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Los actuadores se utilizan en todas partes y generan movimiento controlado aplicando la fuerza de excitación o el par correctos para realizar diversas operaciones en la fabricación y la automatización industrial. La necesidad de accionamientos más rápidos, pequeños y eficientes impulsa la innovación en el diseño de accionamientos. Los accionamientos de aleación con memoria de forma (SMA) ofrecen diversas ventajas sobre los accionamientos convencionales, incluyendo una alta relación potencia-peso. En esta tesis doctoral, se desarrolló un actuador de dos plumas basado en SMA que combina las ventajas de los músculos plumosos de los sistemas biológicos con las propiedades únicas de los SMA. Este estudio explora y amplía los actuadores SMA anteriores mediante el desarrollo de un modelo matemático del nuevo actuador basado en la disposición bimodal de cables SMA y su prueba experimental. En comparación con los accionamientos conocidos basados en SMA, la fuerza de accionamiento del nuevo accionamiento es al menos 5 veces mayor (hasta 150 N). La pérdida de peso correspondiente es de aproximadamente el 67 %. Los resultados del análisis de sensibilidad de los modelos matemáticos son útiles para ajustar los parámetros de diseño y comprender los parámetros clave. Este estudio presenta además un accionamiento multinivel de enésima etapa que puede utilizarse para mejorar aún más la dinámica. Los actuadores musculares de dipvalerato basados en SMA tienen una amplia gama de aplicaciones, desde la automatización de edificios hasta sistemas de administración de medicamentos de precisión.
Los sistemas biológicos, como las estructuras musculares de los mamíferos, pueden activar numerosos actuadores sutiles1. Los mamíferos poseen diferentes estructuras musculares, cada una con una función específica. Sin embargo, gran parte de la estructura del tejido muscular de los mamíferos se puede dividir en dos amplias categorías: paralela y pennada. En los isquiotibiales y otros flexores, como su nombre indica, la musculatura paralela presenta fibras musculares paralelas al tendón central. La cadena de fibras musculares está alineada y conectada funcionalmente por el tejido conectivo que las rodea. Aunque se dice que estos músculos presentan una gran excursión (acortamiento porcentual), su fuerza muscular general es muy limitada. Por el contrario, en el músculo tríceps de la pantorrilla2 (gastrocnemio lateral [GL]3, gastrocnemio medial [GM]4 y sóleo [SOL]) y el extensor femoral (cuádriceps)5,6, se encuentra tejido muscular pennado en cada músculo7. En una estructura pinnada, las fibras musculares de la musculatura bipennada se encuentran a ambos lados del tendón central en ángulos oblicuos (ángulos pinnados). El término "pennado" proviene del latín "penna", que significa "pluma", y, como se muestra en la figura 1, tiene una apariencia similar a la de una pluma. Las fibras de los músculos pinnados son más cortas y están anguladas respecto al eje longitudinal del músculo. Debido a la estructura pinnada, la movilidad general de estos músculos se reduce, lo que provoca los componentes transversal y longitudinal del proceso de acortamiento. Por otro lado, la activación de estos músculos aumenta la fuerza muscular general debido a la forma en que se mide el área transversal fisiológica. Por lo tanto, para un área transversal dada, los músculos pinnados serán más fuertes y generarán fuerzas mayores que los músculos con fibras paralelas. Las fuerzas generadas por fibras individuales generan fuerzas musculares a nivel macroscópico en ese tejido muscular. Además, posee propiedades únicas como la contracción rápida, la protección contra el daño por tracción y la amortiguación. Transforma la relación entre la entrada de fibras y la salida de potencia muscular explotando las características únicas y la complejidad geométrica de la disposición de las fibras asociadas con las líneas de acción musculares.
Se muestran diagramas esquemáticos de diseños de actuadores basados en SMA en relación con una arquitectura muscular bimodal. Por ejemplo, (a) representa la interacción de la fuerza táctil en la que un dispositivo con forma de mano, accionado por cables SMA, está montado en un robot móvil autónomo de dos ruedas9,10. , (b) Prótesis orbital robótica con prótesis orbital con resorte SMA colocada antagónicamente. La posición del ojo protésico se controla mediante una señal del músculo ocular11. (c) Los actuadores SMA son ideales para aplicaciones subacuáticas gracias a su alta respuesta de frecuencia y bajo ancho de banda. En esta configuración, los actuadores SMA se utilizan para crear un movimiento ondulatorio simulando el movimiento de los peces, (d) los actuadores SMA se utilizan para crear un robot de inspección de microtubos que puede utilizar el principio de movimiento de gusano de pulgada, controlado por el movimiento de cables SMA dentro del canal 10, (e) muestra la dirección de las fibras musculares de contracción y la generación de fuerza contráctil en el tejido gastrocnemio, (f) muestra cables SMA dispuestos en forma de fibras musculares en la estructura del músculo pinnado.
Los actuadores se han convertido en una parte importante de los sistemas mecánicos debido a su amplia gama de aplicaciones. Por lo tanto, la necesidad de accionamientos más pequeños, rápidos y eficientes se vuelve crucial. A pesar de sus ventajas, los accionamientos tradicionales han demostrado ser costosos y requieren mucho tiempo de mantenimiento. Los actuadores hidráulicos y neumáticos son complejos y costosos, y están sujetos a desgaste, problemas de lubricación y fallos de componentes. En respuesta a la demanda, la atención se centra en el desarrollo de actuadores rentables, de tamaño optimizado y avanzados, basados en materiales inteligentes. La investigación en curso se centra en los actuadores en capas de aleación con memoria de forma (SMA) para satisfacer esta necesidad. Los actuadores jerárquicos son únicos porque combinan numerosos actuadores discretos en subsistemas de macroescala geométricamente complejos para proporcionar una funcionalidad mejorada y ampliada. En este sentido, el tejido muscular humano descrito anteriormente proporciona un excelente ejemplo multicapa de dicha actuación multicapa. El presente estudio describe un accionamiento SMA multinivel con varios elementos de accionamiento individuales (cables SMA) alineados con las orientaciones de las fibras presentes en los músculos bimodales, lo que mejora el rendimiento general del accionamiento.
