魏 然，車兵輝，張 鈞，孫傳寶，王新林

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川綿陽 621000）

用于捕獲軌跡風洞試驗的三自由度轉(zhuǎn)角頭設(shè)計

魏 然＊，車兵輝，張 鈞，孫傳寶，王新林

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川綿陽 621000）

設(shè)計了用于FL－12風洞捕獲軌跡試驗的三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置，該裝置為機電一體化設(shè)備。介紹了三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計，控制系統(tǒng)設(shè)計，驅(qū)動元件的選型計算及校核，并對裝置進行了靜力學與動力學分析以驗證設(shè)計結(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°。通過對試驗裝置風洞適用性的研究，在設(shè)計中對驅(qū)動元件及線纜的結(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洞堵塞比較大等問題。

機械臂；強度；有限元分析；動力學

0 引 言

捕獲軌跡試驗（Captive Trajectory Simulation，簡稱CTS）是飛機外掛物分離特性風洞試驗預測的特種試驗技術(shù)，其主要試驗裝置為六自由度移測架系統(tǒng)，簡稱CTS系統(tǒng)［1－3］。

國外CTS試驗裝置的研究與發(fā)展較早，很多風洞都配有多自由度移測架系統(tǒng)［4］。英國皇家航空研究中心擁有一臺五自由度移測架［5］，具有x、y、z 3個直線位移自由度及滾轉(zhuǎn)和偏轉(zhuǎn)角2個角度位移自由度，其局限性在于只有2個角位移自由度，不能完成俯仰角和偏航角同時變化的位置模擬。法國莫當風洞擁有一臺四自由度移測架［6］，具有x向的直線位移自由度和俯仰、偏航、滾轉(zhuǎn)3個角位移自由度，使用時與尾撐支桿安裝在一起，其局限性在于只能在母機模型一側(cè)的一定范圍內(nèi)進行位置模擬。

國內(nèi)風洞也多有配備多自由度移測架系統(tǒng)，其中包括中國空氣動力與發(fā)展中心的FL－12、FL－14、FL－24、FL－26風洞以及中國航空工業(yè)空氣動力研究院的FL－2風洞等［7－9］。本文研究對象是FL－12風洞于1987年配備的六自由度移測架系統(tǒng)（見圖1），其優(yōu)點在于運動范圍廣，可以模擬的位置多，且試驗時拆裝方便。然而該CTS系統(tǒng)受當時任務(wù)需求影響（以載機帶彈為主，氣動載荷?。┖蜋C電技術(shù)限制，設(shè)計載荷偏小，其設(shè)計承載重量為2kg，俯仰力矩為100N·m。而現(xiàn)階段外掛物風洞模型重量已達到5kg量級，最大俯仰力矩達到200N·m量級。正是由于設(shè)計載荷不足，現(xiàn)有CTS系統(tǒng)在試驗中能夠模擬的位置范圍受限，部分試驗內(nèi)容無法完成。因此，需要對FL－12風洞的CTS系統(tǒng)進行重新設(shè)計，以滿足當前及下一階段捕獲軌跡試驗的需求。

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

經(jīng)過檢驗部件損耗情況及校核計算可知，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)計的部件為CTS系統(tǒng)中的角位移部件。該角位移部件簡稱三自由度轉(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個角位移自由度方向的轉(zhuǎn)動。

1 研究內(nèi)容

根據(jù)現(xiàn)有三自由度轉(zhuǎn)角頭（見圖2）的使用經(jīng)驗與用戶反饋，發(fā)現(xiàn)可以改進的不僅有裝置的載荷能力方面的問題，還有風洞試驗裝置特有的風洞適用性方面的問題。風洞適用的試驗裝置，其特點是應(yīng)易于安裝與拆卸，易于控制與校準，對天平等測量信號無干擾，對風洞流場品質(zhì)影響較小。這就要求試驗裝置的氣動外形要流暢，風洞堵塞比不能過大，同時線纜也要做信號屏蔽處理，并盡量不外露于風洞中。

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)計的研究內(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洞適用性。

經(jīng)過對現(xiàn)階段的載機外掛物型號的調(diào)研，選定某新型導彈的氣動載荷作為估算指標，得到其俯仰方向最大載荷約為210N·m，預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)指標如表1所示。

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

考慮以上要求，設(shè)計存在如下難點：

（1）同時減小裝置堵塞面積與提升載荷能力是設(shè)計難點。為了減小裝置的阻塞面積，其總體尺寸將受限，其電機、傳感器等元件與驅(qū)動力臂的尺寸都不能過大，但同時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）為減少裝置對流場品質(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)計增加了難度。對驅(qū)動元件的布置、線纜的規(guī)劃、機械傳動方式等要求更高。

