司國(guó)雷， 神英淇,， 王嘉磊， 曹太強(qiáng)， 萬(wàn) 敏

(1.四川航天烽火伺服控制技術(shù)有限公司, 四川 成都 611130；2.西華大學(xué) 電氣與電子信息學(xué)院， 四川 成都 610039； 3.西華大學(xué) 理學(xué)院， 四川 成都 610039)

引言

電液伺服控制系統(tǒng)因其功率密度比大、質(zhì)量輕、體積小、傳動(dòng)效率高等諸多優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于航空航天、導(dǎo)彈系統(tǒng)、數(shù)控機(jī)床、軍工武器等領(lǐng)域。但因電液伺服系統(tǒng)屬于典型的非線性系統(tǒng)，存在著模型不確定、參數(shù)攝動(dòng)、復(fù)雜擾動(dòng)、負(fù)載變化等因素，均影響著電液伺服位置系統(tǒng)的控制精度、跟蹤性能及抗干擾性能。傳統(tǒng)PID控制策略存在著滯后作用，且極易產(chǎn)生超調(diào)和振蕩等弊端，已無(wú)法取得滿意的控制效果。

針對(duì)上述影響因素，在電液伺服控制領(lǐng)域，國(guó)內(nèi)外研究提到了各種在控制算法上的優(yōu)化措施，如：非線性PID控制、自適應(yīng)魯棒控制、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)、遺傳算法、滑膜控制、模糊控制等算法層出不窮[1]，在一定程度上改善了系統(tǒng)的控制品質(zhì)和魯棒性。但當(dāng)綜合考慮系統(tǒng)的內(nèi)、外擾動(dòng)，以及建模誤差等相關(guān)不確定因素時(shí)，將難以獲得控制對(duì)象的精確數(shù)學(xué)模型，再加之受傳感器成本和采集精度制約，一般僅能通過(guò)液壓缸活塞位移獲得所需要的狀態(tài)信息，使得上述非線性控制方法暴露弊端，首先使得控制器的計(jì)算量加大，設(shè)計(jì)難度增加，算法不宜實(shí)現(xiàn)，甚至導(dǎo)致控制策略失效。其次，當(dāng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)發(fā)生較大變化時(shí)，極易造控制器性能下降甚至失穩(wěn)。但隨著自抗擾控制技術(shù)(ADRC)的橫空出世[2]，因其不需要知道被控對(duì)象的精確模型，對(duì)非線性未知模型系統(tǒng)控制具有一定的魯棒性和可靠性以及抗擾能力，尤其是對(duì)存在非線性動(dòng)態(tài)變化、建模誤差等因素的系統(tǒng)有著獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛研究。文獻(xiàn)[3]以六自由度電液振動(dòng)臺(tái)為對(duì)象，采用自抗擾控制取得了良好的控制效果。文獻(xiàn)[4]設(shè)計(jì)了一種將速度補(bǔ)償與非線性自抗擾技術(shù)相結(jié)合的復(fù)合控制策略，在一定程度上改善了位置控制精度和響應(yīng)速度。文獻(xiàn)[5]通過(guò)引入奇異攝動(dòng)理論，對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行處理并獲得了系統(tǒng)的降階模型，實(shí)現(xiàn)了采用低階線性自抗擾控制器控制高階的電液伺服位置系統(tǒng)，并且在抗擾性方面取得了一定的效果。文獻(xiàn)[6]采用三階線性自抗擾控制器對(duì)電液力伺服位置進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。文獻(xiàn)[7]針對(duì)外負(fù)載力變化對(duì)系統(tǒng)的影響，設(shè)計(jì)了基于負(fù)載力補(bǔ)償?shù)淖钥箶_復(fù)合控制策略，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到負(fù)載力的補(bǔ)償模型，提高了系統(tǒng)的抗擾能力和控制精度。文獻(xiàn)[8-9]分別采用三階非線性自抗控制器對(duì)電液伺服位置系統(tǒng)進(jìn)行控制，表明自抗擾控制在抗擾性能上優(yōu)于PID控制。

