臍帶纜拉彎組合疲勞試驗(yàn)機(jī)恒拉力控制

王賢成， 李偉， 劉毅,， 聞中翔

(1.浙江大學(xué) 流體動(dòng)力傳動(dòng)與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州 310027； 2.寧波大學(xué) 科學(xué)技術(shù)學(xué)院，浙江 寧波 315100; 3.浙江大學(xué) 寧波理工學(xué)院，浙江 寧波 315100)

隨著深海油氣勘探的發(fā)展，臍帶纜作為在水下生產(chǎn)系統(tǒng)與浮動(dòng)平臺(tái)之間起連接作用的一種重要的設(shè)備，被廣泛地應(yīng)用于深海油氣輸送項(xiàng)目中。目前最新研制成產(chǎn)的臍帶纜可以在水深超過(guò)2 700 m的海域正常工作，其單根鋪設(shè)長(zhǎng)度已超過(guò)140 km[1]。在復(fù)雜的海洋環(huán)境中，由于受到海浪、波流的沖擊，臍帶纜與浮體連接處會(huì)受到橫向低頻小角度的彎曲力。在浮體升沉以及其自身重力的影響下，臍帶纜的加劇搖擺導(dǎo)致施加在臍帶纜上的軸向拉伸力較大。因此一般可以將臍帶纜在實(shí)際工況下的受載特點(diǎn)簡(jiǎn)化為承受軸向拉伸力與彎曲循環(huán)應(yīng)力組合載荷。

此外，臍帶纜的非線性彎曲特性使其在使用過(guò)程中極易產(chǎn)生疲勞損傷[2-5]。因此，為保證其在整個(gè)壽命周期內(nèi)能夠正常工作，通過(guò)拉彎組合疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)模擬臍帶纜在海洋工況下的受載特點(diǎn)，對(duì)臍帶纜的疲勞壽命進(jìn)行研究的工作至關(guān)重要。根據(jù)臍帶纜疲勞試驗(yàn)要求[6-7]，軸向拉伸力應(yīng)保持為一個(gè)較大的恒拉力。所以為了提高臍帶纜疲勞試驗(yàn)的可信度，需要對(duì)臍帶纜的拉伸端進(jìn)行恒拉力控制。

由于電液力伺服控制系統(tǒng)具有較大的推重比、較快的響應(yīng)速度以及較高的輸出力控制精度，使得其在工業(yè)中得到了廣泛應(yīng)用。但由于電液力伺服控制系統(tǒng)中存在的非線性因素以及其自身的時(shí)變性因素[8-9]，導(dǎo)致系統(tǒng)輸出拉力難以得到精確控制[9]，另外，作為系統(tǒng)的負(fù)載，臍帶纜自身的非線性彎曲與拉伸特性也會(huì)對(duì)系統(tǒng)輸出的精度產(chǎn)生較大的影響。

傳統(tǒng)的線性PID控制器由于其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、易于實(shí)現(xiàn)等特點(diǎn)，被廣泛地應(yīng)用到電液力伺服控制系統(tǒng)中。但是當(dāng)被控系統(tǒng)具有較明顯的時(shí)變性或外界環(huán)境的影響下系統(tǒng)參數(shù)發(fā)生較大的變化時(shí)，PID控制系統(tǒng)的魯棒性與控制精度難以得到保證。

為了解決這一問(wèn)題，文獻(xiàn)[10]在1971年將智能算法應(yīng)用到電液力伺服控制系統(tǒng)中。在此之后，各國(guó)專家和學(xué)者對(duì)智能控制的研究越來(lái)越受到重視。Wang等[11]針對(duì)閥控單桿液壓伺服系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)跟蹤控制提出了一種基于擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)觀測(cè)器(ESO)的非線性自適應(yīng)控制方案。Li等[12]提出了一種新的模糊控制方案來(lái)控制水力。此外，在模糊控制算法和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的幫助下，PID控制器對(duì)典型PID控制器的液力控制也具有較好的自適應(yīng)性能和魯棒性。將模糊控制算法與神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)相結(jié)合，對(duì)常規(guī)PID參數(shù)進(jìn)行更新。Yao等[13-15]為提高電液伺服系統(tǒng)的跟蹤性能，開(kāi)發(fā)了一種基于自適應(yīng)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的自適應(yīng)逆控制器。

