KR102424216B1 - 그립핑 장치 및 그립핑 장치를 제조하는 방법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 멤브레인, 멤브레인이 그 주변부에 고정적으로 연결되는 가요성 하우징을 포함하는 그립핑 장치에 관한 것이다. 나아가 본 발명은 그립핑 장치를 제조하는 방법에 관한 것이다.

Description

그립핑 장치 및 그립핑 장치를 제조하는 방법

본 발명은 멤브레인(membrane) 및 가요성 하우징(flexible housing)을 포함하고 멤브레인은 하우징의 주변부에 고정적으로 연결되는 그립핑 장치(gripping apparatus)에 관한 것이다. 나아가 본 발명은 그립핑 장치를 제조하는 방법에 관한 것이다.

전사 인쇄(transfer printing), 로봇 조작 및 운동, 그리고 정밀 제조에 필요한 것과 같은 복잡한 3차원(3D) 표면의 접착 제어 파지(adhesion-controlled grasping)는, 접착이 작은 압력 하에서 긴밀한 접촉이 가능할 만큼 유연해야만 하지만 큰 하중을 견딜 수 있을 정도로 단단해야 하기 때문에, 매우 도전적인 것이다.

동등한 하중 분담(load sharing) 및 계면 균열 고정(interfacial crack pinning)의 원칙을 이용하는 것에 의해, 게코 도마뱀에서 영감을 얻은 건식 마이크로/나노섬유 접착제(gecko-inspired dry micro/nanofiber adhesives)는 판 데르 발스 힘(van der Walls forces)과 같은 분자간 상호 작용을 이용하여 평면 표면(planar surfaces)에 견고히 부착될 수 있다. 동일한 부착 방법을 사용하여, 게코 도마뱀에서 영감을 얻은 합성 탄성중합체 섬유질(synthetic elastomeric fibrillar) 접착제는 매끄러운 평평한 표면에서 그러한 표면 상에 100 kPa을 넘는 결합 강도를 달성하여 게코 도마뱀의 능력을 능가하며 마이크로섬유의 박리(peeling) 또는 좌굴(buckling)을 통한 빠른 해제를 보여준다. 지난 십년 동안, 게코 도마뱀에서 영감을 얻은 접착제는 벽 등반(wall climbing), 전단지용 장치(perching devices for flyers) 그리고 그립퍼(grippers)를 위한 수많은 로봇 적용을 위한 다양한 시스템에 적용되어 왔다.

그러나 현재의 게코 도마뱀에서 영감을 얻은 합성 접착제 시스템은 평평하지 않은 표면에 순응하는 능력을 제한하는 강직 백킹(rigid backing)에 의해 종종 지지되기 때문에, 3차원(3D) 표면을 다루는 데 어려움들이 생긴다. 앞선 연구에서 연질 멤브레인(soft membrane)과 통합된 엘라스토머 원섬유형 접착제(elastomer fibrillar adhesive)가 개발되었으며, 이는 멤브레인 상의 원섬유형 접착제(fibrillar adhesive on a membrane, FAM)라고 불렸고, 시스템이 다양한 3D 대상물을 다룰 수 있도록 멤브레인을 3D-프린팅된 강직 플라스틱 바디(3D-printed rigid plastic body) 상에 고정시켰다.

비구조화된 평평한 엘라스토머 멤브레인에 비해 10 배 더 큰 접착력을 가지는 중요한 진보를 보여주는 것에도 불구하고, 테스트된 FAM은 2 kPa의 접착 응력, 강직-백킹된 미세섬유 어레이로 측정된 55 kPa의 작은 부분을 달성할 수 있었다. 이것은 보다 더 순응적인 멤브레인 백킹(membrane backing)에 의해 가능해지는 3D에 대한 향상된 순응성은 접착 강도의 96% 감소의 희생이라는 것을 암시한다. 멤브레인의 접착은 면적이 아닌 접촉 인터페이스의 원주방향 길이에 따른다는 것을 고려하면, 위의 결과는 구조를 포함하거나 포함하지 않는 멤브레인의 크기는 큰 보유 내력(load-carrying capacity)을 지지하기 위해 크게 증가되어야 한다.

접착 멤브레인의 접착 강도를 향상시키는 것은 접촉 인터페이스 전체에 걸쳐 더 균일한 하중 분담(load sharing)을 요구한다. 평평하고 약간 휘어진 표면 상의 더 큰 면적을 달성하는 것에 의해 횡방향 하중 분담 및 마이크로-웨지(micro-wedge) 구조를 향상시키는 마찰 부착 시스템이 소개되었다.

그러나 지금가지 어떤 부착 시스템도 수직 하중 분담 및 복잡한 3D 표면을 위한 원섬유(fibrillar) 구조의 접착력의 향상시키는 것에 성공하지 못했다. 액체 금속, 열가소성 수지 또는 형상 기억 폴리머와 같은 강도 조절 가능한 물질로 만들어진 백킹 레이어는 3D 표면들이 유연하고 보강될 때 큰 파단 강도를 지원할 때 3D 표면에 적응할 수 있다.

그러나 보강된 백킹이 접촉 엣지에서 응력 집중을 야기하는 변형을 수용할 수 없기 때문에, 변형될 수 있는 기판(예를 들어, 플라스틱 포일, 고무 같은 스트레칭 가능한 표면, 박만 금속 필름)을 다루는 것에 도전이 여전히 남아 있다. 따라서 모든 접착 그립핑 임무는 적응성/순응성 및 강성/강도 사이의 근본적인 상호 절충에 의해 제한된다. 접착제가 복잡한 3D 또는 변형 가능한 지오메트리에 맞춰질 수 있을 정도로 순응적이어야만 하는 반면에, 동일한 시스템은 대상물의 무게를 지지하기 위해 계면 (모드 I ) 파단 강도를 최대화할 수 있을 정도로 뻣뻣하게 유지되어야만 한다.

이러한 배경의 관점에서 볼 때 본 발명의 목적은 요구되는 접착 강도를 담보함과 동시에 요구되는 변형을 달성할 수 있는 그립핑 장치를 제공하는 것이다.

이 목적은 청구항 제1항에 따른 그립핑 장치에 의해 충족된다.

이러한 그립핑 장치는 멤브레인, 가요성 하우징, 상기 멤브레인은 상기 가요성 하우징의 주변부에 고정적으로 연결되며, 상기 멤브레인과 상기 하우징 사이에 존재하는 캐비티, 그리고 상기 캐비티에 연결되는 시린지 펌프(syringe pump) 또는 진공 펌프(vacuum pump)와 같은 공기압 조절기와의 연결부를 포함한다.

이러한 방식으로 본 발명은 본질적으로 가요성인 막에 더하여 가요성 하우징을 이용하고 그 조합은 그립핑 장치의 3D 순응성 및 결합 강도의 독립적 제어를 가능하게 한다. 이 새로운 아키텍처는 다양한 크기의 3D 및 변형 가능한 표면에서 강화되고 강력한 접착을 보여준다.

요약하면, 계면 하중 분담(interfacial load sharing)에 대한 내부 압력의 영향을 이용하여 3D 표면의 정상 하중 분포를 제어하는 연질 하중 분담 시스템이 제공된다. 이 연질 시스템 아키텍처는 높은 파단 강도를 유지하는 동시에 큰 표면 순응성(conformability)를 가져야 한다는 근본적인 문제를 해결한다. 그립핑 장치의 캐비티가 배기될 때 연질 및 변형성 바디(하우징)를 이용하고 인터페이스에 작용하는 부압차를 제어함으로써, 제안된 시스템은 비평면 3D 지오메트리에 대해 달성될 수 있는 최대 접착 제어식 그립핑 강도에 대한 상한을 늘린다.

바람직하게는 멤브레인의 외부 표면은 캐비티로부터 멀리 떨어진 멤브레인의 외부 표면으로부터 돌출된 복수의 섬(islands)을 포함한다. 복수의 섬의 사용은 접촉 인터페이스 상의 접착성을 향상시킬 수 있다. 이러한 특징들로 인해 제안된 연질 그립핑 장치는 광범위한 표면 형상 및 길이 스케일을 위한 종래의 접착 시스템보다 우수한 성능을 제공한다.

복수의 섬이 기둥(pillars) 또는 나노범프(nano-bump)에 의해 형성되는 것이 바람직하다. 이러한 요철은 몰드 내에 간단히 형성될 수 있고 당업자에게 멤브레인의 대상물에 대한 접착성을 개선시키기 위한 다양한 옵션을 제공할 수 있다.

유리하게는 스페이서 구조가 상기 캐비티에 존재한다. 스페이서 구조는 캐비티가 배기될 때 하우징과 멤브레인 사이의 간격을 유지하도록 구성되므로, 캐비티에 존재하는 스페이서 구조는 진공을 적용할 때 캐비티에 균일한 압력이 생성될 수 있게 한다. 이러한 방식으로 동등한 하중 분담 방법을 사용할 수 있다. 동등한 하중 분담 방법은 복잡한 3D 및 변형 가능한 물체와 표면을 처리할 때 이전의 미세 섬유 접착제보다 우수한 접착 기반 연질 시스템의 새로운 패러다임을 제시한다.

스페이서 구조가 상기 멤브레인을 향하는 하우징의 내부 표면에 부착되는 것이 바람직하다(또는 그 반대). 이러한 방식으로, 스페이서 구조는 하우징의 내부 표면 상에 일체로 형성될 수 있다. 이들 스페이서 구조의 형상, 크기 및 간격은 그립핑 목적에 따라 달라질 수 있다.

바람직하게는 스페이서 구조는 상호연결 채널(interconnecting channels)을 포함한다. 이들 상호연결 채널은 특히 캐비티가 배기될 때 채널들이 각각 동일한 분압을 갖도록 캐비티의 공간의 균일한 배기(uniform evacuation)를 가능하게 한다.

스페이서 구조가 복수의 포스트(posts)를 포함하는 것이 바람직하다. 특히 원통형의 기둥 형태의 기둥은 기둥이 멤브레인의 내부 표면에 일체로 형성될 때 제조하기에 간단하고 비용 효과적이다.

그립핑 장치의 설계에 따라, 멤브레인 및 하우징은 상이한 재료 또는 바람직하게는 동일한 재료로 만들어지며, 특히 이들은 예를 들어 공통의 몰드에서 일체로 형성되거나 하우징의 주변부에서 결합 레이어(bond layer)를 사용하여 서로 결합될 수 있다.

바람직한 실시예에서, 가요성 하우징은 10 kPa 내지 600 MPa 범위에서 선택된 영률(Young's modulus)을 갖는 재료로 만들어진다. 이 범위에서 영률을 갖는 재료는 한편으로는 관심 대상물을 파지하고 다른 한편으로는 서로에 대해 실질적으로 순응하여 캐비티 내에 균일한 압력 분포가 담보되도록 하우징 및 멤브레인을 변형시키는데 필요한 유연성을 나타낸다.

이와 관련하여 하우징, 멤브레인 및 하우징의 주변부에서 하우징과 멤브레인 사이에 제공된 결합 레이어(bond layer) 중 적어도 하나의 재료는 폴리머(polymers), 고무(rubbers), 컴포지트(composites), 열가소성 물질(thermoplastic materials), 하이드로겔(hydrogels), 상 변화 물질(phase changing materials), 형상 기억 물질(shape memory materials), 액체 물질(liquid materials), VS, PDMS, 액정 엘라스토머(liquid crystal elastomers), 엘라스토머 고무(elastomer rubbers), 실리콘 고무(silicone rubbers), 폴리 우레탄(polyurethane) 및 이들의 조합으로 구성되는 멤버의 그룹으로부터 선택되는 것을 유의해야 한다.

유리하게는, 캐비티는 파지 기능(gripping function)을 수행하기 위해 배기되도록 구성되며, 하우징 및 멤브레인은 파지될 대상물의 표면의 형상을 적어도 실질적으로 반영하는 형상에 순응하도록 구성된다. 그립핑 장치를 수축시킴으로써, 파지해야 하는 대상물의 표면의 형상에 부합하고/부합하거나 적응하도록 변형된다.

이와 관련하여, 스페이서 구조의 복수의 포스트는 유리하게 상호연결 채널을 분리하고 캐비티가 배기될 때 하우징과 멤브레인 사이의 간격을 정의한다는 점에 유의해야 한다. 포스트의 사용을 통해 적어도 실질적으로 균질한 진공이 캐비티 내에서 그리고 캐비티 전체에서 생성될 수 있다.

