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Los actuadores se utilizan en todas partes y generan movimiento controlado aplicando la fuerza o el par de excitación adecuados para realizar diversas operaciones en la fabricación y la automatización industrial. La necesidad de accionamientos más rápidos, pequeños y eficientes impulsa la innovación en su diseño. Los accionamientos de aleación con memoria de forma (SMA) ofrecen numerosas ventajas sobre los accionamientos convencionales, incluyendo una alta relación potencia-peso. En esta tesis, se desarrolló un actuador de SMA de dos filamentos que combina las ventajas de los músculos flexibles de los sistemas biológicos con las propiedades únicas de las SMA. Este estudio explora y amplía los actuadores de SMA anteriores mediante el desarrollo de un modelo matemático del nuevo actuador basado en la disposición bimodal de los filamentos de SMA y su posterior prueba experimental. En comparación con los accionamientos conocidos basados en SMA, la fuerza de actuación del nuevo accionamiento es al menos 5 veces mayor (hasta 150 N). La pérdida de peso correspondiente es de aproximadamente el 67 %. Los resultados del análisis de sensibilidad de los modelos matemáticos son útiles para ajustar los parámetros de diseño y comprender los parámetros clave. Este estudio presenta además un accionamiento de N etapas multinivel que puede utilizarse para mejorar aún más la dinámica. Los actuadores musculares de dipvalerato basados en SMA tienen una amplia gama de aplicaciones, desde la automatización de edificios hasta los sistemas de administración de fármacos de precisión.
Los sistemas biológicos, como las estructuras musculares de los mamíferos, pueden activar muchos actuadores sutiles1. Los mamíferos tienen diferentes estructuras musculares, cada una con una función específica. Sin embargo, gran parte de la estructura del tejido muscular de los mamíferos se puede dividir en dos grandes categorías: paralela y pennada. En los isquiotibiales y otros flexores, como su nombre indica, la musculatura paralela tiene fibras musculares paralelas al tendón central. La cadena de fibras musculares está alineada y conectada funcionalmente por el tejido conectivo que las rodea. Aunque se dice que estos músculos tienen una gran excursión (porcentaje de acortamiento), su fuerza muscular general es muy limitada. Por el contrario, en el músculo tríceps de la pantorrilla2 (gastrocnemio lateral (GL)3, gastrocnemio medial (GM)4 y sóleo (SOL)) y el extensor femoral (cuádriceps)5,6 se encuentra tejido muscular pennado en cada músculo7. En una estructura pinnada, las fibras musculares de la musculatura bipennada se encuentran a ambos lados del tendón central en ángulos oblicuos (ángulos pinnados). El término pennado proviene de la palabra latina "penna", que significa "pluma", y, como se muestra en la figura 1, tiene una apariencia similar a la de una pluma. Las fibras de los músculos pennados son más cortas y están anguladas con respecto al eje longitudinal del músculo. Debido a la estructura pinnada, la movilidad general de estos músculos se reduce, lo que da lugar a componentes transversales y longitudinales del proceso de acortamiento. Por otro lado, la activación de estos músculos produce una mayor fuerza muscular general debido a la forma en que se mide el área de sección transversal fisiológica. Por lo tanto, para un área de sección transversal dada, los músculos pennados serán más fuertes y generarán fuerzas mayores que los músculos con fibras paralelas. Las fuerzas generadas por las fibras individuales generan fuerzas musculares a nivel macroscópico en ese tejido muscular. Además, posee propiedades únicas como una rápida contracción, protección contra el daño por tracción y amortiguación. Transforma la relación entre la entrada de fibras y la salida de potencia muscular, aprovechando las características únicas y la complejidad geométrica de la disposición de las fibras asociadas con las líneas de acción muscular.
Se muestran diagramas esquemáticos de diseños de actuadores existentes basados en SMA en relación con una arquitectura muscular bimodal, por ejemplo (a), que representa la interacción de la fuerza táctil en la que un dispositivo con forma de mano accionado por cables SMA está montado en un robot móvil autónomo de dos ruedas9,10. , (b) Prótesis orbital robótica con prótesis orbital con resorte SMA colocada antagónicamente. La posición del ojo protésico se controla mediante una señal del músculo ocular del ojo11, (c) Los actuadores SMA son ideales para aplicaciones subacuáticas debido a su alta respuesta en frecuencia y bajo ancho de banda. En esta configuración, los actuadores SMA se utilizan para crear un movimiento ondulatorio simulando el movimiento de los peces, (d) los actuadores SMA se utilizan para crear un robot de inspección de micro tuberías que puede utilizar el principio de movimiento de oruga, controlado por el movimiento de los cables SMA dentro del canal 10, (e) muestra la dirección de contracción de las fibras musculares y la generación de fuerza contráctil en el tejido gastrocnemio, (f) muestra los cables SMA dispuestos en forma de fibras musculares en la estructura muscular pennada.
Los actuadores se han convertido en una parte importante de los sistemas mecánicos debido a su amplia gama de aplicaciones. Por lo tanto, la necesidad de accionamientos más pequeños, rápidos y eficientes se vuelve crucial. A pesar de sus ventajas, los accionamientos tradicionales han demostrado ser costosos y requerir mucho tiempo de mantenimiento. Los actuadores hidráulicos y neumáticos son complejos y caros, y están sujetos a desgaste, problemas de lubricación y fallas de componentes. En respuesta a la demanda, el enfoque se centra en el desarrollo de actuadores avanzados, rentables y con un tamaño optimizado, basados en materiales inteligentes. La investigación actual se centra en los actuadores multicapa de aleación con memoria de forma (SMA) para satisfacer esta necesidad. Los actuadores jerárquicos son únicos porque combinan muchos actuadores discretos en subsistemas macroscópicos geométricamente complejos para proporcionar una funcionalidad ampliada y mejorada. En este sentido, el tejido muscular humano descrito anteriormente proporciona un excelente ejemplo multicapa de este tipo de actuación multicapa. El presente estudio describe un accionamiento multinivel de SMA con varios elementos de accionamiento individuales (cables de SMA) alineados con las orientaciones de las fibras presentes en los músculos bimodales, lo que mejora el rendimiento general del accionamiento.