El propósito principal de un actuador es generar potencia mecánica, como fuerza y desplazamiento, mediante la conversión de energía eléctrica. Las aleaciones con memoria de forma son un tipo de materiales "inteligentes" que pueden recuperar su forma a altas temperaturas. Bajo cargas elevadas, un aumento de temperatura en el cable SMA permite la recuperación de la forma, lo que resulta en una mayor densidad de energía de actuación en comparación con diversos materiales inteligentes unidos directamente. Al mismo tiempo, bajo cargas mecánicas, los SMA se vuelven frágiles. Bajo ciertas condiciones, una carga cíclica puede absorber y liberar energía mecánica, presentando cambios de forma histéresis reversibles. Estas propiedades únicas hacen que el SMA sea ideal para sensores, amortiguación de vibraciones y, especialmente, actuadores12. Con esto en mente, se ha investigado mucho sobre los accionamientos basados en SMA. Cabe destacar que los actuadores basados en SMA están diseñados para proporcionar movimiento de traslación y rotación para diversas aplicaciones13,14,15. Si bien se han desarrollado algunos actuadores rotatorios, los investigadores están particularmente interesados en los actuadores lineales. Estos actuadores lineales se pueden dividir en tres tipos: unidimensionales, de desplazamiento y diferenciales16. Inicialmente, los accionamientos híbridos se crearon en combinación con SMA y otros accionamientos convencionales. Un ejemplo de actuador lineal híbrido basado en SMA es el uso de un cable SMA con un motor de CC para proporcionar una fuerza de salida de aproximadamente 100 N y un desplazamiento significativo17.
Uno de los primeros desarrollos en accionamientos basados completamente en SMA fue el accionamiento paralelo SMA. Utilizando múltiples cables SMA, el accionamiento paralelo basado en SMA está diseñado para aumentar la capacidad de potencia del accionamiento colocando todos los cables SMA18 en paralelo. La conexión en paralelo de los actuadores no solo requiere mayor potencia, sino que también limita la potencia de salida de un solo cable. Otra desventaja de los actuadores basados en SMA es su limitado recorrido. Para solucionar este problema, se creó una viga de cable SMA que contenía una viga flexible deflectada para aumentar el desplazamiento y lograr un movimiento lineal, pero no generó mayores fuerzas19. Se han desarrollado estructuras y tejidos blandos deformables para robots basados en aleaciones con memoria de forma, principalmente para la amplificación de impactos20,21,22. Para aplicaciones que requieren altas velocidades, se han descrito bombas accionadas compactas que utilizan SMA de película delgada para aplicaciones de microbombas23. La frecuencia de accionamiento de la membrana SMA de película delgada es un factor clave para controlar la velocidad del actuador. Por lo tanto, los motores lineales SMA tienen una mejor respuesta dinámica que los motores SMA de resorte o de varilla. La robótica blanda y la tecnología de agarre son otras dos aplicaciones que utilizan actuadores basados en SMA. Por ejemplo, para reemplazar el actuador estándar empleado en la abrazadera espacial de 25 N, se desarrolló un actuador paralelo 24 de aleación con memoria de forma. En otro caso, se fabricó un actuador blando SMA basado en un alambre con una matriz integrada capaz de producir una fuerza de tracción máxima de 30 N. Debido a sus propiedades mecánicas, los SMA también se utilizan para producir actuadores que imitan fenómenos biológicos. Uno de estos desarrollos incluye un robot de 12 células biomimético de un organismo similar a una lombriz de tierra, con SMA para generar un movimiento sinusoidal para disparar26,27.
Como se mencionó anteriormente, existe un límite a la fuerza máxima que se puede obtener con los actuadores basados en SMA existentes. Para abordar este problema, este estudio presenta una estructura muscular bimodal biomimética, impulsada por un alambre de aleación con memoria de forma. Proporciona un sistema de clasificación que incluye varios alambres de aleación con memoria de forma. Hasta la fecha, no se han reportado en la literatura actuadores basados en SMA con una arquitectura similar. Este sistema único y novedoso basado en SMA se desarrolló para estudiar el comportamiento del SMA durante la alineación muscular bimodal. En comparación con los actuadores basados en SMA existentes, el objetivo de este estudio fue crear un actuador biomimético de dipvalerato que genere fuerzas significativamente mayores en un volumen pequeño. En comparación con los actuadores convencionales accionados por motores paso a paso utilizados en sistemas de automatización y control de edificios HVAC, el diseño propuesto de accionamiento bimodal basado en SMA reduce el peso del mecanismo de accionamiento en un 67 %. En adelante, los términos "músculo" y "accionamiento" se utilizan indistintamente. Este estudio investiga la simulación multifísica de dicho accionamiento. El comportamiento mecánico de estos sistemas se ha estudiado mediante métodos experimentales y analíticos. Se investigaron más a fondo las distribuciones de fuerza y temperatura a un voltaje de entrada de 7 V. Posteriormente, se realizó un análisis paramétrico para comprender mejor la relación entre los parámetros clave y la fuerza de salida. Finalmente, se han visualizado actuadores jerárquicos y se han propuesto los efectos de nivel jerárquico como un área potencial futura para actuadores no magnéticos para aplicaciones protésicas. Según los resultados de los estudios mencionados, el uso de una arquitectura de una sola etapa produce fuerzas al menos cuatro a cinco veces mayores que las reportadas para actuadores basados en SMA. Además, se ha demostrado que la misma fuerza de accionamiento generada por un accionamiento multinivel es más de diez veces mayor que la de los accionamientos convencionales basados en SMA. El estudio luego informa los parámetros clave mediante un análisis de sensibilidad entre diferentes diseños y variables de entrada. La longitud inicial del cable SMA (\(l_0\)), el ángulo pinnado (\(\alpha\)) y el número de hebras individuales (n) en cada hebra individual tienen un fuerte efecto negativo en la magnitud de la fuerza de accionamiento. fuerza, mientras que el voltaje de entrada (energía) resultó estar correlacionado positivamente.
