Un novedoso motor ultrasónico esférico con estatores de alambre que mide el par y la precarga mediante un nuevo método

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 11910 (2023) Citar este artículo

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El presente estudio presenta un motor ultrasónico de múltiples grados de libertad (MDOF), que es capaz de accionar un rotor esférico utilizando estatores de alambre en espiral y un actuador de pila piezoeléctrico. Los estatores de alambre y los actuadores de pila piezoeléctricos permiten que el motor propuesto sea más pequeño y simple, tenga un menor consumo de energía y tenga diferentes modos a diferentes frecuencias. En este motor, se utilizan dos estatores de alambre para impulsar el rotor esférico y girarlo en diferentes direcciones. Los análisis de frecuencia propia y en el dominio de la frecuencia se llevaron a cabo utilizando el método de elementos finitos (FEM) para evaluar la capacidad MDOF del motor en diferentes modos de vibración. Se ha demostrado que el actuador piezoeléctrico de pila puede proporcionar movimientos MDOF a través de sus modos de vibración. La frecuencia resonante obtenida mediante el enfoque en el dominio de la frecuencia coincidió con la prueba del analizador de impedancia. Se investigaron experimentalmente la velocidad de rotación, el par y la fuerza de precarga. Utilizando la tensión cortante causada por un fluido viscoso en contacto con el rotor esférico, se desarrolló un nuevo método de cálculo del par. A partir de la fuerza de flotación ejercida sobre el rotor sumergido se midió la fuerza de precarga. Los resultados experimentales indicaron que la velocidad de rotación máxima del rotor esférico fue de 306 rpm y el par máximo fue de 4,7 μN · m.

Los motores ultrasónicos son una de las principales aplicaciones del efecto piezoeléctrico inverso. Convierten los movimientos ondulatorios, vibratorios y progresivos del estator (la fricción entre rotor y estator) en un movimiento giratorio o lineal. En los últimos años, las aplicaciones de alta tecnología requieren actuadores pequeños, precisos, ligeros y silenciosos capaces de funcionar en entornos electromagnéticos. Los motores ultrasónicos se desarrollan para abordar tales necesidades. Los motores ultrasónicos esféricos (SUSM) se han investigado y desarrollado para beneficiarse de las ventajas de los motores ultrasónicos sin necesidad de cambios de diseño complejos1,2,3,4,5,6,7.

