Takk for at du besøker Nature.com. Nettleserversjonen du bruker har begrenset CSS-støtte. For best mulig opplevelse anbefaler vi at du bruker en oppdatert nettleser (eller deaktiverer kompatibilitetsmodus i Internet Explorer). I mellomtiden, for å sikre fortsatt støtte, vil vi gjengi nettstedet uten stiler og JavaScript.
Aktuatorer brukes overalt og skaper kontrollert bevegelse ved å bruke riktig eksitasjonskraft eller dreiemoment for å utføre ulike operasjoner innen produksjon og industriell automatisering. Behovet for raskere, mindre og mer effektive drivenheter driver innovasjon innen drivdesign. Shape Memory Alloy (SMA)-drivenheter tilbyr en rekke fordeler i forhold til konvensjonelle drivenheter, inkludert et høyt effekt-til-vekt-forhold. I denne avhandlingen ble en to-fjæret SMA-basert aktuator utviklet som kombinerer fordelene med fjærmusklene i biologiske systemer og de unike egenskapene til SMA-er. Denne studien utforsker og utvider tidligere SMA-aktuatorer ved å utvikle en matematisk modell av den nye aktuatoren basert på det bimodale SMA-ledningsarrangementet og teste det eksperimentelt. Sammenlignet med kjente drivenheter basert på SMA, er aktiveringskraften til den nye drivenheten minst 5 ganger høyere (opptil 150 N). Det tilsvarende vekttapet er omtrent 67 %. Resultatene av følsomhetsanalyse av matematiske modeller er nyttige for å justere designparametere og forstå nøkkelparametere. Denne studien presenterer videre en flernivå N-te trinns drivenhet som kan brukes til å forbedre dynamikken ytterligere. SMA-baserte dipvaleratmuskelaktuatorer har et bredt spekter av bruksområder, fra bygningsautomasjon til presisjonssystemer for medikamentlevering.
Biologiske systemer, som for eksempel muskelstrukturene hos pattedyr, kan aktivere mange subtile aktuatorer1. Pattedyr har forskjellige muskelstrukturer, som hver tjener et spesifikt formål. Imidlertid kan mye av strukturen til pattedyrs muskelvev deles inn i to brede kategorier. Parallell og pennat. I hamstrings og andre flexorer, som navnet antyder, har den parallelle muskulaturen muskelfibre parallelt med den sentrale senen. Kjeden av muskelfibre er oppstilt og funksjonelt forbundet av bindevevet rundt dem. Selv om disse musklene sies å ha en stor utslag (prosentvis forkorting), er deres totale muskelstyrke svært begrenset. I kontrast til dette finnes pennat muskelvev i triceps leggmuskel2 (lateral gastrocnemius (GL)3, medial gastrocnemius (GM)4 og soleus (SOL)) og extensor femoris (quadriceps)5,6 i hver muskel7. I en finnet struktur er muskelfibrene i den tovennede muskulaturen tilstede på begge sider av den sentrale senen i skrå vinkler (finnede vinkler). Pennate kommer fra det latinske ordet «penna», som betyr «penn», og har, som vist i fig. 1, et fjærlignende utseende. Fibrene i pennatemusklene er kortere og vinklet i forhold til muskelens lengdeakse. På grunn av den finnete strukturen reduseres den totale mobiliteten til disse musklene, noe som fører til de tverrgående og langsgående komponentene i forkortingsprosessen. På den annen side fører aktivering av disse musklene til høyere total muskelstyrke på grunn av måten fysiologisk tverrsnittsareal måles på. Derfor vil pennatemuskler for et gitt tverrsnittsareal være sterkere og generere høyere krefter enn muskler med parallelle fibre. Krefter generert av individuelle fibre genererer muskelkrefter på et makroskopisk nivå i det muskelvevet. I tillegg har den unike egenskaper som rask krymping, beskyttelse mot strekkskader og demping. Den transformerer forholdet mellom fibertilførsel og muskelkraftuttak ved å utnytte de unike egenskapene og den geometriske kompleksiteten til fiberarrangementet knyttet til muskelens aksjonslinjer.
Skjematiske diagrammer av eksisterende SMA-baserte aktuatordesign i forhold til en bimodal muskelarkitektur, for eksempel (a), som representerer samspillet mellom taktil kraft der en håndformet enhet aktivert av SMA-ledninger er montert på en tohjulet autonom mobil robot9,10. , (b) Robotisk orbitalprotese med antagonistisk plassert SMA fjærbelastet orbitalprotese. Plasseringen av proteseøyet styres av et signal fra øyemuskelen i øyet11, (c) SMA-aktuatorer er ideelle for undervannsapplikasjoner på grunn av deres høye frekvensrespons og lave båndbredde. I denne konfigurasjonen brukes SMA-aktuatorer til å lage bølgebevegelse ved å simulere bevegelsen til fisk, (d) SMA-aktuatorer brukes til å lage en mikrorørinspeksjonsrobot som kan bruke tommeormbevegelsesprinsippet, kontrollert av bevegelsen av SMA-ledninger inne i kanal 10, (e) viser retningen på kontraksjonsmuskelfibre og generering av kontraktil kraft i gastrocnemiusvev, (f) viser SMA-ledninger arrangert i form av muskelfibre i pennatmuskelstrukturen.
Aktuatorer har blitt en viktig del av mekaniske systemer på grunn av deres brede spekter av bruksområder. Derfor blir behovet for mindre, raskere og mer effektive drivenheter kritisk. Til tross for fordelene har tradisjonelle drivenheter vist seg å være dyre og tidkrevende å vedlikeholde. Hydrauliske og pneumatiske aktuatorer er komplekse og dyre, og er utsatt for slitasje, smøreproblemer og komponentsvikt. Som svar på etterspørselen er fokuset på å utvikle kostnadseffektive, størrelsesoptimaliserte og avanserte aktuatorer basert på smarte materialer. Pågående forskning ser på lagdelte aktuatorer av formminnelegering (SMA) for å møte dette behovet. Hierarkiske aktuatorer er unike ved at de kombinerer mange diskrete aktuatorer til geometrisk komplekse makroskala-delsystemer for å gi økt og utvidet funksjonalitet. I denne forbindelse gir det menneskelige muskelvevet beskrevet ovenfor et utmerket flerlags eksempel på slik flerlags aktivering. Den nåværende studien beskriver en flernivå SMA-drivenhet med flere individuelle drivelementer (SMA-ledninger) justert til fiberorienteringene som finnes i bimodale muskler, noe som forbedrer den generelle drivytelsen.
