加させるなどして操作抵抗を与える。これにより、遠隔の操作者に、鉗子マニピュレータ３０ａの臓器等への接触に伴う抵抗感を与えることができ、知らない間に臓器を傷つける等の恐れもなくなる。

[第３の実施形態]
第３の実施形態は、ジョー３０１の開閉により対象物を把持したときの把持力を、センサ７０を使用せずに算出し、操作デバイス６０での遠隔操作時の力覚フィードバックに反映させるものである。本実施形態では、反力推定オブザーバ（外乱オブザーバ）と呼ばれる手法を用いた演算によりジョー３０１の把持力を算出する。そこで、この手法について以下簡単に説明する。

ここで、モータ２０２の運動方程式は、Jをモータ２０２の慣性モーメント、τ_mをモータ２０２への入力トルク、τ_lをモータ２０２に加わる負荷トルクとして次式(1)で表される。なおθ”はモータ２０２の回転角度θの２階微分値であり、角加速度である。
Jθ”=τ_m-τ_l…(1)

負荷トルクτ_lは次式(2)で与えられる。
τ_l=τ_int+Dθ’+τ_f+τ_ext…(2)
ここで、τ_intはモータ２０２の内部干渉トルク、Dはモータ２０２内部の粘性摩擦係数、τ_fはモータ２０２のクーロン摩擦トルクである。τ_extは推定すべき反力の負荷トルクであり、ここでは、ジョー３０１の把持力を示す。また、θ’はモータ２０２の回転角度θ’の微分値であり、角速度である。

モータ２０２は小さいので内部干渉トルクτ_intは無視できるとすると、式(1)、(2)より
Jθ”=τ_m-Dθ’-τ_f-τ_ext…(3)
となる。

ここで、モータ２０２への入力トルクτ_mは、I_αをモータ２０２に印加する電流値、kをトルク係数とすると、τ_m=kI_αと表される。また、トルク係数k及び慣性モーメントJとして、真値との誤差は無視できるものとして既知の公称値を用い、粘性摩擦係数Dとクーロン摩擦トルクτ_fは同定実験で予め入手した既知の値を用いるものとすると、ジョー３０１の把持力τ_extは、モータ２０２の電流I_α（モータ２０２の通電情報）と回転角度θあるいは角速度θ’（モータ２０２の回転に関する回転情報）を測定し、式(3)により推定することができる。この手法は一般に反力推定オブザーバ（外乱オブザーバ）と呼ばれる（大西公平、“外乱オブザーバによるロバスト・モーションコントロール”、日本ロボット学会誌、Vol.11, pp.486-493 (1993)、Ohnishi, K.,
Shibata, M. and Murakami, T., “Motion Control for
Advanced Mechatronics”, IEEE/ASME Transactions on
Mechatronics, Vol.1, No.1, pp.56-67 (1996)、Murakami,
T., Yu, F. and Ohnishi, K., “Torque Sensorless Control
in Multidegree-of-Freedom Manipulator”, IEEE
Transactions on Industrial Electronics”, Vol.40, No.2,
pp.259-265 (1993)など）。ここでは、反力推定オブザーバの手法を用いて算出した式(3)のτ_extの値を、反力推定オブザーバによる推定値であることを示すため二重カッコ付きで《τ_ext》と表すものとする。

しかしながら、本実施形態において反力推定オブザーバによって把持力の推定を行うと、後述するオーバーシュート、モータ２０２の減速ギアによる負荷、ジョー３０１の駆動機構による負荷が誤差として生じることがわかった。そこで、本実施形態では、これらの誤差をキャンセルするための修正を行う。これを以下説明する。

（１．オーバーシュートによる誤差）
オーバーシュートとは、モータ２０２の電流I_αの変化がモータ２０２の回転に影響を及ぼすのには若干のタイムラグが生じるので、同時に測定したモータ２０２の電流I_αと回転角度θを用いて反力推定オブザーバによる演算を行うと、図８（ａ）に模式的に示すように、ジョー３０１の把持開始時にジョー３０１の把持力（負荷トルク）の推定値《τ_ext》が大きくなってしまう現象である。図の横軸は把持開始からの時間であり、この例ではジョー３０１を無負荷で開閉しているので時間が経過すると推定値は０に近づく。

