JPH09207889A - Automatically steering device for ship - Google Patents

Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To provide the optimum needle change track plan by feeding back parameters which determine characteristics of a ship which are assumed by an identification computing part to a track computing part, a feed forward controller, and a feedback controller and replacing them by previous parameters in each unit. SOLUTION: In a track computing part 12-1, a reference course of a needle is obtained by computing by use of a set course of needle, set value, and a bow azimuth, and a deviation from the bow azimuth which is an output to be controlled is obtained in a first adder 12-4. A feedback controller 12-3 inputs this deviation, computes a feedback steering angle, and outputs it to a second adder 12-5. A feed forward controller 12-2 inputs a reference course of needle, computes a feed forward steering angle, outputs it to the second adder 12-5, and adds input by the second adder 12-5 to obtain a command steering angle and output it to an adder 13. An identification computing unit 12-6 inputs the deviation of the first adder 12-4, computes parameters which determine characteristics of a ship when it changes its course, and outputs them to the track computing part 12-1 and each controller.

Description

【発明の詳細な説明】Detailed Description of the Invention

【０００１】[0001]

【発明の属する技術分野】本発明は船舶用自動操舵装置
のオートパイロットに関し、より詳細には斯かるオート
パイロットの変針時及び保針時における船舶のパラメー
タの見積もり値と実際値とのずれに起因した誤差を低減
することによる性能向上に関する。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to an autopilot for an automatic steering system for a ship, and more particularly, due to a deviation between an estimated value and an actual value of a parameter of the ship when the autopilot is changed and held. The present invention relates to performance improvement by reducing the error.

【０００２】[0002]

【従来の技術】図１０に従来の船舶用自動操舵装置の制
御系のブロック図を示す。斯かる制御系を以下に単に自
動操舵系と称する。自動操舵系は第１の加算器１１と自
動操舵装置即ちオートパイロット１２０と操舵機１６と
第２の加算器１３と船体１４−１と船首方位検出器１４
−２とを含む。2. Description of the Related Art FIG. 10 shows a block diagram of a control system of a conventional marine vessel automatic steering system. Hereinafter, such a control system will be simply referred to as an automatic steering system. The automatic steering system includes a first adder 11, an automatic steering device, that is, an autopilot 120, a steering device 16, a second adder 13, a hull 14-1, and a heading detector 14.
-2.

【０００３】自動操舵系に入力信号φ_INとして設定針路
φ_C ＝φ_INが入力される。加算器１１は設定針路φ_C と
船首方位φの偏差ＥＲＲ＝φ_C −φを求める。自動操舵
装置即ちオートパイロット１２０は斯かる偏差ＥＲＲと
設定針路φ_C を入力して命令舵角Ｕ_C を出力する。斯か
る命令舵角Ｕ_C は操舵機１６に供給される。The set course φ _C = φ _IN is input to the automatic steering system as an input signal φ _IN . The adder 11 obtains a deviation ERR = φ _C −φ between the set course φ _C and the heading φ. The automatic steering device, that is, the autopilot 120 inputs the deviation ERR and the set course φ _C and outputs the command steering angle U _C. The command steering angle U _C is supplied to the steering device 16.

【０００４】操舵機１６は舵角Ｕを命令舵角Ｕ_C に迅速
に追従させるためのサーボ機構を有し、１次遅れ要素に
相当する。船体１４−１には風、波浪等の外乱ｄが作用
する。加算器１３は操舵機１６の出力信号である舵角Ｕ
に角度換算した外乱ｄを加算する。The steering gear 16 has a servo mechanism for causing the steering angle U to quickly follow the command steering angle U _C , and corresponds to a first-order lag element. A disturbance d such as wind and waves acts on the hull 14-1. The adder 13 outputs a steering angle U which is an output signal of the steering gear 16.
The angle-converted disturbance d is added to.

【０００５】船体１４−１は船舶の方位軸周りに回転す
る運動系であると見なすことができる。船舶の角速度
（旋回角速度）は船首方位φの角速度（１階微分）とし
て表される。船体１４−１は加算器１３の出力信号Ｕ＋
ｄを入力して船首方位の角速度ｄφ／ｄｔを発生する。The hull 14-1 can be regarded as a motion system that rotates around the azimuth axis of the ship. The angular velocity (turning angular velocity) of the ship is represented as the angular velocity (first-order differential) of the bow direction φ. The hull 14-1 is the output signal U + of the adder 13.
By inputting d, the angular velocity dφ / dt in the heading direction is generated.

【０００６】船首方位検出器１４−２は船首方位の角速
度ｄφ／ｄｔより船首方位φを演算する。船首方位検出
器１４−２はジャイロコンパス、磁気コンパス等を含む
ものであってよい。斯かる船首方位φは加算器１１にフ
ィードバックされる。こうして閉ループが構成され、こ
の閉ループは、加算器１１の出力である偏差ＥＲＲがゼ
ロになるように動作する。このとき船首方位φは自動操
舵系の出力信号φ_OUT＝φとして出力される。The heading detector 14-2 calculates the heading φ from the angular velocity dφ / dt of the heading. The heading detector 14-2 may include a gyro compass, a magnetic compass, or the like. The bow direction φ is fed back to the adder 11. Thus, a closed loop is formed, and this closed loop operates so that the deviation ERR, which is the output of the adder 11, becomes zero. At this time, the heading φ is output as an output signal φ _OUT = φ of the automatic steering system.

【０００７】自動操舵装置即ちオートパイロット１２０
は、一般に変針モードと保針モードの２モードにて作動
される。変針モードは、前の設定状態と異なる設定針路
φ_Cが入力される変針時に対応し、保針モードは前の設
定状態を保持し続ける保針時に対応する。Automatic steering device or autopilot 120
Are generally operated in two modes, a needle changing mode and a needle keeping mode. The needle change mode corresponds to a needle change when a set course φ _C different from the previous set state is input, and the needle hold mode corresponds to a needle hold that keeps the previous set state.

【０００８】図１１を参照して自動操舵装置即ちオート
パイロット１２０の構成と動作を説明する。オートパイ
ロット１２０はモード制御部１２０−１と線形要素１２
０−２及び非線形要素１２０−３とを有し、偏差ＥＲＲ
と設定針路又は設定方位φ_Cを入力する。The structure and operation of the automatic steering device, that is, the autopilot 120 will be described with reference to FIG. The autopilot 120 includes a mode controller 120-1 and a linear element 12
0-2 and the non-linear element 120-3, and the deviation ERR
And the set course or set bearing φ _C.

【０００９】モード制御部１２０−１は偏差ＥＲＲと設
定針路φ_C を入力して、自動操舵系が変針モードと保針
モードのいずれのモードにて作動されるべきかを判定
し、変針モード又は保針モードに対応した制御信号ＳＧ
を出力する。The mode control unit 120-1 inputs the deviation ERR and the set course φ _C , determines whether the automatic steering system should be operated in the needle changing mode or the needle holding mode, and changes the needle changing mode or the needle holding mode. Control signal SG corresponding to the needle keeping mode
Is output.

【００１０】線形要素１２０−２は、比例＋積分＋微分
（ＰＩＤ）動作の機能、及びフィルタの機能を有する。
非線形要素１２０−３は天候調整機構を有する。The linear element 120-2 has a function of proportional + integral + derivative (PID) operation and a function of a filter.
The non-linear element 120-3 has a weather adjustment mechanism.

【００１１】比例（Ｐ）動作及び微分（Ｄ）動作は、自
動操舵中に船首方位の安定を保持するように機能し、通
常の自動操舵系の周波数帯にて作動する。積分（Ｉ）動
作は外乱ｄが船体１４−１に作用したとき船体１４−１
に生じる船首方位φの偏差ＥＲＲを定常的にゼロにする
ように機能し、通常の運行で使用する低周波数域にて作
動する。フィルタ機能は高周波域の外乱ｄを除去するよ
うに作動する。The proportional (P) operation and the derivative (D) operation function to maintain the stability of the bow direction during automatic steering, and operate in the normal automatic steering system frequency band. The integral (I) operation is performed when the disturbance d acts on the hull 14-1.
It functions to steadily reduce the deviation ERR of the heading φ that occurs in 1) to zero, and operates in the low frequency range used in normal operation. The filter function operates so as to remove the disturbance d in the high frequency range.

【００１２】天候調整機構は、外乱ｄに起因して操舵機
１６に不要な操作量が生ずることを防止するように作動
する。こうして、偏差信号ＥＲＲは線形要素１２０−２
と非線形要素１２０−３の各動作によって処理され、命
令舵角Ｕ_C が生成され、斯かる命令舵角Ｕ_C はオートパ
イロット１２０の出力信号として出力される。The weather adjusting mechanism operates so as to prevent an unnecessary operation amount from being generated in the steering gear 16 due to the disturbance d. Thus, the deviation signal ERR is the linear element 120-2.
And is processed by the operation of nonlinear elements 120-3, instruction steering angle U _C is generated, such instruction steering angle U _C is output as an output signal of the autopilot 120.

【００１３】次に、保針状態から変針状態に推移し、再
び保針状態に戻る場合について、オートパイロット１２
０の動作を説明する。最初にモード制御部１２０−１
は、供給された設定針路φ_C より保針状態であると判定
し、保針モードに対応した制御信号ＳＧを線形要素１２
０−２及び非線形要素１２０−３を出力する。Next, in the case of changing from the needle holding state to the needle changing state and returning to the needle holding state again, the auto pilot 12
The operation of 0 will be described. First, the mode control unit 120-1
Determines that it is in the needle holding state from the supplied set course φ _C , and outputs the control signal SG corresponding to the needle holding mode to the linear element 12
0-2 and the non-linear element 120-3 are output.

【００１４】線形要素１２０−２に供給される制御信号
ＳＧは自動操舵系の保針性能を定める比例、微分、積分
及びフィルタの各ゲイン及び定数を含み、非線形要素１
２０−３に供給される制御信号ＳＧは保針性能を提供す
るための天候調整機構の設定値を含む。こうして、自動
操舵系は保針モードにて作動される。The control signal SG supplied to the linear element 120-2 includes proportional, derivative, integral and filter gains and constants that determine the needle keeping performance of the automatic steering system, and the nonlinear element 1
The control signal SG supplied to 20-3 includes the setting value of the weather adjustment mechanism for providing the needle keeping performance. Thus, the automatic steering system is operated in the needle keeping mode.

【００１５】次に設定針路φ_C が変化すると、モード制
御部１２０−１は変針状態であると判定する。例えば、
偏差ＥＲＲの絶対値が所定の基準値以上となったとき
に、変針状態であると判定する。同様に、モード制御部
１２０−１は、変針状態であると判定すると、変針モー
ドに対応した制御信号ＳＧを線形要素１２０−２及び非
線形要素１２０−３に出力する。Next, when the set course φ _C changes, the mode control unit 120-1 determines that the needle is in a changed state. For example,
When the absolute value of the deviation ERR exceeds a predetermined reference value, it is determined that the needle is in a changed state. Similarly, when the mode control unit 120-1 determines that the needle is in the changed state, it outputs the control signal SG corresponding to the changed needle mode to the linear element 120-2 and the non-linear element 120-3.

【００１６】線形要素１２０−２に供給される制御信号
ＳＧは自動操舵系の変針性能を定める比例、微分、積分
及びフィルタの各ゲイン及び定数を含み、非線形要素１
２０−３に供給される制御信号ＳＧは変針性能を提供す
るための命令信号を含む。こうして、自動操舵系は変針
モードにて作動される。The control signal SG supplied to the linear element 120-2 includes proportional, derivative, integral, and filter gains and constants that determine the variable steering performance of the automatic steering system, and the nonlinear element 1
The control signal SG supplied to 20-3 includes a command signal for providing the needle changing performance. Thus, the automatic steering system is operated in the variable needle mode.

【００１７】設定針路φ_C が一定に維持されると、モー
ド制御部１２０−１は、再び保針状態であると判定し、
自動操舵系は保針モードにて作動される。When the set course φ _C is maintained constant, the mode control unit 120-1 again determines that the needle holding state is maintained,
The automatic steering system is operated in the needle keeping mode.

【００１８】次に、保針モード及び変針モードにおける
線形要素１２０−２及び非線形要素１２０−３の各動作
を説明する。保針モードでは、上述のように自動操舵系
の閉ループを安定化するように制御信号ＳＧが設定され
る。変針モードでは、開始直後から短時間で船首方位φ
を新たな設定針路φ_C に追従させることが優先される。
従って、線形要素１２０−２の積分動作は停止され、比
例動作、微分動作及びフィルタ動作の各ゲインと時定数
が設定され、更に、非線形要素１２０−３の動作は停止
される。Next, the operations of the linear element 120-2 and the non-linear element 120-3 in the needle holding mode and the needle changing mode will be described. In the needle keeping mode, the control signal SG is set so as to stabilize the closed loop of the automatic steering system as described above. In the needle change mode, the heading φ
Is prioritized to follow the new set course φ _C.
Therefore, the integral operation of the linear element 120-2 is stopped, each gain and time constant of the proportional operation, the derivative operation, and the filter operation are set, and the operation of the nonlinear element 120-3 is stopped.

【００１９】変針モードから保針モードへ変化した場
合、線形要素１２０−２の積分動作は、保持していた値
を０にリセットしてから作動を開始する。線形要素１２
０−２の他の動作及び非線形要素１２０−３の動作は、
保針モードにおけるゲイン、時定数及び設定値を使用し
て作動を開始する。When the needle changing mode is changed to the needle holding mode, the integral operation of the linear element 120-2 is started after resetting the held value to zero. Linear element 12
The other operations of 0-2 and the operation of the nonlinear element 120-3 are as follows.
Start the operation using the gain, time constant and set value in the hand hold mode.

【００２０】[0020]

【発明が解決しようとする課題】オートパイロット１２
０は対象船を考慮して設計されるが、実際の船舶の特性
が対象船の特性と異なったり、積み荷等による影響で特
性が変化することがあり、実際の船舶では設計性能を発
揮することができない場合がある。[Problems to be Solved by the Invention] Autopilot 12
Although 0 is designed considering the target ship, the characteristics of the actual ship may differ from the characteristics of the target ship, and the characteristics may change due to the influence of cargo etc., so that the design performance should be exhibited on the actual ship. May not be possible.

【００２１】図１２に従来のオートパイロット１２０に
おける変針応答特性を示す。説明を簡単化するために、
オートパイロット１２０より非線形要素１２０−３を除
去し、線形要素１２０−２のみの応答を表す。縦軸は変
針量、横軸は時間である。保針時の設定針路φ_C をゼロ
とし、変針開始時点ｔ＝０にて、オートパイロット１２
０にステップ状の設定針路φ_C が入力され、それより命
令舵角Ｕ_C が出力される。命令舵角Ｕ_C は操舵機１６に
供給され、それによって船体１４−１の船首方位φは変
化する。FIG. 12 shows a needle change response characteristic in the conventional autopilot 120. To simplify the explanation,
The non-linear element 120-3 is removed from the autopilot 120, and the response of only the linear element 120-2 is represented. The vertical axis represents the amount of needle change and the horizontal axis represents time. When the set course φ _C at the time of holding the needle is set to zero, the auto pilot 12
The step-shaped set course φ _C is input to 0, and the command steering angle U _C is output from it. The command rudder angle U _C is supplied to the steering gear 16, which changes the heading φ of the hull 14-1.

【００２２】直線１２５は設定針路φ_C を表し、実線の
曲線１２６は設計上の応答特性を示し、実線以外の曲線
１２７、１２８、１２９は実際の応答特性を示す。曲線
１２６と曲線１２７、１２８、１２９を比較すると明ら
かなように、実際の応答特性は設計上の応答特性とはか
なり異なることとなる。The straight line 125 represents the set course φ _C , the solid curve 126 shows the design response characteristics, and the other curves 127, 128, 129 show the actual response characteristics. As is clear from the comparison between the curve 126 and the curves 127, 128, and 129, the actual response characteristic is considerably different from the designed response characteristic.

