CN107203184A - 直线舵机电动加载***的动态控制方法 - Google Patents

直线舵机电动加载***的动态控制方法 Download PDF

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Abstract

本发明公开了一种直线舵机电动加载***的动态控制方法，首先对伺服加载电机建模，构建转矩平衡方程并构建直线舵机机理模型；之后建立滚珠丝杠副运动模型；接着分析电动加载***的传递函数，并设计基于电流内环、位置外环及力外环的三闭环控制方法，同时在电流内环应用复矢量PI控制以使伺服加载电机电流准确快速地跟踪指令信号；最后对角速度进行前馈补偿；对控制方法进行验证。本发明的方法以永磁同步电机驱动的电动加载***为具体对象，同时考虑直线舵机特性的影响，有效地考虑了直线舵机与电动加载***的耦合程度，并抑制了直线舵机主动位移的主动力，提高了直线加载***的加载精度；并提出了验证方法，使得直线负载模拟器可评价性更强。

Description

直线舵机电动加载***的动态控制方法
技术领域
本发明属于控制装置技术领域，特别是一种直线舵机电动加载***的动态控制方法。
背景技术
在国防、航空航天领域及其他方面的科学研究和工业生产中，通常要求对产品性能进行测试以保证所设计产品的性能。而电动舵机是航空航天领域经典的执行器件，对飞行器的正常飞行和机动控制具有重要意义，是一种重要的飞行控制伺服元件，直线舵机作为一种新型功率电传作动器，具有广泛的应用前景，除可用于飞控***外，还可用于飞行器上其他需要进行作动的场合。在早期的直线舵机研制过程中，对直线舵机性能的测试往往需要多次进行具有自破坏性的全实物现场试验，这样不得不浪费大量的财力、物力、人力，造成高额的研制费用，而且由于现场试验数量和质量的限制，难以得到准确和完整的实验数据及规律，造成研制周期的加长。
为了保证直线舵机的研发质量，并提高其效率，需要使用负载模拟器复现直线舵机在实际应用条件下所受到的力和力矩，考察其在接近实际条件下的工作情况，以保证直线舵机的质量。机电作动器通用加载***与传统的电液驱动装置相比，具有体积小、结构简单、成本较低等特点，且在试验过程中响应速度快，易于控制，所以非常适合对直线舵机进行加载试验，为其施加所需的各种形式的载荷；而这一加载***主要包括加载台和软件部分，加载台是与待测直线舵机直接相连的部分，对直线舵机施加力和力矩，故加载台的结构设计是十分重要的，同时加载台的适用范围和使用的方便性制约着直线舵机的试验工作；因此，为提高对直线舵机的加载精度，有必要研究直线舵机电动加载***的动态控制方法。
但是目前国内外负载模拟器的研究主要集中在旋转对旋转的扭矩式加载***，即力矩式负载模拟器的加载测试对象为扭转式电动舵机，其输出为力矩；而直线负载模拟器的加载测试对象为直线舵机或直线阀，其输出为直线力或直线位移。负载模拟器根据负载动力来源的不同，分为机械式、电液式、气动式和电动式四种。目前，直线加载多采用摆杆式、机械式或弹性杆的方式，这些直线加载方式并不能满足负载模拟器自动化、智能化的要求，其控制方法也意义甚微。较大力矩加载的应用中，主要研究的是以液压马达或作动筒为执行机构的电液式伺服加载***，文件1(CN106055753A)公开了一种电液负载模拟器多余力的舵机指令动态补偿控制方法，这种加载方式存在着漏油、维护不便、对油污敏感且经常性发生故障等缺点，另外大惯性以及密封摩擦等非线性因素也很大程度上影响了加载精度，而且从控制方法上看，由于承载***的主动运动和较大的连接刚度对加载***造成强位置干扰，导致加载液压马达两腔产生强迫换流，换流产生强迫压力，这是引起电液式被动式力矩伺服***多余力矩的主要原因，多余力矩往往很大，严重影响加载精度，而且电液***存在伺服阀死区、压力波动等干扰因素及***参数易受环境温度和工作温度变化的影响，而成为非线性和时变因素很强的***。因此，由于非线性和时变性因素对电液负载模拟器的模型系数精确性的影响，导致电液负载模拟器控制器设计的难度和复杂程度加大；
文件2(CN106527150A)公开了一种气动伺服加载***的非线性复合控制方法，但是，由于气体本身的低刚度、弱阻尼及气动***参数不确定性等特征制约了气动伺服控制技术的进一步研究及应用，其控制方法意义甚微；
文件3(CN102141484A)公开了一种多功能便携式电动伺服控制加载装置及其加载方法，其加载模式仅为力控制或位移控制下的静力加载或循环加载，即只能实现“主动式加载”，相当于静态加载，没有多余力等干扰因素，但不能实现针对直线舵机的“被动式加载”；
然而，被动式负载模拟器的动态控制方法一直是国内外研究的重点方向，但对负载模拟器的研究多应用于旋转舵机的加载测试，且多集中于扭转对扭转的扭矩式加载，而直线式负载模拟器结构较为复杂，且因被测直线舵机主动直线运动所导致的多余力更难抑制；采用直线伺服电机驱动的直线负载模拟器存在着局限于主动式加载、成本比较高、制造维修不太方便等缺点，并不能对主动运动的被测直线舵机进行加载。现有技术中没有针对直线舵机负载模拟器的控制方法研究，特别指应用在一种高精度直线舵机电动加载***中的动态控制方法。
发明内容
本发明的目的在于提供一种直线舵机电动加载***的动态控制方法。
实现本发明目的的技术解决方案为：一种直线舵机电动加载***的动态控制方法，包括以下步骤：
步骤1、对伺服加载电机建模，得到伺服加载电机的电压平衡方程和转矩平衡方程；
步骤2、将第一波纹管联轴器、第二波纹管联轴器、转矩转速传感器及滚珠丝杠视为***负载，该***负载与伺服加载电机刚性连接，将伺服加载电机输出转矩TL视为由等效惯性负载、阻尼负载及弹性负载三部分组成，并构建输出转矩平衡方程；构建被测直线舵机的机理模型，得到被测直线舵机输出位移和输入电压关系方程；
步骤3、将滚珠丝杠作为力/力矩转换机构，在不考虑滚珠丝杠摩擦扭矩及驱动扭矩的情况下，得到施加到被测直线舵机上的直线加载力与伺服加载电机输出转矩的关系、滚珠丝杠角位移与被测直线舵机输入位移的关系；
步骤4、在上述步骤的基础上，构建直线舵机加载***的传递函数；
步骤5、利用步骤4的传递函数分析直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性；
步骤6、根据步骤5中直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性构建直线舵机加载***的动态控制结构，该控制结构包括电流环、位置环及力环的三闭环复合控制结构和角速度前馈补偿控制器，并引入Stribeck摩擦模型至直线舵机电动加载***中；
步骤7、将上述直线舵机加载***各项参数带入至步骤4中的传递函数中，作出直线舵机加载***伯德图，由伯德图或李雅普诺夫方法判定其稳定性，如果稳定则同时对步骤6中的控制器进行参数整定，之后执行步骤8，如果不稳定则返回步骤6；
步骤8、根据被测直线舵机通讯协议，***设置通讯波特率，设置舵机启动、偏移、反馈及零位调整指令，并调用相应RS422串口驱动程序发送和接收***指令；
