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Actionneurs électromagnétiques doux Progrès de la science


Résumé

Les actionneurs électromagnétiques rigides ont servi notre société d’innombrables façons depuis plus de 200 ans. Cependant, leur nature encombrante limite une collaboration étroite avec les humains. Ici, nous introduisons des actionneurs électromagnétiques souples (SEMA) en remplaçant les bobines métalliques solides par des canaux métalliques liquides intégrés dans des coques élastomères. Nous démontrons des SEMA simples, extensibles, rapides, durables et programmables de taille centimétrique, qui gèrent un requin mou, communiquent avec des objets du quotidien ou mélangent rapidement la couleur à l’eau. La fleur SEMA multicolore aux pétales contrôlés individuellement fleurit ou se ferme en quelques dizaines de millisecondes, et la SEMA cubique effectue des séquences de mouvements programmées et arbitraires. Nous développons un modèle numérique qui prend en charge la conception et ouvre des voies potentielles à la miniaturisation, en réduisant la consommation d’énergie et en augmentant l’efficacité mécanique. Les SEMA sont des systèmes de mise en forme à commande électrique qui permettent potentiellement des applications futures, des poignées souples à la médecine mini-invasive.

INTRODUCTION

Les robots entrent dans notre vie quotidienne dans de nombreux domaines différents, de la production industrielle, des transports autonomes, de la sécurité publique et des assistants personnels aux applications médicales. Par conséquent, ils sont physiquement de plus en plus proches de notre corps humain. Par exemple, l’utilisation de robots pour effectuer une chirurgie d’imagerie par résonance magnétique (IRM)1,, 2) est actuellement à l’étude. Pour de futures applications comme celle-ci, une interaction sécurisée entre le robot et le corps humain devient nécessaire. Depuis que M. Faraday a démontré le premier moteur électrique rudimentaire en 1821, les conceptions des moteurs électromagnétiques qui composent les noyaux des robots conventionnels ont subi de nombreux changements. Cependant, la grande majorité des moteurs électriques classiques sont exclusivement constitués de matériaux durs comme le cuivre ou le fer. Pour effectuer des tâches complexes, il est nécessaire de connecter un certain nombre de pièces rigides, mais ces dispositifs sont nocifs s’ils sont fabriqués à proximité du corps humain ou d’objets fragiles (3). Cet inconvénient majeur de la robotique conventionnelle encourage le développement de nouveaux actionneurs fonctionnels souples qui sont sensibles à une variété de déclencheurs allant de la chaleur, l’humidité, le pH, la lumière et la pression aux champs électriques ou magnétiques (412).

Cependant, les actionneurs fonctionnels souples actuels répondent aux limites des applications réelles telles que les temps de réponse lents ou la faible puissance, sont difficiles à contrôler avec précision ou nécessitent des stimuli dangereux (par exemple, haute tension) (47). Par exemple, alors que les actionneurs élastomères diélectriques présentent de bonnes performances mécaniques (9,, 1315), leur tension d’activation dépasse généralement des milliers de volts et présente un risque pour l’homme. Les actionneurs pneumatiques à fluide sont largement utilisés dans la robotique douce et même dans les équipements de rééducation en raison de leur capacité à générer une force élevée (dix,, 16), mais un équipement haute pression (> 300 kPa) est nécessaire et la réaction est lente (<0,5 Hz) (16). Les robots magnétiques doux non liés composés d’élastomères avec des charges ferromagnétiques sont facilement miniaturisés et alimentés sans fil, ce qui en fait un bon candidat pour les applications biomédicales (12,, 17,, 18). Cependant, ils ne permettent que quelques mouvements spécialement conçus après la production (18). Par rapport aux actionneurs fonctionnels souples actuels, les moteurs électromagnétiques conventionnels offrent encore un certain nombre d’avantages tels qu’une réponse rapide et une tension d’activation plus faible, ainsi que des mouvements hautement programmables et bien contrôlés.

En reformant la structure et les matériaux, de nouveaux types d’actionneurs électromagnétiques doux (SEMA) deviennent disponibles (19,, 20). Les conceptions de base présentées jusqu’à présent sont similaires aux enceintes conventionnelles, remplaçant les fils de cuivre par des bobines de métal liquide. Dans ces modes de réalisation, la force de Lorentz se rétracte et pousse les bobines du métal liquide, qui sont principalement générées par la composante de champ magnétique radial. BR. Comme BR est presque nul au centre de l’aimant et est grand autour de la limite, la taille de la bobine de métal liquide doit être plus grande que celle de l’aimant. Cela limite la miniaturisation, les performances et la multifonctionnalité des actionneurs exposés au faible champ magnétique d’un petit aimant. De plus, à partir de l’année BR la distance à la surface de l’aimant diminue rapidement, il est indispensable de réduire la distance entre l’actionneur et l’aimant. Contrairement à toi (19), où l’aimant est connecté à une bobine de métal liquide, les actionneurs en (20) se composent d’un cadre rigide contenant un aimant. La connexion étroite entre l’aimant permanent et les bobines dans les deux cas empêche ces actionneurs de devenir complètement souples.

