설계 근거와 인터페이스

V2 하퇴 링크 3안: 관절 체결부와 교체식 발을 포함한 형상

2026-10-27. 균일 막대의 단면 비교에서 관절·발 체결부를 가진 하퇴 후보 3종을 Fusion 네이티브 CAD로 생성했다. 최종 재계산은 피처491개·타임라인 오류0개, 조립체85솔리드의 양의 체적 간섭0개다. 모터·베어링·전달계가 선정된 완성 다리는 아니며 3개 후보 × 2개 메시 × 2방향의 정적 FEM 12개 케이스를 완료했다. CAD는 Fusion, 계산은 별도 Gmsh/scikit-fem 솔버다. 출력·실물 측정은 수행하지 않았다. CAD 검사, 조립 간섭 검사, 제조 검토, 해석 조건, 상세 해석 결과를 참조한다.

인터랙티브 검토 페이지 · 링크 형상 비교 · B 분할 쉘 내부 · 실제 단면 · FEM 변형도

구현한 형상

공통 외형은 원형 knee root boss → 보강 전이부 → 폭이 줄어드는 하퇴 → foot tongue다. 금속 시험 플랜지·뒷판·볼트·슬리브·구동 dowel과 분리 가능한 PETG 발 컵을 별도 부품으로 배치한다. 세 후보는 같은 관절/발 인터페이스와 외곽을 공유한다. 같은 질량으로 최적화한 형상은 아니다.

로컬 X는 knee에서 발 쪽, Y는 knee 회전축/링크 두께 방향, Z는 링크 평면 안의 높이 방향이다. knee 중심은 (0,0,0), 기준 발 중심은 (195,0,0) mm다. 195 mm는 Mini Cheetah 참고 크기를 채택한 임시 CAD 치수이며 V2 확정 요구치가 아니다.

root boss는 Ø48 × 두께20 mm다. boss에서 두 rail/flange로 이어지는 전이부와 둥근 pocket/window 모서리를 넣었다. 필렛이 있다는 이유만으로 강도가 검증된 것은 아니다.

공통 시험 인터페이스

다음은 모두 새로 제안하는 잠정 규격이다. 특정 모터 제조사의 패턴이나 선정된 구매품 규격이 아니다.

금속부는 나사산·정밀 끼워맞춤·표면처리를 생략한 외형 모델이다. Ø4/Ø4.2 clearance의 유격과 PETG hole bearing stress를 검토해야 한다. 발은 컵의 접착 seat에 붙이고 컵을 볼트로 교체하는 안이며, 볼의 snap retention이나 독립 ankle 관절은 없다.

이 모델에는 가짜 베어링을 넣지 않았다. 최종 다리에서는 upper가 지지하는 고정 axle과 pulley/rod crank가 구동하는 회전 hub를 분리하고, 회전 hub의 flange가 현재 시험 플랜지를 대체한다. inner race/spacer의 고정 경로와 outer race/hub의 회전 경로는 구매품 선정 후 설계한다. 중앙 pilot나 베어링만으로 구동 토크가 전달되지 않는다.

제조·조립 검토

• 금속 sleeve의 길이를 실제 조립 stack에 맞추고, 나사 머리·너트의 접근 공간과 돌출을 확인한다. 모터 장착 호환성은 아직 없다.
• foot tongue 전환부와 컵 cheek의 간섭, B female register의 최소 벽 두께를 최종 BRep에서 검토한다. shear register에는 조립 여유가 있어 초기 유격이 생길 수 있다.
• A pocket과 C 창은 길이축을 bed 안에 둔 자세에서 bridge/overhang·최소 벽·리브 경로를 slice로 확인한다. B는 내부가 열린 각 half로 출력하는 안이다. A의 중앙 web 아래 pocket 천장과, 세 후보 모두의 얇은 foot tongue 아래 높이 차이는 support/자세 검토가 필요하다. 열린 B half라는 이유만으로 support-free는 아니다.
• 출력 방향·실제 wall 경로·건조 상태·크리프는 아직 측정하지 않았다. 나사만 조이면 완전 접합 쉘이 된다고 계산하지 않는다.

검토에서 찾은 foot shoulder의 컵 간섭은 taper 끝을 x149→147 mm로 옮겨 수정했고, B female register 주변0.3 mm lip는 boss를Ø13으로 늘려1.8 mm로 보강했다. foot sleeve는 tongue만 받치는L8에서 컵 전체를 받치는L17로 수정했다. 제조 검토와 STL 투영도, 조립 간섭·뷰 검사 코드를 함께 확인한다. 실제 양의 체적 겹침 검사 결과 경로는 cad/assembly_checks.json이다. STL 존재만으로 조립·출력 가능을 판정하지 않는다.