【００２３】このような場合、操船者は上記のＰＩＤゲ
インとフィルタ定数を現実の船舶特性に適するように調
整している。この調整作業は、保針時でも可能だが変針
時に比べて船首方位の変化量が少ないため主として変針
時に行う。これは時間と手数がかかり、且つ熟練を要す
る。In such a case, the operator adjusts the above PID gain and filter constant so as to suit the actual ship characteristics. This adjustment work is possible even when the needle is held, but it is mainly performed when the needle is changed because the amount of change in the heading is smaller than when the needle is changed. This is time consuming, laborious and requires skill.

【００２４】従来の自動操舵系では、ステップ入力の設
定針路φ_C に船首方位φを追従させることだけが考慮さ
れていた。従って操舵機１６への命令舵角に対する許容
可能な角度及び角速度を無視している。その結果、例え
ば設計の際に現状の船舶の特性が既知であっても、運用
の際に操舵機の性能の制限を受け、結局、図１２に示し
た如き、設計応答特性と実際の応答特性との間に差が生
ずる。In the conventional automatic steering system, it has been considered only to make the heading φ follow the set course φ _C for step input. Therefore, the allowable angle and angular velocity with respect to the commanded steering angle to the steering device 16 are ignored. As a result, for example, even if the characteristics of the current ship are known at the time of design, the performance of the steering gear is limited during operation, and as a result, the design response characteristics and the actual response characteristics as shown in FIG. There is a difference between

【００２５】本発明は斯かる点に鑑み、現状の船舶の特
性を同定する機能を有する自動操舵装置を提供すること
を目的とする。In view of the above point, the present invention has an object to provide an automatic steering device having a function of identifying the characteristics of the current ship.

【００２６】本発明は斯かる点に鑑み、変針モードにお
いて、操舵機の性能を考慮することができる変針軌道計
画ができる自動操舵装置を提供することを目的とする。In view of the above point, the present invention has an object to provide an automatic steering device capable of planning a changed trajectory in which the performance of a steering machine can be taken into consideration in the changed needle mode.

【００２７】[0027]

【課題を解決するための手段】本発明によると、例えば
図１に示すように、参照針路に対する船首方位の偏差に
基づいて命令舵角を出力する自動操舵装置と該自動操舵
装置に対して船首方位をフィードバックする制御ループ
とを有する船舶用自動操舵装置において、上記自動操舵
装置は、軌道計画に基づいた参照針路を演算する軌道演
算部と上記制御ループを安定化させるために閉ループ制
御を提供するフィードバック制御器と上記制御ループの
変針特性を高めるために開ループ制御を提供するフィー
ドフォワード制御器と上記偏差に基づいて船舶の特性を
定めるパラメータを演算する同定演算部と有することを
特徴とする。According to the present invention, for example, as shown in FIG. 1, an automatic steering device for outputting a command steering angle based on a deviation of a heading from a reference course and a bow for the automatic steering device. In a ship automatic steering apparatus having a control loop for feeding back the bearing, the automatic steering apparatus provides a closed loop control for stabilizing the control loop and a trajectory calculation unit that calculates a reference course based on a trajectory plan. The present invention is characterized by having a feedback controller, a feedforward controller that provides open loop control to enhance the needle change characteristics of the control loop, and an identification calculator that calculates a parameter that determines the characteristics of the ship based on the deviation.

【００２８】本発明によると、フィードバック制御器１
２−３によって閉ループ系が提供され、斯かる閉ループ
系によって自動操舵系の制御ループの安定化が確保され
る。この閉ループ系は参照針路に対する船首方位の偏差
がゼロとなるように作動する。According to the invention, the feedback controller 1
2-3 provides a closed loop system, which ensures stabilization of the control loop of the automatic steering system. This closed loop system operates so that the deviation of the heading from the reference course is zero.

【００２９】本発明によると、フィードフォワード制御
器１２−２によって開ループ系が提供され、開ループ系
によって自動操舵系の制御ループの変針特性が高められ
る。この開ループ系は船首方位が直ちに参照針路に一致
するように作動する。According to the present invention, the feedforward controller 12-2 provides an open loop system, and the open loop system enhances the variable needle characteristic of the control loop of the automatic steering system. This open-loop system operates so that the heading immediately matches the reference course.

【００３０】本発明によると、軌道演算部１２−１にお
いて、時間管理された参照針路が演算される。斯かる参
照針路は時間を変数とし且つ次の条件を満たす。According to the present invention, the time-controlled reference course is calculated in the trajectory calculation section 12-1. Such a reference course has time as a variable and satisfies the following conditions.

【００３１】（１）加速モード、等速モード、減速モー
ドの各モード毎に時間管理された関数である。 （２）加速モードにおいて、参照針路の初期値として船
舶の船首方位の角速度及び角加速度が取り込まれる。 （３）加速モードと減速モードにおいて、時間に関する
２階微分は時間に関する２次関数となる。(1) A function whose time is managed for each of the acceleration mode, the constant speed mode, and the deceleration mode. (2) In the acceleration mode, the angular velocity and angular acceleration of the bow direction of the ship are taken in as the initial values of the reference course. (3) In acceleration mode and deceleration mode, the second derivative with respect to time is a quadratic function with respect to time.

【００３２】（４）参照針路はモード切り換え時におい
て、時間に関して滑らかである、即ち連続的且つ２階微
分可能である。 （５）参照針路は、等速モードにおいて、時間に関する
２階微分がゼロとなる。(4) The reference course is smooth in time at the time of mode switching, that is, continuous and second-order differentiable. (5) In the constant velocity mode, the reference course has a zero-order second derivative.

【００３３】本発明によると、船舶用自動操舵装置にお
いて、上記フィードバック制御器は上記参照針路に対す
る船首方位の偏差を入力してフィードバック舵角を出力
し、上記フィードフォワード制御器は上記参照針路を入
力してフィードフォワード舵角を出力し、上記自動操舵
装置は上記フィードバック舵角とフィードフォワード舵
角の和によって上記命令舵角を演算しそれを出力信号と
して出力するように構成されていることを特徴とする。According to the present invention, in the automatic steering system for a ship, the feedback controller inputs the deviation of the heading with respect to the reference course to output the feedback steering angle, and the feedforward controller inputs the reference course. And outputs the feedforward steering angle, and the automatic steering device is configured to calculate the command steering angle based on the sum of the feedback steering angle and the feedforward steering angle and output the command steering angle as an output signal. And

【００３４】本発明によると、船舶用自動操舵装置にお
いて、上記自動操舵装置より出力された命令舵角と角度
換算した外乱を入力して舵角を演算する加算器を有し、
該加算器より出力された舵角を制御対象に入力するよう
に構成されていることを特徴とする。According to the present invention, in the marine vessel automatic steering system, the automatic steering system has an adder for calculating the steering angle by inputting the commanded steering angle output from the automatic steering system and the disturbance converted into an angle,
The steering angle output from the adder is input to the control target.

【００３５】本発明によると、船舶用自動操舵装置にお
いて、上記フィードフォワード制御器の伝達特性は、上
記制御対象に入力される舵角から上記船首方位までの伝
達特性と逆特性を有することを特徴とする。フィードフ
ォワード舵角の最大値はフィードフォワード舵角の１階
微分がゼロとなる時点で生じ、フィードフォワード舵角
の角速度の最大値は加速モードの始点時点又は終了時点
で生ずる。According to the present invention, in the automatic steering system for a ship, the transfer characteristic of the feedforward controller has an inverse characteristic to the transfer characteristic from the steering angle input to the controlled object to the bow direction. And The maximum value of the feedforward rudder angle occurs when the first derivative of the feedforward rudder angle becomes zero, and the maximum value of the angular velocity of the feedforward rudder angle occurs at the start point or the end point of the acceleration mode.

【００３６】本発明によると、船舶用自動操舵装置にお
いて、上記参照針路は、上記フィードフォワード舵角及
びその角速度の各々の最大値を取り込むことを特徴とす
る。According to the present invention, in the automatic steering system for a ship, the reference course takes in the maximum values of the feedforward rudder angle and its angular velocity.

【００３７】本発明によると、船舶用自動操舵装置にお
いて、上記同定演算部は自動変針時において上記加速モ
ードの終了時点及び上記等速モードの終了時点及び上記
軌道計画による変針後の静定状態の時点における上記偏
差を保持するように構成されている。また、上記同定演
算部は上記静定状態の時点にて保持された上記偏差を用
いて上記加速モードと上記等速モードの各々の終了時点
におけるバイアス外乱推定値を演算することを特徴とす
る。上記同定演算部は上記等速モードの終了時点の上記
バイアス外乱推定値によって修正された上記等速モード
の終了時点にて保持された上記偏差を用いて上記船舶の
特性を定めるパラメータの１つである旋回力指数を演算
することを特徴とする。更に、上記同定演算部は上記加
速モードの終了時点の上記バイアス外乱推定値によって
修正された上記加速モードの終了時点にて保持された上
記偏差と上記旋回力指数とを用いて上記船舶の特性を定
めるパラメータの１つである追従安定性指数を演算する
ことを特徴とする。According to the present invention, in the automatic steering device for a ship, the identification calculation unit is configured to determine the end point of the acceleration mode and the end point of the constant velocity mode at the time of automatic change of the needle and the settling state after the change of the needle according to the trajectory plan. It is configured to hold the deviation at the time point. Further, the identification calculation unit calculates the bias disturbance estimated value at the end time of each of the acceleration mode and the constant velocity mode using the deviation held at the time of the static state. The identification calculation unit is one of the parameters for determining the characteristic of the ship using the deviation held at the end of the constant velocity mode corrected by the bias disturbance estimated value at the end of the constant velocity mode. It is characterized in that a certain turning force index is calculated. Further, the identification calculation unit uses the deviation and the turning force index held at the end time of the acceleration mode corrected by the bias disturbance estimated value at the end time of the acceleration mode to determine the characteristics of the ship. It is characterized in that a tracking stability index, which is one of the determined parameters, is calculated.

【００３８】本発明によると、上記同定演算部によって
推定された上記船舶の特性を定めるパラメータは上記軌
道演算部、上記フィードフォワード制御器及び上記フィ
ードバック制御器にフィードバックされ、その各々にお
いて以前のパラメータと置き換えられることを特徴とす
る。According to the present invention, the parameters defining the characteristics of the ship estimated by the identification calculation section are fed back to the trajectory calculation section, the feedforward controller and the feedback controller, and the parameters are respectively replaced with the previous parameters. It is characterized by being replaced.

【００３９】尚、本発明に関して、以下の文献が参考に
なろう。詳細は斯かる文献を参照されたい。 （１）“二次安定化トラッキング制御とその高速位置決
め装置への応用”山本他、計測自動制御学会論文集、ｖ
ｏｌ．２９、Ｎｏ．１、５５／６２（１９９３年）Regarding the present invention, the following documents will be helpful. For details, refer to such a document. (1) "Secondary stabilized tracking control and its application to high-speed positioning device" Yamamoto et al.
ol. 29, no. 1, 55/62 (1993)

【００４０】[0040]

【発明の実施の形態】以下に図１〜図９を参照して本発
明の実施例について説明する。図１は本発明による船舶
用自動操舵装置の制御系即ち自動操舵系のブロック図を
示す。斯かる自動操舵系は自動操舵装置即ちオートパイ
ロット１２と加算器１３と制御対象１４とを含む。制御
対象１４は図１０に示した船体１４−１と船首方位検出
器１４−２を一体化したものである。尚、操舵機１６を
省略したのは、制御対象１４にその性能を含ませたから
である。BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION Embodiments of the present invention will be described below with reference to FIGS. FIG. 1 shows a block diagram of a control system, that is, an automatic steering system of an automatic steering system for a ship according to the present invention. Such an automatic steering system includes an automatic steering device, that is, an auto pilot 12, an adder 13, and a controlled object 14. The controlled object 14 is an integration of the hull 14-1 and the heading detector 14-2 shown in FIG. The steering gear 16 is omitted because its performance is included in the controlled object 14.

【００４１】オートパイロット１２に入力信号として設
定針路φ_C 及び設定値ＳＶと船首方位φとが入力され、
出力信号として命令舵角Ｕ_C が出力される。尚、設定値
ＳＶについては後に説明する。The set course φ _{C, the} set value SV, and the heading φ are input as input signals to the autopilot 12,
The command steering angle U _C is output as an output signal. The set value SV will be described later.

【００４２】オートパイロット１２より出力された命令
舵角Ｕ_C は加算器１３に供給される。加算器１３は命令
舵角Ｕ_C と角度換算の外乱ｄとを加算し、その結果Ｕ＝
Ｕ_C＋ｄを制御対象１４に出力する。制御対象１４の出
力は船首方位φとして出力され、且つオートパイロット
１２にフィードバックされる。The command steering angle U _C output from the autopilot 12 is supplied to the adder 13. The adder 13 adds the command steering angle U _C and the disturbance d converted into an angle, and as a result U =
U _C + d is output to the controlled object 14. The output of the controlled object 14 is output as the heading φ and is fed back to the autopilot 12.

【００４３】次に本例の自動操舵装置即ちオートパイロ
ット１２の構成及び動作を説明する。本例のオートパイ
ロット１２は、軌道演算部１２−１とフィードフォワー
ド制御器１２−２とフィードバック制御器１２−３と第
１及び第２の加算器１２−４、１２−５と同定演算部１
２−６とを有する。Next, the structure and operation of the automatic steering device, that is, the autopilot 12 of this embodiment will be described. The autopilot 12 of this example includes an orbit calculation unit 12-1, a feedforward controller 12-2, a feedback controller 12-3, first and second adders 12-4 and 12-5, and an identification calculation unit 1.
2-6 and.

【００４４】軌道演算部１２−１は設定針路φ_C と設定
値ＳＶ及び船首方位φを用いて最適な変針特性を有する
参照針路ｒを演算し、それを出力する。第１の加算器１
２−４は軌道演算部１２−１から出力された参照針路ｒ
と制御対象１４の出力である船首方位φを入力して、船
首方位の偏差ＥＲＲを求める。斯かる偏差ＥＲＲは次の
式によって表され、フィードバック制御器１２−３に供
給される。The trajectory calculation unit 12-1 calculates a reference course r having an optimum changing characteristic using the set course φ _C , the set value SV and the heading φ, and outputs it. First adder 1
2-4 is the reference course r output from the trajectory calculation unit 12-1.
And the heading φ, which is the output of the controlled object 14, are input to obtain the deviation ERR of the heading. The deviation ERR is represented by the following equation and is supplied to the feedback controller 12-3.

【００４５】[0045]

【数１】ＥＲＲ＝ｒ−φ## EQU1 ## ERR = r-φ

【００４６】フィードバック制御器１２−３は斯かる偏
差ＥＲＲを入力してフィードバック舵角Ｕ_FBを演算し、
それを第２の加算器１２−５に供給する。フィードフォ
ワード制御器１２−２は参照針路ｒを入力してフィード
フォワード舵角Ｕ_FFを演算し、それを第２の加算器１２
−５に供給する。第２の加算器１２−５はフィードバッ
ク舵角Ｕ_FBとフィードフォワード舵角Ｕ_FFとを加算して
命令舵角Ｕ_C を求める。斯かる命令舵角Ｕ_C はオートパ
イロット１２の出力信号として加算器１３に供給され
る。The feedback controller 12-3 inputs the deviation ERR and calculates the feedback steering angle U _FB ,
It is supplied to the second adder 12-5. The feedforward controller 12-2 inputs the reference course r, calculates the feedforward rudder angle U _FF, and calculates the feedforward rudder angle U _FF using the second adder 12
Supply to -5. The second adder 12-5 adds the feedback steering angle U _FB and the feedforward steering angle U _FF to obtain the command steering angle U _C. The command steering angle U _C is supplied to the adder 13 as an output signal of the autopilot 12.

【００４７】フィードバック制御器１２−３は、自動操
舵系において閉ループ系を構成し、この閉ループ系は参
照針路ｒに対する船首方位φの偏差ＥＲＲをゼロにする
ように作動する。従って、フィードバック制御器１２−
３は自動操舵系の制御ループの安定性を確保するように
機能する。The feedback controller 12-3 constitutes a closed loop system in the automatic steering system, and this closed loop system operates so as to make the deviation ERR of the heading φ from the reference course r zero. Therefore, the feedback controller 12-
3 functions to ensure the stability of the control loop of the automatic steering system.

