Grazas por visitar Nature.com. A versión do navegador que estás a usar ten compatibilidade limitada con CSS. Para obter a mellor experiencia, recomendámosche que uses un navegador actualizado (ou que desactives o modo de compatibilidade en Internet Explorer). Mentres tanto, para garantir a compatibilidade continua, renderizaremos o sitio sen estilos nin JavaScript.
Os actuadores úsanse en todas partes e crean movemento controlado aplicando a forza de excitación ou o par correctos para realizar diversas operacións na fabricación e na automatización industrial. A necesidade de accionamentos máis rápidos, pequenos e eficientes está a impulsar a innovación no deseño de accionamentos. Os accionamentos de aliaxe con memoria de forma (SMA) ofrecen unha serie de vantaxes sobre os accionamentos convencionais, incluída unha alta relación potencia-peso. Nesta disertación, desenvolveuse un actuador baseado en SMA de dúas plumas que combina as vantaxes dos músculos plumosos dos sistemas biolóxicos e as propiedades únicas dos SMA. Este estudo explora e amplía os actuadores SMA anteriores desenvolvendo un modelo matemático do novo actuador baseado na disposición bimodal de cables SMA e probándoo experimentalmente. En comparación cos accionamentos coñecidos baseados en SMA, a forza de actuación do novo accionamento é polo menos 5 veces maior (ata 150 N). A perda de peso correspondente é de aproximadamente o 67 %. Os resultados da análise de sensibilidade dos modelos matemáticos son útiles para axustar os parámetros de deseño e comprender os parámetros clave. Este estudo presenta ademais un accionamento de etapa N multinivel que se pode usar para mellorar aínda máis a dinámica. Os actuadores musculares de divalerato baseados en SMA teñen unha ampla gama de aplicacións, desde a automatización de edificios ata os sistemas de administración de fármacos de precisión.
Os sistemas biolóxicos, como as estruturas musculares dos mamíferos, poden activar moitos actuadores sutís1. Os mamíferos teñen diferentes estruturas musculares, cada unha delas cun propósito específico. Non obstante, gran parte da estrutura do tecido muscular dos mamíferos pódese dividir en dúas grandes categorías. Paralelas e pennadas. Nos isquiotibiais e outros flexores, como o seu nome indica, a musculatura paralela ten fibras musculares paralelas ao tendón central. A cadea de fibras musculares está aliñada e conectada funcionalmente polo tecido conxuntivo que os rodea. Aínda que se di que estes músculos teñen unha gran excursión (porcentaxe de acurtamento), a súa forza muscular xeral é moi limitada. En contraste, no músculo tríceps da pantorrilla2 (gastrécnemio lateral (GL)3, gastrécnemio medial (GM)4 e sóleo (SOL)) e no extensor femoral (cuádriceps)5,6 atópase tecido muscular pennado en cada músculo7. Nunha estrutura pinnada, as fibras musculares da musculatura bipennada están presentes a ambos os dous lados do tendón central en ángulos oblicuos (ángulos pinnados). Pennado provén da palabra latina "penna", que significa "pluma" e, como se mostra na figura 1, ten unha aparencia de pluma. As fibras dos músculos pennados son máis curtas e están anguladas co eixe lonxitudinal do músculo. Debido á estrutura pinnada, a mobilidade xeral destes músculos redúcese, o que leva aos compoñentes transversais e lonxitudinais do proceso de acurtamento. Por outra banda, a activación destes músculos leva a unha maior forza muscular xeral debido á forma en que se mide a área da sección transversal fisiolóxica. Polo tanto, para unha área dada da sección transversal, os músculos pennados serán máis fortes e xerarán forzas máis altas que os músculos con fibras paralelas. As forzas xeradas por fibras individuais xeran forzas musculares a nivel macroscópico nese tecido muscular. Ademais, ten propiedades únicas como a rápida contracción, a protección contra danos por tracción e a amortiguación. Transforma a relación entre a entrada de fibras e a saída de potencia muscular ao explotar as características únicas e a complexidade xeométrica da disposición das fibras asociada ás liñas de acción muscular.
Móstranse diagramas esquemáticos dos deseños de actuadores baseados en SMA existentes en relación cunha arquitectura muscular bimodal, por exemplo (a), que representan a interacción da forza táctil na que un dispositivo con forma de man accionado por fíos SMA está montado nun robot móbil autónomo de dúas rodas9,10., (b) Prótese orbital robótica con prótese orbital accionada por resorte SMA colocada antagonicamente. A posición do ollo protésico está controlada por un sinal do músculo ocular do ollo11, (c) Os actuadores SMA son ideais para aplicacións subacuáticas debido á súa alta resposta de frecuencia e baixa largura de banda. Nesta configuración, os actuadores SMA úsanse para crear movemento ondulatorio simulando o movemento dos peixes, (d) Os actuadores SMA úsanse para crear un robot de inspección de microtubos que pode usar o principio de movemento do verme en polgada, controlado polo movemento dos fíos SMA dentro do canal 10, (e) mostra a dirección das fibras musculares de contracción e a xeración de forza contráctil no tecido do gastrocnemio, (f) mostra os fíos SMA dispostos en forma de fibras musculares na estrutura do músculo penado.
Os actuadores convertéronse nunha parte importante dos sistemas mecánicos debido á súa ampla gama de aplicacións. Polo tanto, a necesidade de accionamentos máis pequenos, rápidos e eficientes faise fundamental. A pesar das súas vantaxes, os accionamentos tradicionais demostraron ser caros e requiren moito tempo de mantemento. Os actuadores hidráulicos e neumáticos son complexos e caros e están suxeitos a desgaste, problemas de lubricación e fallos nos compoñentes. En resposta á demanda, o foco está no desenvolvemento de actuadores rendibles, optimizados en tamaño e avanzados baseados en materiais intelixentes. A investigación en curso está a estudar actuadores en capas de aliaxe con memoria de forma (SMA) para satisfacer esta necesidade. Os actuadores xerárquicos son únicos porque combinan moitos actuadores discretos en subsistemas de macroescala xeometricamente complexos para proporcionar unha funcionalidade maior e máis ampla. Neste sentido, o tecido muscular humano descrito anteriormente proporciona un excelente exemplo multicapa de tal actuación multicapa. O estudo actual describe un accionamento SMA multinivel con varios elementos de accionamento individuais (fíos SMA) aliñados coas orientacións das fibras presentes nos músculos bimodais, o que mellora o rendemento xeral do accionamento.