Hovedformålet med en aktuator er å generere mekanisk kraftutgang som kraft og forskyvning ved å konvertere elektrisk energi. Formminnelegeringer er en klasse "smarte" materialer som kan gjenopprette formen sin ved høye belastninger. Under høye belastninger fører en økning i temperaturen på SMA-ledningen til formgjenoppretting, noe som resulterer i en høyere aktiveringsenergitetthet sammenlignet med forskjellige direktebundne smarte materialer. Samtidig blir SMA-er sprø under mekaniske belastninger. Under visse forhold kan en syklisk belastning absorbere og frigjøre mekanisk energi, og vise reversible hysteretiske formendringer. Disse unike egenskapene gjør SMA ideell for sensorer, vibrasjonsdemping og spesielt aktuatorer12. Med dette i tankene har det vært mye forskning på SMA-baserte drivenheter. Det skal bemerkes at SMA-baserte aktuatorer er designet for å gi translasjons- og rotasjonsbevegelse for en rekke bruksområder13,14,15. Selv om noen roterende aktuatorer har blitt utviklet, er forskere spesielt interessert i lineære aktuatorer. Disse lineære aktuatorene kan deles inn i tre typer aktuatorer: endimensjonale, forskyvnings- og differensialaktuatorer16. I utgangspunktet ble hybriddrev laget i kombinasjon med SMA og andre konvensjonelle drev. Et slikt eksempel på en SMA-basert hybrid lineær aktuator er bruken av en SMA-ledning med en likestrømsmotor for å gi en utgangskraft på rundt 100 N og betydelig forskyvning17.
En av de første utviklingene innen drivverk basert utelukkende på SMA var SMA-parallelldriften. Ved å bruke flere SMA-ledninger er den SMA-baserte parallelldriften designet for å øke drivverkets effektkapasitet ved å plassere alle SMA18-ledningene parallelt. Parallellkobling av aktuatorer krever ikke bare mer strøm, men begrenser også utgangseffekten til en enkelt ledning. En annen ulempe med SMA-baserte aktuatorer er den begrensede bevegelseslengden de kan oppnå. For å løse dette problemet ble det laget en SMA-kabelbjelke som inneholdt en avbøyd fleksibel bjelke for å øke forskyvningen og oppnå lineær bevegelse, men som ikke genererte høyere krefter19. Myke, deformerbare strukturer og stoffer for roboter basert på formminnelegeringer har blitt utviklet primært for støtforsterkning20,21,22. For applikasjoner der høye hastigheter er nødvendig, har kompaktdrevne pumper blitt rapportert ved bruk av tynnfilm-SMA-er for mikropumpedrevne applikasjoner23. Drivfrekvensen til den tynne film-SMA-membranen er en nøkkelfaktor for å kontrollere driverens hastighet. Derfor har SMA-lineære motorer en bedre dynamisk respons enn SMA-fjær- eller stangmotorer. Myk robotikk og gripeteknologi er to andre applikasjoner som bruker SMA-baserte aktuatorer. For eksempel, for å erstatte standardaktuatoren som brukes i 25 N-romklemmen, ble det utviklet en parallellaktuator 24 i formminnelegering. I et annet tilfelle ble en myk SMA-aktuator produsert basert på en tråd med en innebygd matrise som er i stand til å produsere en maksimal trekkraft på 30 N. På grunn av deres mekaniske egenskaper brukes SMA-er også til å produsere aktuatorer som etterligner biologiske fenomener. En slik utvikling inkluderer en 12-cellers robot som er en biomimetikum av en meitemarklignende organisme med SMA for å generere en sinusformet bevegelse for å avfyre ​​26,27.
Som nevnt tidligere er det en grense for den maksimale kraften som kan oppnås fra eksisterende SMA-baserte aktuatorer. For å løse dette problemet presenterer denne studien en biomimetisk bimodal muskelstruktur. Drevet av en tråd av formminnelegering. Den gir et klassifiseringssystem som inkluderer flere tråder av formminnelegering. Til dags dato er det ikke rapportert om SMA-baserte aktuatorer med lignende arkitektur i litteraturen. Dette unike og nye systemet basert på SMA ble utviklet for å studere oppførselen til SMA under bimodal muskeljustering. Sammenlignet med eksisterende SMA-baserte aktuatorer var målet med denne studien å lage en biomimetisk dipvalerat aktuator for å generere betydelig høyere krefter i et lite volum. Sammenlignet med konvensjonelle steppermotordrevne drivenheter som brukes i HVAC-bygningsautomatiserings- og kontrollsystemer, reduserer den foreslåtte SMA-baserte bimodale drivdesignen vekten på drivmekanismen med 67 %. I det følgende brukes begrepene "muskel" og "drivenhet" om hverandre. Denne studien undersøker multifysikksimuleringen av en slik drivenhet. Den mekaniske oppførselen til slike systemer har blitt studert ved hjelp av eksperimentelle og analytiske metoder. Kraft- og temperaturfordelinger ble videre undersøkt ved en inngangsspenning på 7 V. Deretter ble det utført en parametrisk analyse for å bedre forstå forholdet mellom nøkkelparametere og utgangskraften. Til slutt har hierarkiske aktuatorer blitt vurdert, og hierarkiske nivåeffekter har blitt foreslått som et potensielt fremtidig område for ikke-magnetiske aktuatorer for proteseapplikasjoner. I følge resultatene fra de nevnte studiene produserer bruken av en ett-trinnsarkitektur krefter som er minst fire til fem ganger høyere enn rapporterte SMA-baserte aktuatorer. I tillegg har den samme drivkraften generert av en flernivå-driver vist seg å være mer enn ti ganger høyere enn for konvensjonelle SMA-baserte drivere. Studien rapporterer deretter nøkkelparametere ved hjelp av følsomhetsanalyse mellom forskjellige design og inngangsvariabler. Den opprinnelige lengden på SMA-ledningen (\(l_0\)), finnevinkelen (\(\alpha\)) og antall enkelttråder (n) i hver enkelt tråd har en sterk negativ effekt på størrelsen på drivkraften. Styrken, mens inngangsspenningen (energien) viste seg å være positivt korrelert.