El propósito principal de un actuador es generar potencia mecánica, como fuerza y desplazamiento, mediante la conversión de energía eléctrica. Las aleaciones con memoria de forma son una clase de materiales "inteligentes" que pueden recuperar su forma a altas temperaturas. Bajo cargas elevadas, un aumento en la temperatura del alambre de SMA conduce a la recuperación de la forma, lo que resulta en una mayor densidad de energía de actuación en comparación con varios materiales inteligentes unidos directamente. Al mismo tiempo, bajo cargas mecánicas, las SMA se vuelven frágiles. Bajo ciertas condiciones, una carga cíclica puede absorber y liberar energía mecánica, exhibiendo cambios de forma histeréticos reversibles. Estas propiedades únicas hacen que las SMA sean ideales para sensores, amortiguación de vibraciones y, especialmente, actuadores12. Con esto en mente, se ha investigado mucho sobre accionamientos basados en SMA. Cabe señalar que los actuadores basados en SMA están diseñados para proporcionar movimiento de traslación y rotación para una variedad de aplicaciones13,14,15. Aunque se han desarrollado algunos actuadores rotativos, los investigadores están particularmente interesados en los actuadores lineales. Estos actuadores lineales se pueden dividir en tres tipos de actuadores: actuadores unidimensionales, de desplazamiento y diferenciales 16. Inicialmente, los accionamientos híbridos se crearon combinando aleaciones con memoria de forma (SMA) con otros accionamientos convencionales. Un ejemplo de actuador lineal híbrido basado en SMA es el uso de un cable de SMA con un motor de CC para proporcionar una fuerza de salida de alrededor de 100 N y un desplazamiento significativo17.
Uno de los primeros desarrollos en accionamientos basados completamente en SMA fue el accionamiento paralelo de SMA. Utilizando múltiples cables de SMA, el accionamiento paralelo basado en SMA está diseñado para aumentar la capacidad de potencia del accionamiento colocando todos los cables de SMA18 en paralelo. La conexión en paralelo de actuadores no solo requiere más potencia, sino que también limita la potencia de salida de un solo cable. Otra desventaja de los actuadores basados en SMA es el recorrido limitado que pueden lograr. Para resolver este problema, se creó una viga de cable de SMA que contiene una viga flexible deflectada para aumentar el desplazamiento y lograr movimiento lineal, pero no generó fuerzas más altas19. Se han desarrollado estructuras y tejidos blandos deformables para robots basados en aleaciones con memoria de forma, principalmente para la amplificación de impacto20,21,22. Para aplicaciones donde se requieren altas velocidades, se han reportado bombas accionadas compactas que utilizan películas delgadas de SMA para aplicaciones de accionamiento de microbombas23. La frecuencia de accionamiento de la membrana de película delgada de SMA es un factor clave para controlar la velocidad del accionamiento. Por lo tanto, los motores lineales de SMA tienen una mejor respuesta dinámica que los motores de resorte o varilla de SMA. La robótica blanda y la tecnología de agarre son otras dos aplicaciones que utilizan actuadores basados en SMA. Por ejemplo, para reemplazar el actuador estándar utilizado en la pinza espacial de 25 N, se desarrolló un actuador paralelo de aleación con memoria de forma 24. En otro caso, se fabricó un actuador blando de SMA basado en un alambre con una matriz integrada capaz de producir una fuerza de tracción máxima de 30 N. Debido a sus propiedades mecánicas, las SMA también se utilizan para producir actuadores que imitan fenómenos biológicos. Un ejemplo de este desarrollo es un robot de 12 celdas que es un biomimético de un organismo similar a una lombriz de tierra con SMA para generar un movimiento sinusoidal para disparar26,27.
Como se mencionó anteriormente, existe un límite para la fuerza máxima que se puede obtener de los actuadores basados en SMA existentes. Para abordar este problema, este estudio presenta una estructura muscular bimodal biomimética, accionada por un alambre de aleación con memoria de forma. Proporciona un sistema de clasificación que incluye varios alambres de aleación con memoria de forma. Hasta la fecha, no se han reportado en la literatura actuadores basados en SMA con una arquitectura similar. Este sistema único e innovador, basado en SMA, se desarrolló para estudiar el comportamiento de la SMA durante la alineación muscular bimodal. En comparación con los actuadores basados en SMA existentes, el objetivo de este estudio fue crear un actuador de dipvalerato biomimético para generar fuerzas significativamente mayores en un volumen pequeño. En comparación con los accionamientos convencionales accionados por motor paso a paso utilizados en sistemas de automatización y control de edificios HVAC, el diseño de accionamiento bimodal basado en SMA propuesto reduce el peso del mecanismo de accionamiento en un 67 %. En lo sucesivo, los términos "músculo" y "accionamiento" se utilizan indistintamente. Este estudio investiga la simulación multifísica de dicho accionamiento. El comportamiento mecánico de estos sistemas se ha estudiado mediante métodos experimentales y analíticos. Se investigaron las distribuciones de fuerza y temperatura con un voltaje de entrada de 7 V. Posteriormente, se realizó un análisis paramétrico para comprender mejor la relación entre los parámetros clave y la fuerza de salida. Finalmente, se concibieron actuadores jerárquicos y se propusieron los efectos de nivel jerárquico como un área potencial futura para actuadores no magnéticos en aplicaciones protésicas. Según los resultados de los estudios mencionados, el uso de una arquitectura de una sola etapa produce fuerzas al menos cuatro o cinco veces mayores que las de los actuadores basados en SMA reportados. Además, se demostró que la misma fuerza de accionamiento generada por un accionamiento multinivel es más de diez veces mayor que la de los accionamientos convencionales basados en SMA. El estudio luego reporta parámetros clave mediante análisis de sensibilidad entre diferentes diseños y variables de entrada. La longitud inicial del alambre de SMA (\(l_0\)), el ángulo pinnado (\(\alpha\)) y el número de hebras individuales (n) en cada hebra tienen un fuerte efecto negativo en la magnitud de la fuerza de accionamiento. fuerza, mientras que el voltaje de entrada (energía) resultó estar correlacionado positivamente.