本実施形態では、オーバーシュートをキャンセルするため、図９に示すようにモータ２０２’（把持力算出用モータ）を別途用意する。このモータ２０２’は、モータ２０２と同じモータであり同じ電流が印加されるが、単独で（即ち、ジョー３０１の駆動に寄与しないで）回転し、且つ減速ギアが省略される点でモータ２０２と異なる。

このモータ２０２’の電流I_αと回転角度θを測定し、前記の式(3)を用いた反力推定オブザーバによる推定値《τ_ext》の算出を同様に行うと、《τ_ext》はオーバーシュートのみが反映された値（以下、τ_errorと表す）となる。

そこで、モータ２０２の電流I_αと回転角度θを測定し、これによって推定したジョー３０１の把持力の推定値《τ_ext》（図８（ａ）参照）から、モータ２０２’の電流I_αと回転角度θにより推定した推定値《τ_ext》（=τ_error）を引くことにより、図８（ｂ）に示すように、ジョー３０１の把持力の推定値《τ_ext》からオーバーシュートによる誤差をキャンセルできる。

（２．減速ギアの負荷による誤差）
減速ギアの負荷による誤差とは、モータ２０２に含まれる減速ギアの負荷による誤差である。前記の反力推定オブザーバは、減速ギアのないリニアモータなどでは推定精度が高いが、減速ギアの含まれる通常のモータでは推定精度が低くなる。そこで、本実施形態では、予めオフラインで減速ギアの負荷を推定し、減速ギア補償関数として把持力の算出に組み込む。

本実施形態では、減速ギアの負荷の推定にあたって、減速ギア付きのモータ２０２と、減速ギア無しの同じ型のモータ２０２’のそれぞれを単独で（即ち、ジョー３０１の駆動に寄与しないで）回転させ、各モータについて、前記の反力推定オブザーバを用いた手法により式(3)のτ_extを算出して負荷トルクの推定値《τ_ext》とした。その結果が図１０（ａ）であり、推定値《τ_ext》の差は減速ギアの負荷トルクτ_gearとなる。

図１０（ｂ）は、上記のように算出した減速ギアの負荷トルクτ_gearを縦軸、減速ギア無しのモータ２０２’にて推定した負荷トルクの推定値《τ_ext》を横軸として、これらの関係を実線でグラフ化したものである。この関係を図の鎖線に示すように直線で近似すると、例えば関係式は以下のようになる。
τ_gear=39.73《τ_ext》-(4×10^-5)…(4)

このように、減速ギアの負荷トルクτ_gearは、モータ２０２’にて推定した負荷トルクの推定値《τ_ext》に比例して大きくなる。本実施形態では、関係式(4)を減速ギア補償関数とし、これにより、減速ギアの負荷による誤差をキャンセルすることができる。

（３．駆動機構の負荷による誤差）
ジョー３０１の把持開閉には、かさ歯車、ラックアンドピニオン機構、ワイヤ等の駆動機構が用いられている。このため、実際にジョー３０１による把持を行う際には、モータ２０２の減速ギアの他、これらの駆動機構により生じる負荷も把持力算出時の誤差として加わる。そこで、本実施形態では、前記と同様、予めオフラインで駆動機構の負荷を推定し、駆動機構補償関数として把持力の算出に組み込む。

本実施形態では、駆動機構の負荷の推定にあたって、ジョー３０１に負荷をかけない状態でモータ２０２を回転させてジョー３０１の開閉動作を行うと同時に、前記のモータ２０２’の回転を行った。そして、各モータについて、前記の反力推定オブザーバを用いた手法により式(3)のτ_extを算出して負荷トルクの推定値《τ_ext》とした。