Algunas ventajas de los motores ultrasónicos son las siguientes: (1) alta precisión de posicionamiento, (2) tiempo de respuesta corto, (3) rendimiento silencioso, (4) alta densidad de energía, (5) estructura simple, (6) alta eficiencia en condiciones magnéticas fuertes campos, y (7) bajo consumo de energía8,9,10,11,12,13. Las ventajas han convertido a los motores ultrasónicos en una opción adecuada para muchas aplicaciones, como posicionamiento preciso, articulaciones de robots14, inspección de tuberías de acceso limitado15 y aplicaciones médicas para mecanismos diminutos16, especialmente en métodos de diagnóstico como la angioscopia, en la que un microesférico ultrasónico El motor se utiliza para mover la cámara en cualquier dirección para que los médicos vean el interior de los vasos sanguíneos17,18,19. Se han propuesto varios diseños para SUSM, cada uno de los cuales tiene ventajas y desventajas específicas con respecto a sus aplicaciones potenciales y rendimiento esperado. Uno de esos diseños son los SUSM cuyo estator es un transductor tipo sándwich que funciona en modo de flexión20,21,22,23,24. Al proporcionar el accionamiento adecuado del material piezoeléctrico, la flexión de varios planos conduce a la rotación alrededor de diferentes ejes; sin embargo, no ha habido informes sobre rotaciones simultáneas alrededor de diferentes ejes. Los estatores dentados tienen un diseño muy flexible que permite que el rotor esférico gire alrededor de diferentes ejes; sin embargo, para tales diseños resulta complicado aplicar la precarga por igual8,25,26. Se examinó con otro enfoque el SUSM de múltiples grados de libertad (MDOF) con cuatro placas piezoeléctricas dentadas, que permiten un ejercicio igual de fuerza de precarga en el rotor, y también se investigó la correlación entre la velocidad de rotación del rotor y la precarga27. Cada estator dentado requiere un conjunto de al menos tres fases individuales para el voltaje de excitación, lo que puede complicar el circuito de accionamiento para mayores grados de libertad. Otro diseño SUSM, llamado SUSM sándwich, utiliza placas piezoeléctricas circulares divididas en varias zonas. Cada zona debe excitarse por separado para hacer girar el rotor esférico. En el estudio mencionado anteriormente, se adoptó un disco piezoeléctrico y se evaluaron la carga (la fuerza entre el rotor y el estator), diferentes superficies de contacto, voltaje y frecuencia óptimos y la fricción entre el rotor esférico y el estator. Tenga en cuenta que la estructura del motor es complicada y grande en cuanto a su eficiencia2. Se propuso otro tipo de SUSM, que utiliza piezoeléctricos a granel como sistema de actuación. Tienen electrodos de cobre en cuatro lados para la excitación y utilizan una combinación de dos vibraciones de flexión perpendiculares para generar una onda de movimiento en la parte superior del estator, lo que provoca un movimiento en dirección perpendicular a los planos de flexión28. En este motor, la precarga se aplica a un rotor magnético suave utilizando un campo magnético externo, por lo que la aplicación de este motor en entornos con campos electromagnéticos no es factible. Los SUSM con estatores de alambre son otro tipo que utiliza estatores de alambre de una o varias espirales con seis transductores para la excitación. Debido a los pocos puntos de contacto en el rotor, los SUSM con estatores de alambre en espiral simple generan un par bajo; sin embargo, ocurre todo lo contrario para los SUSM con estatores de alambre multiespiral. Esto ocurre mientras este último sufre una desviación de la dirección de rotación debido a la falta de uniformidad de los puntos de contacto17,18.

La medición del par en SUSM también se investiga en varias investigaciones. Los métodos convencionales, como aplicar el par utilizando la fuerza del peso debido a una masa colgante, son un desafío debido a la geometría del rotor esférico. Además, estos motores proporcionan baja potencia y es difícil evitar la desviación del eje de rotación al aplicar el par18,29,30. También se proponen métodos indirectos como la estimación del par midiendo la respuesta transitoria del motor31. El inconveniente de este método es el modelo lineal simple para la relación entre el par y la velocidad de rotación (característica de carga) junto con su sofisticado método de medición, que podría ser inexacto para diferentes diseños SUSM.

En este estudio, el tamaño y la complejidad del diseño del motor se redujeron al separar el actuador vibratorio del rotor usando estatores de alambre y un actuador de pila piezoeléctrico por primera vez, lo que resultó en dos ventajas principales: primero, alta velocidad de rotación y segundo, baja el consumo de energía. Se propusieron métodos novedosos para medir el par y la fuerza de precarga en el presente estudio para superar las limitaciones de los convencionales. El par se calculó utilizando el esfuerzo cortante viscoso ejercido sobre el rotor esférico sumergido, y la fuerza de precarga se calculó utilizando la fuerza de flotación aplicada al rotor flotante. Las vibraciones de la pila piezoeléctrica y sus diferentes modos se analizaron numéricamente para determinar las capacidades de la pila piezoeléctrica y la respuesta de frecuencia de la pila piezoeléctrica y el estator.

