魏 然，車兵輝，張 鈞，孫傳寶，王新林

（中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心，四川綿陽(yáng) 621000）

用于捕獲軌跡風(fēng)洞試驗(yàn)的三自由度轉(zhuǎn)角頭設(shè)計(jì)

魏 然＊，車兵輝，張 鈞，孫傳寶，王新林

（中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心，四川綿陽(yáng) 621000）

設(shè)計(jì)了用于FL－12風(fēng)洞捕獲軌跡試驗(yàn)的三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置，該裝置為機(jī)電一體化設(shè)備。介紹了三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)，驅(qū)動(dòng)元件的選型計(jì)算及校核，并對(duì)裝置進(jìn)行了靜力學(xué)與動(dòng)力學(xué)分析以驗(yàn)證設(shè)計(jì)結(jié)果。結(jié)果表明，和現(xiàn)有裝置相比，該三自由度轉(zhuǎn)角頭在俯仰和偏航方向的載荷能力均由100N·m提升至250N·m，可控制精度由0.1°提升至0.05°，在滾轉(zhuǎn)方向的載荷能力由10N·m提升至20N·m，可控制精度由0.1°提升至0.05°。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)裝置風(fēng)洞適用性的研究，在設(shè)計(jì)中對(duì)驅(qū)動(dòng)元件及線纜的結(jié)構(gòu)、整流裝置的外形、裝置總體尺寸等進(jìn)行了優(yōu)化，改善了現(xiàn)有設(shè)備線纜外露，外形整流性能較差以及風(fēng)洞堵塞比較大等問(wèn)題。

機(jī)械臂；強(qiáng)度；有限元分析；動(dòng)力學(xué)

0 引 言

捕獲軌跡試驗(yàn)（Captive Trajectory Simulation，簡(jiǎn)稱CTS）是飛機(jī)外掛物分離特性風(fēng)洞試驗(yàn)預(yù)測(cè)的特種試驗(yàn)技術(shù)，其主要試驗(yàn)裝置為六自由度移測(cè)架系統(tǒng)，簡(jiǎn)稱CTS系統(tǒng)［1－3］。

國(guó)外CTS試驗(yàn)裝置的研究與發(fā)展較早，很多風(fēng)洞都配有多自由度移測(cè)架系統(tǒng)［4］。英國(guó)皇家航空研究中心擁有一臺(tái)五自由度移測(cè)架［5］，具有x、y、z 3個(gè)直線位移自由度及滾轉(zhuǎn)和偏轉(zhuǎn)角2個(gè)角度位移自由度，其局限性在于只有2個(gè)角位移自由度，不能完成俯仰角和偏航角同時(shí)變化的位置模擬。法國(guó)莫當(dāng)風(fēng)洞擁有一臺(tái)四自由度移測(cè)架［6］，具有x向的直線位移自由度和俯仰、偏航、滾轉(zhuǎn)3個(gè)角位移自由度，使用時(shí)與尾撐支桿安裝在一起，其局限性在于只能在母機(jī)模型一側(cè)的一定范圍內(nèi)進(jìn)行位置模擬。

國(guó)內(nèi)風(fēng)洞也多有配備多自由度移測(cè)架系統(tǒng)，其中包括中國(guó)空氣動(dòng)力與發(fā)展中心的FL－12、FL－14、FL－24、FL－26風(fēng)洞以及中國(guó)航空工業(yè)空氣動(dòng)力研究院的FL－2風(fēng)洞等［7－9］。本文研究對(duì)象是FL－12風(fēng)洞于1987年配備的六自由度移測(cè)架系統(tǒng)（見圖1），其優(yōu)點(diǎn)在于運(yùn)動(dòng)范圍廣，可以模擬的位置多，且試驗(yàn)時(shí)拆裝方便。然而該CTS系統(tǒng)受當(dāng)時(shí)任務(wù)需求影響（以載機(jī)帶彈為主，氣動(dòng)載荷?。┖蜋C(jī)電技術(shù)限制，設(shè)計(jì)載荷偏小，其設(shè)計(jì)承載重量為2kg，俯仰力矩為100N·m。而現(xiàn)階段外掛物風(fēng)洞模型重量已達(dá)到5kg量級(jí)，最大俯仰力矩達(dá)到200N·m量級(jí)。正是由于設(shè)計(jì)載荷不足，現(xiàn)有CTS系統(tǒng)在試驗(yàn)中能夠模擬的位置范圍受限，部分試驗(yàn)內(nèi)容無(wú)法完成。因此，需要對(duì)FL－12風(fēng)洞的CTS系統(tǒng)進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，以滿足當(dāng)前及下一階段捕獲軌跡試驗(yàn)的需求。