El alambre de SMA exhibe el efecto de memoria de forma (SME) observado en la familia de aleaciones de níquel-titanio (Ni-Ti). Típicamente, los SMA presentan dos fases dependientes de la temperatura: una fase de baja temperatura y una fase de alta temperatura. Ambas fases tienen propiedades únicas debido a la presencia de diferentes estructuras cristalinas. En la fase austenítica (fase de alta temperatura), existente por encima de la temperatura de transformación, el material exhibe alta resistencia y se deforma débilmente bajo carga. La aleación se comporta como el acero inoxidable, por lo que es capaz de soportar mayores presiones de actuación. Aprovechando esta propiedad de las aleaciones de Ni-Ti, los alambres de SMA se inclinan para formar un actuador. Se desarrollan modelos analíticos apropiados para comprender la mecánica fundamental del comportamiento térmico del SMA bajo la influencia de diversos parámetros y geometrías. Se obtuvo una buena concordancia entre los resultados experimentales y analíticos.
Se realizó un estudio experimental en el prototipo mostrado en la Fig. 9a para evaluar el rendimiento de un accionamiento bimodal basado en SMA. Dos de estas propiedades, la fuerza generada por el accionamiento (fuerza muscular) y la temperatura del cable SMA (temperatura SMA), se midieron experimentalmente. A medida que la diferencia de voltaje aumenta a lo largo del cable en el accionamiento, la temperatura del cable aumenta debido al efecto Joule. El voltaje de entrada se aplicó en dos ciclos de 10 s (mostrados como puntos rojos en las Fig. 2a y b) con un período de enfriamiento de 15 s entre cada ciclo. La fuerza de bloqueo se midió con una galga extensométrica piezoeléctrica, y la distribución de temperatura del cable SMA se monitorizó en tiempo real con una cámara LWIR de alta resolución de grado científico (véanse las características del equipo utilizado en la Tabla 2). muestra que durante la fase de alto voltaje, la temperatura del cable aumenta monótonamente, pero cuando no fluye corriente, la temperatura del cable continúa disminuyendo. En la configuración experimental actual, la temperatura del cable SMA descendió durante la fase de enfriamiento, pero aún se mantenía por encima de la temperatura ambiente. La figura 2e muestra una instantánea de la temperatura en el cable SMA tomada con la cámara LWIR. Por otro lado, la figura 2a muestra la fuerza de bloqueo generada por el sistema de accionamiento. Cuando la fuerza muscular supera la fuerza de recuperación del resorte, el brazo móvil, como se muestra en la figura 9a, comienza a moverse. En cuanto comienza la actuación, el brazo móvil entra en contacto con el sensor, creando una fuerza corporal, como se muestra en las figuras 2c, d. Cuando la temperatura máxima se acerca a ≥ 84 ≥ C, la fuerza máxima observada es de 10⁻¹ N.
El gráfico muestra los resultados experimentales de la temperatura del cable SMA y la fuerza generada por el actuador bimodal basado en SMA durante dos ciclos. El voltaje de entrada se aplica en dos ciclos de 10 segundos (mostrados como puntos rojos) con un período de enfriamiento de 15 segundos entre cada ciclo. El cable SMA utilizado para los experimentos fue un cable Flexinol de 0,51 mm de diámetro de Dynalloy, Inc. (a) El gráfico muestra la fuerza experimental obtenida durante dos ciclos, (c, d) muestra dos ejemplos independientes de la acción de los actuadores de brazo móvil en un transductor de fuerza piezoeléctrico PACEline CFT/5kN, (b) el gráfico muestra la temperatura máxima de todo el cable SMA durante dos ciclos de tiempo, (e) muestra una instantánea de temperatura tomada del cable SMA utilizando la cámara LWIR del software FLIR ResearchIR. Los parámetros geométricos tenidos en cuenta en los experimentos se dan en la Tabla. 1.
Los resultados de la simulación del modelo matemático y los resultados experimentales se comparan bajo la condición de un voltaje de entrada de 7 V, como se muestra en la Fig. 5. De acuerdo con los resultados del análisis paramétrico y para evitar la posibilidad de sobrecalentamiento del cable SMA, se suministró una potencia de 11,2 W al actuador. Se utilizó una fuente de alimentación de CC programable para suministrar 7 V como voltaje de entrada, y se midió una corriente de 1,6 A a través del cable. La fuerza generada por el accionamiento y la temperatura del SDR aumentan con la aplicación de corriente. Con un voltaje de entrada de 7 V, la fuerza de salida máxima obtenida a partir de los resultados de la simulación y los resultados experimentales del primer ciclo es de 78 N y 96 N, respectivamente. En el segundo ciclo, la fuerza de salida máxima de los resultados de la simulación y los resultados experimentales fue de 150 N y 105 N, respectivamente. La discrepancia entre las mediciones de la fuerza de oclusión y los datos experimentales puede deberse al método utilizado para medirla. Los resultados experimentales que se muestran en la fig. La figura 5a corresponde a la medición de la fuerza de bloqueo, que a su vez se midió cuando el eje de accionamiento estaba en contacto con el transductor de fuerza piezoeléctrico PACEline CFT/5 kN, como se muestra en la figura 2s. Por lo tanto, cuando el eje de accionamiento no está en contacto con el sensor de fuerza al inicio de la zona de enfriamiento, la fuerza se vuelve inmediatamente cero, como se muestra en la figura 2d. Además, otros parámetros que afectan la formación de fuerza en ciclos posteriores son los valores del tiempo de enfriamiento y el coeficiente de transferencia de calor convectivo en el ciclo anterior. En la figura 2b, se puede observar que después de un período de enfriamiento de 15 segundos, el cable SMA no alcanzó la temperatura ambiente y, por lo tanto, tuvo una temperatura inicial más alta (\(40\,^{\circ }\hbox {C}\)) en el segundo ciclo de accionamiento en comparación con el primer ciclo (\(25\, ^{\circ}\hbox {C}\)). Por lo tanto, en comparación con el primer ciclo, la temperatura del alambre SMA durante el segundo ciclo de calentamiento alcanza la temperatura de austenita inicial (\(A_s\)) antes y permanece en el período de transición durante más tiempo, lo que resulta en tensión y fuerza. Por otro lado, las distribuciones de temperatura durante los ciclos de calentamiento y enfriamiento obtenidas de experimentos y simulaciones tienen una alta similitud cualitativa con los ejemplos del análisis termográfico. El análisis comparativo de los datos térmicos del alambre SMA de experimentos y simulaciones mostró consistencia durante los ciclos de calentamiento y enfriamiento y dentro de las tolerancias aceptables para los datos experimentales. La temperatura máxima del alambre SMA, obtenida de los resultados de la simulación y los experimentos del primer ciclo, es de \(89\,^{\circ }\hbox {C}\) y \(75\,^{\circ }\hbox { C }\, respectivamente), y en el segundo ciclo la temperatura máxima del alambre SMA es de \(94\,^{\circ }\hbox {C}\) y \(83\,^{\circ }\ hbox {C}\). El modelo desarrollado, con fundamento, confirma el efecto de memoria de forma. En esta revisión no se consideró el papel de la fatiga ni del sobrecalentamiento. En el futuro, se mejorará el modelo para incluir el historial de tensiones del cable SMA, haciéndolo más adecuado para aplicaciones de ingeniería. Los gráficos de fuerza de salida del variador y temperatura del SMA obtenidos del bloque Simulink se encuentran dentro de las tolerancias admisibles de los datos experimentales bajo la condición de un pulso de voltaje de entrada de 7 V. Esto confirma la exactitud y fiabilidad del modelo matemático desarrollado.