La estructura del motor y el esquema del principio de funcionamiento se presentan en la Fig. 1. El actuador es una pila piezoeléctrica integrada (o piezoeléctrica multicapa) sin componentes deslizantes ni rodantes. Las pilas piezoeléctricas o piezoeléctricos multicapa tienen una respuesta rápida (100 veces más rápida que los piezoeléctricos bimorfos), proporcionan un posicionamiento preciso en nanómetros, producen grandes fuerzas con bajo consumo de energía, no generan ruido en campos electromagnéticos y son relativamente económicos. En consecuencia, disminuyen el tamaño del motor y el consumo de energía31,32. El material piezoeléctrico utilizado en este estudio fue TOKIN AE0505D16, un actuador recubierto de resina de la serie AE de 5 × 5 × 20 mm. El estator de alambre era SUS304 con alta elasticidad y rigidez, y su superficie lisa disminuye la fricción entre el estator y el rotor esférico. Las propiedades del alambre del estator se mencionan en la Tabla 1. El siguiente paso fue preparar un acoplamiento para conectar el alambre del estator al actuador piezoeléctrico de la pila. El mejor acoplamiento es conectar el estator de alambre directamente al actuador piezoeléctrico de la pila para transferir la vibración explícitamente. Este acoplamiento sólo es posible con adhesivos fuertes. Dado que el objetivo era utilizar varios estatores para nuestros experimentos, dicho acoplamiento no era una opción. En consecuencia, se diseñó un acoplamiento para transferir la vibración de manera efectiva y permitir un fácil ajuste del estator. El conector debe ser muy rígido para transferir completamente la vibración generada por el actuador al estator; por lo tanto, se utilizó ácido poliláctico (PLA) para la impresión 3D del acoplamiento. Se consideró una pelota de plástico (pelota de ping pong FOX Inc.) como rotor esférico y sus propiedades se mencionan en la Tabla 2, y se empleó un dispositivo de 6 DOF para posicionar los estatores y ajustar sus alturas con precisión. Al aplicar el voltaje y la frecuencia adecuados, el actuador piezoeléctrico de la pila generó una vibración sinusoidal y se transmitió una onda transversal viajera al estator de alambre mediante acoplamiento, lo que indujo un movimiento elíptico en el estator de alambre debido a la propagación de la onda. Debido a la fricción entre el rotor y el estator, las crestas de esta onda viajera en la sección del anillo del estator empujan el rotor a moverse en contra de la dirección de propagación de la onda a la frecuencia resonante del actuador piezoeléctrico y el conjunto del estator de alambre (Fig. 1C). Dado que el actuador piezoeléctrico de pila tiene diferentes modos de vibración (longitudinal, flexión y torsión) a diferentes frecuencias, se podrían generar diferentes formas de onda en diferentes direcciones para diferentes modos.

(A) Vista en despiece, (B) ensamblada del motor propuesto y (C) esquema del principio de funcionamiento.

Se realizó una simulación FEM para evaluar la capacidad de la pila piezoeléctrica de realizar los movimientos necesarios para accionar el estator y evaluar los dominios de frecuencia de los modos de vibración del actuador de la pila piezoeléctrica y el conjunto de estator y cable. El análisis modal también se realizó para el actuador piezoeléctrico y el estator de alambre en su conjunto para determinar el efecto de los modos de vibración individuales en los movimientos del estator. El efecto piezoeléctrico es una interacción de fenómenos mecánicos y eléctricos. En COMSOL Multiphysics 6, el modelado piezoeléctrico incluye entornos mecánicos sólidos y electrostáticos acoplados por una característica multifísica. Primero se realizó el análisis modal, mediante el cual se modeló el actuador piezoeléctrico de pila como un sólido en el software, según el estudio anterior. Para el modelo de análisis modal, se consideró que el actuador piezoeléctrico de la pila estaba fijo en un extremo. El análisis modal abordó diferentes modos del actuador piezoeléctrico de pila, el estator de alambre y el conjunto del estator. Las figuras 2, 3, 4 y 5 muestran los resultados.

Desplazamiento de varios modos del actuador piezoeléctrico de pila; (A) longitudinal, (B) torsional y (C) flexural.

Modos longitudinales de vibración para (A) estator de alambre, (B) actuador de pila piezoeléctrico y (C) conjunto de estator.

Modos de vibración por flexión para (A) estator de alambre, (B) actuador de pila piezoeléctrico y (C) conjunto de estator.

Modos torsionales de vibración para (A) estator de alambre, (B) actuador de pila piezoeléctrico y (C) conjunto de estator.

