齊 浩，朱華娟，弋景剛，任振輝，王澤河

(河北農(nóng)業(yè)大學(xué)，河北 保定 071001)

0 引 言

噴灌技術(shù)是節(jié)水灌溉的主要手段之一[1]。為解決噴灌裝備在工程應(yīng)用中由于與目標(biāo)地域的幾何不相容性而產(chǎn)生的重噴、超噴等問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)可自動(dòng)調(diào)節(jié)射程和噴灑強(qiáng)度，實(shí)現(xiàn)非圓形域噴灌的噴灌裝置開(kāi)展了相關(guān)研究[2-8]，其中，實(shí)現(xiàn)噴頭及射流阻擋裝置運(yùn)動(dòng)的傳動(dòng)機(jī)構(gòu)多采用仿形圓盤(pán)、齒輪、連桿裝置等傳統(tǒng)傳動(dòng)方案，從而容易造成重量、體積較大、傳動(dòng)精度不高、傳動(dòng)效率較低等常規(guī)問(wèn)題。

精密鋼絲繩傳動(dòng)以撓性傳動(dòng)為基本原理，通過(guò)鋼絲繩與從動(dòng)輪之間的靜態(tài)摩擦力實(shí)現(xiàn)主、從動(dòng)輪之間的力矩傳遞，該傳動(dòng)方式傳動(dòng)平穩(wěn)、高效、維護(hù)簡(jiǎn)單、可適應(yīng)不同復(fù)雜環(huán)境，美國(guó)公司最先提出了一種的精密鋼絲繩傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，美國(guó)佛羅里達(dá)大學(xué)提出了一種雙繞繩輪的精密鋼絲繩傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，提出了一種正交精密鋼絲繩傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，雅典國(guó)立科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院也設(shè)計(jì)了一種鋼絲繩系傳動(dòng)機(jī)構(gòu)[9-12]。

本文通過(guò)研究三段管式非圓形域噴頭的運(yùn)動(dòng)規(guī)律及運(yùn)動(dòng)學(xué)控制原理，將三段管式非圓形域噴頭的噴射角度變化分解成控制旋轉(zhuǎn)速率和仰角大小變化的旋轉(zhuǎn)和偏轉(zhuǎn)角度變化，研制了一套針對(duì)三段管式非圓形域噴頭的“葫蘆”型纏繞精密鋼絲繩驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，并期望通過(guò)拓?fù)鋬?yōu)化、正交實(shí)驗(yàn)分析、參數(shù)優(yōu)化的復(fù)合優(yōu)化方法，提高三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的綜合性能。

1 三段管式非圓形域噴頭的運(yùn)動(dòng)規(guī)律

如圖1所示，三段管式非圓形域噴頭的結(jié)構(gòu)由三段管體和安裝基座通過(guò)軸承依次連接構(gòu)成，三段管體的端面均為圓形。由于三段管體的旋轉(zhuǎn)軸線和噴頭軸線之間存在夾角，通過(guò)噴頭三段管體相對(duì)旋轉(zhuǎn)使相鄰兩段噴頭軸線夾角發(fā)生改變，實(shí)現(xiàn)噴射仰角的偏轉(zhuǎn)。

噴頭運(yùn)動(dòng)學(xué)控制規(guī)律為：

(1)

式中：Ω1、Ω2、Ω3分別為噴頭三段管體的偏轉(zhuǎn)角度大?。沪腘、δNy分別為噴頭橫、縱向偏轉(zhuǎn)角度大小。

根據(jù)逆運(yùn)動(dòng)學(xué)規(guī)律，當(dāng)噴頭為最大噴射偏轉(zhuǎn)角時(shí)：

Ω2=π,Ω3=-π

(2)

此時(shí)δN=4θ，本裝置安裝方案以豎直狀態(tài)為0°偏轉(zhuǎn)基準(zhǔn)，至水平線的夾角為90°，因此選取θ=22.5°。

2 三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 三段管式非圓形域噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

傳動(dòng)力矩作衡量傳動(dòng)能力的重要指標(biāo)，其含義為：作為傳動(dòng)介質(zhì)的鋼絲繩在主動(dòng)輪上全滑移臨界條件下的負(fù)載力矩。在忽略鋼絲繩的抗彎剛度、彈性伸長(zhǎng)等因素的理想狀態(tài)時(shí)，基于線性摩擦假設(shè)式的鋼絲繩傳動(dòng)張力比滿足[13]：

(3)

傳動(dòng)力矩為：

(4)

圖2 三段管式非圓形域噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原理圖Fig.2 Schematic diagram of three-section tubular non-circular nozzle rotary drive system