但上述文獻(xiàn)中，采用的方法多是根據(jù)系統(tǒng)階數(shù)對(duì)自抗擾控制器的階數(shù)進(jìn)行選取，而電液伺服位置系統(tǒng)是典型的高階非線性復(fù)雜系統(tǒng)，目前國(guó)內(nèi)外絕大多數(shù)文獻(xiàn)均采用3階自抗擾算法，這使得控制器理論分析困難，且參數(shù)整定變得尤為復(fù)雜，特別是三階非線性自抗擾需整定參數(shù)多達(dá)10余個(gè)，即便是三階線性自抗擾，采用文獻(xiàn)[10]的方法待整定參數(shù)也至少需6個(gè)，這使得自抗擾控制給電液伺服位置系統(tǒng)中實(shí)際的工程應(yīng)用帶來(lái)了極大的不便。另外，在針對(duì)非線性、參數(shù)時(shí)變系統(tǒng)而言，非線性自抗擾控制比線性自抗擾控制擁有更高的效率，且對(duì)初始誤差相對(duì)不敏感[11]，所以有必要充分發(fā)掘非線性自抗擾控制優(yōu)勢(shì)、推廣控制器的適用范圍, 針對(duì)所控制對(duì)象研究推導(dǎo)最優(yōu)階數(shù)，使其擁有更高的控制性能，并簡(jiǎn)化其參數(shù)整定復(fù)雜問(wèn)題。

因此，為解決電液伺服系統(tǒng)中存在的參數(shù)不確定性、未知擾動(dòng)等問(wèn)題，同時(shí)針對(duì)控制對(duì)象簡(jiǎn)化非線性自抗擾控制器結(jié)構(gòu)，本研究提出一種基于電液伺服位置系統(tǒng)的改進(jìn)非線性自抗擾控制方法。通過(guò)對(duì)閥控系統(tǒng)的輸入輸出響應(yīng)特性設(shè)計(jì)一階非線性自抗擾控制器，并充分利用系統(tǒng)的已知信息，將系統(tǒng)輸入輸出誤差作為控制器輸入，以減小因觀測(cè)器產(chǎn)生的相位滯后，達(dá)到提高系統(tǒng)響應(yīng)的快速性的目的；將系統(tǒng)的高階導(dǎo)數(shù)項(xiàng)以及外部未知擾動(dòng)均視為系統(tǒng)的“總擾動(dòng)”，將以往應(yīng)用于電液伺服位置系統(tǒng)的自抗擾控制器階數(shù)由三階降為一階，使之設(shè)計(jì)難度降低，易于實(shí)現(xiàn)，為自抗擾控制在電液伺服控制領(lǐng)域的應(yīng)用提供參考。最后通過(guò)仿真并與PID控制相比較，采用改進(jìn)自抗擾控制能夠有效提升系統(tǒng)的快速性和抗擾能力，降低跟蹤誤差。

1 系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

1.1 電液位置伺服系統(tǒng)組成

電液伺服控制系統(tǒng)組成如圖1所示，其位置環(huán)是系統(tǒng)的基本環(huán)節(jié)主要包括控制器、電液伺服閥、液壓油缸、負(fù)載及位移傳感器，電液伺服位置控制系統(tǒng)框圖如圖1所示。

圖1 電液位置伺服系統(tǒng)控制原理圖

1.2 電液位置伺服系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

對(duì)于電液伺服位置系統(tǒng)而言，在保證系統(tǒng)穩(wěn)定的前提下，期望系統(tǒng)響應(yīng)能夠有較好快速性和穩(wěn)態(tài)精度，以實(shí)現(xiàn)位置閉環(huán)系統(tǒng)對(duì)給定位置信號(hào)的精確跟蹤，非對(duì)稱閥控液壓缸工作原理圖如圖2所示，由于其液壓缸的非對(duì)稱性，以及負(fù)載彈力等影響，使其在伸縮過(guò)程中產(chǎn)生嚴(yán)重的非對(duì)稱性。

圖2 閥控非對(duì)稱液壓缸工作原理圖

在電液伺服系統(tǒng)中,控制伺服閥的負(fù)載流量QL是負(fù)載壓力pL及閥芯位移xv的函數(shù),可表示為:

QL=f(xv,pL)

(1)

具有匹配和對(duì)稱節(jié)流窗口的理想零開(kāi)口四邊滑閥的穩(wěn)態(tài)特性方程為：

(2)