模型參考自適應(yīng)控制也可以用來(lái)減小時(shí)變參數(shù)的影響?；谏窠?jīng)網(wǎng)絡(luò)和李亞普諾夫理論，Yang等[16]提出了一種新的模型參考自適應(yīng)控制器，用來(lái)控制電液活塞的速度和位置。顧偉偉等[17]在考慮模型不確定性和狀態(tài)約束的情況下，提出了一種將模型預(yù)測(cè)控制器和魯棒自適應(yīng)控制器相結(jié)合的電液伺服系統(tǒng)模型參考魯棒自適應(yīng)控制方法，解決了電液伺服系統(tǒng)因不確定擾動(dòng)和時(shí)變因素引起的不穩(wěn)定性問(wèn)題，但其控制精度仍不理想。

深海臍帶纜由復(fù)合材料組成、且具有顯著非線性彎曲。針對(duì)臍帶纜剛度特性，學(xué)者相繼提出一系列的用以臍帶纜剛度簡(jiǎn)化計(jì)算的數(shù)學(xué)模型[18-19]，但簡(jiǎn)化精度有限。另外，由于臍帶纜過(guò)長(zhǎng)，當(dāng)拉伸力發(fā)生顯著變化時(shí)，臍帶纜會(huì)發(fā)生振動(dòng)?？紤]到上述干擾因素，臍帶纜疲勞試驗(yàn)機(jī)很難具有良好的恒拉力控制性能。為改善這一問(wèn)題，本文提出一種基于自適應(yīng)線性神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和最小均值M估計(jì)相結(jié)合的模型參考自適應(yīng)控制方案。與其他模型參考自適應(yīng)控制方法不同，對(duì)于自適應(yīng)律，最小均值M估計(jì)算法使用更具有魯棒性的“M估計(jì)”調(diào)整系統(tǒng)中的不確定參數(shù)，以提高控制精度，獲得良好的動(dòng)態(tài)性能。因此削弱了脈沖噪聲的干擾，提高了控制系統(tǒng)的魯棒性。

1 疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)和模型描述

1.1 拉伸彎曲疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)

拉伸彎曲疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)主要由鋼結(jié)構(gòu)框架、拉伸機(jī)構(gòu)、彎曲機(jī)構(gòu)、液壓動(dòng)力及控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、冷卻循環(huán)系統(tǒng)組成。如圖1所示，被測(cè)臍帶纜長(zhǎng)21 m，密度和直徑分別為50 kg/m和0.126 m。臍帶纜的彎曲端通過(guò)連接器連接到彎曲機(jī)構(gòu)，由2個(gè)水平對(duì)稱放置的液壓執(zhí)行機(jī)構(gòu)為實(shí)現(xiàn)臍帶纜的彎曲提供動(dòng)力。彎曲機(jī)構(gòu)在垂直方向的最大擺角范圍為 -20°～20°。臍帶纜的另一端通過(guò)拉伸機(jī)構(gòu)連接到液壓缸的活塞桿上，最大拉力為700 kN。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由SIMATIC S7-1200、ET-200S和相應(yīng)的數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換器(A/D、D/A)模塊組成。冷卻塔和板式散熱器用于降低液壓油的溫度，使系統(tǒng)在安全狀態(tài)下工作。

圖1 臍帶纜拉伸彎曲組合疲勞試驗(yàn)機(jī)及彎曲拉伸機(jī)構(gòu)Fig.1 The tension and bending combination fatigue test system for the umbilical