SMA-tråd viser formminneeffekten (SME) som ses i nikkel-titan (Ni-Ti)-legeringsfamilien. SMA-er viser vanligvis to temperaturavhengige faser: en lavtemperaturfase og en høytemperaturfase. Begge fasene har unike egenskaper på grunn av tilstedeværelsen av forskjellige krystallstrukturer. I austenittfasen (høytemperaturfasen) som eksisterer over transformasjonstemperaturen, viser materialet høy styrke og deformeres dårlig under belastning. Legeringen oppfører seg som rustfritt stål, slik at den er i stand til å tåle høyere aktiveringstrykk. Ved å utnytte denne egenskapen til Ni-Ti-legeringer, er SMA-trådene skråstilt for å danne en aktuator. Passende analytiske modeller er utviklet for å forstå den grunnleggende mekanikken i den termiske oppførselen til SMA under påvirkning av forskjellige parametere og forskjellige geometrier. God samsvar ble oppnådd mellom de eksperimentelle og analytiske resultatene.
En eksperimentell studie ble utført på prototypen vist i figur 9a for å evaluere ytelsen til en bimodal drivenhet basert på SMA. To av disse egenskapene, kraften generert av drivenheten (muskelkraft) og temperaturen på SMA-ledningen (SMA-temperatur), ble målt eksperimentelt. Etter hvert som spenningsforskjellen øker langs hele lengden av ledningen i drivenheten, øker temperaturen på ledningen på grunn av Joule-oppvarmingseffekten. Inngangsspenningen ble påført i to 10-s sykluser (vist som røde prikker i figur 2a, b) med en 15-s kjøleperiode mellom hver syklus. Blokkeringskraften ble målt ved hjelp av en piezoelektrisk strekkmåler, og temperaturfordelingen til SMA-ledningen ble overvåket i sanntid ved hjelp av et vitenskapelig LWIR-kamera med høy oppløsning (se egenskapene til utstyret som brukes i tabell 2). viser at temperaturen på ledningen øker monotont i løpet av høyspenningsfasen, men når det ikke flyter strøm, fortsetter temperaturen på ledningen å falle. I det nåværende eksperimentelle oppsettet falt temperaturen på SMA-ledningen i løpet av avkjølingsfasen, men den var fortsatt over omgivelsestemperaturen. Figur 2e viser et øyeblikksbilde av temperaturen på SMA-ledningen tatt fra LWIR-kameraet. Figur 2a viser derimot blokkeringskraften generert av drivsystemet. Når muskelkraften overstiger fjærens gjenopprettingskraft, begynner den bevegelige armen, som vist i figur 9a, å bevege seg. Så snart aktiveringen begynner, kommer den bevegelige armen i kontakt med sensoren, og skaper en kroppskraft, som vist i figur 2c, d. Når maksimumstemperaturen er nær \(84\,^{\circ}\hbox {C}\), er den maksimale observerte kraften 105 N.
Grafen viser de eksperimentelle resultatene av temperaturen til SMA-ledningen og kraften generert av den SMA-baserte bimodale aktuatoren i løpet av to sykluser. Inngangsspenningen påføres i to 10-sekunders sykluser (vist som røde prikker) med en nedkjølingsperiode på 15 sekunder mellom hver syklus. SMA-ledningen som ble brukt til eksperimentene var en Flexinol-ledning med en diameter på 0,51 mm fra Dynalloy, Inc. (a) Grafen viser den eksperimentelle kraften oppnådd over to sykluser, (c, d) viser to uavhengige eksempler på virkningen av bevegelige armaktuatorer på en PACEline CFT/5kN piezoelektrisk krafttransduser, (b) grafen viser maksimumstemperaturen til hele SMA-ledningen i løpet av to sykluser, (e) viser et temperaturøyeblikksbilde tatt fra SMA-ledningen ved hjelp av FLIR ResearchIR-programvarens LWIR-kamera. De geometriske parametrene som ble tatt i betraktning i eksperimentene er gitt i tabell én.
Simuleringsresultatene fra den matematiske modellen og de eksperimentelle resultatene sammenlignes under en inngangsspenning på 7 V, som vist i figur 5. I henhold til resultatene fra parametrisk analyse og for å unngå muligheten for overoppheting av SMA-ledningen, ble en effekt på 11,2 W tilført aktuatoren. En programmerbar likestrømsforsyning ble brukt til å forsyne 7 V som inngangsspenning, og en strøm på 1,6 A ble målt over ledningen. Kraften generert av drivenheten og temperaturen til SDR øker når strøm påføres. Med en inngangsspenning på 7 V er den maksimale utgangskraften oppnådd fra simuleringsresultatene og de eksperimentelle resultatene fra den første syklusen henholdsvis 78 N og 96 N. I den andre syklusen var den maksimale utgangskraften fra simulerings- og eksperimentelle resultater henholdsvis 150 N og 105 N. Avviket mellom okklusjonskraftmålinger og eksperimentelle data kan skyldes metoden som ble brukt til å måle okklusjonskraften. De eksperimentelle resultatene vist i figur ... 5a tilsvarer målingen av låsekraften, som igjen ble målt da drivakselen var i kontakt med den piezoelektriske krafttransduseren PACEline CFT/5kN, som vist i figur 2s. Når drivakselen derfor ikke er i kontakt med kraftsensoren i begynnelsen av kjølesonen, blir kraften umiddelbart null, som vist i figur 2d. I tillegg er andre parametere som påvirker kraftdannelsen i påfølgende sykluser verdiene for kjøletiden og koeffisienten for konvektiv varmeoverføring i den forrige syklusen. Fra figur 2b kan man se at etter en 15 sekunders kjøleperiode nådde ikke SMA-ledningen romtemperatur og hadde derfor en høyere starttemperatur (\(40\,^{\circ }\hbox {C}\)) i den andre drivsyklusen sammenlignet med den første syklusen (\(25\, ^{\circ}\hbox {C}\)). Sammenlignet med den første syklusen når dermed temperaturen på SMA-tråden den innledende austenitttemperaturen (\(A_s\)) tidligere i løpet av den andre oppvarmingssyklusen og forblir i overgangsperioden lenger, noe som resulterer i spenning og kraft. På den annen side har temperaturfordelinger under oppvarmings- og kjølesykluser oppnådd fra eksperimenter og simuleringer en høy kvalitativ likhet med eksempler fra termografisk analyse. Sammenlignende analyse av SMA-trådens termiske data fra eksperimenter og simuleringer viste konsistens under oppvarmings- og kjølesykluser og innenfor akseptable toleranser for eksperimentelle data. Maksimumstemperaturen på SMA-tråden, oppnådd fra resultatene av simulering og eksperimenter fra den første syklusen, er henholdsvis \(89\,^{\circ }\hbox {{}\) og \(75\,^{\circ }\hbox {{}\), og i den andre syklusen er maksimumstemperaturen på SMA-tråden \(94\,^{\circ }\hbox {{}\) og \(83\,^{\circ }\hbox {{}\). Den fundamentalt utviklede modellen bekrefter effekten av formminneeffekten. Rollen til utmatting og overoppheting ble ikke vurdert i denne gjennomgangen. I fremtiden vil modellen bli forbedret for å inkludere spenningshistorikken til SMA-ledningen, noe som gjør den mer egnet for tekniske applikasjoner. Plottene for drivutgangskraft og SMA-temperatur hentet fra Simulink-blokken er innenfor de tillatte toleransene for de eksperimentelle dataene under en inngangsspenningspuls på 7 V. Dette bekrefter riktigheten og påliteligheten til den utviklede matematiske modellen.