圖1 現(xiàn)有移測(cè)架系統(tǒng)示意圖Fig.1 Sketch of former CTS system

經(jīng)過(guò)檢驗(yàn)部件損耗情況及校核計(jì)算可知，現(xiàn)有CTS系統(tǒng)的安裝基礎(chǔ)以及x、y、z向直線位移部件符合繼續(xù)使用條件，需要重新設(shè)計(jì)的部件為CTS系統(tǒng)中的角位移部件。該角位移部件簡(jiǎn)稱三自由度轉(zhuǎn)角頭，其功能為支撐外掛物模型完成沿俯仰、偏航、滾轉(zhuǎn)3個(gè)角位移自由度方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。

1 研究?jī)?nèi)容

根據(jù)現(xiàn)有三自由度轉(zhuǎn)角頭（見圖2）的使用經(jīng)驗(yàn)與用戶反饋，發(fā)現(xiàn)可以改進(jìn)的不僅有裝置的載荷能力方面的問(wèn)題，還有風(fēng)洞試驗(yàn)裝置特有的風(fēng)洞適用性方面的問(wèn)題。風(fēng)洞適用的試驗(yàn)裝置，其特點(diǎn)是應(yīng)易于安裝與拆卸，易于控制與校準(zhǔn)，對(duì)天平等測(cè)量信號(hào)無(wú)干擾，對(duì)風(fēng)洞流場(chǎng)品質(zhì)影響較小。這就要求試驗(yàn)裝置的氣動(dòng)外形要流暢，風(fēng)洞堵塞比不能過(guò)大，同時(shí)線纜也要做信號(hào)屏蔽處理，并盡量不外露于風(fēng)洞中。

圖2 現(xiàn)有三自由度轉(zhuǎn)角頭資料照片F(xiàn)ig.2 Picture of former 3－DOF robot arm

綜上，本次設(shè)計(jì)的研究?jī)?nèi)容，除了要探究如何大幅提升裝置載荷，還應(yīng)研究如何提升裝置的風(fēng)洞適用性。

經(jīng)過(guò)對(duì)現(xiàn)階段的載機(jī)外掛物型號(hào)的調(diào)研，選定某新型導(dǎo)彈的氣動(dòng)載荷作為估算指標(biāo)，得到其俯仰方向最大載荷約為210N·m，預(yù)估下一階段的裝備發(fā)展情況，提出三自由度轉(zhuǎn)角頭的俯仰力矩載荷能力需求為250N·m。裝置總體技術(shù)指標(biāo)如表1所示。

表1 三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置總體技術(shù)指標(biāo)Table 1 3－DOF robot arm technical specification

考慮以上要求，設(shè)計(jì)存在如下難點(diǎn)：

（1）同時(shí)減小裝置堵塞面積與提升載荷能力是設(shè)計(jì)難點(diǎn)。為了減小裝置的阻塞面積，其總體尺寸將受限，其電機(jī)、傳感器等元件與驅(qū)動(dòng)力臂的尺寸都不能過(guò)大，但同時(shí)小尺寸的元件所提供的推力可能并不能滿足裝置載荷要求。

（2）為減少裝置對(duì)流場(chǎng)品質(zhì)造成的影響，需將其外形光滑整流，并將線纜內(nèi)埋，給設(shè)計(jì)增加了難度。對(duì)驅(qū)動(dòng)元件的布置、線纜的規(guī)劃、機(jī)械傳動(dòng)方式等要求更高。

（3）0.05°的控制精度要求給設(shè)計(jì)帶來(lái)了難度。除了對(duì)控制元件的選型要求更高外，對(duì)各零件的形變、公差配合、加工方式和重量控制也更為嚴(yán)格。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化