El modelo matemático se desarrolló en el entorno MathWorks Simulink R2020b utilizando las ecuaciones básicas descritas en la sección Métodos. La figura 3b muestra un diagrama de bloques del modelo matemático de Simulink. El modelo se simuló para un pulso de voltaje de entrada de 7 V, como se muestra en las figuras 2a y 2b. Los valores de los parámetros utilizados en la simulación se listan en la Tabla 1. Los resultados de la simulación de procesos transitorios se presentan en las figuras 1 y 3a. Las figuras 3a y 4 muestran el voltaje inducido en el cable SMA y la fuerza generada por el actuador en función del tiempo. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de la fase de austenita modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\xi }\)) será cero. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de la fase de austenita modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\ xi }\)) será cero. Во время обратного превращения (нагрева), когда температура проволоки SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperaтура начала аустенитной фазы, модифицированная напряжением), скорость изменения объемной доли мартенсита (\(\dot{\ xi }\)) будет равно нулю. Durante la transformación inversa (calentamiento), cuando la temperatura del alambre SMA, \(T < A_s^{\prime}\) (temperatura de inicio de la austenita modificada por tensión), la tasa de cambio de la fracción de volumen de martensita (\(\dot{\ xi }\ )) será cero.在反向转变（加热）过程中，当SMA 线温度\(T < A_s^{\prime}\)（应力修正奥氏体相起始温度）时，马氏体体积分数的变化率（\(\dot{\ xi }\)) 将为零。在 反向 转变 （加热） 中 ， 当 当 当 线 温度 \ (t
(a) Resultado de la simulación que muestra la distribución de temperatura y la temperatura de unión inducida por tensión en un actuador de divalerato basado en SMA. Cuando la temperatura del alambre cruza la temperatura de transición austenítica en la etapa de calentamiento, la temperatura de transición austenítica modificada comienza a aumentar; de forma similar, cuando la temperatura del alambrón cruza la temperatura de transición martensítica en la etapa de enfriamiento, esta disminuye. SMA para el modelado analítico del proceso de actuación. (Para una vista detallada de cada subsistema de un modelo de Simulink, consulte el apéndice del archivo complementario).
Se muestran los resultados del análisis para diferentes distribuciones de parámetros para dos ciclos de voltaje de entrada de 7 V (ciclos de calentamiento de 10 segundos y ciclos de enfriamiento de 15 segundos). Mientras que (ac) y (e) representan la distribución a lo largo del tiempo, (d) y (f) ilustran la distribución con la temperatura. Para las respectivas condiciones de entrada, la tensión máxima observada es de 106 MPa (menos de 345 MPa, límite elástico del alambre), la fuerza es de 150 N, el desplazamiento máximo es de 270 µm y la fracción volumétrica martensítica mínima es de 0,91. Por otro lado, la variación de la tensión y la variación de la fracción volumétrica de la martensita con la temperatura son similares a las características de histéresis.
La misma explicación se aplica a la transformación directa (enfriamiento) de la fase austenítica a la fase martensita, donde la temperatura del alambre SMA (T) y la temperatura final de la fase martensita modificada por tensión (\(M_f^{\prime}\ )) son excelentes. En la fig. 4d,f muestra el cambio en la tensión inducida (\(\sigma\)) y la fracción de volumen de martensita (\(\xi\)) en el alambre SMA como una función del cambio en la temperatura del alambre SMA (T), para ambos ciclos de conducción. En la fig. Figura 3a muestra el cambio en la temperatura del alambre SMA con el tiempo dependiendo del pulso de voltaje de entrada. Como se puede ver en la figura, la temperatura del alambre continúa aumentando al proporcionar una fuente de calor a voltaje cero y el enfriamiento convectivo posterior. Durante el calentamiento, la retransformación de la martensita a la fase austenítica comienza cuando la temperatura del alambre de SMA (T) cruza la temperatura de nucleación de la austenita corregida por tensión (\(A_s^{\prime}\)). Durante esta fase, el alambre de SMA se comprime y el actuador genera fuerza. Asimismo, durante el enfriamiento, cuando la temperatura del alambre de SMA (T) cruza la temperatura de nucleación de la fase martensita modificada por tensión (\(M_s^{\prime}\)), se produce una transición positiva de la fase austenítica a la fase martensita. La fuerza impulsora disminuye.
