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要旨：ゼロ剛性フレキシブルヒンジは回転剛性がほぼゼロであるため、通常のフレキシブルヒンジが駆動トルクを必要とする欠点を克服し、フレキシブルグリッパなどへの応用が可能です。 純粋なトルクの作用下にある内輪と外輪のフレキシブル ヒンジを正の剛性サブシステムとして取り上げ、負の剛性メカニズムを研究し、正と負の剛性を一致させることにより、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを構築できます。 負の剛性回転機構の提案——クランク スプリング機構。その負の剛性特性をモデル化し、分析しました。正と負の剛性を一致させることにより、クランク スプリング機構の構造パラメータがゼロ剛性品質に及ぼす影響を分析しました。カスタマイズ可能な剛性とサイズを備えた線形スプリングを提案しました——ダイヤモンド型板バネ弦の剛性モデルを確立し、有限要素シミュレーション検証を実施した。最後に、コンパクトな剛性ゼロのフレキシブル ヒンジ サンプルの設計、加工、テストが完了しました。 テスト結果は次のことを示しました: 純粋なトルクの作用下では、±18°回転角度の範囲において、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの回転剛性は、内外輪フレキシブル ヒンジの回転剛性より平均 93% 低くなります。 構築されたゼロ剛性フレキシブルヒンジは、コンパクトな構造と高品質のゼロ剛性を備えています。提案された負の剛性回転機構と線形ばねは、柔軟機構の研究にとって大きな参考値となります。
0 序文
フレキシブルヒンジ（ベアリング）
[1-2]
フレキシブルユニットの弾性変形を利用して、動き、力、エネルギーを伝達または変換するため、精密位置決めなどの分野で広く使用されています。 従来のリジッドベアリングと比較して、フレキシブルヒンジが回転するときに復元モーメントが発生します。 したがって、ドライブユニットは、フレキシブルヒンジの回転を駆動し維持するために出力トルクを提供する必要があります。 剛性ゼロのフレキシブルヒンジ
[3]
ゼロ剛性フレクシュラルピボット（ZSFP）は、回転剛性がほぼゼロのフレキシブルロータリージョイントです。 このタイプのフレキシブル ヒンジは、ストローク範囲内の任意の位置に留まることができ、スタティック バランス フレキシブル ヒンジとも呼ばれます。
[4]
、主にフレキシブルグリッパーなどの分野で使用されます。
フレキシブル機構のモジュール設計概念に基づいて、ゼロ剛性フレキシブルヒンジシステム全体を正と負の剛性の2つのサブシステムに分割でき、正と負の剛性のマッチングを通じてゼロ剛性システムを実現できます。
[5]
. このうち、正剛性サブシステムは通常、クロスリード フレキシブル ヒンジなどのストロークの大きいフレキシブル ヒンジです。
[6-7]
、一般化された 3 クロス リード フレキシブル ヒンジ
[8-9]
内輪と外輪のフレキシブルヒンジ
[10-11]
など 現在、フレキシブル ヒンジに関する研究は多くの成果を上げているため、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを設計する鍵は、フレキシブル ヒンジに適切な負の剛性モジュールを適合させることです[3]。
内外輪フレキシブルヒンジ（内外輪フレキシブルピボット、IORFP）は、剛性、精度、温度ドリフトの点で優れた特性を持っています。 一致する負の剛性モジュールは、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの構築方法を提供し、最終的に、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの設計、サンプル処理、およびテストを完了します。
1 クランクスプリング機構
1.1 負の剛性の定義
剛性 K の一般的な定義は、弾性要素が負担する荷重 F と対応する変形 dx の間の変化率です。
K= dF/dx (1)