이와 관련하여, 간단한 시린지(syringe)가 공기압 조절기(즉, 시린지 펌프)에의 연결을 통해 하우징에 연결될 수 있음을 알아야 한다. 그리고 이 시린지는 하우징 내의 공기를 배기시켜 멤브레인이 수축되어 그립핑 장치가 다양한 대상물을 파지할 수 있도록 하는데 사용될 수있다.

바람직하게는 캐비티는 대기압에 대하여 -101.3 kPa의 압력차, 특히 대기압에 대하여 +10 내지 -100 kPa의 압력차로 배기되도록 구성된다. 이러한 방식으로, 그립핑 장치는 대상물의 표면에 대한 최대 접착 강도를 위해 완전히 수축될 수 있다.

유리하게는 하우징과 멤브레인 사이의 스페이서 구조 내에 적어도 실질적으로 균질 한 부압차가 존재한다. 이러한 방식으로, 멤브레인의 전체 외부 표면에 걸쳐 균일 한 접착 강도가 달성된다.

캐비티가, 그립 핑 장치의 그립핑 기능의 해제를 수행하기 위해, 차압을 해제시키거나 팽창되도록 구성되는 것이 또한 바람직하다. 예를 들어 그립핑 장치가 제거될 때 그립핑 장치의 캐비티로부터 제거된 가스, 예를 들어 공기의 양보다 더 많은 또는 적어도 같은 양을 재도입할 수 있는 것에 의해 가역적 파지 기능을 갖는 그립핑 장치가 얻어진다.

3 차원(3D) 표면 또는 대상물에 접착하기 위해, 현재의 접착 시스템은 3D 표면 부합성과 높은 접착 강도 사이의 근본적인 절충에 의해 제한된다. 이러한 제한은 평평하지 않고 비규칙적으로 형상화된 표면에 대한 부합성을 가능하게 하지만 계면 파단 강도를 상당히 감소시키는 연질이고 기계적으로 순응적인 인터페이스의 필요성에 기인한다. 이 연구에서 우리는 비평면 3D 표면에 대한 부합성을 희생시키지 않으면서 향상된 파단 강도를 나타내는 접착 기반 연질 그립핑 시스템으로 이 절충을 극복한다.

그립핑 장치는 압력 제어식 변형 가능한 그립퍼 바디에 의해 지지되는 게코 도마뱀에서 영감을 받은 엘라스토머 미세 원섬유 접착 멤브레인으로 구성된다. 제안된 연질 그립핑 장치는 내부 압력을 변경하고 계면 동등 하중 분담의 역학을 활용하여 접합 강도(bonding strength)를 제어한다. 연질 접착 시스템은 원섬유(fibrillar) 멤브레인의 최대 접착력의 최대 26 %를 이용할 수 있으며, 이는 하중 분담 없는 접착 멤브레인보다 14 배 더 높다. 제안된 하중 분담 방법은 자연적인 게코 도마뱀 발 패드(foot pad)와 유사한 면적 스케일링(area scaling)을 달성하는 연질 접착 기반 그립핑 및 전사 인쇄 시스템에 대한 새로운 패러다임을 제안한다.

다른 측면으로 본 발명은 그립핑 장치를 제조하는 방법에 관한 것이다. 그립핑 장치는 멤브레인, 가요성 하우징, 상기 멤브레인은 상기 하우징의 주변부에 고정적으로 연결되며, 상기 멤브레인과 상기 하우징 사이에 존재하는 캐비티, 그리고 상기 캐비티에 연결된 공기압 조절기(즉, 시린지 펌프(syringe pump))에의 연결을 포함한다. 방법은 상기 하우징 및 상기 멤브레인을 제공하는 단계, 상기 멤브레인은 상기 하우징과 일체를 이루거나 상기 하우징의 주변부에 결합되고, 선택적으로 상기 캐비티에서 멀리 떨어진 상기 멤브레인의 사이드에서 멤브레인 상에 섬(islands)을 형성하는 단계 및/또는 상기 캐비티 내에 스페이서 구조를 제공하는 단계를 포함한다.

본 발명의 추가적인 실시예들이 다음의 도면들의 나타나 있다. 본 발명은 실시예들에 의해 다음 도면을 참조로 이하에서 상세히 설명될 것이다.
도 1a 내지 f는 다양한 3D 대상물을 파지하는 제안된 연질 접착-기반의 그립핑 시스템을 나타낸다.
도 2a 내지 c는 도 1에 따른 연질 접착 시스템의 구조, 메커니즘 및 대표적인 접착력 테스트를 개략적으로 보여준다.
도 3a 내지 c는 멤브레인 상의 원섬유 접착제(FAM) 내의 수직 응력을 모델링하는 유한 요소 해석(finite element analysis)을 보여준다.
도 4a 내지 f는 서로 다른 3D 지오메트리를 위한 강직 접착 시스템에서의 분석 및 힘 측정을 보여준다.
도 5a 내지 f는 연질 접착 시스템의 특성화 결과를 보여준다.
도 6은 평평한 마이크로섬유 및 생물학적인 게코 도마뱀 접착제와 비교한 연질 접착 시스템의 스케일링을 보여준다.
도 7은 FAM을 제조하기 위한 제조 공정의 개별 단계를 보여주는 개략도이다.
도 8a 내지 b는 PDMS 패턴 및 치수의 3D 스캔 이미지이다.
도 9a 내지 c는 FAM 상의 버섯 형상의 엘라스토머 마이크로섬유 어레이의 SEM 이미지이다.
도 10은 FAM으로 강직 시스템을 얻기 위한 제조 공정(종래 기술)의 개별 단계들을 보여주는 개략도이다.
도 11은 FAM으로 연질 시스템을 얻기 위한 제조 공정의 개별 단계들을 보여주는 개략도이다.
도 12는 접착 시스템의 특성화를 위한 주문 제작된 실험 셋업의 사진이다.
도 13a 내지 e는 서로 다른 경계 조건들을 가지는 강직 접착 시스템을 위한 분석 모델의 개략도이다.
도 14a는 후퇴 거리(z _r )에 대한 평평한 유리 표면 상의 계산된 반력(F _r ) 프로파일을 보여주고 도 14b는 후퇴 초기에 반력 프로파일의 확대된 모습을 보여준다.
도 15 a 및 b는 강직 및 연질 접착의 유효 접착 일(ω_ad) 및 접착 응력(σ _ad)의 특성화이다.
도 16a 및 b는 연질 접착 시스템의 FAM 상의 단일 마이크로섬유의 접착 응력(σ _ad)의 특성화이다.
도 17은 강직 및 연질 접착 및 연질 접착 시스템의 접착에서 다수의 특성화 결과에 대한 상세한 정보를 가지는 표 1을 보여준다.
도 18은 강직 및 연질 접착 시스템의 접착에서 다수의 특성화 결과에 대한 더 상세한 정보를 가지는 표 2를 보여준다.
도 19는 FAM에 대한 추가 정보를 상세화하는 표 3을 보여준다.
도 20은 FAM에 대한 추가 정보를 상세화하는 표 4를 보여준다.
도 21은 FAM에 대한 추가 정보를 상세화하는 표 5를 보여준다.

이하에서 동일한 도면부호가 동일하거나 균등한 기능을 가지는 부분들에 사용될 것이다. 요소의 방향에 대한 언급들은 도면에 도시된 위치에 대해 이루어진 것이고 사용의 실제 위치에서는 자연스럽게 바뀔 수 있다.

도 1은 다양한 3D 대상물(12)을 지지하는 연질 접착 기반의 그립핑 장치(soft adhesion-based gripping apparatus)(10)를 보여준다. 도 1a는 200 mL의 액체(총 무게 307 그램(grams))으로 채워진 둥근 유리 플라스크(flask)를 지지하는 그립핑 장치(10)를 보여준다. 도 1b 내지 도 1d는 대상물(12)로 사용된 118 그램의 커피 컵을 서로 다른 위치에서 지지하는 그립핑 장치의 다양한 모습을 보여준다. 도 1b에서 그립핑 장치(10)는 커피 컵(12)의 외측 면, 즉 볼록하게 형상된 표면에 연결된다. 도 1c는 커피 컵(12)의 내측 면, 즉 오목하게 형상된 표면에 체결된 그립핑 장치(10)를 보여준다. 도 1d는 커피 컵(12)의 손잡이(14)를 잡고 있는 그립핑 장(10)를 보여준다. 도 1e는 총 41 그램의 무게를 가지는 두 개의 토마토를 포함하는 덩굴에 부착된 체리 토마토를 파지하고 있는 그립핑 장치(10)를 보여준다. 도 1f는 139 그램의 플라스틱 백(12)을 파지하고 있는 그립핑 장치(10)를 보여준다. 도 1에 도시된 스케일 바(scale bar)는 10 cm에 대응한다.

따라서 도 1a 내지 f는 그립핑 장치(10)의 내부 압력을 제어가 그립핑 장치(10)의 멤브레인(7)의 전체 표면(12)(도 2 참조)에 걸친 동일한 하중 분담을 가능하게 한다는 것을 보여준다. 이 방식으로 멤브레인(7)은 볼록한 표면에서 오목한 표면까지, 유연한 표면에서 거친 표면까지, 강직(rigid) 표면에서 복원성 및/도는 탄성 표면까지 다양한 서로 다른 3D 표면을 잡을 수 있는 범용 그립핑 인터페이스로 작용한다.

제시된 탄성 접착 그립핑 장치(10)는 두 개의 기본적인 메커니즘, 즉 (i) 인터페이스 상에 하중을 더 균일하게 분포시키기 위해 부압차(negative pressure differential)를 사용하는 메커니즘, 그리고 (ii) 큰 부압 차에서 접착 멤브레인(7)이 대상물(12)로부터 벗겨지는 것을 방지할 수 있는 감소된 챔버 압력에 대응하는 탄성 그립핑 장치(10)의 수동적 변형을 이용하는 메커니즘의 조합을 통해 대상물(12)에의 접착을 증가시킨다.

따라서, 본 발명에 따르면, 캐비티와 환경 사이의 압력차의 사용은 넓은 범위의 곡선 지오메트리에서 멤브레인 백킹된 마이크로섬유 어레이의 접착력을 향상시키는데 효과적인 것으로 밝혀졌다.

이는 그립핑 구동을 위해 설명된 장치로 구현되며 센서 및 전자 장치를 포함하는 추가적인 하드웨어의 도입을 필요로 하지 않는다. 실험 결과는 대상물(12)의 표면과 접촉하는 마이크로섬유(8)(도 2a 참조) 사이의 압력-제어된 하중 분배가 접착력을 증가시킬 뿐만 아니라 천연 게코 도마뱀의 접착제 시스템과 유사한 면적 스케일링 법칙(area scaling law)을 초래한다는 것을 보여준다. 이러한 면적 확장성(area scalability)은 다른 마이크로섬유 접착제에서는 관찰되지 않았으며 3D 비평면 지오메트리를 가지는 대상물(12)을 파지할 때 개선된 계면 하중 분담이 중요하다는 것을 시사한다.

도 2는 하우징(5), 멤브레인(7), 하우징(5)과 멤브레인(7) 사이의 캐비티(cavity)(8), 캐비티(18)과의 연결 통로를 형성하는 실리콘 튜브(1) 그리고 주변부(9)의 영역에서 멤브레인(7)과 하우징(5) 사이에 존재하는 비닐실록산(vinylsiloxane) 재질의 결합 층(bond layer)(2)을 가지는 본 발명의 그립핑 장치(10)를 구체적으로 보여준다.

도 2a (I)은 그립핑 장치(10)의 개략적인 부분 단면도를 도시한다. 그립핑 장치(10)는 그 위에 섬(islands)이 형성된 멤브레인(7)을 포함하며, 섬들은 멤브레인(7)의 표면으로부터 돌출하는 마이크로섬유(8)의 형태로 구비된다. 그립핑 장치(10)는 가요성 하우징(5)을 더 포함한다. 멤브레인(7)은 하우징(5)의 주변부(9)에 고정적으로 연결된다. 캐비티(18)는 멤브레인(7)과 하우징(5) 사이에 존재한다. 캐비티(18) 내에 부압을 유도할 수 있도록 하기 위해, 가스 전도 방식(gas conducting manner)으로 가스 전도 통로(1)를 통해 캐비티(18)에 연결되는 공기 압력 조절기(4), 본 예에서는 시린지 펌프(syringe pump)(4)와의 연결이 존재한다.