式中,QL—— 負(fù)載流量，m3/s

w—— 伺服閥面積梯度，m

Cd—— 閥口的流量系數(shù)

pL—— 負(fù)載壓差，MPa

ps—— 系統(tǒng)供油壓力，MPa

ρ—— 油液密度，kg/m3

xv—— 伺服閥位移，m

對(duì)上式進(jìn)行線性化處理有：

(3)

做如下定義：

(4)

(5)

式中,KQ—— 伺服閥流量增益

KC—— 流量壓力放大系數(shù)

則伺服閥的流量方程簡(jiǎn)化為：

QL=KQxv-KCpL

(6)

非對(duì)稱液壓缸力平衡方程為：

(7)

式中，p1—— 液壓缸無(wú)桿腔壓力

p2—— 液壓缸有桿腔壓力

A1—— 液壓缸無(wú)桿腔活塞有效作用面積

A2—— 液壓缸有桿腔活塞有效作用面積

K—— 負(fù)載彈簧剛度

xp—— 液壓缸活塞桿位移

m—— 液壓缸活塞及負(fù)載折算到活塞桿上的總量

Bc—— 運(yùn)動(dòng)黏滯阻尼系數(shù)

F—— 外部任意負(fù)載力

液壓缸流量連續(xù)性方程為:

(8)

式中,Q1—— 流入液壓缸無(wú)桿腔的流量

Q2—— 液壓缸有桿腔流出的流量

Ci—— 內(nèi)泄漏系數(shù)

β—— 液壓油有效體積彈性模量

V10—— 液壓缸無(wú)桿腔初始容積

V20—— 液壓缸有桿腔初始容積

液壓缸兩腔的體積可表示為：

(9)

式中，V1—— 液壓缸無(wú)桿腔容積

V2—— 液壓缸有桿腔容積

令QL=(Q1+Q2)/2，pL=p1-p2，忽略外泄漏因素，則有：

(10)

(11)

式中,Ame=(A1+A2)/2=(1+η)A1/2,為平均活塞面積；η為兩腔面積之比系數(shù)，Ve=AeL為液壓缸等效容積均值；Ae為等效面積，L為液壓缸行程。對(duì)式(6)、式(7)、式(10)進(jìn)行聯(lián)立求解，可得：

(12)

式中,Kce=Kc+Ci表示總流量壓力系數(shù)，進(jìn)一步分析。

(13)

其中，V表示液壓缸腔總?cè)莘e，因液壓缸活塞運(yùn)動(dòng)時(shí)，V1是不斷變化的，由式(13)可知，液壓缸的等效容積Ve也是一個(gè)時(shí)變值，在上述推導(dǎo)過(guò)程中取其變化的均值。因此針對(duì)閥控電液位置系統(tǒng)無(wú)法得到其精確的數(shù)學(xué)模型，該系統(tǒng)為典型時(shí)變系統(tǒng)，若不考慮彈性負(fù)載及外部干擾力的影響，且一般Bc較小，則KceBc/Ae<

(14)

2 基于自抗擾的電液位置伺服系統(tǒng)控制

2.1 傳統(tǒng)自抗擾控制

自抗擾控制(ADRC)技術(shù)是在經(jīng)典PID控制框架下，結(jié)合了現(xiàn)代控制理論，利用對(duì)狀態(tài)變量的實(shí)時(shí)觀測(cè)，對(duì)擾動(dòng)進(jìn)行實(shí)時(shí)估計(jì)和補(bǔ)償，并構(gòu)造出具有“主動(dòng)抗擾”能力的一種新型控制器。該技術(shù)最大的優(yōu)勢(shì)就是不依賴控制對(duì)象的具體數(shù)學(xué)模型，對(duì)系統(tǒng)中的未知干擾因素有著良好的抑制能力，同時(shí)在改善系統(tǒng)控制品質(zhì)，如穩(wěn)定性、魯棒性方面等都有優(yōu)良的效果[2]。自抗擾控制器的結(jié)構(gòu)如圖3所示，主要由跟蹤微分器(TD)、擴(kuò)張狀態(tài)觀測(cè)器(ESO)、反饋控制率(NLSEF)三部分組成。首先依據(jù)被控對(duì)象的控制目標(biāo)和承受能力，通過(guò)TD合理地安排過(guò)渡過(guò)程，使TD的輸出能夠快速精準(zhǔn)復(fù)現(xiàn)給定信號(hào)，同時(shí)一并輸出給定信號(hào)的廣義微分信號(hào)。然后利用ESO實(shí)時(shí)估計(jì)系統(tǒng)的狀態(tài)信息以及總擾動(dòng)信息(包括系統(tǒng)未知擾動(dòng)和未建模部分)，并對(duì)系統(tǒng)擾動(dòng)進(jìn)行動(dòng)態(tài)線性補(bǔ)償。最后通過(guò)NLSEF模塊， 采用高效的誤差反饋規(guī)律把非線性系統(tǒng)變成積分串聯(lián)型線性系統(tǒng)，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)電液位置伺服系統(tǒng)的非線性控制。