弾性要素の荷重増分が、対応する変形増分の符号と反対の場合、それは負の剛性となります。 物理的には、負の剛性は弾性要素の静的不安定性に対応します。
[12]
負の剛性機構は、柔軟な静的バランスの分野で重要な役割を果たします。 通常、負の剛性機構には次のような特徴があります。
(1) 機構が一定のエネルギーを蓄えたり、変形したりする。
(2) 機構が重大な不安定状態にある。
(3) 機構がわずかに乱れて平衡位置を離れると、動きと同じ方向のより大きな力が放出される可能性があります。
1.2 剛性ゼロフレキシブルヒンジの構造原理
剛性ゼロのフレキシブル ヒンジは、正と負の剛性マッチングを使用して構築できます。その原理を図 2 に示します。
(1) 純粋なトルクの作用下では、図 2a に示すように、内輪と外輪のフレキシブル ヒンジはトルクと回転角の関係がほぼ線形になります。 特に、交点がリード長さの 12.73% に位置する場合、トルクと回転角の関係は線形になります。
[11]
このとき、フレキシブルヒンジの復元モーメントMpivot（時計回り）はベアリングの回転角度に関係します。θ(反時計回り) その関係は
Mピボット=(8EI/L)θ (2)
式中、Eは材料の弾性率、Lはリードの長さ、Iは断面の慣性モーメントです。
（2）内外輪フレキシブルヒンジの回転剛性モデルによると、負の剛性回転機構が一致しており、その負の剛性特性を図2bに示します。
(3) 負のスティフネス機構の不安定性を考慮して
[12]
、図 2c に示すように、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの剛性はほぼゼロであり、ゼロより大きくなければなりません。
1.3 クランクスプリング機構の定義
文献[4]によれば、可撓性ヒンジの可動剛体と固定剛体との間に予め変形させたバネを導入することにより、剛性ゼロの可撓性ヒンジを構築できる。 図１に示される内輪および外輪の可撓性ヒンジの場合、次のことができる。 図１に示すように、内輪と外輪との間にバネが導入されている。すなわち、スプリングクランク機構（ＳＣＭ）が導入されている。 図 3 に示すクランク スライダー機構を参照して、クランク スプリング機構の関連パラメータを図 4 に示します。 クランク・スプリング機構はクランクとスプリング（剛性をkに設定）で構成されます。 初期角度は、スプリングが変形していないときのクランク AB とベース AC の間の角度です。 R はクランク長を表し、l はベース長を表し、クランク長比を r と l の比として定義します。I.e. = r/l (0<<1).
クランクスプリング機構の構築には、ベース長 l、クランク長比 、初期角度、スプリング剛性 K の 4 つのパラメータを決定する必要があります。
力が加わったときのクランク スプリング機構の変形を図 5a に示します。瞬間 M です。
&ガンマ;
アクション中、クランクは初期位置ABから移動します。
ベータ
ABに向き直る
&ガンマ;
、回転プロセス中の、水平位置に対するクランクの角度
&ガンマ;
クランク角といいます。
定性分析の結果、クランクはAB(初期位置、M)から回転することがわかります。 & ガンマ;ゼロ) ～ AB0 (“デッドポイント”場所、M
&ガンマ;
がゼロである場合、クランク スプリング機構は負の剛性特性を持つ変形を持ちます。
1.4 クランクスプリング機構のトルクと回転角度の関係
図では、 5、トルクM & ガンマ;時計回りが正、クランク角度 & ガンマ;反時計回りが正であり、モーメント荷重 M は以下でモデル化および解析されます。
&ガンマ;
クランク角あり
&ガンマ;
モデリングプロセス間の関係は次元化されています。
図 5b に示すように、クランク AB のトルク バランス式は & ガンマがリストされています。
式中、F & ガンマ;はばねの復元力、d & ガンマ; Fです & ガンマ; A点へ。 ばねの変位と荷重の関係が次のようになっていると仮定します。
式中の K はバネの剛性 (一定値である必要はありません)、δ
x&ガンマ;
はバネの変形量 (正に短縮)、δ
x&ガンマ;
=|B
ベータ
C| – |B
&ガンマ;
C|.