La séparation des aimants (rigides) et des actionneurs souples augmente l’espace d’application. Par exemple, dans les robots chirurgicaux médicaux, le dispositif IRM fournit la navigation nécessaire à la chirurgie et fournit en outre un champ magnétique puissant dans le corps humain. Cette approche pourrait potentiellement établir l’alternative de SEMA aux moteurs électromagnétiques conventionnels et aux robots dans des applications médicales telles que la médecine mini-invasive. Nous présenterons ici plusieurs stratégies de conception et un ensemble de méthodes pour fabriquer des actionneurs électromagnétiques haute performance et totalement souples pour alimenter des formes douces de robotique. Nous explorons maintenant les six principales stratégies de conception de nos SEMA:

1) Un grand aimant à plaque est utilisé qui fournit un champ magnétique étendu et puissant dans l’espace, nous permettant de séparer le SEMA de l’aimant rigide et de les rendre ainsi complètement doux.

2) La distribution du champ magnétique du champ magnétique est caractérisée et modélisée. Cela nous permet de prédire la réponse mécanique d’un entraînement à l’aide d’un modèle numérique développé à cet effet et, à son tour, fournit des lignes directrices pour améliorer les performances de nos SEMA.

3) L’utilisation de bobines rectangulaires entraîne un couple magnétique plus élevé que les bobines circulaires.

4) Notre conception SEMA définit le plan de la bobine perpendiculaire à la surface de l’aimant sur la plaque et augmente ainsi la force de Lorentz à l’extérieur du plan.

5) Une méthode de coulée économique est utilisée pour la production de SEMA. Cette méthode de fabrication simple permet des canaux denses de métaux liquides qui permettent des courants d’entraînement plus élevés.

6) Nos SEMA utilisent plusieurs bobines pour augmenter la résistance et les degrés de liberté.

Pour comparer nos SEMA avec des moteurs à courant continu traditionnels, nous avons montré leurs structures typiques dans la figure. S1. Les moteurs à courant continu conventionnels se composent principalement de stators, de rotors, de commutateurs et de paires de balais électriques (Fig. S1A). Notre nouvelle classe SEMA modernise ces conceptions en remplaçant les pièces rigides et les constructions par des canaux en métal liquide intégrés dans une coque en élastomère souple. De plus, l’aimant à plaque permanente sert de source de champ magnétique de type stator. Nos SEMA, contrairement aux moteurs CC classiques, sont plus souples avec moins de pièces et peuvent donc offrir des avantages en matière de miniaturisation et de robustesse, car il y a moins de composants sujets aux pannes mécaniques. Le principe de fonctionnement est schématisé dans Sl. 1A. Le carré SEMA avec une bobine placée dans l’ensemble (Fig. S1B) se pliera lorsque le courant passe à travers le canal conducteur en raison de la force de Lorentz. Un tel SEMA peut être utilisé directement comme moteur pour la robotique douce plutôt que pour transmettre la force via des pinces et des engrenages, comme l’exigent les moteurs à courant continu conventionnels. La tension de fonctionnement est inférieure à 1 V et, par conséquent, sans danger pour l’homme et permet même un travail sous-marin. Nous démontrons cela avec un requin mou qui nageSl. 1B, figure. S2 et film S1) où SEMA joue le rôle de queue et de nageoires.

Sl. 1 Principe de fonctionnement et procédure de réalisation des SEMA.

(UNE) Principe schématique de fonctionnement du SEMA exposé à une charge de courant dans un champ magnétique. (B) Un requin nageur mou nage SEMA (queue et nageoires; film S1). (C) Les principales étapes de réalisation d’un SEMA: formation d’un élastomère de silicone, collage des feuilles d’élastomère pour réaliser un canal et, enfin, injection de métal liquide. Vue de face et de côté du carré fini SEMA avec les deux extrémités du métal liquide connectées au système de contrôle. (Photographe: Michael Drack et Guoyong Mao / Université Johannes Kepler Linz).

RÉSULTATS

Compte tenu des principes physiques de base, les SEMA peuvent être modélisés comme une série de fils conducteurs dans un champ magnétique. L’entraînement est donc calculé selon la loi de Lorentz, F = Ouidl × B, où Oui est le courant qui traverse le fil, dl est un segment infinitésimal du fil, et B est la densité de flux magnétique. Comprendre la distribution du champ magnétique est essentiel pour façonner et exécuter SEMA. Dans l’expérience, nous utilisons une plaque magnétique (Fig. S3A) pour générer un champ magnétique asymétrique (Fig. S3B). Le champ magnétique quantitatif est caractérisé par l’expérience et la simulation (figures S3, C à I) et peut être équipé d’un ensemble d’équations analytiques (voir Matériaux et méthodes). Le principe de fonctionnement veut que des courants plus élevés produisent des forces plus élevées. Cependant, les courants élevés provoquent un échauffement plus fort des joules, ce qui implique que SEMA nécessite une faible résistance électrique. Nous y parvenons en utilisant des métaux liquides comme conducteurs extensibles, combinés à une conception de dimension de conduit appropriée. Alors que les canaux plus grands sont un moyen direct de réduire la résistance, la distribution du champ magnétique telle que donnée par l’aimant à plaque fixe la limite supérieure. En équilibrant tous les facteurs, nous fixons les dimensions du canal à une épaisseur de 0,5 mm et une largeur de 1 mm. Il existe un certain nombre de façons de créer des canaux métalliques liquides dans les élastomères à base de microfluides (21). Ici, nous utilisons le formatage comme une approche rentable. L’ensemble du processus de fabrication est montré dans Sl. 1C. En utilisant cette méthode de fabrication simple et évolutive, nous obtenons des élastomères échantillonnés avec précision (figures S4, A à D) et des canaux de métal liquide bien scellés (figures S4, E et F et film S2).