【００４８】一方、フィードフォワード制御器１２−２
は、自動操舵系において開ループ系を構成し、この開ル
ープ系は船首方位φを直ちに参照針路ｒに一致させるよ
うに作動する。従って、フィードフォワード制御器１２
−２は自動操舵系の制御ループの変針特性の向上に寄与
するように機能する。On the other hand, the feedforward controller 12-2
Forms an open loop system in the automatic steering system, and this open loop system operates so as to immediately match the heading φ with the reference course r. Therefore, the feedforward controller 12
-2 functions so as to contribute to the improvement of the needle changing characteristic of the control loop of the automatic steering system.

【００４９】即ち、フィードフォワード制御器１２−２
は、変針時の操船要求と船体特性を満足する参照針路ｒ
を使用して、最適な変針軌道を有する船首方位φを実現
するように作用する。もし、船舶の積荷状態等の影響に
よって、フィードフォワード制御器１２−２の作動だけ
では船首方位φが参照針路ｒに一致しない場合でも、フ
ィードバック制御器１２−３の作動によって最終的には
船首方位φは参照針路ｒに一致する。That is, the feedforward controller 12-2
Is a reference course r that satisfies the marine vessel maneuvering requirements and hull characteristics
Is used to achieve a heading φ with an optimal variable trajectory. Even if the operation of the feedforward controller 12-2 alone does not cause the heading φ to coincide with the reference course r due to the influence of the cargo state of the ship, etc., the operation of the feedback controller 12-3 will ultimately cause the heading of the ship. φ corresponds to the reference course r.

【００５０】同定演算部１２−６は加算器１２−４より
出力された偏差ＥＲＲを入力して変針時における船舶の
特性を定めるパラメータＰＳを演算し、それを軌道演算
部１２−１、フィードフォワード制御器１２−２及びフ
ィードバック制御器１２−３に供給する。The identification calculation unit 12-6 inputs the deviation ERR output from the adder 12-4 and calculates a parameter PS that determines the characteristics of the ship at the time of changing the needle. It is supplied to the controller 12-2 and the feedback controller 12-3.

【００５１】偏差ＥＲＲが生ずるのは、オートパイロッ
ト１２が対応する実際の船舶の特性のパラメータが設計
上のパラメータと異なることに起因すると考えてよい。
同定演算部１２−６は偏差ＥＲＲがゼロとなるように実
際のパラメータＰＳを演算する。尚、このパラメータＰ
Ｓの内容については後に説明する。It can be considered that the deviation ERR is caused by the fact that the parameter of the actual ship characteristic to which the autopilot 12 corresponds is different from the design parameter.
The identification calculator 12-6 calculates the actual parameter PS so that the deviation ERR becomes zero. This parameter P
The contents of S will be described later.

【００５２】次に、本例のオートパイロット１２を含む
自動操舵系の制御ループにおけるフィードフォワード制
御器１２−２及びフィードバック制御器１２−３の機能
をより詳細に説明する。Next, the functions of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3 in the control loop of the automatic steering system including the autopilot 12 of this example will be described in more detail.

【００５３】参照針路ｒ及び外乱ｄから船首方位φまで
の伝達関数は次の式のように表される。次の式の第１項
は変針又は応答特性を表し、第２項は外乱特性を表す。The transfer function from the reference course r and the disturbance d to the heading φ is expressed by the following equation. The first term of the following equation represents the needle change or the response characteristic, and the second term represents the disturbance characteristic.

【００５４】[0054]

【数２】 φ（ｓ）＝Ｇ_r （ｓ）ｒ（ｓ）＋Ｇ_d （ｓ）ｄ（ｓ）(2) φ (s) = G _r (s) r (s) + G _d (s) d (s)

【００５５】ここで、ｓはラプラス演算子である。Ｇ_r
（ｓ）は参照針路ｒから船首方位φまでの伝達関数であ
り、Ｇ_d （ｓ）は外乱ｄから船首方位φまでの伝達関数
であり、それぞれ次のように表される。Here, s is a Laplace operator. G _r
(S) is a transfer function from the reference course r to the heading φ, and G _d (s) is a transfer function from the disturbance d to the heading φ, which are respectively expressed as follows.

【００５６】[0056]

【数３】Ｇ_r （ｓ）＝〔Ｐ（ｓ）Ｋ_FF（ｓ）＋Ｐ（ｓ）
Ｋ_FB（ｓ）〕／〔１＋Ｐ（ｓ）Ｋ_FB（ｓ）〕## EQU3 ## G _r (s) = [P (s) K _FF (s) + P (s)
K _FB (s)] / [1 + P (s) K _FB (s)]

【００５７】[0057]

【数４】 Ｇ_d （ｓ）＝Ｐ（ｓ）／〔１＋Ｐ（ｓ）Ｋ_FB（ｓ）〕G _d (s) = P (s) / [1 + P (s) K _FB (s)]

【００５８】Ｋ_FF（ｓ）、Ｋ_FB（ｓ）はそれぞれフィー
ドフォワード制御器１２−２及びフィードバック制御器
１２−３の伝達関数である。Ｐ（ｓ）は制御対象１４の
伝達関数であり、次のように表される。K _FF (s) and K _FB (s) are transfer functions of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3, respectively. P (s) is a transfer function of the controlled object 14 and is expressed as follows.

【００５９】[0059]

【数５】Ｐ（ｓ）＝Ｋ_S ／〔（Ｔ_S ｓ＋１）ｓ〕## EQU5 ## P (s) = K _S / [(T _S s + 1) s]

【００６０】ここで、Ｋ_S 、Ｔ_S は船体１４−１の操縦
性指数又はパラメータであり、それぞれ旋回力指数及び
追従安定性指数と称される。分母の因数ｓは船首方位検
出器１４−２の積分特性による。Here, K _S and T _S are maneuverability indexes or parameters of the hull 14-1 and are referred to as turning force index and tracking stability index, respectively. The factor s of the denominator depends on the integral characteristic of the heading detector 14-2.

【００６１】追従安定性指数Ｔ_S 及び旋回力指数Ｋ_S の
極性は互いに同一であり、安定船では正、不安定船では
負である。尚、追従安定性指数Ｔ_S 及び旋回力指数Ｋ_S
は予め与えられているものとする。The polarities of the tracking stability index T _S and the turning force index K _S are the same, and are positive in the stable ship and negative in the unstable ship. The tracking stability index T _S and the turning force index K _S
Is given in advance.

【００６２】上述のように、数２の式の右辺の第１項は
変針特性又は応答性を表し、第２項は外乱特性を表す。
第１項及び第２項にフィードバック制御器１２−３の伝
達関数Ｋ_FB（ｓ）が含まれている。従って、フィードバ
ック制御器１２−３は変針特性と外乱特性の両者に作用
する。これは、フィードバック制御器１２−３によっ
て、自動操舵系における閉ループ系が構成されることに
よる。As described above, the first term on the right side of the equation (2) represents the needle change characteristic or the responsiveness, and the second term represents the disturbance characteristic.
The transfer function K _FB (s) of the feedback controller 12-3 is included in the first term and the second term. Therefore, the feedback controller 12-3 acts on both the needle change characteristic and the disturbance characteristic. This is because the feedback controller 12-3 constitutes a closed loop system in the automatic steering system.

【００６３】従って、フィードバック制御器１２−３
は、変針特性と外乱特性の両者を考慮して設計される。
フィードバック制御器１２−３の設計は、例えば、従来
のオートパイロットの設計とほぼ同様な方法によってな
されてよい。Therefore, the feedback controller 12-3
Is designed in consideration of both the needle change characteristic and the disturbance characteristic.
The feedback controller 12-3 may be designed, for example, in a manner substantially similar to the conventional autopilot design.

【００６４】一方、フィードフォワード制御器１２−２
の伝達関数Ｋ_FF（ｓ）は数２の式の第２項のみに含まれ
ている。従って、フィードフォワード制御器１２−２は
変針特性のみに作用する。また、この伝達関数Ｋ
_FF（ｓ）は数３の式の分子に含まれているから、自動操
舵系の閉ループ系の安定性に寄与しない。即ち、フィー
ドフォワード制御器１２−２は開ループ制御のみを行う
ものである。On the other hand, the feedforward controller 12-2
The transfer function K _FF (s) of is included only in the second term of the equation (2). Therefore, the feedforward controller 12-2 acts only on the needle change characteristic. Also, this transfer function K
_{Since FF} (s) is included in the numerator of the equation (3), it does not contribute to the stability of the closed loop system of the automatic steering system. That is, the feedforward controller 12-2 performs only open loop control.

【００６５】次に図２及び図３を参照して本例によるフ
ィードフォワード制御器１２−２及びフィードバック制
御器１２−３の構成例を説明する。本例では、フィード
フォワード制御器１２−２の伝達関数Ｋ_FF（ｓ）を次の
ように設定する。Next, referring to FIGS. 2 and 3, an example of the configuration of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3 according to this embodiment will be described. In this example, the transfer function K _FF (s) of the feedforward controller 12-2 is set as follows.

【００６６】[0066]

【数６】Ｋ_FF（ｓ）≡Ｐ（ｓ）^-1 [Equation 6] K _FF (s) ≡ P (s) ^-1

【００６７】ここで、添字（−１）は逆数を表す。数６
の式を数３の式に代入すると次のようになる。Here, the subscript (-1) represents the reciprocal. Number 6
Substituting the equation of (3) into the equation of (3) gives the following.

【００６８】[0068]

【数７】 Ｇ_r （ｓ）＝〔１＋Ｐ（ｓ）Ｋ_FB（ｓ）〕／〔１＋Ｐ（ｓ）Ｋ_FB（ｓ）〕 ＝１G _r (s) = [1 + P (s) K _FB (s)] / [1 + P (s) K _FB (s)] = 1

【００６９】この場合、フィードバック制御器１２−３
に起因する閉ループ系の遅れはフィードフォワード制御
器１２−２の補償効果によって打ち消され、参照針路ｒ
が直接的に船首方位φとなる。従って、参照針路ｒが与
えられるとほぼ同時に船首方位φは参照針路ｒに等しく
（φ＝ｒ）なる。In this case, the feedback controller 12-3
The delay of the closed-loop system caused by is canceled by the compensation effect of the feedforward controller 12-2, and the reference course r
Becomes the heading φ directly. Therefore, at the same time when the reference course r is given, the bow direction φ becomes equal to the reference course r (φ = r).

【００７０】更に、参照針路ｒとフィードフォワード舵
角Ｕ_FFの関係を数６の式より求めると次のようになる。Further, the relationship between the reference course r and the feedforward rudder angle U _FF can be obtained from the equation (6) as follows.

【００７１】[0071]

【数８】 Ｕ_FF（ｓ）＝Ｐ（ｓ）^-1ｒ（ｓ） ＝（Ｔ_S ｓ² ＋ｓ）ｒ（ｓ）／Ｋ_S Equation 8] _{U FF (s) = P (} s) -1 r (s) = (T S s 2 + s) r (s) / K S

【００７２】図２はフィードフォワード制御器１２−２
の構成例を示すブロック図である。ｓはラプラス演算子
である。フィードフォワード制御器１２−２は、例え
ば、２つの微分動作部１２−２Ａ、１２−２Ｂと比例ゲ
インＴ_S を有する比例動作部１２−２Ｃと加算器１２−
２Ｄと比例ゲイン１／Ｋ_S を有する比例動作部１２−Ｅ
とを有するように構成してよい。数８の式を時間領域に
よって表すと次のようになる。FIG. 2 shows the feedforward controller 12-2.
FIG. 3 is a block diagram illustrating a configuration example of FIG. s is a Laplace operator. The feedforward controller 12-2 includes, for example, two differential operation sections 12-2A and 12-2B, a proportional operation section 12-2C having a proportional gain T _S, and an adder 12-.
Proportional action unit 12-E with 2D and proportional gain 1 / K _S
May be configured. The expression of Expression 8 is expressed in the time domain as follows.

【００７３】[0073]

【数９】 Ｕ_FF（ｔ）＝〔Ｔ_S ・ｒ”（ｔ）＋ｒ’（ｔ）〕／Ｋ_S [Equation 9] U _FF (t) = [T _S · r ″ (t) + r ′ (t)] / K _S

【００７４】ここで、ｔは時間を表し、ｒ’（ｔ）、
ｒ”（ｔ）は、それぞれ参照針路ｒの時間に関する１階
微分、２階微分を表す。この式より明らかなように、フ
ィードフォワード制御器１２−２は少なくとも２階微分
可能な参照針路ｒ（ｔ）を入力して、数９の式の演算を
行い、得られたフィードフォワード舵角Ｕ_FF（ｔ）を出
力する。Here, t represents time, and r ′ (t),
r ″ (t) represents the first derivative and the second derivative of the reference course r with respect to time. As is clear from this equation, the feedforward controller 12-2 has at least a second order differentiable reference course r (. t) is input, the equation (9) is calculated, and the obtained feedforward steering angle U _FF (t) is output.

【００７５】次に図３を参照してフィードバック制御器
１２−３の構成例を説明する。本例によると、フィード
バック制御器１２−３の伝達関数Ｋ_FB（ｓ）を、例えば
次のように設定する。Next, a configuration example of the feedback controller 12-3 will be described with reference to FIG. According to this example, the transfer function K _FB (s) of the feedback controller 12-3 is set as follows, for example.

【００７６】[0076]

【数１０】Ｋ_FB（ｓ）＝Ｋ_P ＋Ｔ_D ｓ／（Ｔ_F ｓ＋１）
² ＋１／（Ｔ_I ｓ）[Equation 10] K _FB (s) = K _P + T _D s / (T _F s + 1)
² + 1 / (T _I s)

【００７７】ここに、Ｋ_P は比例ゲイン、Ｔ_D は微分時
定数、Ｔ_F はフィルタ時定数、Ｔ_Iは積分時定数であ
る。Here, K _P is a proportional gain, T _D is a differential time constant, T _F is a filter time constant, and T _I is an integration time constant.

【００７８】フィードバック制御器１２−３は図示のよ
うに、比例ゲインＫ_P を有する比例動作部１２−３Ａ、
微分時定数Ｔ_D を有する微分動作部１２−３Ｂ、積分時
定数Ｔ_I を有する積分動作部１２−３Ｃ、フィルタ時定
数Ｔ_F を有する２段のローパスフィルタ１２−３Ｄ及び
加算器１２−３Ｅを有するように構成してよい。The feedback controller 12-3 is, as shown in the figure, a proportional operation unit 12-3A having a proportional gain K _P ,
A differential operation unit 12-3B having a differential time constant T _D , an integral operation unit 12-3C having an integral time constant T _I , a two-stage low-pass filter 12-3D having a filter time constant T _F , and an adder 12-3E. May be configured to have.

【００７９】但し、変針時では、応答性を良くするため
に、積分動作部１２−３Ｃは保針時の値を保持した状態
にて維持され、比例動作部１２−３Ａ、微分動作部１２
−３Ｂ及びフィルタ１２−３Ｄのみが作動する。変針後
には、積分動作部１２−３Ｃは偏差ＥＲＲが静定した状
態より作動開始される。However, at the time of changing the needle, in order to improve the responsiveness, the integral operating section 12-3C is maintained in the state of holding the value at the time of holding the needle, and the proportional operating section 12-3A and the differential operating section 12 are maintained.
-3B and filter 12-3D only operate. After the change of the needle, the integral operation unit 12-3C starts to operate in a state where the deviation ERR has settled.

【００８０】次に、図４〜図６を参照して軌道演算部１
２−１について説明する。図４は軌道演算部１２−１の
構成例を示す。図示のように、本例の軌道演算部１２−
１は、軌道計画部１２−１Ａと針路演算部１２−１Ｂと
含み、上述のように設定針路φ_C 及び設定値ＳＶ及び船
首方位φ（既にオートパイロット１２に入力されている
ため図示していない。）を入力して参照針路ｒを出力す
る。Next, with reference to FIGS. 4 to 6, the trajectory calculation unit 1
2-1 will be described. FIG. 4 shows a configuration example of the trajectory calculation unit 12-1. As shown, the trajectory calculation unit 12- of this example
1 includes a trajectory planning unit 12-1A and a course calculation unit 12-1B, and as described above, the set course φ _{C, the} set value SV, and the heading φ (not shown because they have already been input to the autopilot 12). .) To output the reference course r.