Los principales aspectos cualitativos del accionamiento bimodal basado en SMA se pueden obtener a partir de los resultados de la simulación. En el caso de una entrada de pulso de tensión, la temperatura del alambre SMA aumenta debido al efecto de calentamiento Joule. El valor inicial de la fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) se establece en 1, ya que el material se encuentra inicialmente en una fase completamente martensítica. A medida que el alambre continúa calentándose, su temperatura supera la temperatura de nucleación de austenita corregida por tensión \(A_s^{\prime}\), lo que resulta en una disminución de la fracción volumétrica de martensita, como se muestra en la Figura 4c. Además, la Figura 4e muestra la distribución de las carreras del actuador en el tiempo, y la Figura 5, la fuerza motriz en función del tiempo. Un sistema de ecuaciones relacionado incluye la temperatura, la fracción volumétrica de martensita y la tensión que se desarrolla en el alambre, lo que resulta en la contracción del alambre SMA y la fuerza generada por el actuador. Como se muestra en la Figura 4c. 4d,f, la variación de voltaje con la temperatura y la variación de la fracción de volumen de martensita con la temperatura corresponden a las características de histéresis del SMA en el caso simulado a 7 V.
La comparación de los parámetros de accionamiento se realizó mediante experimentos y cálculos analíticos. Los cables se sometieron a una tensión de entrada pulsada de 7 V durante 10 segundos y, posteriormente, se enfriaron durante 15 segundos (fase de enfriamiento) en dos ciclos. El ángulo pinnado se ajustó a 40° y la longitud inicial del cable SMA en cada pata de la clavija se ajustó a 83 mm. (a) Medición de la fuerza de accionamiento con una celda de carga. (b) Monitoreo de la temperatura del cable con una cámara termográfica infrarroja.
Para comprender la influencia de los parámetros físicos en la fuerza producida por el variador, se realizó un análisis de la sensibilidad del modelo matemático a los parámetros físicos seleccionados, y los parámetros se clasificaron según su influencia. Primero, el muestreo de los parámetros del modelo se realizó utilizando principios de diseño experimental que siguieron una distribución uniforme (ver Sección complementaria sobre análisis de sensibilidad). En este caso, los parámetros del modelo incluyen el voltaje de entrada (\(V_{in}\)), la longitud inicial del cable SMA (\(l_0\)), el ángulo del triángulo (\(\alpha\)), la constante del resorte de polarización (\(K_x\ )), el coeficiente de transferencia de calor convectivo (\(h_T\)) y el número de ramas unimodales (n). En el siguiente paso, se eligió la fuerza muscular máxima como un requisito de diseño del estudio y se obtuvieron los efectos paramétricos de cada conjunto de variables sobre la fuerza. Los gráficos de tornado para el análisis de sensibilidad se derivaron de los coeficientes de correlación para cada parámetro, como se muestra en la Fig. 6a.
(a) Los valores de los coeficientes de correlación de los parámetros del modelo y su efecto en la fuerza de salida máxima de 2500 grupos únicos de los parámetros del modelo anteriores se muestran en el diagrama de tornado. El gráfico muestra la correlación de rango de varios indicadores. Es claro que \(V_{in}\) es el único parámetro con una correlación positiva, y \(l_0\) es el parámetro con la correlación negativa más alta. El efecto de varios parámetros en varias combinaciones en la fuerza muscular máxima se muestra en (b, c). \(K_x\) varía de 400 a 800 N/m y n varía de 4 a 24. El voltaje (\(V_{in}\)) cambió de 4 V a 10 V, la longitud del cable (\(l_{0 } \)) cambió de 40 a 100 mm, y el ángulo de cola (\ (\alpha \)) varió de \ (20 – 60 \, ^ {\circ }\).
En la figura 6a se muestra un diagrama de tornado de varios coeficientes de correlación para cada parámetro con los requisitos de diseño de fuerza de accionamiento pico. De la figura 6a se puede ver que el parámetro de voltaje (\(V_{in}\)) está directamente relacionado con la fuerza de salida máxima, y el coeficiente de transferencia de calor convectivo (\(h_T\)), el ángulo de la llama (\ ( \alpha\)) , la constante del resorte de desplazamiento ( \(K_x\)) están correlacionados negativamente con la fuerza de salida y la longitud inicial (\(l_0\)) del cable SMA, y el número de ramas unimodales (n) muestra una fuerte correlación inversa En el caso de correlación directa En el caso de un valor más alto del coeficiente de correlación de voltaje (\(V_ {in}\)) indica que este parámetro tiene el mayor efecto en la potencia de salida. Otro análisis similar mide la fuerza pico evaluando el efecto de diferentes parámetros en diferentes combinaciones de los dos espacios computacionales, como se muestra en la figura 6b, c. \(V_{in}\) y \(l_0\), \(\alpha\) y \(l_0\) presentan patrones similares, y el gráfico muestra que \(V_{in}\) y \(\alpha\) presentan patrones similares. Valores menores de \(l_0\) resultan en fuerzas pico más altas. Los otros dos gráficos son consistentes con la Figura 6a, donde n y \(K_x\) presentan una correlación negativa y \(V_{in}\) una correlación positiva. Este análisis ayuda a definir y ajustar los parámetros influyentes mediante los cuales la fuerza de salida, la carrera y la eficiencia del sistema de accionamiento se pueden adaptar a los requisitos y la aplicación.