En démarrant, nos SEMA réalisent une flexion comme déterminé par leur conception (figures S5, A et B), car une extrémité du SEMA est fixe. Nous prédisons le moment de flexion théoriquement appliqué à SEMA, comme le montre la figure. S5B. Par exemple, le moment fléchissant est de 0,88 mN · m lorsque le SEMA est entraîné par un courant de 3 A (DC). Nous avons vérifié le mouvement de flexion actuel d’un SEMA carré avec un virage avec des simulations et des expériences bien adaptées (Sl. 2, A et B). Le modèle numérique est décrit plus en détail dans Matériels et méthodes (figures S5, C à F).

Sl. 2 Caractérisation d’un carré SEMA monocylindre.

Angle de rotation SEMA soumis à un courant continu de 1 à 3 A (UNE) fournis dans la simulation et (B) observé expérimentalement (film S3). (C) Angle de rotation SEMA en fonction du courant pour l’expérience et la simulation. () Changement temporel de la température de surface SEMA pour trois valeurs spécifiques de courant continu, 1, 2 et 3 A. (E) Angle de rotation maximal de la flexion SEMA soumis à des courants d’onde carrée, avec différentes amplitudes et fréquences. Insertion: l’angle de rotation maximum est limité par le contact du moteur avec le sol. (F) Test de fatigue à 5 Hz à un courant de 1 A. Une comparaison de la chute de tension par rapport au temps au début et à la fin du test montre un chevauchement parfait des premier et 2,16 mois de cycles de flexion, montrant la grande durabilité du SEMA. (Photographe: Michael Drack et Guoyong Mao / Université Johannes Kepler Linz).

Dans les expériences, un carré SEMA à simple bobine peut être plié à plus de 70 ° avec un courant de 3 A (DC). Les expériences révèlent une relation linéaire entre l’angle maximum de rotation et le courant appliqué jusqu’à 5 A (Sl. 2C). Dans la simulation, on peut augmenter le courant à 10 A, résultant en un angle de rotation maximum approchant 105 ° (Sl. 2C) pour des courants supérieurs à 5 A. L’angle final de rotation ne peut pas atteindre une valeur plus élevée, car la direction principale de la force de Lorentz est toujours horizontale (Fig. S5B) en raison de la distribution du champ magnétique (BR >> BZ). L’énergie de contrainte SEMA est obtenue en fonction du courant issu de la simulation (Fig. S6A). L’énergie de contrainte augmente presque linéairement avec l’augmentation du courant et atteint 3 mJ à 10 A. Compte tenu du poids de SEMA, 7,5 g (élastomère, 6,0 g; métal liquide, 1,5 g), la densité d’énergie maximale est de 0,4 mJ / g, qui est approximativement 1/dix muscle humain[environ36mJ/g([environ36mJ/g([oko36mJ/g([about36mJ/g(22)]. Ici, seule la masse de la coque en élastomère et métal liquide est prise en compte lors du calcul de la densité d’énergie ou plus tard de la densité de puissance, la masse de l’aimant n’est pas prise en compte[conformémentàd’autrestypesdebobinesdehaktuatoragdjetjHelmholtzdouxmagnétiquesserventdesourcesduchampmagnétique([inlinewithothertypesofmagneticsoftactuatorsoùHelmholtzcoilsserveasmagneticfieldsources([uskladusdrugimvrstamamagnetskihmekihaktuatoragdjetjHelmholtz-ovezavojniceslužekaoizvorimagnetskogpolja([inlinewithothertypesofmagneticsoftactuatorswhereieHelmholtzcoilsserveasmagneticfieldsources(17)].