1.2 液壓系統(tǒng)的控制原理及動(dòng)態(tài)模型

圖2 閥控液壓系統(tǒng)控制原理Fig.2 The control principal of the tension hydraulic system

圖3中所示為三位四通滑閥與非對(duì)稱缸構(gòu)成的閥控液壓缸系統(tǒng)原理圖。P0是回油壓力，Ps是油源壓力，q1和q2分別是油缸的輸出、輸入油流量，V1和V2分別是有桿腔、無(wú)桿腔的容積，A1和A2分別是無(wú)桿腔和有桿腔的有效作用面積。m1是活塞及負(fù)載的等效質(zhì)量，Bp是活塞、負(fù)載以及其他運(yùn)動(dòng)件的黏性阻尼系數(shù)，k是負(fù)載運(yùn)動(dòng)時(shí)的彈簧剛度，Xv是伺服滑閥的位移。液壓缸由比例閥(MOOG D662)控制。2個(gè)壓力傳感器分別固定在出口和進(jìn)口，用于測(cè)量實(shí)際液壓油壓力，從而計(jì)算臍帶纜上的實(shí)際拉力。由于臍帶纜具有非線性拉伸特性，其實(shí)際系統(tǒng)過(guò)于復(fù)雜，先將其簡(jiǎn)化為質(zhì)量塊、彈簧和黏性阻尼組合，而無(wú)需考慮動(dòng)態(tài)彎曲的過(guò)程。工作油壓Ps為16 MPa，假設(shè)液壓系統(tǒng)中沒(méi)有泄漏，液壓油為無(wú)黏性、不可壓縮的理想流體，油壓Ps恒定不變，回油壓力為0，那么上述液壓系統(tǒng)的物理特性為：

qL=Kqxv-KcpL

(1)

(2)

式中：qL是負(fù)載流量；Kq是流量增益系數(shù)；Kc是流量-壓力系數(shù)；PL是負(fù)載壓力；η是折算系數(shù)。油缸內(nèi)液壓油流量為：

(3)

(4)

式中：mt為活塞及負(fù)載的等效質(zhì)量；Bp為活塞、負(fù)載以及其他運(yùn)動(dòng)件的黏性阻尼系數(shù)；f和F分別為外界其他負(fù)載力和載荷力。

圖3 閥控非對(duì)稱液壓缸原理Fig.3 Schematic diagram of the tension hydraulic system

在方程(1)～(4)上進(jìn)行拉普拉斯變換時(shí)，不考慮干擾力，則負(fù)載力FL對(duì)閥芯位移Xv的傳遞函數(shù)可以表示為：

(5)

上述液壓系統(tǒng)的主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1拉力液壓控制系統(tǒng)的參數(shù)

Table1Theparametersofthetensionhydrauliccontrolsystem

技術(shù)參數(shù)參數(shù)值技術(shù)參數(shù)參數(shù)值A(chǔ)1/m20.101 788βe/Pa6.9×108A2/m20.052 699ps/Pa16×106mt/kg1 050Kq/(m2·s-1)0.833 333Kce/(m5·(N·s)-1)4.465×10-10Vt/m30.012 802Bp/(N·s·m-1)800Ksv/(m·A-1)0.5

2 離散模型參考自適應(yīng)控制方法設(shè)計(jì)

2.1 控制方案設(shè)計(jì)

通過(guò)零階保持法，將系統(tǒng)傳遞函數(shù)離散化為B(z)/A(z)。將B(z)和A(z)的階數(shù)分別設(shè)為n和m，然后用式(6)～(8)來(lái)表示液壓控制系統(tǒng)的線性模型。根據(jù)Diophantine方程，液壓控制系統(tǒng)的非最小實(shí)現(xiàn)可由式(9)中表示。

(6)

A(z)=zn+an-1zn-1+…+a1z+a0

(7)

B(z)=bmzm+bm-1zm-1+…+b1z+b0

(8)

式中u(k)和F(k)是液壓控制系統(tǒng)的輸入和輸出信號(hào)。

(9)

式中:多項(xiàng)式Q(z)、D(z)、R(z)和H(z)的階數(shù)分別為n、n-m、n-2、n-1;bm是需要估計(jì)的參數(shù);R(z)和H(z)可表示為：

R(z)=rn-1zn-1+rn-2zn-2+…+r1z+r0

(10)

H(z)=hn-1zn-1+hn-2zn-2+…+h1z+h0

(11)

