徑向環(huán)形編織機(jī)機(jī)電一體化系統(tǒng)建模及控制策略研究

莊培燦，李麒陽，郗欣甫，孫以澤

（東華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，上海 201620）

三維編織技術(shù)發(fā)展于20世紀(jì)70年代。采用該技術(shù)編織的預(yù)制件具有纖維多向取向、整體連續(xù)分布的特點(diǎn)，使得三維編織復(fù)合材料的機(jī)械性能優(yōu)異[1-2]，成為航空、航天領(lǐng)域的重要結(jié)構(gòu)材料[3]，在汽車、船舶、建筑和醫(yī)療等領(lǐng)域也得到廣泛應(yīng)用[4]。編織機(jī)由編織環(huán)和牽引滑臺組成，牽引滑臺主要由永磁同步電機(jī)和滾珠絲杠組成。徑向環(huán)形編織機(jī)的工作原理為：牽引滑臺上的電機(jī)通過滾珠絲杠牽引滑臺，使夾于三爪卡盤上的待編織芯軸朝編織環(huán)軸向進(jìn)給運(yùn)動；與此同時，編織環(huán)上的一組電機(jī)同步驅(qū)動相互嚙合的齒輪轉(zhuǎn)動，使與齒輪相連的撥盤相互轉(zhuǎn)動，從而通過接觸帶動徑向的攜紗器按規(guī)定的8字形軌道運(yùn)動，使得攜紗器上的紗線對著軸向進(jìn)給的芯軸纏繞編織[5]。大型徑向編織機(jī)編織環(huán)上的齒輪、撥盤和攜紗器數(shù)量較多，驅(qū)動功率要求大，須多個電機(jī)同步驅(qū)動才能滿足其不間斷運(yùn)動的需求。編織環(huán)上的多個電機(jī)通過齒輪硬軸連接，從而達(dá)到轉(zhuǎn)速強(qiáng)制同步的目的。然而，齒輪傳動中齒輪嚙合剛度的不同及其制造誤差和齒側(cè)間隙等的存在，易導(dǎo)致各電機(jī)所受負(fù)載力矩不同，從而可能引起個別電機(jī)過早出現(xiàn)超載甚至被燒毀[6]，因此有必要研究編織環(huán)上多個電機(jī)的轉(zhuǎn)矩均衡控制方法。在預(yù)制件編織過程中，為了達(dá)到某個編織指標(biāo)的要求，如使編織角達(dá)到期望值，編織環(huán)上電機(jī)組的轉(zhuǎn)速與滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速須滿足比例關(guān)系[7-8]。編織環(huán)各電機(jī)之間的連接為齒輪硬軸連接，而編織環(huán)電機(jī)組與滑臺電機(jī)之間并無物理連接，是相互獨(dú)立的，只能通過交叉耦合控制使編織環(huán)電機(jī)組的轉(zhuǎn)速與滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速達(dá)到協(xié)同要求。在電機(jī)啟動與加減速階段，既要求編織環(huán)電機(jī)組和滑臺電機(jī)快速達(dá)到各自給定的目標(biāo)轉(zhuǎn)速，又要求兩者的速度滿足協(xié)同關(guān)系，因此跟蹤性能與協(xié)同性能的兼顧是研究的難點(diǎn)。當(dāng)采用傳統(tǒng)的交叉耦合控制方法時，在電機(jī)啟動與加減速階段，跟蹤誤差的補(bǔ)償量較大，在輸出限幅作用下，協(xié)同誤差的補(bǔ)償效果不明顯。然而，相比于編織環(huán)電機(jī)組，滑臺電機(jī)的負(fù)載明顯較小，在快速達(dá)到給定轉(zhuǎn)速的過程中，易出現(xiàn)滑臺電機(jī)轉(zhuǎn)速追蹤過快而使達(dá)到協(xié)同要求的時間變長。因此，研究在電機(jī)啟動與加減速階段的新型控制策略以縮短達(dá)到協(xié)同要求的時間是很有必要的。