根據(jù)提升三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置載荷能力與風(fēng)洞適用性的研究?jī)?nèi)容，初步設(shè)計(jì)了3套方案：方案一是可以提供較大載荷的蝸輪蝸桿形式，如圖3所示，其優(yōu)點(diǎn)在于扭矩大，有自鎖功能，缺點(diǎn)是尺寸過(guò)大，阻塞比不符合要求，實(shí)心的蝸輪阻礙了線纜的布置；方案二是采取并聯(lián)布置電缸的球鉸形式，如圖4所示，其優(yōu)點(diǎn)在于軸向尺寸小，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，缺點(diǎn)在于徑向尺寸過(guò)大，阻塞比不符合要求，并聯(lián)布置的電缸會(huì)在俯仰和偏航2個(gè)角度方向造成運(yùn)動(dòng)耦合，不利于控制解耦；方案三是電缸串聯(lián)布置的軸叉式，如圖5所示，其優(yōu)點(diǎn)是徑向尺寸小，在俯仰和偏航2個(gè)角度方向沒有運(yùn)動(dòng)耦合，缺點(diǎn)是串聯(lián)布置的電缸會(huì)導(dǎo)致裝置軸向尺寸偏大。

圖3 方案一示意圖Fig.3 Sketch of scheme 1

圖4 方案二示意圖Fig.4 Sketch of scheme 2

圖5 方案三示意圖Fig.5 Sketch of scheme 3

綜合考慮3種方案的風(fēng)洞適用性，認(rèn)為方案三的風(fēng)洞適用性更好且還有改進(jìn)的可能性，需要確認(rèn)的問(wèn)題是能否通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化減小軸向尺寸。經(jīng)研究，三轉(zhuǎn)角頭的安裝基礎(chǔ)x向直線位移桿為中空結(jié)構(gòu)，經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，可以將偏航電缸及支撐部件布置在x直線位移桿中，此結(jié)構(gòu)為改進(jìn)方案三，如圖6所示。在改進(jìn)方案三中，裝置總長(zhǎng)度為1140mm，相比電缸未埋入桿中的結(jié)構(gòu)減少了240mm，其徑向尺寸可以控制在210mm左右。經(jīng)投影后測(cè)得裝置最大迎風(fēng)面堵塞面積約為0.12m2，最大堵塞比：0.12m2／10.72m2（風(fēng)洞試驗(yàn)段截面積）＝1.12%，滿足小于1.2%的阻塞比要求。因此，選擇改進(jìn)方案三作為基礎(chǔ)進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)。

詳細(xì)設(shè)計(jì)后的三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置的外形如圖7所示，由后端向前端依次是偏航機(jī)構(gòu)，俯仰機(jī)構(gòu)和滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，其中偏航角轉(zhuǎn)軸、俯仰角轉(zhuǎn)軸與滾轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)軸3軸始終正交?？紤]到裝置的外形要求，經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，將俯仰機(jī)構(gòu)和滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)均布置在整流罩中，整流罩的材料選用高強(qiáng)度鋁合金7075－T6，該材料的優(yōu)點(diǎn)在于重量輕且強(qiáng)度高，使得裝置在支撐外掛物模型重量的同時(shí)，既減小了裝置的形變，又減輕了俯仰電缸的負(fù)荷，有利于控制裝置的總質(zhì)量。