同時式(3)(5)、モーメントM
&ガンマ;
コーナー付き
&ガンマ;
関係は
1.5 クランクスプリング機構の負剛性特性の解析
クランクスプリング機構の負の剛性特性（モーメントM）の解析を容易にするため、
&ガンマ;
コーナー付き
&ガンマ;
関係)、ばねが線形の正の剛性を持つと仮定すると、式 (4) は次のように書き換えることができます。
式中、Kconst は 0 より大きい定数です。 フレキシブルヒンジのサイズが決まると、ベースの長さ l も決まります。 したがって、l が定数であると仮定すると、式 (6) は次のように書き換えることができます。
ここで、Kconstl2 は 0 より大きい定数、モーメント係数 m & ガンマ;次元は 1 です。 クランクスプリング機構の負の剛性特性は、トルク係数 m とトルク係数 m の関係を解析することで得られます。 & ガンマ;そして回転角度 & ガンマ。
式 (9) から、図 6 は初期角度を示しています。π 私とmの関係 & ガンマ;クランク長比と回転角度 & ガンマ;、 & isin;[0.1, 0.9],& ガンマ;& はシン;[0, π]. 図 7 に m と m の関係を示します。 & ガンマ;と回転角度 & ガンマ; for = 0.2 とは異なります。 図 8 は =π 異なる の下で、m 間の関係が異なるとき & ガンマ;と角度 & ガンマ。
クランクスプリング機構の定義(1.3節)と式(9)より、kとlが一定の場合、mは & ガンマ;角度のみに関係する & ガンマ;、クランク長比とクランク初期角度。
(1) もし、そしてその場合に限り & ガンマ; 0に等しい、またはπ または、m & ガンマ;ゼロに等しい。 & ガンマ; & isin;[0, ],m & ガンマ;ゼロより大きい。 & ガンマ; & です;[、π]、m & ガンマ;ゼロ未満。 & isin;[0, ],m & ガンマ;ゼロより大きい。 & ガンマ;& です;[、π]、m & ガンマ;ゼロ未満。
(2) & ガンマ; [0, ]の場合、回転角度 & ガンマ;増加します、m & ガンマ;ゼロから変曲点角度まで増加します & gamma;0 は最大値 m をとります & gamma;max に達し、その後徐々に減少します。
(3) クランクスプリング機構の負剛性特性範囲： & ガンマ;& はシン;[0, & ガンマ;0]、この時点では & ガンマ;増加（反時計回り）し、トルク M & ガンマ;増加します (時計回り)。 変曲点角度 & γ;0 はクランク スプリング機構の負の剛性特性の最大回転角度であり、 & ガンマ;0 & isin;[0, ];m & gamma;max は最大の負のモーメント係数です。 と が与えられると、式 (9) の導出により次の結果が得られます。 & ガンマ;0
(4) 初期角度が大きいほど、 & ガンマ;大きいほど0、m
&ガンマ;最大
より大きい。
(5) 長さの比率が大きいほど、 & ガンマ;小さい方の0、m
&ガンマ;最大
より大きい。
特に、 =πクランクスプリング機構の負剛性特性が最も優れています（負剛性角度範囲が広く、得られるトルクが大きい）。 =π同時に、さまざまな条件下での最大回転角度 & クランクスプリング機構の負の剛性特性のガンマ。 0 および最大負トルク係数 m & ガンマ;最大値は表 1 にリストされています。
表 1 初期角度は次のとおりです。π 最大負の剛性角 & ガンマ;0 と異なるクランク長比での最大モーメント係数 m
&ガンマ;最大
パラメータ
価値
クランク長比
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
最大回転角度 & ガンマ;
0
/rad
0.98
0.91
0.84
0.76
0.68
最大モーメント係数m
&ガンマ;最大
0.013
0.055
0.13
0.23
0.37
2 剛性ゼロフレキシブルヒンジの構造
2.1 の正と負の剛性のマッチングを図 9 に示します。n(n 2) グループの平行クランク スプリング機構が円周上に均等に配置され、内輪と外輪のフレキシブル ヒンジと一致する負の剛性機構を形成します。
内輪と外輪のフレキシブル ヒンジを正の剛性サブシステムとして使用して、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを構築します。 剛性をゼロにするには、正と負の剛性を一致させます。
(2)、(3)、(6)、(11)、および & ガンマ;=θ、荷重 F & ばねのガンマを取得できます。と変位δxの関係 & ガンマ;は
セクション 1.5 によると、クランク スプリング機構の負の剛性角度範囲： & ガンマ;& はシン;[0, & ガンマ;0] と & ガンマ;0 & isin;[0, ]、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジのストロークは以下でなければなりません & ガンマ;0、私は。 バネは常に変形した状態にあります（δx&ガンマ;≠0)。 内外輪フレキシブルヒンジの回転範囲は±0.35ラド(±20°)、三角関数 sin を単純化します。 & ガンマ;そしてcos & ガンマ;次のように