モータ２０２’について推定した推定値《τ_ext》はオーバーシュートによる誤差τ_errorであり、当該《τ_ext》の値を式(4)の減速ギア補償関数に代入すると減速ギアの負荷トルクτ_gearが求められる。従って、モータ２０２について求めた推定値《τ_ext》からτ_error、τ_gearを引くと、その値は駆動機構の負荷トルクτ_partsとなる。

こうして求めた駆動機構の負荷トルクτ_partsを示すのが図１１（ａ）〜（ｃ）であり、モータ２０２の入力電圧の周波数を２、４、６(Hz)と変えてジョー３０１の開閉速度を異ならせた各ケースにおいて、横軸をモータ２０２の入力電圧、縦軸を駆動機構の負荷トルクτ_partsとして、これらの関係を実線でグラフ化したものである。各図の鎖線は、この関係を直線で近似したものである。

図に示すように、駆動機構の負荷トルクτ_partsは、モータ２０２の電圧vが大きい程大きくなる。また、τ_partsの近似線の傾きは、図１１（ａ）〜（ｃ）に示すように、モータ２０２に入力する周波数が大きい（ジョー３０１の開閉速度が速い）程大きくなる傾向がある。

図１２は、モータ２０２の角速度θ’とτ_partsの近似線の傾きaの関係をプロットしたものであり、両者の関係は、例えば図の鎖線で示す関係式(5)で近似できる。
a=(1×10^-4)θ’³-(5×10^-4)θ’²+(6×10^-4)θ’-(4×10^-5)…(5)

これらの結果から、駆動機構の負荷トルクτ_partsは、モータ２０２の角速度θ’（モータ２０２の回転に関する回転情報）と入力電圧ｖ（モータ２０２の通電情報）を用いて下式(6)のように近似できる。なお式(6)の切片の値には例えば図１１（ａ）〜（ｃ）の各近似線の切片の平均値を採用できる。
τ_parts=av-(6.3×10^-5)…(6)

この式(6)を駆動機構補償関数とし、把持力の算出に組み込むことで、駆動機構の負荷による誤差をキャンセルすることができる。

以上を踏まえ、本実施形態では、医療用ロボット１において、図９に示すように、モータ２０２の他に、モータ２０２と同じモータであるが減速ギアが省略され、且つ単独で回転するモータ２０２’を別途設けておき、モータ２０２と同じ電流が供給されるようにしておく。

そして、ジョー３０１の把持開閉時には、操作用デバイス６０の制御部（演算部）が、各モータ２０２、２０２’の同時刻の電流I_αと回転角度θをリアルタイムで取得する。なお回転角度θは、例えばモータ軸に取付けたエンコーダ等から取得することができる。

そして、操作用デバイス６０の制御部は、各モータについて、前記の反力推定オブザーバを用いた手法により式(3)のτ_extを算出して推定値《τ_ext》とする。そして、モータ２０２について求めた推定値《τ_ext》（ジョー３０１の把持力の推定値）から、モータ２０２’について求めた推定値《τ_ext》（オーバーシュートによる誤差τ_error）を引いてオーバーシュートによる誤差をキャンセルする。

また、操作デバイス６０の制御部は、モータ２０２’について求めた推定値《τ_ext》を式(4)の減速ギア補償関数に代入して減速ギアの負荷τ_gearを算出する。また、モータ２０２の電流I_αと回転角度θからモータ２０２の入力電圧vと角速度θ’を求め、式(5)(6)から駆動機構の負荷τ_partsを算出する。

そして、オーバーシュートによる誤差をキャンセルした後のジョー３０１の把持力の推定値（《τ_ext》-τ_error）から、さらにτ_gearとτ_partsを引いて、オーバーシュート、モータ２０２の減速ギア、ジョー３０１の駆動機構の負荷による誤差をキャンセルしたジョー３０１の把持力（《τ_ext》-τ_error-τ_gear-τ_parts）を算出する。算出した値は、第２の実施形態と同様、その値に応じて操作ハンドルのトルク等を増加させるなどして操作抵抗を与えるために用いられる。