圖6 改進(jìn)方案三示意圖Fig.6 Sketch of improved scheme 3

圖7 三自由度轉(zhuǎn)角頭外形圖Fig.7 Shape of the 3－DOF robot arm

裝置的傳動(dòng)結(jié)構(gòu)如圖8所示，俯仰機(jī)構(gòu)工作時(shí)由電缸推動(dòng)裝置沿主旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)，以實(shí)現(xiàn)角度的偏轉(zhuǎn)，角度傳感器布置在俯仰角軸線上，采集的角度即為機(jī)構(gòu)的俯仰角。偏航機(jī)構(gòu)與俯仰機(jī)構(gòu)的傳動(dòng)方式相同并串聯(lián)布置。該種結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)是裝置徑向尺寸小、回差小、無(wú)遠(yuǎn)距離傳動(dòng)且裝置在俯仰、偏航2個(gè)方向上無(wú)運(yùn)動(dòng)耦合。滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)工作時(shí)由直流伺服電機(jī)搭配諧波齒輪減速器驅(qū)動(dòng)模型探測(cè)桿實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)，環(huán)形角度傳感器布置在探測(cè)桿外圈，采集的角度即為機(jī)構(gòu)的滾轉(zhuǎn)角，其特點(diǎn)是驅(qū)動(dòng)方式直接、可靠性較高，編碼器反饋的角度信號(hào)即模型的滾轉(zhuǎn)角度，無(wú)需進(jìn)行角度換算。

圖8 傳動(dòng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Sketch of transmission structure

整流罩內(nèi)部結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)優(yōu)化設(shè)計(jì)，滾轉(zhuǎn)電機(jī)以及俯仰電缸錯(cuò)開布置，進(jìn)一步優(yōu)化了裝置的軸向尺寸，如圖9所示。同時(shí)考慮到線纜內(nèi)埋的要求，線纜均由裝置內(nèi)部走向后方，為方便外掛物模型測(cè)力天平的安裝，在支桿內(nèi)部預(yù)埋了天平信號(hào)線及接頭。在此布置下，所有線纜不外露于風(fēng)洞流場(chǎng)中，既保證了信號(hào)傳輸?shù)姆€(wěn)定，又保證了整流罩氣動(dòng)外形的流暢、減少裝置對(duì)風(fēng)洞流場(chǎng)品質(zhì)的不利影響。

圖9 整流罩內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Structure inside the cover

軸叉結(jié)構(gòu)示意圖如圖10所示，角度傳感器布置在相應(yīng)的轉(zhuǎn)軸軸線上，傳感器直徑為38mm，采集精度為0.0005°，高于機(jī)構(gòu)的可控制精度（見第3.1節(jié)），可以實(shí)時(shí)采集主旋轉(zhuǎn)軸的角度信號(hào)，參與角度的閉環(huán)控制。軸承選用金屬基鑲嵌式（JDB）自潤(rùn)滑軸承，可以實(shí)現(xiàn)無(wú)油潤(rùn)滑，摩擦系數(shù)約為0.05，且保時(shí)性較好，可以長(zhǎng)時(shí)間保障裝置平順運(yùn)行。光電式限位傳感器將保證裝置的安全，當(dāng)軸叉超出角度范圍后即可觸發(fā)限位傳感器，通過(guò)計(jì)算機(jī)軟件控制機(jī)構(gòu)停止運(yùn)行，防止零件相互碰撞。

圖10 軸叉結(jié)構(gòu)示意圖Fig.10 Sketch of bushing structure

3 驅(qū)動(dòng)元件選取與校核

3.1 俯仰、偏航方向各元件選取計(jì)算

偏航電缸與俯仰電缸的驅(qū)動(dòng)形式相同，故選取負(fù)載更大（需承擔(dān)裝置重量）的俯仰電缸做計(jì)算。其中裝置在俯仰方向的技術(shù)指標(biāo)為：載荷大于250N·m，速度大于4°／s，定位精度高于0.05°。由于電缸的傳動(dòng)情況較為復(fù)雜，簡(jiǎn)單的靜力學(xué)計(jì)算無(wú)法完全模擬電缸在裝置規(guī)定運(yùn)動(dòng)范圍內(nèi)的全部載荷及運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，所以利用ADAMS軟件對(duì)裝置進(jìn)行動(dòng)力學(xué)計(jì)算，在俯仰電缸位置設(shè)置傳感器，利用電缸的推力、位移和速度曲線來(lái)確定電缸參數(shù)。

根據(jù)裝置的三維圖，設(shè)定三自由度轉(zhuǎn)角頭的偏航關(guān)節(jié)處為基點(diǎn)O，俯仰關(guān)節(jié)處為中繼點(diǎn)A，探測(cè)桿前端為模型基準(zhǔn)點(diǎn)B，繪制傳動(dòng)原理圖，如圖11所示。