해석과 실측의 범위

형상별 FEM은 새 link_reference.step의 PETG 균질·등방성 선형탄성 모델(E=2050 MPa, ν=0.35, ρ=1.28 g/cm³)이다. root 체결 보어를 이상 고정하고 두 foot 보어의 traction으로 가상 발 중심 FY/FZ 하중을 표현한다. 두 메시의 평형·가상일·에너지·상반성·체적을 감사한다. 코드 구현과 계산 완료 상태는 구분한다.

하중 가중치w=(-29/14,43/14)는Σw=1, Σw·x=195 mm를 만족하고, 같은 가중치의 보어 면적평균 변위δ*=Σw·mean(u)와 가상일이 일치한다. 이는 합력·모멘트와 가상일을 맞춘 비교 좌표이며, 보어들을 강체 foot adapter로 묶는 MPC나 실제 발끝 변위가 아니다. 전체 보어에 주는 일정 traction은 한쪽 접촉만 하는 핀과 다르고, 특히 FY는 보어 축 방향 전단이므로 실제 cheek/볼트 접촉·마찰을 대신 검증하지 못한다. root도4개 sleeve와2개 dowel 보어의 모든 변위를 고정해 실제 clearance·미끄럼·지그 유연성을 생략한다. B의 “상한”은 같은 재료·구속·하중에서 seam을 연속 PETG로 이상화한 참고 의미다. 실제 금속 sleeve/볼트의 보강과 preload까지 포함한 조립체 강성의 엄밀한 상한은 아니며, 실제 조립체의 수치나 순위가 보장되지 않는다. 에너지·가상일·상반성 감사의 통과는 수학적 구현의 일관성 확인이며 실제 접촉 하중 경로의 검증과 구분한다.

B는 seam을 만들기 전의 한 솔리드를 해석한다. seam을 생략한 연속 PETG 참고값이며 실제 shear-ring/금속 sleeve/볼트 조립체의 강성이 아니다. 금속 보강을 포함한 실제 조립체의 엄밀한 상한으로 보장할 수 없다. A/C도 이상 고정 인터페이스를 가진 링크 단독 모델이다. 금속부·컵·고무·접착부의 유연성, 접촉/유격·preload·출력 이방성·크리프·좌굴·충격·피로는 포함하지 않는다. 최대 응력은 파괴하중·안전계수 합격값이 아니다.

완성 CAD의 출력용 링크 체적에ρ=1.28 g/cm³를 곱한 이론 질량은 A94.482 g, B96.206 g, C104.247 g이다. 공통 PETG cup은12.180 g이다. B는 실제 두 half의 체적 합이며, metal 부품과 기준 ball은 이 질량에서 제외했다. slicer 재료량·전체 조립 질량·저울 측정값이 아니다. 최종 FZ/FY 강성은 A 26.985/5.471, B 27.202/11.439, C 26.798/8.361 N/mm다. B는 연속 PETG 참고 형상이다. 두 메시의 최대 차이는 0.73%였다.

180/200/195 mm의 처짐·강성을 수치 그대로 비교하지 않는다. 이번 후보는 같은 단면적·질량 조건도 아니다.

실제 로봇 근거

Mini Cheetah는 하부에 tapered I형, 상부에 벨트 통로가 있는 폐단면을 사용했다. 금속 원 설계의 벽 두께를 PETG에 복사하지 않고 별도 후보로 확장했다. Katz MIT thesis2018, pp58–65, 수치·사실 구분.

Pupper v3는 PETG 링크와 별도 구형 발의 제작 사례이고, Solo는 프린트 쉘·구매 베어링·금속 축 및 교체식 하퇴의 사례다. 이번 형상의 검증 결과는 아니다. Pupper 공식 제작/CAD, Solo 공식 lower legs, 버전별 확인 범위.

첫 실물 비교의 우선순위

C 대각 리브형을 우선 시편으로, A 테이퍼 I형을 대조 시편으로 권한다. 현재 비교 모델에서 C는 A보다 링크 질량이 약 10.3% 늘지만 측방 강성이 약 52.8% 높고, 평면 내 굽힘 강성은 비슷하다. C는 관통창 형상이라 A의 pocket 천장에 비해 출력 지지를 검토하기 쉽다. 두 후보 모두 발 tongue 아래의 서포트·공차 확인은 필요하다. 이는 첫 시험 순서이며 로봇 최종 링크 선정이 아니다.