El alambre de SMA exhibe el efecto de memoria de forma (EMF) observado en la familia de aleaciones de níquel-titanio (Ni-Ti). Típicamente, las SMA presentan dos fases dependientes de la temperatura: una fase de baja temperatura y una fase de alta temperatura. Ambas fases poseen propiedades únicas debido a la presencia de diferentes estructuras cristalinas. En la fase austenítica (fase de alta temperatura) que existe por encima de la temperatura de transformación, el material exhibe alta resistencia y se deforma poco bajo carga. La aleación se comporta como el acero inoxidable, por lo que puede soportar presiones de actuación más elevadas. Aprovechando esta propiedad de las aleaciones Ni-Ti, los alambres de SMA se inclinan para formar un actuador. Se desarrollaron modelos analíticos apropiados para comprender la mecánica fundamental del comportamiento térmico de la SMA bajo la influencia de diversos parámetros y geometrías. Se obtuvo una buena concordancia entre los resultados experimentales y analíticos.
Se realizó un estudio experimental en el prototipo mostrado en la Fig. 9a para evaluar el rendimiento de un accionamiento bimodal basado en SMA. Dos de estas propiedades, la fuerza generada por el accionamiento (fuerza muscular) y la temperatura del alambre de SMA (temperatura de SMA), se midieron experimentalmente. A medida que aumenta la diferencia de voltaje a lo largo de toda la longitud del alambre en el accionamiento, la temperatura del alambre aumenta debido al efecto de calentamiento Joule. El voltaje de entrada se aplicó en dos ciclos de 10 s (mostrados como puntos rojos en la Fig. 2a, b) con un período de enfriamiento de 15 s entre cada ciclo. La fuerza de bloqueo se midió usando un extensómetro piezoeléctrico, y la distribución de temperatura del alambre de SMA se monitoreó en tiempo real usando una cámara LWIR de alta resolución de grado científico (ver las características del equipo utilizado en la Tabla 2). muestra que durante la fase de alto voltaje, la temperatura del alambre aumenta monótonamente, pero cuando no fluye corriente, la temperatura del alambre continúa disminuyendo. En la configuración experimental actual, la temperatura del alambre de SMA descendió durante la fase de enfriamiento, pero aún se mantuvo por encima de la temperatura ambiente. La figura 2e muestra una instantánea de la temperatura del alambre de SMA tomada por la cámara LWIR. Por otro lado, la figura 2a muestra la fuerza de bloqueo generada por el sistema de accionamiento. Cuando la fuerza muscular supera la fuerza de recuperación del resorte, el brazo móvil, como se muestra en la figura 9a, comienza a moverse. Tan pronto como comienza la actuación, el brazo móvil entra en contacto con el sensor, creando una fuerza de cuerpo, como se muestra en las figuras 2c y 2d. Cuando la temperatura máxima se aproxima a 84 °C, la fuerza máxima observada es de 105 N.
El gráfico muestra los resultados experimentales de la temperatura del alambre SMA y la fuerza generada por el actuador bimodal basado en SMA durante dos ciclos. El voltaje de entrada se aplica en dos ciclos de 10 segundos (mostrados como puntos rojos) con un período de enfriamiento de 15 segundos entre cada ciclo. El alambre SMA utilizado para los experimentos fue un alambre Flexinol de 0,51 mm de diámetro de Dynalloy, Inc. (a) El gráfico muestra la fuerza experimental obtenida durante dos ciclos, (c, d) muestra dos ejemplos independientes de la acción de actuadores de brazo móvil sobre un transductor de fuerza piezoeléctrico PACEline CFT/5kN, (b) el gráfico muestra la temperatura máxima de todo el alambre SMA durante el tiempo dos ciclos, (e) muestra una instantánea de temperatura tomada del alambre SMA usando la cámara LWIR del software FLIR ResearchIR. Los parámetros geométricos tomados en cuenta en los experimentos se dan en la Tabla uno.
Los resultados de la simulación del modelo matemático y los resultados experimentales se comparan bajo la condición de un voltaje de entrada de 7 V, como se muestra en la Fig. 5. De acuerdo con los resultados del análisis paramétrico y para evitar la posibilidad de sobrecalentamiento del alambre SMA, se suministró una potencia de 11,2 W al actuador. Se utilizó una fuente de alimentación de CC programable para suministrar 7 V como voltaje de entrada, y se midió una corriente de 1,6 A a través del alambre. La fuerza generada por el accionamiento y la temperatura del SDR aumentan cuando se aplica corriente. Con un voltaje de entrada de 7 V, la fuerza de salida máxima obtenida de los resultados de la simulación y los resultados experimentales del primer ciclo es de 78 N y 96 N, respectivamente. En el segundo ciclo, la fuerza de salida máxima de los resultados de la simulación y experimentales fue de 150 N y 105 N, respectivamente. La discrepancia entre las mediciones de la fuerza de oclusión y los datos experimentales puede deberse al método utilizado para medir la fuerza de oclusión. Los resultados experimentales mostrados en la fig. 5a corresponde a la medición de la fuerza de bloqueo, que a su vez se midió cuando el eje de transmisión estaba en contacto con el transductor de fuerza piezoeléctrico PACEline CFT/5kN, como se muestra en la figura 2s. Por lo tanto, cuando el eje de transmisión no está en contacto con el sensor de fuerza al comienzo de la zona de enfriamiento, la fuerza se vuelve inmediatamente cero, como se muestra en la figura 2d. Además, otros parámetros que afectan la formación de la fuerza en ciclos subsiguientes son los valores del tiempo de enfriamiento y el coeficiente de transferencia de calor convectivo en el ciclo anterior. De la figura 2b, se puede ver que después de un período de enfriamiento de 15 segundos, el alambre SMA no alcanzó la temperatura ambiente y, por lo tanto, tenía una temperatura inicial más alta (\(40\,^{\circ }\hbox {C}\)) en el segundo ciclo de conducción en comparación con el primer ciclo (\(25\, ^{\circ}\hbox {C}\)). Así, en comparación con el primer ciclo, la temperatura del alambre de SMA durante el segundo ciclo de calentamiento alcanza la temperatura inicial de austenita (\(A_s\)) antes y permanece en el período de transición durante más tiempo, lo que genera tensión y fuerza. Por otro lado, las distribuciones de temperatura durante los ciclos de calentamiento y enfriamiento obtenidas a partir de experimentos y simulaciones tienen una alta similitud cualitativa con los ejemplos del análisis termográfico. El análisis comparativo de los datos térmicos del alambre de SMA de experimentos y simulaciones mostró consistencia durante los ciclos de calentamiento y enfriamiento y dentro de tolerancias aceptables para los datos experimentales. La temperatura máxima del alambre de SMA, obtenida a partir de los resultados de la simulación y los experimentos del primer ciclo, es de \(89\,^{\circ }\hbox {C}\) y \(75\,^{\circ }\hbox { C }\, respectivamente), y en el segundo ciclo la temperatura máxima del alambre de SMA es de \(94\,^{\circ }\hbox {C}\) y \(83\,^{\circ }\ hbox {C}\). El modelo desarrollado confirma el efecto de memoria de forma. En esta revisión no se consideró el papel de la fatiga ni del sobrecalentamiento. En el futuro, el modelo se mejorará para incluir el historial de tensiones del alambre de aleación con memoria de forma (SMA), lo que lo hará más adecuado para aplicaciones de ingeniería. Las gráficas de fuerza de salida y temperatura de la SMA obtenidas del bloque de Simulink se encuentran dentro de las tolerancias permitidas de los datos experimentales bajo la condición de un pulso de voltaje de entrada de 7 V. Esto confirma la corrección y fiabilidad del modelo matemático desarrollado.