圖11 三自由度轉(zhuǎn)角頭傳動(dòng)原理圖Fig.11 3－DOF robot arm transmission principle

根據(jù)三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置的傳動(dòng)原理圖，建立該裝置的動(dòng)力學(xué)方程，得到俯仰關(guān)節(jié)處A點(diǎn)和探測(cè)桿前端B點(diǎn)的位置方程：

將動(dòng)力學(xué)方程輸入ADAMS計(jì)算軟件，選?。?5°～45°作為計(jì)算范圍，計(jì)算的設(shè)置中考慮了零件重力、裝置載荷、軸孔摩擦力以及啟動(dòng)特性，將俯仰機(jī)構(gòu)運(yùn)轉(zhuǎn)速度設(shè)定4°／s，載荷設(shè)定為250N·m，通過(guò)計(jì)算得到電缸在機(jī)構(gòu)－45°～45°運(yùn)動(dòng)范圍內(nèi)的位移、推力和速度曲線。

由位移關(guān)系圖12可以看出，電缸的位移與機(jī)構(gòu)角度線性關(guān)系良好，裝置的俯仰角度由－45°運(yùn)行至0°再到＋45°時(shí)，電缸總位移為38mm＋34mm＝72mm，故電缸的行程要求應(yīng)大于72mm。

由推力關(guān)系圖13可以看出，電缸雖受啟動(dòng)特性、摩擦力矩、壓縮力矩和力臂變化等因素的影響，但其推力在裝置工作范圍內(nèi)是平緩變化的，沒有出現(xiàn)階躍式增長(zhǎng)，由計(jì)算結(jié)果得到電缸所需最大推力為9800N，故電缸的推力要求應(yīng)大于9800N。

由速度關(guān)系圖14可以得到裝置在不同位置處電缸的速度，可以看出電缸的速度要求應(yīng)大于3.9mm／s。

圖12 機(jī)構(gòu)俯仰角度－電缸位移圖Fig.12 Calculation result of electric cylinder displacement

圖13 俯仰機(jī)構(gòu)角度－電缸推力圖Fig.13 Calculation result of electric cylinder thrust

圖14 俯仰機(jī)構(gòu)角度－電缸速度圖Fig.14 Calculation result of electric cylinder velocity

根據(jù)動(dòng)力學(xué)計(jì)算結(jié)果，最終選取的電缸持續(xù)推力為12 000N，最大行程100mm，最大速度4mm／s，控制精度為0.01mm。并根據(jù)此電缸參數(shù)，核算裝置的技術(shù)指標(biāo)，得到俯仰機(jī)構(gòu)速度為4.56°／s（＞4°／s），俯仰機(jī)構(gòu)載荷能力為306N·m（＞250N·m），均滿足設(shè)計(jì)要求。俯仰機(jī)構(gòu)的精度為0.016°，而間隙誤差為4處0.02mm的軸承間隙（共0.08mm），絲杠間隙2處0.01mm（共0.02mm），換算到裝置前端的角度誤差為0.014°，故在俯仰方向裝置的總體精度為0.016°＋0.014°＝0.03°（＜0.05°），滿足設(shè)計(jì)要求。

3.2 滾轉(zhuǎn)方向各元件選取計(jì)算

裝置滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的技術(shù)指標(biāo)為：載荷大于20N·m，速度大于10°／s，定位精度高于0.1°。按照此要求來(lái)選取驅(qū)動(dòng)元件。

考慮裝置的內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺寸，選取MAXON品牌直徑為40mm的電機(jī)，其功率為150W，額定轉(zhuǎn)速7000r／min，額定載荷0.184N·m，最大載荷2.28N·m。

本裝置選取減速機(jī)時(shí)首先考慮減速比、減速機(jī)尺寸，其次考慮轉(zhuǎn)速。根據(jù)所選的電機(jī)進(jìn)行減速比計(jì)算：20N·m／0.184N·m＝109.29，考慮效率80%左右，109.29／80%＝136.61，所以減速比應(yīng)該大于136.6，再考慮20%的過(guò)載余量，減速比選取在160～170是合適的。