O propósito principal dun actuador é xerar potencia mecánica de saída, como forza e desprazamento, mediante a conversión de enerxía eléctrica. As aliaxes con memoria de forma son unha clase de materiais "intelixentes" que poden restaurar a súa forma a altas temperaturas. Baixo cargas elevadas, un aumento da temperatura do fío SMA leva á recuperación da forma, o que resulta nunha maior densidade de enerxía de actuación en comparación con varios materiais intelixentes unidos directamente. Ao mesmo tempo, baixo cargas mecánicas, os SMA vólvense fráxiles. En certas condicións, unha carga cíclica pode absorber e liberar enerxía mecánica, presentando cambios de forma histeréticos reversibles. Estas propiedades únicas fan que o SMA sexa ideal para sensores, amortiguación de vibracións e especialmente actuadores12. Con isto en mente, houbo moita investigación sobre os accionamentos baseados en SMA. Cómpre sinalar que os actuadores baseados en SMA están deseñados para proporcionar movemento de translación e rotación para unha variedade de aplicacións13,14,15. Aínda que se desenvolveron algúns actuadores rotatorios, os investigadores están particularmente interesados nos actuadores lineais. Estes actuadores lineais pódense dividir en tres tipos de actuadores: actuadores unidimensionais, de desprazamento e diferenciais16. Inicialmente, os accionamentos híbridos creáronse en combinación con SMA e outros accionamentos convencionais. Un exemplo dun actuador lineal híbrido baseado en SMA é o uso dun cable SMA cun motor de corrente continua para proporcionar unha forza de saída duns 100 N e un desprazamento significativo17.
Un dos primeiros desenvolvementos en accionamentos baseados completamente en SMA foi o accionamento paralelo SMA. Usando varios cables SMA, o accionamento paralelo baseado en SMA está deseñado para aumentar a capacidade de potencia do accionamento colocando todos os cables SMA18 en paralelo. A conexión en paralelo de actuadores non só require máis potencia, senón que tamén limita a potencia de saída dun só cable. Outra desvantaxe dos actuadores baseados en SMA é o percorrido limitado que poden alcanzar. Para resolver este problema, creouse unha viga de cable SMA que contén unha viga flexible desviada para aumentar o desprazamento e lograr o movemento lineal, pero non xerou forzas máis altas19. Desenvolvéronse estruturas e tecidos brandos deformables para robots baseados en aliaxes con memoria de forma principalmente para a amplificación de impactos20,21,22. Para aplicacións onde se requiren altas velocidades, informouse de bombas accionadas compactas que usan SMA de película fina para aplicacións accionadas por microbombas23. A frecuencia de accionamento da membrana SMA de película fina é un factor clave para controlar a velocidade do controlador. Polo tanto, os motores lineais SMA teñen unha mellor resposta dinámica que os motores de resortes ou varas SMA. A robótica branda e a tecnoloxía de agarre son outras dúas aplicacións que empregan actuadores baseados en SMA. Por exemplo, para substituír o actuador estándar empregado na abrazadera espacial de 25 N, desenvolveuse un actuador paralelo de aliaxe con memoria de forma 24. Noutro caso, fabricouse un actuador brando de SMA baseado nun arame cunha matriz integrada capaz de producir unha forza de tracción máxima de 30 N. Debido ás súas propiedades mecánicas, os SMA tamén se empregan para producir actuadores que imitan fenómenos biolóxicos. Un deses desenvolvementos inclúe un robot de 12 celas que é un biomimético dun organismo semellante a unha miñoca con SMA para xerar un movemento sinusoidal para disparar 26,27.
Como se mencionou anteriormente, existe un límite á forza máxima que se pode obter dos actuadores existentes baseados en SMA. Para abordar este problema, este estudo presenta unha estrutura muscular bimodal biomimética. Impulsada por arame de aliaxe con memoria de forma. Proporciona un sistema de clasificación que inclúe varios arames de aliaxe con memoria de forma. Ata a data, non se reportaron na literatura actuadores baseados en SMA cunha arquitectura similar. Este sistema único e novedoso baseado en SMA foi desenvolvido para estudar o comportamento de SMA durante o aliñamento muscular bimodal. En comparación cos actuadores baseados en SMA existentes, o obxectivo deste estudo foi crear un actuador de divalerato biomimético para xerar forzas significativamente maiores nun pequeno volume. En comparación cos accionamentos convencionais accionados por motor paso a paso utilizados nos sistemas de control e automatización de edificios HVAC, o deseño de accionamento bimodal baseado en SMA proposto reduce o peso do mecanismo de accionamento nun 67 %. A continuación, os termos "músculo" e "accionamento" úsanse indistintamente. Este estudo investiga a simulación multifísica dun accionamento deste tipo. O comportamento mecánico destes sistemas foi estudado mediante métodos experimentais e analíticos. As distribucións de forza e temperatura investigáronse máis a fondo a unha tensión de entrada de 7 V. Posteriormente, realizouse unha análise paramétrica para comprender mellor a relación entre os parámetros clave e a forza de saída. Finalmente, previuse actuadores xerárquicos e propuxéronse efectos de nivel xerárquico como unha posible área futura para actuadores non magnéticos para aplicacións protésicas. Segundo os resultados dos estudos mencionados anteriormente, o uso dunha arquitectura dunha soa etapa produce forzas polo menos de catro a cinco veces maiores que as dos actuadores baseados en SMA. Ademais, demostrouse que a mesma forza motriz xerada por un accionamento multinivel multinivel é máis de dez veces maior que a dos accionamentos convencionais baseados en SMA. O estudo informa entón de parámetros clave mediante análise de sensibilidade entre diferentes deseños e variables de entrada. A lonxitude inicial do fío SMA (\(l_0\)), o ángulo pinado (\(\alpha\)) e o número de febras individuais (n) en cada febra individual teñen un forte efecto negativo na magnitude da forza motriz, mentres que a tensión de entrada (enerxía) resultou estar positivamente correlacionada.