El modelo matemático se desarrolló en el entorno MathWorks Simulink R2020b utilizando las ecuaciones básicas descritas en la sección Métodos. La figura 3b muestra un diagrama de bloques del modelo matemático de Simulink. El modelo se simuló para un pulso de voltaje de entrada de 7 V, como se muestra en la figura 2a y 2b. Los valores de los parámetros utilizados en la simulación se enumeran en la Tabla 1. Los resultados de la simulación de procesos transitorios se presentan en las Figuras 1 y 2b. Las Figuras 3a y 4b muestran el voltaje inducido en el cable SMA y la fuerza generada por el actuador en función del tiempo. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de la fase austenítica modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\xi }\)) será cero. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de la fase austenítica modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\ xi }\)) será cero. Во время обратного превращения (нагрева), когда температура проволоки SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperaтура начала аустенитной фазы, modificación напряжением), скорость изменения объемной доли мартенсита (\(\dot{\ xi }\)) будет равно нулю. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de austenita modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\ xi }\ )) será cero.在反向转变（加热）过程中，当SMA 线温度\(T < A_s^{\prime}\)（应力修正奥氏体相起始温度）时，马氏体体积分数的变化率（\(\dot{\ xi }\)) 将为零。在 反向 转变 （加热） 中 ， 当 当 当 线 温度 \ (t
(a) Resultado de la simulación que muestra la distribución de temperatura y la temperatura de unión inducida por tensión en un actuador de divalerato basado en SMA. Cuando la temperatura del alambre cruza la temperatura de transición austenítica en la etapa de calentamiento, la temperatura de transición austenítica modificada comienza a aumentar; de manera similar, cuando la temperatura del alambre cruza la temperatura de transición martensítica en la etapa de enfriamiento, la temperatura de transición martensítica disminuye. SMA para el modelado analítico del proceso de actuación. (Para una vista detallada de cada subsistema de un modelo Simulink, consulte la sección del apéndice del archivo complementario).
Los resultados del análisis para diferentes distribuciones de parámetros se muestran para dos ciclos de voltaje de entrada de 7 V (ciclos de calentamiento de 10 segundos y ciclos de enfriamiento de 15 segundos). Mientras que (ac) y (e) representan la distribución en función del tiempo, por otro lado, (d) y (f) ilustran la distribución con la temperatura. Para las condiciones de entrada respectivas, la tensión máxima observada es de 106 MPa (menos de 345 MPa, límite elástico del alambre), la fuerza es de 150 N, el desplazamiento máximo es de 270 µm y la fracción volumétrica mínima de martensita es de 0,91. Por otro lado, el cambio en la tensión y el cambio en la fracción volumétrica de martensita con la temperatura son similares a las características de histéresis.
La misma explicación se aplica a la transformación directa (enfriamiento) de la fase austenítica a la fase martensítica, donde la temperatura del alambre SMA (T) y la temperatura final de la fase martensítica modificada por tensión (\(M_f^{\prime}\ )) es excelente. En la figura 4d,f se muestra el cambio en la tensión inducida (\(\sigma\)) y la fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) en el alambre SMA como función del cambio en la temperatura del alambre SMA (T), para ambos ciclos de conducción. En la figura 3a se muestra el cambio en la temperatura del alambre SMA con el tiempo dependiendo del pulso de voltaje de entrada. Como puede verse en la figura, la temperatura del alambre continúa aumentando al proporcionar una fuente de calor a voltaje cero y el enfriamiento convectivo subsiguiente. Durante el calentamiento, la retransformación de la fase martensítica a la fase austenítica comienza cuando la temperatura del alambre de SMA (T) cruza la temperatura de nucleación de la austenita corregida por tensión (\(A_s^{\prime}\)). Durante esta fase, el alambre de SMA se comprime y el actuador genera fuerza. Asimismo, durante el enfriamiento, cuando la temperatura del alambre de SMA (T) cruza la temperatura de nucleación de la fase martensítica modificada por tensión (\(M_s^{\prime}\)), se produce una transición positiva de la fase austenítica a la fase martensítica, y la fuerza impulsora disminuye.