【００８１】設定値ＳＶは、次のような値を含む。 （１）変針時の船首方位の角速度（旋回角速度）の設定
値：ω_S （２）フィードフォワード舵角Ｕ_FFの最大値の設定値：
Ｕ_R （３）フィードフォワード舵角の最大値の角速度Ｕ_FF’
の設定値：ω_R The set value SV includes the following values. (1) Set value of the angular velocity (turning angular velocity) of the bow direction when the needle is changed: ω _S (2) Set value of the maximum value of the feedforward steering angle U _FF :
U _R (3) angular U _FF the maximum value of the feedforward steering angle '
Set value of: ω _R

【００８２】旋回角速度の設定値ω_S は一定値として設
定されるが、それができない場合もある。その場合に
は、軌道計画部１２−１Ａによって新たな旋回角速度の
設定値ω_S が設定される。Although the set value ω _S of the turning angular velocity is set as a constant value, it may not be possible in some cases. In that case, the trajectory planning unit 12-1A sets a new set value ω _{S of the} turning angular velocity.

【００８３】フィードフォワード舵角Ｕ_FFの設定値Ｕ_R
及びフィードフォワード舵角の角速度Ｕ_FF’の設定値ω
_R は、操舵機１６の性能を考慮して、フィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの最大値及びフィードフォワード舵角の角速
度Ｕ_FF’の最大値を使用してそれぞれ設定される。Set value U _{R of} feed-forward rudder angle U _FF
And the set value ω of the feedforward steering angle angular velocity U _FF '
_In consideration of the performance of the steering device 16, _R is set using the maximum value of the feedforward steering angle U _{FF and} the maximum value of the feedforward steering angle angular velocity U _FF ', respectively.

【００８４】こうして、変針時において、旋回角速度の
設定値ω_S によって操船要求が満たされ且つ設定値
Ｕ_R 、ω_R によって操舵機１６の追従可能領域にて使用
することができる最適な参照針路ｒの実現が可能にな
る。In this way, at the time of changing the needle, the optimum reference course r that can satisfy the marine vessel maneuvering request by the set value ω _S of the turning angular velocity and can be used in the followable region of the steering machine 16 by the set values U _R , ω _R. Can be realized.

【００８５】船首方位φは変針開始時の旋回角速度と旋
回角加速度の各値を作るために用いる。即ち、次のよう
に表される。The heading φ is used to create each value of the turning angular velocity and the turning angular acceleration at the start of the needle change. That is, it is expressed as follows.

【００８６】[0086]

【数１１】φ’（ｔ_C ）＝ｄφ／ｄｔ｜t ＝t _C φ”（ｔ_C ）＝ｄ² φ／ｄｔ² ｜t ＝t _C Φ '(t _C ) = dφ / dt | t = t _C φ ″ (t _C ) = d ² φ / dt ² │t = t _C

【００８７】ここで、ｔ_C は変針開始時点である。これ
らの値は、例えば変針中に新たに別の変針を実施する場
合、外乱によって船が動揺している場合の変針等で無駄
舵の少ない効果的な舵操作を実現させる。旋回角加速度
値φ”（ｔ_C ）及び旋回角速度値φ’（ｔ_C ）は、軌道
演算部１２−１の初期値として取り込まれる。Here, t _C is the time when the needle change starts. These values realize an effective rudder operation with less wasted rudder, for example, when a new needle change is performed during a needle change and the needle is changed when the ship is swaying due to disturbance. The turning angular acceleration value φ ″ (t _C ) and the turning angular velocity value φ ′ (t _C ) are taken in as initial values of the trajectory calculation unit 12-1.

【００８８】軌道計画部１２−１Ａは、設定針路φ_C と
設定値ＳＶ、旋回角加速度値φ”（ｔ_C ）及び旋回角速
度値φ’（ｔ_C ）を用いて、加速、等速及び減速の３モ
ードにより構成された参照針路ｒを演算するように構成
されている。軌道計画部１２−１Ａは更に、フィードフ
ォワード舵角Ｕ_FFの最大値及びその角速度ｄＵ_FF／ｄｔ
の最大値が、それぞれフィードフォワード舵角の設定値
Ｕ_R 及びその角速度の設定値ω_R 以下となるように制限
する。The trajectory planning unit 12-1A uses the set course φ _C and the set value SV, the turning angular acceleration value φ ″ (t _C ) and the turning angular velocity value φ ′ (t _C ) to accelerate, decelerate, and decelerate. The trajectory planning unit 12-1A is further configured to calculate a reference course r configured by the three modes of No. 1. The maximum value of the feedforward steering angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt.
Of the feedforward rudder angle is limited to the set value U _R and the set value ω _{R of the} angular velocity thereof, respectively.

【００８９】針路演算部１２−１Ｂは、軌道計画部１２
−１Ａによって演算された又は設定された定数、即ち、
各モード時間Ｔ_a 、Ｔ_v 、Ｔ_d 、加速及び減速定数
β_a 、β _d 、旋回角速度の設定値ω_S 、初期値Ｃ_1a、Ｃ
_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを用いて、時々刻々の参照針路ｒ
を演算し出力する。これらの定数については以下に説明
する。The course calculation unit 12-1B has the trajectory planning unit 12-1.
A constant calculated or set by -1A, that is,
Each mode time T_a, T_v, T_d, Acceleration and deceleration constant
β_a, Β _d, Turning angular velocity set value ω_S, Initial value C_1a, C
_2a, C_3v, C_2d, C_3dWith the reference course r
Is calculated and output. These constants are explained below.
I do.

【００９０】先ず参照針路ｒと設定針路φ_C の関係を説
明する。参照針路ｒの変化量即ち変針量Δｒは次のよう
に設定針路φ_C の変化量として表される。First, the relationship between the reference course r and the set course φ _C will be described. The change amount of the reference course r, that is, the change amount Δr of the reference course r is expressed as the change amount of the set course φ _C as follows.

【００９１】[0091]

【数１２】Δｒ＝φ_C −φ_C0 [Equation 12] Δr = φ _C −φ _C0

【００９２】ここで、添字０は前回の値を表す。尚、説
明を簡単化するために、以下に、前回の設定針路φ_C0を
０、変針開始時点ｔをｔ＝０とするが、それによって、
任意時点を開始時点とする場合に対する説明の一般化が
損なわれることはない。Here, the subscript 0 represents the previous value. In order to simplify the explanation, it is assumed that the previously set course φ _C0 is 0 and the needle changing start time t is t = 0.
The generalization of the description with respect to the case where the arbitrary time is set as the start time is not impaired.

【００９３】軌道計画部１２−１Ａの動作について詳細
に説明する。先ず基本となる参照針路ｒ、フィードフォ
ワード舵角Ｕ_FF及びその角速度ｄＵ_FF／ｄｔ＝Ｕ_FF’に
ついて説明する。The operation of the trajectory planning unit 12-1A will be described in detail. First, the basic reference course r, the feedforward rudder angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt = U _FF 'will be described.

【００９４】本例によると、参照針路ｒは、次のような
条件を有するように構成される。 （１）加速モード、等速モード及び減速モードの３モー
ドより構成され、各モード毎に時間管理される。参照針
路ｒ（ｔ）は、各モード毎に時間ｔを変数とする関数と
なる。 （２）加速モードと減速モードでは、参照針路ｒ（ｔ）
の時間ｔに関する２階微分は２次関数となる。According to this example, the reference course r is configured to have the following conditions. (1) It is composed of three modes including an acceleration mode, a constant velocity mode, and a deceleration mode, and time management is performed for each mode. The reference course r (t) is a function having the time t as a variable for each mode. (2) In acceleration mode and deceleration mode, reference course r (t)
The second derivative with respect to time t of is a quadratic function.

【００９５】（３）等速モードでは参照針路ｒ（ｔ）の
時間ｔに関する１階微分は一定であり、２階微分はゼロ
である。 （４）加速モードでは、参照針路ｒ（ｔ）は変針開始時
の船舶の旋回角加速度ｄ² φ／ｄｔ² ＝φ”及び旋回角
速度ｄφ／ｄｔ＝φ’の値を初期値として取り込む。(3) In the constant velocity mode, the first derivative of the reference course r (t) with respect to time t is constant, and the second derivative is zero. (4) In the acceleration mode, the reference course r (t) takes in the values of the turning angular acceleration d ² φ / dt ² = φ ”and the turning angular velocity dφ / dt = φ ′ of the ship at the start of the change of needle as initial values.

【００９６】このような条件を満たす参照針路ｒ（ｔ）
の例について説明する。船首方位φの初期値φ₀ は直接
的には用いられない。何故なら、オートパイロット１２
への変針命令量は現在の船首方位φに対する変化量Δφ
として与えられるからである。Reference course r (t) satisfying such conditions
Will be described. The initial value φ ₀ of the heading φ is not used directly. Because the autopilot 12
The amount of command to change to is the amount of change Δφ with respect to the current heading φ
Because it is given as.

【００９７】（１）加速モード：〔０≦ｔ≦Ｔ_a 〕 通常、変針開始時において、船舶は旋回角加速度φ”及
び旋回角速度φ’の値を有する。従って加速モードでは
それらの値を初期値として取り込む。加速モードの目的
は、モード終了時（ｔ＝Ｔ_a ）に参照針路の角速度ｒ’
を旋回角速度の設定値ω_S に一致させ、船舶の初期運動
量を減衰させることである。加速モードにおける参照針
路ｒ_a （ｔ）は次のように表される。(1) Acceleration mode: [0≤t≤T _a ] Normally, at the start of needle change, the ship has the values of the turning angular acceleration φ "and the turning angular velocity φ '. Therefore, in the acceleration mode, these values are initially set. The purpose of the acceleration mode is to obtain the angular velocity r ′ of the reference course at the end of the mode (t = T _a ).
To match the set value ω _S of the turning angular velocity to attenuate the initial momentum of the ship. See in the acceleration mode course r _a (t) is expressed as follows.

【００９８】[0098]

【数１３】 ｒ_a ”（ｔ）＝α_a ／Ｔ_a ² ｔ² ＋β_a ／Ｔ_a ｔ＋Ｃ_1a ｒ_a ’（ｔ）＝α_a ／（３Ｔ_a ² ）ｔ³ ＋β_a ／（２Ｔ_a ）ｔ² ＋Ｃ_1aｔ ＋Ｃ_2a ｒ_a （ｔ）＝α_a ／（１２Ｔ_a ² ）ｔ⁴ ＋β_a ／（６Ｔ_a ）ｔ³ ＋Ｃ_1a／２ｔ² ＋Ｃ_2aｔR _a ″ (t) = α _a / T _a ² t ² + β _a / T _a t + C _1a r _a ′ (t) = α _a / (3T _a ² ) t ³ + β _a / (2T _a ). _{^{t 2 + C 1a t + C}} 2a r a (t) = α a / (12T a 2) t 4 + β a / (6T a) t 3 + C 1a / 2t 2 + C 2a t

【００９９】ここで、ｒ_a は加速モードにおける参照針
路、ｒ_a ’はその時間に関する１階微分、ｒ_a ”はその
時間に関する２階微分である。ｔは時間、Ｔ_a は加速時
間、β_a は加速定数である。Ｃ_1a、Ｃ_2aはそれぞれ加速
モードにおける参照針路の角加速度ｒ”の初期値及び参
照針路の角速度ｒ’の初期値である。定数α_a を求める
ために加速モードの終了時点（ｔ＝Ｔ_a ）において参照
針路ｒ_a （ｔ）の２階微分値ｒ_a ”（ｔ）がゼロとなる
ことを利用する。Where r _a is the reference course in the acceleration mode, r _a ′ is the first derivative with respect to that time, r _a ″ is the second derivative with respect to that time, t is time, T _a is acceleration time, β _a is an acceleration constant, and C _1a and C _2a are initial values of the angular acceleration r ″ of the reference course and the angular velocity r ′ of the reference course in the acceleration mode, respectively. In order to obtain the constant α _a , it is used that the second derivative r _a ″ (t) of the reference course r _a (t) becomes zero at the end point (t = T _a ) of the acceleration mode.

【０１００】[0100]

【数１４】ｒ_a ”（Ｔ_a ）＝α_a ＋β_a ＋Ｃ_1a＝０## EQU14 ## r _a ″ (T _a ) = α _a + β _a + C _1a = 0

【０１０１】これより、定数α_a が求められる。From this, the constant α _a is obtained.

【０１０２】[0102]

【数１５】α_a ＝−β_a −Ｃ_1a [Formula 15] α _a = −β _a −C _1a

【０１０３】Ｃ_1a、Ｃ_2aは上述のように、それぞれ参照
針路の角加速度ｒ”及び角速度ｒ’の初期値であるが、
ここでは船舶の旋回角加速度φ”及び旋回角速度φ’の
初期値を用いる。従って次のように表される。As described above, C _1a and C _2a are initial values of the angular acceleration r ″ and the angular velocity r ′ of the reference course, respectively.
Here, the initial values of the turning angular acceleration φ ″ and the turning angular velocity φ ′ of the ship are used. Therefore, they are expressed as follows.

【０１０４】[0104]

【数１６】Ｃ_1a＝φ”（０） Ｃ_2a＝φ’（０）## _EQU16 ## C _1a = φ "(0) C _2a = φ '(0)

【０１０５】ここで、φは船首方位、φ’及びφ”はそ
の時間に関する１階微分及び２階微分である。Here, φ is the heading, and φ ′ and φ ″ are the first and second differentials with respect to the time.

【０１０６】 （２）等速モード：〔Ｔ_a ≦ｔ≦（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）〕 等速モードでは参照針路の角速度ｒ’は一定であり及び
角加速度ｒ”はゼロである。従って参照針路ｒ _v（ｔ）
は次のように表される。(2) Constant velocity mode: [T _a ≤t≤ (T _a + T _V )] In the constant velocity mode, the angular velocity r ′ of the reference course is constant and the angular acceleration r ″ is zero. r _v (t)
Is expressed as follows.

【０１０７】[0107]

【数１７】ｒ_v ”（ｔ）＝０ ｒ_v ’（ｔ）＝ω_S ｒ_v （ｔ）＝ω_S （ｔ−Ｔ_a ）＋Ｃ_3v ## EQU17 ## r _v ″ (t) = 0 r _v '(t) = ω _S r _v (t) = ω _S (t−T _a ) + C _3v

【０１０８】ここで、ｒ_v は等速モードにおける参照針
路、ｒ_v ’はその時間に関する１階微分、ｒ_v ”はその
時間に関する２階微分である。Ｔ_v は等速時間、ω_S は
旋回角速度の設定値、Ｃ_3vは等速モードにおける参照針
路ｒの初期値である。等速モードの開始時点と加速モー
ドの終了時点の各々において、参照針路、その微分値及
びその２階微分値は互いに等しい。従って次の式が成り
立つ。Where r _v is the reference course in the constant velocity mode, r _v 'is the first derivative with respect to that time, r _v ″ is the second derivative with respect to that time, T _v is the constant velocity time, and ω _S is The set value of the turning angular velocity, C _3v, is the initial value of the reference course r in the constant velocity _mode.The reference course, its differential value and its second-order differential value at each of the start point of the constant velocity mode and the end point of the acceleration mode. Are equal to each other, so the following equation holds.