O arame SMA presenta o efecto de memoria de forma (SME) observado na familia de aliaxes de níquel-titanio (Ni-Ti). Normalmente, os SMA presentan dúas fases dependentes da temperatura: unha fase de baixa temperatura e unha fase de alta temperatura. Ambas as fases teñen propiedades únicas debido á presenza de diferentes estruturas cristalinas. Na fase de austenita (fase de alta temperatura) existente por riba da temperatura de transformación, o material presenta unha alta resistencia e defórmase pouco baixo carga. A aliaxe compórtase como o aceiro inoxidable, polo que é capaz de soportar presións de actuación máis elevadas. Aproveitando esta propiedade das aliaxes de Ni-Ti, os arames SMA están inclinados para formar un actuador. Desenvólvense modelos analíticos axeitados para comprender a mecánica fundamental do comportamento térmico do SMA baixo a influencia de varios parámetros e varias xeometrías. Obtivose unha boa concordancia entre os resultados experimentais e analíticos.
Realizouse un estudo experimental co prototipo mostrado na figura 9a para avaliar o rendemento dun accionamento bimodal baseado en SMA. Dúas destas propiedades, a forza xerada polo accionamento (forza muscular) e a temperatura do cable SMA (temperatura SMA), medíronse experimentalmente. A medida que a diferenza de tensión aumenta ao longo de toda a lonxitude do cable no accionamento, a temperatura do cable aumenta debido ao efecto de quecemento Joule. A tensión de entrada aplicouse en dous ciclos de 10 s (mostrados como puntos vermellos na figura 2a, b) cun período de arrefriamento de 15 s entre cada ciclo. A forza de bloqueo mediuse usando un extensómetro piezoeléctrico e a distribución da temperatura do cable SMA monitorizouse en tempo real usando unha cámara LWIR de alta resolución de grao científico (ver as características do equipo utilizado na táboa 2). mostra que durante a fase de alta tensión, a temperatura do cable aumenta monotonicamente, pero cando non flúe corrente, a temperatura do cable continúa baixando. Na configuración experimental actual, a temperatura do cable SMA baixou durante a fase de arrefriamento, pero aínda así estaba por riba da temperatura ambiente. Na figura 2e móstrase unha instantánea da temperatura do cable SMA tomada pola cámara LWIR. Por outra banda, na figura 2a móstrase a forza de bloqueo xerada polo sistema de accionamento. Cando a forza muscular supera a forza de restauración do resorte, o brazo móbil, como se mostra na figura 9a, comeza a moverse. En canto comeza a actuación, o brazo móbil entra en contacto co sensor, creando unha forza corporal, como se mostra na figura 2c, d. Cando a temperatura máxima está preto de \(84\,^{\circ}\hbox {C}\), a forza máxima observada é de 105 N.
O gráfico mostra os resultados experimentais da temperatura do cable SMA e a forza xerada polo actuador bimodal baseado en SMA durante dous ciclos. A tensión de entrada aplícase en dous ciclos de 10 segundos (mostrados como puntos vermellos) cun período de arrefriamento de 15 segundos entre cada ciclo. O cable SMA empregado para os experimentos foi un cable Flexinol de 0,51 mm de diámetro de Dynalloy, Inc. (a) O gráfico mostra a forza experimental obtida durante dous ciclos, (c, d) mostra dous exemplos independentes da acción de actuadores de brazo móbil nun transdutor de forza piezoeléctrico PACEline CFT/5kN, (b) o gráfico mostra a temperatura máxima de todo o cable SMA durante dous ciclos, (e) mostra unha instantánea da temperatura tomada do cable SMA usando a cámara LWIR do software FLIR ResearchIR. Os parámetros xeométricos tidos en conta nos experimentos indícanse na Táboa un.
Os resultados da simulación do modelo matemático e os resultados experimentais compáranse baixo a condición dunha tensión de entrada de 7 V, como se mostra na figura 5. Segundo os resultados da análise paramétrica e para evitar a posibilidade de sobrequecemento do cable SMA, subministrouse unha potencia de 11,2 W ao actuador. Utilizouse unha fonte de alimentación CC programable para subministrar 7 V como tensión de entrada e mediuse unha corrente de 1,6 A a través do cable. A forza xerada polo accionamento e a temperatura do SDR aumentan cando se aplica corrente. Cunha tensión de entrada de 7 V, a forza de saída máxima obtida dos resultados da simulación e dos resultados experimentais do primeiro ciclo é de 78 N e 96 N, respectivamente. No segundo ciclo, a forza de saída máxima da simulación e dos resultados experimentais foi de 150 N e 105 N, respectivamente. A discrepancia entre as medicións da forza de oclusión e os datos experimentais pode deberse ao método utilizado para medir a forza de oclusión. Os resultados experimentais móstranse na figura... As figuras 5a corresponden á medición da forza de bloqueo, que á súa vez se mediu cando o eixe de transmisión estaba en contacto co transdutor de forza piezoeléctrico PACEline CFT/5kN, como se mostra na figura 2s. Polo tanto, cando o eixe de transmisión non está en contacto co sensor de forza ao comezo da zona de arrefriamento, a forza tórnase inmediatamente cero, como se mostra na figura 2d. Ademais, outros parámetros que afectan á formación de forza en ciclos posteriores son os valores do tempo de arrefriamento e o coeficiente de transferencia de calor por convección no ciclo anterior. Na figura 2b pódese ver que despois dun período de arrefriamento de 15 segundos, o cable SMA non alcanzou a temperatura ambiente e, polo tanto, tivo unha temperatura inicial máis alta (\(40\,^{\circ }\hbox {C}\)) no segundo ciclo de accionamento en comparación co primeiro ciclo (\(25\, ^{\circ}\hbox {C}\)). Así, en comparación co primeiro ciclo, a temperatura do fío SMA durante o segundo ciclo de quecemento alcanza a temperatura inicial de austenita (\(A_s\)) antes e permanece no período de transición máis tempo, o que resulta en tensión e forza. Por outra banda, as distribucións de temperatura durante os ciclos de quecemento e arrefriamento obtidas a partir de experimentos e simulacións teñen unha alta semellanza cualitativa cos exemplos da análise termográfica. A análise comparativa dos datos térmicos do fío SMA a partir de experimentos e simulacións mostrou consistencia durante os ciclos de quecemento e arrefriamento e dentro das tolerancias aceptables para os datos experimentais. A temperatura máxima do fío SMA, obtida a partir dos resultados da simulación e os experimentos do primeiro ciclo, é \(89\,^{\circ }\hbox {C}\) e \(75\,^{\circ }\hbox {C}\, respectivamente), e no segundo ciclo a temperatura máxima do fío SMA é \(94\,^{\circ }\hbox {C}\) e \(83\,^{\circ }\hbox {C}\). O modelo desenvolvido fundamentalmente confirma o efecto do efecto de memoria de forma. O papel da fatiga e o sobrequecemento non se considerou nesta revisión. No futuro, o modelo mellorarase para incluír o historial de tensión do fío SMA, o que o fai máis axeitado para aplicacións de enxeñaría. As gráficas da forza de saída do accionamento e da temperatura SMA obtidas do bloque Simulink están dentro das tolerancias permitidas dos datos experimentais baixo a condición dun pulso de tensión de entrada de 7 V. Isto confirma a corrección e a fiabilidade do modelo matemático desenvolvido.