步骤9、上位机设定加载模式，加载模式有阶跃信号加载和正弦信号加载两种，并将控制指令通过TCP/IP通信协议发送给实时控制器，实时控制器对指令进行处理后发送给伺服加载电机驱动器，由伺服加载电机驱动器驱动伺服加载电机完成加载任务；从而完成对直线舵机电动加载***的动态控制。
一种对上述直线舵机电动加载***动态控制方法的验证方法，包括以下步骤：
步骤A、转矩转速传感器、拉压力传感器、光栅尺采集实时数据并反馈给实时控制器进行闭环控制，实时控制器将数据发送给上位机进行显示和存储，根据所发送和接收的数据，完成指令信号、反馈信号和误差信号的曲线绘制；
步骤B、对于阶跃信号加载，计算其超调量e(tp)及调节时间ts；对于正弦信号加载，计算反馈信号与设定信号之间的幅值误差和相位误差，之后由“双十指标”评价直线舵机电动加载***动态控制方法，如果达到“双十指标”，则表明直线舵机电动加载***动态控制方法可行，否则表明当前方法不可行。
本发明与现有技术相比，其显著优点为：1)本发明动态控制方法中的电流环Giq(s)复矢量PI控制能够使伺服加载电机3实际电流快速准确地跟踪设定电流，缩短动态跟踪过程，从而有效提高加载精度，并使伺服加载电机3的控制性能优良于被测直线舵机中电机的控制性能；2)本发明动态控制方法中的力环GF(s)利用拉压力传感器的反馈值来控制加载***的力输出，位置环Gp(s)用于精确控制伺服加载电机角位移，角速度前馈补偿控制器Gω(s)用于跟踪伺服加载电机3转子机械角速度，利用高精度传感器的实时反馈进行闭环控制，有效地保证了直线舵机电动加载***的力跟踪精度；3)本发明的方法引入了Stribeck摩擦模型，更加准确地描述了非线性摩擦因素对直线舵机加载***的影响；4)本发明以永磁同步电机驱动的电动加载***为具体对象，同时考虑直线舵机特性的影响，有效地考虑了直线舵机与电动加载***的耦合程度，并抑制了直线舵机主动位移的主动力，提高了直线加载***的加载精度；5)本发明提出了对直线舵机电动加载***的动态控制方法的验证方法，并引入“双十指标”来衡量直线舵机电动加载***的动态控制特性，使得直线负载模拟器可评价性更强；6)本发明具有广泛的适用性，通用性好，复合性强，可以根据被控机构的的实际受载变动情况，有效地针对不同尺寸的直线舵机或不同类型的直线伺服机构，并可设计使用合适的载荷谱对机构进行模拟加载；7)本发明虽然在设计时结构相对复杂，但可用于被动式加载，技术比较成熟，加载控制比较方便，制造成本比较低，是一种性价比比较高的伺服加载形式。
附图说明
图1是被测直线舵机30开环对象控制框图。
图2是直线舵机电动加载***总体控制框图。
图3是直线舵机电动加载***的装置主视图。
图4是直线舵机电动加载***的装置俯视图。
图5是直线舵机电动加载***装置的运动转换***局部图。
图6是滚珠丝杠10单个接触点受力模型图。
图7是直线舵机电动加载***的伯德图，其中，图(a)为幅值图，图(b)为相角图。
图8是扰动信号为4mm/2Hz时***信号跟踪结果。
图9是扰动信号为4mm/5Hz时***信号跟踪结果。
图10是本发明的直线舵机电动加载***的动态控制方法流程图。
图中编号所代表的含义为：
1-基座 2-T型槽板 3-伺服加载电机 4-伺服加载电机支座 5-1-第一波纹管联轴器、5-2-第二波纹管联轴器 6-转矩转速传感器 7-转矩转速传感器支座 8-支撑平台9-滚珠丝杠副支撑单元 10-滚珠丝杠 11-滚珠丝杠副螺母 12-套筒 13-连接板14-光栅尺连接板 15-光栅尺读数头 16-滑块 17-导轨 18-光栅尺 19-连接头20-拉压力传感器 21-拖链22-限位开关挡板 23-限位开关支座 24-限位开关25-连接节 26-连接轴 27-被测轴套28-微位移传感器 29-微位移传感器支座30-被测直线舵机 31-固定夹板 32-升降台 33-编码器支座 34-编码器 35-紧固件
具体实施方式
本发明所用的直线舵机电动加载***，包括控制台、配电柜和试验台，图3是直线舵机电动加载***的装置主视图，图4是直线舵机电动加载***的装置俯视图，图5是直线舵机电动加载***装置的运动转换***局部图，其中控制台包括PC机、实时控制器、机箱、数据采集卡和控制柜，控制台用于对测控***试验台进行加载闭环控制并实现人机交互功能，配电柜为试验台和控制台提供动力，其中试验台包括基础台架、伺服加载***、运动转换***、被测直线舵机***，其中基础台架包括基座1和T型槽板2，伺服加载***包括伺服加载电机3、伺服加载电机支座4、第一波纹管联轴器5-1、第二波纹管联轴器5-2、转矩转速传感器6及转矩转速传感器支座7，运动转换***包括支撑平台8、滚珠丝杠副支撑单元9、滚珠丝杠10、滚珠丝杠副螺母11、套筒12、连接板13、光栅尺连接板14、光栅尺读数头15、滑块16、导轨17、光栅尺18、连接头19、拉压力传感器20、拖链21、限位开关挡板22、限位开关支座23、限位开关24及连接节25，被测直线舵机***包括连接轴26、被测轴套27、微位移传感器29、微位移传感器支座28、被测直线舵机30、固定夹板31、升降台32、编码器支座33、编码器34；
所述基础台架中，基座1的顶部设置T型槽板2，T型槽板2有长度、宽度两个方向的T槽通道，用来调整安装升降台以适应不同规格的被测直线舵机30，T型槽板2通过紧固件与基座1连接固定，伺服加载电机支座4、转矩转速传感器支座7、支撑平台8、升降台32、编码器支座33通过紧固件与T型槽板2连接固定；升降台32安装于宽度方向一侧的T槽通道上，编码器支座33、伺服加载电机支座4、转矩转速传感器支座7、支撑平台8位于长度方向的T槽通道上，支撑平台8位于编码器支座33和转矩转速传感器支座7之间，伺服加载电机支座4位于转矩转速传感器支座7的另一侧；
所述伺服加载***中，伺服加载电机3通过紧固件与伺服加载电机支座4紧固连接，电机轴与转矩转速传感器6之间通过第一波纹管联轴器5-1相连，转矩转速传感器6与运动转换***中的滚珠丝杠10之间通过第二波纹管联轴器5-2相连，转矩转速传感器6通过紧固件安装在转矩转速传感器支座7上；
所述运动转换***中，支撑平台8上设置滚珠丝杠副支撑单元9、导轨17、光栅尺18、限位开关支座23以及拖链21的固定端；滚珠丝杠10一端固定，另一端自由，固定端由滚珠丝杠副支撑单元9固定，滚珠丝杠副支撑单元9通过紧固件固定到支撑平台8上；
滚珠丝杠副螺母11与套筒12前端通过紧固件连接，套筒12上端面通过紧固件与连接板13固定，套筒12尾端通过紧固件与连接头19连接固定以实现直线运动输出；
套筒12端部被限制在支撑平台8中部以实现机械限位，限位开关支座23安装在支撑平台8侧面，限位开关挡板22安装在连接板13上，限位开关24安装在限位开关支座23上以实现电气限位；
连接板13中部与套筒12通过紧固件连接固定，连接板13两端与滑块16连接固定，并通过直线导轨的作用限制滚珠丝杠副螺母11和套筒12的转动，确保套筒12输出直线运动，连接板13与光栅尺连接板14通过紧固件连接固定；
光栅尺18安装在支撑平台8一凹槽内，光栅尺读数头15与光栅尺连接板14通过紧固件连接固定，光栅尺18采集***的位移信号反馈给计算机控制***；