B는 연속 PETG 참고 모델에서 측방 강성이 높았으므로 분할면 미끄럼과 체결 상태를 측정할 비교 시편으로 유지한다. 실제 조립체 성능이 계산값과 같다고 가정하지 않는다. 새 하퇴 실물 시험 절차에 따라 같은 PETG로 제작한 뒤 판단한다.

리뷰 페이지 재생성: python3 v2_leg/link_candidates/make_review.py. FEM 변형도는 requirements_review.txt의 별도 환경에서 render_deformation.py로 생성한다. 그림은 실제 해석 메시의 정점 변위이며 변형을 10배 확대했다.

해석 결과와 수치 검증

실제 링크 후보의 3D FEM 비교

실제 내보낸 STEP의 3개 후보 × 2개 메시 × 2방향 하중을 계산했다. 표의 값은 아래 가정에 따른 선형 수치 결과이며 실물 측정값이 아니다.

FZ는 X–Z 다리 평면 안의 굽힘(sagittal), FY는 그 평면 밖 측방 굽힘이다. 표의 변위는 20 N에서의 가상 발 일반화 변위다. 실제 조립 발끝 처짐을 예측한 값이 아니다. 부호를 유지한 해당 축 값이며 음수는 가한 힘 방향이다. 강성은 20 N/해당 축 변위 절댓값이다.

이 비교 모델에서 FZ 최대/최소 강성 비는 1.015, FY 최대/최소 비는 2.091다. 평면 안·밖 하중에 대한 차이를 분리해 읽어야 한다. 특히 B의 결과로 실제 분할 조립체의 우위를 확정할 수 없고, 이음면·금속 보강·측방 접촉을 포함한 검증이 뒤따라야 한다.

해석 모델과 비교 범위

PETG 균질·등방성 E=2050 MPa, ν=0.35를 가정했다. 질량은 STEP 본체 체적×1.28 g/cm³의 이론값이다. 볼트·슬리브·허브·축·베어링·foot cup·고무 발을 포함하지 않는다. B의 질량과 강성은 이음면을 접합한 reference 형상 기준이며 실제 분할 출력물의 합계와 다를 수 있다. 플롯의 질량당 값도 같은 본체 질량으로만 나눈 수치다.

Root 4개 sleeve 보어와 선택 dowel 2개 보어의 내면을 이상 고정했다. toe x=152/166 mm의 두 보어에 면적 정규화한 일정 traction을 적용했다. 가중치는 −29/14와 43/14이며, −20 N 발끝 힘의 보어별 합력은 +41.4286/−61.4286 N이다. 가상 발 위치는 x=195 mm다. 오른손 좌표에서 FZ의 My=+3900, FY의 Mz=−3900 Nmm를 목표로 한다.

이는 equivalent bore tractions + virtual work가 일관된 비교 모델이다. 강체 foot MPC나 실제 핀 접촉 해석은 아니다. 발 변위는 두 보어 면적 평균 변위를 같은 가중치로 외삽한다. 따라서 외력일과 F·ufoot이 일치한다. 음의 가중치는 모멘트 전달을 위한 반대 방향 보어 하중을 뜻한다.

B_split_box는 seam compliance를 제거한 완전 접합 PETG 참고값이다. 실제 금속 슬리브·볼트·예압의 보강 효과를 모델링하지 않았으므로 실제 조립체 강성의 상한을 보증하지 않는다. 이음면 미끄럼·틈·예압·인서트/볼트 변형을 포함하면 응답이 달라진다. 다른 후보도 실제 금속 지지부·접촉을 생략한 같은 이상 구속에서 비교했다.

특히 FY의 전체 보어 축방향 traction은 cheek/washer 접촉을 대신하지 못한다. 실제 측방 하중 경로와 접촉을 포함한 조립 해석이 필요하다.

수치 감사

변위 TetP2와 직선 Tet4 기하를 사용했다. global 목표 크기는 5/3.5 mm, 보어 주변은 1.5/1.05 mm다. CAD 보어의 기하와 전체 내면 면적을 확인하고, 실제 면 메시로 하중·변위를 적분했다. 두 메시 강성 차이는 위 표와 같으며, 이것만으로 완전한 메시 수렴을 증명하지 않는다.

곡면의 삼각형 근사로 명목 모멘트와 실제 면 메시 모멘트에 작은 차이가 있다. 그 기하 오차와 실제 메시 하중–반력의 평형 오차는 별도로 기록했다.