La investigación actual introduce e investiga los accionamientos jerárquicos con N niveles. En una jerarquía de dos niveles, como se muestra en la Fig. 7a, donde en lugar de cada cable SMA del actuador de primer nivel, se logra una disposición bimodal, como se muestra en la Fig. 9e. La Fig. 7c muestra cómo el cable SMA se enrolla alrededor de un brazo móvil (brazo auxiliar) que solo se mueve longitudinalmente. Sin embargo, el brazo móvil principal continúa moviéndose de la misma manera que el brazo móvil del actuador multietapa de primera etapa. Típicamente, un accionamiento de N etapas se crea reemplazando el cable SMA de \(N-1\) etapas por un accionamiento de primera etapa. Como resultado, cada rama imita al accionamiento de primera etapa, con la excepción de la rama que sostiene el cable. De esta manera, se pueden formar estructuras anidadas que crean fuerzas que son varias veces mayores que las fuerzas de los accionamientos principales. En este estudio, para cada nivel, se tuvo en cuenta una longitud efectiva total del cable SMA de 1 m, como se muestra en formato tabular en la Fig. 7d. La corriente a través de cada cable en cada diseño unimodal y el preesfuerzo y el voltaje resultantes en cada segmento del cable SMA son los mismos en cada nivel. Según nuestro modelo analítico, la fuerza de salida está correlacionada positivamente con el nivel, mientras que el desplazamiento está correlacionado negativamente. Al mismo tiempo, hubo un equilibrio entre el desplazamiento y la fuerza muscular. Como se ve en la Fig. 7b, mientras que la fuerza máxima se logra en el mayor número de capas, el mayor desplazamiento se observa en la capa más baja. Cuando el nivel de jerarquía se estableció en \(N=5\), se encontró una fuerza muscular máxima de 2,58 kN con 2 carreras observadas \(\upmu\)m. Por otro lado, el accionamiento de la primera etapa genera una fuerza de 150 N en una carrera de 277 \(\upmu\)m. Los actuadores multinivel pueden imitar músculos biológicos reales, mientras que los músculos artificiales basados en aleaciones con memoria de forma pueden generar fuerzas significativamente mayores con movimientos más precisos y finos. Las limitaciones de este diseño miniaturizado radican en que, a medida que aumenta la jerarquía, el movimiento se reduce considerablemente y la complejidad del proceso de fabricación del actuador aumenta.
(a) Se muestra un sistema de actuador lineal de aleación con memoria de forma en capas de dos etapas (\(N=2\)) en una configuración bimodal. El modelo propuesto se logra reemplazando el cable SMA en el actuador en capas de la primera etapa con otro actuador en capas de una sola etapa. (c) Configuración deformada del actuador multicapa de la segunda etapa. (b) Se describe la distribución de fuerzas y desplazamientos en función del número de niveles. Se ha encontrado que la fuerza pico del actuador está correlacionada positivamente con el nivel de escala en el gráfico, mientras que la carrera está correlacionada negativamente con el nivel de escala. La corriente y el pre-voltaje en cada cable permanecen constantes en todos los niveles. (d) La tabla muestra el número de tomas y la longitud del cable SMA (fibra) en cada nivel. Las características de los cables se indican mediante el índice 1, y el número de ramas secundarias (una conectada a la rama principal) se indica mediante el número mayor en el subíndice. Por ejemplo, en el nivel 5, \(n_1\) se refiere al número de cables SMA presentes en cada estructura bimodal, y \(n_5\) se refiere al número de patas auxiliares (una conectada a la pata principal).
Muchos investigadores han propuesto diversos métodos para modelar el comportamiento de las SMA con memoria de forma, que dependen de las propiedades termomecánicas que acompañan a los cambios macroscópicos en la estructura cristalina asociados con la transición de fase. La formulación de métodos constitutivos es inherentemente compleja. El modelo fenomenológico más comúnmente utilizado es propuesto por Tanaka28 y se utiliza ampliamente en aplicaciones de ingeniería. El modelo fenomenológico propuesto por Tanaka [28] supone que la fracción de volumen de martensita es una función exponencial de la temperatura y la tensión. Posteriormente, Liang y Rogers29 y Brinson30 propusieron un modelo en el que la dinámica de la transición de fase se suponía como una función coseno del voltaje y la temperatura, con ligeras modificaciones al modelo. Becker y Brinson propusieron un modelo cinético basado en diagramas de fases para modelar el comportamiento de los materiales SMA bajo condiciones de carga arbitrarias, así como transiciones parciales. Banerjee32 utiliza el método de dinámica de diagramas de fases de Bekker y Brinson31 para simular un manipulador de un solo grado de libertad desarrollado por Elahinia y Ahmadian33. Los métodos cinéticos basados en diagramas de fase, que consideran la variación no monótona del voltaje con la temperatura, son difíciles de implementar en aplicaciones de ingeniería. Elakhinia y Ahmadian destacan estas deficiencias de los modelos fenomenológicos existentes y proponen un modelo fenomenológico extendido para analizar y definir el comportamiento de la memoria de forma bajo cualquier condición de carga compleja.
El modelo estructural del alambre SMA proporciona la tensión (\(\sigma\)), la deformación (\(\epsilon\)), la temperatura (T) y la fracción volumétrica de martensita (\(\xi\)) del alambre SMA. El modelo constitutivo fenomenológico fue propuesto inicialmente por Tanaka28 y posteriormente adoptado por Liang29 y Brinson30. La derivada de la ecuación tiene la forma:
donde E es el módulo de Young del SMA dependiente de la fase obtenido usando \(\displaystyle E=\xi E_M + (1-\xi )E_A\) y \(E_A\) y \(E_M\) que representan el módulo de Young son fases austeníticas y martensíticas, respectivamente, y el coeficiente de expansión térmica está representado por \(\theta _T\). El factor de contribución de transición de fase es \(\Omega = -E \epsilon _L\) y \(\epsilon _L\) es la deformación máxima recuperable en el alambre SMA.
La ecuación de dinámica de fases coincide con la función coseno desarrollada por Liang29 y posteriormente adoptada por Brinson30 en lugar de la función exponencial propuesta por Tanaka28. El modelo de transición de fase es una extensión del modelo propuesto por Elakhinia y Ahmadian34, modificado con base en las condiciones de transición de fase dadas por Liang29 y Brinson30. Las condiciones utilizadas para este modelo de transición de fase son válidas bajo cargas termomecánicas complejas. En cada instante, se calcula el valor de la fracción volumétrica de martensita al modelar la ecuación constitutiva.
La ecuación de retransformación gobernante, expresada por la transformación de martensita en austenita en condiciones de calentamiento, es la siguiente:
donde \(\xi\) es la fracción de volumen de martensita, \(\xi _M\) es la fracción de volumen de martensita obtenida antes del calentamiento, \(\displaystyle a_A = \pi /(A_f – A_s)\), \ ( \displaystyle b_A = -a_A/C_A\) y \(C_A\) – parámetros de aproximación de la curva, T – temperatura del alambre SMA, \(A_s\) y \(A_f\) – temperatura de inicio y final de la fase austenítica, respectivamente.