単純化するとばねの荷重と変位の関係
2.2 正および負の剛性マッチングモデルの誤差解析
式 (13) の単純化された処理によって生じる誤差を評価します。 ゼロ剛性フレキシブルヒンジの実際の加工パラメータによると (セクション 4.2):n = 3、l = 40mm、=π、 = 0.2、E = 73 GPa;内外輪フレキシブルヒンジリードの寸法 L = 46mm、T = 0.3mm、W = 9.4mm。比較式 (12) と (14) は、それぞれ図 10a と図 10b に示すように、フロント スプリングとリア スプリングの荷重変位関係と相対誤差を単純化します。
図 10 に示すように、 & ガンマ; 0.35 rad 未満 (20°)、荷重変位曲線に対する簡略化処理によって生じる相対誤差は 2.0% を超えず、式は次のようになります。
(13) の簡略化された処理を使用して、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを構築できます。
2.3 ばねの剛性特性
ばねの硬さを K とすると、(3)、(6)、(14) の同時
ゼロ剛性フレキシブルヒンジの実際の加工パラメータ (セクション 4.2) によると、角度に応じたバネ剛性 K の変化曲線 & ガンマ;図 11 に示します。 特に、 & gamma;= 0、K は最小値をとります。
設計と加工の都合上、バネは線形正剛性バネを採用しており、剛性はKconstとなっています。 ストローク全体において、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの合計剛性がゼロ以上の場合、Kconst は K の最小値を取る必要があります。
式 (16) は、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを構築する場合の線形正剛性バネの剛性値です。 2.4 ゼロ剛性品質の解析 構築されたゼロ剛性フレキシブルヒンジの荷重と変位の関係は次のようになります。
連立式(2)、(8)、(16)が得られます。
ゼロ剛性の品質を評価するために、負の剛性モジュールを追加する前後のフレキシブルヒンジ剛性の減少範囲をゼロ剛性品質係数として定義します。ηη 100% に近づくほど、ゼロ剛性の品質が高くなります。 図 12 は 1-η クランク長比と初期角度との関係 η これは、並列クランク スプリング機構の数 n とベースの長さ l には依存しませんが、クランク長さの比、回転角度にのみ関係します。 & ガンマ;と初期角度 。
(1) 初期角度が大きくなり、ゼロ剛性品質が向上します。
(2) 長さの比率が増加し、ゼロ剛性の品質が低下します。
(3) 角度 & ガンマ;増加すると、ゼロ剛性の品質が低下します。
ゼロ剛性フレキシブルヒンジのゼロ剛性品質を向上させるには、初期角度をより大きな値にする必要があります。クランク長さの比率はできるだけ小さくする必要があります。 同時に、1.5 節の解析結果によれば、 が小さすぎると、クランク スプリング機構の負の剛性を与える能力が弱くなります。 ゼロ剛性フレキシブルヒンジのゼロ剛性品質を改善するには、初期角度 =π、クランク長比 = 0.2、つまりセクション 4.2 のゼロ剛性フレキシブル ヒンジの実際の加工パラメータです。
剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの実際の加工パラメータ (セクション 4.2) に従って、内輪および外輪のフレキシブル ヒンジと剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの間のトルクと角度の関係を図 13 に示します。剛性の減少はゼロ剛性品質係数ですη角との関係 & ガンマ;図 14 に示します。 図 14: 0.35 rad (20°) 回転範囲では、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの剛性が平均 97% 減少します。 0.26ラド(15°) コーナーでは、95% 削減されます。
3 線形正剛性ばねの設計
ゼロ剛性フレキシブル ヒンジの構造は、通常、フレキシブル ヒンジのサイズと剛性が決定された後、クランク スプリング機構のスプリングの剛性が反転されるため、スプリングの剛性とサイズの要件は比較的厳密です。 さらに、初期角度 =π図 5a から、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの回転中、バネは常に圧縮状態にあります。“圧縮ばね”.