Den matematiske modellen ble utviklet i MathWorks Simulink R2020b-miljøet ved hjelp av de grunnleggende ligningene beskrevet i metodedelen. Figur 3b viser et blokkdiagram av Simulink-matematikkmodellen. Modellen ble simulert for en 7V inngangsspenningspuls som vist i figur 2a, b. Verdiene til parameterne som ble brukt i simuleringen er listet opp i tabell 1. Resultatene av simuleringen av transiente prosesser er presentert i figur 1 og 1. Figur 3a og 4. Figur 4a, b viser den induserte spenningen i SMA-ledningen og kraften generert av aktuatoren som en funksjon av tid. Under revers transformasjon (oppvarming), når SMA-trådtemperaturen, \(T < A_s^{\prime}\) (starttemperatur for spenningsmodifisert austenittfase), vil endringshastigheten for martensittvolumfraksjonen (\(\dot{\xi }\)) være null. Under revers transformasjon (oppvarming), når SMA-trådtemperaturen, \(T < A_s^{\prime}\) (starttemperatur for spenningsmodifisert austenittfase), vil endringsraten for martensittvolumfraksjonen (\(\dot{\xi }\)) være null. Во время обратного превращения (нагрева), когда температура проволоки SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (темпуратура начай модифицированная напряжением), скорость изменения объемной доли мартенсита (\(\dot{\ xi }\)) будет равно нулю. Under den reverserte transformasjonen (oppvarming), når temperaturen på SMA-ledningen, \(T < A_s^{\prime}\) (spenningsmodifisert austenitts starttemperatur), vil endringshastigheten til martensittens volumfraksjon (\(\dot{\xi }\)) være null.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}\(xi)\(xi)将为零.在 反向 转变 （加热） 中 ， 当 当 当 线 温度 \ (t При обратном превращении (нагреве) при температуре проволоки СПФ \(T < A_s^{\prime}\) (температура зарождениз поправкой на напряжение) скорость изменения объемной доли мартенсита (\( \dot{\ xi }\)) будет равно нулю. Under den reverserte transformasjonen (oppvarmingen) ved temperaturen til SMA-tråden \(T < A_s^{\prime}\) (temperaturen for kimdannelsen av austenittfasen, korrigert for spenning), vil endringsraten i volumfraksjonen av martensitt (\( \dot{\xi }\)) være lik null.Derfor vil spenningsendringsraten (\(\dot{\sigma}\)) avhenge av tøyningsraten (\(\dot{\epsilon}\)) og temperaturgradienten (\(\dot{T} \)) kun ved bruk av ligning (1). Men når SMA-ledningen øker i temperatur og krysser (\(A_s^{\prime}\)), begynner austenittfasen å dannes, og (\(\dot{\xi}\)) tas som den gitte verdien av ligning (3). Derfor styres spenningsendringsraten (\(\dot{\sigma}\)) i fellesskap av \(\dot{\epsilon}, \dot{T}\) og \(\dot{\xi}\) være lik gitt i formel (1). Dette forklarer gradientendringene observert i de tidsvarierende spennings- og kraftkartene under oppvarmingssyklusen, som vist i figur 4a, b.
(a) Simuleringsresultat som viser temperaturfordeling og spenningsindusert koblingstemperatur i en SMA-basert divalerataktuator. Når trådtemperaturen krysser austenittovergangstemperaturen i oppvarmingstrinnet, begynner den modifiserte austenittovergangstemperaturen å øke, og på samme måte, når trådstangtemperaturen krysser martensittovergangstemperaturen i kjøletrinnet, synker martensittovergangstemperaturen. SMA for analytisk modellering av aktiveringsprosessen. (For en detaljert oversikt over hvert delsystem i en Simulink-modell, se tilleggsdelen av tilleggsfilen.)
Resultatene av analysen for ulike parameterfordelinger vises for to sykluser av 7V inngangsspenning (10 sekunders oppvarmingssykluser og 15 sekunders nedkjølingssykluser). Mens (ac) og (e) viser fordelingen over tid, illustrerer (d) og (f) derimot fordelingen med temperatur. For de respektive inngangsbetingelsene er den maksimale observerte spenningen 106 MPa (mindre enn 345 MPa, trådens flytegrense), kraften er 150 N, den maksimale forskyvningen er 270 µm, og den minimale martensittvolumfraksjonen er 0,91. På den annen side er endringen i spenning og endringen i volumfraksjonen av martensitt med temperatur lik hystereseegenskapene.
Den samme forklaringen gjelder for den direkte transformasjonen (avkjølingen) fra austenittfasen til martensittfasen, hvor SMA-trådtemperaturen (T) og slutttemperaturen til den spenningsmodifiserte martensittfasen (\(M_f^{\prime}\ )) er utmerket. På figur 4d viser f endringen i den induserte spenningen (\(\sigma\)) og volumfraksjonen av martensitt (\(\xi\)) i SMA-tråden som en funksjon av temperaturendringen til SMA-tråden (T), for begge drivsyklusene. På figur 3a viser figur 3a endringen i temperaturen til SMA-tråden over tid, avhengig av inngangsspenningspulsen. Som det fremgår av figuren, fortsetter trådens temperatur å øke ved å tilveiebringe en varmekilde ved null spenning og påfølgende konvektiv avkjøling. Under oppvarming begynner omdannelsen av martensitt til austenittfasen når SMA-trådens temperatur (T) krysser den spenningskorrigerte austenittkimdannelsestemperaturen (\(A_s^{\prime}\)). I løpet av denne fasen komprimeres SMA-tråden, og aktuatoren genererer kraft. Når temperaturen på SMA-tråden (T) krysser kimdannelsestemperaturen til den spenningsmodifiserte martensittfasen (\(M_s^{\prime}\)), skjer det også en positiv overgang fra austenittfasen til martensittfasen. Drivkraften avtar.