由上式可知，傳動(dòng)包角θ越大，鋼絲繩傳動(dòng)的傳動(dòng)能力越好，在傳動(dòng)包角θ，輸入輪半徑r1，摩擦系數(shù)確定的情況下，傳動(dòng)力矩僅與預(yù)緊力相關(guān)Tpreload。因此傳統(tǒng)精密鋼絲繩傳動(dòng)機(jī)構(gòu)多采用“8”字纏繞，一方面可以實(shí)現(xiàn)使作用在輪軸上的徑向力之間的互消，另一方面也可以增大傳動(dòng)包角，提高傳動(dòng)能力[14]。

但是由于“8”字纏繞方式鋼絲繩交錯(cuò)部位會(huì)產(chǎn)生相互干涉，導(dǎo)致鋼絲繩易產(chǎn)生錯(cuò)位和偏斜，當(dāng)多組纏繞時(shí)，鋼絲繩在主動(dòng)及從動(dòng)兩輪上的纏繞過(guò)渡過(guò)程存在偏斜角,因此對(duì)鋼絲繩導(dǎo)向槽的設(shè)計(jì)要求較高，根據(jù)“8”字形多組數(shù)纏繞角度及投影關(guān)系推得：隨著螺旋槽的螺旋升角及傳動(dòng)比的增大，鋼絲繩從螺旋槽中脫槽的概率也越大。

圖3 鋼絲繩“8” 字形纏繞方式等效模型Fig.3 Equivalent model of wire rope “8” word type winding method

本文根據(jù)“8”字形纏繞方式等效模型提出了如圖4所示的一種“葫蘆”型纏繞方式?！昂J”型纏繞方式在傳統(tǒng)開(kāi)口式鋼絲繩傳動(dòng)構(gòu)型上，通過(guò)導(dǎo)向輪的限位作用，既保證了傳動(dòng)高負(fù)載要求中的大傳動(dòng)包角，同時(shí)提供了高效率的預(yù)緊力，又避免了鋼絲繩纏繞時(shí)的干涉以及多圈纏繞時(shí)的繩槽偏斜角。

圖4 “葫蘆”型纏繞方式噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)示意圖Fig.4 Schematic diagram of “Gourd type” winding mode nozzle rotation drive system

2.2 三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

三段管式非圓形域噴頭的噴射角度通過(guò)3段管體的相對(duì)旋轉(zhuǎn)實(shí)現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，由噴頭運(yùn)動(dòng)學(xué)控制規(guī)律可知，噴頭噴射角度變化時(shí)第一段管體與第三段管體的偏轉(zhuǎn)速率相同，偏轉(zhuǎn)角度相反，因此可通過(guò)一個(gè)驅(qū)動(dòng)源驅(qū)動(dòng)兩段管體同步反向運(yùn)動(dòng)。

圖5 “葫蘆”型纏繞方式噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原理圖Fig.5 Schematic of “Gourd type” winding mode nozzle deflection drive system

本文所述三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)包括3段噴頭管體、1個(gè)驅(qū)動(dòng)電機(jī)、1個(gè)鋼絲繩換向機(jī)構(gòu)、轉(zhuǎn)向輪組和1根鋼絲繩,鋼絲繩通過(guò)依次繞過(guò)鋼絲繩換向機(jī)構(gòu)及轉(zhuǎn)向輪組改變方向并對(duì)三段噴頭管體進(jìn)行“葫蘆”型纏繞，通過(guò)驅(qū)動(dòng)電機(jī)帶動(dòng)鋼絲繩兩端同步收放實(shí)現(xiàn)噴頭三段管體之間大小相等、方向相反的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖6 噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原理圖Fig.6 Sprinkler deflection drive system schematic

2.3 鋼絲繩的設(shè)計(jì)與選擇

鋼絲繩在傳動(dòng)過(guò)程中，由于與傳動(dòng)輪嚙合段入繩端與出繩端存在的拉力差，會(huì)產(chǎn)生相應(yīng)的彈性滑移。同時(shí)由于鋼絲繩與傳動(dòng)輪間靜態(tài)摩擦力的存在，主動(dòng)輪入繩端拉力由F0增大到F1，出繩端拉力F0則由降到F2。設(shè)拉力變化量為ΔF[15]，則：

(5)

設(shè)Mc為從動(dòng)輪輸出力矩，力矩平衡關(guān)系為：

(6)

可按下式來(lái)確定預(yù)緊力F0。

(7)