圖3 自抗擾控制結(jié)構(gòu)圖

根據(jù)式(12)，將電液伺服位置系統(tǒng)模型考慮為三階系統(tǒng)，如文獻(xiàn)[3-9]，所采用即為上述傳統(tǒng)ADRC結(jié)構(gòu)，則上圖中，R為位置給定信號(hào)，通過(guò)TD為R安排過(guò)渡過(guò)程，將擴(kuò)展出位置信號(hào)x1、速度信號(hào)x2、加速度信號(hào)x3；z1，z2，z3為系統(tǒng)狀態(tài)的估計(jì)值；z4為ESO擴(kuò)張出系統(tǒng)總擾動(dòng)的估計(jì)值;e1，e2，e3為偏差信號(hào)；b0為補(bǔ)償因子;u為控制信號(hào)；w為干擾信號(hào)；y為輸出信號(hào)。根據(jù)對(duì)上述參數(shù)分析可知，無(wú)論是線性還是非線性ADRC均存在著待整定參數(shù)眾多、觀測(cè)器需要觀測(cè)變量多、負(fù)擔(dān)重等問(wèn)題。

2.2 變結(jié)構(gòu)自抗擾控制

自抗擾控制器是通過(guò)估計(jì)補(bǔ)償系統(tǒng)總擾動(dòng)的方法將系統(tǒng)轉(zhuǎn)換為純積分器串聯(lián)型結(jié)構(gòu)，形如式(15)所示[12]，稱之為韓氏一般形式。

y(v)=bu

(15)

式中，v為理想被控對(duì)象的相對(duì)階次，而式(15)的階數(shù)選取也可比它低[13]，高志強(qiáng)在文獻(xiàn)[12]中指出控制對(duì)象的相對(duì)階次選取要盡量符合相應(yīng)的物理意義。自抗擾思想是把系統(tǒng)中未知的動(dòng)態(tài)看成狀態(tài)，將其轉(zhuǎn)換成狀態(tài)估計(jì)的問(wèn)題，因此，對(duì)被控對(duì)象進(jìn)行合理的階次選取，充分利用模型的已知信息或可測(cè)信息，可有效減小觀測(cè)器負(fù)擔(dān)、減少相位延遲、提高觀測(cè)效率，同時(shí)簡(jiǎn)化控制器結(jié)構(gòu)。由式(14)可知系統(tǒng)由積分環(huán)節(jié)和二階振蕩環(huán)節(jié)串聯(lián)而成，且積分環(huán)節(jié)起到了主導(dǎo)作用[14]。故根據(jù)式(12)，并將伺服閥看作為比例環(huán)節(jié)[15]，從控制量到輸出可繪制如圖4所示的方框圖。

根據(jù)圖中虛線框部分不難看出，系統(tǒng)從控制信號(hào)到輸出位移信號(hào)，最短路徑僅經(jīng)過(guò)一個(gè)積分環(huán)節(jié)，結(jié)合韓京清提出的根據(jù)“最短路徑”原則選取自抗擾階次的方法[16]，階次選擇1是合理的。另一方面，將本系統(tǒng)的階次選取為1，同時(shí)也滿足文獻(xiàn)[10]所指出的觀點(diǎn)，即所選取的階次盡量符合物理意義，使之擁有更直觀的概念。本系統(tǒng)的物理意義可做如下解釋：在電液位置伺服系統(tǒng)中，控制量u通過(guò)伺服放大器產(chǎn)生驅(qū)動(dòng)伺服閥閥芯電流進(jìn)而改變閥芯位移，閥口將會(huì)產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的流量作用于液壓缸，流量與活塞的有效面積之比為運(yùn)動(dòng)速度，液壓運(yùn)動(dòng)速度經(jīng)過(guò)積分后為所控制液壓缸位置，即根據(jù)速度計(jì)算液壓缸實(shí)際位置。