拉压力传感器20一端与连接头19通过螺纹连接，另一端与连接节25通过螺纹连接，拉压力传感器20一侧安装有信号线，信号线将加载力反馈给计算机控制***，信号线置于拖链21中，拖链21移动端固定在连接板13上，拖链21固定端安装在支撑平台8上；
连接节25螺纹端与拉压力传感器20以螺纹方式连接，另一端通过连接轴26与被测直线舵机30连接；
所述被测直线舵机***中，被测轴套27与连接轴26配合连接，微位移传感器29安装在微位移传感器支座28上，微位移传感器29测得被测轴套27的位移输出并反馈给计算机控制***，被测直线舵机30通过固定夹板31固定安装在升降台32上，升降台32一侧装有高度微调旋钮，可满足不同类型被测直线舵机30对中性的要求，微位移传感器支座28通过紧固件固定在升降台32上；
编码器支座33安装在T型槽板2上，编码器34安装在编码器支座33上，被测直线舵机30输出轴另一侧与编码器34相连；
所述的伺服加载电机3、转矩转速传感器6、滚珠丝杠10、连接头19、拉压力传感器20、连接节25、被测直线运动机构30及编码器34同轴连接；
所述的套筒12、连接板13、光栅尺连接板14、限位开关挡板22及限位开关支座23采用高强度硬铝合金材料；连接头19、连接节25、连接轴26采用45钢材料并调质处理；
所述配电柜包括伺服加载电机驱动器、可编程电源及制动电阻，加载电机驱动器与试验台中的伺服加载电机3通过电机制动抱闸线缆、反馈线缆相连，加载电机驱动器与控制器相连，可编程电源为被测直线运动机构30供电；所述控制台包括上位机、实时控制器、数据采集卡、信号处理***、机箱及接线盒，上位机中安装测控软件，上位机通过TCP/IP通信协议与实时控制器通信并实时监控***状态，实时控制器与加载电机驱动器、被测直线运动机构驱动器相连；上位机设定加载模式并将控制指令通过TCP/IP通信协议发送给实时控制器，实时控制器对指令进行处理后发送给伺服加载电机驱动器，由伺服加载电机驱动器驱动伺服加载电机完成加载任务，同时转矩转速传感器6、拉压力传感器20、光栅尺18采集实时数据并反馈给实时控制器进行闭环控制，实时控制器将数据发送给上位机进行显示和存储。
一种基于上述直线舵机电动加载***的动态控制方法，其步骤为：
步骤1、对伺服加载电机3建模，得到伺服加载电机3的电压平衡方程和转矩平衡方程；
伺服加载电机3为面贴式隐极永磁同步电机，为保证加载精度，伺服加载电机3采用矢量控制法；当采用面贴式永磁同步电机时，根据永磁同步电机在d-q轴系下模型，得到伺服加载电机3的电压平衡方程和转矩平衡方程；其中，电压平衡方程为：
式中，uq、iq分别为伺服加载电机3定子在q轴上的电压和电流；Lm为等效电感；Rm为定子绕组电阻；Ke为反电动势常数；ωm为伺服加载电机3转子机械角速度；
伺服加载电机3的转矩平衡方程为：
式中，Tm为伺服加载电机3电机电磁转矩；Jm为电机转动惯量；Bm为电机阻尼系数；TL为伺服加载电机3输出转矩。
步骤2、直线舵机电动加载***将伺服加载电机3的扭矩输出需经联轴器、滚珠丝杠副等元件转换为直线加载力，而运动转换元件的刚度会在一定程度上影响加载性能；将第一波纹管联轴器5-1、第二波纹管联轴器5-2、转矩转速传感器6及滚珠丝杠10视为***负载，该***负载与伺服加载电机3刚性连接，将伺服加载电机3输出转矩TL视为由等效惯性负载、阻尼负载及弹性负载三部分组成，并构建输出转矩平衡方程；构建被测直线舵机30的机理模型，得到被测直线舵机30输出位移和输入电压关系方程；
其中，输出转矩平衡方程为：
式中，JL为负载等效转动惯量；BL为负载等效阻尼系数；KL为负载等效弹性刚度系数；θL为负载对应滚珠丝杠10角位移；θm为伺服加载电机3角位移；
被测直线舵机30采用高减速比的间接驱动方案，即电机加减速器及滚珠丝杠副的传动形式，所采用电机为直流力矩电机，图1是被测直线舵机30开环对象控制框图，被测直线舵机30输入电压和输出位移关系方程：
式中，u为被测直线舵机30输入电压；L1为被测直线舵机30输出位移；Kdm为电机的电磁转矩系数；Kd0为电机功放系数；kj为被测直线舵机30的减速比；P1为被测直线舵机30中滚珠丝杠导程；Kde为电机反电势系数；Rd为电机电枢电阻；Ld为电机电枢电感；Jd为电机负载转动惯量；Bd为电机阻尼系数。
图1中，id为被测直线舵机30电机电流；Td为被测直线舵机30电机输出力矩；ωd为被测直线舵机30电机角速度；θ1为被测直线舵机30中滚珠丝杠角位移。
步骤3、将滚珠丝杠10作为力/力矩转换机构，在不考虑滚珠丝杠10摩擦扭矩及驱动扭矩的情况下，由图6滚珠丝杠10单个接触点受力模型，得到施加到被测直线舵机30上的直线加载力与伺服加载电机3输出转矩的关系、滚珠丝杠10角位移与被测直线舵机30输入位移的关系；施加到被测直线舵机30上的直线加载力与伺服加载电机3输出转矩的关系为：
式中，F为直线加载力；r为滚珠丝杠10半径；λ为滚珠丝杠10螺纹升角；
滚珠丝杠10角位移与被测直线舵机30输入位移的关系为：
式中，L1为被测直线舵机30输入位移；P为滚珠丝杠10导程。
步骤4、在上述步骤的基础上，图2是直线舵机电动加载***总体控制框图，构建直线舵机加载***的传递函数：
F＝G1uq-G2G3u
其中:
式中，Kt为伺服加载电机3电磁转矩系数。
步骤5、利用步骤4的传递函数分析直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性；令u＝0，即被测直线舵机30处于锁死状态，表示直线舵机加载***不受被测直线舵机30扰动的前向通道特性，表示为：
令uq＝0，表示直线舵机加载***的扰动通道特性，且负号表示扰动力的方向与被测直线舵机30的位移方向相反，表示为：
式中，G4为前向通道特性系数；G5为扰动通道特性系数。
步骤6、根据步骤5中直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性构建直线舵机加载***的动态控制结构，该控制结构包括电流环、位置环及力环的三闭环复合控制结构和角速度前馈补偿控制器，并引入Stribeck摩擦模型至直线舵机电动加载***中；电流环Giq(s)采用复矢量PI控制，用于使伺服加载电机3电流准确快速地跟踪指令信号，电流环复矢量PI控制的传递函数为：
式中：为d-q轴系电流；为d-q轴系电流设定值；KCP、KCI相应为PI控制器的比例和积分常数；Pm为电机极对数；
所述步骤6中的力环GF(s)利用拉压力传感器20的反馈值来控制加载***的力输出，位置环Gp(s)用于精确控制伺服加载电机3角位移，角速度前馈补偿控制器Gω(s)用于跟踪伺服加载电机3转子机械角速度；
所述步骤6中的力环GF(s)、位置环Gp(s)及角速度前馈补偿控制器Gω(s)均采用PID控制，所用公式为：
式中，u(t)为***的被控制量；e(t)为误差值；KP1、Ki1、Kd1分别为比例系数、积分常数和微分常数；
所述步骤6中的Stribeck摩擦模型为：
当|ωm|＜α时，静摩擦为：
式中，F1(t)＝Jmα(t)；
当|ωm|＞α时，动摩擦为：
式中：F1(t)为驱动力；Fm为最大静摩擦力；Fc为库仑摩擦力；kV为黏性摩擦力矩比例系数；α(t)为伺服加载电机3角加速度；α和α1为非常小的正数。