De viktigste kvalitative aspektene ved den bimodale driften basert på SMA kan utledes fra simuleringsresultatene. Ved en spenningspulsinngang øker temperaturen på SMA-tråden på grunn av Joule-oppvarmingseffekten. Startverdien for martensittvolumfraksjonen (\(\xi\)) er satt til 1, siden materialet i utgangspunktet er i en fullstendig martensittisk fase. Etter hvert som tråden fortsetter å varmes opp, overstiger temperaturen på SMA-tråden den spenningskorrigerte austenittnukleeringstemperaturen \(A_s^{\prime}\), noe som resulterer i en reduksjon i martensittvolumfraksjonen, som vist i figur 4c. I tillegg viser figur 4e fordelingen av aktuatorens slag over tid, og figur 5 – drivkraft som en funksjon av tid. Et relatert ligningssystem inkluderer temperatur, martensittvolumfraksjon og spenning som utvikler seg i tråden, noe som resulterer i krymping av SMA-tråden og kraften som genereres av aktuatoren. Som vist i figur ... 4d,f, spenningsvariasjon med temperatur og martensittvolumfraksjonsvariasjon med temperatur tilsvarer hystereseegenskapene til SMA i det simulerte tilfellet ved 7 V.
Sammenligning av drivparametre ble oppnådd gjennom eksperimenter og analytiske beregninger. Ledningene ble utsatt for en pulserende inngangsspenning på 7 V i 10 sekunder, deretter avkjølt i 15 sekunder (avkjølingsfase) over to sykluser. Pinnatevinkelen er satt til \(40^{\circ}\) og den opprinnelige lengden på SMA-ledningen i hvert enkelt pinneben er satt til 83 mm. (a) Måling av drivkraften med en lastcelle (b) Overvåking av ledningstemperaturen med et termisk infrarødt kamera.
For å forstå påvirkningen av fysiske parametere på kraften som produseres av drivverket, ble det utført en analyse av følsomheten til den matematiske modellen for de valgte fysiske parameterne, og parameterne ble rangert etter deres påvirkning. Først ble utvalget av modellparametere gjort ved hjelp av eksperimentelle designprinsipper som fulgte en jevn fordeling (se tilleggsavsnitt om følsomhetsanalyse). I dette tilfellet inkluderer modellparametrene inngangsspenning (\(V_{in}\)), initial SMA-ledningslengde (\(l_0\)), trekantvinkel (\(\alpha\)), forspenningsfjærkonstant (\(K_x\)), konvektiv varmeoverføringskoeffisient (\(h_T\)) og antall unimodale grener (n). I neste trinn ble topp muskelstyrke valgt som et studiedesignkrav, og de parametriske effektene av hvert sett med variabler på styrke ble oppnådd. Tornado-plottene for følsomhetsanalysen ble avledet fra korrelasjonskoeffisientene for hver parameter, som vist i figur 6a.
(a) Korrelasjonskoeffisientverdiene for modellparametrene og deres effekt på den maksimale utgangskraften til 2500 unike grupper av modellparametrene ovenfor vises i tornadoplottet. Grafen viser rangkorrelasjonen til flere indikatorer. Det er tydelig at \(V_{in}\) er den eneste parameteren med en positiv korrelasjon, og \(l_0\) er parameteren med den høyeste negative korrelasjonen. Effekten av ulike parametere i ulike kombinasjoner på maksimal muskelstyrke er vist i (b, c). \(K_x\) varierer fra 400 til 800 N/m og n varierer fra 4 til 24. Spenningen (\(V_{in}\)) endret seg fra 4V til 10V, ledningslengden (\(l_{0}\)) endret seg fra 40 til 100 mm, og halevinkelen (\(\alpha \)) varierte fra \(20 – 60 \, ^ {\circ }\).
Figur 6a viser et tornadodiagram av forskjellige korrelasjonskoeffisienter for hver parameter med designkrav for toppkraft. Fra figur 6a kan man se at spenningsparameteren (\(V_{in}\)) er direkte relatert til den maksimale utgangskraften, og den konvektive varmeoverføringskoeffisienten (\(h_T\)), flammevinkelen (\(α\)), forskyvningsfjærkonstanten (\(K_x\)) er negativt korrelert med utgangskraften og den initiale lengden (\(l_0\)) til SMA-ledningen, og antallet unimodale grener (n) viser en sterk invers korrelasjon. Ved direkte korrelasjon indikerer en høyere verdi av spenningskorrelasjonskoeffisienten (\(V_{in}\)) at denne parameteren har størst effekt på effektuttaket. En annen lignende analyse måler toppkraften ved å evaluere effekten av forskjellige parametere i forskjellige kombinasjoner av de to beregningsrommene, som vist i figur 6b, c. \(V_{in}\) og \(l_0\), \(\alpha\) og \(l_0\) har lignende mønstre, og grafen viser at \(V_{in}\) og \(\alpha\) og \(\alpha\) har lignende mønstre. Mindre verdier av \(l_0\) resulterer i høyere toppkrefter. De to andre plottene er i samsvar med figur 6a, hvor n og \(K_x\) er negativt korrelert og \(V_{in}\) er positivt korrelert. Denne analysen bidrar til å definere og justere de påvirkende parametrene som utgangskraft, slaglengde og effektivitet til drivsystemet kan tilpasses kravene og applikasjonen.
