胡嘉鑫，薛牧遙，楊敬賢，童 悅，鄒 杰，鄭 慶，任軍學(xué)

（1.北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100191；2.上海航天動(dòng)力技術(shù)研究所，上海 200125）

0 引言

柔性噴管主要由活動(dòng)體、固定體、柔性接頭等部件組成［1］，其與伺服系統(tǒng)共同構(gòu)成推力矢量控制系統(tǒng)［2］，主要應(yīng)用于高過(guò)載機(jī)動(dòng)飛行的防空導(dǎo)彈及反導(dǎo)導(dǎo)彈中［3-4］。柔性噴管的動(dòng)態(tài)特性主要由柔性接頭和伺服系統(tǒng)決定。由于實(shí)現(xiàn)擺動(dòng)的柔性接頭中的橡膠材料的黏彈性和摩擦性，柔性噴管在受正弦激勵(lì)力作用做正弦擺動(dòng)時(shí)，其恢復(fù)力矩-擺角曲線會(huì)出現(xiàn)遲滯現(xiàn)象，形成遲滯曲線。遲滯曲線受柔性接頭工作壓強(qiáng)、工作溫度、擺動(dòng)振幅、擺動(dòng)頻率，以及橡膠材料性能等多方面因素的影響［5-6］，使柔性噴管的動(dòng)態(tài)特性變得十分復(fù)雜，模型難以將各個(gè)因素均考慮在內(nèi)，影響了控制系統(tǒng)的控制精度［7］。針對(duì)柔性接頭動(dòng)態(tài)特性問(wèn)題，通常將柔性接頭視作簡(jiǎn)單的質(zhì)量-彈簧系統(tǒng)［8］（定剛度定阻尼模型），未考慮擺動(dòng)振幅、擺動(dòng)頻率對(duì)剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)的影響，無(wú)法反映遲滯曲線的變化趨勢(shì)。Naupapac等［9］使用查表法作為柔性接頭的運(yùn)動(dòng)模型，但只適用于某一振幅下某一頻率的遲滯曲線；鄭開(kāi)發(fā)等［10］提出了剛度系數(shù)可變、阻尼系數(shù)可變的柔性接頭運(yùn)動(dòng)模型，可以預(yù)測(cè)某一振幅下不同頻率的恢復(fù)力矩。此外可借鑒橡膠隔振器的研究方法，Markou等［11］將隔振器視為非線性彈簧、彈塑性模塊、遲滯阻尼器的組合，可以預(yù)測(cè)隔振器在同一頻率下不同振幅的遲滯曲線，但不能預(yù)測(cè)同一振幅下不同頻率的遲滯曲線。龔憲生等［12］考慮到了隔振器存在的黏性阻尼、干阻尼以及高階阻尼，構(gòu)建了新的阻尼模型，該模型能夠清晰地反映隔振器中阻尼的組成成分及其大小，但對(duì)信噪比要求高，參數(shù)識(shí)別困難。上述研究對(duì)柔性接頭的動(dòng)態(tài)模型很有借鑒意義，但除了文獻(xiàn)［8］中的定剛度-定阻尼模型和文獻(xiàn)［9］中的查表法模型之外，其余研究均未結(jié)合伺服機(jī)構(gòu)模型進(jìn)行研究。

為了更準(zhǔn)確模擬柔性接頭的遲滯特性，并明確電液伺服機(jī)構(gòu)和柔性接頭在系統(tǒng)中的作用，本文將基于柔性接頭變剛度-變阻尼模型構(gòu)造電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型，與電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型進(jìn)行了對(duì)比，并研究電液伺服機(jī)構(gòu)不同參數(shù)和柔性接頭工作參數(shù)對(duì)模型的影響。

1 柔性接頭動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)