目前有關(guān)環(huán)形編織機(jī)的研究主要針對其機(jī)械傳動部分。齒輪傳動系統(tǒng)既受到時變剛度、傳遞誤差和齒側(cè)間隙等內(nèi)部激勵的影響，還受到來自電機(jī)端和負(fù)載端動態(tài)外部激勵的影響，其振動現(xiàn)象較為復(fù)雜，并產(chǎn)生了極大的噪聲和動載荷，因此許多學(xué)者對編織環(huán)的齒輪傳動系統(tǒng)進(jìn)行了研究。如：建立了編織環(huán)多級閉環(huán)齒輪傳動模型[9]；分析了齒輪時變剛度、傳遞誤差、齒側(cè)間隙[10]及接觸溫度、時變摩擦[11]對編織環(huán)齒輪傳動系統(tǒng)非線性動態(tài)特性的影響。目前對編織機(jī)的電氣驅(qū)動部分及其控制策略研究較少。因此，筆者以某大型編織機(jī)為研究對象，分別建立編織環(huán)和牽引滑臺的模型：針對編織環(huán)，建立了由88個齒輪組成的含齒側(cè)間隙的閉環(huán)齒輪組的傳動與4個永磁同步電機(jī)的驅(qū)動相耦合的機(jī)電耦合系統(tǒng)；針對牽引滑臺，建立了電機(jī)驅(qū)動與滾珠絲杠運(yùn)動相耦合的機(jī)電耦合系統(tǒng)。然后，根據(jù)速度協(xié)同要求對編織環(huán)和牽引滑臺模型進(jìn)行耦合，建立編織機(jī)機(jī)電一體化系統(tǒng)模型。在此基礎(chǔ)上，針對編織環(huán)上4個電機(jī)轉(zhuǎn)矩不均衡的問題，提出了轉(zhuǎn)矩均衡控制方法。該方法對主電機(jī)采用速度環(huán)和電流環(huán)雙環(huán)閉合控制，其他3個從電機(jī)只受電流環(huán)控制，主電機(jī)的速度環(huán)輸出同時作為其他3個從電機(jī)電流環(huán)中的q軸電流給定量，以實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)矩均衡控制，既避免個別電機(jī)因過載而燒毀，又保證4個電機(jī)轉(zhuǎn)速同步。針對在傳統(tǒng)的交叉耦合控制下，在電機(jī)啟動與加減速階段編織環(huán)電機(jī)組與滑臺電機(jī)達(dá)到協(xié)同要求所需時間較長的問題，提出了跟蹤性能與協(xié)同性能解耦控制的交叉耦合解耦控制方法，將跟蹤誤差補(bǔ)償量按一定的比例縮小至幅值以下，從而在速度環(huán)輸出限幅的作用下保證協(xié)同誤差補(bǔ)償量不被大幅削弱，縮短達(dá)到協(xié)同要求的時間。最后進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)，來驗(yàn)證上述所提方法的有效性和可靠性。

1 編織環(huán)齒輪閉環(huán)傳動數(shù)學(xué)模型

以某大型徑向編織機(jī)為研究對象。該編織機(jī)編織環(huán)上的4個電機(jī)等間隔分布于88個齒輪之間，驅(qū)動88個齒輪形成閉環(huán)傳動。將編織環(huán)上的4個電機(jī)設(shè)為主機(jī)1、從機(jī)2、從機(jī)3和從機(jī)4，將88個齒輪按順時針方向依次設(shè)為齒輪1、齒輪2、……、齒輪88，其中主機(jī)1通過減速器與齒輪1連接，從機(jī)2通過減速器與齒輪23連接，從機(jī)3通過減速器與齒輪45連接，從機(jī)4通過減速器與齒輪67連接。編織環(huán)上齒輪與電機(jī)的位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 編織環(huán)上齒輪與電機(jī)的位置關(guān)系Fig.1 Position relationship between gear and motor on braided ring

考慮齒輪時變剛度、靜態(tài)傳遞誤差和齒側(cè)間隙，采用集中質(zhì)量法建立齒輪閉環(huán)傳動數(shù)學(xué)模型。齒輪閉環(huán)傳動滿足：

式中：Tg(i-1)，i為齒輪i-1 對齒輪i的力矩；Tg(i+1)，i為齒輪i+1對齒輪i的力矩；Tgri為攜紗器對齒輪i的作用力矩；Jgi為齒輪i的轉(zhuǎn)動慣量；θgi為齒輪i的轉(zhuǎn)角。

