Araştırma, tek bir hava odası içinde hem uzama hem de kısalma gerçekleştirebilen Bidirectional Origami-Inspired Soft Pneumatic Actuator (Bi-OSPA) adlı çift yönlü bir yumuşak pnömatik aktüatör geliştirmektedir. Çoğu çift yönlü yumuşak aktüatörde iki antagonistik aktüatör veya birden fazla hava odası gerekirken Bi-OSPA'da hareket yönü yalnız uygulanan basıncın işaretiyle değişmektedir: tasarımın normal çalışma bölgesinde vakum basıncı aktüatörü uzatırken pozitif basınç aktüatörü kısaltmaktadır. Yapı, magic-ball/waterbomb origami geometrisinden esinlenmiş ve deformasyonun büyük bölümünün malzemenin hacimsel olarak esnemesinden ziyade kat çizgileri çevresindeki dönme hareketiyle gerçekleşmesi hedeflenmiştir.

Bu geometrik yaklaşım yalnız hareket üretmek için değil, aktüatörün davranışını analitik olarak tahmin edebilmek için de kullanılmıştır. Araştırmacılar düz yüzeyleri yaklaşık rijit, dağ–vadi ve orta düzlem katlarını ise doğrusal dönel yaylar olarak modellemiş; başlangıç geometrisi ve eksenel yer değiştirmeden deforme olmuş şekli hesaplayan kinematik bir model geliştirmiştir. Sanal iş yaklaşımı daha sonra katlardaki elastik enerji ile basıncın hava odası hacmine yaptığı işi birleştirerek elastik ve çıkış kuvvetlerini hesaplamak için kullanılmıştır.

Aktüatörler Shore 83A termoplastik elastomerden FDM 3B baskı yöntemiyle fiziksel olarak üretilmiştir. Katlanma rijitlikleri basınç uygulanmadan yapılan quasi-static sıkıştırma deneyinden belirlenmiş; elde edilen analitik elastik kuvvet eğrisi deneysel kuvvet–yer değiştirme cevabıyla karşılaştırılmıştır. Kaynakta analitik model ile deney arasındaki RMSE 0,14 N, deneydeki maksimum elastik kuvvet ise yaklaşık 1,6 N olarak raporlanmıştır. Bununla birlikte rijitlik parametreleri deneysel eğriden kalibre edildiği için bu sonuç tamamen bağımsız veri üzerinde yapılmış bir kör doğrulama değildir.

Yedi farklı Bi-OSPA kullanılarak başlangıç eğimleri \(\phi_0\), tepe açıları \(\alpha_0\) ve iç yarıçap \(r_0\) değiştirilmiş; vakum ve pozitif basınç altında uzama, kısalma ve izometrik kuvvet ölçülmüştür. Sonuçlar geometrinin yalnız hareket miktarını değil kuvvet üretimini de güçlü biçimde değiştirdiğini göstermiştir. İzometrik kuvvette en etkili parametre \(\alpha_0\), ardından \(r_0\) ve \(\phi_0\) olmuştur. Aynı mutlak basınç büyüklüğünde vakum altında elde edilen itme kuvveti, pozitif basınç altında elde edilen çekme kuvvetinden genel olarak daha yüksek bulunmuştur.

Dayanıklılığa yönelik ön deneyde \(\phi_0=55^\circ\), \(\alpha_0=45^\circ\) ve \(r_0=7\) mm geometrili yeni bir aktüatör +60 kPa altında 1000 çevrim çalıştırılmıştır. İlk 50 çevrimde ortalama tepe kuvveti 4,20 ± 0,03 N iken son 50 çevrimde 4,04 ± 0,01 N ölçülmüş; kuvvet korunumu %96,3 olmuştur. Bu sonuç 1000 çevrim boyunca performansın büyük bölümünün korunduğunu göstermektedir ancak uzun dönem aktüatör ömrü olarak yorumlanmamalıdır.

Araştırmacılar ayrıca Bi-OSPA'yı Kresling origami tabanlı bir pnömatik üniteyle seri bağlayarak Kresling yapının vakum altındaki kısalmasını Bi-OSPA'nın uzamasıyla telafi etmiş ve yaklaşık saf burulma davranışı oluşturmuştur. Sistem fiziksel olarak bir şişe kapağını çevirmek için kullanılmıştır. İkinci demonstrasyonda tek Bi-OSPA, bir serbestlik dereceli robotik parmakta pozitif basınçla fleksiyon ve vakumla ekstansiyon sağlamıştır. Bu uygulamalar mekanik işlev gösterimidir; klinik protez, rehabilitasyon veya insan deneyi değildir.

Türkiye açısından değerlendirme: Çalışma, Türkiye'deki yumuşak robotik, robotik kavrayıcılar, düşük sertlikli insan–robot etkileşim sistemleri, pnömatik yapay kaslar ve 3B baskılı mekatronik üzerine çalışan araştırma ekipleri açısından doğrudan uygulanabilir bir tasarım yaklaşımı sunabilir. Özellikle geometrinin baskıdan önce kuvvet ve yer değiştirme hedeflerine göre ayarlanabilmesi üretim açısından değerlidir. Ancak mevcut sonuçlar laboratuvar ölçeğindeki prototiplere aittir; baskılar arasında belirgin değişkenlik vardır, dinamik model bulunmamaktadır ve hassas konum kontrolü için kapalı çevrim sensör entegrasyonu henüz gerçekleştirilmemiştir.