従来の圧縮バネの剛性とサイズを正確にカスタマイズすることは難しく、アプリケーションではガイド機構が必要になることがよくあります。 そこで、剛性やサイズをカスタマイズできるスプリングを提案します。——ひし形の板バネ紐。 菱形板バネ列 (図 15) は、複数の菱形板バネを直列に接続したものです。 自由な構造設計と高いカスタマイズ性が特徴です。 加工技術はフレキシブルヒンジと一貫しており、どちらも精密なワイヤーカットにより加工されています。
3.1 菱形板バネ紐の荷重－変位モデル
菱形の板バネは対称であるため、図 16 に示すように、1 つの板バネのみを応力解析にかける必要があります。 α はリードと水平線の間の角度、リードの長さ、幅、厚さはそれぞれ Ld、Wd、Td、f はひし形板バネにかかる寸法統一荷重、δy は菱形板バネの y 方向の変形、力 fy とモーメント m は 1 本のリードの端にかかる等価荷重、fv と fw は wov 座標系における fy の分力です。
AWTAR[13]の梁変形理論によれば、単一リードの次元的に統一された荷重と変位の関係
リード上の剛体の拘束関係により、変形前後のリードの端角はゼロ、つまりθ = 0. 同時(20)(22)
式(23)は菱形板ばねの荷重−変位の次元統一モデルである。 n2個の菱形板バネを直列に接続し、その荷重-変位モデルは次のようになります。
式(24)より、αd が小さい場合、ダイヤモンド型の板バネストリングの剛性は、一般的な寸法と一般的な荷重の下でほぼ線形になります。
3.2 モデルの有限要素シミュレーション検証
菱形板バネの荷重−変位モデルの有限要素シミュレーション検証を行う。 ANSYS Mechanical APDL 15.0 を使用したシミュレーション パラメーターは表 2 に示されており、8 N の圧力がダイヤモンド形の板バネに適用されます。
表2 菱形板バネ弦の有限要素シミュレーションパラメータ
パラメータ
価値
素材
AL7075-T6
リード長さ L
の
/んん
18
リード幅W
の
/んん
10
リードの厚さ T
の
/んん
0.25
リード傾斜角α/°
10/20/30/40
弾性率 E/GPa
73
菱形板ばねの荷重と変位の関係のモデル結果とシミュレーション結果の比較を図に示します。 17（次元化）。 異なる傾斜角度を持つ 4 つの菱形板バネの場合、モデルと有限要素シミュレーション結果の間の相対誤差は 1.5% を超えません。 モデル (24) の有効性と精度が検証されています。
4 剛性ゼロフレキシブルヒンジの設計とテスト
4.1 剛性ゼロフレキシブルヒンジのパラメータ設計
剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを設計するには、まず使用条件に従ってフレキシブル ヒンジの設計パラメータを決定し、次にクランク スプリング機構の関連パラメータを逆計算する必要があります。
4.1.1 フレキシブルヒンジパラメータ