步骤7、将上述直线舵机加载***各项参数带入至步骤4中的传递函数中，作出直线舵机加载***伯德图，由伯德图或李雅普诺夫方法判定其稳定性，如果稳定则同时对步骤6中的控制器进行参数整定，之后执行步骤8，如果不稳定则返回步骤6；步骤7中对控制器进行PID参数整定采用连续Ziegler-Nichols方法，整定公式为：
Km为***开始振荡时的增益值；ωm1为振荡频率；Kp、Ki及Kd相应为PID控制器的比例、积分和微分常数。
步骤8、根据被测直线舵机30通讯协议，***设置通讯波特率，设置舵机启动、偏移、反馈及零位调整指令，并调用相应RS422串口驱动程序发送和接收***指令；其中，所有指令字为16进制格式，高8位在后，低8位在前；
步骤9、上位机设定加载模式，加载模式有阶跃信号加载和正弦信号加载两种，并将控制指令通过TCP/IP通信协议发送给实时控制器，实时控制器对指令进行处理后发送给伺服加载电机驱动器，由伺服加载电机驱动器驱动伺服加载电机3完成加载任务；从而完成对直线舵机电动加载***的动态控制。
一种对上述直线舵机电动加载***动态控制方法的验证方法，包括以下步骤：
步骤A、转矩转速传感器6、拉压力传感器20、光栅尺18采集实时数据并反馈给实时控制器进行闭环控制，实时控制器将数据发送给上位机进行显示和存储，根据所发送和接收的数据，完成指令信号、反馈信号和误差信号的曲线绘制；
步骤B、对于阶跃信号加载，计算其超调量e(tp)及调节时间ts；对于正弦信号加载，计算反馈信号与设定信号之间的幅值误差和相位误差，之后由“双十指标”评价直线舵机电动加载***动态控制方法，如果达到“双十指标”，则表明直线舵机电动加载***动态控制方法可行，否则表明当前方法不可行。
其中，所述“双十指标”是指正弦反馈信号的幅值误差小于±10％和相位误差变化小于10°。
本发明为了解决现有负载模拟器(伺服加载***)以单维力/力矩模拟为主、复合性较差及通用性不高等问题，为了解决现有的电液伺服加载***因加载对象的主动运动而对加载***所造成很强位置干扰、较大的多余力、维护不方便等问题，也是为了解决采用直线伺服电机的电动式伺服加载存在着局限于主动式加载、成本比较高、制造维修不太方便等缺点，本发明的一种直线舵机电动加载***的动态控制方法，加载***能够有效针对直线舵机不同型号尺寸施加合适的载荷谱对其进行模拟加载，所提动态控制方法能够有效地实现直线负载模拟器地加载测试功能，并能提高直线负载模拟器的加载精度到90％以上，有效抑制了被测舵机的多余力。
下面结合实施例具体描述：
实施例1
为验证本发明，实施例选定的各元器件如表1所示，直线舵机电动加载***参数如表2所示。
表1试验台各元器件选型
表2***参数
参数 参数值 单位 意义
Kt 1.75 Nm/A 电磁转矩常数
Ke 112 V/Krpm 反电动势常数
KL 6000 Nm/rad 弹性刚度常数
JL 8.81×10-5 Kgm2 负载的转动惯量
Lm 11.4 mH 电感常数
Rm 2.1 Ω 定子的绕组电阻
Jm 9.1×10-4 Kgm2 PMSM转动惯量
Bm 0.052 Nm/Krpm 电机阻尼常数
P 25 mm 丝杠导程
其次，分析***是否稳定，利用MATLAB作出***的伯德图，伯德图如图7所示，由伯德图判定***稳定；设置电流环Giq(s)控制器参数为：KCP＝4.1，KCI＝450，KCω＝1000；设置位置环Gp(s)控制器参数为：P1＝1.32，I1＝0.61，D1＝0.02；设置力环GF(s)控制器参数为：P2＝1.38，I2＝0.89，D2＝1.01。
基于LabVIEW图形化编程和MATLAB编程，编写了测控软件，并进行正弦信号加载实验，信号跟踪曲线如图8、9所示。被测直线舵机30设置幅值为4mm、频率为2Hz和5Hz的正弦信号为驱动指令信号，伺服加载电机3设置幅值为3000N、频率与扰动信号相同的正弦信号为加载指令信号。对于被测直线舵机30，其控制输出为位移，采用电动加载***测试其输出力，以检验其推力是否满足要求。电动加载***初期调试，实验时间较短。在图8、9中，标有Force_Setpoint、Force_Feedback及Force_Error的曲线分别为设定加载曲线、加载反馈曲线及为误差曲线。由图8得，当被测直线舵机30输出频率为2Hz时，测得反馈曲线正峰值为3163.94N，反峰值为-3241.32N，相位为-7.87°，定义反馈值与设定值的比为加载精度，加载精度为91.96％；当被测直线舵机30输出频率为5Hz时，测得反馈曲线正峰值为3258.33N，反峰值为-3267.54N，相位为-9.33°，加载精度为91.08％，反馈曲线与设定曲线的相位差均小于10°，幅值误差也在10％以内，较好地达到了“双十指标”，有效地测试了此被测直线舵机30能够满足3000N的实载动态推力。

Claims (10)

1.一种直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤1、对伺服加载电机(3)建模，得到伺服加载电机(3)的电压平衡方程和转矩平衡方程；
步骤2、将第一波纹管联轴器(5-1)、第二波纹管联轴器(5-2)、转矩转速传感器(6)及滚珠丝杠(10)视为***负载，该***负载与伺服加载电机(3)刚性连接，将伺服加载电机(3)输出转矩TL视为由等效惯性负载、阻尼负载及弹性负载三部分组成，并构建输出转矩平衡方程；构建被测直线舵机(30)的机理模型，得到被测直线舵机(30)输出位移和输入电压关系方程；
步骤3、将滚珠丝杠(10)作为力/力矩转换机构，在不考虑滚珠丝杠(10)摩擦扭矩及驱动扭矩的情况下，得到施加到被测直线舵机(30)上的直线加载力与伺服加载电机(3)输出转矩的关系、滚珠丝杠(10)角位移与被测直线舵机(30)输入位移的关系；
步骤4、在上述步骤的基础上，构建直线舵机加载***的传递函数；
步骤5、利用步骤4的传递函数分析直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性；
步骤6、根据步骤5中直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性构建直线舵机加载***的动态控制结构，该控制结构包括电流环、位置环及力环的三闭环复合控制结构和角速度前馈补偿控制器，并引入Stribeck摩擦模型至直线舵机电动加载***中；
步骤7、将上述直线舵机加载***各项参数带入至步骤4中的传递函数中，作出直线舵机加载***伯德图，由伯德图或李雅普诺夫方法判定其稳定性，如果稳定则同时对步骤6中的控制器进行参数整定，之后执行步骤8，如果不稳定则返回步骤6；
步骤8、根据被测直线舵机(30)通讯协议，***设置通讯波特率，设置舵机启动、偏移、反馈及零位调整指令，并调用相应RS422串口驱动程序发送和接收***指令；
步骤9、上位机设定加载模式，加载模式有阶跃信号加载和正弦信号加载两种，并将控制指令通过TCP/IP通信协议发送给实时控制器，实时控制器对指令进行处理后发送给伺服加载电机驱动器，由伺服加载电机驱动器驱动伺服加载电机(3)完成加载任务；从而完成对直线舵机电动加载***的动态控制。