Araştırmanın çözmeye çalıştığı temel problem nedir?

Yumuşak pnömatik aktüatörlerin temel avantajı, sert elektrik motoru–redüktör mekanizmalarına göre daha uyumlu, hafif ve güvenli mekanik etkileşim sağlayabilmeleridir. Ancak tek bir yumuşak pnömatik aktüatörün aynı eksende hem ileri hem geri yönde hareket üretmesi kolay değildir.

Yaygın çözümlerden biri iki ayrı aktüatörü antagonistik biçimde kullanmaktır: biri bir yönde hareket oluştururken diğeri karşı yönde hareket üretir. Başka yapılarda aynı gövde içinde iki veya daha fazla hava odası kullanılır ve hareket yönü farklı odaların sırayla basınçlandırılmasıyla değiştirilir.

Bu yaklaşımlar çalışsa da hava hattı, valf, kontrol ve mekanik yapı karmaşıklığını artırabilir. Araştırmanın hedeflediği çözüm, tek hava odasında yalnız basıncın işaretini değiştirerek çift yönlü hareket elde etmek ve aynı zamanda bu hareketi geometriden analitik olarak tahmin edebilmektir.

Bi-OSPA'nın origami geometrisi nereden geliyor?

Bi-OSPA'nın yapısı magic-ball origamisinin hareketinden esinlenmektedir. Magic-ball yapısının temelinde waterbomb origami katlama deseni bulunur. Araştırmacılar altı kat çizgili klasik waterbomb birimini 16 kat çizgili bir yapıya genişletmiş ve elde edilen üst yarıyı taban düzlemine göre aynalayarak alt yarıyla birleştirmiştir.

Çalışmadaki Şekil 1, bu dönüşümü kağıt origami modelinden katlama desenine, CAD geometrisine ve nihai pnömatik aktüatöre kadar görsel olarak göstermektedir. Aynı şeklin son paneli mekanizmanın basınca verdiği temel cevabı açık biçimde ayırır:

• \(P=0\): nötr geometri,
• \(P<0\): vakum altında uzama,
• \(P>0\): pozitif basınç altında kısalma.

Geometrinin temel parametreleri nelerdir?

Aktüatörün hareketi üç ana bağımsız tasarım değişkeni üzerinden incelenmektedir:

• \(\alpha\): üçgensel kesitin tepe açısı,
• \(\phi\): origami yüzeyinin/eğiminin geometrik açısı,
• \(r\): iç çember yarıçapı.

Ek olarak \(R\) dış yarıçapı, \(h\) aktüatör yüksekliğini, \(b\) üçgensel kesit uzunluğunu, \(L\) ve \(L'\) piramit sırt uzunluklarını, \(\theta\) ise \(L\) ile \(h\) arasındaki açıyı ifade etmektedir. Üçgen sayısını belirleyen \(\beta\) bu tasarımda sabit:

\[ \beta=45^\circ \]

olarak kullanılmıştır.

Model neden TPE'nin klasik malzeme denklemlerini doğrudan kullanmıyor?

Yumuşak elastomerlerin davranışı normalde büyük deformasyon, viskoelastisite ve hiperelastisite nedeniyle karmaşıktır. Araştırmacılar Bi-OSPA'nın geometrisini bu zorluğu azaltacak biçimde değerlendirmektedir. Temel varsayım, yüzeylerin yaklaşık rijit kaldığı ve ana deformasyonun kat çizgilerinde yoğunlaştığı rigid-foldable bir mekanizmadır.

Bu nedenle analitik modelde TPE'nin Young modülü, Poisson oranı veya hiperelastik katsayıları doğrudan kullanılmamıştır. Bunun yerine üç farklı kat ailesi doğrusal dönel yay olarak temsil edilmiştir:

• dağ katları: \(K_m\),
• vadi katları: \(K_v\),
• orta düzlem katları: \(K_q\).

Katlarda depolanan elastik enerji nasıl modelleniyor?

Kaynakta toplam elastik potansiyel enerji:

\[ U= \frac{1}{2} \left[ n_mK_m(\gamma_m-\gamma_{m0})^2+ n_vK_v(\gamma_v-\gamma_{v0})^2+ n_qK_q(\gamma_q-\gamma_{q0})^2 \right] \]

olarak verilmektedir.

\(\gamma_m\), \(\gamma_v\) ve \(\gamma_q\) sırasıyla dağ, vadi ve orta düzlem kat açılarını; alt indis 0 başlangıç açılarını; \(n_m\), \(n_v\) ve \(n_q\) ise ilgili kat çizgilerinin sayılarını ifade etmektedir.

Parametre tanımlama deneyinde:

\[ n_m=n_v=n_q=16 \]

kullanılmıştır.