式中:rn-1,rn-2,…,r1,r0,hn-1,hn-2,…,h1,h0是R(z)和H(z)的系數(shù)。另外，系統(tǒng)輸出也可以表示為：

F(k)=ΘT(k)ζ(k)

(12)

ΘT(k)=[bmrn-1…r1r0hn-1…h(huán)1h0]=

[θ1θ2…θ2n+1]

(13)

(14)

(15)

為了滿足液壓控制系統(tǒng)性能的要求，可選擇Bm(z)/Am(z)=(0.442 9z+0.236 8)/(z2-0.482 3z+0.162)為參考模型。考慮到參考模型和液壓控制系統(tǒng)，離散模型匹配控制系統(tǒng)如圖4所示。

圖5為所設(shè)計(jì)的離散模型參考自適應(yīng)控制系統(tǒng)。系統(tǒng)輸出F(k)應(yīng)始終等于參考模型輸出。

(16)

圖4 離散模型匹配控制系統(tǒng)Fig.4 Discrete model matching control system

系統(tǒng)輸出誤差e1(k)和系統(tǒng)估計(jì)輸出誤差e(k)為：

e1(k)=Fm(k)-F(k)

(17)

(18)

圖5 離散MRAC控制系統(tǒng)Fig.5 Model reference adaptive control system

2.2 基于ADALINE-LMM算法的參數(shù)自適應(yīng)律

為了獲得更好地自適應(yīng)控制性能，采用自適應(yīng)線性神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)結(jié)合最小均值M估計(jì)算法對(duì)液壓控制系統(tǒng)進(jìn)行實(shí)時(shí)參數(shù)辨識(shí)。Adaline是一種線性神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)，輸入信號(hào)利用系統(tǒng)估計(jì)的輸出誤差e(k)來(lái)調(diào)整Adaline的權(quán)值[20-23]。令目標(biāo)函數(shù)為，則其表示為：

JM(k)=E{M[e(k)]}

(19)

式中M[e(k)]是一個(gè)魯棒M估計(jì)函數(shù)，通過(guò)hampel三段式獲得，表示為：

(20)

(21)

(22)

式中：t1、t2和t3是3個(gè)閾值，可用于確定脈沖抑制水平。上述3個(gè)參數(shù)可根據(jù)式(23)、(24)估算為：

C2med{e(k)2,e(k-1)2,…,e(k-Lw+1)2}

(23)

(24)

圖6 系統(tǒng)的自適應(yīng)規(guī)律Fig.6 The adaptive law of the proposed MRACS

(25)

(26)

式中μ表示提高控制方案跟蹤能力的步長(zhǎng)。

2.3 ADALINE-LMM算法的穩(wěn)定性分析

為了保證ADALINE-LMM算法的穩(wěn)定性，步長(zhǎng)μ應(yīng)在一個(gè)特定的范圍內(nèi)選擇，該范圍為[24-28]：

(27)

式中：R是輸入自相關(guān)矩陣；λmax(R)是輸入自相關(guān)矩陣R的最大的特征值。步長(zhǎng)的上限通過(guò)給出的μmax=2/3tr(R)用于ADALINE-LMM算法中。其中，tr(R)是矩陣R的跡。從式中可看出算法的穩(wěn)定性受步長(zhǎng)μ的影響。

3 MRACS與PID輸出和力控制仿真

為說(shuō)明所提出的控制方案的有效性，本文利用MATLAB/SIMULINK對(duì)圖3所示的閥控液壓系統(tǒng)進(jìn)行了仿真?？刂葡到y(tǒng)的簡(jiǎn)化傳遞函數(shù)為：

(28)

其離散傳遞函數(shù)為：

(29)

實(shí)際上，臍帶纜的非線性特性是顯著的，其對(duì)整個(gè)系統(tǒng)的影響是不容忽視的。此外，電液力伺服控制系統(tǒng)本身就是一個(gè)慢時(shí)變系統(tǒng)。考慮這些時(shí)變?cè)捌湎嗷サ挠绊?，假設(shè)離散傳遞函數(shù)的所有系數(shù)在試驗(yàn)期間在其模型值的70%～130%內(nèi)變化，則系統(tǒng)的傳遞函數(shù)可寫為：

