牟恩旭，馬振群，馮 斌，任建功

（西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，710049，西安）

摩擦是一種廣泛存在于機(jī)械動靜接觸面之間的自然現(xiàn)象［1］。當(dāng)數(shù)控機(jī)床運(yùn)行至換向處時，摩擦力矩方向突變所產(chǎn)生的非線性干擾會使控制系統(tǒng)產(chǎn)生較大的運(yùn)動誤差［2］。為提高數(shù)控機(jī)床的運(yùn)動精度，許多學(xué)者針對數(shù)控機(jī)床伺服進(jìn)給系統(tǒng)摩擦誤差補(bǔ)償開展了研究工作。目前的補(bǔ)償方法可以分為基于摩擦模型的補(bǔ)償和基于前饋脈沖的補(bǔ)償。前者主要對伺服進(jìn)給系統(tǒng)在運(yùn)動過程中的摩擦力矩進(jìn)行建模，并根據(jù)摩擦模型在電流環(huán)施加補(bǔ)償力矩實(shí)現(xiàn)補(bǔ)償。在摩擦模型的研究中比較著名的有Stribeck模型、Dahl模型及LuGre模型等［3-4］。上述模型從不同角度對動靜接觸面之間的摩擦特性進(jìn)行了描述，但由于影響數(shù)控機(jī)床伺服進(jìn)給系統(tǒng)摩擦特性的因素眾多，如溫度、接觸面潤滑情況、接觸面表面質(zhì)量等因素的變化均會改變動靜接觸面間的摩擦特性［5］，仍難以獲得準(zhǔn)確的摩擦模型。此外，由于大部分摩擦模型表達(dá)式復(fù)雜以及受到系統(tǒng)開放性的限制，電流環(huán)直接補(bǔ)償?shù)姆绞皆趯?shí)際數(shù)控系統(tǒng)中難以實(shí)現(xiàn)，因此在工程應(yīng)用中多采用基于前饋脈沖的補(bǔ)償方法。

基于前饋脈沖補(bǔ)償方法的補(bǔ)償原理為在伺服進(jìn)給系統(tǒng)運(yùn)動至換向位置時，在控制環(huán)路中加入補(bǔ)償脈沖，以抵消摩擦對運(yùn)動的影響［6］。由于在控制器電流環(huán)施加補(bǔ)償脈沖易對伺服進(jìn)給系統(tǒng)產(chǎn)生沖擊，且受到數(shù)控系統(tǒng)開放性限制，因此多將補(bǔ)償脈沖施加于位置環(huán)或速度環(huán)。目前，商用數(shù)控系統(tǒng)中主要依靠人工經(jīng)驗(yàn)調(diào)整補(bǔ)償脈沖參數(shù)，確定合理的補(bǔ)償參數(shù)較為困難。為實(shí)現(xiàn)摩擦誤差補(bǔ)償?shù)淖詣踊c智能化，Tung等提出通過重復(fù)控制器獲得補(bǔ)償脈沖參數(shù)的方法［7］，但因其需要改變控制器結(jié)構(gòu)，具有在數(shù)控系統(tǒng)中可行性不強(qiáng)的缺點(diǎn)；陳光勝等提出了一種雙脈沖補(bǔ)償方法，并給出了補(bǔ)償脈沖參數(shù)計(jì)算方法［8］，但其為快速推動工作臺運(yùn)動使用了矩形脈沖，具有易對工作臺產(chǎn)生沖擊的缺點(diǎn)；馮斌等通過對摩擦補(bǔ)償參數(shù)進(jìn)行在線學(xué)習(xí)，獲得了摩擦補(bǔ)償脈沖參數(shù)［9］，但由于未能充分利用伺服進(jìn)給系統(tǒng)換向處特性，存在尋優(yōu)范圍大，學(xué)習(xí)時間長等不足。