最終選取HarmonicDrive品牌減速比為160的諧波減速器，其外徑為70mm，潤(rùn)滑脂潤(rùn)滑時(shí)效率約為80%，該減速器的最大輸入轉(zhuǎn)速750r／min，最大輸出扭矩49N·m。滿足20N·m的機(jī)構(gòu)指標(biāo)要求。

可控制精度要求為0.1°，故電機(jī)編碼器的分辨率應(yīng)該大于：360°／（0.1°×160）＝22.5（幀／圈），最終選擇的編碼器每圈500幀，滿足要求。

計(jì)算得到電機(jī)、減速器、支桿及模型（總轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為6000g·cm2）在最大角加速度下，需要的啟動(dòng)扭矩為60N·m，根據(jù)已選電機(jī)減速器，其最大過(guò)載扭矩為2.28N·m×160＝364N·m，啟動(dòng)特性滿足要求。

根據(jù)所選的電機(jī)和減速器核算裝置的技術(shù)指標(biāo)，得到滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的速度為262°／s（＞10°／s），滿足設(shè)計(jì)要求；滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的可控制精度為0.0045°（＜0.1°），滿足設(shè)計(jì)要求；滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的載荷能力為23.5N·m（＞20N·m），滿足設(shè)計(jì)要求。

4 控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

裝置的控制架構(gòu)圖如圖15所示。裝置運(yùn)行時(shí)，通過(guò)計(jì)算機(jī)－控制器－驅(qū)動(dòng)器對(duì)某一角度的相應(yīng)電機(jī)發(fā)出控制指令，結(jié)合位于其主旋轉(zhuǎn)軸上的角度編碼器反饋的角度信號(hào)，可對(duì)該角度進(jìn)行閉環(huán)控制。同時(shí)，位于模型前端的限位傳感器以及前文提到的光電式傳感器信號(hào)也被統(tǒng)一傳回控制器，如果裝置超出預(yù)設(shè)角度范圍或模型與飛機(jī)有碰撞風(fēng)險(xiǎn)時(shí)，軟件會(huì)自動(dòng)判定并發(fā)出指令使裝置停止運(yùn)行。

圖15 三自由度轉(zhuǎn)角頭控制架構(gòu)圖Fig.15 3－DOF robot arm control design

圖16 軸叉及電缸鉸鏈軸抗壓計(jì)算應(yīng)力圖Fig.16 Calculation result of bushing pressure

該種控制方式精度較高，重復(fù)性較好，在俯仰角度方向的可控制精度達(dá)到0.016°，綜合誤差小于0.05°。并且自動(dòng)化程度較高，風(fēng)洞試驗(yàn)時(shí)，操作人員只需在軟件中輸入某一角度的控制值，軟件會(huì)通過(guò)反饋的角度信號(hào)自動(dòng)調(diào)整裝置至角度控制值，期間無(wú)需人工干預(yù)。

5 設(shè)計(jì)校核

5.1 強(qiáng)度計(jì)算

根據(jù)裝置的承力情況，選取2個(gè)關(guān)鍵部位進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算。

軸叉在工作狀態(tài)下反復(fù)承受較大的推力，選用鋁合金7075作為軸叉的材料，其相關(guān)力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。為保證軸叉在受力過(guò)程中不存在斷裂風(fēng)險(xiǎn)，其安全系數(shù)要求不小于5［10－11］。

軸叉及電缸軸應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖16所示，由計(jì)算結(jié)果可見，零件受載后的最大應(yīng)力為23.2 MPa，低于材料的屈服強(qiáng)度505MPa，安全系數(shù)為21.7，達(dá)標(biāo)。

圖17 電缸耳軸及支撐強(qiáng)度計(jì)算應(yīng)力圖Fig.17 Calculation result of electric cylinder

側(cè)滑電缸的支撐件，在工作狀態(tài)下反復(fù)承受較大推力，本文選用合金鋼30Cr MnSi A作為其材料，其力學(xué)性能如表2所示，其安全系數(shù)要求不小于5。

側(cè)滑電缸及支撐件應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖17所示，由計(jì)算結(jié)果可見，零件最大應(yīng)力為42MPa，低于材料的屈服強(qiáng)度835MPa，安全系數(shù)為19.8，達(dá)標(biāo)。