(30)

(31)

如方程(31)所示，假定上述系數(shù)以正弦形式變化且f為變化頻率。對(duì)于Adaline-LMM算法，C1、C2和α的最優(yōu)化值分別設(shè)置為0.995 0、2.718 8和1。Lw設(shè)置為7，采樣頻率為30 Hz，系統(tǒng)輸入是頻率為0.025 Hz的正弦信號(hào)和振幅為100 000的階躍信號(hào)(10～100 s)的組合。α和λ分別取1和0.548。權(quán)重的初始值都設(shè)置為0。

圖7中(a)、(b)顯示了當(dāng)液壓系統(tǒng)內(nèi)部參數(shù)以不同頻率變化時(shí)系統(tǒng)的控制結(jié)果。結(jié)果表明，系統(tǒng)輸出能很好地跟蹤參考模型的輸出結(jié)果。雖然存在一些微小的波動(dòng)，但仍處于允許范圍內(nèi)。

為說(shuō)明所提出的MRACS相比于傳統(tǒng)PID控制方法的優(yōu)越性，在仿真過(guò)程中采用一種典型的PID控制器來(lái)作對(duì)比。PID控制器在0.1 Hz (1 Hz)的kp、ki和kd參數(shù)分別設(shè)置為10-7(1.2×10-7)，8×10-8(9×10-8)和10-9(10-10)。從圖8(a)和(b)可以看出，采用PID控制器的系統(tǒng)輸出不穩(wěn)定且不能控制在目標(biāo)值附近范圍內(nèi)，說(shuō)明PID不能及時(shí)地跟蹤變化，當(dāng)系統(tǒng)參數(shù)變化較快時(shí)，采用PID控制器的液壓恒拉力控制系統(tǒng)變得不穩(wěn)定、系統(tǒng)輸出出現(xiàn)明顯振蕩。顯然，與PID控制器不同的是，當(dāng)液壓系統(tǒng)的參數(shù)發(fā)生變化時(shí)，MRACS能夠提供具有較好魯棒的恒力控制性能。

圖7 MRACS的仿真結(jié)果Fig.7 MRACS simulation result

圖8 恒力控制仿真結(jié)果Fig.8 Constant force control simulation result

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

實(shí)驗(yàn)中控制系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置與仿真條件相同。在臍帶纜彎曲端彎曲成4個(gè)不同角度時(shí)，分別對(duì)系統(tǒng)的靜態(tài)拉伸性能進(jìn)行測(cè)試。然后在4種典型彎曲速度下，對(duì)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)拉伸性能進(jìn)行測(cè)試。

圖9為系統(tǒng)靜態(tài)拉力實(shí)驗(yàn)的測(cè)試結(jié)果，從圖9中可看出，即使臍帶纜在不同角度彎曲下其EI和EA值發(fā)生了變化，但所設(shè)計(jì)的控制系統(tǒng)總能將靜態(tài)液壓拉伸力保持在設(shè)定值周圍，波動(dòng)幅度較小。從表2中可得出，此時(shí)系統(tǒng)的靜態(tài)跟蹤誤差最大不超過(guò)3%，平均跟蹤誤差接近0.3%，所以該控制器的控制性能完全能滿足系統(tǒng)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)的要求。

圖9 不同彎曲角度下的靜態(tài)拉伸力實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Static stretching force experiment results at different bending angles

表2靜拉伸試驗(yàn)結(jié)果的相關(guān)分析數(shù)據(jù)

Table2Therelativeanalysisdataofthestaticstretchingforceexperimentresults

彎曲角/(°)最大跟蹤偏差/N最大跟蹤誤差/%平均跟蹤偏差/N平均跟蹤誤差/%跟蹤偏差/N跟蹤誤差/%-102 077.32.08128.30.13568.20.57-201 993.21.99217.10.22652.90.65101 857.61.86167.50.17470.80.47202 244.32.24241.10.24729.70.73