Nåværende forskningsarbeid introduserer og undersøker hierarkiske drivenheter med N nivåer. I et to-nivå hierarki, som vist i figur 7a, hvor det i stedet for hver SMA-ledning i den første nivå aktuatoren oppnås et bimodalt arrangement, som vist i figur 9e. Figur 7c viser hvordan SMA-ledningen er viklet rundt en bevegelig arm (hjelpearm) som bare beveger seg i lengderetningen. Den primære bevegelige armen fortsetter imidlertid å bevege seg på samme måte som den bevegelige armen til den første trinns flertrinnsaktuatoren. Typisk opprettes en N-trinns drivenhet ved å erstatte \(N-1\) trinns SMA-ledningen med en første trinns drivenhet. Som et resultat imiterer hver gren den første trinns drivenheten, med unntak av grenen som holder selve ledningen. På denne måten kan det dannes nestede strukturer som skaper krefter som er flere ganger større enn kreftene til de primære drivenhetene. I denne studien ble det for hvert nivå tatt hensyn til en total effektiv SMA-ledningslengde på 1 m, som vist i tabellformat i figur 7d. Strømmen gjennom hver ledning i hver unimodale design og den resulterende forspenningen og spenningen i hvert SMA-ledningssegment er den samme på hvert nivå. I følge vår analytiske modell er utgangskraften positivt korrelert med nivået, mens forskyvningen er negativt korrelert. Samtidig var det en avveining mellom forskyvning og muskelstyrke. Som vist i figur 7b, mens den maksimale kraften oppnås i det største antallet lag, observeres den største forskyvningen i det laveste laget. Når hierarkinivået ble satt til \(N=5\), ble det funnet en maksimal muskelkraft på 2,58 kN med 2 observerte slag \(\upmu\)m. På den annen side genererer førstetrinnsdriften en kraft på 150 N ved et slag på 277 \(\upmu\)m. Flernivåaktuatorer er i stand til å etterligne ekte biologiske muskler, der kunstige muskler basert på formminnelegeringer er i stand til å generere betydelig høyere krefter med presise og finere bevegelser. Begrensningene med denne miniatyriserte designen er at etter hvert som hierarkiet øker, reduseres bevegelsen kraftig og kompleksiteten i produksjonsprosessen for drivenheten øker.
(a) Et to-trinns (\(N=2\)) lagdelt lineært aktuatorsystem i formminnelegering vises i en bimodal konfigurasjon. Den foreslåtte modellen oppnås ved å erstatte SMA-ledningen i den første trinns lagdelte aktuatoren med en annen en-trinns lagdelt aktuator. (c) Deformert konfigurasjon av den andre trinns flerlagsaktuatoren. (b) Fordelingen av krefter og forskyvninger avhengig av antall nivåer beskrives. Det har blitt funnet at toppkraften til aktuatoren er positivt korrelert med skalanivået på grafen, mens slaglengden er negativt korrelert med skalanivået. Strømmen og forspenningen i hver ledning forblir konstant på alle nivåer. (d) Tabellen viser antall uttak og lengden på SMA-ledningen (fiber) på hvert nivå. Ledningenes egenskaper er angitt med indeks 1, og antall sekundære grener (én koblet til primærbenet) er angitt med det største tallet i indeksen. For eksempel, på nivå 5, refererer \(n_1\) til antall SMA-ledninger som er tilstede i hver bimodale struktur, og \(n_5\) refererer til antall hjelpeben (ett koblet til hovedbenet).
Ulike metoder har blitt foreslått av mange forskere for å modellere oppførselen til SMA-er med formminne, som avhenger av de termomekaniske egenskapene som følger med de makroskopiske endringene i krystallstrukturen assosiert med faseovergangen. Formuleringen av konstitutive metoder er iboende kompleks. Den mest brukte fenomenologiske modellen er foreslått av Tanaka28 og er mye brukt i ingeniørapplikasjoner. Den fenomenologiske modellen foreslått av Tanaka [28] antar at volumfraksjonen av martensitt er en eksponensiell funksjon av temperatur og spenning. Senere foreslo Liang og Rogers29 og Brinson30 en modell der faseovergangsdynamikken ble antatt å være en cosinusfunksjon av spenning og temperatur, med små modifikasjoner av modellen. Becker og Brinson foreslo en fasediagrambasert kinetisk modell for å modellere oppførselen til SMA-materialer under vilkårlige belastningsforhold så vel som delvise overganger. Banerjee32 bruker Bekker og Brinson31 fasediagramdynamikkmetoden for å simulere en manipulator med én frihetsgrad utviklet av Elahinia og Ahmadian33. Kinetiske metoder basert på fasediagrammer, som tar hensyn til den ikke-monotone endringen i spenning med temperatur, er vanskelige å implementere i tekniske applikasjoner. Elakhinia og Ahmadian trekker oppmerksomhet til disse manglene ved eksisterende fenomenologiske modeller og foreslår en utvidet fenomenologisk modell for å analysere og definere formminneatferd under komplekse belastningsforhold.
Den strukturelle modellen for SMA-tråd gir spenning (\(\sigma\)), tøyning (\(\epsilon\)), temperatur (T) og martensittvolumfraksjon (\(\xi\)) for SMA-tråd. Den fenomenologiske konstitutive modellen ble først foreslått av Tanaka28 og senere tatt i bruk av Liang29 og Brinson30. Den deriverte av ligningen har formen:
hvor E er den faseavhengige SMA Youngs modulus oppnådd ved å bruke \(\displaystyle E=\xi E_M + (1-\xi )E_A\) og \(E_A\) og \(E_M\) som representerer Youngs modulus er henholdsvis austenittiske og martensittiske faser, og den termiske utvidelseskoeffisienten er representert ved \(\theta_T\). Faseovergangsbidragsfaktoren er \(\omega = -E \epsilon_L\) og \(\epsilon_L\) er den maksimale gjenvinnbare tøyningen i SMA-tråden.
Fasedynamikkligningen sammenfaller med cosinusfunksjonen utviklet av Liang29 og senere tatt i bruk av Brinson30 i stedet for den eksponensielle funksjonen foreslått av Tanaka28. Faseovergangsmodellen er en utvidelse av modellen foreslått av Elakhinia og Ahmadian34 og modifisert basert på faseovergangsbetingelsene gitt av Liang29 og Brinson30. Betingelsene som brukes for denne faseovergangsmodellen er gyldige under komplekse termomekaniske belastninger. I hvert øyeblikk beregnes verdien av volumfraksjonen av martensitt når den konstitutive ligningen modelleres.