A continuación, se realizó el análisis del dominio de la frecuencia en el rango de barrido de 20 a 80 kHz para el actuador de pila piezoeléctrico. Este análisis tuvo como objetivo determinar la frecuencia de resonancia del conjunto cuando las pilas piezoeléctricas fueron accionadas en la dirección longitudinal. Se supuso que el campo eléctrico se aplicaba a lo largo del eje 33 de los piezoeléctricos; por lo tanto, no se estimuló ningún otro modo de vibración mientras se accionaban los piezoeléctricos. En primer lugar, se llevó a cabo un análisis armónico de las pilas piezoeléctricas. Luego, los resultados se consideraron como base para el análisis armónico del conjunto, asumiendo que el actuador piezoeléctrico de la pila estaba fijo en un extremo y que los efectos de amortiguación estructural de los piezoeléctricos y el estator de alambre y el dieléctrico y el acoplamiento de los piezoeléctricos eran despreciables. La amplitud del voltaje aplicado a los piezoeléctricos fue de 4 V. Para verificar que la onda generada en el elemento impulsor es una onda viajera, se llevó a cabo una simulación transitoria y los resultados para un período de vibración se representan en la Fig. 6.

Pista de movimiento transitorio del elemento motriz.

Como se muestra en la Fig. 7, el analizador de impedancia LCR-8110G probó la pila piezoeléctrica y el conjunto de la pila piezoeléctrica, los estatores de alambre y el rotor esférico para obtener la frecuencia de resonancia de la pila piezoeléctrica y el motor en su conjunto. El desplazamiento máximo, la frecuencia de excitación, la capacitancia y la rigidez informados por el fabricante fueron 17,5 μm, 69 kHz, 1,4 μF y 49 N/μm en condiciones libres, respectivamente.

Configuración de prueba experimental del analizador de impedancia.

La configuración experimental para la medición de la velocidad de rotación, incluidos los dispositivos utilizados en los experimentos, se muestra en la Fig. 8. En este estudio, la tarjeta generadora de funciones (TNM-DS20080A) actúa como una interfaz entre la PC y el circuito. La salida del circuito amplificador se conectó a un circuito amplificador clase B. En el circuito amplificador no inversor se empleó un circuito integrado (IC) NE5532, capaz de amplificar la amplitud del voltaje en altas frecuencias. La ganancia del amplificador de voltaje fue 11. Las pilas piezoeléctricas tienen una alta capacitancia y su impedancia disminuye en altas frecuencias. Por lo tanto, necesitan más corriente que la que los accionamientos piezoeléctricos habituales no pueden proporcionar. Para ello se utilizaron circuitos clase B para ofrecer la corriente adicional.

Dispositivos del experimento: (1) PC, (2) tarjeta generadora de funciones, (3) osciloscopio, (4) fuente de alimentación, (5) circuito eléctrico y (6) conjunto de rotor.

La prueba del analizador de impedancia de la pila piezoeléctrica en condiciones libres y su análisis en el dominio de la frecuencia se realizaron en el rango de 25 a 85 kHz. La prueba del analizador de impedancia y el análisis de frecuencia se llevaron a cabo para todo el motor para derivar la frecuencia resonante con la que se podía arrancar el motor. El diagrama esquemático de los movimientos y sus ejes para estados simples y combinados se presenta en la Fig. 9. Cabe señalar que la flecha verde en la Fig. 9 representa el eje de rotación resultante cuando ambos estatores están activados.

Diagrama esquemático del movimiento multidireccional.

El par es un parámetro importante en el rendimiento de un motor. Debido a su geometría especial, los métodos convencionales de medición del par no se pueden utilizar para rotores esféricos, ya que se propuso un enfoque novedoso para medir el par del motor, abordando los problemas de los métodos convencionales. El enfoque propuesto empleó el esfuerzo cortante ejercido sobre el rotor esférico por el fluido. En este caso, el estator estaba encima del rotor y un volumen de casquete esférico del rotor se sumergió en el fluido. Se utilizó un fluido altamente viscoso (aceite de motor SAE 5W30) para mejorar la precisión de los cálculos. La viscosidad del aceite se midió a diferentes velocidades usando un reómetro. Dado que el rotor tenía una velocidad de rotación baja, se seleccionó μ = 0,26 Pa.s del diagrama de reometría utilizado para rotaciones de baja velocidad. La velocidad del rotor esférico fue de 12 rpm. Como se muestra en la Fig. 10A y la ecuación. (2) derivado en 33 sugiere que el par T se puede calcular de la siguiente manera:

donde θ es el ángulo del casquete esférico del rotor, a es la altura del fluido hasta el punto más bajo del rotor esférico y ω es la velocidad de rotación del rotor esférico dentro del fluido viscoso. Según el esquema, se utilizó una configuración experimental para medir los parámetros requeridos en las Ecs. 1 y 2 utilizando un microscopio digital (Dino-lite AM-413ZT). Los parámetros deseados se obtuvieron como se muestra en la Fig. 10B.