해석의 한계와 재현

20 N은 후보 간 선형 강성 비교용 힘이다. 로봇의 최대 하중, 안전계수, 착지·충격·피로 수명을 뜻하지 않는다. 실제 PETG 적층 방향·툴패스·시간 의존 변형과 다른 재료값을 쓸 경우 결과가 달라진다. 고정 보어 주변 최대 응력은 특이점·경계조건의 영향을 받으므로 강도 합격값으로 사용하지 않는다.

수치 표는 CSV로 내려받을 수 있다. 각 메시에서 힘·모멘트 평형, 에너지와 가상일을 확인했다.

제조·출력 검토

실제 Pupper 하퇴와 V2 후보의 제조 검토

2026-10-27. Pupper와 V2 최종 후보의 로컬 STL을 직접 측정하고, fusion_build.py의 설계 의도와 제작 조건을 검토했다. 메시 검사는 출력 가능/조립 검증 완료를 뜻하지 않는다. Fusion 조작, 슬라이스, 프린터 접근은 이 검토에서 하지 않았다.

실제 Pupper 참조 형상

SVG, 측정 JSON, 재검사 스크립트.

측정 대상은 pupper_build/stl/lower_leg_left.stl이다. pupper_build/print/stl/lower_leg_left.stl과 SHA-256이 같아 동일 형상임을 확인했다.

구멍은 Z=0.01 mm 절단 곡선에서 피팅했다. STL 다각화 때문에 피팅 지름은 nominal Ø3.4와 약간 다르며, 원 설계 공차나 실물 구멍 치수로 해석하지 않는다. Z=−8 mm 절단에서는 같은 중심의 약 Ø6 카운터보어도 보인다. 외곽 114.749 mm는 부품 bounding box 길이이며 무릎–발 중심 거리로 대체할 수 없다.

이 부품은 일정 단면 막대가 아니다. 관절 원형 장착부, 넓은 뿌리에서 좁아지는 몸통, 국부 두께 변화, 필렛/모따기와 곡면 발 접속부가 하나의 부품에 통합되어 있다. 따라서 여섯 균일 막대는 재료 배치 비교용 선행 실험이고, 이번 세 후보는 관절·하중 경로·발 교체를 포함하는 별도 설계 단계다.

실제 연결 방식의 근거

• 공식 Pupper v3 조립 설명 47번 슬라이드는 하퇴를 motor ID 3에 M3×8 나사 3개로 체결한다. 48–51번은 그 모터 본체를 허벅지와 케이블 커버에 고정하는 순서다. 하퇴 자체가 독립 구매 베어링 두 개를 받는 일반 수동 링크라는 뜻이 아니다. 공식 조립 설명
• 공식 제작 문서는 스쿼시 공을 하퇴에 접착하도록 명시한다. 로컬 README 일부의 “pressed onto”보다 이 실제 접착 지시를 우선한다. V2의 볼+나사식 교체 cup은 새로운 체결 개념이다. Pupper v3 Building
• 모터·베어링·출력축 규격이 다른 V2에 이 3홀 PCD27을 복사할 근거는 없다. 이번 공통 Ø48/4M4/PCD32는 벤치 비교용 인터페이스이며 실제 V2 모터 패턴이 아니다.

세 후보의 역할

공통으로 관절 boss, 금속 시험 flange·보강판, 볼트 sleeve·dowel, 8 mm 발 tongue와 X=152/166의 체결점, 탈착식 PETG cup와 Ø40 볼 참조를 포함한다. 구매 부품을 단순 원통으로 그린 모델은 외형/간섭 검토용이며 나사산·베어링 끼워맞춤·조임 조건이 완성되었다는 의미가 아니다.

제조 승인 전 확인할 10개 항목

1. 벤치 패턴과 실제 관절을 구분한다. root 볼트는 PCD32의 45° 위치, 즉 X/Z=±11.314 mm로 두어 Z=±17.5의 dowel과 충돌을 피한다. 0/90° 패턴으로 되돌리면 sleeve와 dowel이 겹친다. 현재 pilot/bolt/dowel 구멍은 벤치용 clearance다. 선택한 모터·축·베어링 도면이 없으므로 이것을 베어링 seat나 완성 모터 flange라고 부르지 않는다.

2. 하중 전달과 유격을 함께 검토한다. 조임력의 마찰 전달과 dowel의 전단 전달을 구분한다. Ø4 dowel에 Ø4.2 구멍은 clearance 조합이므로 무유격 구동을 보장하지 않는다. 실제 끼워맞춤·PETG 장기 이완·반복 역토크를 검증하고, 작은 구멍 두 개가 보인다는 이유로 구동 강성을 확정하지 않는다.