La ecuación de control de transformación directa, representada por la transformación de fase de austenita a martensita en condiciones de enfriamiento, es:
donde \(\xi _A\) es la fracción de volumen de martensita obtenida antes del enfriamiento, \(\displaystyle a_M = \pi /(M_s – M_f)\), \(\displaystyle b_M = -a_M/C_M\) y \ ( C_M \) – parámetros de ajuste de la curva, T – temperatura del alambre SMA, \(M_s\) y \(M_f\) – temperaturas inicial y final de la martensita, respectivamente.
Después de diferenciar las ecuaciones (3) y (4), las ecuaciones de transformación inversa y directa se simplifican a la siguiente forma:
Durante la transformación directa e inversa, \(\eta _{\sigma}\) y \(\eta _{T}\) toman valores diferentes. Las ecuaciones básicas asociadas con \(\eta _{\sigma}\) y \(\eta _{T}\) se han derivado y analizado en detalle en una sección adicional.
La energía térmica necesaria para elevar la temperatura del cable SMA proviene del efecto Joule. La energía térmica absorbida o liberada por el cable SMA se representa mediante el calor latente de transformación. La pérdida de calor en el cable SMA se debe a la convección forzada y, dado el efecto insignificante de la radiación, la ecuación del balance de energía térmica es la siguiente:
Donde \(m_{wire}\) es la masa total del alambre SMA, \(c_{p}\) es la capacidad calorífica específica del SMA, \(V_{in}\) es el voltaje aplicado al alambre, \(R_{ohm} \ ) – resistencia dependiente de la fase SMA, definida como; \(R_{ohm} = (l/A_{cross})[\xi r_M + (1-\xi )r_A]\ ) donde \(r_M\ ) y \(r_A\) son la resistividad de fase del SMA en martensita y austenita, respectivamente, \(A_{c}\) es el área superficial del alambre SMA, \(\Delta H \) es una aleación con memoria de forma. El calor latente de transición del alambre, T y \(T_{\infty}\) son las temperaturas del alambre SMA y del ambiente, respectivamente.
Al accionar un alambre de aleación con memoria de forma, este se comprime, creando una fuerza en cada rama del diseño bimodal denominada fuerza de fibra. Las fuerzas de las fibras en cada hebra del alambre SMA, en conjunto, crean la fuerza muscular necesaria para el accionamiento, como se muestra en la Fig. 9e. Debido a la presencia de un resorte de polarización, la fuerza muscular total del actuador multicapa N es:
Sustituyendo \(N = 1\) en la ecuación (7), la fuerza muscular del prototipo de conducción bimodal de la primera etapa se puede obtener de la siguiente manera:
donde n es el número de patas unimodales, \(F_m\) es la fuerza muscular generada por el accionamiento, \(F_f\) es la resistencia de la fibra en el cable SMA, \(K_x\) es la rigidez del resorte de polarización, \(\alpha\) es el ángulo del triángulo, \(x_0\) es el desplazamiento inicial del resorte de polarización para mantener el cable SMA en la posición pretensada y \(\Delta x\) es el recorrido del actuador.
El desplazamiento o movimiento total del variador (\(\Delta x\)) en función del voltaje (\(\sigma\)) y la deformación (\(\epsilon\)) en el cable SMA de la etapa N, el variador se establece en (ver la parte adicional de la salida en la Fig.):
Las ecuaciones cinemáticas establecen la relación entre la deformación de la impulsión (\(\epsilon\)) y el desplazamiento (\(\Delta x\)). La deformación del cable Arb en función de su longitud inicial (\(l_0\)) y la longitud del cable (l) en cualquier instante t en una rama unimodal es la siguiente:
donde \(l = \sqrt{l_0^2 +(\Delta x_1)^2 – 2 l_0 (\Delta x_1) \cos \alpha _1}\) se obtiene aplicando la fórmula del coseno en \(\Delta\)ABB ', como se muestra en la Figura 8. Para el accionamiento de la primera etapa (\(N = 1\)), \(\Delta x_1\) es \(\Delta x\), y \(\alpha _1\) es \(\alpha \) como se muestra en Como se muestra en la Figura 8, al diferenciar el tiempo de la Ecuación (11) y sustituir el valor de l, la tasa de deformación se puede escribir como:
donde \(l_0\) es la longitud inicial del cable SMA, l es la longitud del cable en cualquier momento t en una rama unimodal, \(\epsilon\) es la deformación desarrollada en el cable SMA y \(\alpha \) es el ángulo del triángulo , \(\Delta x\) es el desplazamiento del impulsor (como se muestra en la Figura 8).
Las n estructuras de un solo pico (\(n=6\) en esta figura) están conectadas en serie con \(V_{in}\) como voltaje de entrada. Etapa I: Diagrama esquemático del cable SMA en una configuración bimodal bajo condiciones de voltaje cero. Etapa II: Se muestra una estructura controlada donde el cable SMA se comprime debido a la conversión inversa, como se muestra con la línea roja.
Como prueba de concepto, se desarrolló un actuador bimodal basado en SMA para probar la derivación simulada de las ecuaciones subyacentes con resultados experimentales. El modelo CAD del actuador lineal bimodal se muestra en la figura 9a. Por otro lado, la figura 9c muestra un nuevo diseño propuesto para una conexión prismática rotacional utilizando un actuador biplano basado en SMA con una estructura bimodal. Los componentes del actuador se fabricaron mediante fabricación aditiva en una impresora 3D Ultimaker 3 Extended. El material utilizado para la impresión 3D de los componentes es policarbonato, apto para materiales resistentes al calor, ya que es fuerte, duradero y tiene una alta temperatura de transición vítrea (110-113 °C). Además, se utilizó alambre de aleación con memoria de forma Flexinol de Dynalloy, Inc. en los experimentos, y las propiedades del material correspondientes a dicho alambre se utilizaron en las simulaciones. Se disponen múltiples cables SMA como fibras presentes en una disposición bimodal de músculos para obtener las elevadas fuerzas producidas por los actuadores multicapa, como se muestra en la Fig. 9b, d.