Los principales aspectos cualitativos del accionamiento bimodal basado en SMA se pueden obtener a partir de los resultados de la simulación. En el caso de una entrada de pulso de voltaje, la temperatura del alambre de SMA aumenta debido al efecto de calentamiento Joule. El valor inicial de la fracción de volumen de martensita (\(\xi\)) se establece en 1, ya que el material está inicialmente en una fase completamente martensítica. A medida que el alambre continúa calentándose, la temperatura del alambre de SMA supera la temperatura de nucleación de austenita corregida por tensión \(A_s^{\prime}\), lo que resulta en una disminución de la fracción de volumen de martensita, como se muestra en la Figura 4c. Además, en la figura 4e se muestra la distribución de carreras del actuador en el tiempo, y en la figura 5, la fuerza de accionamiento en función del tiempo. Un sistema de ecuaciones relacionado incluye la temperatura, la fracción de volumen de martensita y la tensión que se desarrolla en el alambre, lo que resulta en la contracción del alambre de SMA y la fuerza generada por el actuador. Como se muestra en la figura. 4d,f, la variación del voltaje con la temperatura y la variación de la fracción de volumen de martensita con la temperatura corresponden a las características de histéresis de la SMA en el caso simulado a 7 V.
La comparación de los parámetros de accionamiento se obtuvo mediante experimentos y cálculos analíticos. Los cables se sometieron a un voltaje de entrada pulsado de 7 V durante 10 segundos, luego se enfriaron durante 15 segundos (fase de enfriamiento) en dos ciclos. El ángulo de pinnado se ajustó a \(40^{\circ}\) y la longitud inicial del cable SMA en cada pata de pin individual se ajustó a 83 mm. (a) Medición de la fuerza de accionamiento con una celda de carga. (b) Monitoreo de la temperatura del cable con una cámara termográfica infrarroja.
Para comprender la influencia de los parámetros físicos en la fuerza producida por el accionamiento, se realizó un análisis de la sensibilidad del modelo matemático a los parámetros físicos seleccionados, y estos se clasificaron según su influencia. Primero, el muestreo de los parámetros del modelo se realizó utilizando principios de diseño experimental que siguieron una distribución uniforme (véase la Sección Suplementaria sobre Análisis de Sensibilidad). En este caso, los parámetros del modelo incluyen el voltaje de entrada (\(V_{in}\)), la longitud inicial del cable SMA (\(l_0\)), el ángulo del triángulo (\(\alpha\)), la constante del resorte de polarización (\( K_x\ )), el coeficiente de transferencia de calor convectivo (\(h_T\)) y el número de ramas unimodales (n). En el siguiente paso, se eligió la fuerza muscular máxima como requisito de diseño del estudio y se obtuvieron los efectos paramétricos de cada conjunto de variables sobre la fuerza. Los gráficos de tornado para el análisis de sensibilidad se derivaron de los coeficientes de correlación para cada parámetro, como se muestra en la Fig. 6a.
(a) Los valores del coeficiente de correlación de los parámetros del modelo y su efecto en la fuerza de salida máxima de 2500 grupos únicos de los parámetros del modelo anterior se muestran en el gráfico de tornado. El gráfico muestra la correlación de rangos de varios indicadores. Es claro que \(V_{in}\) es el único parámetro con una correlación positiva, y \(l_0\) es el parámetro con la correlación negativa más alta. El efecto de varios parámetros en varias combinaciones sobre la fuerza muscular máxima se muestra en (b, c). \(K_x\) varía de 400 a 800 N/m y n varía de 4 a 24. El voltaje (\(V_{in}\)) cambió de 4V a 10V, la longitud del cable (\(l_{0 } \)) cambió de 40 a 100 mm, y el ángulo de la cola (\ (\alpha \)) varió de \ (20 – 60 \, ^ {\circ }\).
En la figura 6a se muestra un diagrama de tornado de varios coeficientes de correlación para cada parámetro con los requisitos de diseño de la fuerza de accionamiento máxima. De la figura 6a se puede ver que el parámetro de voltaje (\(V_{in}\)) está directamente relacionado con la fuerza de salida máxima, y el coeficiente de transferencia de calor convectivo (\(h_T\)), el ángulo de llama (\ ( \alpha\)), la constante del resorte de desplazamiento ( \(K_x\)) está correlacionado negativamente con la fuerza de salida y la longitud inicial (\(l_0\)) del alambre SMA, y el número de ramas unimodales (n) muestra una fuerte correlación inversa En el caso de correlación directa En el caso de un valor más alto del coeficiente de correlación de voltaje (\(V_ {in}\)) indica que este parámetro tiene el mayor efecto en la potencia de salida. Otro análisis similar mide la fuerza máxima evaluando el efecto de diferentes parámetros en diferentes combinaciones de los dos espacios computacionales, como se muestra en la Fig. 6b, c. \(V_{in}\) y \(l_0\), \(\alpha\) y \(l_0\) tienen patrones similares, y el gráfico muestra que \(V_{in}\) y \(\alpha\ ) y \(\alpha\) tienen patrones similares. Valores más pequeños de \(l_0\) resultan en fuerzas máximas más altas. Los otros dos gráficos son consistentes con la Figura 6a, donde n y \(K_x\) están correlacionados negativamente y \(V_{in}\) están correlacionados positivamente. Este análisis ayuda a definir y ajustar los parámetros influyentes mediante los cuales la fuerza de salida, el recorrido y la eficiencia del sistema de accionamiento pueden adaptarse a los requisitos y la aplicación.
El trabajo de investigación actual introduce y estudia accionamientos jerárquicos con N niveles. En una jerarquía de dos niveles, como se muestra en la Fig. 7a, donde en lugar de cada hilo de SMA del actuador de primer nivel, se logra una disposición bimodal, como se muestra en la Fig. 9e. La Fig. 7c muestra cómo el hilo de SMA se enrolla alrededor de un brazo móvil (brazo auxiliar) que solo se mueve en la dirección longitudinal. Sin embargo, el brazo móvil principal continúa moviéndose de la misma manera que el brazo móvil del actuador multietapa de primera etapa. Típicamente, un accionamiento de N etapas se crea reemplazando el hilo de SMA de la etapa \(N-1\) con un accionamiento de primera etapa. Como resultado, cada rama imita el accionamiento de primera etapa, con la excepción de la rama que sostiene el propio hilo. De esta manera, se pueden formar estructuras anidadas que crean fuerzas varias veces mayores que las fuerzas de los accionamientos primarios. En este estudio, para cada nivel, se consideró una longitud total efectiva del cable SMA de 1 m, como se muestra en formato tabular en la Fig. 7d. La corriente a través de cada cable en cada diseño unimodal y la pretensión y el voltaje resultantes en cada segmento de cable SMA son los mismos en cada nivel. Según nuestro modelo analítico, la fuerza de salida está correlacionada positivamente con el nivel, mientras que el desplazamiento está correlacionado negativamente. Al mismo tiempo, hubo una compensación entre el desplazamiento y la fuerza muscular. Como se ve en la Fig. 7b, mientras que la fuerza máxima se alcanza en el mayor número de capas, el mayor desplazamiento se observa en la capa más baja. Cuando el nivel de jerarquía se estableció en \(N=5\), se encontró una fuerza muscular máxima de 2,58 kN con 2 carreras observadas \(\upmu\)m. Por otro lado, el accionamiento de la primera etapa genera una fuerza de 150 N en una carrera de 277 \(\upmu\)m. Los actuadores multinivel pueden imitar músculos biológicos reales, mientras que los músculos artificiales basados en aleaciones con memoria de forma pueden generar fuerzas significativamente mayores con movimientos más precisos y finos. Las limitaciones de este diseño miniaturizado radican en que, a medida que aumenta la jerarquía, el movimiento se reduce considerablemente y la complejidad del proceso de fabricación del actuador aumenta.
