基于行星滾柱絲杠副的機電作動器動態(tài)特性分析

喬　冠， 劉　更， 馬尚君， 佟瑞庭， 周　勇

(西北工業(yè)大學 陜西省機電傳動與控制工程實驗室，西安　710072)

?

基于行星滾柱絲杠副的機電作動器動態(tài)特性分析

喬冠， 劉更， 馬尚君， 佟瑞庭， 周勇

(西北工業(yè)大學 陜西省機電傳動與控制工程實驗室，西安710072)

摘要：以舵回路系統(tǒng)中機電作動器為研究對象，考慮機電作動器的安裝和舵面負載連接，建立了基于行星滾柱絲杠副的機電作動器數(shù)學模型。采用AMESim進行仿真對比分析，探討了機電作動器中結構剛度、摩擦和間隙等非線性因素對系統(tǒng)動態(tài)性能的影響。結果表明：相比傳動剛度，結構剛度中固定剛度的提高對于系統(tǒng)動態(tài)響應的改善作用更明顯；行星滾柱絲杠副間隙量越大，系統(tǒng)的階躍響應波動幅值越明顯；在給定舵控指令下，機電作動器的仿真位移輸出響應誤差最大為1.8 mm，相對誤差為1.2%，從而較好的反映了模型的有效性，為功率電傳機電作動器的進一步結構優(yōu)化和控制提供理論依據(jù)。

關鍵詞：機電作動器；行星滾柱絲杠副；動態(tài)特性；結構剛度；間隙非線性

機電作動器(Electro-Mechanical Actuator，EMA)是功率電傳作動系統(tǒng)的一個分支，由于其具有重量輕、工作效率高、系統(tǒng)可靠性高和便于維護[1-2]等優(yōu)點，廣泛應用于飛行舵面控制、推力矢量控制、飛機剎車和工業(yè)過程控制等軍民領域。

國外在EMA動態(tài)特性研究方面起步較早，建立了EMA系統(tǒng)級功率鍵合圖模型和基于AMESim環(huán)境的EMA仿真模型，對采用反向式行星滾柱絲杠副的EMA進行動態(tài)性能測試，通過力矩和轉速干擾實驗驗證模型的有效性[3]。Karam等[4]討論了力控制的基于行星滾柱絲杠副的EMA中摩擦、轉子慣量和測試平臺剛度等因素的影響，這些因素都會改變EMA的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)特性。Mare等[5-6]提出基于仿真模型的EMA功率傳遞初步設計準則，以確保測試平臺結構與目標動態(tài)性能的一致，考慮了結構部件的靜態(tài)與動態(tài)性能的限制，從而使得控制器設計更簡單。Habibi等[7]分析了控制飛機舵面的EMA動態(tài)特性，表明由空程和靜態(tài)摩擦產(chǎn)生的死區(qū)是限制EMA輸入輸出特性的重要因素，并通過使用內(nèi)環(huán)控制策略減小死區(qū)對系統(tǒng)的影響。國內(nèi)20世紀90年代初才開始研究包括機電作動器和電動靜液作動器(Electro-Hydrostatic Actuator，EHA)在內(nèi)的功率電傳作動器，已證實該技術的可行性和有效性。齊海濤等[8]基于AMESim對EHA進行了建模和仿真分析，仿真結果表明所設計的EHA動態(tài)性能良好，達到了預定的性能指標。馬尚君等[9]建立了EMA中的標準式行星滾柱絲杠副有限元模型，基于顯式動力學有限元算法對其動態(tài)特性進行仿真分析，為研究EMA整體性能的提高提供參考。國內(nèi)學者多數(shù)的研究工作集中于EMA的復合式余度控制[10]、混合作動系統(tǒng)研究[11]等方面，然而對基于行星滾柱絲杠副的EMA中結構剛度、摩擦和間隙因素對EMA動態(tài)特性影響研究較少涉及，鮮有文獻報道考慮EMA的安裝和舵面負載連接并建立數(shù)學模型。

本文考慮EMA的安裝、EMA與舵面負載的連接，建立了基于行星滾柱絲杠副的EMA數(shù)學模型。采用AMESim仿真分析，分別探討了舵回路系統(tǒng)中EMA的結構剛度、摩擦和間隙等非線性因素對系統(tǒng)的動態(tài)性能影響。在相同給定的舵控指令下，對比本文EMA與傳統(tǒng)伺服油缸的位移跟蹤精度，結果表明建立的EMA模型是有效的。