内輪フレキシブルヒンジと外輪フレキシブルヒンジの交点はリード長さの 12.73% の位置にあり、そのパラメータを表 3 に示します。 式(2)に代入すると、内輪フレキシブルヒンジと外輪フレキシブルヒンジのトルクと回転角の関係は次のようになります。
表 3 内輪および外輪フレキシブルヒンジの構造パラメータと材料特性
パラメータ
価値
素材
AL7075-T6
リード長さ L/mm
46
リード幅 W/mm
9.4
リードの厚さ T/mm
0.30
弾性率 E/GPa
73
4.1.2 負の剛性機構パラメータ
図に示すように。 図１８に示すように、クランクバネ機構の並列数ｎを３とすると、フレキシブルヒンジの大きさにより長さｌ＝４０ｍｍが決まる。 セクション 2.4 の結論によれば、初期角度 =π、クランク長比 = 0.2。 式 (16) によると、ばねの剛性 (つまり、 ダイヤモンド板バネ弦）は Kconst = 558.81 N/m (26)
4.1.3 ダイヤモンド板バネ弦パラメータ
l = 40mm、=π, = 0.2、バネの元の長さは 48mm、最大変形 (& ガンマ;= 0) は 16mm です。 構造上の制約により、1枚の菱形板バネでこれほど大きな変形を起こすことは困難です。 4 つの菱形板バネを直列に使用すると (n2 = 4)、単一の菱形板バネの剛性は次のようになります。
Kd=4Kconst=2235.2N/m (27)
負の剛性機構のサイズ (図 18) に従って、菱形板バネのリードの長さ、幅、リードの傾斜角を考慮すると、式 (23) と剛性の公式 (27) からリードを推定できます。ひし形の板バネの厚さ。 菱形板バネの構造パラメータを表 4 に示します。
水面4
要約すると、表 3 と表 4 に示すように、クランク スプリング機構に基づくゼロ剛性フレキシブル ヒンジのパラメーターがすべて決定されました。
4.2 剛性ゼロのフレキシブルヒンジサンプルの設計と加工 フレキシブルヒンジの加工と試験方法については文献[8]を参照してください。 剛性ゼロフレキシブルヒンジは、負の剛性機構と内外輪フレキシブルヒンジを並列に組み合わせて構成されています。 構造設計を図 19 に示します。
内外輪フレキシブルヒンジとダイヤモンド型板バネ紐は、精密ワイヤーカット工作機械で加工されています。 内輪と外輪のフレキシブルヒンジは加工され、層状に組み立てられます。 図 20 は、3 セットのダイヤモンド型板バネストリングの物理的な写真であり、図 21 は、組み立てられたゼロ剛性のフレキシブル ヒンジ サンプルの物理的な写真です。
4.3 剛性ゼロフレキシブルヒンジの回転剛性試験プラットフォーム [8]の回転剛性試験方法を参照して、剛性ゼロフレキシブルヒンジの回転剛性試験プラットフォームを図22に示すように構築します。
4.4 実験データ処理とエラー分析
内外輪フレキシブルヒンジと剛性ゼロフレキシブルヒンジの回転剛性を試験台上で試験しました。試験結果を図23に示します。 図に示すように、式（19）に従ってゼロ剛性フレキシブルヒンジのゼロ剛性品質曲線を計算して描画します。 24.