根據(jù)國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)的要求，臍帶纜拉彎組合疲勞試驗(yàn)機(jī)還需要對(duì)臍帶纜進(jìn)行動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)。臍帶纜的動(dòng)態(tài)試驗(yàn)要求臍帶纜拉伸端的拉伸力保持恒定，即當(dāng)臍帶纜彎曲端在2個(gè)水平對(duì)置的液壓缸的推動(dòng)下在一定的角度范圍內(nèi)往復(fù)擺動(dòng)時(shí)，需要電液力伺服系統(tǒng)仍然能夠在誤差為10%的范圍內(nèi)對(duì)臍帶纜拉伸端施加恒定的拉力。

在本實(shí)驗(yàn)中，根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)需求，選取的臍帶纜彎曲角度的變化范圍為 -20°～ 20°，擺動(dòng)周期分別設(shè)定為140 s、80 s、60 s和40 s。相應(yīng)的動(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)的結(jié)果如圖10所示。此外，統(tǒng)計(jì)系統(tǒng)的最大跟蹤偏差(MTD)、最大跟蹤誤差(MTE)、平均跟蹤偏差(ATD)、平均跟蹤誤差(STE)以及跟蹤誤差(SDTE)的標(biāo)準(zhǔn)偏差，具體結(jié)果詳見(jiàn)表3。

表3動(dòng)態(tài)拉伸力試驗(yàn)結(jié)果的相關(guān)分析數(shù)據(jù)

Table3Therelativeanalysisdataofthedynamicstretchingforceexperimentresults

擺動(dòng)周期/s最大跟蹤偏差/N最大跟蹤誤差/%平均跟蹤偏差/N平均跟蹤誤差/%跟蹤偏差/N跟蹤誤差/%1403 753.23.75127.70.131 904.21.90805 046.55.05463.30.461 891.71.89605 381.15.38510.30.512 037.42.04408 705.18.71198.80.202 142.42.14

從圖10可以看出，系統(tǒng)拉伸力的波動(dòng)性似乎隨著擺動(dòng)周期的減少而增大。但利用SDTE指標(biāo)及其在拉力設(shè)定值中所占的比例來(lái)分析這4組實(shí)驗(yàn)中追蹤誤差的數(shù)據(jù)波動(dòng)時(shí)，4組動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)的SDTE結(jié)果無(wú)明顯差異(約2%)，這說(shuō)明在這4個(gè)實(shí)驗(yàn)中輸出拉力的波動(dòng)程度處于同一水平。但當(dāng)擺動(dòng)周期減小到40 s時(shí)，如表3所示,在電液力伺服系統(tǒng)在某些時(shí)刻的瞬時(shí)輸出誤差會(huì)達(dá)到8%。在控制器的作用下，液壓拉伸力可以很快地調(diào)整到正常波動(dòng)的范圍內(nèi)。并且，這4個(gè)實(shí)驗(yàn)中的平均跟蹤誤差為0.3%(表3)，這表明，所設(shè)計(jì)控制系統(tǒng)的控制精度較好。

圖10 動(dòng)態(tài)拉伸力試驗(yàn)結(jié)果Fig.10 Experiment results of dynamic stretching force

5 結(jié)論

1)臍帶纜的非線性彎曲特性和實(shí)際工況下的時(shí)變參數(shù)，使得臍帶纜彎曲端的恒拉力控制存在較大誤差?；谧赃m應(yīng)線性神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型和LMM算法，使得試驗(yàn)機(jī)能夠?qū)崿F(xiàn)臍帶纜彎曲端在反復(fù)彎曲時(shí)達(dá)到誤差允許范圍內(nèi)的恒拉力控制；

2)在不同頻率下，比較參考模型的輸出與系統(tǒng)實(shí)際輸出的誤差、比較提出的模型和算法和與傳統(tǒng)PID控制器結(jié)果，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明文中所提的控制方案能夠有效克服液壓參數(shù)變化和臍帶纜非線性彎曲和拉伸特性帶來(lái)的干擾，具有更好的恒拉力控制性能；

3)將控制算法應(yīng)用于靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)和動(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明控制系統(tǒng)具有良好的控制精度和魯棒性能，滿足國(guó)際主流標(biāo)準(zhǔn)對(duì)臍帶纜動(dòng)態(tài)恒拉力性能的要求。