기본적으로 구별되는 멤브레인(7)의 두 개의 변형이 고려될 수 있는데, 하나는 멤브레인(7)의 외측 표면(20)에 섬이 필요하지 않으며 다른 하나는 멤브레인(7)에 섬(또는 돌기)가 존재하며 이때 섬은 기둥(pillars) 또는 나노 범프(nano-bumps) 등으로 형성될 수 있다.

스페이서 구조(spacer structure)(6)가 캐비티(18)에 존재한다. 본 예에서, 스페이서 구조(6)는 하우징(5)의 내측 표면(22)에 부착되며, 내부 표면(22)은 멤브레인(7)과 대면한다. 이 예에서, 스페이서 구조(6)는 복수의 실린더형 기둥(24)(도 2a (II)참조)을 포함하고, 공간(26)이 실린더형 기둥(24) 사이에 존재하고 상호 연결 채널(interconnecting channels)(26)로 지칭된다. 실린더형 기둥들 사이에 형성된 공간(26)은 캐비티에 가해지는 부압이 그립핑 장치 내에서 균일하게 분포되는 것을 가능하게 한다.

도 2a는 제안되는 연질 접착 그립핑 장치(20)의 구조적 특징을 상세하게 보여준다. 멤브레인(7) 상의 원섬유 접착제(FAM)는 연질의 변형 가능한 챔버(5)에 의해 지지되며, 이는 시스템 내부 압력의 제어를 가능하게 하기 위해 시린지 펌프(4)에 연결된다(도 2a I 참조). 연질 그립퍼 챔버(soft gripper chamber)(18)는 직경이 18 mm이고 두께가 600 μm이며, 유연하고 신축성이 큰 실리콘 엘라스토머로 만들어지는 직경 400 μm의 기둥 형상의 내부 스페이서(26)를 포함한다. 연질 챔버(18)는 3D 인쇄된 플라스틱 외부 케이스(28)에 의해 브라켓팅 되어 멤브레인(7)의 전체 접촉 영역에 걸쳐 균일하게 분포된 미리 가해진 부하(preload)를 보장한다.

시스템의 각 실리콘 요소는 비닐실록산(VS) 엘라스토머를 이용하여 결합된다. 이것은 VS가 멤브레인(7)과 하우징(5) 사이의 밀봉 연결(sealing connection)을 보장하기 위해 주변부(9) 영역에 제공된다는 것을 의미한다. FAM(7)은 수직으로 정렬된 버섯 형상의 폴리디메틸실록산(polydimethylsiloxane, PDMS) 마이크로섬유(8)의 어레이로 구성되며, 마이크로 섬유는 팁(tip) 직경이 69 m이며 간격이 31 μm이고 높이가 42 μm이며 마이크로 섬유는 250 μm의 두께를 가지는 얇은 PDMS 백킹 레이어(backing layer)에 의해 지지된다(도 8 및 도 9 참조). 따라서 하우징(5)과 멤브레인(7)은 동일한 재료로 만들어진다. 또한 결합 레이어(2)를 생략하고 예를 들어 사출 성형 공정으로 하우징(5)과 멤브레인(7)을 일체로 형성하는 것도 가능하다.

이와 관련하여, 멤브레인(7) 및 하우징(5)은 다단계 제조 공정을 사용하여 서로 다른 재료로 형성될 수도 있다.

이와 관련하여, 하우징(5) 및 멤브레인(7)은 하기 재료, 폴리머, 고무, 컴포지트, 열가소성 재료, 하이드로겔(Hygrogels), 상 변화 재료(phase changing materials), 형상 기억 재료, VS, PDMS, 액정 엘라스토머, 엘라스토머 고무, 실리콘 고무, 폴리우레탄으로 제조될 수도 있음을 유의하여야 한다.

멤브레인(7) 및 하우징(5)은 10 kPa 내지 600 MPa 범위에서 선택된 영률(Young's modulus)을 가질 수 있음을 추가로 주목해야 한다. 이러한 방식으로 하우징(5)과 멤브레인(7)의 재료는 그립핑 장치(10)가 파지하려는 대상물(12)의 표면의 토폴로지(topology)에 부합 및/또는 적응하도록 선택된 유연성을 갖는 순응성 재료이다.

도 2a II에 도시된 바와 같이, 마이크로섬유(8)(도 2a II)는 멤브레인(7)의 전체 영역을 커버하고 그에 의해 그립핑 장치(10)가 부착될 기판(12)과 멤브레인(7) 사이의 갭(gap)을 제공하며, 갭은 공기가 접촉 인터페이스를 통해 실질적으로 방해받지 않고 이동하게 하며 연질 시스템 접착에 기여할 수 있는 흡입의 발생을 방지한다. 예를 들어, 그립핑 장치가 사람 또는 동물의 피부에 부착되는데 사용된다면 피부는 여전히 정상적으로 호흡하고 땀을 흘릴 수 있다. FAM(7)은 습식 또는 건식 공정을 사용하여 청소될 수 있으므로 먼지, 기름 또는 때가 쌓이면 영향을 받을 수 있는 신뢰할 수 있고 반복적인 성능을 가능하게 한다.

아래에서 기술될 바와 같이, 캐비티(18)는 그립핑 장치(10)로 그립핑 기능을 수행하기 위해 배기되도록 구성된다. 이를 위해 하우징(5) 및 멤브레인(7)은 파지될 대상물(12)의 표면의 형상을 적어도 실질적으로 반영하는 형상에 부합하도록 구성된다. 캐비티가 예를 들어 바람직하게는 대기압에 대해 +10 kPa 내지 -100 kPa의 범위 또는 심지어 -101,3 kPa의 부압 차로 배기되도록 구성되는 것이 바람직하다.

바람직하게는 하우징과 멤브레인 사이의 스페이서 구조 내에 적어도 실질적으로 균질한 부압차(negarive pressure differential)가 존재한다.

파지된 대상물(12)을 풀기 위해, 그립핑 장치(10), 즉 캐비티(18)는 그립핑 장치의 그립핑 기능의 해제를 수행하기 위해 적어도 대기압 또는 포지티브 기능으로 재팽창되기 위해 기체, 일반적으로 공기를 공급받을 수 있다.

빈 공간이 섬들 사이에 존재하고 상기 멤브레인(7) 상의 섬의 밀도를 정의하는 섬 표면적에 대한 빈 공간의 표면적의 비가 존재함을 주목해야 한다. 본 예에서 마이크로섬유(8)의 형상으로 형성된 섬들은 멤브레인(7)과 일체를 이룬다.

또한 섬들은 10^-4 내지 10⁴의 범위, 바람직하게는 0.01 내지 1000의 범위, 가장 바람직하게는 0.1 내지 10의 범위 그리고 특별히 1 내지 5의 범위에서 선택된 종횡비(aspect ratio)를 가진다는 것에 주목해야 한다.

하중 분담(load sharing)에 대한 부압 차(△P)의 영향이 도 2b에 나타나 있다. 여기서 내부 압력(P _i )은 그립퍼 챔버(18), 튜빙(tubing) 및 시린지 펌프의 공기 압력에 대응하며 항상 양(positive)이다. 압력 차는 대기압(P _atm) 보다 낮은 캐비티(18)의 내부 압력으로 정의되며 양(positive) 또는 음(negative)일 수 있다. 따라서 부압 차는 내부 압력의 절대 값이 대기압(101.3 kPa)보다 낮다는 것을 의미한다.

마찬가지로, 큰 부압 차는 내부 압력이 대기압보다 상당히 낮다는 것을 나타낸다. 큰 음의 압력 차 하에서, 대기압은 챔버(18)가 FAM(7) 위로 붕괴되도록 한다(도 2b-I). 이것은 하우징(5)의 형상이 그립핑 장치(10)에 의해 파지될 대상물(12)의 표면에 적어도 실질적으로 부합하는 멤브레인(7)의 형상에 적어도 실질적으로 부합한다는 것을 의미한다.

챔버(18) 내의 스페이서(24)(도 2b-III 6)는 챔버(18)가 붕괴된 경우에도 FAM(7)이 압력 차에 노출되도록 한다(도 2b-III). 당기는(pulling) 동안 큰 변형 하에서 박리되고 열악한 접착력을 나타내는 전형적인 접착 시스템과 대조적으로, 그립핑 시스템(10)은 스페이서가 연질 챔버(18)에서 백킹으로부터 들어올려지고 멤브레인의 더 큰 영역을 부압 차에 노출시기는 것을 허용하므로 변형의 이점을 얻는다. 이것은 부압 차가 계면 인장 응력을 보다 균일하게 분포시키고 결합 강도(F _ad)를 향상시키는 것을 가능하게 하는 것에 의해 하중 분담을 향상시킨다(도 2b-II).

도 2c는 대응하는 힘(원으로 직선) 및 압력(십자로 점선)을 가지는 연질 접착 시스템(soft adhesion system)(10)의 대표적인 힘 측정을 도시한다. 도 2c-III는 시간(t)의 함수로서 반력(F _r )을 제공한다. 먼저 연질 접착 시스템은 기판에 접근하고(도 2c-I1) 계면에서 유도된 압축성의 미리 가해진 힘(F _pre)과 접촉하게 된다(도 2c-I2). 미리 가해진 부하는 기판 곡률 반경에 따라 0.5 N 내지 1.0 N 범위의 도 2c-III에 도시된 최대 반력이다.

부압차가 미리 정의된 접촉 시간 동안 연질 챔버(18) 내부에 적용되고, 그리고 나서 시스템은 접착력에 대한 가능한 점탄성 효과(viscoelastic effects)를 최소화하기 위해 50 μm·s^-1 언로딩 속도로 천천히 후퇴된다. 후퇴 시작 시의 압력차(도 2c-I3)는 초기 압력(△P _o )으로 정의되고, 이는 양 또는 음일 수 있다. 반작용 힘은 분리력(pull-off force)(F _off)에 도달할 때까지 후퇴 동안 감소하며(도 2c-I4), 이는 도 2c-III에서 최소 반작용 힘에 대응한다. 연질 접착 시스템(10)은 도 2c-III에 도시된 바와 같이 분리력에 도달한 직후에 기판으로부터 이탈된다(도 2c-I5).

탄성 및 정지 전위의 원리가 표면(12)과 접촉하는 마이크로섬유(8') 사이의 하중 분포에 대한 내부 압력차(△P _o )의 영향을 조사하고 곡면(12)에서의 멤브레인(7) 접착력을 추정하기 위해 사용되었다. 섬유 사이의 하중 분포에 대한 정성적인 이해를 돕기 위해, FAM의 축대칭 어레이는 2D 평면 변형 선형 탄성을 사용하여 모델링된다.

도 3a에 도시된 바와 같이, FAM은 직경 L _m = 2.15 mm 및 두께 h ₀ = 250 μm를 가지는 비압축성 훅 고체(Hookean solid)(영률 E _m = 2.1 MPa)로 단순화된다. FAM의 모서리에는 그 두께의 5%에 대응하는 수직 변위(u ₀ )가 일어난다. 각 마이크로섬유는 폭 L _f = 50 μm, 높이 h _f = 50 μm 및 간격 L _g = 50 μm를 가지며, 미리 규정된 로딩 조건을 갖는 기판과의 접촉을 유지하는 것으로 가정된다.

Navier-Lame 지배 방정식은 훅 고체 내에서 발산이 없는 응력에 대한 표준 변위 공식을 따르며 뒤에 논의되는 I에서 제시된다. 특히 주목할 만한 것은 마이크로섬유 내의 수직 응력(σ ₂₂)이며, 이는 영률(E _m )에 의해 정규화된다. 정규화된 표면 압력(

)을 정의하는 것이 편리하다. 부압차가 없을 경우(즉

), 멤브레인(두께 h ₀ )의 가장자리가 미리 정해진 수직 변위에 의해 들어올려질 때 응력이 가장 바깥쪽의 섬유에 집중된다(도 3b). 압력을 높이면 중심 섬유에서의 수직 응력(σ _22,c)이 가장자리에서의 응력(σ _22,e)에 접근하는 더 균일한 응력 분포가 얻어진다. 도 3c를 참조하면, 비 σ _22,e / σ _22,c는 꾸준히 감소하고 심지어 충분히 큰 부압차에 대해 1.0 미만으로 떨어질 수 있다. 이러한 결과들은 2D 평면 변형 탄성을 기초로 하지만, 이들은 축 대칭 시스템 내에서 하중 분포를 제어하기 위해 부압을 사용하는 방법에 대한 정성적인 통찰을 제공한다.