式中：Mf為負(fù)載力矩，N·m；μs為繩、輪當(dāng)量摩擦系數(shù)；θ1為繩與主動(dòng)輪傳動(dòng)包角，rad；K為鋼絲繩組數(shù)；D2為從動(dòng)輪直徑，mm。

式中：S為最大靜拉力(S=F1)，N；C為選擇系數(shù)。

綜上所述，本文選擇直徑0.8 mm的同向捻制鋼絲繩。

3 三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的性能測(cè)試

由于外力主要經(jīng)鋼絲繩通過(guò)導(dǎo)向輪作用于三段管式非圓形域噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)安裝支架上，故著重對(duì)安裝支架進(jìn)行性能分析。利用Ansys-Workbench軟件進(jìn)行靜力分析，采用四面體-六面體混合網(wǎng)格的方法進(jìn)行劃分，模型中共包含有162 761個(gè)節(jié)點(diǎn)，96 925個(gè)單元。模型材料均采用2A12T4。

圖7 靜應(yīng)力Fig.7 Static stress

圖8 靜變形Fig.8 Static deformation

計(jì)算得出安裝支架的質(zhì)量為422 g，安裝支架的靜應(yīng)力和靜變形如圖7和圖8所示?？芍渥畲箪o應(yīng)力為76.065 MPa，最大靜變形為0.023 mm。

機(jī)械結(jié)構(gòu)通常是低階振動(dòng)最先產(chǎn)生，低階振動(dòng)也是結(jié)構(gòu)的主要振動(dòng)形式，所以分析前兩階固有頻率和振型。

根據(jù)圖9，可知安裝支架的第一階固有頻率為383.25 Hz，安裝支架沿著Y軸方向振動(dòng)；模型的第二階固有頻率為1 059 Hz，模型沿著X軸方向振動(dòng)。

圖9 振型云圖Fig.9 Vibration pattern

根據(jù)模態(tài)分析的結(jié)果可知安裝支架的主要振型為X和Y軸方向振動(dòng)。安裝支架的振動(dòng)特性直接影響鋼絲繩與主、從動(dòng)輪之間的相對(duì)位置，進(jìn)而影響噴頭的旋轉(zhuǎn)精度，因此諧響應(yīng)分析時(shí)以舵機(jī)轉(zhuǎn)子插口平面中心節(jié)點(diǎn)的頻響特性為研究對(duì)象。分析結(jié)果如圖10所示，模型軸Y最大振幅0.048 19 mm，Y軸最大振幅0.014 493 mm。

圖10 安裝支架頻響曲線Fig.10 Mounting bracket frequency response curve

同理，針對(duì)三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的主要承載部件安裝支架采用相同方法進(jìn)行性能分析，計(jì)算得到三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的安裝支架的質(zhì)量為282 g，最大靜應(yīng)力為117.75 MPa，最大靜變形為0.056 mm，第一階固有頻率為487.63 Hz，安裝支架沿著Y軸方向振動(dòng)；模型的第二階固有頻率為1 249.77 Hz，模型沿著X軸方向振動(dòng)，Y軸最大振幅0.064 894 mm，X軸最大振幅0.025 764 mm。

精密鋼絲繩傳動(dòng)中的精度主要衡量指標(biāo)為主、從動(dòng)輪之間的扭轉(zhuǎn)角度偏差α[16]，可用下式求解：

(8)

根據(jù)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)負(fù)載與精度試驗(yàn)，得到傳動(dòng)精度與負(fù)載關(guān)系如圖12所示。

圖11 驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)負(fù)載力測(cè)試試驗(yàn)裝置Fig.11 Drive system load force test experimental device

圖12 傳動(dòng)精度與負(fù)載關(guān)系Fig 12 Transmission accuracy and load relationship

4 三段管式噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為最大限度提高三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能，對(duì)上述原型安裝支架進(jìn)行多目標(biāo)拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)。為了得到最優(yōu)的拓?fù)浣Y(jié)果，需要將拓?fù)鋬?yōu)化初始模型的內(nèi)部填實(shí)。

通常結(jié)構(gòu)在共振點(diǎn)的振幅與結(jié)構(gòu)固有頻率呈反比，因此拓?fù)鋬?yōu)化時(shí)以原型安裝支架的前兩階固有頻率最高為拓?fù)鋬?yōu)化目標(biāo)，同時(shí)為使優(yōu)化結(jié)果具有輕質(zhì)性且滿足工程屬性要求，優(yōu)化時(shí)以安裝支架的質(zhì)量最小、靜變形和靜應(yīng)力不超過(guò)原型結(jié)構(gòu)、靜應(yīng)力和靜應(yīng)變均不大于2A12T4材料的屈服應(yīng)力和應(yīng)變?yōu)橥負(fù)鋬?yōu)化目標(biāo)。