Aktüatör deforme olduğunda yeni geometrisi nasıl bulunuyor?

Araştırmacılar başlangıçtaki \((\alpha_0,\phi_0,r_0)\) parametreleri ile eksenel yer değiştirme \(\Delta h\)'yi modele verir. Rigid-foldability varsayımı nedeniyle \(L\) ve \(b\) sırt uzunlukları deformasyon boyunca sabit kabul edilmektedir.

Bu iki geometrik kısıt ile eksenel yer değiştirmeden gelen üçüncü denklem birlikte çözülür. Üç doğrusal olmayan denklem MATLAB R2023b içindeki lsqnonlin sınırlı doğrusal olmayan en küçük kareler çözücüsüyle çözülerek yeni:

\[ (\alpha,\phi,r) \]

değerleri hesaplanır. Bu geometri daha sonra kat açılarını ve kuvvet modelini besler.

Aktüatör yüksekliğinin geometrik bağıntısı

Kaynakta yükseklik:

\[ h= 2r\tan(\phi) \sin\left(\frac{\beta}{2}\right) \left[ \cot\left(\frac{\beta}{2}\right) + \cot\left(\frac{\alpha}{2}\right) \right] \]

ile tanımlanmaktadır. Bu ifade, aktüatörün eksenel uzunluğunun doğrudan \(r\), \(\phi\), \(\alpha\) ve sabit \(\beta\) geometrisinden türediğini gösterir.

Elastik kuvvet sanal iş ile nasıl elde ediliyor?

Kaynak eksenel elastik kuvveti:

\[ F_e= \frac{\partial U}{\partial h} \]

olarak tanımlamaktadır.

Devamında zincir kuralı:

\[ F_e= \frac{\partial U}{\partial\alpha} \frac{\partial\alpha}{\partial h} + \frac{\partial U}{\partial\phi} \frac{\partial\phi}{\partial h} \]

şeklinde verilmiştir. Bu mekanik yaklaşım, kat açıları değiştikçe dönel yaylarda depolanan enerjinin eksenel kuvvete nasıl dönüştüğünü temsil etmektedir.

Basınçtan çıkış kuvvetine geçiş nasıl modelleniyor?

Aktüatörün hava odası için kaynakta:

\[ V= \frac{4\pi}{3\beta} r^3 \sin^3\left(\frac{\beta}{2}\right) \tan(\phi) \left[ \cot\left(\frac{\beta}{2}\right) + \cot\left(\frac{\alpha}{2}\right) \right]^2 \]

hacim bağıntısı kullanılmaktadır.

Basınç altında çıkış işi Denklem (5)'te:

\[ W_{out}=P(V-V_0)-U \]

olarak tanımlanmıştır. \(P\) gösterge basıncı, \(V_0\) başlangıç hacmi ve \(V\) deforme olmuş hava odası hacmidir.

Kaynak içindeki Denklem (5)–(7) tutarsızlığı

Kaynak Denklem (7)'yi aynen:

\[ F_{out} = \frac{\partial W_{out}}{\partial h} - F_e = P\frac{\partial V}{\partial h} - F_e \]

şeklinde vermektedir.

Ancak önceki tanımlar birlikte ele alındığında \(W_{out}=P(V-V_0)-U\) ve \(F_e=\partial U/\partial h\) olduğu için \(\partial W_{out}/\partial h\) ifadesi zaten elastik enerji türevini içermektedir. Bu nedenle Denklem (7)'nin ilk eşitliğindeki ilave “\(-F_e\)” ile sağ taraftaki ifade cebirsel olarak aynı anda uyumlu görünmemektedir. Bu Verianla içeriğinde kaynak denklemi değiştirilmemiş, tutarsızlık açıkça belirtilmiştir.

Hangi etkiler analitik modelin dışında bırakıldı?

Basınç işi modelinde enerji kayıpları ihmal edilmiştir. Sonuç bölümünde de modelin quasi-static olduğu özellikle belirtilmektedir. Dolayısıyla model aşağıdaki etkileri kapsamamaktadır:

• aktüatörün geçici zaman cevabı,
• hız bağımlı deformasyon,
• viskoelastik histerezis,
• pnömatik akış dinamikleri,
• kaçak kaynaklı kayıplar,
• yüksek frekanslı hareketler,
• lokal yüzey gerilmesi ve ayrıntılı malzeme gerinim dağılımı.

Araştırmacılar FEM yerine hızlı analitik tahmini hedeflediklerini belirtmektedir.

Bi-OSPA nasıl üretildi?

Geometri Autodesk Fusion 360'ta tasarlanmış, STL olarak dışa aktarılmış ve PrusaSlicer 2.8.1 ile hazırlanmıştır. Fiziksel aktüatörler Prusa MK4S üzerinde Fused Deposition Modeling yöntemiyle basılmıştır.

TPE 83A, yazarlar tarafından esneklik ile karmaşık ince duvarlı origami geometrisini güvenilir biçimde basabilme arasında bir uzlaşma olarak seçilmiştir.

Deney düzeneği nasıldı?