비평면 3D 지오메트리에 대한 멤브레인(7)의 접착에 대한 내부 기압의 영향을 조사하기 위해 최소 전위 에너지의 원리에 기초한 분석이 사용되었다.

도 4a에 도시된 바와 같이, 이 강직 버전(rigid version)의 접착 시스템은 반구형 챔버에 의해 그 가장자리를 따라 지지되는 원형 FAM(7)으로 구성된다. 챔버는 연질 챔버(5)와 비교하여 동일한 직경 18 mm을 갖지만 두께 1 mm의 약간 더 두꺼운 벽을 갖는다. 연질 그립퍼와 마찬가지로, 강직 그립퍼(rigid gripper)에 사용되는 FAM(7)은 PDMS로 구성되며 250 μm의 두께를 갖는다. 이 대체 시스템을 검토하면 챔버의 탄성 변형을 제거하고 대신 멤브레인의 변형에 집중할 수 있으므로 분석이 간단해진다. 특히, 이것은 다양한 설계 매개변수(예를 들어, 멤브레인 두께 및 탄성 계수)의 영향을 조사하고 보다 균일한 하중 분담 제어로 이어지는 조건을 식별할 수 있게 한다.

도 4a는 부압차(△P _o ) 하에서 구형 기판으로부터 이탈되는 강직 접착 시스템의 개략도를 도시한다. 화살표는 반력(F _r )의 방향을 나타낸다.

섬유 어레이 하중 분포 모델과 마찬가지로, 멤브레인 접착 이론의 목적은 음의 차압이 계면 역학에 어떻게 영향을 미치는지에 대한 정성적 이해를 확립하는 것이다. 접착을 지배하는 기본적인 역학을 유지하면서도 분석을 더 단순화하기 위해 다음과 같은 가정을 한다. 먼저, 원섬유 인터페이스는 비구조화된 평평한 접착제 표면인 것으로 가정된다. 다음으로, 엘라스토머 FAM(7)은 비압축성이며, 전체 영역에 걸쳐 균일한 두께를 가지고, 절단된 원뿔 형태로 변형된다고 가정된다. 이러한 가정들은 원칙이 원주(λ _ρ ), 자오선(meridional)(λ _φ ) 및 두께(λ _t ) 방향들에서

,

및

으로 신장됨을 암시한다. 변형된 형상에 대한 이러한 간단한 지오메트리 가정은 비교적 낮은 부압차(△P _o ) 및 큰 접착 일(work of adhesion)(ω_ad)을 받는 멤브레인에 대해 합리적이다. 여기서, R ₀ 는 8 mm인 FAM의 반경이고, r _b 는 곡면의 반경이며, z는 원점(o)이 위치되는 곡면의 정상에 대한 강직 접착 시스템의 수직 위치이고, r는 주어진 에서의 접촉 반경이다(도 4a).

모델의 세부 사항은 다음의 섹션 II에서 제시된다. 도 4b는 후퇴 거리(z _r )에 대한 서로 다른 초기 압력에 따른 강직 시스템과 평판 유리 기판 사이의 계산된 반력(F _r ) 프로파일을 도시한다. 후퇴(언로딩)가 발생하기 전에, 내부 압력의 감소가 연질 접착 시스템을 인터페이스를 향해 잡아당기고, 이는 도 4b에서 초기 음의 반력을 설명한다. FAM의 접착력이 적용된 내부 압력을 유지할 수 있는 한, 초기 반력의 감소는 초기 압력에서 실제 접촉 면적을 곱한 것으로 추정될 수 있다. 그러나 이 접착력은 흡입으로 인한 것이 아니라 도 3과 같이 표면과 접촉하는 섬유들 사이의 계면 하중의 균일한 분포로 인해 발생한다.

후퇴가 시작될 때, 접촉하는 FAM(7)의 가장자리가 임계 계면 강도에 도달하여 박리가 시작될 때까지 반력이 크게 떨어진다. 제시된 모델에 따르면, 초기 접촉 면적이 작을수록 감소가 덜 가파르게 되어 박리를 위한 임계 계면 강도에 도달하기 위해 더 긴 후퇴 거리가 필요하다(도 14). 극적인 감소를 통한 전이 후, FAM이 완전히 분리될 때까지 접착 멤브레인의 박리 메커니즘에 따라 반력이 증가하기 시작한다.

부압차가 높을수록 전체 접촉 영역에 걸쳐 하중을 보다 균일하게 분포시킴으로써 강직 접착 시스템의 분리력(pull-off force)이 높아질 수 있다(도 4b). 한편, 부압차는 추가적인 인장 응력 및 멤브레인(7)이 강직 접착 시스템의 내부 챔버로 끌어당겨질 때 멤브레인(7)의 변형으로 인한 더 큰 박리 각(peeling angle)에 의해 FAM(7)의 분리를 가속할 수 있다. 도 4b는 다양한 초기 압력(△P _o )에 대한 평평한 유리 표면의 계산된 반력(reaction force)(F _r ) 프로파일 대 후퇴 거리(retraction distance)(z _r )를 도시한다.

도 4c 및 4d는 FAM의 다양한 설계 파라미터에 대해 직경(d _b )이 10 mm 내지 500 mm인 구형 유리 기판 상의 분리력(pull-off force)(F _off)의 계산을 도시한다. 특히 도 4c는 변하는 두께(h ₀ ) (I) 및 영률(E _m ) (II)에 대한 유리 구의 직경(d _b )의 함수로서 계산된 분리력(F _off)을 보여준다. 도 4d는 변하는 접착 일(ω_ad) (I) 및 초기 압력(△P _o ) (II)에 대한 유리 구의 직경(d _b )의 함수로서 계산된 분리력(F _off)을 도시한다. 이 모든 도표에서 기본 파리미터 값은 h ₀ = 0.2 mm, E _m = 2.1 MPa, ω_ad = 4.0 J·m^-2, 그리고 △P _o = 0 kPa이다. 도 4e는 서로 다른 초기 압력에 따라 평평한 유리 표면에서 후퇴에 대해 측정된 반력 프로파일을 도시한다. 도 4f는 초기 압력(initial pressure)에 따라 서로 다른 곡률을 가지는 유리 기판 상에서 측정된 분리력을 도시한다. 각 포인트는 5회 측정의 평균을 나타내며 오차 막대는 ±1 SD(표준편차)이다. 결과는 두께(h ₀ )와 영률(E _m )은 작은 구형 지오메트리에 대한 분리력을 증가시키는데 효율적이지 않다는 것을 나타낸다(도 4c).

다른 한편으로, 유효 접착 일(effective work of adhesion)(ω_ad) 및 부압차(△P _o )는 모든 구형 지오메트리에 대해 분리력을 증가시킬 수 있다(도 4d). 일단 멤브레인이 제조되면 유효 접착 일을 능동적으로 튜닝하는 것이 종종 어렵다. 튜닝을 위한 가능한 방법들은 가열, 정전기 충전 또는 다른 형태의 능동적 자극을 포함한다. 도 4d-II의 분석은 조사된 3D 표면 곡률에 대한 4 kPa의 초기 압력의 감소에 대해 접착력이 두 배가 될 수 있다는 것을 예측한다.

도 4f는 직경이 15 mm, 30 mm 및 60 mm인 평면 및 구형 유리 기판에서 테스트된 서로 다른 초기 압력에 대한 강직 접착 시스템의 분리력을 도시한다. 평평한 기판에 대한 접착력에 대해 실험적으로 측정된 반력 프로파일이 또한 도 4e에 제시되어 있다. FAM의 유효 접착 일 및 대응하는 접착 응력이 각각 4.1 J·m^-2 및 101 kPa인 것으로 추정되었다(도 15b 및 표 3 (도 19)). 시린지 펌프의 부피 변화에 의해 구면 곡률에 따라 다양한 초기 압력이 적용되었다. 양의 초기 압력은 공기량이 배출되지 않을 때 프리로딩(preloading) 동안 시스템의 압축에 의해 유발된다.

도 4e의 평판 유리 기판(12)에 대한 실험 반력(reaction force)은 초기 압력의 감소로 인해 분리를 위한 더 높은 분리력 및 더 짧은 후퇴 거리(reaction distance)를 얻는 방식에 대한 이론적 모델(도 4b)과의 합리적인 정성적 일치를 보여준다. 도 4f의 측정된 분리력(pull-off force)은 실선으로 표시된 이론적 예측에 가깝고 실험적 결과에서 평균 편차가 11%이다. 적용 가능한 최대 음의 초기 압력은 직경이 30 mm인 유리 구에서 단지 -4.1 kPa였고 직경이 15 mm인 유리 구의 경우 더 작아졌다. 후자의 경우, 최대 부압은 -0.7 kPa로 감소하였고 도 4f에 도시된 바와 같이 작은 접촉 면적 및 더 낮은 박리 저항에 대응하였다. 평판 유리의 분리력은 2.2 배 증가한 반면, 직경 30 mm의 유리구에서는 최대 5 배까지 향상되었다. 15 mm 직경을 가지는 구에서 분리력이 1.2 배 향상된 것이 관찰되었다.

강직 시스템은 계면 결합 강도를 증가시키는데 있어서 부압차로부터 일부 이점을 나타낸다. 그러나 완전 연질 접착 시스템은 다양한 비평면(non-planar) 3D 지오메트리에 높은 부압차를 적용할 때 일부 제한을 극복함으로써 훨씬 극적인 개선을 보인다. 도 b-I에 도시된 바와 같이, 연질 챔버(5)의 변형은 바람직하지 않은 에어 포켓(air pocket)을 제거하여 직경이 15mm, 30 mm, 60 mm인 유리 구, 평판 유리 및 Ecoflex^® 00-30 (Smooth-On Inc.)으로 만들어진 400 μm 두께의 연질 엘라스토머 필름의 모든 시험된 기판들에 대해 -50 kPa 이상의 높은 부압차를 허용한다. 이것은 강직 시스템에서 가능한 음의 초기 압력보다 약 10 배 더 크다. 특히 연질 접착 시스템(10)의 상의 FAM(7)은 접촉 상태를 유지하고 70 배 더 큰 부압차로 15 mm 직경의 유리 구에 대한 접착력을 강화시킨다.

연질 접착 시스템(10)의 FAM(7)은 강성 시스템의 FAM보다 덜 접착성이며, 이는 각각 3.3 J·m^-2 및 73 kPa의 유효 접착 일 및 접착 응력을 나타낸다(도 15a 및 표 4). 도 5b는 서로 다른 초기 압력(△P _o )의 함수로서 연질 접착 시스템의 분리력(F _off) 측정을 도시한다. 일반적으로 분리력은 와 함께 증가하고 압력이 -40 kPa와 -50 kPa 사이일 때 최대로 수렴한다. 그러나 최대 분리력의 90%는 대략 -35 kPa의 압력차로 달성될 수 있다. 평평한 유리에서 연질 접착 시스템의 분리력은 높은 부압차가 없는 힘에 비해 5.4 배 증가된다. 15 mm 직경의 유리 구와 같은 크게 휘어진 3D 지오메트리에서 보여지는 탁월한 성능이 특히 중요하며, 이로 인해 분리력은 6.7 배 향상될 수 있다. FAM 및 다른 많은 접착제가 쉽게 벗겨지는 변형 가능하고 신축성이 있는 기판에서도 연질 시스템은 높은 부압차 하에서 접촉 상태를 유지할 수 있고 7.2 배로 분리력을 향상시킬 수 있다.

도 5c는 적용된 초기 압력(△P _o )에 의해 정규화된 접착 응력(σ _ad)의 백분율로 정의된 서로 다른 기판 상의 연질 접착 시스템의 전환율(conversion ratio)(σ _ad/△P _o )을 도시한다. 연질 접착 시스템은 FAM 상의 마이크로섬유가 압력차에 의존하지 않고 약간의 접착력을 발휘할 수 있기 때문에 낮은 부압차에서 큰 전환율을 나타낸다. 그것은 -10 kPa에서 15 mm 직경의 구형 유리에서의 전환율의 100%보다 훨씬 높다.

다른 한편, 높은 부압차에서, 시스템이 적용된 부압차만큼 높은 접착력을 달성할 수 없을 때 전환율이 상당히 감소한다. 구형 유리의 서로 다른 직경 중에서, 더 작은 구는 더 큰 전환율을 나타낸다. 60 mm 직경의 구와 평판 유리 사이의 동일한 접촉 영역의 경우, 평평한 표면은 곡면 기판에 비해 우수한 전환율을 나타낸다.