La densité d’énergie inférieure est due à la densité élevée de la masse de métal liquide (6,44 g / cm3; six fois plus que dans les muscles naturels, soit environ 1 g / cm3), le champ magnétique faible de l’aimant du stator (moyenne, <300 mT; figure S3) et la résistance du métal liquide. Nous analysons des méthodes pour augmenter la densité d'énergie et ainsi améliorer encore les performances SEMA en développant un modèle simplifié. Le courant est considéré comme ne passant que par le canal horizontal supérieur du SEMA (Fig. S6B), et le SEMA entier agit comme une poutre élastique linéaire en flexion pure. Ensuite, l'énergie de stress obéit à la relation W ~ B2Oui2 et donc s’adapte parfaitement à la fois au champ magnétique et au courant d’attaque. Une machine IRM commerciale peut générer un champ magnétique de 7 T (MAGNETOM Terra, SIEMENS), ce qui est 35 fois plus grand que les champs utilisés dans nos expériences (en moyenne environ 200 mT). Ces champs forts (7 T) augmenteront l’énergie de contrainte d’un facteur 352 = 1225, bien plus que la valeur du muscle naturel.

Une autre option pour améliorer l’énergie de contrainte SEMA consiste à augmenter l’amplitude du courant. Cependant, les effets de chauffe en joules conduisent alors à une augmentation de la chaleur et de la température. Les résultats de l’expérience indiquent que 70 ° C est la température maximale qu’un carré avec une bobine SEMA peut supporter. C’est pourquoi le joule est la puissance de chauffage, Strchaleur = Oui2R, doit être pris en compte lors de la conception de SEMA. Nous effectuons une série de tests de température pour déterminer la température maximale (d’équilibre) des SEMA soumis à des tests statiques (courant continu) et dynamiques avec la même amplitude et le même courant effectif de 1, 2 et 3 A (Sl. 2D et fig. S6, C et D). En raison de la faible résistance du SEMA à l’activation (0,18 ohm) (Fig. S6, E et F), la température maximale atteinte n’est que de 58 ° C, avec un courant constant de 3 A. Les températures dans les essais dynamiques sont même 12 ° C inférieures à celles dans les tests statiques, qui est le résultat d’un échange thermique amélioré entre SEMA et l’environnement, étant donné la même puissance thermique dans les deux tests. Le fonctionnement par impulsions ou les systèmes de refroidissement actifs permettent des amplitudes de courant plus élevées que nous avons testées (impulsions de 25 A, 100 ms). Puissance calorifique Strchaleur = Oui2R est de 1,62 W avec 3 A, qui peut être utilisée comme règle de conception pour la même géométrie SEMA. Compte tenu de la limite de Strchaleur, l’énergie de contrainte maximale SEMA peut s’écrire Wmax ~ B2/R. Par conséquent, une diminution de la résistance SEMA est directement liée à une augmentation des performances. Notez que la résistance du métal liquide peut être de 1,67 × 10−7ohm ⋅ m en ajoutant des particules hautement conductrices comme le cuivre (23). Cela augmenterait la densité d’énergie de contrainte maximale de 73%. Par analyse, le nombre de tours de la bobine n’affectera pas la densité d’énergie de déformation maximale du SEMA avec la limite de température donnée par le chauffage joule (détails dans Matériaux supplémentaires).

Nous effectuons une gamme de tests de fréquence de démarrage pour étudier les performances dynamiques de nos SEMA. L’excitation d’un SEMA carré avec une bobine à des fréquences de 1 à 10 Hz révèle les pics de l’angle de rotation maximal mesuré (Sl. 2E). Ce comportement des résonances mécaniques aux fréquences inférieures est courant pour les robots souples, et a été trouvé, par exemple, pour des actionneurs en élastomère diélectrique (24). A un courant de 1 A, la fréquence de résonance est proche de 4 Hz, ce qui entraîne un angle de rotation maximal fortement augmenté (Sl. 2E), avec SEMA touchant presque le sol. L’augmentation du courant conduit à commuter cette résonance vers des fréquences plus basses. Application de très hautes fréquences jusqu’à 8192 (213) Hz avec un courant de 3 A (film S4) démontre l’applicabilité de SEMA pour des enceintes similaires à celles trouvées dans la littérature (19). Des tests de fatigue à long terme (activation à une fréquence de 5 Hz pendant 60 heures) montrent qu’un carré SEMA mono-bobine se plie plus de 2,16 millions de fois à un angle de rotation maximum de 61 ° sans aucune modification des performances (Sl. 2F et fig. S6G).