本文采用Shape Optimization(Beta)模塊結(jié)合變密度法對(duì)三段管式非圓形域噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)安裝支架進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)，得到的拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果如圖13所示。

圖13 拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果Fig.13 Topology optimization result

根據(jù)圖13可知，優(yōu)化后的模型中存在許多不規(guī)則的邊緣，使其加工困難，結(jié)合現(xiàn)有制造工藝和2A12T4材料的加工特性對(duì)拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果進(jìn)行結(jié)構(gòu)重構(gòu)，使其便于加工制造，如圖14所示。

圖14 重構(gòu)安裝支架模型Fig.14 Reconstructed mounting bracket model

圖15 優(yōu)化后的噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)Fig.15 Optimized nozzle rotary drive system

采用同樣的方法對(duì)三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)安裝進(jìn)行優(yōu)化，由于傳動(dòng)過(guò)程中鋼絲繩不僅沿繩輪徑向進(jìn)行纏繞運(yùn)動(dòng)，同時(shí)，鋼絲繩沿繩輪軸向方向也發(fā)生位移。若鋼絲繩在主、從動(dòng)輪上的軸向位移不同步，不等大，鋼絲繩將發(fā)生脫槽，最終導(dǎo)致卡死現(xiàn)象。

傳統(tǒng)鋼絲繩傳動(dòng)系統(tǒng)為避免卡死現(xiàn)象，需對(duì)主、從動(dòng)輪增加主、從動(dòng)輪螺距比等于傳動(dòng)比、兩輪繩槽的螺旋升角等大等設(shè)計(jì)限制條件，以保證鋼絲繩傳動(dòng)系統(tǒng)在傳動(dòng)過(guò)程中主、從動(dòng)輪產(chǎn)生同等大小的軸向位移。

本文所研制的三段管式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中，通過(guò)鋼絲繩換向機(jī)構(gòu)上的螺紋運(yùn)動(dòng)補(bǔ)償裝置在噴頭偏轉(zhuǎn)過(guò)程中通過(guò)抵消鋼絲繩在偏轉(zhuǎn)過(guò)程中產(chǎn)生的軸向位移，既保證了大傳動(dòng)比，又減免了復(fù)雜的鋼絲繩槽設(shè)計(jì)，同時(shí)對(duì)鋼絲繩傳動(dòng)系統(tǒng)軸向位移的運(yùn)動(dòng)補(bǔ)償，保證了鋼絲繩纏繞過(guò)程中的扭轉(zhuǎn)角度偏差。

優(yōu)化后結(jié)果如圖16所示。

圖16 重構(gòu)安裝支架模型Fig.16 Reconstructed mounting bracket model

圖17 優(yōu)化后的噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)Fig.17 Optimized nozzle deflection drive system

因?yàn)橥負(fù)鋬?yōu)化結(jié)果只是對(duì)結(jié)構(gòu)布局的優(yōu)化，而上述優(yōu)化結(jié)果都摻雜了經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，并未達(dá)到最優(yōu)尺寸，所以重構(gòu)模型時(shí)還應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注各重構(gòu)結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)。針對(duì)三段式非圓形域噴頭偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)安裝支架初選20個(gè)結(jié)構(gòu)尺寸作為研究因素，如圖18所示。每個(gè)因素取3個(gè)水平，通過(guò)正交實(shí)驗(yàn)方法判定各因素對(duì)安裝支架的前兩階頻率和X、Y、Z軸方向振幅及質(zhì)量的影響因數(shù)。

圖18 設(shè)計(jì)因素Fig.18 Design factor

正交實(shí)驗(yàn)中極差的大小表明因素對(duì)研究目標(biāo)的影響，由圖19可知，影響第一階頻率最高的兩個(gè)因素為P5和P20；影響第二階頻率最高的兩個(gè)因素為P11和P16；影響質(zhì)量最大的兩個(gè)因素為P11和P20。

圖19 極差分析Fig.19 Range analysis

綜上分析可知影響安裝支架性能的關(guān)鍵因素為P5、P11、P16、P20，將其作為參數(shù)優(yōu)化的設(shè)計(jì)變量。根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)各因素中水平計(jì)算結(jié)果確定非關(guān)鍵因素大小。

在CATIA軟件中對(duì)零部件標(biāo)注時(shí)加入DS_，使得Ansys-Workbench軟件的parameters可編輯，利用Design Modeler模塊建立安裝支架的參數(shù)化模型，并通過(guò)Response Surface模塊研究各設(shè)計(jì)變量對(duì)重構(gòu)模型性能的響應(yīng)。