【０１０９】[0109]

【数１８】 ｒ_v ”（Ｔ_a ）＝ｒ_a ”（Ｔ_a ）＝０ ｒ_v ’（Ｔ_a ）＝ｒ_a ’（Ｔ_a ）＝（Ｔ_a ／６）（β_a ＋４Ｃ_1a）＋Ｃ_2a ＝ω_S ｒ_v （Ｔ_a ）＝ｒ_a （Ｔ_a ）＝（Ｔ_a ² ／１２）（β_a ＋５Ｃ_1a） ＋Ｃ_2aＴ_a ＝Ｃ_3v R _v ″ (T _a ) = r _a ″ (T _a ) = 0 r _v ′ (T _a ) = r _a ′ (T _a ) = (T _a / 6) (β _a + 4C _1a ) + C _{2a = ω S r v (T} a) = r a (T a) = (T a 2/12) (β a + 5C 1a) + C 2a T a = C 3v

【０１１０】（３）減速モード：〔（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）≦ｔ
≦（Ｔ_a ＋Ｔ_V ＋Ｔ_d ）〕 減速モードでは、モードの終了時点にて参照針路の角速
度ｒ’及び角加速度ｒ”がゼロとなるように減衰され
る。(3) Deceleration mode: [(T _a + T _V ) ≤t
≤ (T _a + T _V + T _d )] In the deceleration mode, the angular velocity r ′ and the angular acceleration r ″ of the reference course are damped so as to be zero at the end of the mode.

【０１１１】[0111]

【数１９】 ｒ_d ”（ｔ）＝β_d ／Ｔ_d ² （ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）² −β_d ／Ｔ_d （ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ） ｒ_d ’（ｔ）＝β_d ／（３Ｔ_d ² ）（ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）³ −β_d ／（２Ｔ_d ）（ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）² ＋Ｃ_2d ｒ_d （ｔ）＝β_d ／（１２Ｔ_d ² ）（ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）⁴ −β_d ／（６Ｔ_d ）（ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）³ ＋Ｃ_2d（ｔ−Ｔ_a −Ｔ_V ）＋Ｃ_3d R _d ″ (t) = β _d / T _d ² (t−T _a −T _V ) ² −β _d / T _d (t−T _a −T _V ) r _d ′ (t) = β ^{_{d / (3T d 2) (}} t-T a -T V) 3 -β d / (2T d) (t-T a -T V) 2 + C 2d r d (t) = β d / (12T d 2 _{) (t-T a -T V} ) 4 -β d / (6T d) (t-T a -T V) 3 + C 2d (t-T a -T V) + C 3d

【０１１２】ここで、ｒ_d は減速モードにおける参照針
路、ｒ_d ’はその時間に関する１階微分、ｒ_d ”はその
時間に関する２階微分である。Ｔ_d は減速時間、β_d は
減速定数である。Ｃ_2d、Ｃ_3dはそれぞれ減速モードにお
ける参照針路の角速度ｒ’の初期値及び参照針路ｒの初
期値である。減速モードの開始時点と等速モードの終了
時点の各々において、参照針路、その微分値及びその２
階微分値は互いに等しい。従って次の式が成り立つ。Here, r _d is the reference course in the deceleration mode, r _d 'is the first derivative with respect to the time, and r _d ″ is the second derivative with respect to the time. T _d is the deceleration time and β _d is the deceleration constant. C _2d and C _3d are the initial value of the angular velocity r ′ of the reference course and the initial value of the reference course r in the deceleration mode, respectively, at the start point of the deceleration mode and the end point of the constant velocity mode. , Its derivative and its 2
The derivative values are equal to each other. Therefore, the following equation holds.

【０１１３】[0113]

【数２０】 ｒ_d ”（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ｒ_v ”（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ｒ_d ”（Ｔ_a ＋Ｔ_V ＋Ｔ_d ）＝ ０ ｒ_d ’（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ｒ_v ’（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ω_S ＝Ｃ_2d ｒ_d ’（Ｔ_a ＋Ｔ_V ＋Ｔ_d ）＝−β_d Ｔ_d ／６＋ω_S ＝０ ｒ_d （Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ｒ_v （Ｔ_a ＋Ｔ_V ）＝ω_S Ｔ_V ＋Ｃ_3v＝Ｃ_3d [Number 20] _{r d "(T a + T} V) = r v" (T a + T V) = r d "(T a + T V + T d) = 0 r d '(T a + T V) = r v' _{(T a + T V) =} ω S = C 2d r d '(T a + T V + T d) = - β d T d / 6 + ω S = 0 r d (T a + T V) = r v (T a + T V ) = Ω _S T _V + C _3v = C _3d

【０１１４】次にフィードフォワード舵角Ｕ_FF及びその
角速度ｄＵ_FF／ｄｔについて説明する。軌道計画におい
て操舵機の舵角は命令舵角Ｕ_C ではなく、フィードフォ
ワード舵角Ｕ_FFを指す。参照針路ｒが制御対象１４の逆
モデルであるフィードフォワード制御器１２−２に入力
されると、その出力がフィードフォワード舵角Ｕ_FFであ
る。以下に随時フィードフォワード舵角Ｕ_FFを単に操舵
機の舵角と称し、その角速度ｄＵ_FF／ｄｔ＝Ｕ_FF’を単
に舵角角速度と称することとする。Next, the feedforward steering angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt will be described. In the trajectory planning, the steering angle of the steering wheel refers to the feedforward steering angle U _FF , not the command steering angle U _C. When the reference course r is input to the feedforward controller 12-2 that is an inverse model of the controlled object 14, the output is the feedforward steering angle U _FF . Hereinafter, the feedforward steering angle U _FF will be simply referred to as the steering angle of the steering machine, and the angular velocity dU _FF / dt = U _FF ′ will be simply referred to as the steering angular velocity.

【０１１５】舵角Ｕ_FF及び舵角角速度ｄＵ_FF／ｄｔの最
大及び最小値は装備された操舵機の性能に関係する。操
舵機への実際の入力はフィードフォワード舵角Ｕ_FFとフ
ィードバック舵角Ｕ_FBの和である命令舵角Ｕ_C である。
フィードフォワード舵角Ｕ_FFは確定値であるが、フィー
ドバック舵角Ｕ_FBは船舶と設定値のパラメータの間のず
れ、非線形項、外乱等の影響に起因して生じるため不確
定値である。従ってこれらを考慮したフィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの最大値を既定することによって操舵機の舵
角の作動可能な範囲内で軌道計画が実現できる。The maximum and minimum values of the steering angle U _FF and the steering angular velocity dU _FF / dt are related to the performance of the equipped steering gear. The actual input to the steering is the command steering angle U _C which is the sum of the feedforward steering angle U _FF and the feedback steering angle U _FB .
The feed-forward rudder angle U _FF is a definite value, but the feedback rudder angle U _FB is an uncertain value because it occurs due to the influence of the deviation between the ship and the parameter of the set value, the nonlinear term, the disturbance, and the like. Therefore, by setting the maximum value of the feedforward rudder angle U _FF in consideration of these, the trajectory planning can be realized within the operable range of the rudder angle of the steering gear.

【０１１６】操舵機の舵角角速度は、フィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの微分値Ｕ_FF’で対応させる。この値Ｕ_FF’
を操舵機の追従角速度性能の領域内の所定の値として取
り込むことによって、操舵機の遅れの影響を小さくする
ことができる。The steering angular velocity of the steering gear is made to correspond with the differential value U _FF 'of the feedforward steering angle U _FF . This value U _FF '
By taking in as a predetermined value within the range of the following angular velocity performance of the steering gear, the influence of the delay of the steering gear can be reduced.

【０１１７】フィードフォワード舵角Ｕ_FF及びその角速
度ｄＵ_FF／ｄｔ＝Ｕ_FF’は次の式によって表される。
尚、数９の式も参照されたい。The feedforward steering angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt = U _FF 'are expressed by the following equation.
In addition, please also refer to the formula of Formula 9.

【０１１８】[0118]

【数２１】 Ｕ_FF（ｔ）＝（Ｔ_S ／Ｋ_S ）（ｒ”＋ｒ’／Ｔ_S ） Ｕ_FF’（ｔ）＝（Ｔ_S ／Ｋ_S ）（ａ₁ ｔ² ＋ａ₂ ｔ＋ａ
₃ ）(21) U _FF (t) = (T _S / K _S ) (r ″ + r ′ / T _S ) U _FF ′ (t) = (T _S / K _S ) (a ₁ t ² + a ₂ t + a
₃ )

【０１１９】ａ₁ 、ａ₂ 、ａ₃ は係数であり、次の式に
よって表されるように、加速モード及び減速モード毎に
それぞれ異なる値として求められる。尚、加速モード及
び減速モードに対してそれぞれ添字ａ、ｄを付す。A ₁ , a ₂ and a ₃ are coefficients and are obtained as different values for each of the acceleration mode and the deceleration mode as represented by the following equation. In addition, subscripts a and d are attached to the acceleration mode and the deceleration mode, respectively.

【０１２０】[0120]

【数２２】ａ_1a＝α_a ／（Ｔ_S Ｔ_a ² ） ａ_2a＝（１／Ｔ_a ）（２α_a ／Ｔ_a ＋β_a ／Ｔ_S ） ａ_3a＝β_a ／Ｔ_a ＋Ｃ_1a／Ｔ_S ａ_1d＝β_d ／（Ｔ_S Ｔ_d ² ） ａ_2d＝（１／Ｔ_d ）（２β_d ／Ｔ_d −β_d ／Ｔ_S ） ａ_3d＝−β_d ／Ｔ_d ## _EQU22 ## a _1a = α _a / (T _S T _a ² ) a _2a = (1 / T _a ) (2α _a / T _a + β _a / T _S ) a _3a = β _a / T _a + C _1a / T _S a _1d = β _d / (T _S T _d ² ) a _2d = (1 / T _d ) (2β _d / T _d −β _d / T _S ) a _3d = −β _d / T _d

【０１２１】次に舵角Ｕ_FFが最大となる時点を求める。
数２１の式より明らかなように、舵角Ｕ_FFは、参照針路
の角速度ｒ’及び角加速度ｒ”を含み、加速モード及び
減速モードの各々にて極値を有する。舵角Ｕ_FFが極値と
なる時点は、舵角角速度Ｕ_FF’をゼロとおくことによっ
て得られる。数２１の式にてＵ_FF’＝０とおくと時間ｔ
に関する２次方程式が得られる。これを解いて次の式が
得られる。Next, the time when the steering angle U _FF becomes maximum is determined.
As apparent from the numerical formula 21, a steering angle U _FF includes an angular velocity r 'and the angular acceleration r "of the reference course, has an extreme value in each of the acceleration mode and the deceleration mode. Steering angle U _FF is extremely time of the value, the steering angle velocity U _FF 'the obtained by placing a zero. U _FF at number 21 formula' = 0 far and time t
Is obtained. By solving this, the following equation is obtained.

【０１２２】[0122]

【数２３】ｔ＝−ａ₂ ／（２ａ₁ ）＋flgs√〔（ａ₂ ／
２ａ₁ ）² −ａ₃ ／ａ₁ 〕T = −a ₂ / (2a ₁ ) + flgs√ [(a ₂ /
^{_{2a 1) 2 -a 3 / a}} 1 ]

【０１２３】ａ₁ 、ａ₂ 、ａ₃ は数２２の式によって表
される係数である。flgsは極性定数であり、安定船の場
合は＋１、不安定船の場合は−１である。参考として数
２３の式の右辺の２つの項の大小関係を次式に示す。数
２３の式の右辺の第１項をｔ ₁ 、第２項をｔ₂ とする。A₁, A_Two, A_ThreeIs represented by the formula
Is a coefficient that is flgs is the polar constant,
+1 in case of unstable ship and -1 in case of unstable ship. Number as a reference
The magnitude relation between the two terms on the right side of the equation (23) is shown in the following equation. number
The first term on the right side of the equation (23) is t ₁, The second term is t_TwoAnd

【０１２４】（１）加速モード：(1) Acceleration mode:

【０１２５】[0125]

【数２４】ｔ₁ ＝−Ｔ_S −Ｔ_a β_a ／（２α_a ） ｔ₂ ≒｜Ｔ_S ｜T ₁ = −T _S −T _a β _a / (2α _a ) t ₂ ≈ | T _S |

【０１２６】（２）減速モード：(2) Deceleration mode:

【０１２７】[0127]

【数２５】ｔ₁ ＝−Ｔ_S −Ｔ_d ／２ ｔ₂ ≒｜Ｔ_S ｜[Expression 25] t ₁ = -T _S -T _d / 2 t ₂ ≈ | T _S |

【０１２８】従って、舵角Ｕ_FFが極値となる時点ｔ（＞
０）は、安定船ではＴ_S ＞０だからｔ＝ｔ₁ ＋ｔ₂ 、不
安定船ではＴ_S ＜０だからｔ＝ｔ₁ −ｔ₂ である。Therefore, the time point t (>) at which the steering angle U _FF reaches the extreme value.
0) is t = t ₁ + t _{2 for} stable ships because T _S > 0, and t = t ₁ −t ₂ for unstable ships because T _S <0.

【０１２９】極性定数flgs（＝±１）は、舵角Ｕ_FFが極
値となる時点ｔが、安定船及び不安定船の各々の場合
に、加速モードの時間〔０≦ｔ≦Ｔ_a 〕及び減速モード
の時間〔（Ｔ_a ＋Ｔ_V ）≦ｔ≦（Ｔ_a ＋Ｔ_V ＋Ｔ_d ）〕
内の値となるように選択される。舵角Ｕ_FFの最大値は、
数２３の式によって表される時間ｔを数２１の式のＵ_FF
に代入することによって得られる。[0129] polar constant flgs (= ± 1) is the time t to the steering angle U _FF becomes an extreme value is in each case a stable boat and unstable vessels, time of acceleration mode [0 ≦ t ≦ T _a] And deceleration mode time [(T _a + T _V ) ≦ t ≦ (T _a + T _V + T _d )]
Is selected to be a value within. The maximum value of the rudder angle U _FF is
The time t represented by the equation (23) is expressed as U _{FF in} the equation (21).
It is obtained by substituting into.

【０１３０】次に舵角角速度Ｕ_FF’が最大となる時点及
び舵角角速度Ｕ_FF’の最大値を求める。数２１の式に示
されるように、舵角角速度Ｕ_FF’は時間ｔの２次関数で
あり、その１階微分は時間ｔの１次関数である。従っ
て、舵角角速度Ｕ_FF’の最大値及び最小値は加速モード
及び減速モードの開始時点又は終了時点に起きる。[0130] Then the steering angular velocity U _FF obtains the maximum value of 'is the time the maximum and the steering angle velocity U _FF'. As shown in the equation (21), the steering angular velocity U _FF 'is a quadratic function of time t, and its first derivative is a linear function of time t. Therefore, the maximum value and the minimum value of the steering angular velocity U _FF 'occur at the start time or the end time of the acceleration mode and the deceleration mode.

【０１３１】舵角角速度Ｕ_FF’は、加速モードでは船舶
の運動の初期値の影響を受けるが、減速モードではその
影響は受けない。従って加速モードでは舵角角速度
Ｕ_FF’の絶対値はモードの開始時点と終了時点では異な
るが、減速モードでは舵角角速度Ｕ_FF’の絶対値はモー
ドの開始時点と終了時点では同一である。以上より次の
式が成り立つ。The steering angular velocity U _FF 'is affected by the initial value of the motion of the ship in the acceleration mode, but is not affected by the initial value in the deceleration mode. Therefore, in the acceleration mode, the absolute value of the steering angular velocity U _FF 'is different at the start time and the end time of the mode, but in the deceleration mode, the absolute value of the steering angular velocity U _FF ' is the same at the start time and the end time of the mode. From the above, the following equation holds.