Medición de par: (A) esquema y (B) configuración experimental.

La medición de la precarga y el logro de una fuerza de precarga uniforme para rotores esféricos siempre han sido un desafío. Este estudio utilizó un método experimental y el principio de flotabilidad para medir la fuerza de precarga. Primero, el rotor esférico estaba libremente dentro del fluido (agua) sin conectarse al estator. El volumen de fluido aumentó gradualmente y, por tanto, se estableció un ligero contacto entre el rotor y el estator. Como resultado, el rotor comenzó a girar y, a medida que aumentaba el volumen de fluido, el rotor giraba más rápido (debido al aumento de la superficie de contacto entre el rotor y el estator). Una vez que el fluido alcanzó un cierto nivel, el rotor dejó de girar debido al exceso de precarga y el estator no pudo mover el rotor (Fig. 11).

Medición de precarga.

Cabe señalar que la fricción causada por la viscosidad del fluido afectó los cambios de velocidad de rotación. A medida que aumentaron la altura del fluido y la precarga, la superficie de contacto entre el rotor y el fluido se expandió, lo que provocó una mayor tensión de corte viscosa ejercida sobre el rotor. En este caso, la fuerza de fricción entre el rotor y el estator y el par causado por el esfuerzo cortante viscoso impidieron el movimiento del rotor esférico. En la ecuación. (3), h es la altura del rotor dentro del fluido (casquete esférico), R es el radio del rotor esférico y ρ es la densidad del fluido.

Las Figuras 2A y 3B muestran los modos longitudinales de vibración (a lo largo del eje z) para las pilas piezoeléctricas libres y en voladizo a las frecuencias de 65 y 46,391 kHz, respectivamente. Los modos torsionales de vibración libre y la pila piezoeléctrica en voladizo a 50,3 y 57,263 kHz se presentan en las Figs. 2B y 5B, respectivamente. Además, las Figs. 2C y 4B ilustran los modos de vibración por flexión libre y la pila piezoeléctrica en voladizo a 63,26 kHz y 63,923 en el plano x – z, respectivamente.

Como se presenta en las Figs. 3, 4 y 5, se evaluaron y compararon los modos de frecuencia para cada componente y también toda la configuración. La Figura 3 muestra el modo longitudinal para la pila piezoeléctrica a 46,391 kHz, el estator de alambre a 47,531 kHz y toda la configuración (pila piezoeléctrica y estator de alambre) a 47,108 kHz. La Figura 4 muestra los modos de frecuencia para la pila piezoeléctrica a 63,923 kHz, el estator de alambre a 63,471 kHz y toda la configuración a 63,266 kHz. La Figura 5 muestra el modo de vibración torsional para la pila piezoeléctrica a 57,263 kHz, los modos de frecuencia del estator de alambre a 54,306 kHz y la configuración completa a 56,653 kHz. Todos los modos pueden proporcionar las formas de modo necesarias para el movimiento MDOF del estator.

El análisis en el dominio de la frecuencia para la pila piezoeléctrica libre sin precarga se evaluó en el rango de 25 a 85 kHz y bajo la prueba del analizador de impedancia. También se realizó un análisis en el dominio de la frecuencia para una pila piezoeléctrica precargada, como se muestra en la Fig. 12. La prueba y la simulación del analizador de impedancia informaron que la frecuencia resonante de la pila piezoeléctrica era 68 y 65 kHz, respectivamente. Según la Fig. 12, el valor de la frecuencia resonante obtenido mediante simulación y experimento fue muy cercano (una diferencia inferior al 5%), lo que puede atribuirse a un error numérico.

Frecuencia de resonancia de la pila piezoeléctrica en el rango de 25 a 85 kHz.