일반적으로, 연질 접착 시스템은 유리의 초기 압력 -35kPa에서 전환율의 약 30 ~ 50 %를 달성할 수 있다. 그러나, 이들 값은 멤브레인의 접착성에 크게 의존한다. 도 5b에 이미 도시된 바와 같이, 연질 접착 시스템은 유리 기판(12)에서와 같이 고무 필름에 대한 높은 접착력을 달성할 수 없으며, 모든 초기 압력에 대해 20 % 미만의 전환율을 갖는다. 이것은 더 많은 접착 멤브레인이 사용될 경우 유리 기판상의 전환율이 더 높아질 것이라는 결론으로 이어진다. 따라서, 본 접착 시스템의 최대 허용 접착력은 기본적으로 섬유-표면 접촉 계면의 최대 접착 강도에 의해 제한된다. 그럼에도 불구하고, 부압차는 표면과 접촉하는 마이크로섬유(8) 사이에 계면 하중이 분포되는 방식을 변화시키고 접촉의 총 합이 지원할 수 있는 한계 내에서 접착 성능을 향상시킬 것이다.

이전의 마이크로 스케일 접촉 실험은 최적화된 팁(tip) 형상을 갖는 마이크로섬유 (8)가 동등한 하중 분담으로 인해 더 큰 분리력을 나타내며, 빠른 균열 전파와 함께 분리를 위해 더 긴 후퇴 거리에 의해 특성화되는 것이 밝혀졌다. 연질 시스템은 하중 분담을 개선하여 4 배 더 큰 접촉 면적으로 매크로스케일(macroscale)에서 유사한 특성을 달성한다. 강직 시스템의 더 높은 분리력에 수반되는 짧은 후퇴와는 달리, 도 5a는 본 연질 시스템이 부압차에 의한 분리를 지연시키면서 분리력을 증가시킬 수 있음을 보여준다.

도 5는 연질 접착 시스템의 특성 분석 결과를 보여준다. 도 5a는 높은 부압차(△P)로 인해 평면 유리 기판에서 연질 시스템이 완전히 붕괴된 모습과 다른 초기 압력(△P _o )에 따라 후퇴에 대한 평판 유리 표면에서 측정된 반력(F _r )이 어떻게 나타나는지를 보여준다. 도 5b는 초기 압력에 따라 다양한 기판에서 측정된 분리력(F _off)을 보여준다. 도 5c는 초기 압력의 함수로서 다양한 기판 상의 전환율(

)을 도시한다. 도 5b와 도 5c의 각 포인트는 5 개의 측정의 평균을 나타내며 오차 막대는 ± 1 SD이다. 도 5d는 내부 압력(P _i ) (I)의 변화 없이 그리고 높은 부압차(II) 하에서 평평한 유리로부터 연질 시스템이 분리되는 개략도를 도시한다.

도 5e는 1.7 kPa의 초기 압력에서 평판 유리(12)로부터 분리된 연질 시스템(10)의 측면도(I) 및 접촉 인터페이스의 대응하는 현미경 이미지(II)를 도시한다. 추정된 균열 전파 속도는 1.5 m·s^-1이다.

도 5f는 -52kPa의 초기 압력에서 평판 유리 (12)로부터 분리된 연질 시스템(10)의 측면도(I) 및 접촉 인터페이스의 대응하는 현미경 이미지(II)를 도시한다. 추정된 균열 전파 속도는 179 m·s^-1이다. 도 5g는 -46 kPa의 초기 압력에서 평판 유리로부터 분리된 덜 접착성인 FAM을 가지는 연질 시스템의 접촉 인터페이스의 현미경 이미지를 도시한다. (e-II), (f-II) 및 (g)의 눈금은 1mm를 나타낸다. FAM이 분리되는 순간이 0 초(0 s)로 설정된다.

도 5d, 5e 및 5f는 각각 평면 유리 계면에서의 연질 시스템의 개략도, 측면도 및 현미경 이미지를 나타낸다. 부압차가 없는 경우, 연질 챔버의 붕괴가 발생하지 않으며 FAM은 접촉 에지에서 높은 응력 집중을 경험한다(도 5d-I). 이는 8mm의 짧은 후퇴 거리 동안 인터페이스 (도 5e-II)에서 느리게 벗겨지는 것을 야기한다(도 5a, 도 5e-I). 반대로, 연질 챔버는 높은 부압차에서 붕괴되고 FAM의 벗겨짐을 강하게 억제하여 연질 시스템이 3 배 더 큰 후퇴 거리 동안 접촉 상태를 유지할 수 있게 한다(도 5f-I). 연질 시스템이 분리되는 순간 연질 챔버의 매우 큰 신장(stretch)은 임계 전단 응력보다 높은 전단력을 유발하고, 박리가 발생하며, FAM은 접촉 가장자리에서 분리되기 시작한다(도 5d-II). 동등한 하중 분담 인터페이스는 높은 인장력을 견딜 수 있기 때문에, 접촉 면적의 작은 손실이 전체 FAM의 즉각적인 분리를 유발할 수 있다(도 5f-II). 이 경우, 크랙 전파는 음의 압력차가 없는 것보다 약 110 배 빠르며, 동등한 하중 분담의 큰 영향을 나타낸다.

제시된 실험 설정에 의해 허용되는 부압차 범위 내에서, 연질 시스템 용 FAM(7)은 항상 접촉 가장자리에서 분리된다. 그러나 도 5g에서 볼 수 있듯이, 접착력이 적은 FAM(7)(유효 접착일 및 접착 응력은 각각 3.1 J·m^-2 및 56 kPa)이 사용될 때 유사한 양의 부압차가 중심에서 개시되는 균열 전파를 유발할 수 있다. 도 5e, 5f 및 5g에서의 결과는 연질 접착 시스템(10)이, 이론적으로 도 3에 도시된 분석에서 예상되는 바와 같이, 제어된 압력차에 의해 넓은 면적에 걸쳐 하중 분포를 변화시킴으로써 균열 개시를 조작할 수 있음을 도시한다.

두 시스템 상의 FAM은 서로 다른 유효 접착 원리를 가지고 있기 때문에, 연질 접착 시스템과 강직 접착 시스템 간의 분리력을 직접 비교할 수 없다. 하중 분담과 관련하여 강직 및 연질 시스템의 성능을 비교하기 위해 접착 효율(ε _ad)이 사용되는데, 이는 FAM(7) 상의 마이크로섬유 어레이의 접착 응력에 의해 정규화 된 접착 시스템의 접착 응력의 백분율로 정의된다.

분리될 때까지 전체 인터페이스에 걸쳐 하중이 동등하게 분담되면, 접착 시스템은 마이크로섬유 어레이의 최대 접착 응력에 도달할 것이다(즉, ε _ad = 100 %). 강직 접착 시스템은 부압차 하에서 평판 유리 표면(12)에 대한 최대 접착 효율의 6.6 %만을 달성할 수 있다. 챔버에서 공기가 제거되지 않으면, 60 mm 직경의 유리에서 효율이 1.8 %로 떨어지고 인터페이스가 쉽게 실패한다. 다른 한편, 연질 접착 시스템은 평판 유리에서 최대 19.5 %의 접착 효율을 이용할 수 있다. 이 시스템은 완전 접촉이 이루어지지 않는 작고 많이 휘어진 지오메트리에 훨씬 효과적이다. 최대 접착 효율은 직경이 15 mm인 유리에서 약 25.7 %였으며, 이는 비평면 표면에 대한 압력 제어가 없는 강직 접착 시스템 효율보다 14 배 더 크다.

강직 및 연질 접착 시스템의 특성화 결과에 대한 보다 자세한 정보는 Fig. 17 및 18에 각각 나타나 있다. 도 1에서, 연질 접착 시스템의 가역적 부하 분담 메커니즘은 복잡한 3D 및 변형 가능한 지오메트리를 갖는 다양한 대상물의 조작을 가능하게 하는 연질 접착 픽-앤-플레이스 그립퍼(pick-and-place gripper)(10)로서 설명된다. 연질 접착 시스템은 볼록한 곡률(도 1b) 또는 오목한 곡률(도 1c)에 부합될 수 있으며 2.5 cm²의 접촉 면적으로 300 그램 이상을 지탱할 수 있을 정도로 충분히 높은 페이로드(payload)를 제공한다(도 1a). 도 1d에서, 연질 시스템은 FAM보다 작은 많이 휘어진 지오메트리에서의 접착력을 증가시키고 도 1b 및 도 1c에서 완전 접촉으로 가능한 만큼의 무게를 들어 올릴 수 있다. 게코 도마뱀의 생물학적 발 털(foot-hairs)과 달리, 합성 마이크로섬유는 표면 거칠기에 매우 민감하므로 높은 접착력을 위해 유리와 같은 매우 매끄러운 표면이 필요하다. 그러나 연질 시스템은 체리 토마토와 같이 약간 거친 표면에서 마이크로섬유의 약한 접착력을 향상시킬 수 있다(도 1e). 연질 접착 시스템은 연질 및 변형 가능한 표면을 처리하는데 또한 성공적이며, 이는 강성-조절 가능한(stiffness-tunable) 재료에 기초하는 제어 가능한 접착 메커니즘에는 불가능하다. 도 1f에 도시된 바와 같이, 연질 시스템은 물체가 변형될 때에도 접촉 상태를 유지하고 조작 동안 접착 부착을 효과적으로 보존한다.

이상적으로 확대된 매크로 스케일의 접착 시스템은 그 마이크로 스케일의 상대물에 비해 접착력 손실을 갖지 않는다. 균일한 부하 분배는 이상적인 접합 조건에 접근하고 규정된 접촉 영역(A _c )에서 하중 용량을 최대화하는데 중요한 역할을 한다. 게코 도마뱀은 인공 접착 시스템의 스케일링 효율을 판단하기 위한 벤치 마크로 사용되었다. 단일 세타(single seta)의 결합에서 2 피트의 부착에 이르기까지 게코 도마뱀 접착 시스템의 전단 응력(σ _sr)은 평평한 유리 표면에서 스케일링 힘 법칙(scaling power law) σ _sr ∝ A _c ^-0.24을 따르는 것으로 보고되었지만, 게코 도마뱀의 접착력은 마찰력과 강하게 결합되므로 순수 정상적인 접착 응력(σ _ad)에 대한 스케일링 법칙에 결정적인 추정은 사용할 수 없다. 전단력과 결합된 접착에서 게코 도마뱀의 스케일링 경향은 세타에서 동물 수준에 이르는 범위에서 전단 응력의 스케일링과 매우 유사하다는 것이 밝혀졌다. 따라서, 게코 도마뱀이 측면 및 법선 방향 모두에서 유사한 스케일링 효율을 가질 것이라고 가정하여, 전단 방향에서의 게코 도마뱀의 스케일링이 접착 응력에서 접착 시스템의 스케일링 성능을 평가하기 위한 표준으로 취해졌다.

다양한 크기의 구형 및 평면 유리 기판에 대한 단일 섬유, 마이크로섬유 어레이 및 연질 접착 시스템의 접착 응력은, 도 6에 도시된 바와 같이, 게코 도마뱀 발 털의 전단 응력으로 표시된다. 접촉 면적이 작은 단일 섬유 및 마이크로섬유 어레이의 접착 응력의 추정은 도 16 및 표 5(도 21)에 자세히 나타나 있다. 강직 백킹(rigid backing)에 고정된 단일 섬유와 마이크로섬유 어레이 사이의 스케일링 관계는 최소 제곱 법(least squares method)에 의해 σ _ad ∝ A _c ^-0.12의 파워 법칙으로 추정되며, 점선(a)로 표시되었다. 이러한 스케일링 관계는 원섬유 접착제를 가지는 접착 시스템이 최대로 달성할 수 있는 스케일링 효율의 이론적 상한을 제공한다.

강직 백킹 상의 단일 섬유 및 마이크로섬유 어레이의 경우와 달리, 연질 하중 분담 시스템(10)의 순응적 FAM(7)의 접착 응력은 응력 집중에 의한 파단 강도(fracture strength)의 큰 손실로 인해 이론적 최대 값의 선형 경향에서 벗어난다. 도 6의 점선 b 및 c는 단일 섬유, 마이크로섬유 어레이 및 최소 제곱 법에 의해 계산된 전체 연질 시스템으로부터 연질 시스템의 스케일링 경향을 도시한다. 부압차가 없으면 (도 6의 점선 c), 응력 집중은 σ _ad ∝ A _c ^-0.41의 나쁜 확장성(scalability)을 야기한다. 반면, 큰 부압차(도 6의 점선 b) 하에서, 연질 하중 분담 시스템은 동일한 순응 멤브레인으로 응력 집중을 최소화하고 이를 σ _ad ∝ A _c ^-0.21까지 복구함으로써 스케일링 효율을 향상시킬 수 있으며, 이는 다양한 평면 및 휘어진 3D 표면에서 게코 도마뱀보다 약간 높다.