本文對伺服進(jìn)給系統(tǒng)換向處動態(tài)特性進(jìn)行了分析，并根據(jù)補(bǔ)償脈沖對伺服進(jìn)給系統(tǒng)運(yùn)動狀態(tài)的影響，確定了合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)的準(zhǔn)則?；谠摐?zhǔn)則，提出了一種確定三角形摩擦誤差補(bǔ)償脈沖參數(shù)的方法，并在自主開發(fā)的開放式數(shù)控系統(tǒng)平臺上進(jìn)行了摩擦誤差補(bǔ)償實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，本文方法能夠有效地減小伺服進(jìn)給系統(tǒng)換向處誤差，證明了本文方法的有效性及可行性。

1 換向處動態(tài)特性分析

為分析伺服進(jìn)給系統(tǒng)換向處的動態(tài)特性，在搭建的開放式數(shù)控系統(tǒng)平臺上進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)。該平臺由高性能伺服電機(jī)、驅(qū)動器及開放式數(shù)控系統(tǒng)組成，并采用高分辨力光柵尺進(jìn)行全閉環(huán)運(yùn)動控制，其機(jī)械部分為基于立式銑床改造的X-Y精密工作臺。該精密工作臺作為典型伺服進(jìn)給系統(tǒng)，其在換向處的摩擦特性主要表現(xiàn)為在工作臺運(yùn)動換向時，摩擦力矩方向發(fā)生突變［3］。圖1顯示了在未補(bǔ)償條件下，在開放式數(shù)控系統(tǒng)平臺上運(yùn)行半徑為25mm、進(jìn)給速度為1m／min的圓軌跡時，工作臺X軸位置誤差、實(shí)際速度及力矩電壓指令信號的變化情況。

由圖1可知，在到達(dá)換向時刻ta前，工作臺位置誤差、實(shí)際速度及力矩電壓指令處于正常狀態(tài)。在ta時刻后，工作臺實(shí)際速度為0，進(jìn)入停駐狀態(tài)。此后，工作臺位置誤差開始逐漸增加，由于誤差的不斷累積，力矩電壓指令不斷增大。當(dāng)力矩電壓指令所產(chǎn)生的力矩大于能使工作臺運(yùn)動的分離力矩Tb時，工作臺開始運(yùn)動，將此時的力矩電壓指令值稱為分離電壓Vb，將該時刻稱為分離時刻tb。當(dāng)工作臺開始運(yùn)動后，由于實(shí)際運(yùn)動速度小于指令速度，位置誤差繼續(xù)增大，力矩電壓指令也隨之增大，工作臺加速運(yùn)行。當(dāng)?shù)竭_(dá)tp時刻時，工作臺實(shí)際速度等于指令速度，此時位置誤差達(dá)到峰值。之后，伺服控制系統(tǒng)為減小位置誤差不斷進(jìn)行調(diào)整，造成力矩電壓指令及實(shí)際速度出現(xiàn)波動，位置誤差逐漸減小。在時刻tc時，位置誤差值恢復(fù)至正常運(yùn)行范圍，伺服控制系統(tǒng)完成對換向處摩擦影響的調(diào)整。

2 摩擦誤差補(bǔ)償原理及補(bǔ)償狀態(tài)分析

為確定合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)，本節(jié)將結(jié)合運(yùn)動控制模型，分析補(bǔ)償脈沖對工作臺動態(tài)特性造成的影響。

2.1 摩擦誤差補(bǔ)償原理

圖2為數(shù)控機(jī)床控制中常見的控制器結(jié)構(gòu)，其采用三環(huán)PID控制方法，位置環(huán)為P控制器，速度環(huán)為PI控制器。其中位置環(huán)比例增益為Kpp，速度環(huán)比例增益為Kvp，速度環(huán)積分增益為Kvi，系統(tǒng)的電流環(huán)由于帶寬較高，可等效為比例環(huán)節(jié)，其比例系數(shù)為?？紤]到速度環(huán)響應(yīng)速度較位置環(huán)高，本文將補(bǔ)償脈沖施加于速度環(huán)處，即圖2中A位置。