Por lo tanto, el conjunto del estator (pila piezoeléctrica y estator de alambre) se modeló en el software y el modelo se evaluó en el rango de 25 a 40 kHz. La resonancia se produjo cerca de 33 kHz. El dominio de la frecuencia se evaluó en tres puntos diferentes del cable del estator (Fig. 13), que eran idénticos.

Análisis en el dominio de la frecuencia de la configuración para tres puntos diferentes en el cable del estator.

Para el accionamiento MDOF del rotor esférico, al estator S1 se le dio una frecuencia de 31,4 kHz para girar alrededor del eje S1, y el estator S2 no produjo ninguna onda. En el siguiente paso, al estator S2 se le dio una frecuencia de 33 kHz para girar alrededor del eje S2, y el estator S1 no produjo ninguna onda. Al aplicar un voltaje de 3,6 V (7,2 V pico a pico) y una corriente de salida de 0,2 A, comenzaron a vibrar y los estatores S1 y S2 se accionaron simultáneamente, lo que provocó el movimiento MDOF del motor. Las velocidades de rotación en cada estado de la Fig. 9 se mencionan en la Tabla 3.

La Figura 14 compara las curvas de simulación experimental y de dominio de frecuencia del conjunto del estator. La frecuencia de resonancia calculada por el analizador de impedancia y la simulación fue de 33.800 y 33.250 Hz, respectivamente. En consecuencia, los resultados coincidieron mucho (< 3% de diferencia).

Análisis en el dominio de la frecuencia de la pila piezoeléctrica y del estator de alambre en su conjunto.

Como se ilustra en la Fig. 15A, dos estatores entran en contacto con el rotor esférico para impulsar el motor. A medida que aumentaba el voltaje, la amplitud de vibración del estator aumentaba, lo que provocaba una mayor velocidad de rotación del rotor. La corriente máxima medida durante el funcionamiento del motor fue de 0,2 A y el consumo máximo de energía de 0,36 Wrms. Los resultados experimentales del par de salida versus varios voltajes de excitación se representan en la Fig. 15B, que se midieron mediante el nuevo método de medición.

Características SUSM: (A) velocidad de rotación versus voltaje (pico a pico) (B) torque versus voltaje (pico a pico).

Según la medición del reómetro, para la velocidad de rotación de 12,5 rpm, la viscosidad del fluido fue de 0,26 Pa.s. Para diferentes valores del parámetro a, el valor del par varió. Los resultados indicaron que el torque disminuyó a medida que aumentó la altura del fluido (valores más altos de a). Por ejemplo, al aumentar la altura del fluido (aceite), el par disminuyó de 4,7 μN m a 0,17 μN m. Al utilizar este método para medir el par y conocer la velocidad de rotación, se calculó que la potencia de salida máxima proporcionada por el motor era 4,93 μW. Dado que la fuerza de fricción afecta los cálculos de precarga, la ecuación. (1) conducir a un par de 0,2 nN.m. Respecto al radio del rotor esférico (es decir, 0,02 m), la fuerza de fricción fue de 40 nN, que es insignificante. Para la fuerza de precarga de 29,5 mN, se logró la velocidad máxima de rotación rotor-estator y rotor (es decir, 38 rpm). La precarga máxima para el rotor esférico fue de 44,5 mN, cuya velocidad de rotación fue de 35 rpm. El rotor dejó de moverse debido a la fuerza de precarga de 54 mN (Fig. 16). La comparación de características con otros actuadores piezoeléctricos giratorios de ejes múltiples se enumeran en la Tabla 4. Como estudios anteriores informaron el voltaje en forma de raíz cuadrática media (rms), el voltaje del motor propuesto se convirtió a rms para facilitar la comparación. En resumen, el voltaje de accionamiento muy bajo, la estructura simple, los circuitos de accionamiento fáciles de implementar y de controlar para el accionamiento, la capacidad de usar un estator en diferentes modos de vibración para mover el rotor alrededor de diferentes ejes bajo varias frecuencias, y Como ventajas del motor propuesto se podría mencionar la muy alta velocidad de respuesta del sistema. La optimización del diseño del motor junto con los beneficios mencionados permite que el motor propuesto mueva una microcámara en microendoscopia y sensores de capa delgada en varias orientaciones como aplicaciones específicas. Por otro lado, las desventajas del motor son la baja estabilidad y resistencia al pandeo en los estatores de alambre debido al bajo diámetro de los alambres y el par de salida muy bajo debido a las limitaciones de la pila piezoeléctrica para proporcionar suficiente potencia para un par de salida grande. Investigar y optimizar los factores de diseño efectivos para maximizar los parámetros operativos de salida podría ser tema de estudios futuros.