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

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化

根據(jù)提升三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置載荷能力與風洞適用性的研究內(nèi)容，初步設(shè)計了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)點在于扭矩大，有自鎖功能，缺點是尺寸過大，阻塞比不符合要求，實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)點在于軸向尺寸小，結(jié)構(gòu)簡單，缺點在于徑向尺寸過大，阻塞比不符合要求，并聯(lián)布置的電缸會在俯仰和偏航2個角度方向造成運動耦合，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)點是徑向尺寸小，在俯仰和偏航2個角度方向沒有運動耦合，缺點是串聯(lián)布置的電缸會導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種方案的風洞適用性，認為方案三的風洞適用性更好且還有改進的可能性，需要確認的問題是能否通過結(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)為改進方案三，如圖6所示。在改進方案三中，裝置總長度為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)投影后測得裝置最大迎風面堵塞面積約為0.12m2，最大堵塞比：0.12m2／10.72m2（風洞試驗段截面積）＝1.12%，滿足小于1.2%的阻塞比要求。因此，選擇改進方案三作為基礎(chǔ)進行詳細設(shè)計。

詳細設(shè)計后的三自由度轉(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構(gòu)，俯仰機構(gòu)和滾轉(zhuǎn)機構(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。考慮到裝置的外形要求，經(jīng)過結(jié)構(gòu)優(yōu)化，將俯仰機構(gòu)和滾轉(zhuǎn)機構(gòu)均布置在整流罩中，整流罩的材料選用高強度鋁合金7075－T6，該材料的優(yōu)點在于重量輕且強度高，使得裝置在支撐外掛物模型重量的同時，既減小了裝置的形變，又減輕了俯仰電缸的負荷，有利于控制裝置的總質(zhì)量。

圖6 改進方案三示意圖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

裝置的傳動結(jié)構(gòu)如圖8所示，俯仰機構(gòu)工作時由電缸推動裝置沿主旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)，以實現(xiàn)角度的偏轉(zhuǎn)，角度傳感器布置在俯仰角軸線上，采集的角度即為機構(gòu)的俯仰角。偏航機構(gòu)與俯仰機構(gòu)的傳動方式相同并串聯(lián)布置。該種結(jié)構(gòu)的優(yōu)點是裝置徑向尺寸小、回差小、無遠距離傳動且裝置在俯仰、偏航2個方向上無運動耦合。滾轉(zhuǎn)機構(gòu)工作時由直流伺服電機搭配諧波齒輪減速器驅(qū)動模型探測桿實現(xiàn)轉(zhuǎn)動，環(huán)形角度傳感器布置在探測桿外圈，采集的角度即為機構(gòu)的滾轉(zhuǎn)角，其特點是驅(qū)動方式直接、可靠性較高，編碼器反饋的角度信號即模型的滾轉(zhuǎn)角度，無需進行角度換算。

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

整流罩內(nèi)部結(jié)構(gòu)經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計，滾轉(zhuǎn)電機以及俯仰電缸錯開布置，進一步優(yōu)化了裝置的軸向尺寸，如圖9所示。同時考慮到線纜內(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力天平的安裝，在支桿內(nèi)部預埋了天平信號線及接頭。在此布置下，所有線纜不外露于風洞流場中，既保證了信號傳輸?shù)姆€(wěn)定，又保證了整流罩氣動外形的流暢、減少裝置對風洞流場品質(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°，高于機構(gòu)的可控制精度（見第3.1節(jié)），可以實時采集主旋轉(zhuǎn)軸的角度信號，參與角度的閉環(huán)控制。軸承選用金屬基鑲嵌式（JDB）自潤滑軸承，可以實現(xiàn)無油潤滑，摩擦系數(shù)約為0.05，且保時性較好，可以長時間保障裝置平順運行。光電式限位傳感器將保證裝置的安全，當軸叉超出角度范圍后即可觸發(fā)限位傳感器，通過計算機軟件控制機構(gòu)停止運行，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)動元件選取與校核

3.1 俯仰、偏航方向各元件選取計算

偏航電缸與俯仰電缸的驅(qū)動形式相同，故選取負載更大（需承擔裝置重量）的俯仰電缸做計算。其中裝置在俯仰方向的技術(shù)指標為：載荷大于250N·m，速度大于4°／s，定位精度高于0.05°。由于電缸的傳動情況較為復雜，簡單的靜力學計算無法完全模擬電缸在裝置規(guī)定運動范圍內(nèi)的全部載荷及運動狀態(tài)，所以利用ADAMS軟件對裝置進行動力學計算，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O，俯仰關(guān)節(jié)處為中繼點A，探測桿前端為模型基準點B，繪制傳動原理圖，如圖11所示。

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

根據(jù)三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置的傳動原理圖，建立該裝置的動力學方程，得到俯仰關(guān)節(jié)處A點和探測桿前端B點的位置方程：