(a) Se muestra un sistema de actuador lineal de aleación con memoria de forma en capas de dos etapas (\(N=2\)) en una configuración bimodal. El modelo propuesto se obtiene reemplazando el alambre de SMA en el actuador en capas de la primera etapa con otro actuador en capas de una sola etapa. (c) Configuración deformada del actuador multicapa de la segunda etapa. (b) Se describe la distribución de fuerzas y desplazamientos en función del número de niveles. Se ha encontrado que la fuerza máxima del actuador está correlacionada positivamente con el nivel de escala en el gráfico, mientras que el recorrido está correlacionado negativamente con el nivel de escala. La corriente y la pretensión en cada alambre permanecen constantes en todos los niveles. (d) La tabla muestra el número de tomas y la longitud del alambre (fibra) de SMA en cada nivel. Las características de los alambres se indican con el índice 1, y el número de ramas secundarias (una conectada a la rama primaria) se indica con el número más grande en el subíndice. Por ejemplo, en el nivel 5, \(n_1\) se refiere al número de cables SMA presentes en cada estructura bimodal, y \(n_5\) se refiere al número de patas auxiliares (una conectada a la pata principal).
Se han propuesto varios métodos por parte de numerosos investigadores para modelar el comportamiento de las aleaciones con memoria de forma (AMF), que dependen de las propiedades termomecánicas que acompañan a los cambios macroscópicos en la estructura cristalina asociados a la transición de fase. La formulación de los métodos constitutivos es inherentemente compleja. El modelo fenomenológico más utilizado es el propuesto por Tanaka28 y se emplea ampliamente en aplicaciones de ingeniería. El modelo fenomenológico propuesto por Tanaka [28] supone que la fracción volumétrica de martensita es una función exponencial de la temperatura y la tensión. Posteriormente, Liang y Rogers29 y Brinson30 propusieron un modelo en el que la dinámica de la transición de fase se asumió como una función coseno del voltaje y la temperatura, con ligeras modificaciones al modelo. Becker y Brinson propusieron un modelo cinético basado en diagramas de fase para modelar el comportamiento de los materiales AMF bajo condiciones de carga arbitrarias, así como transiciones parciales. Banerjee32 utiliza el método de dinámica de diagramas de fase de Bekker y Brinson31 para simular un manipulador de un solo grado de libertad desarrollado por Elahinia y Ahmadian33. Los métodos cinéticos basados en diagramas de fase, que consideran la variación no monótona del voltaje con la temperatura, son difíciles de implementar en aplicaciones de ingeniería. Elakhinia y Ahmadian señalan estas deficiencias de los modelos fenomenológicos existentes y proponen un modelo fenomenológico extendido para analizar y definir el comportamiento de memoria de forma bajo cualquier condición de carga compleja.
El modelo estructural del alambre de SMA proporciona la tensión (\(\sigma\)), la deformación (\(\epsilon\)), la temperatura (T) y la fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) del alambre de SMA. El modelo constitutivo fenomenológico fue propuesto inicialmente por Tanaka28 y posteriormente adoptado por Liang29 y Brinson30. La derivada de la ecuación tiene la forma:
donde E es el módulo de Young de la SMA dependiente de la fase obtenido usando \(\displaystyle E=\xi E_M + (1-\xi )E_A\) y \(E_A\) y \(E_M\) que representan el módulo de Young son las fases austenítica y martensítica, respectivamente, y el coeficiente de expansión térmica está representado por \(\theta _T\). El factor de contribución de la transición de fase es \(\Omega = -E \epsilon _L\) y \(\epsilon _L\) es la deformación recuperable máxima en el alambre de SMA.
La ecuación de dinámica de fase coincide con la función coseno desarrollada por Liang29 y posteriormente adoptada por Brinson30, en lugar de la función exponencial propuesta por Tanaka28. El modelo de transición de fase es una extensión del modelo propuesto por Elakhinia y Ahmadian34, modificado en función de las condiciones de transición de fase dadas por Liang29 y Brinson30. Las condiciones utilizadas para este modelo de transición de fase son válidas bajo cargas termomecánicas complejas. En cada instante de tiempo, se calcula el valor de la fracción volumétrica de martensita al modelar la ecuación constitutiva.
La ecuación de retransformación que rige el proceso, expresada por la transformación de martensita a austenita bajo condiciones de calentamiento, es la siguiente:
donde \(\xi\) es la fracción de volumen de martensita, \(\xi _M\) es la fracción de volumen de martensita obtenida antes del calentamiento, \(\displaystyle a_A = \pi /(A_f – A_s)\), \ ( \displaystyle b_A = -a_A/C_A\) y \(C_A\) – parámetros de aproximación de la curva, T – temperatura del alambre SMA, \(A_s\) y \(A_f\) – temperatura de inicio y final de la fase austenítica, respectivamente.