圖4 電液位置伺服系統(tǒng)方框圖

基于上述分析，將式(14)所表示的系統(tǒng)，以動(dòng)態(tài)模型的形式改寫(xiě)成如下表達(dá)方式：

(16)

式中，w為未建模部分，η1，η2為系統(tǒng)參數(shù)，將系統(tǒng)的高階導(dǎo)數(shù)項(xiàng)及模型的不確定性均視為內(nèi)部不確定部分，則系統(tǒng)總擾動(dòng)可做如下定義:

(17)

進(jìn)一步的，假設(shè)f可導(dǎo)，可將式(16)所表示的系統(tǒng)重新改寫(xiě)為一般一階系統(tǒng)形式即式(18)，式中，u為系統(tǒng)輸入，y為系統(tǒng)輸出，f為系統(tǒng)總擾動(dòng)，b為控制增益。

(18)

針對(duì)式(18)，本研究借鑒文獻(xiàn)[17],采用一種改進(jìn)型的自抗擾控制器，將傳統(tǒng)自抗擾算法重構(gòu)，將輸出y視為可獲取信息，選取位置誤差e與擾動(dòng)f作為狀態(tài)變量，重新構(gòu)建自抗擾控制器。系統(tǒng)位置誤差e=r-y，r為期望位移信號(hào)，代入式(18)中，則有：

(19)

(20)

根據(jù)所選狀態(tài)變量，構(gòu)造二階非線性狀態(tài)觀測(cè)器為：

(21)

式中，z1為誤差e的觀測(cè)值：z2為系統(tǒng)廣義擾動(dòng)x2的觀測(cè)值；u為系統(tǒng)輸入；b0為補(bǔ)償因子；δ為線性段區(qū)間的長(zhǎng)度，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)值，可取a1=0.5，a2=0.25，也可根據(jù)系統(tǒng)的實(shí)際情況進(jìn)行整定；β1，β2為NLESO的增益系數(shù)；fal(e1,ai,δ)的具體算法為：

(22)

為消除干擾，選擇非線性狀態(tài)反饋控制律為：

(23)

當(dāng)忽略觀測(cè)器的觀測(cè)誤差時(shí)，可認(rèn)為z2≈x2，則式(23)可表示為：

(24)

從式(24)不難發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后的自抗擾控制策略中的控制律可類似線性控制中的比例反饋控制、輸入微分前饋、擾動(dòng)補(bǔ)償?shù)娜呓Y(jié)合，具有良好的動(dòng)態(tài)和穩(wěn)態(tài)性能，提高了響應(yīng)速度，又能夠使得響應(yīng)曲線更加平滑和削弱系統(tǒng)的超調(diào)。

通過(guò)上述分析，得到基于改進(jìn)自抗擾控制電液伺服位置系統(tǒng)的控制原理圖如圖5所示，與傳統(tǒng)的自抗擾結(jié)構(gòu)相比較，充分利用了模型已知或可測(cè)信息，采用位置誤差作為自抗擾控制器的輸入，使得ESO對(duì)系統(tǒng)總擾動(dòng)觀測(cè)的同時(shí)，還觀測(cè)了給定位置信號(hào)的微分，一定程度上減小了因ESO觀測(cè)產(chǎn)生的滯后問(wèn)題，一方面實(shí)現(xiàn)了對(duì)系統(tǒng)的擾動(dòng)補(bǔ)償，另一方面引入了微分前饋，不但能夠提高系統(tǒng)的響應(yīng)速度，同時(shí)能夠減小超調(diào)。相較于諸如文獻(xiàn)[7-9]等在電液位置系統(tǒng)中所采用自抗擾控制策略，三階自抗擾轉(zhuǎn)為一階自抗擾控制，系統(tǒng)的待整定參數(shù)僅為4個(gè)即：β1,β2,b0,kp，使得參數(shù)易于整定，控制算法變得更加簡(jiǎn)單且容易實(shí)現(xiàn)。