上記の方法を実施したところ、ジョー３０１の把持力の推定値に対し理想的に各誤差がキャンセルされ、精度の高い把持力の算出が行えることがわかった。なお、実機のモータ２０２’を使用するかわりに、モータ２０２’を数式モデルによる仮想的なものとすることもできる。数式モデルは、モータ２０２’について、印加電流I_α等の通電情報と回転角度θ等の回転情報の関係をオーバーシュート等を含め正確に近似してモデル化したものであり、例えば下式(7)で示されるが、これに限ることはない。なお、前記と同様、下式(7)の入力トルクτ_mはτ_m=kI_αで表される。
Jθ”=τ_m-Dθ’-τ_f…(7)

実際に測定したモータ２０２の電流値I_αを（仮想的な）モータ２０２’の電流値I_αとすれば、上記数式モデルによって（仮想的な）モータ２０２’の回転角度θを求めることができる。従って、（仮想的な）モータ２０２’の電流値I_αと回転角度θを、実機のモータ２０２’の電流値I_αと回転角度θの代わりに用いて前記と同様の手順で各誤差を求め、これらの誤差をキャンセルした正確な把持力を算出できる。

[第４の実施形態]
本実施形態において、ジョー３０１の駆動機構にはワイヤが用いられている。このワイヤは、ジョー３０１の把持開閉による繰返しの負荷により、伸びたり緩んだりし、ジョー３０１の駆動制御に誤差が生じる恐れがある。そこで、第４の実施形態では、ワイヤの伸びによる誤差をキャンセルしてモータ２０２の回転制御を行う例について説明する。なお、本実施形態では、図４で説明したようなプーリをモータ２０２により回転させてワイヤを押し引きし、ジョー３０１の把持開閉が行われるものとする。

（１．ワイヤの伸びのキャンセル方法；その１）
ジョー３０１の駆動機構を簡易モデル化して示したものが図１３である。図において、θ_mはプーリ(モータプーリ)の回転角度であり、θ_jはジョー３０１の爪の回転角度（以下、単にジョー３０１の回転角度という）である。また、ｒ_mはプーリの回転半径であり、ｒ_jは、ワイヤの押し引きによりジョー３０１を回転させるための回転部の回転半径（以下、単にジョー３０１の回転半径という）である。τ_m、τ_jはそれぞれモータ２０２の入力トルク、ジョー３０１に加わる負荷トルクである。また、k,x,fはそれぞれ、ワイヤの弾性定数、弾性伸び量、張力である。

この時、プーリの運動方程式は次式(a)で表すことができ、ジョー３０１の運動方程式は次式(b)で表すことができる。式(a)、(b)において、J_m、J_jはそれぞれプーリ、ジョー３０１の慣性モーメント、τ_Fm、τ_Fjはそれぞれプーリ、ジョー３０１のクーロン摩擦による負荷トルクである。また、Dはモータ２０２内部の粘性摩擦係数である。
J_mθ_m”=τ_m-Dθ_m’-τ_Fm-r_mf…(a)
J_jθ_j”=r_jkx-(τ_Fj+τ_j)…(b)

また、ワイヤの伸び量xは次式(c)で表され、ワイヤの伸び量xの加速度と、プーリ及びジョー３０１の角加速度との関係は次式(c’)で与えられる。
x=r_mθ_m-r_jθ_j…(c)
x”=r_mθ_m”-r_jθ_j”…(c’)

ここで、式(a)に対し、ワイヤの張力fを推定すべき反力として、前記と同様に反力推定オブザーバを適用することで、モータ２０２の電流I_αとプーリの回転角θ_mから、ワイヤの張力fを推定することができる。なお、ここでは、反力推定オブザーバの手法を用いて式(a)から算出したfの値を、反力推定オブザーバによる推定値であることを示すため二重カッコ付きで《f》と表すものとする。

一方、式(a)、(b)、(c’)からは、ワイヤの伸びに関する以下の微分方程式(d)が得られる。
x”+k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)x=(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)(τ_Fj+τ_j)…(d)