圖2 伺服進(jìn)給系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)

相比于矩形脈沖，三角形補(bǔ)償脈沖能夠減小對系統(tǒng)的沖擊且補(bǔ)償效果更好，本文采用三角形補(bǔ)償脈沖對摩擦誤差進(jìn)行補(bǔ)償。三角形補(bǔ)償脈沖示意圖如圖3所示，其中Pmax為脈沖峰值，t1與t2分別為補(bǔ)償時間參數(shù)1與補(bǔ)償時間參數(shù)2，圖中的橫軸起點(diǎn)為工作臺到達(dá)換向點(diǎn)時刻。為表述方便，在分析脈沖形態(tài)時以該時刻為零時刻點(diǎn)。

圖3 三角形補(bǔ)償脈沖形態(tài)示意圖

由圖3可知，三角形補(bǔ)償脈沖的形態(tài)函數(shù)fvc（t）表達(dá)式為

由速度環(huán)加入的補(bǔ)償脈沖，經(jīng)速度控制器轉(zhuǎn)變?yōu)榱仉妷褐噶?，其函?shù)表達(dá)式為

對式（3）求導(dǎo)，可得

由式（4）可知，對于圖3中的三角形脈沖，由于Kvp、Kvi、Pmax、t1各項(xiàng)均為正值，fval（t）在t∈［0，t1）上單調(diào)遞增。當(dāng)t∈（t1，t2］時，由于

圖4 函數(shù)fval（t）的示意圖

通過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，無論脈沖參數(shù)Pmax、t1和t2如何取值，其所產(chǎn)生的力矩指令電壓都會有一個先增后減的變化過程。下文將結(jié)合實(shí)驗(yàn)說明不同參數(shù)下的補(bǔ)償脈沖對補(bǔ)償效果產(chǎn)生的影響。

2.2 不同參數(shù)補(bǔ)償脈沖作用下?lián)Q向處特性分析

為便于分析及敘述，本文依據(jù)工作臺在換向處位置誤差形態(tài)，將工作臺在不同補(bǔ)償脈沖作用下的補(bǔ)償狀態(tài)分為3類。將補(bǔ)償后位置誤差絕對值在一較小范圍內(nèi)的情況稱為理想補(bǔ)償。若位置誤差超出該范圍，且其尖峰方向同未補(bǔ)償時方向相同，則稱為欠補(bǔ)償。在欠補(bǔ)償狀態(tài)下，若位置誤差出現(xiàn)兩個尖峰，本文稱其為欠補(bǔ)償A狀態(tài)，而對于位置誤差只有一個尖峰的情況，則稱之為欠補(bǔ)償B狀態(tài)，如圖5a所示。若位置誤差超出該范圍，但其尖峰方向與未補(bǔ)償時相反，則稱為過補(bǔ)償。在過補(bǔ)償條件下，同樣會出現(xiàn)位置誤差呈現(xiàn)雙尖峰的情況，與欠補(bǔ)償A狀態(tài)下不同，此時兩個位置誤差尖峰的方向相反。本文將過補(bǔ)償狀態(tài)下位置誤差出現(xiàn)兩個尖峰的情況定義為過補(bǔ)償A狀態(tài)，而將過補(bǔ)償狀態(tài)下位置誤差只有一個尖峰的情況定義為過補(bǔ)償B狀態(tài)，如圖5b所示。

圖5 補(bǔ)償狀態(tài)示意圖

本文采集了工作臺X軸在進(jìn)給速度為1m／min、半徑為25mm時，換向處的位置誤差、實(shí)際速度及力矩電壓指令信息。通過對以上信息進(jìn)行對比，分析了不同參數(shù)補(bǔ)償脈沖作用下工作臺在換向處的動態(tài)特性。