3. sleeve가 금속 압축 스택을 만든다. root/box의 20 mm 폭과 발 clevis 전체 17 mm 폭에 맞는 실제 sleeve 길이를 선정한다. foot tongue 내부 8 mm만 받치는 sleeve로는 바깥 PETG clevis 두께의 압궤를 우회하지 못한다. 모델의 L17 수정 방향은 이 문제를 해결하기 위한 것이며, 실물 길이 공차·와셔·너트 접촉면까지 확인해야 한다.

4. A의 pocket 바닥과 접합부를 확인한다. XZ 윤곽에 원호를 넣는 것은 pocket 바닥–벽의 3D 필렛까지 만든다는 뜻이 아니다. pocket가 web/flange를 충분히 남기는지, root→테이퍼→tongue의 접합이 중복 솔리드나 작은 목으로 남지 않는지 확인한다. 윤곽을 매끈하게 만든 효과와 구조 검증을 구분한다.

5. B의 register를 출력 가능한 보스로 지지한다. female OD9.4 recess를 OD10 boss에 넣으면 바깥 잔여 벽이 0.3 mm다. 수정된 OD13이면 1.8 mm가 남는다. 이것은 0.4 mm nozzle에서 경로를 배치할 수 있게 하는 기하 개선이며, 실제 경로 수와 강도는 슬라이싱/시험으로 확인한다. male OD9/ID5.4/깊이1.2와 female OD9.4/깊이1.4는 여유 있는 조립안이고 압입·무유격 값이 아니다.

6. B seam을 일체 재료로 처리하지 않는다. 세 tie와 annular register의 접촉·전단 전달, seam 벌어짐과 미끄럼을 검토한다. bolt/sleeve가 조립체를 잡고 register가 실제 하중을 전달하는 경로를 확인한다. seam을 없앤 연속 PETG FEA는 참고 모델이며, 금속 보강을 포함한 실제 조립체의 강성 상한이나 비틀림 강성을 보증하지 않는다.

7. C 창과 대각부는 실제 적층 경로로 검사한다. 약 6 mm 대각 연결부와 3.5 mm rail의 교차점에 짧은 미접합 경로나 날카로운 내부 목이 생기지 않아야 한다. 외형 리브가 존재하는 것과 층간 하중을 전달하는 것은 별개다. 하중 방향을 XZ 평면과 그 밖 방향으로 나누어 본다.

8. 나사·너트의 장착과 공구 접근을 확인한다. M4 root 및 M3 foot/box 길이는 실제 grip stack+너트 물림 길이로 확인한다. 둥근 너트 envelope는 육각 pocket의 형상/회전 방지 검증이 아니다. sleeve 삽입, 반대쪽 너트 유지, 드라이버 접근, seam 분해 순서를 모델/실물로 확인한다.

9. 출력 자세와 발 tongue의 뜬 면을 확인한다. A/C의 넓은 외측 Y면에 눕히면 몸통은 Y=±10이지만 tongue는 Y=±4이므로 bed 위에 6 mm 뜬 부분이 생긴다. B도 바깥 면을 bed에 놓으면 같은 현상을 확인해야 한다. 지지대를 설계하거나 다른 자세/분할안을 검토해야 하며, support-off를 미리 확정하지 않는다. B는 cavity와 register가 위를 향하는 양쪽 외측면 배치를 우선 검토하되 최종 STL과 경로로 판정한다.

10. 발·질량·시험을 완성 조립체 기준으로 정리한다. Ø40 볼은 참고 외형이고 cup의 접착 간극·벽·장착면·충격 시 유지력은 미검증이다. 볼이 접착된 cup 전체를 나사로 교체하는 방식인지 명확히 한다. 링크·cup·볼·금속 부품의 질량을 분리하고 벤치 지그 질량을 실제 로봇 탑재 질량으로 혼동하지 않는다. 관절 boss와 발 하중점을 사용하는 실험/해석으로 갱신하고 200 mm 균일 막대 결과를 완성 링크의 수치로 복사하지 않는다.

재료·실물 데이터의 현재 한계

기존 coupon 측정 CSV와 rod 측정 계획표에는 아직 실측 하중–변위/토크–각도 값이 없다. coupon은 총210/고정20/하중선200으로 자유 길이 180 mm, rod 실물 계획은 총220/고정20/하중선220으로 200 mm다. 같은 EI라도 이상 외팔보의 200 mm 처짐은 180 mm의 (200/180)^3≈1.372배여서 두 원자료를 그대로 비교하면 안 된다. 실제 하퇴에는 이 막대 clamp 조건을 그대로 적용하지 않는다.