ここで、モータ２０２の入力トルクτ_mとジョー３０１への負荷トルクτ_jが変動せず一定値であると仮定すると、x”=0となるため式(d)の解析解x_sが次式(e)により得られる。
x_s={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)(τ_Fj+τ_j)}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_m)}…(e)

式(e)を変形し、kx_sの部分に反力推定オブザーバで推定したワイヤの張力の推定値《f》を代入して、次式(f)によりジョー３０１に加わる負荷トルクτ_jを求めることができる。
τ_j=《f》{(r_m ²/r_j)(J_j/J_m)+r_j}-τ_Fj-(r_m/r_j)(J_j/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)…(f)

さらに、式(f)にて得られたジョー３０１への負荷トルクτ_jを式(e)に代入することにより、ワイヤの伸び量x_sが算出される。こうしてワイヤの伸び量x_sを求め、式(c)より得られる以下の式(g)のｘとして代入する。ジョー３０１の回転角度の目標値θ_j ^refが与えられた際に、プーリの回転角度の目標値θ_m ^refを式(g)とすることにより、ワイヤの伸びを補償しジョー３０１の把持動作時の追従精度を向上することができる。
θ_m ^ref=(r_jθ_j ^ref+x)/r_m…(g)

以上を踏まえ、本実施形態では、ジョー３０１の把持開閉時に、医療用ロボット１の駆動制御部（演算部）が、モータ２０２の電流I_αとプーリの回転角度θ_mをリアルタイムに取得する。そして、これらの値を用いて前記の反力推定オブザーバを用いた手法により式(a)のｆを算出してワイヤの張力の推定値《f》とする。そして、推定値《f》を式(f)に代入してジョー３０１に加わる負荷トルクτ_jを求め、これを式(e)に代入することでワイヤの伸び量x_sを算出する。

そして、式(g)により、駆動制御部に入力されたジョー３０１の回転角度の目標値θ_j ^refに対するプーリの回転角度の目標値θ_m ^refを算出する。当該値に基づきモータ２０２の回転を行うことにより、ワイヤの伸びの影響を考慮したモータ２０２の回転制御が可能になる。なお、ジョー３０１に加わる負荷トルクτ_iは、第３の実施形態と同様、力覚フィードバックに反映させることができる。すなわち負荷トルクτ_iの値に応じて操作デバイス６０の操作ハンドルのトルク等を増加させるなどして操作抵抗を与えることもできる。

（２．ワイヤの伸びのキャンセル方法；その２）
上記の方法ではτ_mやτ_jの変動が無視できると仮定しているが、実際にはこの仮定が成り立つ状況は少ない。そこで、以下ではそのような仮定を設けない方法について説明する。

ここで、式(a)、(b)、(c’)より、ジョー３０１及びワイヤの伸びを考慮したプーリの運動方程式を以下のように表すことができる。
{J_m+(r_m/r_j)²J_j}θ_m”=τ_m-{Dθ_m’+τ_Fm+(r_m/r_j)τ_Fj}-(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}…(h)

ワイヤの伸びに関する微分方程式は式(d)で表されるが、式(d)は非同次方程式でありτ_jが分からなければ解析的な解xは得られない。そこで、ここでは式(h)に対して反力推定オブザーバを構成する。すなわち、式(h)は下式(h’)のように書き直すことができるので、式(h’)の左辺、即ち下式(i)に示すτ_exを反力推定オブザーバにより推定する。方法は前記と略同様であり、モータ２０２の電流値I_αとプーリの回転角θ_mを測定して式(h’)の右辺のτ_m、θ_m’、θ_m”の値を算出し、それから左辺τ_exの値を算出すればよい。式(i)に示すように、推定されるτ_exは、ジョー３０１に加わる負荷トルクτ_jとワイヤの伸びの加速度x”を含んだ値である。
(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}=τ_m-{Dθ_m’+τ_Fm+(r_m/r_j)τ_Fj}-{J_m+(r_m/r_j)²J_j}θ_m”…(h’)
τ_ex=(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}…(i)
なお、ここでは、反力推定オブザーバの手法を用いて算出したτ_exの値を、反力推定オブザーバによる推定値であることを示すため二重カッコ付きで《τ_ex》と表すものとする。