式（1）中齒輪89即為齒輪1，且滿足如下的動力學(xué)公式：

式中：j=i-1或j=i+1；Rgj為齒輪j的基圓半徑；Wgi，j為齒輪i與齒輪j的動嚙合力；Cgi，j為齒輪i與齒輪j的嚙合阻尼系數(shù)；Kgi，j為齒輪i與齒輪j的嚙合剛度系數(shù)；ΔKgi，j為齒輪i與齒輪j的嚙合剛度系數(shù)的隨機(jī)擾動量；χgi，j為齒輪i與齒輪j的動態(tài)傳遞誤差；εgi，j為齒輪i與齒輪j的靜態(tài)傳遞誤差；bgi，j為齒輪i與齒輪j的齒半側(cè)間隙；Δbgi，j為齒輪i與齒輪j的齒半側(cè)間隙的隨機(jī)擾動量；φ(χgi，j)為間隙滿足一級剛度間隙模型時所對應(yīng)的間隙函數(shù)。

2 編織環(huán)機(jī)電一體化數(shù)學(xué)模型

2.1 永磁同步電機(jī)有限控制集模型預(yù)測電流控制

永磁同步電機(jī)（permanent magnet synchronous motor，PMSM）具有功率密度高、可靠性好、結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)越性能[12-14]。模型預(yù)測電流控制（model predictive current control，MPCC）是一種根據(jù)受控對象的當(dāng)前狀態(tài)及其數(shù)學(xué)模型預(yù)測受控系統(tǒng)未來狀態(tài)，再通過價值函數(shù)在線尋優(yōu)的控制方法[15]，具有較好的動態(tài)響應(yīng)性能，得到了越來越多學(xué)者的青睞[16]。MPCC通常包含廣義模型預(yù)測電流控制和有限控制集模型預(yù)測電流控制（finite control set model predictive current control，F(xiàn)CS-MPCC）兩大類[17-18]。FCS-MPCC的主要優(yōu)點(diǎn)是控制概念簡單、實(shí)時性強(qiáng)及易于處理多目標(biāo)和非線性約束問題[19-20]。

表貼式永磁同步電機(jī)在兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系（dq坐標(biāo)系）下的定子電流狀態(tài)方程為：

式中：Ls為定子電感；Rs為定子電阻；Ud、Uq分別為d、q軸電壓；id、iq分別為d、q軸電流；ωe為轉(zhuǎn)子電角速度；ψf為永磁體磁鏈。

對式（6）和式（7）離散化，可得預(yù)測的d、q軸電流為：

式中：k為當(dāng)前時刻采樣序號；k+1為下一時刻采樣序號；Ts為采樣周期分別為當(dāng)前時刻的d、q軸電流值分別為下一時刻的d、q軸電流預(yù)測值；分別為當(dāng)前時刻的d、q軸電壓為當(dāng)前時刻的轉(zhuǎn)子電角速度。

該模型采用兩電平電壓源逆變器作為PMSM的驅(qū)動電源。該逆變器共有8種開關(guān)序列，能夠產(chǎn)生8個基本電壓矢量U（ii=0，1，…，7）。各基本電壓矢量與對應(yīng)的開關(guān)[sa，sb，sc]及其在兩相靜止坐標(biāo)系（αβ坐標(biāo)系）下α、β軸分量[Uα，Uβ]的關(guān)系如表1所示。其中：Udc為直流母線電壓；sa、sb、sc表示上半橋臂的開關(guān)狀態(tài)，其值等于0或1，0表示開關(guān)斷開，1表示開關(guān)導(dǎo)通。

表1 基本電壓矢量與開關(guān)序列的對應(yīng)關(guān)系Table 1 Correspondence between basic voltage vector and switching sequence

FCS-MPCC的價值函數(shù)gk選為：

FCS-MPCC的工作原理為：首先，在每個采樣時刻分別遍歷8種開關(guān)序列所產(chǎn)生的8個基本電壓矢量，根據(jù)表1及式（10）計(jì)算出8種開關(guān)序列下的；其次，將代入式（8）、式（9）即電流預(yù)測公式，預(yù)測出8種開關(guān)序列作用下各；最后，通過式（11）確定使價值函數(shù)最小的基本電壓矢量及其對應(yīng)的開關(guān)序列，并將該開關(guān)序列作用于逆變器。