O modelo matemático desenvolveuse no contorno MathWorks Simulink R2020b empregando as ecuacións básicas descritas na sección Métodos. Na figura 3b móstrase un diagrama de bloques do modelo matemático de Simulink. O modelo simulouse para un pulso de tensión de entrada de 7 V, como se mostra na figura 2a e b. Os valores dos parámetros empregados na simulación recóllense na táboa 1. Os resultados da simulación de procesos transitorios preséntanse nas figuras 1 e 1. Figuras 3a e 4. Na figura 4a e b móstrase a tensión inducida no cable SMA e a forza xerada polo actuador en función do tempo. Durante a transformación inversa (quecemento), cando a temperatura do fío SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura inicial da fase de austenita modificada por tensión), a taxa de cambio da fracción volumétrica de martensita (\(\dot{\xi }\)) será cero. Durante a transformación inversa (quecemento), cando a temperatura do fío SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura inicial da fase de austenita modificada por tensión), a taxa de cambio da fracción volumétrica de martensita (\(\dot{\ xi }\)) será cero. Во время обратного превращения (нагрева), когда температура проволоки SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (темпла нара аустенитной фазы, модифицированная напряжением), скорость изменения объемной доли доли матрте{\\) будет равно нулю. Durante a transformación inversa (quecemento), cando a temperatura do fío SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio da austenita modificada pola tensión), a taxa de cambio da fracción volumétrica 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)将为零。在 反向 转变 （加热） 中 ， 当 当 当 线 温度 \ (t
(a) Resultado da simulación que mostra a distribución da temperatura e a temperatura da unión inducida pola tensión nun actuador de divalerato baseado en SMA. Cando a temperatura do arame cruza a temperatura de transición da austenita na etapa de quecemento, a temperatura de transición da austenita modificada comeza a aumentar e, de xeito similar, cando a temperatura da barra de arame cruza a temperatura de transición martensítica na etapa de arrefriamento, a temperatura de transición martensítica diminúe. SMA para a modelización analítica do proceso de actuación. (Para obter unha vista detallada de cada subsistema dun modelo de Simulink, consulte a sección do apéndice do ficheiro complementario.)
Os resultados da análise para diferentes distribucións de parámetros móstranse para dous ciclos da tensión de entrada de 7 V (ciclos de quecemento de 10 segundos e ciclos de arrefriamento de 15 segundos). Mentres que (ac) e (e) representan a distribución ao longo do tempo, por outra banda, (d) e (f) ilustran a distribución coa temperatura. Para as respectivas condicións de entrada, a tensión máxima observada é de 106 MPa (menos de 345 MPa, límite elástico do arame), a forza é de 150 N, o desprazamento máximo é de 270 µm e a fracción volumétrica martensítica mínima é de 0,91. Por outra banda, o cambio na tensión e o cambio na fracción volumétrica da martensita coa temperatura son similares ás características de histérese.
A mesma explicación aplícase á transformación directa (arrefriamento) da fase de austenita á fase de martensita, onde a temperatura do fío SMA (T) e a temperatura final da fase de martensita modificada por tensión (\(M_f^{\prime}\ )) son excelentes. Na figura 4d, f móstrase o cambio na tensión inducida (\(\sigma\)) e a fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) no fío SMA en función do cambio de temperatura do fío SMA (T), para ambos os ciclos de accionamento. Na figura 3a móstrase o cambio na temperatura do fío SMA co tempo dependendo do pulso de tensión de entrada. Como se pode ver na figura, a temperatura do fío continúa a aumentar ao proporcionar unha fonte de calor a tensión cero e o posterior arrefriamento por convección. Durante o quecemento, a retransformación da martensita á fase austenita comeza cando a temperatura do fío SMA (T) cruza a temperatura de nucleación da austenita corrixida por tensión (\(A_s^{\prime}\)). Durante esta fase, o fío SMA comprímese e o actuador xera forza. Ademais, durante o arrefriamento, cando a temperatura do fío SMA (T) cruza a temperatura de nucleación da fase martensita modificada por tensión (\(M_s^{\prime}\)), hai unha transición positiva da fase austenita á fase martensita. A forza motriz diminúe.