1EMA系統(tǒng)組成

1.1EMA結構形式

典型的EMA在飛行器舵回路系統(tǒng)中的組成見圖1，EMA主要由無刷直流電機、控制器(主要包括速度、位置控制器和功率變換器)、齒輪減速器(或者帶傳動)、滾珠絲杠副(或者行星滾柱絲杠副)這四部分組成。其中，滾珠絲杠副(Ball Screw Mechanism, BSM)和行星滾柱絲杠副(Planetary Roller Screw Mechanism, PRSM)作為EMA中的執(zhí)行機構，用來傳遞扭矩、進行運動變換。PRSM用滾柱作為中間傳動體，用滾動摩擦取代滑動摩擦，具有效率高、壽命長、承載能力強等特點。其中，標準式行星滾柱絲杠副(Standard Planetary Roller Screw Mechanism, SPRSM)主要傳動裝置有絲杠、螺母和滾柱，其基本結構見圖2。本文以基于SPRSM的EMA為對象建模并進行其動態(tài)特性研究分析。

圖1　舵回路系統(tǒng)中的EMA結構Fig.1 The basic structure of EMA in actuator loop

圖2　SPRSM基本結構Fig.2 The basic structure of SPRSM

1.2EMA在舵回路系統(tǒng)中的工作原理

EMA通過鉸鏈安裝于機體，并由其輸出桿帶動搖臂等連接機構，最終實現(xiàn)舵面的位置控制(見圖1)?？刂破鹘邮軄碜燥w控計算機的舵控指令，驅動無刷直流電機做正反向運動，再通過齒輪裝置減速增扭，把絲杠的旋轉運動轉化為輸出桿相對于殼體的直線運動，驅動舵面實現(xiàn)相應的動作。同時，電機中的電流信號，電機輸出軸的轉速信號和舵面的位置信號都通過反饋參與到控制器的運算實現(xiàn)閉環(huán)反饋控制。

2EMA系統(tǒng)建模

結合圖1，在AMESim中建立的EMA整個系統(tǒng)模型見圖3，部分子模型采用超級元件封裝。EMA的建模主要包括：“a”為正弦或給定的信號指令輸入；“b”和“c”分別為電機控制器和無刷直流電機數(shù)學模型；“d”和“e”分別為齒輪副和SPRSM的機械傳動模型；“f”和“g”為考慮作動器固定機構和連接機構的等效剛度和阻尼；“h”為舵面及氣動力負載模型。

圖3　EMA系統(tǒng)模型Fig.3 EMA model in AMESim environment

2.1控制器模型

控制器是EMA的重要組成部分，為防止電樞電流過載，保證電機的響應速度和動態(tài)特性，控制器采用電流、速度雙閉環(huán)，兩環(huán)均采用PI控制；位置環(huán)采取簡單的比例控制(見圖4)。該模型還包括信號采樣、電壓電流限幅以及力閉環(huán)反饋等。

圖4　控制器模型Fig.4 The controller model

2.2電機模型

圖5　電機模型Fig.5 The motor model

采用270 V永磁無刷直流電機，選用AMESim電機及驅動庫中的直流電機模型(見圖5)。參照表1，電機的電樞電流Ic與輸入電壓Vc的關系通過一個一階傳遞函數(shù)Ge描述

Ic=Ge(Vc-Kωωm)

(1)

(2)

式中：ωm為電機輸出角速度;Kω為反電動勢系數(shù);Rc為電機繞組電阻;Lc為電機繞組電感;τe為電機的電氣時間常數(shù)。電機產(chǎn)生的力矩表達式為

Tm=KcIc

(3)

當電流飽和時服從表達式

Tpeak=KcIlim

(4)

式中：Kc為電機電磁力矩常數(shù);Tm為電機輸出力矩;Tpeak為電機最大輸出力矩;Ilim為電機的電樞飽和電流?？紤]到電機和絲杠副通過齒輪減速器相連，施加在電機軸上的力矩表達式為

(5)

式中：Jm為折算到電機軸的轉動慣量;Kmv為電機摩擦系數(shù);Tload為負載力矩;i為機械系統(tǒng)的傳動比，即齒輪副減速比與絲杠副減速比之積。

表1　電機的相關參數(shù)設置

2.3SPRSM模型

SPRSM模型考慮了部件的移動和轉動部分，并綜合計入了摩擦和間隙非線性因素。EMA中的摩擦非線性影響是降低系統(tǒng)控制性能因素之一。由于單獨分離EMA中SPRSM、角接觸球軸承和輸出桿等處的摩擦力非常困難，一般將這些摩擦力等效為輸出桿端的整體摩擦力。這樣可將EMA建成帶有集中摩擦耗散的理想功率轉化模型。在恒速時，電機的輸出力矩Tm為摩擦力矩Tfric和負載端輸出力矩Tload之和。