Den styrende retransformasjonsligningen, uttrykt ved transformasjonen av martensitt til austenitt under oppvarmingsforhold, er som følger:
hvor \(\xi\) er volumfraksjonen av martensitt, \(\xi_M\) er volumfraksjonen av martensitt oppnådd før oppvarming, \(\displaystyle a_A = \pi /(A_f – A_s)\), \ ( \displaystyle b_A = -a_A/C_A\) og \(C_A\) – kurvetilnærmingsparametre, T – SMA-trådtemperatur, \(A_s\) og \(A_f\) – henholdsvis begynnelsen og slutten av austenittfasen, temperatur.
Den direkte transformasjonskontrollligningen, representert ved fasetransformasjonen av austenitt til martensitt under kjøleforhold, er:
hvor \(\xi_A\) er volumfraksjonen av martensitt oppnådd før avkjøling, \(\displaystyle a_M = \pi /(M_s – M_f)\), \(\displaystyle b_M = -a_M/C_M\) og \(C_M \) – kurvetilpasningsparametere, T – SMA-trådtemperatur, \(M_s\) og \(M_f\) – henholdsvis start- og slutttemperatur for martensitt.
Etter at ligningene (3) og (4) er derivert, forenkles de inverse og direkte transformasjonsligningene til følgende form:
Under forover- og bakovertransformasjon antar \(\eta _{\sigma}\) og \(\eta _{T}\) forskjellige verdier. De grunnleggende ligningene knyttet til \(\eta _{\sigma}\) og \(\eta _{T}\) er utledet og diskutert i detalj i en ekstra seksjon.
Den termiske energien som kreves for å heve temperaturen på SMA-ledningen kommer fra Joule-varmeeffekten. Den termiske energien som absorberes eller frigjøres av SMA-ledningen er representert ved latent transformasjonsvarme. Varmetapet i SMA-ledningen skyldes tvungen konveksjon, og gitt den ubetydelige effekten av stråling, er varmeenergibalanseligningen som følger:
Hvor \(m_{wire}\) er den totale massen til SMA-ledningen, \(c_{p}\) er den spesifikke varmekapasiteten til SMA-ledningen, \(V_{in}\) er spenningen som påføres ledningen, \(R_{ohm}\) – faseavhengig motstand SMA, definert som; \(R_{ohm} = (l/A_{cross})[\xi r_M + (1-\xi )r_A]\) hvor \(r_M\) og \(r_A\) er SMA-faseresistiviteten i henholdsvis martensitt og austenitt, \(A_{c}\) er overflatearealet til SMA-ledningen, \(\Delta H \) er en formminnelegering. Den latente overgangsvarmen til ledningen, T og \(T_{\infty}\) er henholdsvis temperaturene til SMA-ledningen og omgivelsene.
Når en tråd av en formminnelegering aktiveres, komprimeres tråden, noe som skaper en kraft i hver gren av den bimodale designen som kalles fiberkraft. Kreftene til fibrene i hver tråd av SMA-tråden skaper sammen muskelkraften som aktiveres, som vist i figur 9e. På grunn av tilstedeværelsen av en forspenningsfjær er den totale muskelkraften til den N-te flerlagsaktuatoren:
Ved å sette inn \(N = 1\) i ligning (7), kan muskelstyrken til den første bimodale drivprototypen oppnås som følger:
hvor n er antall unimodale bein, \(F_m\) er muskelkraften generert av drivenheten, \(F_f\) er fiberstyrken i SMA-ledningen, \(K_x\) er forspenningsfjærens stivhet, \(\α\) er vinkelen til trekanten, \(x_0\) er den innledende forskyvningen til forspenningsfjæren for å holde SMA-kabelen i den forspente posisjonen, og \(\Deltax\) er aktuatorens vandring.
Den totale forskyvningen eller bevegelsen til drivenheten (\(\Delta x\)) avhengig av spenningen (\(\sigma\)) og belastningen (\(\epsilon\)) på SMA-ledningen til det N-te trinnet, drivenheten er satt til (se fig. tilleggsdel av utgangen):
De kinematiske ligningene gir forholdet mellom drivdeformasjon (\(\epsilon\)) og forskyvning eller forskyvning (\(\Deltax\)). Deformasjonen av Arb-tråden som en funksjon av den innledende Arb-trådlengden (\(l_0\)) og trådlengden (l) til enhver tid t i en unimodal gren er som følger:
hvor \(l = \sqrt{l_0^2 + (Δx_1)^2 – 2 l_0 (Δx_1) \cos \alpha_1}\) oppnås ved å bruke cosinusformelen i \(Δ\)ABB', som vist i figur 8. For første trinnsdriften (\(N = 1\)), \(Δx_1\) er \(Δx\), og \(α_1\) er \(α \) som vist i Som vist i figur 8, ved å differensiere tiden fra ligning (11) og erstatte verdien av l, kan tøyningshastigheten skrives som:
hvor \(l_0\) er den opprinnelige lengden på SMA-ledningen, l er lengden på ledningen til enhver tid t i én unimodal gren, \(\epsilon\) er deformasjonen som utvikles i SMA-ledningen, og \(\alpha\) er vinkelen til trekanten, \(Δx\) er drivforskyvningen (som vist i figur 8).
Alle n enkelttoppstrukturer (\(n=6\) i denne figuren) er seriekoblet med \(V_{in}\) som inngangsspenning. Trinn I: Skjematisk diagram av SMA-ledningen i en bimodal konfigurasjon under nullspenningsforhold. Trinn II: En kontrollert struktur vises der SMA-ledningen komprimeres på grunn av invers konvertering, som vist av den røde linjen.
Som et bevis på konseptet ble en SMA-basert bimodal drivenhet utviklet for å teste den simulerte utledningen av de underliggende ligningene med eksperimentelle resultater. CAD-modellen av den bimodale lineære aktuatoren er vist i figur 9a. På den annen side viser figur 9c et nytt design foreslått for en rotasjonsprismatisk forbindelse ved bruk av en toplans SMA-basert aktuator med en bimodal struktur. Drivkomponentene ble produsert ved hjelp av additiv produksjon på en Ultimaker 3 Extended 3D-printer. Materialet som brukes til 3D-printing av komponenter er polykarbonat, som er egnet for varmebestandige materialer da det er sterkt, slitesterkt og har en høy glassovergangstemperatur (110–113 °C). I tillegg ble Dynalloy, Inc. Flexinol formminnelegeringstråd brukt i eksperimentene, og materialegenskapene som tilsvarer Flexinol-tråden ble brukt i simuleringene. Flere SMA-tråder er arrangert som fibre tilstede i et bimodalt arrangement av muskler for å oppnå de høye kreftene som produseres av flerlagsaktuatorer, som vist i figur 9b, d.