一方、ワイヤの伸びについて、式(d)を変形すると次式(j)のように表せる。
x=[(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj+(r_j/J_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}]/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)}…(j)

ここで、前記の推定値《τ_ex》を式(j)に代入すると、ワイヤの推定伸び量xは、次式(j’)のように表すことができる。
x={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj+(r_j ²/r_mJ_j)《τ_ex》}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)}…(j’)

このようにジョーに加わる負荷トルクτ_jとワイヤの伸びの加速度x”を含んだ負荷トルクτ_exを反力推定オブザーバにより推定することで、式(j’)によりワイヤの伸び量xを解析的に得ることが可能となる。求めたｘを前記の式(g)に代入し、ジョー３０１の回転角の目標値θ_j ^refが与えられた際のプーリの回転角の目標値θ_m ^refを求めればよい。これにより、前記と同様、ワイヤの伸びを補償しジョー３０１の把持動作時の追従精度を向上することができる。

具体的な方法としては、ジョー３０１の把持開閉時に、医療用ロボット１の駆動制御部（演算部）が、モータ２０２の電流I_αとプーリの回転角度θをリアルタイムに取得する。そして、これらの値を用いて前記の反力推定オブザーバを用いた手法により式(h)(式(h’))から式(i)に示すτ_exを算出して推定値《τ_ex》とする。そして、推定値《τ_ex》を用いて式(j’)からワイヤの伸び量xを算出する。

そして、式(g)により、駆動制御部に入力されたジョー３０１の回転角度の目標値θ_j ^refに対するプーリの回転角度の目標値θ_m ^refを算出する。当該値に基づきモータ２０２の回転を行うことにより、ワイヤの伸びの影響を考慮したモータ２０２の回転制御が可能になる。このケースでは、前記した仮定を行わないので、より正確な回転制御ができる。

なお、この手法でもジョー３０１に加わる負荷トルクτ_jを推定できるので、以下負荷トルクτ_jの推定方法について説明する。ここでは、まずワイヤの伸びの加速度x”を以下のように推定する。

すなわち、式(d)の右辺にx”を加減すると次式(d’)のように表すことができる。
x”=-k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)x+{(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj+{(r_j/Ji)τ_j-x”}+x”…(d’)

ここで、式(d’)に前記の推定値《τ_ex》を代入し、右辺の未知変数x”をパラメータαと置くと、次式(k)のように表すことができる。
x”=-Ax+B+C《τ_ex》+α…(k)
ここで、A=k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)、B={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m”-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj}、C=r_j ²/r_mJ_jである。

以下、式(k)を数値積分してワイヤの伸び量ｘの数値解を求める。ここで、式(j’)で与えられるワイヤの伸び量の解析解xと区別するため，式(k)の数値解をx_nと表す。数値解x_nはパラメータαの値に依存するので、x_nはパラメータαの関数であると考えられる。数値解x_nと解析解xが同値である場合は、α=x”となる。そこで、αの値を変えつつ数値解x_nと解析解xの差を求め、差が最小となるような最適解αを求めることにより、x”(すなわち最適解α)を推定する。評価関数Eは次式(l)のように定義する。
E=(1/2)(x-x_n(α))²…(l)

このとき、式(k)の数値解析を、関数Eを最小とするようなαを求める最適化問題へと帰着することができる。数値解析の手法については既知であるので説明を省略する。例えば、計算時間をできるだけ短くするため、微分方程式(k)を数値積分する際にオイラー法を用い、αの最適解を求める際に勾配法を用いることができる。

前記の推定値《τ_ex》と、上記の数値解析の最適解αにより、式(i)から、下式(m)のようにジョー３０１に加わる負荷トルクτ_jを推定することができる。
τ_j=(r_j/r_m)《τ_ex》+(J_j/r_j)α…(m)