La miniaturisation des SEMA semble simple, car il existe différentes méthodes pour fabriquer des canaux micro-dimensionnés à partir de métaux liquides (25). Les limitations pratiques (résultant des grands courants utilisés) sont analysées ici à l’aide de simulations numériques, donnant un aperçu de l’évolutivité et de l’efficacité de SEMA. Un carré avec une bobine SEMA est utilisé comme actionneur de référence pour la simulation (Sl. 2B). Pour étudier l’évolutivité, nous supposons que α est le facteur d’échelle de l’actionneur, avec α fois les dimensions de l’actionneur de référence (40 mm à 40 mm sur 3,5 mm). La résistance du SEMA mis à l’échelle peut être exprimée comme R = ρlRC/ (αSRC), où lRC je SRC sont respectivement la longueur et la section transversale du canal de métal liquide, l’actionneur de référence. La puissance calorifique générée par SEMA est calculée comme Strchaleur = Oui2R. La puissance maximale de distribution de chaleur est proportionnelle à la surface de l’actionneur, Strdmax ~ α2SRA, où SRA est la zone des surfaces avant et arrière de l’actionneur de référence, en négligeant la zone le long de la direction de l’épaisseur. Si Strchaleur = Strdmax, alors nous obtenons le rapport entre le courant maximum et le rapport d’échelle comme Ouismax2 = α3OuiRmax2, où OuiRmax = 3 A est le courant maximum que nous avons testé avec l’actionneur de référence (Sl. 2A). Dans la simulation, la configuration est similaire à celle de Sl. 2B ou avec un champ magnétique homogène B = 400 mT qui est facilement accessible au moyen de grands aimants permanents. Considérant que le coefficient de transfert d’eau est mille fois plus élevé que l’air et le rapport Ouismax2 = α3OuiRmax2, nous multiplions le courant maximum par 10, ce qui donne un courant modéré de Oui = 10 Ouismax. La figure S7 montre la relation entre la consommation de courant et de chaleur des SEMA mis à l’échelle pour atteindre des angles de flexion de 10 ° à 90 °. Selon la simulation, à la fois la baisse de courant et de puissance thermique nécessaire pour atteindre un certain angle de flexion diminue avec une diminution du facteur d’échelle. Par exemple, un angle maximum d’environ 30 ° est atteint avec un courant de 1 mA pour un facteur d’échelle α = 0,001 (Fig. S7A), et la puissance thermique est d’environ 0,13 mW (Fig. S7B) et est donc beaucoup plus faible en par rapport à l’actionneur de référence.

Pour évaluer l’efficacité mécanique de SEMA, nous appliquons un courant d’impulsion (Fig. S8A) à divers actionneurs monocylindres mis à l’échelle. L’efficacité mécanique de SEMA peut être calculée comme η = Ew/ (Ew + P), où P peut être calculé comme P = Oui2Rt (Fig. S8A). Travail Ew effectue le lecteur, est calculé par un modèle numérique dynamique. Travail Ew il se compose de deux parties, à savoir l’énergie de contrainte Es et énergie cinétique Ek (Fig. S8B). En figue. S8C, le rendement mécanique augmente d’abord puis diminue jusqu’à atteindre une valeur maximale environ au moment où l’énergie cinétique atteint sa valeur maximale. En calculant l’efficacité mécanique pour SEMA avec différents facteurs d’échelle, nous constatons que l’efficacité mécanique pour α = 0,1 par rapport à α = 1 diminue de 4,2 à 0,5% avec le même Ouismax (Fig. S8D), et pour α = 0,01 (0,4 mm sur 0,4 mm sur 0,035 mm), il est d’environ 1,7 × 10−5. Par conséquent, dans les champs magnétiques faibles, les SEMA microscopiques ne peuvent pas être utilisés pour des applications réelles en raison de leur faible rendement, ce qui implique des conceptions différentes ou nécessite un champ magnétique plus fort (> 400 mT, par exemple, fourni par une machine IRM).

Afin d’évaluer l’efficacité, un modèle théorique simple est donné dans les documents supplémentaires. Nous constatons que l’augmentation de la vitesse de démarrage des canaux de métal liquide se traduira par une efficacité accrue. En partant des dimensions de l’actionneur de référence, on réduit l’épaisseur de la coque de 3,5 à 2,5 mm, réduisant ainsi la rigidité en flexion et augmentant ainsi la vitesse de rotation. Les résultats numériques donnent un rendement mécanique de 4,2 à 4,8% sur Oui = Ouismax et de 10 à 19% à Oui = 0,1 Ouismax (Fig. S8E). De même, une augmentation du champ magnétique se traduit par une augmentation du rendement mécanique selon la prédiction théorique. Le rendement mécanique d’un actionneur carré de 2,5 mm d’épaisseur, par exemple, est proche de 80%, avec un champ magnétique de 1,6 T et presque 100% avec un champ magnétique supérieur à 4 T (Fig. S8F).

Pour déterminer la puissance de SEMA, nous construisons un carré de double bobine (Fig. S9), fournissant plus de force que la version simple bobine. Dans Sl. 3A, SEMA est relié au poids par un fil via une poulie. La mesure de la trace de poids donne une courbe de déplacement en fonction du temps et, par conséquent, la vitesse et l’accélération, qui sont utilisées pour calculer la puissance et le rendement (Sl. 3, B à D). La puissance de sortie maximale du SEMA est d’environ 57 mW et la densité de puissance maximale est d’environ 5,3 mW / g. L’application d’un courant sinusoïdal de 1 Hz avec trois amplitudes différentes 1, 2 et 3 A se traduit par un rendement de 0,36, 0,21 et 0,15%, respectivement. Ceci est cohérent avec la simulation précédente (Fig. S8C) dans laquelle le temps augmente, le rendement diminue et le rendement diminue avec l’augmentation du courant (Fig. S8D). La plus grande partie de l’énergie (> 99%) est dissipée sous forme de chaleur dans l’environnement (Fig. S10).

Sl. 3 Puissance et efficacité de la double bobine SEMA.