Pnömatik sistemde LY370DPM35 DC pompa, motor sürücü, Arduino Uno ve Panasonic ADP5100 basınç sensörü kullanılmıştır. Arduino pompa motorunun giriş gerilimini düzenlemiş ve basınç sensöründen ölçüm almıştır.

Çalışmanın Şekil 3'ü bu sistemin gerçek laboratuvar kurulumunu, Mecmesin kuvvet test cihazını ve pozitif basınç altındaki kısalma sırasında aktüatör ile yük hücresi temasını korumak için geliştirilen özel tutucuyu göstermektedir.

Uzama ve kısalma nasıl ölçüldü?

Aktüatörler farklı basınç seviyelerinde video ile kaydedilmiş ve uç nokta hareketleri Tracker 6.2.0 yazılımıyla izlenmiştir. Her ölçüm üç kez tekrarlanmış, ortalama ve standart sapma raporlanmıştır.

Geometri deneylerinde uzama ve kısalma için:

• vakum: −60 ile −15 kPa,
• pozitif basınç: +15 ile +60 kPa,
• basınç adımı: 5 kPa

kullanılmıştır.

İzometrik kuvvet nasıl ölçüldü?

Mecmesin test makinesindeki yük hücresi aktüatörün ucuna temas ettirilmiş ve aktüatörün yer değiştirmesine izin verilmeden uygulanan basınç altında ürettiği kuvvet ölçülmüştür.

Kuvvet deneylerindeki basınç aralıkları:

• vakum: −60 ile −10 kPa,
• pozitif basınç: +10 ile +60 kPa,
• basınç adımı: 5 kPa

olmuştur. Her ölçüm üç kez tekrarlanmıştır.

Katlanma rijitlikleri nasıl belirlendi?

Basınç uygulanmayan Bi-OSPA, Mecmesin cihazında 1 mm/s hızla quasi-static sıkıştırılmış ve kuvvet cevabı iki yükleme çevriminin ortalaması olarak alınmıştır.

Deneysel eğriden üç yer değiştirme–kuvvet noktası seçilmiş, her noktadaki deforme geometri kinematik modelle hesaplanmış ve üç bilinmeyen kat rijitliği için üç denklem çözülmüştür. Farklı nokta kombinasyonları denenmiş ve bütün deney eğrisiyle en iyi uyumu veren parametre seti seçilmiştir.

Belirlenen değerler:

Analitik model deneyle ne kadar uyuştu?

Şekil 4'te analitik elastik kuvvet ile deneysel sıkıştırma kuvveti 0–6 mm civarındaki yer değiştirme bölgesinde karşılaştırılmaktadır. İki eğri tamamen aynı değildir; özellikle küçük ve orta yer değiştirmelerde belirgin fark vardır, daha yüksek yer değiştirmelerde eğriler birbirine yaklaşmaktadır.

Kaynak bütün aralık için:

RMSE = 0,14 N

ve yaklaşık:

maksimum deneysel kuvvet ≈ 1,6 N

raporlamaktadır.

Bu karşılaştırma gerçek deney ölçümüne dayanması açısından önemlidir. Ancak kat rijitlikleri aynı deney eğrisinden belirlenip en iyi genel uyum sağlayan değerler seçildiğinden, RMSE tamamen bağımsız bir doğrulama verisi üzerinden elde edilmiş değildir.

\(\phi_0\) uzama ve kısalmayı nasıl değiştirdi?

\(\phi_0=35^\circ\), \(45^\circ\) ve \(55^\circ\) aktüatörleri karşılaştırılmış; \(r_0=7\) mm ve \(\alpha_0=45^\circ\) sabit tutulmuştur.

Geometrik model daha küçük \(\phi_0\)'nun daha yüksek uzama ve kısalma sağlayacağını öngörmektedir. Bu eğilim 45° ve 55° örneklerinde görülmüş, ancak 35° örneğinde bütün basınç aralığında düzenli biçimde devam etmemiştir. Araştırmacılar bunu bu örnekteki baskı kaynaklı yapısal düzensizliklerle ilişkilendirmektedir.

\(\alpha_0\) hareketi nasıl etkiledi?

\(\alpha_0=35^\circ\), \(45^\circ\) ve \(55^\circ\) aktüatörleri karşılaştırılmış; \(r_0=7\) mm ve \(\phi_0=45^\circ\) sabit tutulmuştur.

Pozitif basınç altında \(\alpha_0\) küçüldükçe normalize kısalma artmıştır. Vakum altında 35° ve 45° tasarımları birbirine yakın ve 55° tasarımından daha yüksek uzama üretmiştir.

\(\alpha_0=55^\circ\) örneği −40 kPa ve daha yüksek vakum büyüklüklerinde aşırı deformasyon göstermiştir. Kaynak “aşırı deformasyon”u, katların tasarlanan eksen çevresinde dönmesi yerine lokal olarak burkulduğu durum olarak tanımlamaktadır. Bu bölgede doğrusal dönel yay varsayımı geçerliliğini kaybetmektedir.

İç yarıçap \(r_0\) hareketi nasıl değiştirdi?

\(r_0=5\), 7 ve 9 mm örnekleri karşılaştırılmış; \(\phi_0=\alpha_0=45^\circ\) sabit tutulmuştur.