柔性接頭的實(shí)驗(yàn)裝置如圖1 所示。該裝置由高壓氣瓶向壓力容器填充高壓N2模擬柔性接頭的工作壓力，并通過(guò)電液伺服機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)作動(dòng)器產(chǎn)生設(shè)定振幅，設(shè)定頻率的正弦激勵(lì)力，用于產(chǎn)生柔性接頭擺動(dòng)所需要的擺動(dòng)力矩。2 個(gè)水平安裝的位移傳感器用來(lái)測(cè)試柔性接頭的擺角，結(jié)合鉛垂的位移傳感器可測(cè)量柔性接頭的擺心［13］，拉壓力傳感器用于測(cè)試作動(dòng)器所施加的作用力，在得出擺心和作動(dòng)力后，按照文獻(xiàn)［1］所提到的方式即可計(jì)算出作動(dòng)力矩。

圖1 柔性接頭實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Experimental system for flexible joints

當(dāng)工作壓力為9、6、3 MPa，柔性接頭擺動(dòng)振幅為6°、5°、4°，頻率為0.1～1.0 Hz（間隔為0.1 Hz）時(shí)，分別測(cè)量了擺動(dòng)力矩隨擺動(dòng)角度的變化關(guān)系，即遲滯曲線，相關(guān)實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3（a）、圖4（a）、圖5（a）所示。柔性接頭變剛度變阻尼模型是在實(shí)驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上建立的，并進(jìn)一步結(jié)合電液伺服機(jī)構(gòu)模型構(gòu)建了電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型。

2 電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型

2.1 變剛度變阻尼模型

將柔性接頭的擺動(dòng)力矩分解為慣性力矩MI=其中，I為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，δ為擺角），阻尼力矩Mc=Kr·，以及彈性力矩Mk=Kδ，其角運(yùn)動(dòng)符合二階非線性齊次微分方程，即

在之前的研究中，一般將柔性接頭簡(jiǎn)化為剛度系數(shù)K和阻尼系數(shù)Kr不變的質(zhì)量-彈簧系統(tǒng)（定剛度定阻尼模型），忽略了擺動(dòng)振幅、擺動(dòng)頻率、工作壓強(qiáng)、橡膠材料特性等對(duì)K、Kr的影響［8］。柔性接頭的定剛度定阻尼模型與遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較差，且不能反映遲滯曲線隨頻率的變化趨勢(shì)（參見(jiàn)2.3 節(jié)）。本文采用了剛度系數(shù)與阻尼系數(shù)均可變化的模型（變剛度變阻尼模型）［10］，預(yù)測(cè)某一擺動(dòng)振幅下不同擺動(dòng)頻率的恢復(fù)力矩與擺角之間的關(guān)系。

在變剛度-變阻尼模型中，仍將恢復(fù)力矩M分解為彈性力矩Mk、阻尼力矩Mc、慣性力矩MI3 部分，所不同的是剛度系數(shù)可隨頻率f變化，彈性力矩為Mk=K0+K1·δ+K2·δ2+K3·δ3，阻尼系數(shù)也可隨頻率f變化，阻尼力矩為Mc=c·，

根據(jù)第1 節(jié)的試驗(yàn)方法得到擺動(dòng)力矩-擺角試驗(yàn)數(shù)據(jù)后，在某一振幅下4 組不同頻率遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果（頻率分別為0.1、0.4、0.7、1.0 Hz）的基礎(chǔ)上，運(yùn)用最小二乘法對(duì)剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)進(jìn)行識(shí)別，可得到該振幅下剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)關(guān)于頻率的函數(shù)關(guān)系，函數(shù)形式為

2.2 電液伺服機(jī)構(gòu)

柔性噴管的動(dòng)態(tài)特性不僅取決于柔性噴管本身，也取決于與之匹配的伺服系統(tǒng)［8，14］。本模型采用電液伺服系統(tǒng)作為柔性噴管的伺服系統(tǒng)。為方便分析，忽略電液伺服機(jī)構(gòu)的非線性因素、結(jié)構(gòu)變形、油泵動(dòng)態(tài)、蓄能器影響等因素，所構(gòu)建的信號(hào)綜合方程為