2.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤1中伺服加载电机(3)的电压平衡方程为：
<mrow> <msub> <mi>u</mi> <mi>q</mi> </msub> <mo>=</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>di</mi> <mi>q</mi> </msub> </mrow> <mrow> <mi>d</mi> <mi>t</mi> </mrow> </mfrac> <mo>+</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>m</mi> </msub> <msub> <mi>i</mi> <mi>q</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>e</mi> </msub> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow>
式中，uq、iq分别为伺服加载电机(3)定子在q轴上的电压和电流；Lm为等效电感；Rm为定子绕组电阻；Ke为反电动势常数；ωm为伺服加载电机(3)转子机械角速度；
伺服加载电机(3)的转矩平衡方程为：
<mrow> <msub> <mi>T</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>=</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>m</mi> </msub> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>d&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> <mrow> <mi>d</mi> <mi>t</mi> </mrow> </mfrac> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>m</mi> </msub> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>T</mi> <mi>L</mi> </msub> </mrow>
式中，Tm为伺服加载电机(3)电机电磁转矩；Jm为电机转动惯量；Bm为电机阻尼系数；TL为伺服加载电机(3)输出转矩。
3.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤2中的输出转矩平衡方程为：
<mrow> <msub> <mi>T</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>=</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>L</mi> </msub> <mfrac> <mrow> <msup> <mi>d</mi> <mn>2</mn> </msup> <msub> <mi>&amp;theta;</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> <mrow> <msup> <mi>dt</mi> <mn>2</mn> </msup> </mrow> </mfrac> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>L</mi> </msub> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>d&amp;theta;</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> <mrow> <mi>d</mi> <mi>t</mi> </mrow> </mfrac> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>L</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>&amp;theta;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>-</mo> <msub> <mi>&amp;theta;</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> </mrow>
式中，JL为负载等效转动惯量；BL为负载等效阻尼系数；KL为负载等效弹性刚度系数；θL为负载对应滚珠丝杠(10)角位移；θm为伺服加载电机(3)角位移；
所述被测直线舵机(30)采用高减速比的间接驱动，所采用电机为直流力矩电机，被测直线舵机(30)输入电压和输出位移关系方程：
<mrow> <mfrac> <msub> <mi>L</mi> <mn>1</mn> </msub> <mi>u</mi> </mfrac> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>m</mi> </mrow> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mn>0</mn> </mrow> </msub> <msub> <mi>k</mi> <mi>j</mi> </msub> <msub> <mi>P</mi> <mn>1</mn> </msub> </mrow> <mrow> <mn>2</mn> <mi>&amp;pi;</mi> <mi>s</mi> <mo>&amp;lsqb;</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>e</mi> </mrow> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>m</mi> </mrow> </msub> <mo>+</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>d</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>d</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>d</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>d</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;rsqb;</mo> </mrow> </mfrac> </mrow>