なお、ジョー３０１に加わる負荷トルクτ_iの演算は操作デバイス６０の制御部（演算部）にて行うことができ、第３の実施形態と同様、負荷トルクτ_iすなわちジョー３０１の把持力の値に応じて操作ハンドルのトルク等を増加させるなどして操作抵抗を与えることもできる。

また、第３、第４の実施形態は、第１の実施形態の医療用ロボット１のジョー３０１の駆動に限らず、その他の医療用ロボットのジョーの駆動に関しても適用することが可能である。

以上、添付図面を参照して、本発明の好適な実施形態について説明したが、本発明は係る例に限定されない。当業者であれば、本願で開示した技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１；医療用ロボット
１１、１３；ガイドレール
１１１；底板
１１２、１３２；ベース
１１３、１３１；歯付きベルト
１３３、２０１；駆動部
２０；ロボットアーム
３０、３０ａ；鉗子マニピュレータ
４０；ピボットポイント
５０；患者
５１；開口
５２；胆嚢
６０；操作デバイス
７０；センサ
２０２、２０５、２０９；モータ
２０３；ラックアンドピニオン機構
２０４；平歯車
２０６；ボールジョイント
２０７；プーリ
２０８、２１０；かさ歯車
３０１；ジョー
３０２；シャフト
３０３；ワイヤ
３０４；伝達部材

Claims (11)