Os principais aspectos cualitativos da transmisión bimodal baseada en SMA pódense obter a partir dos resultados da simulación. No caso dunha entrada de pulso de tensión, a temperatura do fío SMA aumenta debido ao efecto de quentamento por efecto Joule. O valor inicial da fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) establécese en 1, xa que o material está inicialmente nunha fase totalmente martensítica. A medida que o fío continúa quentándose, a temperatura do fío SMA supera a temperatura de nucleación da austenita corrixida por tensión \(A_s^{\prime}\), o que resulta nunha diminución da fracción volumétrica de martensita, como se mostra na Figura 4c. Ademais, na figura 4e móstrase a distribución das carreiras do actuador no tempo, e na figura 5, a forza motriz en función do tempo. Un sistema de ecuacións relacionado inclúe a temperatura, a fracción volumétrica de martensita e a tensión que se desenvolve no fío, o que resulta na contracción do fío SMA e na forza xerada polo actuador. Como se mostra na figura... A variación da tensión en 4d e f coa temperatura e a variación da fracción volumétrica de martensita coa temperatura correspóndense coas características de histérese do SMA no caso simulado a 7 V.
A comparación dos parámetros de accionamento obtívose mediante experimentos e cálculos analíticos. Os cables sometéronse a unha tensión de entrada pulsada de 7 V durante 10 segundos e despois arrefriáronse durante 15 segundos (fase de arrefriamento) en dous ciclos. O ángulo pinado establécese en \(40^{\circ}\) e a lonxitude inicial do cable SMA en cada pata do pin establécese en 83 mm. (a) Medición da forza motriz cunha célula de carga (b) Monitorización da temperatura do cable cunha cámara de infravermellos térmicos.
Para comprender a influencia dos parámetros físicos na forza producida polo accionamento, realizouse unha análise da sensibilidade do modelo matemático aos parámetros físicos seleccionados e os parámetros clasificáronse segundo a súa influencia. En primeiro lugar, a mostraxe dos parámetros do modelo realizouse empregando principios de deseño experimental que seguiron unha distribución uniforme (véxase a Sección Suplementaria sobre Análise de Sensibilidade). Neste caso, os parámetros do modelo inclúen a tensión de entrada (\(V_{in}\)), a lonxitude inicial do cable SMA (\(l_0\)), o ángulo do triángulo (\(\alpha\)), a constante do resorte de polarización (\(K_x\)), o coeficiente de transferencia de calor por convección (\(h_T\)) e o número de ramas unimodais (n). No seguinte paso, elixiuse a forza muscular máxima como requisito de deseño do estudo e obtivéronse os efectos paramétricos de cada conxunto de variables sobre a forza. Os gráficos de tornado para a análise de sensibilidade deriváronse dos coeficientes de correlación para cada parámetro, como se mostra na Fig. 6a.
(a) Os valores do coeficiente de correlación dos parámetros do modelo e o seu efecto na forza máxima de saída de 2500 grupos únicos dos parámetros do modelo anteriores móstranse no gráfico de tornado. O gráfico mostra a correlación de rango de varios indicadores. É evidente que \(V_{in}\) é o único parámetro cunha correlación positiva e \(l_0\) é o parámetro coa maior correlación negativa. O efecto de varios parámetros en varias combinacións na forza muscular máxima móstrase en (b, c). \(K_x\) oscila entre 400 e 800 N/m e n oscila entre 4 e 24. A voltaxe (\(V_{in}\)) cambiou de 4V a 10V, a lonxitude do cable (\(l_{0 } \)) cambiou de 40 a 100 mm e o ángulo da cola (\ (\alpha \)) variou de \ (20 – 60 \, ^ {\circ }\).
Na figura 6a móstrase un gráfico de tornado con varios coeficientes de correlación para cada parámetro cos requisitos de deseño da forza motriz máxima. Na figura 6a pódese ver que o parámetro de tensión (\(V_{in}\)) está directamente relacionado coa forza máxima de saída, e o coeficiente de transferencia de calor por convección (\(h_T\)), o ángulo da chama (\( \alpha\)) e a constante do resorte de desprazamento (\(K_x\)) están correlacionados negativamente coa forza de saída e a lonxitude inicial (\(l_0\)) do cable SMA, e o número de ramas unimodais (n) mostra unha forte correlación inversa. No caso de correlación directa, no caso dun valor máis alto do coeficiente de correlación de tensión (\(V_ {in}\)) indica que este parámetro ten o maior efecto na potencia de saída. Outra análise similar mide a forza máxima avaliando o efecto de diferentes parámetros en diferentes combinacións dos dous espazos computacionais, como se mostra na figura 6b, c. \(V_{in}\) e \(l_0\), \(\alpha\) e \(l_0\) presentan patróns similares, e o gráfico mostra que \(V_{in}\) e \(\alpha\) e \(\alpha\) presentan patróns similares. Valores máis pequenos de \(l_0\) resultan en forzas máximas máis altas. As outras dúas gráficas son consistentes coa Figura 6a, onde n e \(K_x\) están correlacionadas negativamente e \(V_{in}\) están correlacionadas positivamente. Esta análise axuda a definir e axustar os parámetros de influencia polos que a forza de saída, a carreira e a eficiencia do sistema de accionamento poden adaptarse aos requisitos e á aplicación.