(6)

(7)

式(6)和式(7)中的l為SPRSM的導程，F(xiàn)ext為負載端承受的外力，F(xiàn)fric為輸出桿端的整體摩擦力。EMA的整體摩擦力是外力和電機轉速的函數(shù)。為了簡化復雜的因果關系，可通過式(8)對整體摩擦力進行建模，該模型考慮了負載端承受的外力。

(8)

式中：Fc為Coulomb摩擦力;Fs為Stribeck摩擦力;ωs為參考速度;c為外力影響平均系數(shù);d為象限決定系數(shù)。摩擦力矩Tfric的公式為

(9)

式中：Tc和Ts分別為Coulomb摩擦力和Stribeck摩擦力產(chǎn)生的力矩。在AMESim的機械庫中選擇旋轉摩擦塊，用力傳感器和轉速傳感器作為輸入變量計算負載摩擦力矩，建立的三端口模型(見圖6)。

圖6　SPRSM的三端口模型Fig.6 Three mechanical ports model of SPRSM

2.4舵面模型

AMESim是面向對象的液壓/機械系統(tǒng)建模、仿真及動力學分析軟件。本文在建立舵面模型時，選用其平面機構庫中的模型模擬舵面的實際情況。包括舵面安裝鉸鏈、舵面質(zhì)心、加載位置及搖臂的建模等，提供了更豐富的力與力矩加載(見圖7)。這樣不僅可以仿真舵面的負載特性，還可以通過三維可視化功能AMESim-Animation觀察舵面的實際運動情況。

圖7　舵面模型Fig.7 The rudder model

3EMA動態(tài)特性分析

設置控制指令為0.1 s時刻的0.1 V階躍信號，經(jīng)轉化比例系數(shù)，即為1 mm階躍信號，系統(tǒng)仿真時間為10 s，在5 s時加入10 000 N的階躍沖擊力，參數(shù)見表1和表2。

表2　EMA系統(tǒng)的相關參數(shù)設置

3.1傳動間隙非線性因素影響

間隙是限制速度與位置控制性能高低的最重要非線性影響因素之一。EMA的間隙主要包括PRSM中絲杠側與螺母側的軸向間隙，齒輪傳動中的齒側隙和軸承軸向間隙等。間隙的存在使得EMA在反向作動時產(chǎn)生作動器位置輸出誤差，影響作動器位置輸出精度。由于傳動鏈中尺寸誤差、安裝誤差和長期磨損，間隙不能完全消除。間隙非線性可以采用Physical模型、Phase plane模型、Dead zone模型和Rubber模型來表示。Dead zone模型是Physical模型的簡化，在轉軸無阻尼或小阻尼時Dead zone模型是一種有效的模型[12]。此模型中，軸的力矩正比于軸的扭轉角

Tm=ksθs=ksDα(θd)

(10)

θs=θd-θb

(11)

死區(qū)函數(shù)Dα定義為

(12)

此時軸的模型假設為純彈簧，不計慣量和內(nèi)部阻尼，并且在不接觸時處于穩(wěn)定狀態(tài)(見圖8)。如果考慮軸的內(nèi)部阻尼，修正的Dead zone模型如式(13)。

圖8　Dead zone模型Fig.8 Dead zone model

(13)

在圖4所示的EMA系統(tǒng)模型中，設置間隙值分別為0.002 mm、0.02 mm和0.05 mm，其余參數(shù)設置如表2，其階躍響應仿真結果見圖9～圖11。

圖9　間隙值為0.002 mm的系統(tǒng)階躍響應Fig.9 EMA step response when the clearance is 0.002 mm

圖10　間隙值為0.02 mm的系統(tǒng)階躍響應Fig.10 EMA step response when the clearance is 0.02 mm

圖11　間隙值為0.05 mm的系統(tǒng)階躍響Fig.11 EMA step response when the clearance is 0.05 mm