テスト結果は、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの回転剛性がゼロに近いことを示しています。 内外輪フレキシブルヒンジに比べ、剛性ゼロのフレキシブルヒンジ±0.31ラド(18°) 剛性が平均 93% 減少しました。 0.26ラジアン(15°）、剛性が90％減少します。
図 23 および 24 に示すように、ゼロ剛性品質のテスト結果と理論モデルの結果の間には依然として一定のギャップがあり (相対誤差は 15% 未満)、誤差の主な理由は次のとおりです。
(1) 三角関数の単純化により生じるモデル誤差。
(2) 摩擦。 ダイヤモンド板バネ紐と取付軸との間には摩擦が生じます。
(3) 処理エラー。 リード等の実寸には誤差がございます。
(4) 組み立てミス。 菱形板バネ紐の取り付け穴とシャフトとの隙間、試験プラットフォーム装置の取り付け隙間など。
4.5 一般的なゼロ剛性フレキシブル ヒンジとの性能比較 文献 [4] では、図 25 に示すように、交差軸屈曲ピボット (CAFP) を使用してゼロ剛性フレキシブル ヒンジ ZSFP_CAFP が構築されています。
剛性ゼロのフレキシブルヒンジ ZSFP_IORFP の比較 (図 21) および ZSFP_CAFP (図 21) 25) 内輪と外輪のフレキシブルヒンジを使用して構築
(1) ZSFP_IORFP、構造はよりコンパクトです。
(2) ZSFP_IORFP のコーナー範囲が狭い。 コーナー範囲は、フレキシブル ヒンジ自体のコーナー範囲によって制限されます。 ZSFP_CAFPのコーナー範囲80°、ZSFP_IORFP コーナー範囲40°.
(3) ±18°コーナーの範囲では、ZSFP_IORFP の方がゼロ剛性の品質が高くなります。 ZSFP_CAFP の平均剛性は 87% 減少し、ZSFP_IORFP の平均剛性は 93% 減少します。
5 結論
正の剛性サブシステムとして純粋なトルク下の内輪と外輪のフレキシブル ヒンジを取り上げ、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジを構築するために次の作業が行われました。
(1) 負剛性回転機構の提案——クランクスプリング機構については、構造パラメータが負剛性特性に及ぼす影響を解析するためのモデル（式（６））を構築し、負剛性特性の範囲を示した（表１）。
(2) 正と負の剛性を一致させることで、クランクスプリング機構におけるスプリングの剛性特性（式(16)）を求め、構造パラメータの影響を解析するためのモデル（式(19)）を構築します。ゼロ剛性に対するクランク スプリング機構のゼロ剛性フレキシブル ヒンジの品質 理論上、内輪と外輪のフレキシブル ヒンジの利用可能なストローク内に影響 (±20°)、剛性の平均低下は 97% に達する可能性があります。
(3) カスタマイズ可能な剛性を提案“春”——ダイヤモンド型の板バネ弦を確立してその剛性モデル (式 (23)) を確立し、有限要素法によって検証しました。
(4) コンパクトな剛性ゼロのフレキシブルヒンジサンプルの設計、加工、テストを完了しました。 テスト結果は次のことを示しています: 純粋なトルクの作用下では、36°剛性ゼロフレキシブルヒンジは、内外輪フレキシブルヒンジに比べ、回転角度範囲内で平均93％剛性が低減されています。
構築されたゼロ剛性のフレキシブルヒンジは純粋なトルクの作用下にのみ存在し、“剛性ゼロ”、ベアリングの複雑な荷重条件の場合を考慮しません。 したがって、複雑な荷重条件下での剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの構築がさらなる研究の焦点となっています。 さらに、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの動作中に存在する摩擦を低減することは、剛性ゼロのフレキシブル ヒンジの重要な最適化方向です。
参考文献
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著者について: Bi Shusheng (責任著者)、男性、1966 年生まれ、医師、教授、博士指導教員。 彼の主な研究方向は、完全に柔軟な機構とバイオニックロボットです。
クランクスプリング機構をベースにしたゼロ剛性フレキシブルヒンジは、さまざまな用途でスムーズかつ正確な動きを可能にする革新的かつ革新的なテクノロジーです。 この記事では、このヒンジの動作原理とその潜在的な用途について探っていきます。
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