도 6은 평평한 마이크로섬유 어레이 및 생물학적 게코 접착제와 비교하여 연질 접착 시스템(10)의 스케일링을 도시한다. 게코 도마뱀 발 털 접착의 스케일링은 평평한 기판의 전단 응력(σ _sr)에 대한 것이고, 연질 시스템의 다른 결과는 3D 곡면(원)과 평평한 표면(마름모)에 대한 정상적인 접착 응력(σ _ad)에 대한 것이다. 점선 a, b 및 c는 초기 부압차를 가지거나(점선 b)를 가지지 않는(점선 c) 직경 15, 30 및 60 mm를 갖는 평평한(flat) 유리 및 구(spheres) 양자에 대해 측정된 단일 섬유(single fiber), 마이크로섬유 어레이(microfiber array) 및 연질 시스템(soft system)의 접착 응력에서 최소 제곱 경향이다. 점선 a는 단일 섬유에서 마이크로섬유까지의 스케일링이다. 각 데이터 포인트는 5 번의 실험 측정의 평균을 나타낸다.

평평한 표면 또는 약간 휘어진 표면에서의 전단 응력에 대한 σ _ad ∝ A _c ^-0.02 와 관련된 스케일링 효율(scaling efficiency)로 합성 접착 시스템이 개발되었다. 연질 접착 시스템은 자연 게코 도마뱀의 접착 시스템과 비교할 수 있는 면적 스케일링 효율로 지오메트리에 민감하지 않은 하중 분담(load sharing)을 가진 최초의 인공 접착 시스템이다. 따라서, 연질 접착 시스템의 개념은 다양한 크기의 3D 표면에 대한 높은 접착력을 요구하는 광범위한 접착 응용 분야에서 상당한 이점을 제공할 수 있다. 이것은 항공기, 우주 왕복선 또는 파이프 표면과 같은 복잡한 3D 표면에 올라갈 수 있는 이동식 로봇뿐만 아니라 강직 및 변형 가능한 기판의 다양한 크기와 곡률을 처리할 수있는 전사 인쇄 시스템 및 로봇 조작기를 포함한다.

연질 엘라스토머 시스템은 큰 3D 표면 적합성을 갖지만, 큰 하중 하에서 많은 양의 신장(stretch)은 접촉 가장자리에서 전당 응력을 발생시켜 응력 집중을 유발한다. 챔버에 연질이지만 비신장성(non-stretchable) 엘라스토머를 사용하면 이 문제를 해결하고 성능을 더욱 향상시킬 수 있다. 제시된 연구는 동등한 하중 분담에 의해 멤브레인(7)의 접착 능력을 향상시키는데 초점을 두었으며, 가벼운 대상물(12)을 방출하기 위한 접착 시스템 (10)의 성능을 최적화하려는 시도는 없었다.

이전에, 멤브레인(7)의 신장은 접촉 상태의 마이크로섬유(8)를 박리하여 FA의 결합 강도를 단일 섬유의 접착력으로의 감소시키기 위해 활용되었다. 장래에 제안된 연질 하중 분담 메커니즘과 신축성 FAM(7)을 결합하면, 제어된 압력차에 의한 접착에서 높은 하중 용량 및 제어 가능성이 달성될 수 있다. FAM(7)의 해석 모델에서, 구조화된 원섬유 표면은 평평한 표면으로 근사화되었으며, 변형된 형상은 심지어 감소된 내부 챔버 압력 하에서도 절단된 원뿔로 단순화되었다. 막 변형의 보다 현실적인 동역학과 함께 원섬유 구조를 고려하면 보다 정량적으로 정확한 예측 모델을 얻을 수 있다. 이러한 모델은 향후 작업에 대한 잠재적 기회를 나타낸다. 특히, 그것은 연질이고 구조화된 인터페이스의 접촉 메커니즘에 대한 추가 통찰력을 제공하고 특정 애플리케이션에 최적화된 연질 시스템 설계에 사용될 수 있다.

도 7은 FAM(7)을 제조하기위한 실험 절차를 도시한다. 제1 단계에서 캐비티(42)를 가지는 몰드(mold)(40)가 제공되고, 캐비티(42) 내에 섬(islands)(44)를 형성하기 위해 캐비티(42)를 충전하기 위해 PDMS 전구체 물질(44)이 몰드(40)에 분포된다. 그리고 나서 멤브레인(7)의 두께가 바 코터(bar coater)(46)를 사용하여 정의되며, 본 예에서는 250 ㎛이다. 이어서 PDMS 물질(44)을 90 ℃에서 1 시간 동안 경화시킨다.

그리고 나서 마이크로섬유(8)의 형상이 형성된 섬을 갖는 멤브레인(7)이 탈형된다. 멤브레인(7)과 대상물(12) 사이의 접촉 표면을 증가시키기 위해, 섬의 팁에 버섯 모양의 섬을 형성하기 위해 PDMS 또는 VS와 같은 재료의 층이 제공될 수있다. 버섯 헤드를 형성하기 위해, 유리 기판(48) 상에 PDMS 또는 VS의 20 μm 두께의 필름(50)을 적용하고, 섬이 잉크 공정(inking process)에서 PDMS 또는 VS에 도입된다. PDMS는 섬을 PDMS-잉크(50)에 삽입하고 이를 코팅하기 전에 90 ℃에서 3 분 동안 부분적으로 경화되도록 한다. 그리고 나서 PDMS-잉크(50)로 피복된 섬은 실리콘 웨이퍼(52)에 근접하여 배치되고 최종적으로 90 ℃에서 60 분 동안 경화된다. 웨이퍼(52)로부터 멤브레인(7)을 제거할 때, 섬은 그 위에 형성된 헤드를 가진다.

실린더형 캐비티(42)를 포함하는 연질 PDMS 몰드(40)는 이전에 보고된 바와 같이 SU-8 리소그래피 템플릿(lithographic templates)을 복제하여 얻어졌다. Sylgard ® 184 실록산(siloxane) 베이스 및 경화제(curing agent)는 10:1 비로 혼합되고, 탈기되고 실린더형 캐비티로 성형된 PDMS 몰드 상에 캐스팅되었다. 과량의 프리폴리머(prepolymer)가 ca. 250 μm의 얇은 백킹 레이어를 생성하는 바 코터(K-Hand-Coater, Erichsen GmbH & Co. KG)에 의해 제거되었다. 샘플을 진공 오븐에서 90 ℃에서 1 시간 동안 경화시키고 탈형시켰다(도 7). 직경이 52 μm, 간격이 48 μm, 높이가 38 μm 인 미세 패턴이 수신되었다(그림 8). Sylgard ® 184 프리폴리머를 유리 플레이트 상에 부었고 ca. 20㎛ 두께의 얇은 필름이 필름 어플리케이터(Multicator 411, Erichsen GmbH & Co. KG)에 의해 생성되었다. 얇은 폴리머 필름을 오븐에서 90 ℃에서 3 분 동안 사전 경화시켰다.

도 8은 멤브레인(7) 상에 형성된 PDMS 패턴 및 치수의 3D 스캔 이미지를 도시한다. 도 8a는 직경 52㎛, 간격 48㎛ 및 높이 38㎛ 인 실린더형 PDMS 패턴의 3D 이미지(I) 및 프로파일 (II)을 도시한다. 그림 8b는 직경 69 μm, 간격 31 μm 및 높이 42 μm인 버섯 모양의 PDMS 패턴의 3D 이미지(I)와 프로파일(II)을 보여준다. 버섯 모양의 패턴의 기둥은 돌출된 팁으로 덮여 있기 때문에 측정될 수 없다는 것을 인지해야 한다.

도 9는 FAM(7) 상의 버섯 모양의 엘라스토머 마이크로섬유 어레이(8)의 SEM 이미지를 도시한다. 상단은 도 9a에 도시되어 있고, 도 9b는 직경 69㎛, 간격 31 μm, 높이 42 μm의 버섯 모양의 마이크로섬유 어레이 (8)의 측면도를 도시한다. 도 9c는 ca. 250 μm 두께를 갖는 얇은 백킹 층에 의해 지지되는 FAM(7)의 측면도를 도시한다.

도 10은 강직 접착 시스템을 제조하는 종래 기술의 방법을 도시한다. 이를 위해 전술한 바와 같은 FAM(7)이 사용될 수있다. 강직 챔버는 CAD 소프트웨어(SolidWorks)로 설계되었으며 VeroClear^TM를 강직 재료(rigid material)로 사용하여 3D 프린터(Objet260 Connex, Stratasys Ltd.)로 제작되었습니다. 지지하는 물질을 제거하기 위해 인쇄된 강직 챔버를 1 몰의 NaOH 용액으로 철저히 세척하였다. 챔버 표면의 표면 개질(surface modification)은 챔버를 프라이머(1200 OS Primer, Dow Corning^®)에 주입한 다음 실온에서 30 분 동안 건조 단계를 수행함으로써 수행되었다. 챔버와 FAM 사이의 강한 결합을 보장하기 위해 표면 개질이 중요하다.

실리콘 접착제(Sil-Poxy®, Smooth-On Inc.)를 유리 판에 부었고 ca. 50 μm 두께의 얇은 필름을 필름 도포기(film applicator)(Multicator 411, Erichsen GmbH & Co. KG)에 의해 생성하였다. 챔버를 얇은 Sil-Poxy® 필름에 잉크로 적셔서 FAM 위에 놓았다. 실온에서 30 분 동안 경화시킨 후, FAM은 강직 챔버에 강력하게 결합되었다(도 10).

도 11은 연질 접착 시스템(10)을 제조하기 위한 실험 절차를 도시한다. 도식은 FAM(7)을 갖는 연질 시스템(10)을 얻기 위한 제조 공정의 개별 단계를 도시한다.

이전 단계에서 제조된 실린더형 섬유(8)는 사전 경화된 얇은 PDMS-필름(50) 상에 수동으로 배치되어 PDMS-잉크(50)로 섬유(8)의 팁을 덮고 과불소화된(perfluorinated) 실리콘 웨이퍼(52) 상에 배치된다. 최적의 버섯 형상의 팁(8')을 생성하기 위해 그 점도를 증가시킴으로써 폴리머 물질의 섬유로의 전달을 향상시키기 위해서 폴리머 필름의 사전 경화가 필요하다. 90 ℃에서 1 시간 동안 경화시킨 후, 인쇄된 패턴을 조심스럽게 벗겨내어 버섯 모양의 마이크로섬유를 가지는 FAM(7)이 얻어졌다(도 8 및 9).

하우징(5)을 제조하기 위해, 챔버(18) 형태의 3D-인쇄된 복합 모델을 복제함으로써 Ecoflex® 00-30 (Smooth-On Inc.)으로 제조된 네거티브 몰드(negative mold)(66)가 얻어진다. 복합 모델(60)은 CAD 소프트웨어로 디자인되었고 강직 물질로서 Vero-Clear^TM를 이용하고 연질 물질로서 TangoBlack^TM을 이용하여 3D 프린터(Objet260 Connex, Stratasys Ltd.)에 의해 제조되었다. 강직 축은 모델에 안정성을 부여하는 반면, 부드러운 몸체는 필링을 용이하게 한다.

인쇄된 챔버 모델(60)은 지지 물질을 제거하기 위해 1 몰의 NaOH 용액으로 철저히 세정되었다. 챔버 모델(60)은 작은 플라스틱 페트리(petri) 접시(62)에서 양면 테이프를 사용하여 고정되었다. Ecoflex® 00-30 프리폴리머 및 가교제의 1:1 비율을 혼합, 탈기 및 페트리 접시에 캐스팅하고 실온에서 6 시간 동안 경화시켰다(도 11). 엘라스토머(64)가 경화된 후, 연질 챔버(5)의 복합 모델(60)은 조심스럽게 탈형되었다.

연질 챔버(5)의 제조된 네가티브 몰드(66)를 100 W에서 2 분 동안 산소 플라즈마로 처리한 후, 진공에서 1 시간 동안 헥사데카플루오로-1,1,2,2-테트라하이드로옥틸 트리클로로실란(Hexadecafluoro-1,1,2,2-tetrahydrooctyltrichlorosilane)을 사용하여 표면 개질하고 30 분 동안 90 ℃에서 경화시켰다. 몰드(66)의 퍼플루오로(perfluoro) 코팅은 다음의 복제 공정에서 캐스팅 재료의 접착력을 감소시키기 위해 중요하다.