(UNE) Réglage expérimental pour les tests de puissance et d’efficacité. En commutant le courant continu de –3 à 3 A, le SEMA se plie d’un côté à l’autre et soulève le poids de 2 cm grâce à la déviation de la poulie (film S5). (B) Déplacement SEMA en réponse à des changements de courant soudains de -3 à 3 A. (C je ) Vitesse SEMA et réponse de puissance mécanique dans le temps dans les 0,2 s initiales après le courant de commutation. (E) Un carré avec une double bobine SEMA a heurté une balle de ping-pong, placée sur un fil de 47 mm en l’air (film S6). (Photographe: Michael Drack et Guoyong Mao / Université Johannes Kepler Linz).

Sur la base de l’analyse de performance ci-dessus, les SEMA sont capables de mouvements spéciaux (tels que la flexion périodique rapide), qui sont difficiles à réaliser pour d’autres types d’actionneurs fonctionnels souples. Nous avons conçu plusieurs types de SEMA et présenté leurs compétences spécifiques dans des démonstrations personnalisées. Dans Sl. 3E, un carré SEMA avec une double bobine frappe une balle de ping-pong suspendue à un fil ressemblant à un simple pendule. En appliquant une impulsion de courant (–3 à +3 A), SEMA pousse une bille de 47 mm dans l’air, transférant au moins 1,2 mJ d’énergie mécanique à l’objet. Avec un courant d’onde carrée de 1 A à 1,5 Hz, SEMA frappe périodiquement la balle (en jouant au ping-pong; Fig. S11 et film S6). Nous montrons l’action sous-marine avec une queue de poisson comme SEMA (Fig. S12A), i. Qui sert de moteur de nage robotique (Sl. 1B). Contrairement aux actionneurs souples basés sur un élastomère diélectrique, qui nécessite généralement plusieurs milliers de volts, nos SEMA fonctionnent avec une tension de quatre ordres de grandeur (<1 V), ce qui permet un fonctionnement sûr même s'ils sont immergés dans l'eau sans avoir besoin d'une isolation sophistiquée. barrières. Nous plaçons le SEMA en queue de poisson sur le fond du réservoir d'eau, avec un aimant sous la plaque (Fig. S12B). L'application d'un courant d'onde carrée de 3 A permet à la queue de poisson SEMA de se balancer fortement comme une vraie queue de poisson (Sl. 4A et film S7) et accélère le mélange du bleu imbibé d’eau (Sl. 4B et film C7). La vidéo montre le vortex causé par SEMA et indique des performances élevées (Sl. 4B).

Fig. 4 Functionalities of SEMAs.

(A) Dynamic swinging of a fish-tail SEMA (top view; movie S7). (B) Fish-tail SEMA as a blender speeding up the mixing of blue dye and water (movie S7). (C) Flower SEMA (top view). The five petals are numbered from 1 to 5. The elastomer support joining the five SEMAs to one flower is described in fig. S11B. (D) Flower SEMA in different actuated modes (movie S8). Each bit of the binary number represents the on- (1) or off-state (0) of a single petal corresponding to the numbers in (C). (E) Design and operation of a cubic SEMA and its rotation subjected to different current signals (movie S9). (Photo Credit: Michael Drack and Guoyong Mao/Johannes Kepler University Linz).

Apart from single-coil SEMAs, we develop multicoil ones to show their high programmability. There are various flower-shaped actuators made of other soft functional materials, such as shape-memory polymers, pH-sensitive hydrogels, or magnetic polymers, as well as pneumatically driven actuators (2629). However, most of these actuators only allow for two switching states, fully open or closed as a whole. We here develop a multicoil flower SEMA assembled from five SEMAs each acting individually as one petal (Fig. 4C and fig. S13, A and B). When designing the petals, it is essential to identify a proper shape and suitable thickness to ensure the complete closing and opening of the flower actuator. To get a large magnetic torque, we continue to use rectangular coils instead of circular ones (fig. S13A). At its initial state (without current), the flower is resting at the center of the top surface of the magnet, and the coils of all petals are positioned in parallel to the magnet, resulting in a Lorentz force mainly along the in-plane direction. Considering the distribution of the magnetic field (fig. S3), we choose the length of the petals to be close to the radius of the magnet. This design ensures that the magnetic field component BR generates a magnetic torque large enough to bend the tips of the petal at the onset of the bending process (fig. S5). The following bending process is accomplished by the magnetic field component BZ. Besides the length of the single petals, the thickness also affects the bending stiffness and its mass. If the petal is too thick, then the induced magnetic torque is not sufficient to bend the petal. If it is too thin, then the petal collapses, folds itself, and will no longer return to its initial position. In addition, we use the numerical model to study the dynamic response of the petals for different thicknesses (fig. S13C) subject to various current loads. This meticulous optimization of all parameters provides the experimental design space for flower-like SEMAs.