La ecuación de control de transformación directa, representada por la transformación de fase de austenita a martensita bajo condiciones de enfriamiento, es:
donde \(\xi _A\) es la fracción de volumen de martensita obtenida antes del enfriamiento, \(\displaystyle a_M = \pi /(M_s – M_f)\), \(\displaystyle b_M = -a_M/C_M\) y \ ( C_M \) – parámetros de ajuste de curva, T – temperatura del alambre SMA, \(M_s\) y \(M_f\) – temperaturas inicial y final de la martensita, respectivamente.
Después de diferenciar las ecuaciones (3) y (4), las ecuaciones de transformación inversa y directa se simplifican a la siguiente forma:
Durante la transformación directa e inversa, \(\eta _{\sigma}\) y \(\eta _{T}\) toman valores diferentes. Las ecuaciones básicas asociadas con \(\eta _{\sigma}\) y \(\eta _{T}\) se han derivado y analizado en detalle en una sección adicional.
La energía térmica necesaria para elevar la temperatura del alambre de aleación con memoria de forma (SMA) proviene del efecto Joule. La energía térmica absorbida o liberada por el alambre de SMA se representa mediante el calor latente de transformación. La pérdida de calor en el alambre de SMA se debe a la convección forzada, y dado el efecto despreciable de la radiación, la ecuación de balance de energía térmica es la siguiente:
Donde \(m_{wire}\) es la masa total del alambre de SMA, \(c_{p}\) es la capacidad calorífica específica de la SMA, \(V_{in}\) es el voltaje aplicado al alambre, \(R_{ohm} \ ) – resistencia dependiente de la fase de la SMA, definida como; \(R_{ohm} = (l/A_{cross})[\xi r_M + (1-\xi )r_A]\ ) donde \(r_M\ ) y \(r_A\) son la resistividad de fase de la SMA en martensita y austenita, respectivamente, \(A_{c}\) es el área superficial del alambre de SMA, \(\Delta H \) es una aleación con memoria de forma. El calor latente de transición del alambre, T y \(T_{\infty}\) son las temperaturas del alambre de SMA y del entorno, respectivamente.
Cuando se acciona un alambre de aleación con memoria de forma, este se comprime, generando una fuerza en cada rama del diseño bimodal denominada fuerza de fibra. Las fuerzas de las fibras en cada hebra del alambre de SMA, en conjunto, crean la fuerza muscular necesaria para la actuación, como se muestra en la figura 9e. Debido a la presencia de un resorte de precarga, la fuerza muscular total del actuador multicapa N es:
Sustituyendo \(N = 1\) en la ecuación (7), la fuerza muscular del prototipo de accionamiento bimodal de primera etapa se puede obtener de la siguiente manera:
donde n es el número de patas unimodales, \(F_m\) es la fuerza muscular generada por el accionamiento, \(F_f\) es la resistencia de la fibra en el alambre SMA, \(K_x\) es la rigidez del resorte de polarización, \(\alpha\) es el ángulo del triángulo, \(x_0\) es el desplazamiento inicial del resorte de polarización para mantener el cable SMA en la posición pretensada y \(\Delta x\) es el recorrido del actuador.
El desplazamiento o movimiento total del accionamiento (\(\Delta x\)) depende del voltaje (\(\sigma\)) y la deformación (\(\epsilon\)) en el cable SMA de la etapa N, el accionamiento se ajusta a (ver Fig. parte adicional de la salida):
Las ecuaciones cinemáticas dan la relación entre la deformación de accionamiento (\(\epsilon\)) y el desplazamiento (\(\Delta x\)). La deformación del alambre Arb en función de la longitud inicial del alambre Arb (\(l_0\)) y la longitud del alambre (l) en cualquier instante t en una rama unimodal es la siguiente:
donde \(l = \sqrt{l_0^2 +(\Delta x_1)^2 – 2 l_0 (\Delta x_1) \cos \alpha _1}\) se obtiene aplicando la fórmula del coseno en \(\Delta\)ABB ', como se muestra en la Figura 8. Para el accionamiento de la primera etapa (\(N = 1\)), \(\Delta x_1\) es \(\Delta x\), y \(\alpha _1\) es \(\alpha \) como se muestra en Como se muestra en la Figura 8, al diferenciar el tiempo de la Ecuación (11) y sustituir el valor de l, la tasa de deformación se puede escribir como:
donde \(l_0\) es la longitud inicial del alambre SMA, l es la longitud del alambre en cualquier momento t en una rama unimodal, \(\epsilon\) es la deformación desarrollada en el alambre SMA y \(\alpha\) es el ángulo del triángulo, \(\Delta x\) es el desplazamiento de accionamiento (como se muestra en la Figura 8).
Todas las n estructuras de un solo pico (\(n=6\) en esta figura) están conectadas en serie con \(V_{in}\) como voltaje de entrada. Etapa I: Diagrama esquemático del cable SMA en una configuración bimodal bajo condiciones de voltaje cero. Etapa II: Se muestra una estructura controlada donde el cable SMA se comprime debido a la conversión inversa, como se muestra con la línea roja.
Como prueba de concepto, se desarrolló un accionamiento bimodal basado en SMA para probar la derivación simulada de las ecuaciones subyacentes con resultados experimentales. El modelo CAD del actuador lineal bimodal se muestra en la figura 9a. Por otro lado, la figura 9c muestra un nuevo diseño propuesto para una conexión prismática rotacional que utiliza un actuador de dos planos basado en SMA con una estructura bimodal. Los componentes del accionamiento se fabricaron mediante fabricación aditiva en una impresora 3D Ultimaker 3 Extended. El material utilizado para la impresión 3D de los componentes es policarbonato, adecuado para materiales resistentes al calor, ya que es fuerte, duradero y tiene una alta temperatura de transición vítrea (110-113 °C). Además, se utilizó alambre de aleación con memoria de forma Flexinol de Dynalloy, Inc. en los experimentos, y las propiedades del material correspondientes al alambre Flexinol se utilizaron en las simulaciones. Múltiples alambres de SMA están dispuestos como fibras presentes en una disposición bimodal de músculos para obtener las altas fuerzas producidas por actuadores multicapa, como se muestra en la Fig. 9b, d.