式中，u为被测直线舵机(30)输入电压；L1为被测直线舵机(30)输出位移；Kdm为电机的电磁转矩系数；Kd0为电机功放系数；kj为被测直线舵机(30)的减速比；P1为被测直线舵机(30)中滚珠丝杠导程；Kde为电机反电势系数；Rd为电机电枢电阻；Ld为电机电枢电感；Jd为电机负载转动惯量；Bd为电机阻尼系数。
4.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤3中施加到被测直线舵机(30)上的直线加载力与伺服加载电机(3)输出转矩的关系为：
<mrow> <mi>F</mi> <mo>=</mo> <mfrac> <msub> <mi>T</mi> <mi>L</mi> </msub> <mrow> <mi>r</mi> <mi> </mi> <mi>tan</mi> <mi>&amp;lambda;</mi> </mrow> </mfrac> </mrow>
式中，F为直线加载力；r为滚珠丝杠(10)半径；λ为滚珠丝杠(10)螺纹升角；
滚珠丝杠(10)角位移与被测直线舵机(30)输入位移的关系为：
<mrow> <msub> <mi>&amp;theta;</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <mn>2</mn> <msub> <mi>&amp;pi;L</mi> <mn>1</mn> </msub> </mrow> <mi>P</mi> </mfrac> </mrow>
式中，L1为被测直线舵机(30)输入位移；P为滚珠丝杠(10)导程。
5.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤4中的直线舵机加载***的传递函数为：
F＝G1uq-G2G3u
其中:
<mrow> <msub> <mi>G</mi> <mn>1</mn> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mi>t</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>L</mi> </msub> <msup> <mi>s</mi> <mn>2</mn> </msup> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>L</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> </mrow> <mrow> <mo>{</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;lsqb;</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <msup> <mi>s</mi> <mn>2</mn> </msup> <mo>+</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>&amp;rsqb;</mo> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>t</mi> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mi>e</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>}</mo> <mi>r</mi> <mi> </mi> <mi>t</mi> <mi>a</mi> <mi>n</mi> <mi>&amp;lambda;</mi> </mrow> </mfrac> </mrow>
<mrow> <msub> <mi>G</mi> <mn>2</mn> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mi>L</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>&amp;lsqb;</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>t</mi> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mi>e</mi> </msub> <mo>+</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>m</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;rsqb;</mo> </mrow> <mrow> <mo>{</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;lsqb;</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <msup> <mi>s</mi> <mn>2</mn> </msup> <mo>+</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>L</mi> </msub> <mo>&amp;rsqb;</mo> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>t</mi> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mi>e</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>}</mo> <mi>r</mi> <mi> </mi> <mi>t</mi> <mi>a</mi> <mi>n</mi> <mi>&amp;lambda;</mi> </mrow> </mfrac> <mo>&amp;CenterDot;</mo> <mfrac> <mrow> <mn>2</mn> <mi>&amp;pi;</mi> </mrow> <mi>P</mi> </mfrac> </mrow>