2.2 編織環(huán)機(jī)電一體化與轉(zhuǎn)矩均衡控制

編織機(jī)連續(xù)轉(zhuǎn)動所需的驅(qū)動功率較大，一般采用多個電機(jī)共同驅(qū)動。

模型中編織環(huán)上的4個永磁同步電機(jī)通過齒輪硬軸連接使其轉(zhuǎn)速強(qiáng)制同步。然而，由于編織機(jī)負(fù)載大，且負(fù)載跨距大，再加上齒輪時變剛度和齒側(cè)間隙的存在，即使每個電機(jī)的型號完全相同，也難免會造成各電機(jī)載荷分配不均衡。為了解決該問題，本文采用轉(zhuǎn)矩均衡控制策略，即：主機(jī)1受速度環(huán)和電流環(huán)雙環(huán)閉合控制，其他3個從機(jī)只受電流環(huán)控制。主機(jī)采用的控制策略，速度環(huán)采用比例積分（proportional integral，PI）控制。PI控制器的輸出量即為主機(jī)q軸電流的給定量，同時也作為其他3個從機(jī)的電流環(huán)給定量，電流環(huán)控制采用上文所提的FCSMPCC。編織環(huán)機(jī)電一體化與轉(zhuǎn)矩均衡控制系統(tǒng)框圖如圖2所示。

圖2 編織環(huán)機(jī)電一體化與轉(zhuǎn)矩均衡控制系統(tǒng)框圖Fig.2 Block diagram of mechatronics of braided ring and its torque balance control system

圖2中，PMSM3、PMSM4的控制結(jié)構(gòu)與PMSM2相同，故沒有具體展開。KP1、KI1分別為主電機(jī)PI控制器的比例系數(shù)和積分系數(shù)；r為編織環(huán)電機(jī)減速器的減速比為相應(yīng)齒輪通過減速器傳動后對編織環(huán)4個電機(jī)的負(fù)載力矩為編織環(huán)電機(jī)的驅(qū)動力矩；kτ為電機(jī)轉(zhuǎn)矩系數(shù)；Je為電機(jī)的轉(zhuǎn)動慣量；Be為電機(jī)的黏性阻尼系數(shù)；p為極對數(shù)為電機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械轉(zhuǎn)角為電機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械角速度為電機(jī)轉(zhuǎn)子的三相電流為電機(jī)轉(zhuǎn)子的α、β軸電流；nk為電機(jī)實(shí)際轉(zhuǎn)速；n*k為轉(zhuǎn)速給定量。

表貼式永磁同步電機(jī)在dq坐標(biāo)系下的電磁力矩方程為：

dq坐標(biāo)系下永磁同步電機(jī)的運(yùn)動方程為：

3 編織機(jī)機(jī)電一體化與解耦控制

3.1 編織機(jī)機(jī)電一體化與傳統(tǒng)交叉耦合控制

編織環(huán)電機(jī)轉(zhuǎn)速與滑臺電機(jī)轉(zhuǎn)速須滿足比例關(guān)系，因此將編織環(huán)4個電機(jī)視為一個整體，編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)采用交叉耦合控制。其傳統(tǒng)交叉耦合控制系統(tǒng)框圖如圖3所示。

圖3 編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)傳統(tǒng)交叉耦合控制系統(tǒng)框圖Fig.3 Block diagram of traditional cross coupling control system for braided ring main motor and sliding table motor

在編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)的傳統(tǒng)交叉耦合控制中，ek由ek1和ek5組成，作為PI控制器的輸入量，其中：

3.2 編織機(jī)機(jī)電一體化與交叉耦合解耦控制

基于傳統(tǒng)交叉耦合控制策略，筆者提出一種跟蹤誤差補(bǔ)償量與協(xié)同誤差補(bǔ)償量解耦控制策略，即將跟蹤誤差和協(xié)同誤差解耦出來，分別作為PI控制器的給定量，控制器輸出的跟蹤誤差補(bǔ)償量與協(xié)同誤差補(bǔ)償量不直接耦合，而是通過跟蹤誤差補(bǔ)償量限幅修正器將跟蹤誤差補(bǔ)償量按一定比例縮小至限幅值iqmax以下再耦合。交叉耦合解耦控制系統(tǒng)框圖如圖4所示。