表2 選用材料力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of used material

5.2 碰撞計(jì)算

為了控制總體尺寸，裝置部分零件之間的間隙較小，有可能因加工及安裝誤差等發(fā)生碰撞，尤其是隨著裝置的運(yùn)動(dòng)，電缸的位置會(huì)在一定范圍內(nèi)變化，故利用三維軟件進(jìn)行了零件間的最小間隙計(jì)算。將間隙上限設(shè)為10mm，計(jì)算得到的結(jié)果如圖18所示。其中前3張圖中零件的間隙結(jié)果均大于3mm，無(wú)需對(duì)零件的加工公差進(jìn)行特別要求，而最后一張圖中零件的間隙結(jié)果小于3mm，表明電缸和整流罩的蓋板有碰撞的風(fēng)險(xiǎn)，因此在繪制二維圖時(shí)，針對(duì)相應(yīng)零件適當(dāng)?shù)奶岣吡顺叽绲墓钜螅_保其不因加工誤差產(chǎn)生零件碰撞。

圖18 干涉及間隙計(jì)算結(jié)果Fig.18 Calculation result of interposition

5.3 關(guān)鍵參數(shù)校核

根據(jù)裝置的傳動(dòng)方式、選定的驅(qū)動(dòng)元件和控制元件、測(cè)試元件等進(jìn)行了關(guān)鍵參數(shù)的估算，與設(shè)計(jì)要求進(jìn)行校核，結(jié)果如表3所示。校核結(jié)果表明，裝置在俯仰和偏航方向的載荷達(dá)到306N·m，控制精度由0.1°提高至0.016°；在滾轉(zhuǎn)方向的載荷達(dá)到23.5N·m，控制精度由0.1°提高至0.0045°，裝置的載荷與精度指標(biāo)滿足設(shè)計(jì)要求。同時(shí)，裝置重量為56kg，風(fēng)洞阻塞比為1.12%，符合設(shè)計(jì)要求。經(jīng)動(dòng)力學(xué)計(jì)算，裝置的啟動(dòng)特性、加速特性均滿足使用要求。

表3 三自由度轉(zhuǎn)角頭設(shè)計(jì)結(jié)果Table 3 3－DOF robot arm design result

6 結(jié) 論

（1）以提升捕獲軌跡裝置設(shè)計(jì)載荷及風(fēng)洞適用性為研究?jī)?nèi)容，通過(guò)對(duì)現(xiàn)有載機(jī)外掛物型號(hào)的調(diào)研，確定了裝置的主要載荷能力，通過(guò)收集提煉使用經(jīng)驗(yàn)與用戶反饋，提出風(fēng)洞適用性需在裝置阻塞比、氣動(dòng)外形以及線纜布置等方面著手研究。

（2）針對(duì)研究?jī)?nèi)容進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化，控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)與設(shè)計(jì)校核。結(jié)果表明，裝置在三自由度方向上的載荷、精度，總體的重量與風(fēng)洞阻塞比均滿足設(shè)計(jì)要求。經(jīng)動(dòng)力學(xué)計(jì)算，裝置的啟動(dòng)特性、加速特性滿足使用要求。

（3）裝置的3個(gè)角位移自由度正交，角度變化不會(huì)相互耦合，控制過(guò)程中無(wú)需解耦，各角度傳感器均位于旋轉(zhuǎn)軸上，采集的角度信號(hào)無(wú)需換算并直接參與角度閉環(huán)控制，換算過(guò)程更少，可靠性更高。

（4）該三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置具備完成現(xiàn)階段及未來(lái)一段時(shí)期風(fēng)洞捕獲軌跡試驗(yàn)的能力，但由配合公差、加工誤差及裝置受載變形等因素帶來(lái)的模型定位精度誤差還需要進(jìn)一步的研究與探索，以提高捕獲軌跡試驗(yàn)的數(shù)據(jù)質(zhì)量。

［1］Andrew G.Design ＆development of a new captive trajectory simulation model support system［R］.AIAA－99－2165，1999.