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

由位移關(guān)系圖12可以看出，電缸的位移與機構(gòu)角度線性關(guān)系良好，裝置的俯仰角度由－45°運行至0°再到＋45°時，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，由計算結(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 機構(gòu)俯仰角度－電缸位移圖Fig.12 Calculation result of electric cylinder displacement

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

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

根據(jù)動力學計算結(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，得到俯仰機構(gòu)速度為4.56°／s（＞4°／s），俯仰機構(gòu)載荷能力為306N·m（＞250N·m），均滿足設(shè)計要求。俯仰機構(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)計要求。

3.2 滾轉(zhuǎn)方向各元件選取計算

裝置滾轉(zhuǎn)機構(gòu)的技術(shù)指標為：載荷大于20N·m，速度大于10°／s，定位精度高于0.1°。按照此要求來選取驅(qū)動元件。

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，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。

本裝置選取減速機時首先考慮減速比、減速機尺寸，其次考慮轉(zhuǎn)速。根據(jù)所選的電機進行減速比計算：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，潤滑脂潤滑時效率約為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的機構(gòu)指標要求。

可控制精度要求為0.1°，故電機編碼器的分辨率應(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。

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

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

4 控制系統(tǒng)設(shè)計

裝置的控制架構(gòu)圖如圖15所示。裝置運行時，通過計算機－控制器－驅(qū)動器對某一角度的相應(yīng)電機發(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，可對該角度進行閉環(huán)控制。同時，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也被統(tǒng)一傳回控制器，如果裝置超出預設(shè)角度范圍或模型與飛機有碰撞風險時，軟件會自動判定并發(fā)出指令使裝置停止運行。

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算應(yīng)力圖Fig.16 Calculation result of bushing pressure

該種控制方式精度較高，重復性較好，在俯仰角度方向的可控制精度達到0.016°，綜合誤差小于0.05°。并且自動化程度較高，風洞試驗時，操作人員只需在軟件中輸入某一角度的控制值，軟件會通過反饋的角度信號自動調(diào)整裝置至角度控制值，期間無需人工干預。

5 設(shè)計校核

5.1 強度計算

根據(jù)裝置的承力情況，選取2個關(guān)鍵部位進行強度計算。

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

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

圖17 電缸耳軸及支撐強度計算應(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)下反復承受較大推力，本文選用合金鋼30Cr MnSi A作為其材料，其力學性能如表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)力計算結(jié)果如圖17所示，由計算結(jié)果可見，零件最大應(yīng)力為42MPa，低于材料的屈服強度835MPa，安全系數(shù)為19.8，達標。

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

5.2 碰撞計算

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動，電缸的位置會在一定范圍內(nèi)變化，故利用三維軟件進行了零件間的最小間隙計算。將間隙上限設(shè)為10mm，計算得到的結(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，無需對零件的加工公差進行特別要求，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險，因此在繪制二維圖時，針對相應(yīng)零件適當?shù)奶岣吡顺叽绲墓钜?，確保其不因加工誤差產(chǎn)生零件碰撞。

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

5.3 關(guān)鍵參數(shù)校核

根據(jù)裝置的傳動方式、選定的驅(qū)動元件和控制元件、測試元件等進行了關(guān)鍵參數(shù)的估算，與設(shè)計要求進行校核，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滿足設(shè)計要求。同時，裝置重量為56kg，風洞阻塞比為1.12%，符合設(shè)計要求。經(jīng)動力學計算，裝置的啟動特性、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)計載荷及風洞適用性為研究內(nèi)容，通過對現(xiàn)有載機外掛物型號的調(diào)研，確定了裝置的主要載荷能力，通過收集提煉使用經(jīng)驗與用戶反饋，提出風洞適用性需在裝置阻塞比、氣動外形以及線纜布置等方面著手研究。

（2）針對研究內(nèi)容進行結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化，控制系統(tǒng)設(shè)計與設(shè)計校核。結(jié)果表明，裝置在三自由度方向上的載荷、精度，總體的重量與風洞阻塞比均滿足設(shè)計要求。經(jīng)動力學計算，裝置的啟動特性、加速特性滿足使用要求。

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

（4）該三自由度轉(zhuǎn)角頭裝置具備完成現(xiàn)階段及未來一段時期風洞捕獲軌跡試驗的能力，但由配合公差、加工誤差及裝置受載變形等因素帶來的模型定位精度誤差還需要進一步的研究與探索，以提高捕獲軌跡試驗的數(shù)據(jù)質(zhì)量。

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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.用于捕獲軌跡風洞試驗的三自由度轉(zhuǎn)角頭設(shè)計.實驗流體力學，2016，30（6）：91－97.

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