對比圖9～圖11的三條系統(tǒng)響應曲線可知，不同大小的間隙值對系統(tǒng)的影響程度不同，間隙量越大，系統(tǒng)的階躍響應波動幅值越明顯。在EMA中，間隙影響的不僅是控制精度，還對系統(tǒng)的穩(wěn)定性產(chǎn)生重大影響。為改善EMA的動態(tài)輸出響應，從機械方面，采用消隙齒輪結構，對PRSM預緊；從材料方面，采用抗磨損材料；從控制方面，通過軟件和控制策略進行間隙補償?shù)取?/p>

3.2摩擦非線性因素影響

采用前述圖6建立的SPRSM摩擦模型，由式(9)可求得摩擦力矩，圖12比較了考慮摩擦和不考慮摩擦模型的系統(tǒng)階躍響應，此時假設機械傳動中不存在間隙。

圖12　考慮摩擦和不考慮摩擦模型的響應對比圖Fig.12 EMA step response considering friction or not

可見，考慮摩擦的系統(tǒng)存在更大的誤差，應通過力閉環(huán)反饋改善。在AMESim模型中的等效連接結構與舵面間加入力傳感器，將測量到的力信號反饋到控制器形成閉環(huán)(見圖13)。同時在反向通道內(nèi)加入一階低通濾波器，結構為

(14)

圖13　加入力反饋的EMA模型Fig.13 EMA model with force closed-loop feedback

從圖14可知，加入力閉環(huán)反饋后，響應曲線的振蕩幅值小于無力閉環(huán)反饋的工況，同時系統(tǒng)的靜態(tài)誤差減小。同樣，常用減小機械系統(tǒng)中摩擦的方式可改善運動部件的潤滑條件，采用抗摩擦材料以及軟件進行摩擦補償?shù)取?/p>

圖14　考慮力閉環(huán)反饋的系統(tǒng)響應對比圖Fig.14 EMA step response with force closed-loop feedback

3.3固定剛度和傳動剛度的影響

實際舵回路系統(tǒng)中，機體和被控舵面的剛度并不是無限大。本文在EMA系統(tǒng)建模時采用集中參數(shù)法考慮了殼體與機體間和輸出桿與舵面負載間的彈簧效應。由于負載系統(tǒng)中含有以柔性結構相連的多級共振性負載，因此EMA殼體和舵面不能簡單采用單質(zhì)量-單彈簧系統(tǒng)近似，而應考慮輸出桿與被控舵面間的傳動剛度和固定殼體的固定剛度(統(tǒng)稱為結構剛度)[13]。KZ1為固定剛度;KZ2為傳動剛度。

從圖15～圖16可知，結構剛度對EMA的動態(tài)性能影響較大。當固定剛度和傳動剛度均為1×107N/m時，系統(tǒng)的階躍響應存在小幅值振蕩，在5 s時刻施加10 000 N的階躍沖擊力會使系統(tǒng)振蕩的幅值更劇烈，不利于系統(tǒng)的快速穩(wěn)定。從圖17可知,此時的諧振頻率為7.75 Hz，此振蕩頻率由2 000 kg的舵面質(zhì)量，與一條等效彈簧串聯(lián)得到。

圖15　固定剛度和傳動剛度均為1×107 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.15 EMA step response when anchorage compliance and transmission compliance are 1×107 N/m

圖16　固定剛度和傳動剛度均為5×108 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.16 EMA step response when anchorage compliance and transmission compliance are 5×108 N/m

彈簧等效剛度值Keq為

(15)

式中：KZ3為螺母和輸出桿間的連接剛度;具體數(shù)值見表2。經(jīng)計算可知，圖17中峰值頻率與質(zhì)量彈簧模型的諧振頻率結果一致。當固定剛度和傳動剛度均為5×108N/m和1×109N/m時(見圖16和圖18)，系統(tǒng)階躍響應只在沖擊力存在時有小幅值的振蕩，且兩種剛度值對系統(tǒng)階躍響應影響差別很小。故建議把EMA的安裝結構和傳動結構的剛度設計在108N/m量級。

圖17　固定剛度和傳動剛度均為1×107 N/m時系統(tǒng)振蕩頻譜圖Fig.17 EMA spectrogram when anchorage compliance and transmission compliance are 1×107 N/m

圖18　固定剛度和傳動剛度為1×109 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.18 EMA step response when anchorage compliance and transmission compliance are 1×109 N/m