<mrow> <msub> <mi>G</mi> <mn>3</mn> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>m</mi> </mrow> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mn>0</mn> </mrow> </msub> <msub> <mi>k</mi> <mi>j</mi> </msub> <msub> <mi>P</mi> <mn>1</mn> </msub> </mrow> <mrow> <mn>2</mn> <mi>&amp;pi;</mi> <mi>s</mi> <mo>&amp;lsqb;</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>e</mi> </mrow> </msub> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>m</mi> </mrow> </msub> <mo>+</mo> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>d</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>d</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>J</mi> <mi>d</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>B</mi> <mi>d</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;rsqb;</mo> </mrow> </mfrac> </mrow>
式中，Kt为伺服加载电机(3)电磁转矩系数。
6.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤5利用上述传递函数分析直线舵机加载***的前向通道特性和扰动通道特性，具体为：
令u＝0，即被测直线舵机(30)处于锁死状态，表示直线舵机加载***不受被测直线舵机(30)扰动的前向通道特性，表示为：
<mrow> <msub> <mi>G</mi> <mn>4</mn> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mi>F</mi> <msub> <mi>u</mi> <mi>q</mi> </msub> </mfrac> </mrow>
令uq＝0，表示直线舵机加载***的扰动通道特性，且负号表示扰动力的方向与被测直线舵机(30)的位移方向相反，表示为：
<mrow> <msub> <mi>G</mi> <mn>5</mn> </msub> <mo>=</mo> <mo>-</mo> <mfrac> <mi>F</mi> <mi>u</mi> </mfrac> </mrow>
式中，G4为前向通道特性系数；G5为扰动通道特性系数。
7.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤6中的电流环Giq(s)采用复矢量PI控制，用于使伺服加载电机(3)电流准确快速地跟踪指令信号，电流环复矢量PI控制的传递函数为：
<mrow> <mfrac> <msubsup> <mi>i</mi> <mi>s</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>q</mi> </mrow> </msubsup> <msubsup> <mi>i</mi> <mi>s</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mi>q</mi> <mi>*</mi> </mrow> </msubsup> </mfrac> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>C</mi> <mi>P</mi> </mrow> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>jK</mi> <mrow> <mi>C</mi> <mi>I</mi> </mrow> </msub> <msub> <mi>P</mi> <mi>m</mi> </msub> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>C</mi> <mi>I</mi> </mrow> </msub> </mrow> <mrow> <mi>s</mi> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mi>s</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>jP&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <msub> <mi>L</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>+</mo> <msub> <mi>R</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> </mrow> </mfrac> </mrow>
式中：为d-q轴系电流；为d-q轴系电流设定值；KCP、KCI相应为PI控制器的比例和积分常数；Pm为电机极对数；
所述力环GF(s)利用拉压力传感器(20)的反馈值来控制加载***的力输出，位置环Gp(s)用于精确控制伺服加载电机(3)角位移，角速度前馈补偿控制器Gω(s)用于跟踪伺服加载电机(3)转子机械角速度；
所述力环GF(s)、位置环Gp(s)及角速度前馈补偿控制器Gω(s)均采用PID控制，所用公式为：
<mrow> <mi>u</mi> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>=</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>p</mi> <mn>1</mn> </mrow> </msub> <mi>e</mi> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>i</mi> <mn>1</mn> </mrow> </msub> <msubsup> <mo>&amp;Integral;</mo> <mn>0</mn> <mi>t</mi> </msubsup> <mi>e</mi> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mi>d</mi> <mi>t</mi> <mo>+</mo> <msub> <mi>K</mi> <mrow> <mi>d</mi> <mn>1</mn> </mrow> </msub> <mfrac> <mrow> <mi>d</mi> <mi>e</mi> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> </mrow> <mrow> <mi>d</mi> <mi>t</mi> </mrow> </mfrac> </mrow>
式中，u(t)为***的被控制量；e(t)为误差值；KP1、Ki1、Kd1分别为比例系数、积分常数和微分常数；
所述的Stribeck摩擦模型为：
当|ωm|＜α时，静摩擦为：