圖5 改進(jìn)自抗擾控制控制原理圖

3 仿真研究

為能更加接近系統(tǒng)真實(shí)運(yùn)行工況，采用MATLAB/Simulink與AMESim環(huán)境中搭建系統(tǒng)的聯(lián)合仿真模型，仿真參數(shù)設(shè)計(jì)如表1所示。

首先，采用40 mm階躍信號(hào)作為系統(tǒng)的位置指令，得到系統(tǒng)響應(yīng)對(duì)比曲線如圖6所示。根據(jù)圖觀察得知，改進(jìn)的ADRC算法達(dá)到期望位置響應(yīng)時(shí)間約為1.1 s，傳統(tǒng)ADRC約為1.21 s，PID控制模式下約1.25 s，系統(tǒng)采用改進(jìn)的ADRC算法的動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度較改進(jìn)前提高了47.62%，相比PID提高約60%，同時(shí)穩(wěn)態(tài)精度也有所提高。

表1 仿真參數(shù)表

圖6 系統(tǒng)階躍響應(yīng)對(duì)比曲線

進(jìn)一步給定系統(tǒng)r=100×sin(0.5πt)+50正弦位置信號(hào)，位置跟蹤仿真波形如圖7所示，誤差對(duì)比曲線如圖8所示，其中改進(jìn)ADRC控制策略最大誤差約為2.5 mm，傳統(tǒng)ADRC算法最大誤差約為4.5 mm，PID控制模式的最大誤差約為6 mm。比改進(jìn)前誤差減小了44.44%，相比PID控制，改進(jìn)的ADRC控制下誤差減小了約58.34%。觀測(cè)器觀測(cè)曲線z1，z2分別如圖9、圖10所示。

最后，為驗(yàn)證所設(shè)計(jì)控制器的抗擾能力，在AMESim仿真模型中負(fù)載端加入了頻率1 Hz，幅值10000 N的正弦信號(hào)外力擾動(dòng)，仍然做正弦位置跟蹤，系統(tǒng)響應(yīng)曲線如圖11所示。誤差對(duì)比曲線如圖12所示，在有外力干擾的情況下，PID控制誤差最大可達(dá)9 mm，傳統(tǒng)ADRC最大誤差為5 mm左右，改進(jìn)ADRC控制下最大誤差約為3 mm，抗擾能力明顯優(yōu)于PID控制,與傳統(tǒng)ADRC基本上相當(dāng)，加擾后曲線如圖13，圖14所示。

圖7 無(wú)擾動(dòng)位置跟蹤曲線

圖8 誤差跟蹤對(duì)比曲線

圖9 誤差觀測(cè)z1輸出曲線

圖10 總擾動(dòng)估計(jì)z2曲線

圖11 加擾后位置跟蹤曲線

圖12 加擾后誤差跟蹤對(duì)比曲線

圖13 加擾后誤差觀測(cè)z1輸出曲線

4 結(jié)論

本研究為解決電液伺服系統(tǒng)中存在的參數(shù)不確定性、未知擾動(dòng)等問(wèn)題帶來(lái)的不利影響，提出一種基于電液伺服位置系統(tǒng)的改進(jìn)非線性自抗擾控制方法。通過(guò)對(duì)閥控非對(duì)稱液壓系統(tǒng)的建模與分析， 將應(yīng)用于電液伺服位置系統(tǒng)中的自抗擾控制器設(shè)計(jì)為一階非線性自抗擾控制器，算法簡(jiǎn)單，易于實(shí)現(xiàn)，極大的降低了控制器的設(shè)計(jì)難度，并充分利用系統(tǒng)的已知信息，將系統(tǒng)輸入輸出誤差作為控制器輸入，改善了系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度，仿真結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)的一階非線性自抗擾控制器具有較好的動(dòng)態(tài)性能及穩(wěn)態(tài)精度，對(duì)非線性、未知擾動(dòng)等因素有良好的抑制能力，為電液伺服系統(tǒng)采用自抗擾控制提供了一定的參考。

圖14 加擾后總擾動(dòng)估計(jì)z2曲線