式中：δt為指令擺角；Kt為反饋系數(shù)；ΔU為誤差信號(hào)。

伺服器放大變換方程為

式中：Kui為放大器靜態(tài)放大系數(shù)；IV為放大器的輸出電流。

電液伺服機(jī)構(gòu)一階傳遞函數(shù)為

式中：YV為閥芯的真實(shí)位移；Ks為電液伺服機(jī)構(gòu)增益；ωs為電液伺服閥一階表現(xiàn)頻率。

流量分配方程［8］為

式中：δ為實(shí)際擺角；KQ為滑閥流量增益；A為作動(dòng)器的活塞面積；R為力臂長(zhǎng)度；PL為滑閥負(fù)載壓差；B為油液容積彈性模數(shù)；VT為受壓容積；Kce為總壓力流量系數(shù)。

結(jié)合柔性接頭變剛度變阻尼模型，由于電液伺服機(jī)構(gòu)作動(dòng)器所提供的力矩M=ARPL和柔性接頭變剛度-變阻尼模型的擺動(dòng)力矩M=Mk+Mc+相等，則可得方程

結(jié)合式（5）～式（9）構(gòu)建電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型，如圖2 所示。

圖2 電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of the electro-hydraulic servo mechanism-variable stiffness and variable damping model

2.3 電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型與電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型的對(duì)比

擺動(dòng)頻率對(duì)遲滯曲線影響如圖3 所示。圖3（a）為柔性接頭在不同擺動(dòng)頻率作用下的遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖3（a）可以看出：隨著頻率的增加，遲滯曲線所圍成的面積稍有增大，在0°擺角位置的力矩稍有增大，遲滯曲線沿順時(shí)針?lè)较虬l(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)。圖3（b）為不同擺動(dòng)頻率作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型遲滯曲線。由圖3（b）可以看出：隨著頻率的增加，遲滯曲線所圍成的面積大幅增加，在0°擺角位置的力矩也大幅增大，遲滯曲線不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，與圖3（a）實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差較大。圖3（c）為不同擺動(dòng)頻率下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖3（c）可以看出：與電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型相比，電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型所構(gòu)造的遲滯曲線可以更加準(zhǔn)確地與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，并符合實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨頻率變化的規(guī)律。

3 柔性接頭工作參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)?變剛度變阻尼模型的影響

為了明確柔性接頭工作參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型的作用，需研究柔性接頭工作壓強(qiáng)、擺動(dòng)振幅等參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線和動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。

柔性接頭工作壓強(qiáng)對(duì)系統(tǒng)遲滯曲線影響如圖4所示。圖4（a）為柔性接頭在不同工作壓強(qiáng)下的遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖4（a）可以看出：隨著柔性接頭工作壓強(qiáng)的增大，遲滯曲線所圍成的面積增大，在0°擺角位置的力矩增大，遲滯曲線沿順時(shí)針發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)。圖4（b）為柔性接頭不同工作壓強(qiáng)作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖4（b）可以看出：電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型所構(gòu)造的遲滯曲線可以準(zhǔn)確地與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，并符合實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨壓強(qiáng)變化的規(guī)律。

擺動(dòng)振幅對(duì)系統(tǒng)遲滯曲線影響如圖5 所示。圖5（a）為柔性接頭在不同擺動(dòng)振幅作用下的遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖5（a）可以看出：隨著擺動(dòng)振幅的增大，遲滯曲線所圍成的面積增加，在0°擺角位置的力矩增大，并沿逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)。圖5（b）為不同擺動(dòng)振幅作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖5（b）可以看出：電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型所構(gòu)造的遲滯曲線可以準(zhǔn)確地與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，并符合實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨振幅變化的規(guī)律。

此外由圖4 還可以看出：電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線的最大振幅及其對(duì)應(yīng)的力矩相對(duì)遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果較小一些。這是由于當(dāng)有指令δc輸入，系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生與之相對(duì)應(yīng)的跟隨輸出δ，跟隨輸出δ將產(chǎn)生慣性力矩MI、阻尼力矩Mc、彈性力矩MK，系統(tǒng)需要建立壓差力矩M=ARPL以平衡MI、Mc、MK之和，從而產(chǎn)生壓差PL，在流量壓力系數(shù)有限的情況下（Kce≠0），系統(tǒng)需產(chǎn)生一定的偏差Δδ=δ?δc用來(lái)彌補(bǔ)壓差PL所引起的流量變化，使得跟隨輸出δ相對(duì)指令輸入δc較小，電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線最大振幅及其所對(duì)應(yīng)的力矩相對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果較小。圖5中擺動(dòng)振幅對(duì)系統(tǒng)遲滯曲線影響的原因同理。