Genel eğilim, yarıçap büyüdükçe normalize uzama ve kısalmanın artmasıdır. Ancak \(r_0=9\) mm aktüatörde −20 kPa'dan daha büyük vakum büyüklüklerinde aşırı deformasyon ortaya çıkmıştır.

Hareket açısından hangi geometrik parametreler daha etkili?

Çalışmanın deneysel yorumuna göre:

• kısalma üzerinde \(\alpha_0\) ve \(r_0\) daha güçlü etkiye sahiptir;
• uzama üzerinde \(\phi_0\) ve daha düşük ölçüde \(r_0\) daha baskındır.

Bu sonuçlar tek bir “en iyi geometri” olmadığını; hedeflenen kuvvet ve hareket yönüne göre geometrinin birlikte seçilmesi gerektiğini göstermektedir.

\(\phi_0=30^\circ\) neden kritik?

Kaynakta hareket yönünü belirleyen geometrik koşul \(2\phi_0\) ile \(\theta_0\) arasındaki ilişkiye bağlanmaktadır.

\[ 2\phi_0>\theta_0 \]

olduğunda aktüatör vakum altında uzamaktadır.

\[ 2\phi_0<\theta_0 \]

olduğunda ise vakum altında kısalma ortaya çıkabilmektedir.

Kaynağa göre \(\phi_0=30^\circ\) civarında:

\[ 2\phi_0=\theta_0 \]

kritik durumu oluşmuş ve aktüatör deneylerde öngörülemez biçimde hem uzama hem kısalma davranışı göstermiştir. Bu nedenle çift yönlü çalışma yalnız “vakum = uzama” biçiminde bütün olası geometrilere genellenmemelidir.

Geometri izometrik kuvveti nasıl etkiledi?

Deneylerde \(\phi_0\) büyüdükçe hem vakum hem pozitif basınç altındaki izometrik kuvvet artmıştır.

\(\alpha_0\) arttıkça ise kuvvet azalmıştır. Kaynakta \(\alpha_0=35^\circ\) aktüatörde −50 kPa'dan daha yüksek vakum büyüklüklerinde aşırı deformasyon nedeniyle normal eğilim bozulmaktadır.

\(r_0\)'nun 5 mm'den 7 mm'ye yükselmesi bütün basınçlarda kuvveti artırmıştır. 9 mm örnek vakum altında lokal deformasyona girdiğinden yüksek vakum seviyelerinde beklenen artış korunmamıştır; pozitif basınçtaki çekme kuvvetlerinde ise artış eğilimi sürmüştür.

Hangi tasarım değişkeni kuvvet üzerinde en etkili?

Araştırmacıların parametre analizi sonucunda izometrik kuvvet üzerindeki etki büyüklüğü:

1. \(\alpha_0\),
2. \(r_0\),
3. \(\phi_0\)

sırasındadır.

Ayrıca aynı basınç büyüklüğünde vakum altında oluşturulan itme kuvvetinin, pozitif basınç altında elde edilen çekme kuvvetinden daha büyük olduğu genel olarak gözlenmiştir.

1000 çevrimlik dayanıklılık testi ne gösterdi?

Dayanıklılık için ana parametre deneylerinde kullanılan örneklerden farklı, yeni bir Bi-OSPA üretilmiştir:

• \(\phi_0=55^\circ\),
• \(\alpha_0=45^\circ\),
• \(r_0=7\) mm,
• basınç = +60 kPa.

Aktüatör 1000 kez tekrarlı olarak çalıştırılmıştır.

İlk ve son beş çevrimin kuvvet–zaman profilleri de genel şeklin büyük ölçüde korunduğunu göstermektedir. Bununla birlikte yazarlar bu deneyin uzun dönem ömür testi olmadığını açıkça belirtmektedir.

Neden dayanıklılık yalnız pozitif basınçta test edildi?

Araştırmacılar +60 kPa çalışma modunu yapı açısından daha kritik yükleme koşulu olarak değerlendirmiştir. Pozitif basınçta odanın şişmesi, yumuşak aktüatörlerde ayrılma veya patlama benzeri mekanik risklerle ilişkilendirilebilirken vakum hareketi odanın çökmesine dayanmaktadır.

Bu tercih pozitif basınç dayanıklılığı hakkında ön veri sağlamaktadır; vakum altında aynı çevrim ömrünün doğrudan kanıtı değildir.

Nominal olarak aynı üç baskı ne kadar benzerdi?

Üretim tekrarlanabilirliğini değerlendirmek için:

\[ \phi_0=45^\circ,\qquad \alpha_0=45^\circ,\qquad r_0=7\text{ mm} \]

geometrisine sahip üç aktüatör aynı baskı ayarlarıyla üretilmiş ve ±60 kPa altında 10'ar çevrim test edilmiştir.

Üç örnek birlikte değerlendirildiğinde kaynak:

• ortalama kısalma: −2,36 ± 0,63 mm,
• ortalama uzama: 2,07 ± 0,29 mm

raporlamıştır. Bu farklar FDM üretim sürecinin henüz tamamen tekrarlanabilir olmadığını göstermektedir. Yazarlar baskı parametreleri ve üretim prosedürünün gelecekte iyileştirilmesi gerektiğini belirtmektedir.