몰드(66)는 두 개의 요소, 즉 챔버(5)의 연질 네거티브 및 그 내부에 형성된 캐비티(18)를 가지는 챔버(5) 내에 공기 채널(1)을 생성하기 위해 스페이서에 사용되는 얇은 금속 막대로 구성된다(도 11). Ecoflex^® 00-50 (Smooth-On Inc.) 파트 A 및 B의 1:1 비를 혼합, 탈기하고 시린지(syringe)를 사용하여 네거티브 몰드(66) 내에서 주입하였다. 실온에서 6 시간 동안 경화시킨 후, 연질 챔버(5)는 몰드(66)로부터 조심스럽게 탈형되었다.

비닐실록산 전구체(Flexitime^® Medium Flow, Heraeus Kulzer GmbH)(68)을 유리판(70) 상에 도포하였고 50㎛의 두께의 얇은 필름(74)을 필름 도포기(Multicator 411, Erichsen GmbH & Co. KG)(72)에 의해 생성하였다. 연질 하우징(5)의 주변부(9)는 VS-폴리머 필름(74)에 수동으로 침지되고 FAM(7) 상에 배치된다. 비닐 실록산(68)은 하우징(5)의 주변부(9)에서 실온에서 5 분 동안 경화시킨 후 연질 챔버(5)와 FAM(7) 사이에 강한 결합 층(2)을 생성한다.

도 12는 접착 시스템의 특성화를 위한 맞춤형 실험 설정(100)을 도시한다. 맞춤형 접착 측정 셋업(100)은 비디오 카메라(Grasshopper^®3, Point Grey Research Inc.)를 가지는 역 광학 현미경(inverted optical microscope)(102)(Axio Observer A1, Zeiss)에 장착되어 접촉 인터페이스를 시각화하고 기록한다.

접착 시스템(10)과 기판(12) 사이의 반력은 고해상도 로드 셀(high-resolution load cells)(GSO-25, GSO-500, 및 GSO-1K, Transducer Techniques^®)(104)에 의해 측정되었다. 로드 셀(104)은 5 nm의 분해능(resolution) 및 10 mm·s^-1의 최대 속도를 가지는 컴퓨터-제어되는 고정밀 피에조 모션 스테이지(106)(LPS-65 2", Physik Instrumente GmbH & Co. KG)에 z-방향에 부착되었다. 장거리 모터 스테이지(108)(M-605 2DD, Physik Instrumente GmbH & Co. KG)를 1 μm 분해능 및 50 mm·s^-1에 달하는 최대 속도로 y-방향으로 사용되었다.

기판을 현미경의 초점 범위 내에서 샘플 홀더(110)에 고정시키고 피에조 스테이지(112)(LPS-65 2”, Physik Instrumente GmbH & Co. KG)에 의해 x-방향으로 이동시켰다. 또한 수동 xy-스테이지(112)(NFP-2462CC, Positionierungstechnik Dr. Meierling)에 의해 x 및 y 방향의 미세한 위치가 결정되었다. 각도 오정렬은 기판에 따라 2 개의 각도계(goniometers)(113) (M-GON65-U, Newport)에 의해 조정되었다. 접착 시스템 내부의 압력 제어를 위해 ± 0.35 %의 정확도를 갖는 시린지 펌프(114)(Legato^TM 210P, KDScientific Inc.)를 사용하였다.

피에조 스테이지 (106, 108, 110)의 움직임 및 데이터 획득은 Linux (Ubuntu^TM, Canonical Ltd.)의 맞춤형 코드에 의해 수행되었다. 이 프로그램은 자동 데이터 수집을 허용하고 사용자가 속도, 예압, x 및 z 방향의 변위 및 접촉 시간을 제어할 수 있도록 하였다. 로드 셀(104)은 신호 컨디셔너(BNC-2110, National Instruments)(도시되지 않음)를 통해 컴퓨터에 연결되었고, 힘 신호는 데이터 수집 보드(PCIe-6259, National Instruments)를 통해 전압으로 내보내졌다. 피에조 스테이지의 모션 제어는 모터 컨트롤러(Nexact® E-861, Physik Instrumente GmbH & Co. KG)를 통해 수행되었다.

다양한 차압(ΔPo) 하에서 평평한 기판으로부터 FAM을 잡아 당길 때 FAM 내에서 수직 응력(σ ₂₂)을 얻기 위해 수치 계산을 수행하였다. FAM은 치수 및 경계 조건이 그림 3a에 자세히 나와있는 비압축성 훅 고체(Hookean solid)로 단순화되었다. 축 대칭 시스템을 2D로 모델링하고 평면 스트레인 조건을 가정하여 분석을 더욱 단순화하였다.

탄성 변형은 변위 필드 u = u₁(X₁,X₂)E ₁ + u₂(X₁,X₂)E ₂로 표시되며, 여기서 직교 좌표(Cartesian coordinates) X1 및 X2 및 유클리드 베이스(Euclidean bases) E ₁ and E ₂는 각각 수평 및 수직 방향에 해당한다. 훅의 법칙(Hooke's low)에 따라 E ₁-E ₂ 평면의 응력(stress)은 [수학식1] 성분을 갖는다.

정적 평형에서 응력 텐서(stress tensor) σ 는 균형 법칙 ∇·σ = 0를 충족해야만 하고, 여기서 ∇는 라그랑지 나블라 연산자(Lagrangian nabla operator)이다. 2D 평면-스트레인 탄성의 경우, 무발산(divergence-free) 응력은 다음 형식의 Navier-Lame 방정식을 의미한다.

여기서,

= (1 - v)/4이다. 식 2에 대한 해는 다음 경계 조건을 충족해야 한다. 멤브레인이 기판과 접촉하는 경우, u₁ = u₂ = 0, 멤브레인 가장자리에서 u₁ = 0 및 u₂ = u₀, 멤브레인의 상단에서 s₂₂ = △P _o , 나머지 곳에서 s·n = 0이며, 여기서 n은 표면 법선이다. 결과 경계 값 문제는 MATLAB(R2015a; Mathworks, Inc.)에서 'pdenonlin' 함수를 사용하여 유한 요소의 방법으로 풀린다.

구형 곡면 기판과 접촉하는 강직 시스템 상의 FAM은 도 13에 도시되어 있다. 압력차 하에서 구형 기판에 대한 멤브레인 접착의 역학을 고려하기 위해 추가적인 경계 조건 및 방정식이 사용된다. 시스템의 수직 위치(z ₀ )와 접촉 반경(r _i )의 초기 경계 조건은 곡면에 대한 FAM의 크기에 따라 달라진다(도 14). 구형 표면이 접착 멤브레인보다 큰 경우(r _b ≥ R ₀ ; 도 13b), FAM은 다음과 같이 되도록 후퇴 전에 완전한 접촉을 달성한다.

위치 z는 원점을 기준으로 정의되며 접착 시스템의 초기 수직 위치(z ₀ )와 후퇴 거리 (z _r )에 따라 양수 또는 음수일 수 있다. 제조 불완전 및 정렬 불량으로 인해 강직 시스템의 FAM은 평평한 기판에서도 종종 완전히 접촉할 수 없었다(도 13d). 우리는 실험에서 FAM 가장자리에서 약 700 μm 정도가 평균적으로 접촉할 수 없으며 이는 최대 유효 접촉 반경(r _e )이 7.3 mm가 되게 한다고 추정했다.

구형 표면이 최대 유효 접촉 반경보다 작은 경우(r _b < r _e ; 도 13a), FAM은 구형 기판의 중심으로 내려간 것으로 가정된다. FAM은 다음과 같이 되도록 기판 주위를 감싸서 초기 위치 및 접촉 반경과 부응하는 접촉을 만든다.

실험에서, 인장 응력이 예압 공정 동안 FAM을 파괴 할 수 있기 때문에, FAM을 볼의 중심으로 완전히 내릴 수 없었다. 대신에, 예압이 미리 결정된 값(0.5 내지 1.0 N의 범위)에 도달할 때까지 시스템은 접촉이 중단된다. 구형 기판의 반경이 FAM의 크기와 유효 최대 접촉 반경 사이에 있으면(r _e ≤ r _b < R ₀ ), 초기 경계 조건은 다음과 같다.

수축 동안 FAM은 접착력으로 인해 늘어나 챔버 내부의 부피 변화를 유발한다 (도 13e). 접촉하는 FAM에 의해 덮인 구형 표면의 부피(V _c )로 감산된 절단된 원뿔 형태 변형의 부피(V _t )는 강직 접착 시스템의 초기 부피(V ₀ ) 뿐만 아니라 FAM에 의해 둘러싸인 총 부피(V)를 다음과 같이 증가시킨다.

초기 압력(V ₀ )은 챔버, 튜빙 및 시린지 펌프 내부의 부피의 합이며, 이는 대략 7.2 mL이다. FAM에 의해 덮인 구형 캡(spherical cap) 내부의 부피뿐만 아니라 절단된 원뿔 내의 부피는 각각 다음과 같다.

여기서

는 시스템과 구형 표면의 상단 사이의 수직 거리이다.

FAM의 총 포텐셜 에너지(Π)는 분리된 영역의 기준 부피에서의 탄성 에너지, 접촉하는 멤브레인의 접착 에너지, 및 압력에 의해 수행된 일의 합으로 다음과 같이 모델링될 수 있다.

여기서, h ₀ 는 FAM의 자연 두께이고 ω_ad는 유효 접착 일이다. 유효 접착 일은 두 개의 접촉 인터페이스를 분리하기 위해 요구되는 총 에너지이며, 이는 계면 벗김에 대한 저항을 추정하기 위해 사용된다. FAM이 네오-훅 고체(Neo-Hookean solid)로 모델링될 수 있다고 가정하면, 변형 에너지 밀도 함수(strain energy density function) W _o 는 다음과 같이 나타낼 수 있다.

공기 압력에 의해 수행된 일(U _p )은 다음과 같다.

시스템의 주어진 수직 변위 값(z ^* )에서 임계 접촉 반경(r _c )은 정적 평형에 대한 다음 방정식으로 계산될 수 있다.

제로 후퇴 거리(z _r )로부터 FAM이 분리될 때까지 변하는 수직 변위의 서로 다른 값에 대한 임계 접촉 반경을 알면, 반력(F _r )은 주어진 수직 변위(z ^* )에 대해 총 포텐셜 에너지(

)의 1차 편미분을 취하고 접촉 반경(r)을 임계 접촉 반경(r _c )으로 대체하는 것에 의해 다음과 같이 계산될 수 있다.

도 13은 서로 다른 경계 조건을 가지는 강직 접착 시스템에 대한 분석 모델의 개략도를 보여준다. 도 13a는 구형 기판보다 큰 접촉 상태의 강직 접착 시스템의 개략도를 도시한다. 도 13b는 구형 기판보다 작은 직경을 갖는 접촉하고 있는 강성 접착 시스템의 개략도를 도시한다. 도 13c는 부압차(△P) 하에서 평평한 유리 기판으로부터 박리된 강직 접착 시스템의 개략도를 도시한다. 화살표는 접착 시스템의 표면에 작용하는 압력 차이에 의해 발생하는 힘을 보여주며, 이는 FAM을 강직 챔버 내로 끌어당겨 멤브레인의 박리를 유발할 수 있다. 도 13d는 평평한 유리 기판과 접촉하는 강직 접착 시스템상의 FAM(7)의 역 광학 현미경 이미지를 나타내며, 접촉 인터페이스를 시각화한다. 어두운 부분은 FAM이 접촉한 마이크로섬유를 나타낸다. 스케일 바는 500 μm이다. 도 13e는 초기 부피(V ₀ )와 FAM에 의해 덮인 구형 기판의 부피(V _c )에 의해 감산된 FAM의 절단된 원뿔 모양 변형에 의해 생성된 추가 부피(V _t )의 합으로서 총 체적(V)의 개략도를 나타낸다. h 는 구형 캡의 높이다.