通過觀察圖6可知，在理想補(bǔ)償狀態(tài)下，工作臺位置誤差無尖峰存在，力矩電壓指令以較快的速度上升，然后趨于平緩，工作臺實(shí)際速度均勻增加。這說明在補(bǔ)償脈沖的作用下，工作臺處于停駐狀態(tài)的時間較短，且速度上升平穩(wěn)。

圖6同時顯示了工作臺的兩種欠補(bǔ)償狀態(tài)。從圖6a可以看出，在欠補(bǔ)償A狀態(tài)下，工作臺位置誤差出現(xiàn)兩個尖峰。綜合圖6b的實(shí)際速度信號可以發(fā)現(xiàn)，在此狀態(tài)下，由于補(bǔ)償脈沖的作用，工作臺在到達(dá)換向點(diǎn)后很快脫離了停駐狀態(tài)。當(dāng)在脫離停駐狀態(tài)一段時間后，其實(shí)際速度再次為0，工作臺再次進(jìn)入停駐狀態(tài)。通過觀察圖6c的力矩電壓指令信號可以發(fā)現(xiàn)，由于補(bǔ)償脈沖參數(shù)設(shè)置不合理，補(bǔ)償脈沖產(chǎn)生的力矩電壓指令在上升后，出現(xiàn)了較為明顯的下降。當(dāng)力矩電壓指令所產(chǎn)生的力矩小于摩擦力矩時，工作臺再次發(fā)生停駐。此后，由于誤差的累積，力矩電壓指令再次增大，工作臺在經(jīng)歷了一段時間的停駐后再次開始運(yùn)動。在此過程中，工作臺經(jīng)歷了停駐-運(yùn)動-停駐-運(yùn)動的過程，造成了位置誤差曲線中的兩個誤差尖峰。

在欠補(bǔ)償B狀態(tài)下，通過觀察實(shí)際速度曲線可以發(fā)現(xiàn)，同無補(bǔ)償狀態(tài)一樣，工作臺經(jīng)歷了停駐-運(yùn)動的過程。但是，在補(bǔ)償脈沖作用下，力矩電壓指令變化較無補(bǔ)償狀態(tài)下快，而較理想補(bǔ)償狀態(tài)下慢，因此其對換向誤差的補(bǔ)償作用不及使工作臺處于理想補(bǔ)償狀態(tài)下的補(bǔ)償脈沖。相比于欠補(bǔ)償A狀態(tài)，力矩電壓指令下降不明顯，其所產(chǎn)生的力矩能夠維持工作臺持續(xù)運(yùn)動，未使工作臺出現(xiàn)再次進(jìn)入停駐狀態(tài)的情況。

圖6 欠補(bǔ)償狀態(tài)下工作臺運(yùn)動信息對比

圖7 顯示了工作臺在過補(bǔ)償A狀態(tài)下的動態(tài)特性。通過觀察其實(shí)際速度曲線可以發(fā)現(xiàn)，工作臺如在欠補(bǔ)償A狀態(tài)下一樣經(jīng)歷了停駐-運(yùn)動-停駐-運(yùn)動的過程，其原因與前述相同，這里不再贅述。同樣，對于過補(bǔ)償B狀態(tài)，工作臺如在欠補(bǔ)償B狀態(tài)下一樣經(jīng)歷了停駐-運(yùn)動的過程。但是，由于在過補(bǔ)償狀態(tài)下，補(bǔ)償脈沖幅值大且變化快，引起力矩電壓指令在開始階段急劇增大，使實(shí)際運(yùn)動速度大于指令速度，從而形成了與欠補(bǔ)償情況下方向相反的位置誤差，產(chǎn)生了所謂的“過切”現(xiàn)象。過切現(xiàn)象會導(dǎo)致所加工工件產(chǎn)生無法彌補(bǔ)的后果，且會使刀具加速磨損乃至直接損壞［11］，因此在實(shí)際補(bǔ)償中應(yīng)盡量避免發(fā)生過補(bǔ)償現(xiàn)象。