Bi-OSPA saf burulma üretmek için nasıl kullanıldı?

Kresling origami tabanlı vakum aktüatörleri normalde burulmayla birlikte eksenel kısalma üretir. Bu bağlı hareket yalnız dönme isteyen uygulamalarda dezavantaj oluşturabilir.

Araştırmacılar Kresling birimini −40 kPa'da test ederek kısalma miktarını belirlemiş ve bununla yaklaşık aynı miktarda uzayan bir Bi-OSPA seçmiştir. İki aktüatör seri bağlandığında Kresling'in eksenel kısalması Bi-OSPA'nın uzamasıyla telafi edilmiş, burulma hareketi korunmuştur.

Fiziksel demonstrasyonda bu birleşik aktüatör bir şişe kapağını çevirmiştir. Bu deney saf burulmanın işlevsel bir örneğini göstermektedir ancak endüstriyel tork kapasitesi veya uzun dönem montaj performansı ölçümü değildir.

Robotik parmak demonstrasyonu ne gösterdi?

İki rijit bağlantı ve bir menteşeden oluşturulan tek serbestlik dereceli parmak mekanizması Bi-OSPA'ya mekanik bir bağlantıyla bağlanmıştır.

Basınç yönüne bağlı hareket:

• pozitif basınç: parmak fleksiyonu,
• vakum: parmak ekstansiyonu

olarak gerçekleşmiştir.

Şekil 10, başlangıç konumunu, iki hareket yönünü ve zaman içindeki parmak açısı–basınç ilişkisini göstermektedir. Bu deney tek bir yumuşak aktüatörün kas benzeri iki yönlü mekanik işlev sağlayabileceğini göstermektedir; insan parmağı, protez veya rehabilitasyon tedavisi üzerinde performans kanıtı değildir.

Neden yalnız basınçla açık çevrim konum kontrolü yeterli olmayabilir?

Çalışmanın sonuç bölümünde analitik model ile deney arasındaki farkın, yalnız basınç ölçümü kullanılarak hassas konum kontrolünün güvenilir olmayabileceğini gösterdiği belirtilmektedir.

Gerçek sistemde şu faktörler modelden sapma oluşturabilir:

• üretim değişkenliği,
• malzeme histerezisi,
• hava kaçağı,
• lokal burkulma,
• geometrik toleranslar,
• modelleme hataları.

Araştırmacılar ileride aktüatör konumunu veya deformasyonunu doğrudan ölçen sensörler ve kapalı çevrim geri besleme kullanılmasını önermektedir. Manyetik sensörler olası yöntemlerden biri olarak belirtilmektedir.

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

• Tek hava odalı origami-esinli Bi-OSPA fiziksel prototipte pozitif ve negatif basınç kullanılarak iki yönlü eksenel hareket üretebilmiştir.
• Normal tasarım bölgesinde vakum uzama, pozitif basınç kısalma üretmiştir.
• Rigid-foldability ve doğrusal dönel yay yaklaşımı deneysel elastik kuvvet davranışının ana eğilimini temsil edebilmiştir.
• Kalibre edilmiş analitik elastik kuvvet modeli deneysel eğriye 0,14 N RMSE ile uyum göstermiştir.
• \(\alpha_0\), \(\phi_0\) ve \(r_0\) değerlerinin değiştirilmesi uzama, kısalma ve izometrik kuvveti sistematik biçimde değiştirmiştir.
• İzometrik kuvvet üzerinde en güçlü geometrik etki \(\alpha_0\)'dan gelmiştir.
• Aynı mutlak basınç büyüklüğünde vakum kaynaklı itme kuvveti genel olarak pozitif-basınç çekme kuvvetinden daha yüksek olmuştur.
• +60 kPa altında 1000 çevrim sonrasında tepe kuvvetinin %96,3'ü korunmuştur.
• Üç aynı geometrili baskı arasında ölçülebilir üretim değişkenliği bulunmuştur.
• Bi-OSPA ile Kresling yapının eksenel hareketi dengelenerek saf burulmaya yakın davranış oluşturulmuştur.
• Tek bir Bi-OSPA 1-DoF robotik parmakta hem fleksiyon hem ekstansiyon sağlayabilmiştir.