O traballo de investigación actual introduce e investiga os accionamentos xerárquicos con N niveis. Nunha xerarquía de dous niveis, como se mostra na figura 7a, onde en lugar de cada cable SMA do actuador de primeiro nivel, conséguese unha disposición bimodal, como se mostra na figura 9e. Na figura 7c móstrase como o cable SMA se enrola arredor dun brazo móbil (brazo auxiliar) que só se move na dirección lonxitudinal. Non obstante, o brazo móbil primario continúa a moverse do mesmo xeito que o brazo móbil do actuador multietapa de primeira etapa. Normalmente, créase un accionamento de N etapas substituíndo o cable SMA de \(N-1\) etapa por un accionamento de primeira etapa. Como resultado, cada rama imita o accionamento de primeira etapa, coa excepción da rama que sostén o propio cable. Deste xeito, pódense formar estruturas aniñadas que crean forzas varias veces maiores que as forzas dos accionamentos primarios. Neste estudo, para cada nivel, tívose en conta unha lonxitude total efectiva do cable SMA de 1 m, como se mostra en formato tabular na figura 7d. A corrente a través de cada fío en cada deseño unimodal e a pretensación e a tensión resultantes en cada segmento de fío SMA son as mesmas en cada nivel. Segundo o noso modelo analítico, a forza de saída está correlacionada positivamente co nivel, mentres que o desprazamento está correlacionado negativamente. Ao mesmo tempo, houbo un compromiso entre o desprazamento e a forza muscular. Como se ve na figura 7b, mentres que a forza máxima se consegue no maior número de capas, o maior desprazamento obsérvase na capa máis baixa. Cando o nivel de xerarquía se estableceu en \(N=5\), atopouse unha forza muscular máxima de 2,58 kN con 2 golpes observados \(\upmu\)m. Por outra banda, o accionamento da primeira etapa xera unha forza de 150 N nun golpe de 277 \(\upmu\)m. Os actuadores multinivel son capaces de imitar músculos biolóxicos reais, onde os músculos artificiais baseados en aliaxes con memoria de forma son capaces de xerar forzas significativamente maiores con movementos máis precisos e finos. As limitacións deste deseño miniaturizado son que a medida que aumenta a xerarquía, o movemento redúcese considerablemente e a complexidade do proceso de fabricación do accionamento aumenta.
(a) Móstrase un sistema de actuador lineal de aliaxe con memoria de forma en dúas capas (\(N=2\)) nunha configuración bimodal. O modelo proposto conséguese substituíndo o fío SMA no actuador en capas da primeira etapa por outro actuador en capas dunha soa etapa. (c) Configuración deformada do actuador multicapa da segunda etapa. (b) Descríbese a distribución de forzas e desprazamentos dependendo do número de niveis. Descubriuse que a forza máxima do actuador está correlacionada positivamente co nivel de escala no gráfico, mentres que a carreira está correlacionada negativamente co nivel de escala. A corrente e a pretensión en cada fío permanecen constantes en todos os niveis. (d) A táboa mostra o número de tomas e a lonxitude do fío SMA (fibra) en cada nivel. As características dos fíos indícanse co índice 1 e o número de ramas secundarias (unha conectada á trama primaria) indícase co número máis grande do subíndice. Por exemplo, no nivel 5, \(n_1\) refírese ao número de fíos SMA presentes en cada estrutura bimodal e \(n_5\) refírese ao número de patas auxiliares (unha conectada á pata principal).
Moitos investigadores propuxeron varios métodos para modelar o comportamento dos materiais SMA con memoria de forma, que dependen das propiedades termomecánicas que acompañan os cambios macroscópicos na estrutura cristalina asociados coa transición de fase. A formulación de métodos constitutivos é inherentemente complexa. O modelo fenomenolóxico máis utilizado é o proposto por Tanaka28 e é amplamente utilizado en aplicacións de enxeñaría. O modelo fenomenolóxico proposto por Tanaka [28] asume que a fracción volumétrica da martensita é unha función exponencial da temperatura e a tensión. Posteriormente, Liang e Rogers29 e Brinson30 propuxeron un modelo no que se asumía que a dinámica de transición de fase era unha función coseno da voltaxe e a temperatura, con lixeiras modificacións no modelo. Becker e Brinson propuxeron un modelo cinético baseado en diagramas de fases para modelar o comportamento dos materiais SMA en condicións de carga arbitrarias, así como en transicións parciais. Banerjee32 utiliza o método da dinámica do diagrama de fases de Bekker e Brinson31 para simular un manipulador dun só grao de liberdade desenvolvido por Elahinia e Ahmadian33. Os métodos cinéticos baseados en diagramas de fase, que teñen en conta o cambio non monótono da voltaxe coa temperatura, son difíciles de implementar en aplicacións de enxeñaría. Elakhinia e Ahmadian chaman a atención sobre estas deficiencias dos modelos fenomenolóxicos existentes e propoñen un modelo fenomenolóxico ampliado para analizar e definir o comportamento da memoria de forma en calquera condición de carga complexa.
O modelo estrutural do arame SMA proporciona a tensión (\(\sigma\)), a deformación (\(\epsilon\)), a temperatura (T) e a fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) do arame SMA. O modelo constitutivo fenomenolóxico foi proposto por primeira vez por Tanaka28 e posteriormente adoptado por Liang29 e Brinson30. A derivada da ecuación ten a forma:
onde E é o módulo de Young da SMA dependente da fase obtido usando \(\displaystyle E=\xi E_M + (1-\xi )E_A\) e \(E_A\) e \(E_M\) representando o módulo de Young son fases austenítica e martensítica, respectivamente, e o coeficiente de expansión térmica represéntase por \(\theta _T\). O factor de contribución da transición de fase é \(\Omega = -E \epsilon _L\) e \(\epsilon _L\) é a deformación máxima recuperable no arame da SMA.
A ecuación da dinámica de fase coincide coa función coseno desenvolvida por Liang29 e posteriormente adoptada por Brinson30 en lugar da función exponencial proposta por Tanaka28. O modelo de transición de fase é unha extensión do modelo proposto por Elakhinia e Ahmadian34 e modificado en función das condicións de transición de fase dadas por Liang29 e Brinson30. As condicións empregadas para este modelo de transición de fase son válidas baixo cargas termomecánicas complexas. En cada momento, calcúlase o valor da fracción volumétrica da martensita ao modelar a ecuación constitutiva.
A ecuación de retransformación que a rexe, expresada pola transformación de martensita a austenita en condicións de quecemento, é a seguinte:
onde \(\xi\) é a fracción volumétrica da martensita, \(\xi _M\) é a fracción volumétrica da martensita obtida antes do quentamento, \(\displaystyle a_A = \pi /(A_f – A_s)\), \ ( \displaystyle b_A = -a_A/C_A\) e \(C_A\) – parámetros de aproximación da curva, T – temperatura do fío SMA, \(A_s\) e \(A_f\) – temperatura de inicio e fin da fase austenítica, respectivamente.