另一方面，從圖19～圖22可知，當傳動剛度為1×107N/m時，提高固定剛度可以明顯提高系統(tǒng)的動態(tài)響應，而當固定剛度提高到1×109N/m時，已經(jīng)和固定剛度為5×108N/m時的系統(tǒng)動態(tài)響應無明顯區(qū)別。同樣，當固定剛度為1×107N/m時，提高傳動剛度也可以在一定程度上提高系統(tǒng)的動態(tài)響應，但即使當傳動剛度為1×109N/m，系統(tǒng)的階躍響應依然存在大范圍的振蕩。通過以上分析可知，固定剛度的提高對于系統(tǒng)動態(tài)響應的改善作用更明顯。為保證EMA在工作過程中的信號跟蹤能力，除采用必要的控制策略外，在結構方面應適當優(yōu)先提高固定剛度。

圖19　固定剛度為5×108 N/m傳動剛度為1×107 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.19 EMA step response when anchorage compliance is 5×108 N/m and transmission one is 1×107 N/m

圖20　固定剛度為1×109 N/m傳動剛度為1×107 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.20 EMA step response when anchorage compliance is 1×109 N/m and transmission one is 1×107 N/m

圖21　固定剛度為1×107N/m傳動剛度為5×108 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.21 EMA step response when anchorage compliance is 1×107 N/m and transmission one is 5×108N/m

圖22　固定剛度為1×107N/m傳動剛度為1×109 N/m時系統(tǒng)階躍響應Fig.22 EMA step response when anchorage compliance is 1×107N/m and transmission one is 1×109N/m

3.4EMA系統(tǒng)動態(tài)仿真

根據(jù)EMA實際舵控經(jīng)驗，給定位移信號，參數(shù)如前述表1和表2，設置仿真時間為200 s，仿真步長為0.001 s，得到的仿真結果見圖23。從圖23～圖24可知，系統(tǒng)的響應時間能夠滿足要求，系統(tǒng)動態(tài)跟蹤性能良好。

圖23　EMA仿真輸出位移跟蹤曲線Fig.23 Displacement response of EMA with simulation

圖24　位移跟蹤誤差曲線Fig.24 Displacement response error

在200 s的時間內(nèi)，EMA的輸出位移與給定位移信號的誤差最大為1.8 mm，相對誤差為1.2%，從而較好的反映了模型的有效性。同時，對比本文中EMA與文獻[14]所述的傳統(tǒng)閥控液壓作動器，在給定相同舵控指令下，這兩種作動器都能跟蹤給定位移信號，但就跟蹤效果而言，傳統(tǒng)的閥控液壓作動器要優(yōu)于EMA，這也正是目前液壓作動器存在的主要原因。然而，在重量、體積、系統(tǒng)效率和可維護性等方面，EMA有絕對優(yōu)勢。

4結論

采用AMESim圖形化建模方法，建立了基于PRSM的EMA模型，對其在舵回路系統(tǒng)中的動態(tài)特性進行了仿真分析，得出以下結論：

(1) 傳動間隙和摩擦特性是限制系統(tǒng)精度和穩(wěn)定性的重要非線性影響因素。間隙的存在使得系統(tǒng)振蕩不利于快速穩(wěn)定，間隙量越大，系統(tǒng)的階躍響應波動幅值越明顯；PRSM中的摩擦使得系統(tǒng)存在靜態(tài)誤差，可通過力閉環(huán)反饋減小其對系統(tǒng)的影響。

(2) 固定剛度和傳動剛度對EMA動態(tài)階躍特性有不同程度的影響，建議把安裝結構和傳動結構的剛度設計在108N/m的量級；通過對比可知，固定剛度的提高對于系統(tǒng)動態(tài)響應的改善作用更明顯，在結構設計方面應適當優(yōu)先提高固定剛度。

(3) 在給定舵控指令下，機電作動器的仿真位移輸出響應誤差最大為1.8 mm，相對誤差為1.2%，從而反映了模型的有效性。

參 考 文 獻

[ 1 ] Jensen S C, Jenney G D, Dawson D.Flight test experience with an electromechanical actuator on the F-18 systems research aircraft [R]. NASA, 1998.

[ 2 ] DominiqueV D B. The A380 flight control electro-hydrostatic actuators, achievements and lessons learnt[C]//25th International Congress of the Aeronautical Sciences (ICAS), Sep. 5th, 2006.

[ 3 ] Karam W, Mare J C. Modeling and simulation of mechanical transmission in roller-screw electro-mechanical actuators[J]. Aircraft Engineering and Aerospace Technology, 2009, 81(4):288-298.

[ 4 ] Karam W, Mare J C. Force control of a roller-screw electromechanical actuator for dynamic loading of aerospace actuators[C]//Fluid Power and Motion Control Conference, Bath, 2008.