圖7 過補(bǔ)償狀態(tài)下工作臺運(yùn)動信息對比

3 三角形補(bǔ)償脈沖參數(shù)的確定

3.1 合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)

（1）在補(bǔ)償開始階段，補(bǔ)償脈沖應(yīng)使力矩電壓指令以適當(dāng)?shù)乃俾噬仙⑦_(dá)到分離電壓Vb，從而使工作臺脫離停駐狀態(tài)，即

式中：Va為換向點(diǎn)處力矩電壓指令值；ts為加入補(bǔ)償脈沖后的分離時刻。

（2）在補(bǔ)償結(jié)束的t2時刻，補(bǔ)償脈沖所產(chǎn)生力矩電壓指令終值fval（t2）應(yīng)使工作臺的驅(qū)動力矩至少等于其阻力矩，以保證工作臺不會再次進(jìn)入停駐狀態(tài)。同時，為了不使t2時刻實(shí)際運(yùn)動速度超過速度指令，令t2時刻工作臺力矩電壓指令等于無補(bǔ)償時系統(tǒng)調(diào)整結(jié)束tc時刻的力矩電壓指令Vc，即

3.2 合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)計(jì)算方法

在數(shù)控系統(tǒng)中，計(jì)算合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)所需信息，可通過以下方法獲取。

（1）在未補(bǔ)償條件下，使工作臺以特定軌跡運(yùn)行，獲得工作臺在無補(bǔ)償條件下?lián)Q向處的位置反饋曲線、位置誤差曲線及力矩電壓指令曲線。對位置反饋曲線進(jìn)行差分及平滑處理，獲得實(shí)際速度曲線。通過實(shí)際速度曲線確定換向時刻ta、未補(bǔ)償時分離時刻tb，通過位置誤差曲線確定調(diào)整完成時刻tc。在力矩電壓指令曲線上讀出ta、tb、tc時刻對應(yīng)的力矩電壓指令Va、Vb、Vc。

（2）為使工作臺能較快脫離停駐狀態(tài)，將ts取值為

（3）根據(jù)上文所總結(jié)的合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)來確定準(zhǔn)則，聯(lián)立式（3）、式（6）與式（7），可得

為使補(bǔ)償脈沖所產(chǎn)生力矩電壓指令盡量平緩，避免引起系統(tǒng)振蕩，應(yīng)使t2的取值盡量大，這里根據(jù)無補(bǔ)償情況下的穩(wěn)定時間確定t2

由于在實(shí)際中，工作臺在各位置的摩擦特性不盡相同，因此在一處獲得的合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)未必能適用于全行程。為避免在個別位置出現(xiàn)過補(bǔ)償現(xiàn)象，實(shí)際中應(yīng)選用的補(bǔ)償參數(shù)可根據(jù)補(bǔ)償效果進(jìn)行調(diào)整，可將實(shí)際選用的補(bǔ)償脈沖峰值定為

式中：δ為調(diào)整系數(shù)，取值為［0.8，1］。

4 驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證本文所提出方法的有效性，在開發(fā)的開放式數(shù)控系統(tǒng)平臺上進(jìn)行摩擦誤差補(bǔ)償實(shí)驗(yàn)。

控制精密工作臺X軸先后以進(jìn)給速度F為1m／min和3m／min、運(yùn)行幅值為25cm的正弦軌跡，根據(jù)上文介紹方法采集所需要的相關(guān)參數(shù)。在一個運(yùn)動周期中，工作臺經(jīng)歷兩個換向點(diǎn)，這里將力矩電壓信號由負(fù)變?yōu)檎姆较蛴洖镃向，反之記為D向。由于機(jī)械結(jié)構(gòu)存在裝配水平度差等缺陷，C向與D向的摩擦特性存在較明顯的差異。為了方便記述，將ta時刻記為0，各參數(shù)實(shí)測值如表1所示。