Como se muestra en la Figura 9a, el ángulo agudo formado por el alambre SMA del brazo móvil se denomina ángulo (\(\alpha\)). Con las abrazaderas terminales fijadas a las abrazaderas izquierda y derecha, el alambre SMA se mantiene en el ángulo bimodal deseado. El dispositivo de resorte de polarización, sujeto al conector del resorte, está diseñado para ajustar los diferentes grupos de extensión del resorte de polarización según el número (n) de fibras SMA. Además, la ubicación de las piezas móviles está diseñada de manera que el alambre SMA quede expuesto al entorno externo para la refrigeración por convección forzada. Las placas superior e inferior del conjunto desmontable ayudan a mantener frío el alambre SMA mediante recortes extruidos diseñados para reducir el peso. Además, ambos extremos del alambre CMA están fijados a los terminales izquierdo y derecho, respectivamente, mediante un engaste. Un émbolo está fijado a un extremo del conjunto móvil para mantener la holgura entre las placas superior e inferior. El émbolo también se utiliza para aplicar una fuerza de bloqueo al sensor a través de un contacto para medir la fuerza de bloqueo cuando se acciona el alambre SMA.
La estructura muscular bimodal de SMA está conectada eléctricamente en serie y alimentada por un pulso de voltaje de entrada. Durante el ciclo del pulso de voltaje, cuando se aplica voltaje y el alambre de SMA se calienta por encima de la temperatura inicial de la austenita, la longitud del alambre en cada hebra se acorta. Esta retracción activa el subconjunto del brazo móvil. Cuando el voltaje se restablece a cero en el mismo ciclo, el alambre de SMA calentado se enfría por debajo de la temperatura de la superficie de la martensita, volviendo así a su posición original. En condiciones de tensión cero, el alambre de SMA se estira pasivamente mediante un resorte de precarga para alcanzar el estado martensítico desdoblado. El tornillo, por el que pasa el alambre de SMA, se mueve debido a la compresión creada al aplicar un pulso de voltaje al alambre de SMA (la SPA alcanza la fase austenítica), lo que provoca la actuación de la palanca móvil. Cuando el alambre de SMA se retrae, el resorte de precarga crea una fuerza opuesta al estirarse aún más. Cuando la tensión en el impulso se vuelve cero, el alambre de aleación con memoria de forma se alarga y cambia de forma debido al enfriamiento por convección forzada, alcanzando una fase martensítica doble.
El sistema de actuador lineal basado en SMA propuesto tiene una configuración bimodal en la que los cables de SMA están angulados. (a) muestra un modelo CAD del prototipo, que menciona algunos de los componentes y sus significados para el prototipo, (b, d) representan el prototipo experimental desarrollado35. Mientras que (b) muestra una vista superior del prototipo con conexiones eléctricas y resortes de polarización y galgas extensométricas utilizadas, (d) muestra una vista en perspectiva de la configuración. (e) Diagrama de un sistema de actuación lineal con cables de SMA colocados bimodalmente en cualquier momento t, mostrando la dirección y el recorrido de la fibra y la fuerza muscular. (c) Se ha propuesto una conexión prismática rotacional de 2 GDL para desplegar un actuador basado en SMA de dos planos. Como se muestra, el enlace transmite movimiento lineal desde el accionamiento inferior al brazo superior, creando una conexión rotacional. Por otro lado, el movimiento del par de prismas es el mismo que el movimiento del accionamiento de primera etapa multicapa.
Se realizó un estudio experimental con el prototipo mostrado en la Fig. 9b para evaluar el rendimiento de un accionamiento bimodal basado en SMA. Como se muestra en la Figura 10a, el montaje experimental consistió en una fuente de alimentación de CC programable para suministrar voltaje de entrada a los cables de SMA. Como se muestra en la Fig. 10b, se utilizó un extensómetro piezoeléctrico (PACEline CFT/5kN) para medir la fuerza de bloqueo mediante un registrador de datos Graphtec GL-2000. Los datos son registrados por el host para su posterior estudio. Los extensómetros y los amplificadores de carga requieren una fuente de alimentación constante para producir una señal de voltaje. Las señales correspondientes se convierten en salidas de potencia según la sensibilidad del sensor de fuerza piezoeléctrico y otros parámetros descritos en la Tabla 2. Cuando se aplica un pulso de voltaje, la temperatura del cable de SMA aumenta, lo que provoca su compresión y, por consiguiente, la generación de fuerza por parte del actuador. Los resultados experimentales de la fuerza muscular generada por un pulso de voltaje de entrada de 7 V se muestran en la Fig. 2a.
(a) En el experimento se configuró un sistema de actuador lineal basado en SMA para medir la fuerza generada por el actuador. La celda de carga mide la fuerza de bloqueo y se alimenta con una fuente de alimentación de CC de 24 V. Se aplicó una caída de voltaje de 7 V a lo largo de todo el cable mediante una fuente de alimentación de CC programable GW Instek. El cable SMA se contrae debido al calor, y el brazo móvil entra en contacto con la celda de carga y ejerce una fuerza de bloqueo. La celda de carga está conectada al registrador de datos GL-2000 y los datos se almacenan en el host para su posterior procesamiento. (b) Diagrama que muestra la cadena de componentes del montaje experimental para medir la fuerza muscular.
Las aleaciones con memoria de forma se excitan con energía térmica, por lo que la temperatura se convierte en un parámetro importante para estudiar el fenómeno de memoria de forma. Experimentalmente, como se muestra en la Fig. 11a, se realizaron mediciones de temperatura y de imágenes térmicas en un prototipo de actuador de divalerato basado en SMA. Una fuente de CC programable aplicó voltaje de entrada a los cables de SMA en la configuración experimental, como se muestra en la Figura 11b. El cambio de temperatura del cable de SMA se midió en tiempo real utilizando una cámara LWIR de alta resolución (FLIR A655sc). El host utiliza el software ResearchIR para registrar datos para su posterior procesamiento. Cuando se aplica un pulso de voltaje, la temperatura del cable de SMA aumenta, lo que provoca que el cable de SMA se contraiga. En la Fig. 2b se muestran los resultados experimentales de la temperatura del cable de SMA en función del tiempo para un pulso de voltaje de entrada de 7 V.
Fecha de publicación: 28 de septiembre de 2022