圖3 擺動(dòng)頻率對(duì)遲滯曲線影響Fig.3 Effects of the oscillating frequency on the hysteresis curves

圖4 柔性接頭工作壓強(qiáng)對(duì)系統(tǒng)遲滯曲線影響Fig.4 Effects of the flexible joint working pressure on the hysteresis curves

4 伺服機(jī)構(gòu)參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)?變剛度變阻尼模型的影響

為了明確電液伺服機(jī)構(gòu)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼系統(tǒng)的作用，需研究電液伺服機(jī)構(gòu)反饋系數(shù)Kt、放大器靜態(tài)放大系數(shù)Kui、電液伺服機(jī)構(gòu)一階表現(xiàn)系數(shù)Ks、電液伺服機(jī)構(gòu)一階表現(xiàn)頻率ωs、滑閥流量增益KQ、作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R等伺服機(jī)構(gòu)主要參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線和動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。由于電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型可簡(jiǎn)化為圖2中的形式，則可將Kt、Kui、Ks、KQ視作KtKuiKsKQ，將A、R視作AR。

圖5 擺動(dòng)振幅對(duì)系統(tǒng)遲滯曲線影響Fig.5 Effects of the oscillating amplitude on the hysteresis curves

圖6為KtKuiKsKQ增大為設(shè)定值的2 倍、保持不變以及縮小為設(shè)定值的1/2 后對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。圖6（a）為不同KtKuiKsKQ作用下的系統(tǒng)閉環(huán)幅頻特性曲線。由圖6（a）可以看出：隨著反饋系數(shù)Kt、放大器靜態(tài)放大系數(shù)Kui、電液伺服機(jī)構(gòu)增益Ks、滑閥流量增益KQ的增加，帶寬變大，響應(yīng)也隨之變快。圖6（b）為不同KtKuiKsKQ作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖6（b）可以看出：電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線的最大振幅及其對(duì)應(yīng)的力矩相對(duì)遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果較小，且變小程度隨著Kt、Kui、Ks、KQ的增大而變小。圖6（c）為不同KtKuiKsKQ作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。由圖6（c）可以看出：隨著Kt、Kui、Ks、KQ的增大，響應(yīng)速度變快，振蕩變劇烈，超調(diào)量增加，穩(wěn)態(tài)誤差減小。由此可見(jiàn)，Kt、Kui、Ks、KQ對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)影響很大。

圖7為作動(dòng)器活塞面積A與力臂長(zhǎng)度R的乘積AR增大為設(shè)定值的2 倍、保持不變以及縮小為設(shè)定值的1/2 后對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。圖7（a）為不同AR作用下的系統(tǒng)閉環(huán)幅頻特性曲線。由圖7（a）可以看出：隨著作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R的增加，帶寬變大，響應(yīng)也隨之變快。圖7（b）為不同的AR作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖7（b）可以看出：隨著作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R的增大，電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線在振幅最大處的相對(duì)遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果變寬。圖7（c）為不同作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。由圖7（c）可以看出：隨著作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R的增大，響應(yīng)速度變快，超調(diào)量、振蕩次數(shù)、調(diào)節(jié)時(shí)間、穩(wěn)態(tài)誤差均減小。

圖6 Kt、Kui、Ks、KQ對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響Fig.6 Effects of Kt，Kui，Ks，KQon the dynamic characteristics of the system

圖7 由作動(dòng)器活塞面積A 與力臂長(zhǎng)度R 的乘積AR 對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響Fig.7 Effects of the product（AR）of the piston area of the actuator（A）and the length of the moment arm（R）on the dynamic characteristics of the system