在響應(yīng)曲面分析結(jié)果上，對(duì)各設(shè)計(jì)變量進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)。優(yōu)化時(shí)以P5、P11、P16、P20為設(shè)計(jì)變量，其范圍與正交實(shí)驗(yàn)時(shí)各因素的水平范圍相同；以重構(gòu)模型的靜變形和靜應(yīng)力不大于原型結(jié)構(gòu)的30%為約束條件，以重構(gòu)模型的最大應(yīng)力和應(yīng)變不大于2A12T4材料的屈服應(yīng)力和應(yīng)變?yōu)榧s束條件；以重構(gòu)模型沿3個(gè)軸向振幅及模型質(zhì)量分別最小為目標(biāo)函數(shù)，該優(yōu)化問(wèn)題的數(shù)學(xué)模型為:

minF(ρ)=[f1(P),f2(p),f3(P),f4(p)]T

(9)

式中：f1(P)、f2(p)、f3(P)、f4(p)分別為安裝支架諧響應(yīng)振幅和質(zhì)量；σ′(ρ)、σ′(ρ)、D′(ρ)、ε′(ρ)分別為安裝支架的靜應(yīng)力、靜變形、靜屈服應(yīng)力及靜應(yīng)變。采用screening法進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)置樣本點(diǎn)數(shù)為100。

根據(jù)優(yōu)化后的參數(shù)大小建立安裝支架模型，計(jì)算得出優(yōu)化后的安裝支架質(zhì)量為79 g與原型282 g相比減輕了72%，對(duì)優(yōu)化后的安裝支架進(jìn)行靜力學(xué)分析，最大應(yīng)力為109.73 MPa，最大靜變形為0.057 mm。分別比原型安裝支架減小9.32%和增加1.79%；前兩階固有頻率分別為521.76 Hz和1 307.19 Hz，相比原型提高了7%和4.59%；對(duì)優(yōu)化后的安裝支架進(jìn)行相同節(jié)點(diǎn)位置、激振力大小的相同約束條件下的諧響應(yīng)分析，得到，Y軸最大振幅0.048 67 mm，比原型減小了25.1%；X軸的最大振幅0.016 056 mm，比原型減小了34.1%。同理，對(duì)三段式非圓形域噴頭旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)安裝支架進(jìn)行相同方法優(yōu)化。

5 結(jié) 論

本文針對(duì)一種新型三段管式非圓形域噴頭，研制了控制噴頭非圓形域噴灌、實(shí)現(xiàn)自動(dòng)調(diào)節(jié)射程和噴灑強(qiáng)度的噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，并根據(jù)其運(yùn)動(dòng)規(guī)律及控制原理將控制驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)分為旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)及偏轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)兩套子系統(tǒng)以分別實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)速率和仰角大小變化，得到如下結(jié)論。

(1)新型三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)采用精密鋼絲繩傳動(dòng)方式，效率高、無(wú)需潤(rùn)滑、環(huán)境適應(yīng)性強(qiáng)，維護(hù)方便、在保證高精度傳動(dòng)的同時(shí)較傳統(tǒng)傳動(dòng)方式結(jié)構(gòu)更為簡(jiǎn)單、緊湊且極大地降低了系統(tǒng)重量，為噴灌裝備的驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)應(yīng)用提供了新的思路和方法。

(2)通過(guò)“8”字形纏繞等效模型提出的“葫蘆”型纏繞方式，可以在保證高負(fù)載傳動(dòng)大傳動(dòng)包角要求的同時(shí)，避免鋼絲繩纏繞時(shí)的干涉以及多圈纏繞時(shí)的繩槽偏斜角等諸多問(wèn)題，同時(shí)合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以在進(jìn)行鋼絲繩纏繞限位的同時(shí)提供高效率的預(yù)緊力。

(3)針對(duì)三段管式非圓形域噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，通過(guò)高集成的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)減少了一個(gè)驅(qū)動(dòng)源的需求，降低了經(jīng)濟(jì)成本、安裝空間及復(fù)雜程度，并采用拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)、正交實(shí)驗(yàn)、參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)相結(jié)合的方法設(shè)計(jì)并得到了最優(yōu)參數(shù)，結(jié)果表明，優(yōu)化后的噴頭驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)部件在滿足強(qiáng)度、剛度等前提下質(zhì)量得到大幅減輕，且靜、動(dòng)態(tài)等性能均有不同程度的提高。