A ecuación de control da transformación directa, representada pola transformación de fase da austenita a martensita en condicións de arrefriamento, é:
onde \(\xi _A\) é a fracción volumétrica de martensita obtida antes do arrefriamento, \(\displaystyle a_M = \pi /(M_s – M_f)\), \(\displaystyle b_M = -a_M/C_M\) e \( C_M \) – parámetros de axuste da curva, T – temperatura do fío SMA, \(M_s\) e \(M_f\) – temperaturas inicial e final da martensita, respectivamente.
Despois de derivar as ecuacións (3) e (4), as ecuacións de transformación inversa e directa simplifícanse á seguinte forma:
Durante a transformación cara adiante e cara atrás, \(\eta _{\sigma}\) e \(\eta _{T}\) toman valores diferentes. As ecuacións básicas asociadas con \(\eta _{\sigma}\) e \(\eta _{T}\) deriváronse e tratáronse en detalle nunha sección adicional.
A enerxía térmica necesaria para elevar a temperatura do cable SMA provén do efecto de quecemento por efecto Joule. A enerxía térmica absorbida ou liberada polo cable SMA está representada pola calor latente de transformación. A perda de calor no cable SMA débese á convección forzada e, dado o efecto insignificante da radiación, a ecuación do balance de enerxía térmica é a seguinte:
Onde \(m_{wire}\) é a masa total do fío SMA, \(c_{p}\) é a capacidade calorífica específica do SMA, \(V_{in}\) é a tensión aplicada ao fío, \(R_{ohm} \) – resistencia SMA dependente da fase, definida como; \(R_{ohm} = (l/A_{cross})[\xi r_M + (1-\xi )r_A]\) onde \(r_M\) e \(r_A\) son a resistividade de fase SMA en martensita e austenita, respectivamente, \(A_{c}\) é a área superficial do fío SMA, \(\Delta H \) é unha aliaxe con memoria de forma. A calor latente de transición do fío, T e \(T_{\infty}\) son as temperaturas do fío SMA e do ambiente, respectivamente.
Cando se acciona un arame de aliaxe con memoria de forma, o arame comprímese, creando unha forza en cada rama do deseño bimodal chamada forza da fibra. As forzas das fibras en cada febra do arame SMA xuntas crean a forza muscular para actuar, como se mostra na figura 9e. Debido á presenza dun resorte de polarización, a forza muscular total do actuador multicapa N é:
Substituíndo \(N = 1\) na ecuación (7), a forza muscular do prototipo de accionamento bimodal da primeira etapa pódese obter do seguinte xeito:
onde n é o número de patas unimodais, \(F_m\) é a forza muscular xerada polo accionamento, \(F_f\) é a resistencia da fibra no cable SMA, \(K_x\) é o resorte de rixidez de polarización, \(\alpha\) é o ángulo do triángulo, \(x_0\) é o desprazamento inicial do resorte de polarización para manter o cable SMA na posición pretensada e \(\Delta x\) é o percorrido do actuador.
O desprazamento ou movemento total do accionamento (\(\Delta x\)) dependendo da tensión (\(\sigma\)) e da tensión (\(\epsilon\)) no cable SMA da etapa N, o accionamento está configurado a (ver figura parte adicional da saída):
As ecuacións cinemáticas indican a relación entre a deformación do accionamento (\(\epsilon\)) e o desprazamento ou desprazamento (\(\Delta x\)). A deformación do fío Arb en función da lonxitude inicial do fío Arb (\(l_0\)) e a lonxitude do fío (l) en calquera momento t nunha rama unimodal é a seguinte:
onde \(l = \sqrt{l_0^2 +(Δx_1)^2 – 2 l_0 (Δx_1) \cos \alpha _1}\) se obtén aplicando a fórmula do coseno en \(Δ)ABB ', como se mostra na Figura 8. Para o accionamento da primeira etapa (\(N = 1\)), \(Δx_1\) é \(Δx\) e \(\alpha _1\) é \(\alpha \) como se mostra en Como se mostra na Figura 8, ao diferenciar o tempo da Ecuación (11) e substituír o valor de l, a taxa de deformación pódese escribir como:
onde \(l_0\) é a lonxitude inicial do fío SMA, l é a lonxitude do fío en calquera momento t nunha rama unimodal, \(\epsilon\) é a deformación desenvolvida no fío SMA e \(\alpha \) é o ángulo do triángulo, \(\Delta x\) é o desprazamento do accionamento (como se mostra na Figura 8).
Todas as n estruturas de pico único (\(n=6\) nesta figura) están conectadas en serie con \(V_{in}\) como tensión de entrada. Fase I: Diagrama esquemático do cable SMA nunha configuración bimodal en condicións de tensión cero. Fase II: Móstrase unha estrutura controlada onde o cable SMA está comprimido debido á conversión inversa, como mostra a liña vermella.
Como proba de concepto, desenvolveuse un accionamento bimodal baseado en SMA para probar a derivación simulada das ecuacións subxacentes con resultados experimentais. O modelo CAD do actuador lineal bimodal móstrase na figura 9a. Por outra banda, na figura 9c móstrase un novo deseño proposto para unha conexión prismática rotacional usando un actuador baseado en SMA de dous planos cunha estrutura bimodal. Os compoñentes do accionamento fabricáronse mediante fabricación aditiva nunha impresora 3D Ultimaker 3 Extended. O material utilizado para a impresión 3D de compoñentes é o policarbonato, que é axeitado para materiais resistentes á calor, xa que é forte, duradeiro e ten unha alta temperatura de transición vítrea (110-113 \(^{\circ }\) C). Ademais, nos experimentos utilizouse fío de aliaxe con memoria de forma Flexinol de Dynalloy, Inc., e nas simulacións utilizáronse as propiedades do material correspondentes ao fío Flexinol. Múltiples fíos SMA están dispostos como fibras presentes nunha disposición bimodal de músculos para obter as altas forzas producidas polos actuadores multicapa, como se mostra na figura 9b, d.