로컬 참고 슬라이스에서 검증한 값은 P2S 0.4 mm nozzle, 0.20 mm layer, 벽4, 100% zig-zag, support off, PETG HF 참고 profile의 첫층230/이후245/bed55°C다. 실제 필라멘트 등급·건조·출력 공차·인서트/좌대 치수·기계적 성능은 확정되지 않았다. TDS 참고 E=2050 MPa/밀도1.28과 슬라이서 프로필 밀도1.26도 구분한다. 새 후보가 같은 support-off 조건으로 출력된다는 보장은 없다.

최종 후보 STL 검사와 출력 자세 제안

SVG, 최종 메시/체적 대조 JSON. 그림에는 pocket와 cavity를 구별할 수 있도록 숨은 feature edge도 투영했다. 그림은 실제 슬라이스 Preview가 아니다.

링크 4개 파일과 cup 3개 파일 모두 폐쇄, 일관된 면 방향, 양의 체적, 독립 연결 성분 1개, 면적 1e−12 mm² 미만 삼각형 0개다. 세 cup 파일은 SHA-256도 같다. B는 두 half 파일로 출력/조립하는 설계이고 A/C는 각각 한 파일이다. 링크별 STL 합산 체적을 Fusion의 cad/cad_checks.json과 대조해 모두 0.1% 이내로 일치했다. 이는 내보내기 일치 점검 기준이며 제조 치수 공차가 아니다. Ø48 원형 root의 STL Z범위가 47.949인 것도 원호의 삼각형 근사와 구분한다.

• A/C: native Y=−10의 넓은 외측면을 bed로 삼는 자세를 우선 검토한다. 변환식으로는 Xprint=X, Yprint=−Z, Zprint=Y+10이며 원본 STL은 변경하지 않았다. link 높이는 20 mm다. pocket/창과 길이 방향 경로를 확인하기 쉽지만, tongue 아래에 6 mm 빈 공간이 생기므로 지지대가 필요하다. support-off 승인 상태가 아니다.
• B male half: native Y=−10을 bed에 두면 cavity/seam과 male register가 위를 향한다. 전체 높이는 register를 포함해 11.2 mm다.
• B female half: native Y=+10을 bed에 둔다. Xprint=X, Yprint=Z, Zprint=10−Y에 해당하며 cavity와 female recess를 위로 둔다. 높이는 10 mm다. 두 half 모두 tongue가 bed보다 6 mm 높으므로 별도 지지 검토가 필요하다. female register 외곽의 수정된 radial lip 1.8 mm는 실제 경로와 접합 시험이 남아 있다.
• Foot cup: clevis의 proximal X=148 면을 아래에 두고 +X를 위로 보내는 자세를 시작점으로 검토할 수 있다. cup opening이 위를 향하지만, 곡면 확장부의 overhang과 clevis/slot/bore 지지가 남아 있어 별도 slice 확인 전에는 추천 출력 조건으로 확정하지 않는다. 원통 축이 수평이 되는 구멍의 치수 재현성도 확인해야 한다.

최종 STL의 closure/체적 검증을 완료했고, 별도 Fusion 검사에서 85개 솔리드의 양의 체적 간섭은 없었다. 출력성, 실제 sleeve 길이 공차, 베어링/축 장착, 접착 ball 유지력과 실제 강도는 아직 검증되지 않았다.

실제 STL의 위치별 단면

SVG, 실제 절단 좌표 JSON, 단면 생성 스크립트.

최종 메시를 trimesh.mesh.section으로 X=45/85/125 mm 평면에서 직접 잘랐다. 모든 칸은 Y/Z 동일 축척이다. A에서는 4 mm web와 flange, B에서는 skin과 내부 빈 공간을 확인할 수 있다. B의 두 half는 각각 절단해 색을 달리하여 함께 표시했으며, Y=0 점선은 이음면 주석이다. C는 rail/대각부를 가로지르는 위치에 따라 절단 윤곽이 달라진다. 한 절단면에서 윤곽이 떨어져 보이는 것과 전체 3D 부품의 연결 여부는 별개다. 단면도는 재료 배치 비교용이며 강성 결과를 나타내지 않는다.

실물 시험 절차

하퇴 후보 r01 실물 강성 비교 절차

현재는 실물 시험 전이다. 이 문서는 새 하퇴 형상의 시험 정의이며, 기존 coupons/의 180 mm 레버나 rod_study/의 200 mm 균일 막대 시험을 대체하거나 혼합하지 않는다.