[ 5 ] Mare J C. Dynamic loading systems for ground testing of high speed aerospace actuators[J]. Aircraft Engineering and Aerospace Technology, 2006, 78(4): 275-282.

[ 6 ] Liscou?t J, Budinger M, Mare J C, et al. Modelling approach for the simulation-based preliminary design of power transmissions[J]. Mechanism and Machine Theory, 2011, 46(3): 276-289.

[ 7 ] Habibi S, Roach J, Luecke G. Inner-loop control for electro-mechanical (EMA) flight surface actuation systems[J]. ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, 2008, 130: 051002-1-13.

[ 8 ] 齊海濤, 付永領. 基于AMESim的電動靜液作動器的仿真分析[J]. 機床與液壓, 2007, 35(3): 184-186.

QI Hai-tao, FU Yong-ling. Simulation of electro-hydrostatic actuator based on AMESim[J]. Machine Tool and Hydraulics, 2007, 35(3): 184-186.

[ 9 ] 馬尚君, 劉更, 周建星, 等. 行星滾柱絲杠副運轉過程動態(tài)特性分析[J]. 振動與沖擊, 2013, 32(3): 167-171.

MA Shang-jun, LIU Geng, ZHOU Jian-xing,et al. Dynamic characteristic analysis of a planetary roller screw in operating process[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(3): 167-171.

[10] 周元鈞, 趙運坤, 葛云海. 復合式余度機電作動系統(tǒng)容錯控制與性能分析[J]. 北京航空航天大學學報, 2008, 34(3): 285-289.

ZHOU Yuan-jun, ZHAO Yun-kun, GE Yun-hai. Fault-tolerant control method and characteristic analysis of hydraulic redundant EMA system[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2008, 34(3): 285-289.

[11] 付永領, 齊海濤, 王利劍, 等. 混合作動系統(tǒng)的工作模式研究[J]. 航空學報, 2010, 31(6): 1177-1184.

FU Yong-ling, QI Hai-tao, WANG Li-jian, et al. Research on operating modes in hybrid actuation systems[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2010, 31(6): 1177-1184.

[12] Nordin M, Galic J, Gutman P. Newmodels for backlash and gear play[J]. Int. J. Adapt. Control Signal Process., 1997, 11: 49-63.

[13] 王占林. 液壓伺服控制[M]. 北京: 北京航空學院出版社, 1987.

[14] 齊海濤, 付永領, 祁曉野. 一體化數(shù)字液壓作動系統(tǒng)的建模仿真和控制[J]. 北京航空航天大學學報, 2014, 40(1): 44-47.

QI Hai-tao, FU Yong-ling, QI Xiao-ye. Modelling, simulation and control of integrated digital hydraulic actuation system[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2014, 40(1): 44-47.

Dynamic characteristic analysis for an electro-mechanical actuator based on planetary roller screw mechanism

QIAOGuan,LIUGeng,MAShang-jun,TONGRui-ting,ZHOUYong(Shaanxi Provincial Engineering Laboratory for Transmissions and Controls, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China)

Abstract:Aiming at an electro-mechanical actuator (EMA) in an actuator loop, a model of EMA based on a planetary roller screw mechanism (PRSM) was developed to investigate the effects of nonlinearities associated with structural stiffness, friction and clearance on the dynamic characteristics of the EMA system. Anchorage compliance and transmission compliance related to aerodynamic force were considered. The simulation analysis results with AMESim showed that the improvement of anchorage compliance has a more important influence on the system’s transient response than that of transmission compliance does; the fluctuation of the system’s step response becomes more obvious with a bigger clearance in the PRSM; besides, under a certain input command, the maximum displacement output error of EMA is 1.8mm and the relative error is 1.2%. The nonlinear model was proved to be an effective one which provided a theoretical foundation for the further structural optimization and control of EMA.

Key words:electro-mechanical actuator; planetary roller screw mechanism; dynamic characteristic; structural stiffness; clearance nonlinearity

中圖分類號:TH132.1

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.07.013

通信作者劉更 男，博士,教授，博士生導師，1961年生

收稿日期：2014-11-14修改稿收到日期：2015-04-20

基金項目：中國博士后科學基金(2014M552483)；國家自然科學基金(51275423, 51207129)；教育部高等學校博士學科點專項科研基金(20126102110019)；高等學校學科創(chuàng)新引智計劃(B13044)

第一作者 喬冠 男，博士生，1990年生