Çalışmanın kanıtlamadığı veya henüz göstermediği sonuçlar

• Bi-OSPA'nın uzun dönem endüstriyel servis ömrü belirlenmemiştir.
• 1000 çevrim sonucu milyonlarca çevrim dayanıklılık anlamına gelmez.
• Vakum altında 1000 çevrimlik eşdeğer dayanıklılık testi yapılmamıştır.
• Model yüksek hızlı veya dinamik aktüasyon için doğrulanmamıştır.
• Enerji kayıpları ve viskoelastik histerezis analitik modele dahil edilmemiştir.
• Kat rijitliklerinin bütün Bi-OSPA geometrilerine aktarılabileceği gösterilmemiştir.
• Pressure-to-position açık çevrim kontrolünün yüksek hassasiyet sağlayacağı gösterilmemiştir.
• Kapalı çevrim konum kontrolü bu çalışmada uygulanmamıştır.
• Üretim tekrarlanabilirliği üç örnek dışında geniş seri üretim örneklemiyle doğrulanmamıştır.
• Aşırı deformasyon ve lokal buckling bölgesinde rigid-foldable model geçerli değildir.
• Robotik parmak demonstrasyonu insan üzerinde protez veya klinik rehabilitasyon başarısı değildir.
• Saf burulma demonstrasyonu ayrıntılı tork, verim veya uzun dönem performans karakterizasyonu değildir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Araştırmanın deneysel ve analitik akışı

Temel deney koşulları

Geometrik parametre deneyleri

Ortak 45°–45°–7 mm konfigürasyonu üç deney grubunda tekrarlandığı için parametre çalışması toplam yedi farklı Bi-OSPA geometrisiyle yürütülmüştür.

Elastik kuvvet modeli için belirlenen kat rijitlikleri

Bu değerler bağımsız, evrensel TPE sabitleri değildir; test edilen Bi-OSPA yapısının efektif kat rijitlikleridir.

1000 çevrimlik ön dayanıklılık sonucu

Kaynak bu değişimi %96,3 kuvvet korunumu veya başka ifadeyle %3,7 azalma olarak raporlamaktadır. Test yalnız 1000 çevrim ve tek pozitif-basınç konfigürasyonudur.

Üretim tekrarlanabilirliği

Numuneler aynı CAD geometrisine ve aynı baskı ayarlarına sahip olmasına rağmen özellikle kısalma miktarında belirgin örnekler arası farklılık görülmektedir. Bu sonuç kapalı çevrim geri besleme ve daha tekrarlanabilir üretim prosedürünün neden önemli olduğunu desteklemektedir.

Kanıt düzeylerinin ayrılması

Başlıca yöntemsel sınırlılıklar

• Analitik çerçeve quasi-static varsayıma dayanmaktadır.
• Enerji kayıpları force modelinde ihmal edilmiştir.
• Histerezis ve zamana bağlı TPE davranışı doğrudan modellenmemiştir.
• Kat rijitlikleri deneysel kalibrasyon gerektirir ve geometri değiştiğinde yeniden belirlenmelidir.
• Elastik kuvvet uyumunda kullanılan deney verisi aynı zamanda rijitlik parametresi seçiminde kullanılmıştır.
• Denklem (5) ile Denklem (7)'nin yazılı biçimleri arasında cebirsel tutarsızlık bulunmaktadır.
• Aşırı vakum ve belirli geometriler lokal buckling oluşturarak rigid-foldability varsayımını bozmuştur.
• FDM üretiminde numuneler arası hareket değişkenliği görülmüştür.
• 1000 çevrimlik test uzun dönem ömür testi değildir.
• Vakum dayanıklılığı aynı çevrim protokolüyle test edilmemiştir.
• Kapalı çevrim pozisyon kontrolü uygulanmamıştır.
• Dinamik bant genişliği, cevap süresi ve yüksek frekans performansı ayrıntılı karakterize edilmemiştir.
• Saf burulma ve robotik parmak uygulamaları konsept/fonksiyon demonstrasyonu düzeyindedir.

Kaynak ve Yöntem Notu

Tam özgün çalışma adı: Design and Modeling of a Bidirectional Origami-Inspired Soft Pneumatic Actuator

Yazarlar: Alireza Keramati, Alireza Mohammadi, Ying Tan, Peter Choong ve Denny Oetomo.

Sorumlu yazar: Alireza Mohammadi.

Eş katkı/eş birinci yazarlık: Kaynakta böyle bir beyan bulunmamaktadır.

Kurumlar:

1. Department of Mechanical Engineering, The University of Melbourne, Parkville, Victoria, Australia.
2. Department of Surgery, St. Vincent’s Hospital Melbourne, The University of Melbourne, Fitzroy, Victoria, Australia.

Dergi: Actuators.

Yayınevi: MDPI, Basel, Switzerland.

Bibliyografik bilgi: Actuators 2026, 15(6), 320.

DOI:10.3390/act15060320

Resmî yayın bağlantısı:MDPI – Actuators 15(6), 320

Yayın tarihi: 6 Haziran 2026. Çalışma 28 Nisan 2026'da alınmış, 2 Haziran 2026'da revize edilmiş ve 4 Haziran 2026'da kabul edilmiştir.

Kaynak türü ve hakemlik durumu: Actuators dergisinde yayımlanmış hakemli araştırma makalesidir. Çalışma fiziksel aktüatör üretimi ve laboratuvar deneyleriyle desteklenen analitik modelleme çalışmasıdır.

Lisans: Creative Commons Attribution (CC BY).

Finansman: Proje Valma Angliss Trust ve The University of Melbourne tarafından finanse edilmiştir.

Etik kurul: Uygulanabilir değildir.

Bilgilendirilmiş onam: Uygulanabilir değildir.