1. 水平面内に設けられた１つ以上の円弧状軌道と、
   鉛直面内に設けられた２つ以上の円弧状軌道と、
   鉛直面内の各円弧状軌道に沿って移動可能な２つ以上のロボットアームと、
   各ロボットアームによって保持された２つ以上のマニピュレータと、
   を備え、
   鉛直面内の前記円弧状軌道は、水平面内の前記円弧状軌道に沿って移動し、
   前記ロボットアームは、鉛直面内および水平面内の前記円弧状軌道によって、仮想球の球面上を移動可能であり、
   前記２つ以上のマニピュレータは、前記仮想球の中心で交差することを特徴とする医療用ロボット。
2. 前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであることを特徴とする請求項１記載の医療用ロボット。
3. 前記ロボットアームは、前記仮想球の径方向に沿って前後に移動可能であることを特徴とする請求項１または請求項２に記載の医療用ロボット。
4. 前記マニピュレータの変形量を検知するセンサが設けられることを特徴とする請求項１から請求項３のいずれかに記載の医療用ロボット。
5. 前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、
   前記ジョーは、減速ギアを含んだモータの回転によって駆動機構を動作させることにより開閉し、
   演算部により、
   前記モータの通電情報と、前記モータの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式のτ_extの値を算出して前記ジョーの把持力の推定値《τ_ext》とし、
   Jθ”=τ_m-Dθ’-τ_f-τ_ext
   (Jはモータの慣性モーメント、θ’はモータの角速度、θ”はモータの角加速度、τ_mはモータの入力トルク、τ_fはモータのクーロン摩擦トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数)
   前記推定値《τ_ext》から、オーバーシュートの誤差、前記モータに含まれる減速ギアの負荷による誤差、前記駆動機構の負荷による誤差を引いて前記ジョーの把持力を算出することを特徴とする請求項１から請求項４のいずれかに記載の医療用ロボット。
6. 前記オーバーシュートの誤差を、
   前記モータから減速ギアを除いた、単独で回転する把持力算出用モータの通電情報と、前記把持力算出用モータの回転に関する回転情報を用いて推定値《τ_ext》を算出することによって求めることを特徴とする請求項５記載の医療用ロボット。
7. 前記減速ギアの負荷による誤差を、前記把持力算出用モータについての前記推定値《τ_ext》を所定の減速ギア補償関数に代入することによって求め、
   前記駆動機構の負荷による誤差を、前記モータの通電情報と回転情報を所定の駆動機構補償関数に代入することによって求めることを特徴とする請求項６記載の医療用ロボット。
8. 前記把持力算出用モータを、前記把持力算出用モータの通電情報と回転情報の関係を示す数式モデルによる仮想的なモータとすることを特徴とする請求項６または請求項７に記載の医療用ロボット。
9. 前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、
   前記ジョーは、モータによるプーリの回転によってワイヤの押し引きを行うことにより開閉し、
   演算部により、
   前記モータの通電情報と、前記モータによるプーリの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式からfの値を算出して前記ワイヤの張力の推定値《f》とし、
   J_mθ_m”=τ_m-Dθ_m’-τ_Fm-r_mf
   （θ_m’はプーリの角速度、θ_m”はプーリの角加速度、ｒ_mはプーリの回転半径、J_mはプーリの慣性モーメント、τ_mはモータの入力トルク、τ_Fmはプーリのクーロン摩擦による負荷トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数）
   前記推定値《f》を用いて下式からジョーに加わる負荷トルクτ_iを算出し、
   τ_j=《f》{(r_m ²/r_j)(J_j/J_m)+r_j}-τ_Fj-(r_m/r_j)(J_j/J_m)(τ_m-Dθ_m”-τ_Fm)
   (ｒ_jはジョーの回転半径、J_iはジョーの慣性モーメント、τ_Fjはジョーのクーロン摩擦による負荷トルク)
   算出したτ_jを用いて下式からワイヤの伸び量x_sを算出する
   x_s={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fm)+(r_j/J_j)(τ_Fj+τ_j)}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_m)}
   （kはワイヤの弾性定数）
   ことを特徴とする請求項１から請求項４のいずれかに記載の医療用ロボット。
10. 前記マニピュレータは、シャフトの先端にジョーを有する鉗子マニピュレータであり、
    前記ジョーは、モータによるプーリの回転によってワイヤの押し引きを行うことにより開閉し、
    演算部により、
    前記モータの通電情報と、前記モータによるプーリの回転に関する回転情報を用いて、下式で示す運動方程式から、
    {J_m+(r_m/r_j)²J_j}θ_m”=τ_m-{Dθ_m’+τ_Fm+(r_m/r_j)τ_Fj}-(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}
    （θ_m’はプーリの角速度、θ_m”はプーリの角加速度、J_mはプーリの慣性モーメント、J_iはジョーの慣性モーメント、ｒ_mはプーリの回転半径、ｒ_jはジョーの回転半径、τ_mはモータの入力トルク、τ_Fmはプーリのクーロン摩擦による負荷トルク、τ_Fjはジョーのクーロン摩擦による負荷トルク、Dはモータ内部の粘性摩擦係数、ｘ”はワイヤの伸びの加速度）
    下式で示す値τ_exを算出して推定値《τ_ex》とし、
    τ_ex=(r_m/r_j){τ_j-(J_j/r_j)x”}
    前記推定値《τ_ex》を用いて下式からワイヤの伸び量xを算出する
    x={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m’-τ_Fj)+(r_j/J_j)τ_Fj+(r_j ²/r_mJ_j)《τ_ex》}/{k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)}
    （kはワイヤの弾性定数）
    ことを特徴とする請求項１から請求項４のいずれかに記載の医療用ロボット。
11. 下式から求まるワイヤの伸び量ｘの数値解と前記算出したワイヤの伸び量ｘの差が最小となるようなαの最適解を求め、
    x”=-Ax+B+C《τ_ex》+α
    (ここで、A=k(r_m ²/J_m+r_j ²/J_j)、B={(r_m/J_m)(τ_m-Dθ_m”-τ_Fm)+(r_j/J_j)τ_Fj}、C=r_j ²/r_mJ_j)
    前記最適解αと前記推定値《τ_ex》から、下式によりジョーに加わる負荷トルクτ_iを算出する
    τ_j=(r_j/r_m)《τ_ex》+(J_j/r_j)α
    ことを特徴とする請求項１０記載の医療用ロボット。