表1 無補(bǔ)償狀態(tài)下實(shí)測參數(shù)值

實(shí)際控制器Kvp為0.06，Kvi為5，取δ為1。將表1中的數(shù)據(jù)代入式（8）～式（12），計(jì)算得到在不同速度下補(bǔ)償脈沖所應(yīng)選取的參數(shù)，見表2。

表2 摩擦誤差補(bǔ)償脈沖參數(shù)計(jì)算值

將設(shè)置好的補(bǔ)償脈沖施加至圖2所示A位置，在1m／min和3m／min進(jìn)給速度下驗(yàn)證補(bǔ)償效果，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。為了對實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行量化分析，對從換向時刻開始的監(jiān)測時間tM內(nèi)的跟隨誤差進(jìn)行監(jiān)測，并采用絕對誤差尖峰及絕對誤差平均值對補(bǔ)償效果進(jìn)行綜合評價(jià)。tM值根據(jù)各工況換向過程所需的時間進(jìn)行設(shè)定，這里tM取為150ms。表3中列出了不同進(jìn)給速度下補(bǔ)償前后監(jiān)測時間tM內(nèi)絕對誤差最大值P及其平均值M 的數(shù)值。綜合圖8及表3可以發(fā)現(xiàn)，本文方法在不同工況下均能有效減小工作臺換向處誤差，獲得較理想的補(bǔ)償效果。

圖8 摩擦誤差補(bǔ)償效果對比

表3 摩擦誤差補(bǔ)償效果綜合評價(jià)表

5 結(jié) 論

（1）針對工業(yè)實(shí)際中難以確定數(shù)控機(jī)床摩擦誤差補(bǔ)償脈沖參數(shù)的問題，本文提出了一種基于數(shù)控機(jī)床換向特性分析的摩擦誤差補(bǔ)償方法。該方法通過獲得工作臺在無補(bǔ)償狀態(tài)下的相關(guān)信息，根據(jù)所提出的合理脈沖參數(shù)確定準(zhǔn)則及計(jì)算公式對三角形補(bǔ)償脈沖的參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。由于充分利用了伺服進(jìn)給系統(tǒng)換向處的特性，實(shí)現(xiàn)了對補(bǔ)償脈沖參數(shù)的直接計(jì)算，大幅提高了調(diào)試效率。

（2）分析了伺服進(jìn)給系統(tǒng)在換向處的動態(tài)特性。結(jié)合實(shí)際補(bǔ)償實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及對補(bǔ)償脈沖形態(tài)的推導(dǎo)，分析了補(bǔ)償脈沖對工作臺換向處動態(tài)特性的影響。根據(jù)分析結(jié)果，總結(jié)了合理補(bǔ)償脈沖參數(shù)以確定準(zhǔn)則。

（3）在X-Y精密工作臺的X軸上以不同進(jìn)給速度進(jìn)行了摩擦誤差補(bǔ)償實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該方法在不同工況下均能有效減小換向處絕對誤差尖峰值及絕對誤差均值，其對換向處誤差尖峰值的抑制達(dá)到70%以上，對換向處誤差平均值的抑制達(dá)到50%以上，驗(yàn)證了該方法的可行性及有效性。

［1］ OLSSON H，?STR?M K J，DE WIT C C， et al.Friction models and friction compensation ［J］.European Journal of Control，1998，4（3）：176-195.

［2］ EUN-CHAN P，HYUK L，CHONG-HO C.Position control of X-Y table at velocity reversal using presliding friction characteristics ［J］.IEEE Transactions on Control Systems Technology，2003，11（1）：24-31.

［3］ ARMSTRONG-HéLOUVRY B， DUPONT P，DE WIT C C.A survey of models，analysis tools and compensation methods for the control of machines with friction［J］.Automatica，1994，30（7）：1083-1138.