시편과 측정 대상

• PETG 동일 스풀·건조 조건·노즐·벽/인필·온도·레이어 높이로 A/B/C를 각각 3개 출력한다. 실제 프로필과 방향, 출력 질량을 기록한다. 지원재가 필요한 부분은 제조 검토를 따른다.
• 먼저 기존 coupons/의 PETG F 시편으로 유효 굽힘 물성을 측정한다. 해당 시험은 총 210 mm, 고정 20 mm, 하중 구멍 중심 x=200 mm이므로 레버 180 mm다. 현재 CSV의 공란을 실측 결과로 취급하지 않는다.
• 하퇴 시험은 무릎 중심 (0,0,0), 길이 방향 X, 무릎축 Y, 기준 발 중심 (195,0,0)이다. 무릎 플랜지의 4개 M4 슬리브와 2개 전단 핀을 동일한 강체 지그에 장착한다. 중앙 Ø12.4는 베어링 좌대가 아니다.
• 링크 자체 비교와 완성 발의 비교를 분리한다. 링크 비교에서는 고무 공을 하중점/변위 측정점으로 쓰지 않는다. 공의 눌림과 접착층 변형이 합쳐지기 때문이다.

강체 하중 어댑터

발의 x=152/166 mm 두 연결부에 금속 시험용 어댑터를 장착하고, x=195 mm에서 하중을 가한다. 어댑터는 새로 제작·치수 검증해야 하며 현재 PETG 컵을 이상 강체라고 가정하지 않는다. 어댑터 자체의 변위 및 지그의 회전을 별도로 측정해 보정한다. 슬리브·볼트 조립 상태와 체결 방법을 시편마다 동일하게 기록한다.

가능하면 변위계 두 개로 두 연결부의 변위 u₁, u₂를 측정하고, 강체 어댑터 가정 아래 u_foot = (-29/14) u₁ + (43/14) u₂를 구한다. 이 값과 발 중심 직접 측정값의 차이는 어댑터/조립부 변형을 드러낸다. 형상 해석도 같은 하중점의 힘·모멘트를 보존하는 두 보어 분포하중을 사용한다.

측정 순서

1. 무하중 상태에서 홀 공차, 슬리브 길이, 조립 유격과 영점을 기록한다. B는 반쪽의 틈·맞물림·나사 위치를 사진과 치수로 남긴다.
2. 두 방향 FZ와 FY를 따로 시험한다. 각 방향에서 0 → 5 → 10 → 15 → 20 → 15 → 10 → 5 → 0 N을 일정한 대기 시간(예: 매 단계 10초)으로 기록한다. 이는 비교용 첫 시험 범위이며 허용하중이나 파괴하중을 의미하지 않는다.
3. 반대 부호 하중에서도 같은 순서를 반복해 유격과 히스테리시스를 분리한다. 특히 전단 핀의 초기 틈과 B 분할면의 미끄럼이 선형 FEM에 포함되지 않는다는 점을 확인한다.
4. 변위–힘 곡선의 선형 구간 기울기, 제하 후 잔류변위, 반복 간 차이를 보고한다. 단일 하중점의 F/δ만으로 강성을 확정하지 않는다.
5. 지그/어댑터 보정 전·후 값을 모두 보관한다. B는 seam 양쪽을 따로 추적해 상대 미끄럼을 측정한다.
6. 이후 같은 하중 이력을 실제 발 컵·고무 공 조립체에도 적용해 전체 다리 끝의 compliance를 기록한다. 링크 단독 결과와 구분한다.

균열, 볼트 풀림, 층간 분리, 하중 증가 없이 변위가 커지는 현상이 있으면 그 시편의 시험을 중단하고 관찰값을 기록한다. 20 N까지 시험했다는 사실은 보행·점프·반복 수명 검증을 뜻하지 않는다.

실측 기록 열

candidate, revision, specimen, spool, drying, orientation, slicer_profile, mass_g, fixture, adapter, fastener_setup, axis, cycle, loading_or_unloading, force_N, wait_s, u152_mm, u166_mm, u195_mm, fixture_rotation_rad, seam_slip_mm, residual_mm, observations

현재 기록된 실측 행은 없다. 해석값은 analysis/에 보관하며 실측 CSV로 복사하지 않는다.

사족보행 다리 조사와 출처

사족보행 다리의 하중 경로와 V2 링크 설계 조건

조사일: 2026-10-27. 대상은 약 Mini Cheetah 크기의 Shappy V2다. Mini Cheetah는 비교 기준이며, 209/195 mm 링크나 9 kg을 V2 확정값으로 취급하지 않는다. 기존 Overleaf의 두 벨트/로드 배치 후보를 유지하고, 아래 조건을 두 배치 각각에 적용한다. 이 문서는 실물 시험·최종 CAD·파괴 검증 완료 보고가 아니다.