Veri erişilebilirliği: Araştırmada oluşturulan ve analiz edilen veri kümeleri makalenin Supplementary Materials bölümünde sunulmuştur. Ek materyaller arasında deneysel/analitik veri kümeleri ile Bi-OSPA deformasyonu, saf burulma ve robotik parmak demonstrasyonlarını gösteren Video S1 bulunmaktadır.

Çıkar çatışması: Yazarlar çıkar çatışması bulunmadığını beyan etmiş ve finansörlerin çalışma tasarımı, veri toplama, analiz, yorum, yazım veya yayın kararında rolü olmadığını bildirmiştir.

Yazar katkıları: Kavramsallaştırma Alireza Keramati, Alireza Mohammadi, Denny Oetomo ve Peter Choong; metodoloji Alireza Keramati, Alireza Mohammadi ve Denny Oetomo; yazılım Alireza Keramati; doğrulama Alireza Keramati; biçimsel analiz Alireza Keramati ve Ying Tan; araştırma ve veri düzenleme Alireza Keramati; kaynaklar Alireza Mohammadi ve Denny Oetomo; ilk taslak Alireza Keramati; inceleme/düzenleme Alireza Keramati, Alireza Mohammadi ve Denny Oetomo; danışmanlık Alireza Mohammadi, Denny Oetomo, Ying Tan ve Peter Choong tarafından yürütülmüştür.

Model doğrulama sınırı: Kat rijitlikleri deneysel elastik kuvvet–yer değiştirme verisinden iteratif olarak belirlenmiş ve nihai parametre seti tüm eğriyle en iyi uyumu verecek biçimde seçilmiştir. Bu nedenle 0,14 N RMSE gerçek deneysel karşılaştırmaya dayanmakla birlikte bağımsız hold-out veri setindeki kör doğrulama olarak değerlendirilmemelidir.

Model genellenebilirlik sınırı: Kaynak sonuç bölümünde kat rijitliği sabitlerinin evrensel olmadığı açıkça belirtilmektedir. Geometri veya üretim koşulu değiştiğinde ilgili Bi-OSPA için yeni deneysel rijitlik kalibrasyonu gerekmektedir.

Quasi-static model sınırı: Analitik model zaman bağımlı etkileri, geçici aktüasyon cevabını ve enerji kayıplarını içermemektedir. Yüksek hızlı/dinamik davranış için mevcut modelin doğrudan yeterli olduğu gösterilmemiştir.

Denklem tutarsızlığı notu: Kaynakta Denklem (5) \(W_{out}=P(V-V_0)-U\) şeklindedir ve daha önce \(F_e=\partial U/\partial h\) tanımlanmıştır. Denklem (7) ise \(F_{out}=\partial W_{out}/\partial h-F_e=P\partial V/\partial h-F_e\) olarak yazılmıştır. Denklem (5)'in doğrudan türevi zaten elastik enerji türevini içerdiğinden, Denklem (7)'nin ilk eşitliği ile son eşitliği aynı tanımlar altında cebirsel olarak uyumlu görünmemektedir. Kaynak ifade değiştirilmemiştir.

Geometrik geçerlilik sınırı: \(\alpha_0=55^\circ\) ve büyük \(r_0\) gibi bazı tasarımlarda yüksek vakum seviyeleri lokal buckling oluşturmuş ve doğrusal dönel yay/rigid-foldable varsayımı geçerliliğini kaybetmiştir. Ayrıca \(\phi_0=30^\circ\) kritik geometrik bölgede hareket yönü deneysel olarak öngörülemez hâle gelmiştir.

Dayanıklılık sınırı: 1000 çevrimlik test yalnız bir aktüatörde +60 kPa pozitif basınç altında yapılmıştır. Sonuç uzun dönem kullanım ömrünü, vakum çevrim dayanımını veya seri üretim güvenilirliğini kanıtlamamaktadır.

Üretim sınırı: Aynı geometrili üç FDM baskısı arasında ölçülebilir uzama ve özellikle kısalma farklılıkları görülmüştür. Yazarlar üretim doğruluğu, sızdırmazlık ve boyutsal tekrarlanabilirliğin geliştirilmesini gelecek çalışma olarak belirtmektedir.

Kontrol sınırı: Basınç–deformasyon ilişkisi tek başına hassas açık çevrim pozisyon kontrolü için yeterli görülmemektedir. Yazarlar gerçek uygulama için konum sensörü ve geri beslemeli kapalı çevrim kontrol önermektedir; bu kontrol mevcut çalışmada gerçekleştirilmemiştir.

Uygulama sınırı: Kresling ile saf burulma ve 1-DoF robotik parmak deneyleri fiziksel fonksiyon demonstrasyonlarıdır. Klinik etkinlik, insan güvenliği veya endüstriyel ürün doğrulaması değildir.

Bu Verianla içeriğindeki bilimsel yöntem, denklemler, deney koşulları, sayısal sonuçlar ve sınırlılıklar yalnızca incelenen çalışmaya dayanmaktadır. Dış kaynak yalnız makalenin resmî yayın kimliğini doğrulamak amacıyla kullanılmıştır.