In contrast to other flower-shaped robots, our flower SEMA operates very fast, and each petal can be programmed individually (movie S8). The numbering of the petals (Fig. 4C) allows the use of a five-digit binary code to indicate the flower actuator’s operational state (Fig. 4D). The individual petals can be programmed to close and open sequentially (fig. S14A) or simultaneously (fig. S14B), which enables the flower SEMA to hold objects such as a ball (fig. S14C). Full closing or opening of all five petals takes only 80 ms when applying a 5-A current (fig. S14, D and E), which is very fast compared to other flower actuators, and for soft actuators in general. Closing and opening the petals one by one with time intervals of 10 ms, 50 ms, 100 ms, and 1 s show the outstanding dynamic performance of our SEMAs (movie S8).

If the liquid-metal coil is oriented perpendicular to the magnetic field, then only the in-plane forces act, and the SEMA will no longer bend. We suggest using three-dimensional (3D) liquid-metal coils to overcome this limitation. We build a cubic SEMA placed in the center of a plate magnet where BR > > BZ to demonstrate the concept. Such a five-face cubic SEMA has one face open to allow connecting electrodes (fig. S15). By controlling the current through the cubic SEMA, it can rotate in any direction (Fig. 4E and movie S9). This design allows a SEMA to function in arbitrary magnetic fields.

DISCUSSION

In this study, on the basis of the principles of conventional electromagnetic actuators, we here introduce a series of SEMAs that actuate fast and are highly controllable (for a comparison with current popular soft actuators, see table S3). Their entirely soft body and low driving voltage (<1 V) render them innocuous when in contact with living organisms and fragile objects. The experimental and theoretical analysis predicts SEMAs with high energy density, power density, and efficiency if subjected to a strong magnetic field (available with a commercial MRI machine). Simulations indicate that the driving current and power consumption required for a 30° bending of single-coil SEMA drops from 0.56 A to 1 mA and from 57 to 0.13 mW, respectively, when reducing the size from centimeters to micrometers in a 400-mT magnetic field. The simulation also indicates that a 20% mechanical efficiency is possible with a permanent magnet and even close to 100% can be achieved with a 4-T magnetic field. Unlike conventional motors, our SEMAs are readily miniaturized because of their simple structure, the frugal fabrication process, and the wide availability of low-cost power electronics. Moreover, our SEMAs are well controlled and easily programmed, enabling individual actuation of soft robotic elements within more complex structures such as our flower SEMA. Our numerical and experimental analyses provide ample pathways to improve the power output and mechanical efficiency of SEMAs. New, lower-resistivity liquid-metal materials such as a Cu-EGaIn mixture (23) seem promising here. Equally, an increase in the number of turns of liquid-metal coils enhances the force and power output. Thinner actuators, albeit eventually challenging to realize and requiring new shell materials, will also enhance performance. The fabrication of small size and multicoil SEMAs is promising for the use of SEMAs in medical applications.

In the future, our work may translate into a multitude of use cases and revolutionize the development of advanced microrobots for medical applications (30) such as drug delivery, tissue diagnosis, and cell manipulation. In this way, the classic movie scene from Fantastic Voyage where a miniaturized submarine destroys a blood clot and saves the patient’s life may one day become reality.

MATERIALS AND METHODS

Materials for SEMAs

SEMAs are made of a liquid metal embedded in a patterned soft elastomeric shell. The implemented liquid-metal Galinstan consists of gallium, indium, and tin with a mass ratio of 69:22:9 weight % (Smart Elements, smart-elements GmbH). The mass density and electrical resistivity of Galinstan are about 6.44 g/cm3 and 2.89 × 10−7ohm ⋅ m, respectively, at room temperature. The silicone elastomer for the elastic shell is fabricated from Ecoflex 00-30 (Smooth-on).

Characterization of the elastomer

The shear modulus of Ecoflex is obtained by a simple tension test, with a constant strain rate of 0.66%/s. The specimen geometry can be found in the European Standard EN ISO 527-2:1996 (type 5A). Fitting with the incompressible neo-Hookean hyperelastic model obtains the shear modulus of the Ecoflex, 49.12 kPa.

Fabrication of the SEMA

A 1:1 ratio of part A and part B of Ecoflex is mixed and degassed in a vacuum mixer system (DAC 600.2 VAC-P, Hauschild & Co. KG) (250 mbar for 1 min at 0 rpm, 350 mbar for 20 s at 1500 rpm, and 20 s at 2350 rpm). Subsequently, the uncured elastomer is poured into plastic molds and either cured at room temperature for 4 hours or in an oven at 65°C for 10 min, depending on the purpose. Molds for shell production are fabricated by 3D printing (Ultimaker 3 Extended, Ultimaker B.V.). The molded and readily cured elastomer films are bonded with uncured elastomer and fully cured in an oven at 65°C for half an hour. After the production of the elastomeric shell, the liquid metal is injected into the channels of the SEMA with a syringe (Fig. 1B). Two electrodes (tinned copper wire, no.390-549, RS Pro) are used to connect the SEMA with the control system. The electrodes are punctuated in the SEMA at the two ends of the liquid-metal channel. The punctuated sites are sealed with a thin elastomer layer processed according to the above bonding operation. The thickness of the SEMA is about 2.5 mm, including the two elastomeric sheets each 1 mm in thickness forming the shell, sandwiching the liquid-metal coil. The thickness of the liquid-metal coil is 0.5 mm, and the width of the liquid-metal channel is 1 mm. Dimensions and structure of a single-coil square SEMA are illustrated in fig. S4 (A to D).