1. 실제 Mini Cheetah에서 확인되는 구조

1차 자료: Benjamin G. Katz, A Low Cost Modular Actuator for Dynamic Robots, MIT S.M. thesis, 2018, §3.1.1, 인쇄 페이지/PDF 페이지 58–65. MIT 원문 PDF, MIT 원본 bitstream. 브라우저의 PDF 조회 오류 때문에 MIT bitstream을 메모리에서 내려받아 pdftotext로 해당 페이지를 확인했다. PDF를 저장·재배포하지 않았다.

이 표는 원문 서술을 요약한 것이며, 사진에서 추정한 치수가 아니다. 특히 lower의 굽힘 위주 설명은 해당 발·관절·접촉 가정 안에서 읽어야 한다. V2 발바닥의 접촉모멘트나 링크 측면 충돌까지 제외한다는 뜻은 아니다.

2. 공식 코드와 공개 형상에서 가져올 수 있는 범위

공식 Cheetah-Software의 MiniCheetah.h는 관성값이 CAD에서 왔다고 명시한다. 확인한 파일의 마지막 변경 commit은 c54e50bf5d68f685d8944c8d9047a84a474b454d (2019-11-21)다.

전체 로봇 9 kg과 약 0.3 m 높이는 ICRA2019 논문, abstract/첫 페이지(6295)의 기준값이다. MIT 연구실 논문 목록에서 저자·서지를 확인했다. 9 kg의 중량 88.3 N, 균등 4/2/1발 지지의 22.1/44.1/88.3 N은 g=9.80665로 계산한 정적 분배 예시다. 실제 peak 접촉력·충격 설계하중이 아니다.

공식 repo에는 mini_upper_link.obj, mini_lower_link.obj, mini_abad.obj, mini_body.obj가 있다. README는 resources의 CAD를 시각화 용도로 설명한다. GitHub tree API로 경로를 확인했으며, 이 OBJ를 공차·재질·베어링 끼워맞춤이 갖춰진 제조용 CAD로 보증할 근거는 없다. 이 조사에서는 mesh의 내부 벽·축간 거리 등을 실측하거나 이미지로 추정하지 않았다.

3. 막대 단면 비교를 다리 설계에 옮길 때 필요한 다섯 검증

아래는 확인한 구조를 V2에 적용하기 위한 공학적 제안이다. 문헌의 특정 로봇에서 측정된 응력/허용하중이라고 주장하지 않는다.

벨트 pretension을 높이면 tooth skip 방지와 장력 증가가 동시에 발생할 수 있으므로, 더 단단한 벨트만 선택하고 tensioner·축·베어링 지지부 하중을 그대로 둘 수 없다. 로드 대안도 끝단 rod-end가 모멘트를 전달하는지, pin joint인지 구분해야 한다. 두 배치에 같은 발 힘을 주더라도 내부 반력은 같지 않을 수 있다.

upper의 비틀림과 knee의 회전 토크는 같은 개념이 아니다. 예를 들어 knee 회전축이 링크 길이축과 직교하면 knee 토크는 해당 링크에 대한 굽힘/끝단 couple로 전달될 수 있다. 좌표·축·힘의 작용점을 정한 자유물체도가 먼저다.

4. CAD에 전달할 조건표

다음 단계의 비교 모델은 공통 end block을 가진 직선 막대에서 시작하되, upper는 벨트 통로·seam·bearing boss를 가진 조립체, lower는 knee/foot 연결부를 가진 taper 후보로 확장한다. 로드 배치에는 같은 절차로 pin/rod-end 반력을 추가한다. 각 조립체를 정적 양방향 하중으로 확인한 뒤, 실제 운용 하중 이력을 정해 반복·착지 조건을 검토한다.

5. 근거의 한계

현재 열람한 thesis/공식 코드에는 V2용 안전계수, printed bearing seat 허용응력, 벨트 장력 수치, 정량 피로/파괴 envelope가 없다. 확인되지 않은 파괴 사례나 인터넷 clone의 부품을 MIT 원 설계의 검증값으로 사용하지 않았다. 금속 원형의 정량 응력·안전계수나 V2 파괴하중을 이 조사만으로 제시할 수 없다.

Mini Cheetah의 lower I형과 upper tube는 서로 다른 하중 경로의 사례다. 따라서 현재의 rectangular tube/I/channel/리브 막대 screening 결과는 후보 축소 자료로 사용하고, 최종 로봇 다리는 위 입력과 조립체 하중 경로를 통해 선정한다.