Som vist i figur 9a kalles den spisse vinkelen som dannes av den bevegelige SMA-ledningens arm vinkelen (\(\alpha\)). Med terminalklemmer festet til venstre og høyre klemmer, holdes SMA-ledningen i ønsket bimodal vinkel. Forspenningsfjæranordningen som holdes på fjærkontakten er utformet for å justere de forskjellige forspenningsfjærforlengelsesgruppene i henhold til antall (n) SMA-fibre. I tillegg er plasseringen av de bevegelige delene utformet slik at SMA-ledningen er eksponert for det ytre miljøet for tvungen konveksjonskjøling. Topp- og bunnplatene på den avtakbare enheten bidrar til å holde SMA-ledningen kjølig med ekstruderte utskjæringer som er utformet for å redusere vekten. I tillegg er begge ender av CMA-ledningen festet til henholdsvis venstre og høyre terminal ved hjelp av en krympe. Et stempel er festet til den ene enden av den bevegelige enheten for å opprettholde klaring mellom topp- og bunnplatene. Stempelet brukes også til å påføre en blokkeringskraft på sensoren via en kontakt for å måle blokkeringskraften når SMA-ledningen aktiveres.
Den bimodale muskelstrukturen SMA er elektrisk koblet i serie og drevet av en inngangspulsspenning. Under spenningspulssyklusen, når spenning påføres og SMA-tråden varmes opp til austenittens starttemperatur, forkortes trådens lengde i hver streng. Denne tilbaketrekkingen aktiverer den bevegelige armdelen. Når spenningen ble nullstilt i samme syklus, ble den oppvarmede SMA-tråden avkjølt til under temperaturen på martensittoverflaten, og returnerte dermed til sin opprinnelige posisjon. Under nullspenningsforhold strekkes SMA-tråden først passivt av en forspenningsfjær for å nå den avtvinnede martensittiske tilstanden. Skruen, som SMA-tråden passerer gjennom, beveger seg på grunn av kompresjonen som oppstår ved å påføre en spenningspuls på SMA-tråden (SPA når austenittfasen), noe som fører til aktivering av den bevegelige spaken. Når SMA-tråden trekkes tilbake, skaper forspenningsfjæren en motkraft ved å strekke fjæren ytterligere. Når spenningen i impulsspenningen blir null, forlenges SMA-tråden og endrer form på grunn av tvungen konveksjonskjøling, og når en dobbel martensittisk fase.
Det foreslåtte SMA-baserte lineære aktuatorsystemet har en bimodal konfigurasjon der SMA-ledningene er vinklet. (a) viser en CAD-modell av prototypen, som nevner noen av komponentene og deres betydning for prototypen, (b, d) representerer den utviklede eksperimentelle prototypen35. Mens (b) viser en toppvisning av prototypen med elektriske tilkoblinger og forspenningsfjærer og strekkmålere brukt, viser (d) en perspektivvisning av oppsettet. (e) Diagram av et lineært aktueringssystem med SMA-ledninger plassert bimodalt til enhver tid t, som viser retningen og forløpet til fiberen og muskelstyrken. (c) En 2-DOF rotasjonsprismatisk forbindelse er foreslått for å distribuere en to-plans SMA-basert aktuator. Som vist overfører lenken lineær bevegelse fra bunndrevet til topparmen, og skaper en rotasjonsforbindelse. På den annen side er bevegelsen til prismeparet den samme som bevegelsen til flerlags førstetrinnsdrevet.
En eksperimentell studie ble utført på prototypen vist i figur 9b for å evaluere ytelsen til en bimodal drivenhet basert på SMA. Som vist i figur 10a besto det eksperimentelle oppsettet av en programmerbar likestrømsforsyning for å forsyne inngangsspenning til SMA-ledningene. Som vist i figur 10b ble en piezoelektrisk strekkmåler (PACEline CFT/5kN) brukt til å måle blokkeringskraften ved hjelp av en Graphtec GL-2000 datalogger. Dataene registreres av verten for videre studier. Strekkmålere og ladningsforsterkere krever en konstant strømforsyning for å produsere et spenningssignal. De tilsvarende signalene konverteres til utgangseffekter i henhold til følsomheten til den piezoelektriske kraftsensoren og andre parametere som beskrevet i tabell 2. Når en spenningspuls påføres, øker temperaturen på SMA-ledningen, noe som fører til at SMA-ledningen komprimeres, noe som fører til at aktuatoren genererer kraft. De eksperimentelle resultatene av utgangen av muskelstyrke ved en inngangsspenningspuls på 7 V er vist i figur 2a.
(a) Et SMA-basert lineært aktuatorsystem ble satt opp i eksperimentet for å måle kraften som genereres av aktuatoren. Lastcellen måler blokkeringskraften og drives av en 24 V DC strømforsyning. Et spenningsfall på 7 V ble påført langs hele kabelens lengde ved hjelp av en programmerbar GW Instek DC strømforsyning. SMA-ledningen krymper på grunn av varme, og den bevegelige armen kommer i kontakt med lastcellen og utøver en blokkeringskraft. Lastcellen er koblet til GL-2000 dataloggeren, og dataene lagres på verten for videre behandling. (b) Diagram som viser kjeden av komponenter i det eksperimentelle oppsettet for måling av muskelstyrke.
Formminnelegeringer eksiteres av termisk energi, så temperatur blir en viktig parameter for å studere formminnefenomenet. Eksperimentelt, som vist i figur 11a, ble termisk avbildning og temperaturmålinger utført på en prototype SMA-basert divalerataktuator. En programmerbar likestrømskilde påførte inngangsspenning på SMA-ledningene i det eksperimentelle oppsettet, som vist i figur 11b. Temperaturendringen til SMA-ledningen ble målt i sanntid ved hjelp av et høyoppløselig LWIR-kamera (FLIR A655sc). Verten bruker ResearchIR-programvaren til å registrere data for videre etterbehandling. Når en spenningspuls påføres, øker temperaturen på SMA-ledningen, noe som får SMA-ledningen til å krympe. Figur 2b viser de eksperimentelle resultatene av SMA-ledningens temperatur versus tid for en 7V inngangsspenningspuls.