<mrow> <msub> <mi>F</mi> <mi>f</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>=</mo> <mfenced open = "{" close = ""> <mtable> <mtr> <mtd> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> </mtd> <mtd> <mrow> <msub> <mi>F</mi> <mn>1</mn> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&gt;</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> </mtd> </mtr> <mtr> <mtd> <mrow> <msub> <mi>F</mi> <mn>1</mn> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> </mrow> </mtd> <mtd> <mrow> <mo>-</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>&lt;</mo> <msub> <mi>F</mi> <mn>1</mn> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&lt;</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> </mtd> </mtr> <mtr> <mtd> <mrow> <mo>-</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> </mtd> <mtd> <mrow> <msub> <mi>F</mi> <mn>1</mn> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&lt;</mo> <mo>-</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> </mrow> </mtd> </mtr> </mtable> </mfenced> </mrow>
式中，F1(t)＝Jmα(t)；
当|ωm|＞α时，动摩擦为：
<mrow> <msub> <mi>F</mi> <mi>f</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>=</mo> <mo>&amp;lsqb;</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>c</mi> </msub> <mo>+</mo> <msubsup> <mrow> <mo>(</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>-</mo> <msub> <mi>F</mi> <mi>c</mi> </msub> <mo>)</mo> </mrow> <mi>e</mi> <mrow> <mo>-</mo> <msub> <mi>&amp;alpha;</mi> <mn>1</mn> </msub> <mo>|</mo> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>|</mo> </mrow> </msubsup> <mo>&amp;rsqb;</mo> <mi>sgn</mi> <mo>&amp;lsqb;</mo> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> <mo>&amp;rsqb;</mo> <mo>+</mo> <msub> <mi>k</mi> <mi>V</mi> </msub> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mi>m</mi> </msub> <mrow> <mo>(</mo> <mi>t</mi> <mo>)</mo> </mrow> </mrow>
式中，F1(t)为驱动力；Fm为最大静摩擦力；Fc为库仑摩擦力；kV为黏性摩擦力矩比例系数；α(t)为伺服加载电机(3)角加速度；α和α1为非常小的正数。
8.根据权利要求1所述的直线舵机电动加载***的动态控制方法，其特征在于，步骤7中对控制器进行PID参数整定采用连续Ziegler-Nichols方法，整定公式为：
<mrow> <msub> <mi>K</mi> <mi>p</mi> </msub> <mo>=</mo> <mn>0.6</mn> <msub> <mi>K</mi> <mi>m</mi> </msub> <mo>,</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>d</mi> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mi>p</mi> </msub> <mi>&amp;pi;</mi> </mrow> <mrow> <mn>4</mn> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mrow> <mi>m</mi> <mn>1</mn> </mrow> </msub> </mrow> </mfrac> <mo>,</mo> <msub> <mi>K</mi> <mi>i</mi> </msub> <mo>=</mo> <mfrac> <mrow> <msub> <mi>K</mi> <mi>p</mi> </msub> <msub> <mi>&amp;omega;</mi> <mrow> <mi>m</mi> <mn>1</mn> </mrow> </msub> </mrow> <mi>&amp;pi;</mi> </mfrac> </mrow> 3
Km为***开始振荡时的增益值；ωm1为振荡频率；Kp、Ki及Kd相应为PID控制器的比例、积分和微分常数。
9.一种对权利要求1所述直线舵机电动加载***动态控制方法的验证方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤A、转矩转速传感器(6)、拉压力传感器(20)、光栅尺(18)采集实时数据并反馈给实时控制器进行闭环控制，实时控制器将数据发送给上位机进行显示和存储，根据所发送和接收的数据，完成指令信号、反馈信号和误差信号的曲线绘制；
步骤B、对于阶跃信号加载，计算其超调量e(tp)及调节时间ts；对于正弦信号加载，计算反馈信号与设定信号之间的幅值误差和相位误差，之后由“双十指标”评价直线舵机电动加载***动态控制方法，如果达到“双十指标”，则表明直线舵机电动加载***动态控制方法可行，否则表明当前方法不可行。
10.根据权利要求9所述的直线舵机电动加载***动态控制方法的验证方法，其特征在于，所述“双十指标”是指正弦反馈信号的幅值误差小于±10％和相位误差变化小于10°。
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