圖4 編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)交叉耦合解耦控制系統(tǒng)框圖Fig.4 Block diagram of cross coupling decoupling control system for braided ring main motor and sliding table motor

跟蹤誤差補(bǔ)償量限幅修正器修正如下：

相比編織環(huán)主電機(jī)，滑臺電機(jī)所受負(fù)載較小，加速度較大，轉(zhuǎn)速大于相應(yīng)的協(xié)同轉(zhuǎn)速，須在協(xié)同誤差補(bǔ)償量的作用下使最終FCS-MPCC的q軸電流給定量小于跟蹤誤差補(bǔ)償量。在電機(jī)啟動階段，由于實(shí)際轉(zhuǎn)速與給定轉(zhuǎn)速相差很大，跟蹤誤差補(bǔ)償量會超出限幅值。傳統(tǒng)交叉耦合控制中直接將跟蹤誤差補(bǔ)償量與協(xié)同誤差補(bǔ)償量相減作為q軸電流給定量，該給定量仍大于限幅值，此時在輸出限幅的作用下，協(xié)同誤差補(bǔ)償失效，系統(tǒng)協(xié)同性能較差。采用所提出的交叉耦合解耦控制，能夠有效解決該問題，縮短系統(tǒng)達(dá)到協(xié)同要求的時間。電機(jī)啟動階段在傳統(tǒng)交叉耦合控制和交叉耦合解耦控制下電流輸出量的對比如圖5所示。

圖5 電機(jī)啟動階段在傳統(tǒng)交叉耦合控制與交叉耦合解耦控制下電流輸出量的對比Fig.5 Comparison of current output under traditional cross coupling control and cross coupling decoupling control during motor starting

由圖5可知：在電機(jī)啟動階段，對于轉(zhuǎn)速大于相應(yīng)協(xié)同轉(zhuǎn)速的滑臺電機(jī)，在傳統(tǒng)交叉耦合控制下最終以作為FCS-MPCC的q軸電流給定量，協(xié)同誤差補(bǔ)償失效；在交叉耦合解耦控制下最終以作為FCS-MPCC的q軸電流給定量，確保協(xié)同誤差補(bǔ)償不失效。對于轉(zhuǎn)速小于相應(yīng)協(xié)同轉(zhuǎn)速的編織環(huán)主電機(jī)，2種控制方法的作用相同。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所提出控制方法的有效性和可靠性，進(jìn)行了現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中編織環(huán)電機(jī)與滑臺電機(jī)的型號相同，其具體參數(shù)為：Udc=220 V，Ls=5.235 mH，Rs=0.958 Ω，Je=0.001 2kg?m2，p=4 對，ψf=0.192 Wb。徑向環(huán)形編織機(jī)如圖6所示，其伺服控制系統(tǒng)如圖7所示。

圖6 徑向環(huán)形編織機(jī)Fig.6 Radial ring braiding machine

圖7 徑向環(huán)形編織機(jī)的伺服控制系統(tǒng)Fig.7 Servo control system of radial ring braiding machine

4.1 編織環(huán)電機(jī)并行控制與轉(zhuǎn)矩均衡控制的對比

在并行控制和轉(zhuǎn)矩均衡控制兩種控制方式下控制器參數(shù)設(shè)置相同，速度環(huán)采樣頻率為1 kHz，電流環(huán)采樣頻率為 10 kHz，KP=0.586，KI=23，積分限幅值設(shè)置為6 A，輸出限幅值設(shè)置為10 A，給定轉(zhuǎn)速n*=1 000 r/min。在2種控制方式下編織機(jī)電機(jī)啟動后第60秒至第61秒內(nèi)電機(jī)轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩如圖8和圖9所示。