Efecto de la fuerza de precarga sobre la velocidad de rotación.

Este estudio buscó diseñar conceptualmente y evaluar numérica y experimentalmente un motor ultrasónico esférico, en el que grandes transductores fueron reemplazados por pequeñas pilas piezoeléctricas como actuador del rotor esférico. El nuevo diseño redujo el tamaño del motor y el consumo de energía, y el motor puede excitarse para cualquier DOF en una sola fase. Además, se pueden utilizar diferentes modos de pilas piezoeléctricas para diferentes frecuencias, lo que permite la rotación del rotor en varias direcciones. Se utilizó un estator hecho de un solo cable en espiral, lo que mejoró el tamaño y la eficiencia del motor.

Se llevaron a cabo un análisis modal y de dominio de frecuencia basado en FE y la simulación de pilas piezoeléctricas. Se derivaron diferentes modos de vibración para pilas piezoeléctricas y sus frecuencias correspondientes. Las frecuencias de resonancia de las pilas piezoeléctricas y de todo el motor fueron 65 y 32,8 kHz. El dominio de la frecuencia se evaluó en tres puntos diferentes y su frecuencia de resonancia fue de aproximadamente 33 kHz. La prueba del analizador de impedancia se realizó para las pilas piezoeléctricas y todo el conjunto, y comparando los resultados con las simulaciones mostró una tolerancia de error inferior al 5%.

Después de diseñar y determinar las propiedades, se realizaron algunos experimentos. Respecto a las limitaciones de los métodos convencionales de cálculo de par, se propuso un nuevo método basado en el esfuerzo cortante causado por el flujo de fluido viscoso sobre el rotor esférico. La fuerza de precarga se calculó utilizando la fuerza de flotación ejercida sobre el rotor sumergido. A 32 kHz, la velocidad de rotación del rotor esférico era directamente proporcional al voltaje. La velocidad de rotación máxima de 306 rpm se logró con un voltaje pico a pico de 7,2 V. El par máximo y la fuerza de precarga fueron 4,7 μN·m y 44,5 mN, respectivamente. Para la precarga de 30 mN, la velocidad máxima fue de 38 rpm. Los resultados sugieren que el SUSM propuesto tiene la capacidad de precisar el posicionamiento angular MDOF como tema para futuras investigaciones. La evaluación del efecto de los parámetros de diseño (diámetro del cable, longitud de los brazos del estator, número de espirales, etc.) sobre el rendimiento general y la medición de la resolución y eficiencia del motor presentado podría ser objeto de futuros estudios.

Todos los datos generados o analizados durante este estudio se incluyen en este artículo publicado.

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Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Tarbiat Modares, Teherán, Irán

Seyed Hassan Jahantab, Yousef Hojjat, Behzad Ghavami Namin y Mohammad Shirkosh

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SJ: Análisis formal, Investigación, Escritura-Revisión y Edición YH: Supervisión, Conceptualización, Escritura-Revisión y Edición B.Gn.: Conceptualización, Escritura-Revisión y Edición M.Sh.: Conceptualización, Escritura-Revisión y Edición.

Correspondencia a Seyed Hassan Jahantab o Yousef Hojjat.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Jahantab, SH, Hojjat, Y., Ghavami Namin, B. et al. Un novedoso motor ultrasónico esférico con estatores de alambre y medición de par y precarga mediante un nuevo método. Informe científico 13, 11910 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-39111-8

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Recibido: 14 de enero de 2023

Aceptado: 20 de julio de 2023

Publicado: 24 de julio de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-39111-8

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