【０１３２】[0132]

【数２６】Ｕ_FF’_a （０）＝（Ｔ_S ／Ｋ_S ）（β_a ／Ｔ
_a ＋Ｃ_1a／Ｔ_S ） Ｕ_FF’_a （Ｔ_a ）＝−（Ｔ_S ／Ｋ_S ）（β_a ／Ｔ_a ＋２
Ｃ_1a／Ｔ_a ） Ｕ_FF’_d （０）＝ −Ｕ_FF’_d （Ｔ_a ）＝（Ｔ_S β_d ）
／（Ｋ_S Ｔ_d ）(26) U _FF ' _a (0) = (T _S / K _S ) (β _a / T
_{a + C 1a / T S)} U FF 'a (T a) = - (T S / K S) (β a / T a +2
C _1a / T _a ) U _FF ′ _d (0) = − U _FF ′ _d (T _a ) = (T _S β _d ).
/ (K _S T _d )

【０１３３】加速モードにおいて、Ｕ_FF’_a （０）とＵ
_FF’_a （Ｔ_a ）の絶対値の大きさは、Ｃ_1aの極性によっ
て変化する。Ｕ_FF’_a （０）とＵ_FF’_a （Ｔ_a ）の絶対
値の大きい方に対して舵角角速度の設定値ω_R を置き換
えることによって、軌道計画に舵角角速度Ｕ_FF’の制限
を導入することができる。In acceleration mode, U _FF ' _a (0) and U _FF
The magnitude of the absolute value of the _{FF 'a} (T _a) is changed by the polarity of the C _1a. By replacing the set value ω _R of the steering angular velocity with respect to the larger absolute value of U _FF ' _a (0) and U _FF ' _a (T _a ), the limit of the steering angular velocity U _FF 'is added to the trajectory plan. Can be introduced.

【０１３４】軌道計画部１２−１Ａは上述の内容を用い
る。表１に、変針量ｒ_SIG 、旋回角速度の設定値ω_S 、
最大舵角の設定値Ｕ_R 、及び最大舵角角速度の設定値ω
_R の達成水準を示す。これら設定値の全てを満足する参
照針路ｒ_a 、ｒ_v 、ｒ_d を一意的に求めることはできな
いので、設定値の達成水準は必須のものと必須でないも
の、即ち、可変設定値がある。従って表１に示すよう
に、必須設定値を満足させながら、可変設定値を調節し
て参照針路を演算する。The trajectory planning unit 12-1A uses the above contents. Table 1 shows the change amount of needle r _SIG , the set value ω _{S of} the turning angular velocity,
Maximum rudder angle set value U _R and maximum rudder angular velocity set value ω
Indicates the achievement level of _R. Since it is not possible to uniquely obtain the reference courses r _a , r _v , and r _d that satisfy all of these set values, there are some essential levels of achievement of the set values, and some are not essential, that is, there are variable set values. Therefore, as shown in Table 1, the reference course is calculated by adjusting the variable set value while satisfying the essential set value.

【０１３５】[0135]

【表１】 [Table 1]

【０１３６】図５に軌道計画部１２−１Ａの動作の手順
を示す。ステップ１０１にて軌道計画部１２−１Ａの動
作が開始される。ステップ１０２にて設定針路φ_C と設
定値ＳＶ及び加速モードの初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aが入力され
る。上述のように、設定値ＳＶは、変針時における船首
方位の角速度（旋回角速度）の設定値ω_S とフィードフ
ォワード舵角の設定値Ｕ_R 及びその角速度設定値ω_R を
含む。数１６の式に示すように、初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aはそ
れぞれ船舶の角加速度及び角速度の初期値φ”（０）、
φ’（０）である。FIG. 5 shows the operation procedure of the trajectory planning unit 12-1A. In step 101, the operation of the trajectory planning unit 12-1A is started. In step 102, the set course φ _C , the set value SV, and the initial values C _1a and C _{2a of the} acceleration mode are input. As described above, setting value SV includes a set value U _R and the angular velocity set value omega _R the set value omega _S and the feed-forward steering angle of heading of the angular velocity during veering (turning angular velocity). As shown in the equation (16), the initial values C _1a and C _2a are the initial values φ ″ (0) of the angular acceleration and the angular velocity of the ship, respectively.
φ '(0).

【０１３７】ステップ１０３にて加速モードの設定が行
われる。加速モードの設定について説明する。加速時間
Ｔ_a と加速定数β_a は、数２６の式によって表される舵
角角速度Ｕ_FF’の最大値を用いて得られる。舵角角速度
Ｕ_FF’の最大値は加速モードの開始時点（ｔ＝０）又は
終了時点（ｔ＝Ｔ_a ）にて生ずる。In step 103, the acceleration mode is set. The setting of the acceleration mode will be described. The acceleration time T _a and the acceleration constant β _a are obtained by using the maximum value of the steering angular velocity U _FF 'represented by the equation (26). The maximum value of the steering angular velocity U _FF 'occurs at the start point (t = 0) or the end point (t = T _a ) of the acceleration mode.

【０１３８】[0138]

【数２７】ｔ＝０：β_a ＝Ｃ_RaＴ_a Ｃ_Ra＝flg _a Ｃ_R −Ｃ_1a／Ｔ_S ｔ＝Ｔ_a ：β_a ＝Ｃ_RaＴ_a −２Ｃ_1a Ｃ_Ra＝flg _a Ｃ_R T = 0: β _a = C _Ra T _a C _Ra = flg _a C _R -C _1a / T _S t = T _a : β _a = C _Ra T _a -2C _1a C _Ra = flg _a C _R

【０１３９】ここで、flg _a は極性定数、Ｃ_R 、Ｃ_Raは
それぞれ軌道定数及び加速モードの軌道定数である。軌
道定数Ｃ_R は次のように表される。[0139] Here, flg _a polar constant, and C _R, C _Ra orbital constants respectively trajectories constant and the acceleration mode. The orbital constant C _R is expressed as follows.

【０１４０】[0140]

【数２８】Ｃ_R ＝ω_R （Ｋ_S ／Ｔ_S ）[Equation 28] C _R = ω _R (K _S / T _S )

【０１４１】旋回角速度の設定値ω_S は加速モードの終
了時点（ｔ＝Ｔ_a ）における参照針路の角速度ｒ’に一
致する。従って数２７式を数１８の式の第２式に代入す
ると加速時間Ｔ_a に関する２次方程式が得られる。The set value ω _S of the turning angular velocity coincides with the angular velocity r ′ of the reference course at the end point (t = T _a ) of the acceleration mode. Therefore, by substituting the equation 27 into the second equation of the equation 18, _a quadratic equation regarding the acceleration time T _a can be obtained.

【０１４２】[0142]

【数２９】 ｔ＝０：Ｃ_RaＴ_a ² ＋４Ｃ_1aＴ_a ＋６（Ｃ_2a−ω_S ）＝
０ ｔ＝Ｔ_a ：Ｃ_RaＴ_a ² ＋２Ｃ_1aＴ_a ＋６（Ｃ_2a−ω_S ）
＝０T = 0: C _Ra T _a ² + 4C _1a T _a +6 (C _2a −ω _S ) =
0 t = T _a : C _Ra T _a ² + 2C _1a T _a +6 (C _2a −ω _S ).
= 0

【０１４３】この２つの式よりＴ_a を解くと次のように
なる。Solving T _a from these two equations gives the following.

【０１４４】[0144]

【数３０】ｔ＝０： Ｔ_a ＝−２Ｃ_1a／Ｃ_Ra＋√〔（２Ｃ_1a／Ｃ_Ra）² −６
（Ｃ_2a−ω_S ）／Ｃ_Ra〕 ｔ＝Ｔ_a ： Ｔ_a ＝−Ｃ_1a／Ｃ_Ra＋√〔（Ｃ_1a／Ｃ_Ra）² −６（Ｃ_2a
−ω_S ）／Ｃ_Ra〕T = 0: T _a = −2C _1a / C _Ra + √ [(2C _1a / C _Ra ) ² −6
_{(C 2a -ω S) / C} Ra ] _{t = T a: T a =} -C 1a / C Ra + √ ^{_{[(C 1a / C Ra) 2}} -6 (C 2a
−ω _S ) / C _Ra ]

【０１４５】次に加速定数β_a を求める。先ずω_S とＣ
_2aが等しいとき、数１８の式の第２式にω_S ＝Ｃ_2aを代
入して加速定数β_a が得られる。Next, the acceleration constant β _a is obtained. First, ω _S and C
_{When 2a} is equal, ω _S = C _2a is substituted into the second equation of the equation 18 to obtain the acceleration constant β _a .

【０１４６】[0146]

【数３１】β_a ＝−４Ｃ_1a [Formula 31] β _a = −4C _1a

【０１４７】次にω_S とＣ_2aが等しくないとき、旋回角
速度の設定値ω_S 及び初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aより、加速モー
ドの軌道定数Ｃ_Raを求め、加速時間Ｔ_a 及び加速定数β
_a を計算する。表２に加速モードの軌道定数Ｃ_Raの計算
条件、即ち、旋回角速度の設定値ω_S と加速モードの初
期値Ｃ_2aとの間の大小関係及び初期値Ｃ_1aとゼロとの間
の大小関係によって、舵角角速度Ｕ_FF’の最大値の時点
ｔ及び極性定数flg _aがどのような値となるかを示す。Next, when ω _S and C _2a are not equal to each other, the orbit constant C _Ra of the acceleration mode is obtained from the set value ω _S of the turning angular velocity and the initial values C _1a and C _2a , and the acceleration time _Ta and the acceleration constant β are obtained.
to calculate _a. Table 2 shows the calculation conditions of the orbital constant C _Ra in the acceleration mode, that is, the magnitude relationship between the set value ω _S of the turning angular velocity and the initial value C _2a of the acceleration mode and the magnitude relationship between the initial value C _1a and zero. by indicating the time t and a polar constant flg _a maximum value of the steering angular velocity U _FF 'is any value.

【０１４８】[0148]

【表２】 [Table 2]

【０１４９】ステップ１０４にて減速モードが設定され
る。減速時間Ｔ_d 、減速定数β_d は舵角角速度Ｕ_FF’の
最大値と旋回角速度設定値ω_S は減速モードの終了時点
でゼロとなることを用いて求められる。従って数２６の
式の第３式と数２０の式の第３式によって次の式が得ら
れる。In step 104, the deceleration mode is set. The deceleration time T _d and the deceleration constant β _d are obtained by using that the maximum value of the steering angular velocity U _FF 'and the turning angular velocity set value ω _S become zero at the end of the deceleration mode. Therefore, the following equation is obtained by the third equation of the equation (26) and the third equation of the equation (20).

【０１５０】[0150]

【数３２】β_d ／Ｔ_d ＝Ｃ_Rd＝flg _d Ｃ_R Ｔ_d ＝√（６｜ω_S ｜／Ｃ_R ）(32) β _d / T _d = C _Rd = flg _d C _R T _d = √ (6 | ω _S | / C _R )

【０１５１】ここで、flg _d は極性定数であり、符号判
別関数signを使用して次のように表される。Here, flg _d is a polarity constant and is expressed as follows using the sign discrimination function sign.

【０１５２】[0152]

【数３３】flg _d ＝−sign（ｒ_SIG ）[Expression 33] flg _d = -sign (r _SIG )

【０１５３】ｒ_SIG は３つのモードにおける変針量Δｒ
の総和を表す。ステップ１０５にて加速、等速及び減速
モードにおける参照針路ｒの変化量、即ち変針量Δｒを
求める。加速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ
_a 、等速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ_v 、
減速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ_d とす
る。これらは次のように表される。R _SIG is the amount of needle change in three modes Δr
Represents the sum of In step 105, the change amount of the reference course r in the acceleration, constant velocity and deceleration modes, that is, the change amount Δr of the needle is calculated. The change amount of the reference course r in the acceleration mode is Δr
_a, the amount of change in the reference course r in constant velocity mode Δr _v,
The variation of the reference course r in the deceleration mode and [Delta] r _d. These are represented as follows.

【０１５４】[0154]

【数３４】Δｒ_a ＝ｒ_a （Ｔ_a ）−ｒ_a （０）＝（Ｔ_a
² ／１２）（β_a ＋５Ｃ_1a）＋Ｃ_2aＴ_a Δｒ_v ＝ｒ_v （Ｔ_a ＋Ｔ_v ）−ｒ_v （Ｔ_a ）＝ω_S Ｔ_v Δｒ_d ＝ｒ_d （Ｔ_a ＋Ｔ_v ＋Ｔ_d ）−ｒ_d （Ｔ_a ＋
Ｔ_v ） ＝−β_d Ｔ_d ² ／１２＋ω_S Ｔ_d ＝β_d Ｔ_d ² ／１２ ｒ_SIG ＝Δｒ_a ＋Δｒ_v ＋Δｒ_d Δr _a = r _a (T _a ) −r _a (0) = (T _{a
^{2/12) (β a +}} 5C 1a) + C 2a T a Δr v = r v (T a + T v) -r v (T a) = ω S T v Δr d = r d (T a + T v + T d) -r _d (T _a +
_{T v) = -β d T d} 2/12 + ω S T d = β d T d 2/12 r SIG = Δr a + Δr v + Δr d

【０１５５】但し、加速モードと減速モードでの変化量
Δｒ_a 、Δｒ_d は等速モードでの変化量Δｒ_v より優先
されるから、等速モードの時間、即ち、等速時間Ｔ_v は
次式より求められる。However, since the change amounts Δr _a and Δr _d in the acceleration mode and the deceleration mode are prioritized over the change amount Δr _{v in} the constant velocity mode, the time in the constant velocity mode, that is, the constant velocity time T _v is Calculated from the formula.

【０１５６】[0156]

【数３５】Ｔ_v ＝Δｒ_v ／ω_S (35) T _v = Δr _v / ω _S

【０１５７】ここで、Δｒ_v ＝ｒ_SIG −Δｒ_a −Δｒ_d
である。ステップ１０６にて等速モードが存在するか否
かが判定される。等速モードが存在する場合には次の式
が成り立つ。Here, Δr _v = r _SIG −Δr _a −Δr _d
It is. In step 106, it is determined whether or not the constant speed mode exists. When the constant velocity mode exists, the following equation holds.

【０１５８】[0158]

【数３６】ｒ_SIG ＞０のとき、Δｒ_v ≧０ ｒ_SIG ＜０のとき、Δｒ_v ≦０Δr _v ≧ 0 when r _SIG > 0, Δr _v ≦ 0 when r _SIG <0

【０１５９】数３６の式が成り立つ場合にはステップ１
０７に進み、数３６の式が成り立たない場合にはステッ
プ１０３に戻り、可変調節値である旋回角速度設定値ω
_S が再度設定される。If the expression (36) holds, step 1
If the formula of Expression 36 is not established, the process returns to step 103, and the turning angular velocity set value ω that is the variable adjustment value
_S is set again.

【０１６０】ステップ１０７ではフィードフォワード舵
角の最大値（絶対値） maxＵ_FFが演算される。フィード
フォワード舵角の最大値 maxＵ_FFは加速モード又は減速
モードのいずれかにおいて生ずる。従って２つのモード
にて最大値を求めて両者を比較し、より大きい方が最大
値 maxＵ_FFである。At step 107, the maximum value (absolute value) maxU _{FF of the} feedforward steering angle is calculated. The maximum feedforward rudder angle maxU _FF occurs in either acceleration or deceleration mode. Therefore, the maximum value is obtained in two modes and the two are compared, and the larger one is the maximum value maxU _FF .

【０１６１】フィードフォワード舵角Ｕ_FFの最大値 max
Ｕ_FFが生ずる時点ｔ_R は数２３の式のｔによって表され
る。従ってｔ_R を数２１の式に代入することによってフ
ィードフォワード舵角の最大値 maxＵ_FFが求められる。Maximum value of feedforward rudder angle U _FF max
The time t _R at which U _FF occurs is represented by t in the equation (23). Therefore, the maximum value maxU _FF of the feedforward rudder angle can be obtained by substituting t _R into the equation (21).

【０１６２】[0162]

【数３７】 max｜Ｕ_FFa ｜≧ max｜Ｕ_FFd ｜のとき、 maxＵ_FF＝ max｜Ｕ_FFa ｜ max｜Ｕ_FFa ｜＜ max｜Ｕ_FFd ｜のとき、 maxＵ_FF＝ max｜Ｕ_FFd ｜When max | U _FFa | ≧ max | U _FFd |, maxU _FF = max | U _FFa ｜ max | U _FFa ｜ <max | U _FFd ｜ maxU _FF = max | U _FFd ｜

【０１６３】ステップ１０８にてフィードフォワード舵
角の最大値 maxＵ_FFが最大フィードフォワード舵角の設
定値Ｕ_R と比較される。In step 108, the maximum feedforward steering angle value maxU _FF is compared with the maximum feedforward steering angle setting value U _R.