Characterization of the magnet

The circular plate magnet (SM-100×30-N, magnets4you GmbH) is made of NdFeB (N45) and coated with nickel-copper-nickel. Its radius and height are 100 and 30 mm, respectively. We characterize the magnet with a Gauss meter (Gaussmeter HGM09s, Goudsmit Magnetic Systems). The magnetic field strength in the Z direction is measured by the Gauss meter at a distance of 6 mm to the surface of the magnet. Multiple positions on top of the magnet are measured as shown in fig. S3C. The measured magnetic field strength is used to fit the remanent magnetization. We use the commercial finite-element package COMSOL to obtain the distribution of the magnetic field. In the simulation, we assume that the magnet material is homogenous and axisymmetric in geometry. Combining experiment and simulation, we obtain the remanent magnetization of the plate magnet, 1.31 T.

The distribution of the magnetic field is shown in fig. S3 (E to I). We can find a cylinder (R ~ 20 mm and Z ~ 50 mm) on top of the plate magnet in which the magnetic field is mainly in Z direction and the magnetic field amplitude in R direction is negligible. We can fit these amplitudes at R = 0 along the Z direction, which shows a linear behavior with BZ = −5.2485 × Z + 343.4 (mT). This results in a magnetic space with BR = 0 and BZ on top of the plate magnet.

On the basis of the simulation, we further obtain a group of 2D polynomials to express the whole magnetic field

BR=je=0je=5j=0j=5PijRjeZj,,(je+j5)

(1)

BZ=je=0je=5j=0j=5QijRjeZj,,(je+j5)

(2)

Fitting with these 2D polynomials via MATLAB yields the values for the parameters Pij je Qij listed in table S1. The comparison of the fitted magnetic field resulting from the 2D polynomials with the magnetic field from the simulation is plotted in fig. S3 (H and I), proofing good agreement both in Z je R directions. Last, we input these 2D polynomials in the commercial finite-element method software ABAQUS for the mechanical simulation.

Numerical simulation

We simulate the mechanical response of the SEMAs with the finite-element software ABAQUS. To describe the mechanical behavior of the elastomer, we use an incompressible Neo-Hookean hyperelastic model with a shear modulus of 49.12 kPa. The inhomogeneous magnetic field predicted by Eqs. 1 je 2 is implemented to the simulation by the subroutine UTRACLOAD. We use a surface traction force to represent the Lorentz force via the same subroutine, as it is not possible to apply such a Lorentz force directly in ABAQUS. The directions of the surface traction forces can be determined according to the loading condition (fig. S5, C and D). In fig. S5 (E and F), we show a loading condition that is implemented in the simulation. In addition, we can describe the surface traction force per unit area on the channels with p = IBZ sin θ/w, where θ is the angle between the magnetic field and the current direction (usually θ = π/2) and w is the width of the liquid-metal channel.

Control and power systems

Two different control systems were used for the experiments. One is a self-built voltage to current converter for sourcing a current (0 to 3 A), corresponding to an input voltage signal provided by a waveform generator (Agilent 33250A, Keysight Technologies). The other one is a multichannel pulse-width modulation (PWM) voltage-control system consisting of a microcontroller (Arduino Uno Rev3), a 16-channel PWM controller (PCA9685, Adafruit), and five PWM output stages (BTS7960B, JKZ) for providing five separate PWM signals. Both control systems are connected to a power supply (PS-2403D, Voltcraft or PE 1645, Philips).

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Acknowledgments: We thank A. Heiden for the technical assistance in printing molds and Z. Yu for discussions about liquid metal. Funding: This work was supported by the ERC Starting Grant “GEL-SYS” under grant agreement no. 757931 and a startup funding of the LIT (Linz Institute of Technology) “Soft Electronics Laboratory” under grant no. LIT013144001SEL. Author contributions: G.M. conceived the project and designed the actuators. G.M., M.K.-M., and M.D. fabricated the actuators. G.M. developed the theoretical and numerical model for the actuators and conducted the analysis. G.M., M.D., and M.K. designed the experiments. G.M., M.D., T.S., and R.S. built the experimental setup. G.M, M.D., and T.S. conducted the experiments and characterized the performance of the actuator. G.M. and M.D. designed the control system and programmed the code. G.M., M.D., and M.K. analyzed the result. G.M., D.W., M.D., and M.K. designed figures and videos and wrote the manuscript. All authors contributed to editing the manuscript. M.K. supervised the research. Competing interests: The authors declare that they have no competing interests. Data and materials availability: All data needed to evaluate the conclusions in the paper are present in the paper and/ or the Supplementary Materials. Additional data related to this paper may be requested from the authors.



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