Como se mostra na Figura 9a, o ángulo agudo formado polo cable SMA do brazo móbil chámase ángulo (\(\alpha\)). Coas abrazaderas de terminais unidas ás abrazaderas esquerda e dereita, o cable SMA mantense no ángulo bimodal desexado. O dispositivo de resorte de polarización suxeito ao conector de resorte está deseñado para axustar os diferentes grupos de extensión de resorte de polarización segundo o número (n) de fibras SMA. Ademais, a localización das pezas móbiles está deseñada de xeito que o cable SMA estea exposto ao ambiente externo para o arrefriamento por convección forzada. As placas superior e inferior do conxunto desmontable axudan a manter o cable SMA frío con recortes extruídos deseñados para reducir o peso. Ademais, ambos extremos do cable CMA están fixados aos terminais esquerdo e dereito, respectivamente, mediante un engarzado. Un émbolo está unido a un extremo do conxunto móbil para manter a separación entre as placas superior e inferior. O émbolo tamén se usa para aplicar unha forza de bloqueo ao sensor a través dun contacto para medir a forza de bloqueo cando se acciona o cable SMA.
A estrutura muscular bimodal SMA está conectada electricamente en serie e alimentada por unha tensión de pulso de entrada. Durante o ciclo de pulso de tensión, cando se aplica tensión e o fío SMA se quenta por riba da temperatura inicial da austenita, a lonxitude do fío en cada febra acúrtase. Esta retracción activa o subconxunto do brazo móbil. Cando a tensión se puxo a cero no mesmo ciclo, o fío SMA quentado arrefriouse por debaixo da temperatura da superficie da martensita, volvendo así á súa posición orixinal. En condicións de tensión cero, o fío SMA é primeiro estirado pasivamente por un resorte de polarización para alcanzar o estado martensítico desenredado. O parafuso, polo que pasa o fío SMA, móvese debido á compresión creada ao aplicar un pulso de tensión ao fío SMA (o SPA alcanza a fase austenita), o que leva á actuación da panca móbil. Cando o fío SMA se retrae, o resorte de polarización crea unha forza oposta estirando aínda máis o resorte. Cando a tensión na tensión de impulso se torna cero, o fío SMA alóngase e cambia a súa forma debido ao arrefriamento por convección forzada, alcanzando unha fase dobre martensítica.
O sistema de actuador lineal baseado en SMA proposto ten unha configuración bimodal na que os fíos SMA están angulados. (a) representa un modelo CAD do prototipo, que menciona algúns dos compoñentes e os seus significados para o prototipo, (b, d) representa o prototipo experimental desenvolvido35. Mentres que (b) mostra unha vista superior do prototipo con conexións eléctricas e resortes de polarización e extensómetros utilizados, (d) mostra unha vista en perspectiva da configuración. (e) Diagrama dun sistema de actuación lineal con fíos SMA colocados bimodalmente en calquera momento t, que mostra a dirección e o curso da fibra e a forza muscular. (c) Propúxose unha conexión prismática rotacional de 2 DOF para despregar un actuador baseado en SMA de dous planos. Como se mostra, a ligazón transmite o movemento lineal desde o accionamento inferior ata o brazo superior, creando unha conexión rotacional. Por outra banda, o movemento do par de prismas é o mesmo que o movemento do accionamento multicapa da primeira etapa.
Realizouse un estudo experimental sobre o prototipo mostrado na figura 9b para avaliar o rendemento dun accionamento bimodal baseado en SMA. Como se mostra na figura 10a, a configuración experimental consistía nunha fonte de alimentación CC programable para subministrar tensión de entrada aos cables SMA. Como se mostra na figura 10b, utilizouse un extensómetro piezoeléctrico (PACEline CFT/5kN) para medir a forza de bloqueo mediante un rexistrador de datos Graphtec GL-2000. O servidor rexistra os datos para un estudo posterior. Os extensómetros e os amplificadores de carga requiren unha fonte de alimentación constante para producir un sinal de tensión. Os sinais correspondentes convértense en saídas de potencia segundo a sensibilidade do sensor de forza piezoeléctrica e outros parámetros, como se describe na táboa 2. Cando se aplica un pulso de tensión, a temperatura do cable SMA aumenta, o que fai que o cable SMA se comprima, o que fai que o actuador xere forza. Os resultados experimentais da saída de forza muscular por un pulso de tensión de entrada de 7 V móstranse na figura 2a.
(a) No experimento, configurouse un sistema de actuador lineal baseado en SMA para medir a forza xerada polo actuador. A célula de carga mide a forza de bloqueo e está alimentada por unha fonte de alimentación de CC de 24 V. Aplicouse unha caída de tensión de 7 V ao longo de toda a lonxitude do cable mediante unha fonte de alimentación de CC programable GW Instek. O cable SMA encolle debido á calor e o brazo móbil entra en contacto coa célula de carga e exerce unha forza de bloqueo. A célula de carga está conectada ao rexistrador de datos GL-2000 e os datos almacénanse no host para o seu posterior procesamento. (b) Diagrama que mostra a cadea de compoñentes da configuración experimental para medir a forza muscular.
As aliaxes con memoria de forma excítanse mediante enerxía térmica, polo que a temperatura convértese nun parámetro importante para estudar o fenómeno da memoria de forma. Experimentalmente, como se mostra na figura 11a, realizáronse medicións de imaxe térmica e temperatura nun prototipo de actuador de divalerato baseado en SMA. Unha fonte de CC programable aplicou unha tensión de entrada aos cables SMA na configuración experimental, como se mostra na figura 11b. O cambio de temperatura do cable SMA mediuse en tempo real usando unha cámara LWIR de alta resolución (FLIR A655sc). O servidor usa o software ResearchIR para rexistrar datos para un posterior posprocesamento. Cando se aplica un pulso de tensión, a temperatura do cable SMA aumenta, facendo que o cable SMA se encolle. Na figura 2b móstranse os resultados experimentais da temperatura do cable SMA fronte ao tempo para un pulso de tensión de entrada de 7 V.
Data de publicación: 28 de setembro de 2022