［2］Navair A C，Md P R.Lessons learned in 30 years of store sparation testing［R］.AIAA－2009－0098，2009.

［3］Carter R，Lind R.Trajectory optimization for guided store separation［R］.AIAA－2012－4686，2012.

［4］Veazey D T，Hopf J C.Comparison of aero dynamic data obtained in the Arnold Engineering Development Center wind tunnels 4T and 16T［R］.AIAA－1998－2874，1998.

［5］Coulton D G.Recent developments in data acquisition and control systems at the aircraft research association limited［C］.IEEE Instrumentation in Aerospace Simulation Facilities，1991.

［6］Garcon F.Recent developments in captive trajectory systems of the ONERA modane wind tunnels［R］.AIAA－2001－0579，2001.

［7］黃敘輝，龐旭東.1.2米跨超聲速風(fēng)洞新型捕獲軌跡系統(tǒng)研制［J］.實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2008，22（6）：95－98.Huang X H，Pang X D.Development of a new captive trajectory simulation system in the 1.2m transonic wind tunnel［J］.Journal of Experiments in Fluid Mechanics，2008，22（6）：95－98.

［8］黃敘輝，羅新福.FL－24風(fēng)洞新型捕獲軌跡系統(tǒng)設(shè)計(jì)與發(fā)展［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2008，30（6）：145－149.Huang X H，Luo X F.Design ＆development of a new captive trajectory simulation system in FL－24 wind tunnel［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2008，30（6）：145－149.

［9］崔曉春，邢漢奇，張然，等.FL－2風(fēng)洞CTS實(shí)驗(yàn)技術(shù)［C］.第一屆近代實(shí)驗(yàn)空氣動(dòng)力學(xué)會(huì)議論文集，2007.

［10］陳萬(wàn)華，王超琪.某風(fēng)洞主體結(jié)構(gòu)的有限元分析［J］.實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2005，19（3）：90－93.Chen W H，Wang C Q.Finite element analysis on main body of a wind tunnel［J］.Journal of Experiments in Fluid Mechanics，2005，19（3）：90－93.

［11］中國(guó)人民解放軍總裝備部軍事訓(xùn)練教材編輯委員會(huì).高低速風(fēng)洞氣動(dòng)與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2003.

The design of a 3－DOF robot arm used forcaptive trajectory simulation in wind tunnel test

Wei Ran＊，Che Binghui，Zhang Jun，Sun Chuanbao，Wang Xinlin
（China Aerodynamics Research and Development Center，Mianyang Sichuan 621000，China）

A 3－DOF robot arm design is presented for the Captive Trajectory Simulation（CTS）test in the FL－12 wind tunnel.It is an integrated mechatronics device.The paper introduces its transmission principle design，physical design，control system design，drive element selection calculation and verification，then verifies the design results with dynamical and static mechanics analysis.The results show that the device improves the load in pitch and yaw from 100Nm to 250Nm with control precision from 0.1°to 0.05°，and also improves the load in roll from 10Nm to 20Nm with control precision from 0.1°to 0.05°.The structure of drive element and cable，fairing configuration，overall dimension are optimized to make the device more suitable for the wind tunnel test.

robot arm；strength；finite element analysis；dynamics

V211.73；TH122

A

（編輯：李金勇）

1672－9897（2016）06－0091－07

10.11729／syltlx20150141

2016－01－05；

2016－04－09

＊通信作者E－mail：wrywrr＠m(xù)ail.ustc.edu.cn

Wei R，Che B H，Zhang J，et al.The design of a 3－DOF robot arm used forcaptive trajectory simulation in wind tunnel test.Journal of Experiments in Fluid Mechanics，2016，30（6）：91－97.魏 然，車兵輝，張 鈞，等.用于捕獲軌跡風(fēng)洞試驗(yàn)的三自由度轉(zhuǎn)角頭設(shè)計(jì).實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2016，30（6）：91－97.

魏 然（1987－），男，黑龍江大慶人。助理工程師。研究方向：低速空氣動(dòng)力試驗(yàn)技術(shù)。通信地址：四川省綿陽(yáng)市北川縣129信箱（622662）。E－mail：wrywrr＠m(xù)ail.ustc.edu.cn