【０１６４】[0164]

【数３８】maxＵ_FF≦Ｕ_R [Equation 38] maxU _FF ≤ U _R

【０１６５】数３８の式が成り立つ場合にはステップ１
０９に進み、数３８の式が成り立たない場合にはステッ
プ１０３に戻る。こうして、本例によると、フィードフ
ォワード舵角の最大値 maxＵ_FFは、常にフィードフォワ
ード舵角の設定値Ｕ_R より小さい値になるように制限さ
れる。If the expression (38) holds, step 1
The procedure advances to Step 09, and if the expression of Expression 38 is not established, the procedure returns to Step 103. In this way, according to this example, the maximum value maxU _FF of the feedforward steering angle is always limited to a value smaller than the set value U _R of the feedforward steering angle.

【０１６６】ステップ１０９では参照針路ｒを演算する
ために必要な定数、即ち、各モード時間Ｔ_a 、Ｔ_v 、Ｔ
_d 、設定値ω_S 、加速及び減速定数β_a 、β_d 、初期値
Ｃ_1a、Ｃ_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを求める。ステップ１１
０にて軌道計画部１２−１Ａの動作が終了し、これらの
値は針路演算部１２−１Ｂに出力される。At step 109, a constant necessary for calculating the reference course r, that is, each mode time T _a , T _v , T.
_d , a set value ω _S , acceleration and deceleration constants β _a and β _d , and initial values C _1a , C _2a , C _3v , C _2d , and C _3d are obtained. Step 11
At 0, the operation of the trajectory planning unit 12-1A ends, and these values are output to the course calculation unit 12-1B.

【０１６７】最後に針路演算部１２−１Ｂの動作を説明
する。針路演算部１２−１Ｂは軌道計画部１２−１Ａよ
り供給されたモード時間Ｔ_a 、Ｔ_v 、Ｔ_d 、設定値
ω_S 、加速及び減速定数β_a 、β_d 、初期値Ｃ_1a、
Ｃ_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを使用して各モード毎の参照針
路ｒ（ｔ）を演算し、それを出力する。Finally, the operation of the course calculation unit 12-1B will be described. The course calculation unit 12-1B supplies the mode times T _a , T _v , T _d , the set value ω _S , the acceleration and deceleration constants β _a , β _d , and the initial value C _1a supplied from the trajectory planning unit 12-1A.
The reference course r (t) for each mode is calculated using C _2a , C _3v , C _2d , and C _3d and output.

【０１６８】加速モード、等速モード及び減速モードに
おける参照針路ｒ（ｔ）は、数１３の式の第３式、数１
７の式の第３式及び数１９の式の第３式によってそれぞ
れ求められる。また参照針路ｒ（ｔ）が求められると、
数２１の式を使用して、各モードにおけるフィードフォ
ワード舵角Ｕ_FFが求められる。The reference course r (t) in the acceleration mode, the constant velocity mode and the deceleration mode is the third equation of the equation 13 and the equation 1
7 and the third equation of the equation (19). When the reference course r (t) is calculated,
The feedforward rudder angle U _FF in each mode is obtained using the equation (21).

【０１６９】図６に参照針路ｒ（図６Ｂ）とフィードフ
ォワード舵角Ｕ_FF（図６Ａ）の時間応答の例を示す。こ
こでは変針量Δｒを＋、加速モードの初期値Ｃ_1a、Ｃ_2a
をゼロとした。FIG. 6 shows an example of the time response of the reference course r (FIG. 6B) and the feedforward steering angle U _FF (FIG. 6A). Here, the needle change amount Δr is +, the initial values C _1a and C _{2a in the} acceleration mode are
Was set to zero.

【０１７０】図７を参照して同定演算部１２−６の構成
及び動作を説明する。同定演算部１２−６は加算器１２
−４の出力信号である偏差ＥＲＲを入力して船舶の特性
を定めるパラメータＰＳを推定演算する。パラメータＰ
Ｓは、ここでは数５の式に含まれる旋回力指数Ｋ_S 及び
追従安定性指数Ｔ_S である。旋回力指数Ｋ_S 及び追従安
定性指数Ｔ_S は、設計値又は設定値として予め与えられ
ているが、実際の船舶の値とは必ずしも一致しない。The configuration and operation of the identification calculator 12-6 will be described with reference to FIG. The identification calculator 12-6 is an adder 12
The deviation ERR, which is the output signal of -4, is input to estimate and calculate the parameter PS that determines the characteristics of the ship. Parameter P
Here, S is the turning force index K _S and the tracking stability index T _S included in the equation (5). The turning force index K _S and the tracking stability index T _S are given in advance as design values or set values, but they do not necessarily match the actual values of the ship.

【０１７１】同定演算部１２−６は実際の船舶のパラメ
ータ、即ち、追従安定性指数Ｔ_S 及び旋回力指数Ｋ_S を
推定演算するために設けられている。以下に、推定演算
された実際値には添字ａを付し設計値又は設定値には添
字ｅを付す。The identification calculator 12-6 is provided for estimating and calculating the actual ship parameters, that is, the tracking stability index T _S and the turning force index K _S. In the following, a subscript a is attached to the estimated actual value, and a subscript e is attached to the design value or the set value.

【０１７２】本例の同定演算部１２−６はフィルタ演算
部１２−６Ａと３つのサンプルホールド器１２−６Ｂ、
１２−６Ｃ、１２−６Ｄと追従安定性指数演算部１２−
６Ｅと旋回力指数演算部１２−６Ｆとバイアス外乱演算
部１２−６Ｇとを有する。The identification calculation unit 12-6 of this example includes a filter calculation unit 12-6A, three sample and hold units 12-6B,
12-6C, 12-6D and tracking stability index calculation unit 12-
6E, a turning force index calculation unit 12-6F, and a bias disturbance calculation unit 12-6G.

【０１７３】フィルタ演算部１２−６Ａは偏差ＥＲＲに
含まれるノイズ成分を除去し平滑化した偏差ｅｒｒを出
力する。フィルタ演算部１２−６Ａの特性は次のように
表される。The filter calculation unit 12-6A removes the noise component contained in the deviation ERR and outputs the smoothed deviation err. The characteristics of the filter calculation unit 12-6A are expressed as follows.

【０１７４】[0174]

【数３９】 ｅｒｒ（ｓ）＝ＥＲＲ（ｓ）／（Ｔ_F1ｓ＋１）² ## EQU00003 ## err (s) = ERR (s) / (T _F1 s + 1) ²

【０１７５】ここで、Ｔ_F1はフィルタ時定数、ｓはラプ
ラス演算子である。尚、以下の記述において、フィルタ
演算部１２−６Ａの動作は同定演算部１２−６の基本動
作ではないので、省略する。即ち、ｅｒｒ（ｔ）＝ＥＲ
Ｒ（ｔ）として扱う。Here, T _F1 is a filter time constant, and s is a Laplace operator. In the following description, the operation of the filter calculation unit 12-6A is not the basic operation of the identification calculation unit 12-6, and therefore will be omitted. That is, err (t) = ER
Treat as R (t).

【０１７６】サンプルホールド器１２−６Ｂ、１２−６
Ｃ、１２−６Ｄは、偏差ｅｒｒの値をそれぞれサンプリ
ング時点Ｔ_a 、Ｔ_a ＋Ｔ_v 、Ｔ_steadyで保持する。従っ
て、サンプルホールド器１２−６Ｂ、１２−６Ｃ、１２
−６Ｄはサンプリング時点Ｔ _a 、Ｔ_a ＋Ｔ_v 、Ｔ_steady
における偏差ｅｒｒの値をそれぞれ出力する。尚、サン
プリング時点Ｔ_steadyは後述する。Sample-and-hold devices 12-6B, 12-6
In C and 12-6D, the values of the deviation err are sampled respectively.
Time T_a, T_a+ T_v, T_steadyHold in. Follow
The sample and hold devices 12-6B, 12-6C, 12
-6D is sampling time T _a, T_a+ T_v, T_steady
The value of the deviation err at is output. Incidentally, Sun
Pulling time T_steadyWill be described later.

【０１７７】追従安定性指数演算部１２−６Ｅはサンプ
リング時点Ｔ_a における偏差ｅｒｒの値と旋回力指数推
定値Ｋ_Saとバイアス外乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ）を入力して
追従安定性指数推定値Ｔ_Saを演算する。旋回力指数演算
部１２−６Ｆはサンプリング時点Ｔ_a ＋Ｔ_v における偏
差ｅｒｒの値とバイアス外乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ＋Ｔ_v）
を入力して旋回力指数推定値Ｋ_Saを演算する。The tracking stability index computing unit 12-6E inputs the value of the deviation err, the turning force index estimated value K _Sa, and the bias disturbance estimated value e _D (T _a ) at the sampling time T _{a to} estimate the tracking stability index. Calculate the value T _Sa. The turning force index calculation unit 12-6F determines the value of the deviation err and the bias disturbance estimated value e _D (T _a + T _v ) at the sampling time T _a + T _v .
Is input to calculate the turning force index estimated value K _Sa.

【０１７８】バイアス外乱演算部１２−６Ｇはサンプリ
ング時点Ｔ_steadyにおける偏差ｅｒｒの値を入力して、
サンプリング時点Ｔ_a 、Ｔ_a ＋Ｔ_v におけるバイアス外
乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ）、ｅ_D （Ｔ_a ＋Ｔ_v ）を演算し、
それぞれ追従安定性指数演算部１２−６Ｅ及び旋回力指
数演算部１２−６Ｆに出力する。The bias disturbance calculator 12-6G inputs the value of the deviation err at the sampling time T _steady ,
Bias disturbance estimated values e _D (T _a ), e _D (T _a + T _v ) at the sampling points T _a and T _a + T _v are calculated,
It outputs to the following stability index calculation unit 12-6E and the turning force index calculation unit 12-6F, respectively.

【０１７９】推定された旋回力指数Ｋ_Sa、追従安定性指
数Ｔ_Sa、即ち、推定パラメータＰＳは、軌道演算部１２
−１、フィードフォワード制御器１２−２及びフィード
バック制御器１２−３にフィードバックされ、各々にお
いて推定パラメータＰＳを以前のパラメータと置き換え
る。但し、フィードバック制御器１２−３では推定パラ
メータＰＳを用いて適当なゲイン又は定数を置き換え
る。The estimated turning force index K _Sa and the following stability index T _Sa , that is, the estimated parameter PS are used as the trajectory calculation unit 12
-1, feed-forward controller 12-2 and feedback controller 12-3 are fed back, and the estimated parameter PS is replaced with the previous parameter in each. However, the feedback controller 12-3 uses the estimated parameter PS to replace an appropriate gain or constant.

【０１８０】図８を参照して同定演算部１２−６の動作
シークエンスを説明する。同定演算部１２−６は変針モ
ードにて動作する。変針期間におけるサンプリング時点
は、加速モード終了時点ｔ＝Ｔ_a 及び等速モード終了時
点ｔ＝Ｔ_a ＋Ｔ_v であり、この時点の偏差ｅｒｒの値が
サンプリングされて保持される。次の静定時間では、偏
差ｅｒｒが静定した時点ｔ＝Ｔ_steadyにてサンプリング
され保持され、その後、バイアス外乱推定値ｅ
_D （Ｔ_a ）、ｅ_D （Ｔ_a ＋Ｔ_v ）、旋回力指数推定値Ｋ
_Sa及び追従安定性指数推定値Ｔ_Saが演算される。Operation of the identification calculation unit 12-6 with reference to FIG.
Explain the sequence. The identification calculator 12-6 is
It works in the mode. Sampling time during the needle change period
Is the end point of acceleration mode t = T_aAnd at the end of constant velocity mode
Point t = T_a+ T_vAnd the value of the deviation err at this point is
Sampled and retained. At the next settling time,
When the difference err settles t = T_steadySampled at
And held and then the bias disturbance estimate e
_D(T_a), E_D(T_a+ T_v), Estimated turning force index K
_SaAnd tracking stability index estimate T_SaIs calculated.

【０１８１】旋回力指数推定値Ｋ_Sa及び追従安定性指数
推定値Ｔ_Saの演算は次のことを前提する。 （Ｉ）変針時において、パラメータの実際値と設定値の
間に差があると参照針路ｒと船首方位φとの間の偏差Ｅ
ＲＲに誤差が生ずる。対象とする船体モデルを線形１次
式として扱う場合、参照針路ｒは既知であるから、偏差
ＥＲＲの時間関数は解析的に解くことができる。 （ＩＩ）等速モードが存在する。加速モードにて偏差Ｅ
ＲＲが生じ、斯かる偏差ＥＲＲは等速モードにて収斂し
て一定値となる。 （ＩＩＩ）静定時間において、偏差ＥＲＲに生じる誤差
は外乱に含まれるバイアス成分に起因する。The calculation of the turning force index estimated value K _Sa and the tracking stability index estimated value T _Sa is based on the following assumptions. (I) At the time of changing the needle, if there is a difference between the actual value and the set value of the parameter, the deviation E between the reference course r and the heading φ
An error occurs in RR. When the target hull model is treated as a linear linear expression, the reference course r is known, and therefore the time function of the deviation ERR can be solved analytically. (II) There is a constant velocity mode. Deviation E in acceleration mode
RR occurs, and the deviation ERR converges to a constant value in the constant velocity mode. (III) In the settling time, the error generated in the deviation ERR is due to the bias component included in the disturbance.

【０１８２】従って、旋回力指数推定値Ｋ_Sa及び追従安
定性指数推定値Ｔ_Saの演算は次のように３つのステップ
にてなされる。Therefore, the turning force index estimated value K _Sa and the tracking stability index estimated value T _Sa are calculated in the following three steps.

【０１８３】（ステップ１） バイアス外乱の推定：変
針時の外乱影響を除くために、変針後の定常状態の偏差
量よりバイアス外乱推定値ｅ_D を演算する。(Step 1) Estimation of bias disturbance: In order to eliminate the influence of disturbance when the needle is changed, the estimated bias disturbance value e _D is calculated from the deviation amount in the steady state after the needle is changed.

【０１８４】（ステップ２） 旋回力指数の推定：バイ
アス外乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ＋Ｔ_v ）によって修正された
等速モードの偏差ｅ_K が旋回力指数Ｋ_S の実際値Ｋ_Saと
設定値Ｋ_Seの差に起因するものである場合には、フィー
ドバック制御器１２−３の比例ゲインＫ_P とフィードフ
ォワード制御器１２−２で用いる旋回力指数Ｋ_S の設定
値Ｋ_Se及び角速度設定値ω_S の関係より旋回力指数Ｋ_S
の実際値Ｋ_Saを演算する。(Step 2) Estimation of turning force index: The deviation e _K of the constant velocity mode corrected by the bias disturbance estimated value e _D (T _a + T _v ) is the actual value K _Sa of the turning force index K _S and the set value. If it is due to the difference in K _Se , the proportional gain K _P of the feedback controller 12-3 and the set value K _Se and the angular velocity set value ω of the turning force index K _S used in the feedforward controller 12-2 are used. _From the relationship of _S, the turning force index K _S
The actual value K _{Sa of} is calculated.

【０１８５】（ステップ３） 追従安定性指数の推定：
バイアス外乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ）によって修正された加
速モードの終了時点における偏差ｅ_T とステップ２で求
めた旋回力指数の実際値（推定値）Ｋ_Saとを用いる。参
照針路ｒに対する偏差ｅｒｒの伝達特性の応答式におい
て、応答解の偏差を得られた偏差値に一致させるように
実際値Ｔ_Saを演算し、それを推定値とする。(Step 3) Estimation of tracking stability index:
The deviation e _T at the end of the acceleration mode corrected by the bias disturbance estimated value e _D (T _a ) and the actual value (estimated value) K _{Sa of} the turning force index obtained in step 2 are used. In the response equation of the transfer characteristic of the deviation err with respect to the reference course r, the actual value T _Sa is calculated so as to match the deviation of the response solution with the obtained deviation value, and this is used as the estimated value.