［4］ SYH-SHIUH Y，HSIN-CHUN S.Development of friction identification methods for feed drives of CNC machine tools［J］.International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2011，52（1／2／3／4）：263-278.

［5］ HSIEH C，PAN Y C.Dynamic behavior and modelling of the pre-sliding static friction［J］.Wear，2000，242（1／2）：1-17.

［6］ MEI X S，TSUTSUMI M，TAO T，et al.Study on the compensation of error by stick-slip for highprecision table ［J］.International Journal of Machine Tools ＆ Manufacture，2004，44（5）：503-510.

［7］ TUNG E D，ANWAR G，TOMIZUKA M.Low-velocity friction compensation and feedforward solution based on repetitive control［J］.ASME Journal of Dynamic Systems Measurement and Control，1993，115（2A）：279-284.

［8］ 陳光勝，梅雪松，陶濤.X-Y工作臺摩擦誤差補(bǔ)償方法的研究 ［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，45（1）：69-73.

CHEN Guangsheng，MEI Xuesong，TAO Tao.Compensation of friction error for X-Ytable［J］.Journal of Xi’an Jiaotong University，2011，45（1）：69-73.

［9］ 馮斌，梅雪松，楊軍，等.數(shù)控機(jī)床摩擦誤差自適應(yīng)補(bǔ)償方法研究 ［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，47（11）：65-69.

FENG Bin， MEI Xuesong， YANG Jun，et al.Adaptive compensation of friction error for numerical control machine tool［J］.Journal of Xi’an Jiaotong University，2013，47（11）：65-69.

［10］KIM M S，CHUNG S C.Integrated design methodology of ball-screw driven servomechanisms with discrete controllers：part I modelling and performance analysis［J］.Mechatronics，2006，16（8）：491-502.

［11］ELLIS G.Control system design guide［M］.San Diego，USA：Elsevier Academic Press，2004：51-52.

［本刊相關(guān)文獻(xiàn)鏈接］

馮斌，梅雪松，楊軍，等.數(shù)控機(jī)床摩擦誤差自適應(yīng)補(bǔ)償方法研究.2013，47（11）：65-69.［doi：10.7652／xjtuxb201311012］

李學(xué)偉，趙萬華，盧秉恒.軌跡誤差建模的多軸聯(lián)動機(jī)床輪廓誤 差 補(bǔ) 償 技 術(shù).2012，46（3）：47-52.［doi：10.7652／xjtuxb 201203009］

馬曉龍，陳貴燦.固定位寬乘法器的量化誤差補(bǔ)償方法及電路實(shí) 現(xiàn).2011，45（12）：75-81.［doi：10.7652／xjtuxb201112 014］

陳光勝，梅雪松，陶濤.X-Y工作臺摩擦誤差補(bǔ)償方法的研究.2011，45（1）：69-73.［doi：10.7652／xjtuxb201101014］

周玉清，陶濤，梅雪松，等.旋轉(zhuǎn)軸與平移軸聯(lián)動誤差的快速測量及溯源.2010，44（5）：80-84.［doi：10.7652／xjtuxb201005 017］

李彪，劉新正，李黎川.具有低通濾波的改進(jìn)電壓型磁鏈觀測器.2009，43（12）：91-95.［doi：10.7652／xjtuxb200912019］

韋進(jìn)文，郭俊杰.坐標(biāo)測量機(jī)動力學(xué)剛度估計(jì)與加速度誤差補(bǔ)償.2009，43（1）：47-51.［doi：10.7652／xjtuxb200901011］

丁建軍，蔣莊德，李兵，等.線結(jié)構(gòu)光掃描測頭誤差分析與補(bǔ)償方法.2008，42（3）：286-290.［doi：10.7652／xjtuxb200803 007］

劉保華，李兵，崔希君，等.一種多線結(jié)構(gòu)光測頭的誤差補(bǔ)償方法.2007，41（1）：50-54.［doi：10.7652／xjtuxb200701012］