도 14a는 유효 접촉 반경(r _e )에 따른 후퇴 거리(z _r )에 대한 평평한 유리 표면 상에서 계산된 반력(F _r ) 프로파일을 도시한다. 여기서 유효 접촉 반경의 차이는 초기 접촉 영역의 차이를 나타낸다. 도 14b는 r _e = 8.0 mm 일 때 후퇴의 시작에서 반력 프로파일의 대한 확대도를 도시한다. r _e = R ₀ 일 때 후퇴의 시작에서 작은 수치 불안정성이 관찰될 수 있다. 수직 변위(z) 및 접촉 반경(r)에 대한 총 포텐셜 에너지(Π)의 1 차 미분 값은 정방향 (r _e = R ₀ ), 중심 (0 < r _e < R ₀ ) 및 역방향(r _e = 0) 차이 근사를 이용하여 수치적으로 얻어진다. 여기서, 수직 변위 및 접촉 반경은 각각 20,001 및 50,001 요소로 분리되어 있다.

도 15는 강직 및 연질 접착 시스템에 대한 FAM의 유효 접착 일(ω_ad) 및 접착 응력(σ _ad)의 특성화를 보여준다. 도 15a는 인터페이스 상의 현미경 이미지(II)에 따른 연질 시스템에 대한 FAM의 반력(F _r ) 프로파일(I)을 도시한다. 도 15b는 인터페이스 상의 현미경 이미지(II)에 따른 강직 시스템에 대한 FAM의 반력(F _r ) 프로파일(I)을 도시한다(1: 예압, 2: 후퇴, 3: 분리력 가함, 4: 분리). 스케일 바는 1mm에 해당한다.

도 16은 연질 접착 시스템(10)에 대한 FAM 상의 단일 마이크로섬유의 접착 응력(σ _ad)의 특성화를 도시한다. 도 16a는 공 초점 레이저 현미경(confocal laser microscope)을 사용하여 각각의 샘플에 대한 3 개의 마이크로섬유의 접촉 영역의 시각화를 도시한다. 스케일 바는 100 μm에 해당한다. 도 16b는 각각의 샘플에 대한 3 개의 마이크로섬유의 반력(F _r ) 프로파일을 도시한다.

도 17 및 18은 각각 강직 및 연질 접착 시스템의 접착에 관한 다수의 특성화 결과에 대한 상세한 정보를 갖는 표 1 및 2를 각각 도시한다. 언급한 바와 같이, 접착 시스템 내부의 기압은 챔버에 연결된 시린지의 체적 변화에 의해 조절된다. 최대 분리력(pull-off force)(F _off|_max)은 다른 초기 압력에 대해 주어진 지오메트리에서 가장 높은 값이며, 최소 분리력(F _off|_min)은 측정 중 가장 낮은 분리력입니다. 연질 시스템의 접촉 영역(A _c )은 투명 챔버를 통해 상단 측에서 시각적으로 평가된다. 비평면 지오메트리에서 강직 시스템의 접촉 영역은 상단 또는 측면에서 시각화될 수 없다. 따라서 d _b 60 mm의 유리 구 및 평평한 유리와 같은 큰 대상물의 접촉 영역은 유효 접촉 반경 r _e = 7.3 mm로 1.7 cm²의 전체 접촉을 갖는 것으로 가정된다. 테스트 한 FAM의 접착 응력(σ _ad)은 PDMS로 만든 섬유와 유리 기판 사이의 인터페이스에서만 유효하기 때문에 고무 필름에서 연질 시스템의 접착 효율(ε _ad)은 활용 가능하지 않다는 것을 주목해야 한다.

FAM의 유효 접착 일(ω_ad) 및 접착 응력(σ _ad)을 추정하기 위한 실험 방법은 Johnson, Kendall 및 Roberts (JKR) 이론을 기반으로 하는 이전의 여러 연구에서 표준화되었다. 강직 및 연성 시스템 모두에 대한 FAM상의 마이크로섬유 어레이에 대한 반응력(F _r )의 프로파일은 수직 변위(z)에 대하여 도 15에 도시되어 있다. 측정 동안 연질 PDMS 백킹의 변형을 배제하기 위해, FAM은 평평한 유리 기판 상에 배치되고 고정된다. 4 mm 반경(R)의 구형 유리 인덴터(spherical glass indenter)는 100 μm·s^-1의 접근 속도로 하방 이동되어 FAM과 접촉하게 된다. z의 원점은 FAM의 표면에 설정되며 양의 z는 압축을 유발하고 음의 z는 장력을 유발한다. 구형 인 덴터를 FAM에 내려 놓음으로써 100 mN의 프리로드(F _pre)가 적용된다. 여기서, 우리는 반응력 프로파일의 약간의 감소를 일으키는 탄성 마이크로섬유의 예측할 수 없는 점탄성 거동을 최소화하기 위해 30 초의 이완 시간을 갖는다. 인덴터는 50 μm·s^-1의 후퇴 속도로 올려지며, 이는 실험 측정에 사용된 것과 동일한 속도이다. 마이크로섬유 어레이의 분리력은 FAM상의 5 개의 다른 위치, 상단, 중앙, 하단, 왼쪽 및 오른쪽에서 측정된다. FAM상의 마이크로섬유 어레이의 접착 일은 JKR 이론에 기초한 접착 일과 분리력 사이의 다음 관계에 의해 평가될 수 있다.

5개의 측정 중에서 접촉 형상이 가장 원형인 3개가 식 13에서의 계산을 위해 예상 접촉 면적을 평가할 때 선택된다. 이러한 측정의 접촉 면적은 기존의 이미지 처리 소프트웨어(ImageJ, NIH Image)를 사용하여 표면으로부터 섬유 어레이의 분리 순간의 정지 이미지에서 추정된다. 추정된 접착 일 및 접착 응력과 함께 분리력 측정의 요약이 표 3 및 4를 나타내는 도 19 및 20에 도시되어 있다.

단일 섬유의 접착 응력의 추정(σ _ad|sf) 및 작은 면적의 마이크로섬유 어레이의 접착 응력의 추정(σ _ad|3f)은 FAM의 실험 절차를 따른다. 연질 시스템의 FAM의 서로 다른 영역에서 3 개의 샘플(SPL)이 취해진다. 각각의 샘플은 3 개의 마이크로섬유를 가지며 평면 유리 슬라이드에 부착되어 도 16b에 도시된 바와 같이 접착력을 측정한다. 4 mm 반경의 유리 인덴터는 3 개의 마이크로섬유에 대해 완전히 접촉하고 동시에 분리할 수 있을만큼 충분히 크다. 3 개의 마이크로섬유의 분리력(F _off)은 섬유의 수로 나누어지고 단일 섬유의 분리력(F _off|_sf)으로 추정된다. 각 샘플은 1mN의 프리로드(F _re)로 5 회 측정된다.

도 16a에 도시된 바와 같이, 3D 공 초점 레이저 현미경을 사용하여, 각 샘플의 3 개의 마이크로섬유의 실제 접촉 면적(A _rc )을 측정하고, 측정된 면적을 섬유 수로 단일 섬유의 실제 접촉 면적(A _rc |_sf)이 추정된다. 세 개의 마이크로섬유의 추정된 접촉 면적(A _pc )은 실제 접촉 면적(A _rc )에 추가되는 마이크로섬유 사이의 간격을 포함하여 종래의 이미지 처리 소프트웨어(ImageJ, NIH Image)를 사용하여 추정된다. 단일 섬유 및 3 개의 마이크로섬유의 접착 응력은 각 접착력을 추정된 접촉 면적으로 나누어 계산된다. 상기 측정의 요약이 표 5에 도시되어 있다(도 21).

Claims (16)

1. 그립핑 장치로서,
   대상물에의 게코(gecko) 도마뱀과 같은 접착을 가능하게 하는 멤브레인,
   상기 멤브레인이 주변부에 고정적으로 연결되는 가요성 하우징,
   상기 멤브레인과 상기 하우징 사이에 존재하는 캐비티, 그리고
   상기 캐비티에 연결되는 공기압 조절기와의 연결부
   를 포함하고,
   상기 멤브레인의 외측 표면은, 상기 대상물에의 접착성이 향상되도록, 상기 캐비티로부터 멀리 떨어진 상기 멤브레인의 외측 표면으로부터 돌출되는 복수의 섬을 포함하고,
   복수의 기둥을 포함하는 스페이서 구조(spacer structure)가 상기 캐비티에 존재하고,
   상기 스페이서 구조는 상호연결 채널을 포함하고,
   상기 캐비티가 진공을 위해 배기될 때 상기 캐비티의 균일한 배기가 이루어지도록, 상기 하우징과 상기 멤브레인은 형상 변형이 가능하도록 구성되고 상기 복수의 기둥은 상기 상호연결 채널을 분리하고 상기 하우징과 상기 멤브레인 사이의 간격을 형성하는 그립핑 장치.
2. 삭제
3. 제1항에서,
   상기 복수의 섬은 섬유(fibers) 또는 나노 범프(nano-bumps)로 형성되는 그립핑 장치.
4. 삭제
5. 제1항에서,
   상기 스페이서 구조는 상기 멤브레인을 마주하는 하우징의 내측 표면에 부착되거나, 상기 스페이서 구조는 상기 하우징의 내측 표면을 마주하는 상기 멤브레인에 부착되는 그립핑 장치.
6. 삭제
7. 삭제
8. 제1항 또는 제3항에서,
   상기 멤브레인 및 상기 하우징은 서로 다른 재료로 만들어지거나 동일한 재료로 만들어지는 그립핑 장치.
9. 제1항 또는 제3항에서,
   상기 가요성 하우징은 10 kPa 내지 600 MPa 범위에서 선택되는 영률(Young's modulus)을 가지고/가지거나, 상기 하우징 및 상기 멤브레인의 적어도 하나의 재료는 폴리머(polymers), 고무(rubbers), 콤포지트(composites), 열가소성 재료(thermoplastic materials), 하이드로겔(Hydrogels), 상 변화 재료(phase changing materials), 형상 기억 재료(shape memory materials), 액상 물질(liquid materials), VS, PDMS, 액정 엘라스토머(liquid crystal elastomers), 엘라스토머 고무(elastomeric rubbers), 실리콘 고무(silicone rubbers), 폴리우레탄(polyurethane) 및 이들의 조합으로 구성되는 멤버의 그룹으로부터 선택되는 그립핑 장치.
10. 제1항 또는 제3항에서,
    상기 캐비티는 순응하고 그립핑 기능을 수행하기 위해 배기되도록 구성되고, 상기 하우징과 상기 멤브레인은 상기 멤브레인의 전체 외측 표면의 일부에서 파지되는 대상물의 표면의 형상을 적어도 실질적으로 반영하는 형상에 순응하도록 구성되는 그립핑 장치.
11. 삭제
12. 제1항에서,
    상기 캐비티는 대기압 이하에서 -101.3 kPa까지의 압력으로 배기되도록 구성되는 그립핑 장치.
13. 제1항에서,
    균일한 부압(negative pressure)이 상기 하우징과 상기 멤브레인 사이에서 상기 스페이서 구조 내에 존재하는 그립핑 장치.
14. 제13항에서,
    상기 캐비티는 상기 그립핑 장치의 그립핑 기능의 해제를 수행하기 위해 상기 균일한 부압을 해제하거나 팽창되도록 구성되는 그립핑 장치.
15. 멤브레인, 상기 멤브레인이 주변부에 고정적으로 연결되는 가요성 하우징, 상기 멤브레인과 상기 하우징 사이에 존재하는 캐비티, 그리고 상기 캐비티에 연결된 공기압 조절기와의 연결부를 포함하는 그립핑 장치를 제조하는 방법으로서,
    상기 하우징과 상기 멤브레인을 제공하는 단계를 포함하고,
    상기 멤브레인은 대상물에의 게코(gecko) 도마뱀과 같은 접착을 가능하게 하고,
    상기 멤브레인은 상기 하우징과 일체로 형성되거나 상기 하우징의 주변부에서 그에 결합되고, 상기 대상물에의 접착성이 향상되도록 상기 캐비티에서 멀리 떨어진 상기 멤브레인의 사이드에서 상기 멤브레인의 외측 표면으로부터 돌출되는 복수의 섬을 제공하고,
    복수의 기둥을 포함하는 스페이서 구조(spacer structure)가 상기 캐비티에 존재하고,
    상기 스페이서 구조는 상호연결 채널을 포함하고,
    상기 캐비티가 진공을 위해 배기될 때 상기 캐비티의 균일한 배기가 이루어지도록, 상기 하우징과 상기 멤브레인은 형상 변형이 가능하도록 구성되고 상기 복수의 기둥은 상기 상호연결 채널을 분리하고 상기 하우징과 상기 멤브레인 사이의 간격을 형성하는 그립핑 장치를 제조하는 방법.
16. 삭제

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