Como se muestra en la Figura 9a, el ángulo agudo formado por el cable SMA del brazo móvil se denomina ángulo (\(\alpha\)). Con las abrazaderas de terminal fijadas a las abrazaderas izquierda y derecha, el cable SMA se mantiene en el ángulo bimodal deseado. El dispositivo de resorte de polarización, sujeto al conector de resorte, está diseñado para ajustar los diferentes grupos de extensión del resorte de polarización según el número (n) de fibras SMA. Además, la ubicación de las piezas móviles está diseñada para que el cable SMA quede expuesto al ambiente externo para su refrigeración por convección forzada. Las placas superior e inferior del conjunto desmontable ayudan a mantener el cable SMA refrigerado mediante recortes extruidos diseñados para reducir su peso. Asimismo, ambos extremos del cable CMA se fijan a los terminales izquierdo y derecho, respectivamente, mediante un engarce. Un émbolo está fijado a un extremo del conjunto móvil para mantener la holgura entre las placas superior e inferior. El émbolo también se utiliza para aplicar una fuerza de bloqueo al sensor mediante un contacto, midiendo dicha fuerza cuando se acciona el cable SMA.
La estructura muscular bimodal SMA está conectada eléctricamente en serie y alimentada por un pulso de tensión de entrada. Durante el ciclo de pulso de tensión, al aplicar tensión y calentar el alambre SMA por encima de la temperatura inicial de la austenita, se acorta la longitud del alambre en cada hebra. Esta retracción activa el subconjunto del brazo móvil. Al poner a cero la tensión en el mismo ciclo, el alambre SMA calentado se enfrió por debajo de la temperatura de la superficie de martensita, volviendo así a su posición original. En condiciones de tensión cero, el alambre SMA se estira primero pasivamente mediante un resorte de polarización para alcanzar el estado martensítico desmaclado. El tornillo, por el que pasa el alambre SMA, se mueve debido a la compresión creada al aplicar un pulso de tensión al alambre SMA (el SPA alcanza la fase de austenita), lo que activa la palanca móvil. Cuando el alambre SMA se retrae, el resorte de polarización crea una fuerza opuesta al estirarlo aún más. Cuando la tensión en la tensión de impulso se hace cero, el cable SMA se alarga y cambia su forma debido al enfriamiento por convección forzada, alcanzando una fase martensítica doble.
El sistema de actuador lineal basado en SMA propuesto tiene una configuración bimodal en la que los cables SMA están en ángulo. (a) representa un modelo CAD del prototipo, que menciona algunos de los componentes y sus significados para el prototipo, (b, d) representan el prototipo experimental desarrollado35. Mientras que (b) muestra una vista superior del prototipo con conexiones eléctricas y resortes de polarización y galgas extensométricas utilizados, (d) muestra una vista en perspectiva de la configuración. (e) Diagrama de un sistema de actuador lineal con cables SMA colocados bimodalmente en cualquier tiempo t, que muestra la dirección y el curso de la fibra y la fuerza muscular. (c) Se ha propuesto una conexión prismática rotacional de 2 grados de libertad para implementar un actuador basado en SMA de dos planos. Como se muestra, el enlace transmite movimiento lineal desde el impulsor inferior al brazo superior, creando una conexión rotacional. Por otro lado, el movimiento del par de prismas es el mismo que el movimiento del impulsor multicapa de primera etapa.
Se realizó un estudio experimental en el prototipo mostrado en la Fig. 9b para evaluar el rendimiento de un accionamiento bimodal basado en SMA. Como se muestra en la Figura 10a, la configuración experimental consistió en una fuente de alimentación de CC programable para suministrar voltaje de entrada a los cables SMA. Como se muestra en la Fig. 10b, se utilizó una galga extensométrica piezoeléctrica (PACEline CFT/5 kN) para medir la fuerza de bloqueo con un registrador de datos Graphtec GL-2000. El host registra los datos para su posterior estudio. Las galgas extensométricas y los amplificadores de carga requieren una fuente de alimentación constante para producir una señal de voltaje. Las señales correspondientes se convierten en salidas de potencia según la sensibilidad del sensor de fuerza piezoeléctrico y otros parámetros, como se describe en la Tabla 2. Al aplicar un pulso de voltaje, la temperatura del cable SMA aumenta, provocando su compresión, lo que provoca que el actuador genere fuerza. Los resultados experimentales de la salida de fuerza muscular mediante un pulso de voltaje de entrada de 7 V se muestran en la Fig. 2a.
(a) En el experimento, se instaló un sistema de actuador lineal basado en SMA para medir la fuerza generada por el actuador. La celda de carga mide la fuerza de bloqueo y se alimenta mediante una fuente de alimentación de 24 V CC. Se aplicó una caída de tensión de 7 V a lo largo de todo el cable mediante una fuente de alimentación de CC programable GW Instek. El cable SMA se contrae por el calor, y el brazo móvil entra en contacto con la celda de carga y ejerce una fuerza de bloqueo. La celda de carga se conecta al registrador de datos GL-2000 y los datos se almacenan en el host para su posterior procesamiento. (b) Diagrama que muestra la cadena de componentes del montaje experimental para la medición de la fuerza muscular.
Las aleaciones con memoria de forma se excitan mediante energía térmica, por lo que la temperatura se convierte en un parámetro importante para el estudio del fenómeno de la memoria de forma. Experimentalmente, como se muestra en la Fig. 11a, se realizaron mediciones de imagen térmica y temperatura en un prototipo de actuador de divalerato basado en SMA. Una fuente de CC programable aplicó voltaje de entrada a los cables SMA en la configuración experimental, como se muestra en la Figura 11b. El cambio de temperatura del cable SMA se midió en tiempo real utilizando una cámara LWIR de alta resolución (FLIR A655sc). El host utiliza el software ResearchIR para registrar datos para su posterior posprocesamiento. Al aplicar un pulso de voltaje, la temperatura del cable SMA aumenta, provocando su contracción. La Fig. 2b muestra los resultados experimentales de la temperatura del cable SMA en función del tiempo para un pulso de voltaje de entrada de 7 V.
Hora de publicación: 28 de septiembre de 2022