圖6中Kt、Kui、Ks、KQ對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響的原因是：當(dāng)有指令δc輸入，系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生壓差PL以及用來(lái)彌補(bǔ)壓差PL所引起的流量變化的偏差Δδ=δ?δc，而當(dāng)Kt、Kui、Ks、KQ增大時(shí)，單位偏差可以產(chǎn)生更大的流量變化，則可以用更小的偏差Δδ來(lái)彌補(bǔ)壓差PL所造成的流量變化。因此Kt、Kui、Ks、KQ增加，系統(tǒng)所產(chǎn)生的偏差Δδ減?。ㄒ?jiàn)圖6（b））；穩(wěn)態(tài)誤差減?。ㄒ?jiàn)圖6（c））；相同頻率下，閉環(huán)幅頻特性曲線所對(duì)應(yīng)的對(duì)數(shù)幅頻值增大，閉環(huán)幅頻特性曲線衰減減慢，帶寬隨之增加（見(jiàn)圖6（a））。此外，當(dāng)擺角到達(dá)最大值附近時(shí)，速度很小，接近于0，目標(biāo)角與輸出角之差約等于穩(wěn)態(tài)誤差，而隨著Kt、Kui、Ks、KQ的增加，穩(wěn)態(tài)誤差減小，電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線最大振幅及其力矩也隨之增加。圖7中AR對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響的原因同理。

由圖6 和圖7 還可以看出：作動(dòng)器活塞面積A、力臂長(zhǎng)度R對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響次于電液伺服機(jī)構(gòu)反饋系數(shù)Kt、放大器靜態(tài)放大系數(shù)Kui、電液伺服機(jī)構(gòu)一階表現(xiàn)系數(shù)Ks、滑閥流量增益KQ。

圖8為電液伺服閥頻率ωs對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。圖8（a）為不同ωs作用下的系統(tǒng)閉環(huán)幅頻特性曲線。由圖8（a）可以看出：隨著ωs的增加，帶寬基本不變。圖8（b）為不同ωs作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型遲滯曲線。由圖8（b）可以看出：ωs對(duì)遲滯曲線影響不大。圖8（c）為不同ωs作用下的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。由圖8（c）可以看出：隨著ωs的增大，動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線的超調(diào)量略增加，響應(yīng)速度、調(diào)節(jié)時(shí)間、穩(wěn)態(tài)誤差的變化均不大。綜上所述，電液伺服閥頻率ωs遠(yuǎn)大于系統(tǒng)帶寬頻率，對(duì)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性基本無(wú)影響。

圖8 ωs對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響Fig.8 Effects of ωson the dynamic characteristics of the system

5 結(jié)束語(yǔ)

本文結(jié)合電液伺服機(jī)構(gòu)和柔性接頭變剛度-變阻尼模型，構(gòu)造了柔性噴管的電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型，分析了不同參數(shù)對(duì)電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型動(dòng)態(tài)特性的影響，并和柔性噴管的電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型相比較。分析結(jié)果表明：與電液伺服機(jī)構(gòu)-定剛度定阻尼模型相比，電液伺服機(jī)構(gòu)-變剛度變阻尼模型所構(gòu)造的遲滯曲線可以更準(zhǔn)確地與遲滯實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，預(yù)測(cè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨頻率變化的規(guī)律，并可以準(zhǔn)確地模擬不同工作壓強(qiáng)、振幅條件下的柔性接頭遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果；電液伺服機(jī)構(gòu)反饋系數(shù)、放大器靜態(tài)放大系數(shù)、電液伺服機(jī)構(gòu)增益、滑閥流量增益對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響最為顯著，作動(dòng)器活塞面積、力臂長(zhǎng)度對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響次之，電液伺服閥一階表現(xiàn)頻率對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性影響最小。此外，值得注意的是，本文所構(gòu)造的模型只能預(yù)測(cè)遲滯曲線實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨頻率的變化規(guī)律，無(wú)法對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果隨振幅、壓強(qiáng)的變化規(guī)律進(jìn)行預(yù)測(cè)，在之后的工作中將針對(duì)這一問(wèn)題進(jìn)行改進(jìn)。