圖8 編織機(jī)電機(jī)的轉(zhuǎn)速Fig.8 Speed of braiding machine motor

圖9 編織機(jī)電機(jī)的轉(zhuǎn)矩Fig.9 Torque of braiding machine motor

由圖8可知，在2種控制方法下編織環(huán)4個電機(jī)的轉(zhuǎn)速均達(dá)到了協(xié)同要求，差別不明顯。由圖9可知，與轉(zhuǎn)矩均衡控制方法相比，在并行控制下編織環(huán)4個電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩差別較大，最大輸出轉(zhuǎn)矩與最小輸出轉(zhuǎn)矩相差達(dá)2N?m，因此在重載下容易導(dǎo)致輸出轉(zhuǎn)矩較大的電機(jī)過載甚至被燒毀。

4.2 傳統(tǒng)交叉耦合控制與交叉耦合解耦控制的對比

設(shè)置編制環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)同時啟動，編制環(huán)主電機(jī)給定轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，滑臺電機(jī)給定轉(zhuǎn)速為500 r/min；經(jīng)過0.5 s后，主電機(jī)給定轉(zhuǎn)速為200 r/min，滑臺電機(jī)給定轉(zhuǎn)速為100 r/min；速度協(xié)同關(guān)系為比例關(guān)系。在傳統(tǒng)交叉耦合控制和交叉耦合解耦控制兩種控制方式下控制器參數(shù)設(shè)置均相同，C=15，其他參數(shù)設(shè)置與上個實(shí)驗(yàn)相同。在2種控制方法下編織環(huán)主電機(jī)及滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速和實(shí)際轉(zhuǎn)速比p15如圖10和圖11所示。

圖10 編織環(huán)主電機(jī)及滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速Fig.10 Speed of braiding machine main motor and sliding table motor

圖11 編織環(huán)主電機(jī)及滑臺電機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)速比Fig.11 Actual speed ratio of braiding machine main motor and sliding table motor

由圖10和圖11可知：在電機(jī)啟動階段，在傳統(tǒng)交叉耦合控制下，剛開始時滑臺電機(jī)轉(zhuǎn)速過大，與編織環(huán)主電機(jī)的轉(zhuǎn)速基本相同，實(shí)際轉(zhuǎn)速比p15與實(shí)驗(yàn)設(shè)置的比例系數(shù)偏差較大，在2個電機(jī)均達(dá)到給定轉(zhuǎn)速后p15才滿足協(xié)同要求，其達(dá)到協(xié)同要求的時間為0.125 s；在交叉耦合解耦控制下，2個電機(jī)的轉(zhuǎn)速比一開始已接近，其達(dá)到協(xié)同要求的時間為0.02 s，相比傳統(tǒng)交叉耦合控制縮短了84% 的時間。在減速階段，在傳統(tǒng)交叉耦合控制下p15會發(fā)生突變，最后趨于給定比例；而在交叉耦合解耦控制下p15無突變。證明了在交叉耦合解耦控制下在電機(jī)啟動與加減速階段編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速達(dá)到協(xié)同要求的時間可以大幅度縮短。

5 結(jié)論

本文建立了徑向環(huán)形編織機(jī)機(jī)電一體化系統(tǒng)模型，在此基礎(chǔ)上提出了轉(zhuǎn)矩均衡控制策略和交叉耦合解耦控制策略，并進(jìn)行現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)以驗(yàn)證所提控制策略的有效性性和可靠性，得出以下結(jié)論：

1）在齒輪時變剛度、齒側(cè)間隙等不確定因素影響下，電機(jī)所受的負(fù)載力矩不均，采用所提出的轉(zhuǎn)矩均衡控制策略能夠保證4個電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩接近，有效避免了個別電機(jī)過載甚至被燒毀。

2）提出了交叉耦合解耦控制策略，利用跟蹤誤差補(bǔ)償量限幅修正器按一定比例將跟蹤誤差補(bǔ)償量縮小至輸出限幅值以下，保證協(xié)同誤差補(bǔ)償在輸出限幅作用下不失效。在電機(jī)啟動階段編織環(huán)主電機(jī)與滑臺電機(jī)的轉(zhuǎn)速達(dá)到協(xié)同要求的時間縮短了84% ，并且在加減速階段電機(jī)實(shí)際轉(zhuǎn)速比無突變。

3）根據(jù)所設(shè)計(jì)的控制策略，設(shè)計(jì)了編織機(jī)的伺服控制系統(tǒng)。將其應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中，以提高織物的編織質(zhì)量。