【０１８６】同定演算部１２−６の動作を詳細に説明す
る。変針時のオートパイロットを構成する閉ループ系に
おいて、参照針路ｒと外乱Ｄを入力、偏差ＥＲＲを出力
とする伝達特性は次のようになる。The operation of the identification calculator 12-6 will be described in detail. In the closed loop system that constitutes the autopilot when the needle is changed, the transfer characteristics in which the reference course r and the disturbance D are input and the deviation ERR is output are as follows.

【０１８７】[0187]

【数４０】 ＥＲＲ（ｓ）＝ＥＲＲ_NU（ｓ）／ＥＲＲ_DE（ｓ） ＥＲＲ_NU（ｓ）＝〔（Ｔ_Sa−Ｋ₀ Ｔ_Sa）ｓ² ＋（１−Ｋ
₀ ）ｓ〕ｒ（ｓ）−（Ｔ_Saｓ＋１）Ｄ（ｓ） ＥＲＲ_DE（ｓ）＝ｓ（Ｔ_Saｓ＋１）＋Ｋ_FB（ｓ）Ｋ_Sa ERR (s) = ERR _NU (s) / ERR _DE (s) ERR _NU (s) = [(T _Sa −K ₀ T _Sa ) s ² + (1-K
₀ ) s] r (s)-(T _Sa s + 1) D (s) ERR _DE (s) = s (T _Sa s + 1) + K _FB (s) K _Sa

【０１８８】ここで、Ｋ₀ ＝Ｋ_Sa／Ｋ_Seであり、Ｋ_FBは
変針用フィードバック制御器である。但し、外乱Ｄは船
体１４−１と船首方位検出器１４−２の間に入力するも
のとする。次に参照針路ｒから偏差ＥＲＲまでの伝達関
数を求める。数４０の式より明らかなように、偏差ＥＲ
Ｒは、参照針路ｒの２階微分及び１階微分を含む。言い
換えれば、参照針路の角加速度ｒ”と角速度ｒ’が入力
として作用する。Here, K ₀ = K _Sa / K _Se , and K _FB is a feedback controller for changing needles. However, it is assumed that the disturbance D is input between the hull 14-1 and the heading detector 14-2. Next, the transfer function from the reference course r to the deviation ERR is obtained. As is clear from the formula of Equation 40, the deviation ER
R includes the second derivative and first derivative of the reference course r. In other words, the angular acceleration r ″ and the angular velocity r ′ of the reference course act as inputs.

【０１８９】変針用フィードバック制御器Ｋ_FBは近似的
にＫ_FB＝Ｋ_P ＋Ｔ_D ｓと表される。このとき、数４０の
式の分母ＥＲＲ_DE（ｓ）はラプラス演算子ｓの２次式に
帰着する。The feedback controller K _FB for changing the needle is approximately expressed as K _FB = K _P + T _D s. At this time, the denominator ERR _DE (s) of the formula 40 is reduced to the quadratic formula of the Laplace operator s.

【０１９０】[0190]

【数４１】ＥＲＲ_NU（ｓ）＝〔（Ｔ_Sa−Ｋ₀ Ｔ_Sa）ｓ²
＋（１−Ｋ₀ ）ｓ〕ｒ（ｓ） ＥＲＲ_DE（ｓ）＝ｓ（Ｔ_Saｓ＋１）＋Ｋ_FB（ｓ）Ｋ_Sa≒
Ｔ_Saｓ² ＋（１＋Ｋ_SaＴ _D ）ｓ＋Ｋ_SaＫ_P [Expression 41] ERR _NU (s) = [(T _Sa −K ₀ T _Sa ) s ²
+ (1-K ₀ ) sr (s) ERR _DE (s) = s (T _Sa s + 1) + K _FB (s) K _Sa ≈
^{_{T Sa s 2 + (1 +}} K Sa T D) s + K Sa K P

【０１９１】更に、２次標準系を当てはめると伝達関数
Ｇ_C （ｓ）は次のようになる。Further, when a quadratic standard system is applied, the transfer function G _C (s) is as follows.

【０１９２】[0192]

【数４２】ＥＲＲ（ｓ）＝Ｇ_C （ｓ）ｒ（ｓ） Ｇ_C （ｓ）＝（Ｃ₂ ｓ² ＋Ｃ₁ ｓ）／（ｓ² ＋２ζω_n
ｓ＋ω_n ² ）(42) ERR (s) = G _C (s) r (s) G _C (s) = (C ₂ s ² + C ₁ s) / (s ² + 2ζω _n
s + ω _n ² )

【０１９３】ここで、固有周波数ω_n 、減衰定数ζ、ｓ
及びｓ² の係数Ｃ₁ 、Ｃ₂ は次のように表される。Here, the natural frequency ω _n , the damping constant ζ, s
And the coefficients C ₁ and C ₂ of s ² are expressed as follows.

【０１９４】[0194]

【数４３】ω_n ＝√（Ｋ_SaＫ_P ／Ｔ_Sa） ζ＝（１＋Ｋ_SaＴ_D ）／（２ω_n Ｔ_Sa） Ｃ₂ ＝１−Ｋ₀ （Ｔ_Se／Ｔ_Sa） Ｃ₁ ＝（１−Ｋ₀ ）／Ｔ_Sa Ω _n = √ (K _Sa K _P / T _Sa ) ζ = (1 + K _Sa T _D ) / (2ω _n T _Sa ) C ₂ = 1-K ₀ (T _Se / T _Sa ) C ₁ = ( 1-K ₀ ) / T _Sa

【０１９５】バイアス外乱演算部１２−６Ｇの動作を詳
細に説明する。数４０の式において、バイアス外乱に起
因する変針後の定常偏差は次のようになる。The operation of the bias disturbance calculator 12-6G will be described in detail. In Equation 40, the steady-state deviation after the needle change due to the bias disturbance is as follows.

【０１９６】[0196]

【数４４】 [Equation 44]

【０１９７】ここで、ｄ₀ は変針前後の外乱変化量であ
り、外乱は船首方位に従属する性質をもつとする。Ｇ_D
は外乱Ｄ（ｓ）から偏差ＥＲＲ（ｓ）までの伝達関数で
あり、次のように表される。Here, d ₀ is the amount of change in disturbance before and after changing the needle, and the disturbance has the property of depending on the heading of the bow. G _D
Is a transfer function from the disturbance D (s) to the deviation ERR (s), and is expressed as follows.

【０１９８】[0198]

【数４５】 [Equation 45]

【０１９９】等速モードの終了時点における外乱による
偏差は次のように表される。The deviation due to the disturbance at the end of the constant velocity mode is expressed as follows.

【０２００】[0200]

【数４６】 ｅ_D （Ｔ_a ＋Ｔ_v ）＝Ｇ_D （ｓ）ｄ₀ ／ｓ² ｜t=Ｔ_a ＋Ｔ_v ≒ｅ_D （∞）（Δｒ_a ＋Δｒ_v ）／ｒ_SIG [Equation 46] e _D (T _a + T _v ) = G _D (s) d ₀ / s ² | t = T _a + T _v ≈e _D (∞) (Δr _a + Δr _v ) / r _SIG

【０２０１】加速モードの終了時点における外乱による
偏差は次のように表される。The deviation due to the disturbance at the end of the acceleration mode is expressed as follows.

【０２０２】[0202]

【数４７】ｅ_D （Ｔ_a ）≒ｅ_D （∞）Δｒ_a ／ｒ_SIG [Equation 47] e _D (T _a ) ≈e _D (∞) Δr _a / r _SIG

【０２０３】次に旋回力指数演算部１２−６Ｆの動作を
詳細に説明する。等速モードの状態にて十分長い時間が
経過したものとする。参照針路の角速度ｒ’が一定のと
き偏差ｅｒｒの最終値は次のようになる。Next, the operation of the turning force index calculator 12-6F will be described in detail. It is assumed that a sufficiently long time has elapsed in the state of constant speed mode. When the angular velocity r'of the reference course is constant, the final value of the deviation err is as follows.

【０２０４】[0204]

【数４８】 [Equation 48]

【０２０５】ここで、ｅｒｒ（Ｔ_a ＋Ｔ_v ）は実際の偏
差値である。従って求める旋回力指数Ｋ_S の実際値（推
定値）Ｋ_Saは次のようになる。Here, err (T _a + T _v ) is an actual deviation value. Therefore, the actual value (estimated value) K _Sa of the obtained turning force index K _S is as follows.

【０２０６】[0206]

【数４９】 [Equation 49]

【０２０７】次に追従安定性指数演算部１２−６Ｅの動
作を詳細に説明する。参照針路ｒは軌道演算部１２−１
より時間の関数として得られ、その角加速度ｒ”及び角
速度ｒ’をラプラス演算子ｓによって表すと次のように
なる。Next, the operation of the tracking stability index calculation unit 12-6E will be described in detail. The reference course r is the trajectory calculation unit 12-1.
It is obtained as a function of time and its angular acceleration r ″ and angular velocity r ′ are represented by the Laplace operator s as follows.

【０２０８】[0208]

【数５０】ｓ² ｒ（ｓ）＝２！α_a ／Ｔ_a ² ｓ³ ＋β_a
／Ｔ_a ｓ² ＋Ｃ_1a／ｓ ｓｒ（ｓ）＝３！α_a ／（３Ｔ_a ² ）ｓ⁴ ＋２！β_a ／
（２Ｔ_a ）ｓ³＋Ｃ_1a／ｓ² ＋Ｃ_2a／ｓS ² r (s) = 2! α _a / T _a ² s ³ + β _a
/ T _a s ² + C _1a / s sr (s) = 3! α _a / (3T _a ² ) s ⁴ +2! β _a /
(2T _a ) s ³ + C _1a / s ² + C _2a / s

【０２０９】この式を数４２の式に代入すると変針時の
解析解が得られる。この解の時間条件は０≦ｔ≦Ｔ_a で
ある。By substituting this formula into the formula 42, an analytical solution at the time of changing the needle can be obtained. The time condition of this solution is 0 ≦ t ≦ T _a .

【０２１０】[0210]

【数５１】ＥＲＲ（ｓ）＝〔１／（ｓ² ＋２ζω_n ｓ＋
ω_n ² ）〕×〔２Ｃ₁ α_a ／Ｔ_a ² ／ｓ⁴ ＋（２Ｃ₂ α
_a ／Ｔ_a ² ＋Ｃ₁ β_a ／Ｔ_a ）／ｓ³＋（Ｃ₂ β_a ／Ｔ
_a ＋Ｃ₁ Ｃ_1a）／ｓ² ＋（Ｃ₂ Ｃ_1a＋Ｃ₁ Ｃ_1a）／ｓ〕ERR (s) = [1 / (s ² + 2ζω _n s +
ω _n ² )] × [2C ₁ α _a / T _a ² / s ⁴ + (2C ₂ α
_a / T _a ² + C ₁ β _a / T _a ) / s ³ + (C ₂ β _a / T
_a + C ₁ C _1a ) / s ² + (C ₂ C _1a + C ₁ C _1a ) / s]

【０２１１】この解はそれぞれ１／ｓ⁴ 、１／ｓ³ 、１
／ｓ² 、１／ｓの項に対する各解の和となっている。１
／ｓ⁴ 、１／ｓ³ 、１／ｓ² 、１／ｓの項の係数を１と
して、偏差ＥＲＲの解析解を求める。１／ｓ⁴ 、１／ｓ
³ 、１／ｓ² 、１／ｓの項に対する各解をそれぞれＥＲ
Ｒ₄ 、ＥＲＲ₃ 、ＥＲＲ₂ 、ＥＲＲ₁ とすると次のよう
に表される。尚、解は減衰定数ζが１より大きいか、等
しいか又は小さいかによって異なる。The solutions are 1 / s ⁴ , 1 / s ³ and 1 respectively.
It is the sum of the solutions for the terms / s ² and 1 / s. 1
An analytical solution of the deviation ERR is obtained by setting the coefficients of the terms / s ⁴ , 1 / s ³ , 1 / s ² , and 1 / s to 1. 1 / s ⁴ , 1 / s
ER for each solution for terms of ³ , 1 / s ² and 1 / s
R ₄ , ERR ₃ , ERR ₂ and ERR ₁ are expressed as follows. The solution differs depending on whether the damping constant ζ is larger than 1, equal to or smaller than 1.

【０２１２】（１）ζ＜１の場合：(1) When ζ <1:

【０２１３】[0213]

【数５２】ｅｒｒ₁ （ｔ）＝−ｅｘｐ（−ａｔ）〔（ａ
／ω）ｓｉｎωｔ＋ｃｏｓωｔ〕＋１ ｅｒｒ₂ （ｔ）＝ｅｘｐ（−ａｔ）〔（ａＣ₁₁−１）ω
^-1ｓｉｎωｔ＋Ｃ₁₁ｃｏｓωｔ〕＋ｔ−Ｃ₁₁ ｅｒｒ₃ （ｔ）＝ｅｘｐ（−ａｔ）〔（Ｃ₁₁−ａＣ₁₂）
ω^-1ｓｉｎωｔ−Ｃ₁₁ｃｏｓωｔ〕＋ｔ² ／２−Ｃ₁₁ｔ
＋Ｃ₁₂ ｅｒｒ₄ （ｔ）＝−ｅｘｐ（−ａｔ）〔（Ｃ₁₂＋ａ
Ｃ₁₃）ω^-1ｓｉｎωｔ＋Ｃ₁₃ｃｏｓωｔ〕＋ｔ³ ／６−
Ｃ₁₁ｔ² ／２＋Ｃ₁₂ｔ＋Ｃ₁₃ [Equation 52] err ₁ (t) =-exp (-at) [(a
/ Ω) sinωt + cosωt] +1 err ₂ (t) = exp (−at) [(aC ₁₁ −1) ω
⁻¹ sin ωt + C ₁₁ cos ωt] + t−C ₁₁ err ₃ (t) = exp (−at) [(C ₁₁ −aC ₁₂ ).
ω ^-1 sin ωt-C ₁₁ cos ωt] + t ² / 2-C ₁₁ t
+ C ₁₂ err ₄ (t) = − exp (−at) [(C ₁₂ + a
C ₁₃ ) ω ⁻¹ sin ωt + C ₁₃ cos ωt] + t ³ / 6−
^{_{C 11 t 2/2 + C}} 12 t + C 13

【０２１４】ここで、ａ、ω、Ｃ₁₁、Ｃ₁₂、Ｃ₁₃は次の
式によって表される。Here, a, ω, C ₁₁ , C ₁₂ and C ₁₃ are represented by the following equations.

【０２１５】[0215]

【数５３】ａ＝ζω_n ω＝ω_n √（１−ζ² ） Ｃ₁₁＝２ａ／ω_n ² Ｃ₁₂＝Ｃ₁₁ ² −１／ω_n ² Ｃ₁₃＝Ｃ₁₁（２／ω_n ² −Ｃ₁₁ ² ）A = ζω _n ω = ω _n √ (1-ζ ² ) C ₁₁ = 2a / ω _n ² C ₁₂ = C ₁₁ ² −1 / ω _n ² C ₁₃ = C ₁₁ (2 / ω _n ² -C ₁₁ ² )

【０２１６】（２）ζ＝１の場合：(2) When ζ = 1:

【０２１７】[0219]

【数５４】ｅｒｒ₁ （ｔ）＝−ｅｘｐ（−ω_n ｔ）〔ω
_n ｔ＋１〕＋１ ｅｒｒ₂ （ｔ）＝ｅｘｐ（−ω_n ｔ）〔ｔ＋２／ω_n 〕
＋ｔ−２／ω_n ｅｒｒ₃ （ｔ）＝−ｅｘｐ（−ω_n ｔ）〔ｔ＋３／
ω_n 〕（１／ω_n ）＋ｔ² ／２−〔２ｔ−３／ω_n 〕
（１／ω_n ） ｅｒｒ₄ （ｔ）＝ｅｘｐ（−ω_n ｔ）〔ｔ＋４／ω_n 〕
（１／ω_n ² ）＋ｔ³ ／６−ｔ² ／ω_n ＋〔３ｔ−４／
ω_n 〕（１／ω_n ² ）[Equation 54] err ₁ (t) = − exp (−ω _n t) [ω
_n t + 1] +1 err ₂ (t) = exp (−ω _n t) [t + 2 / ω _n ].
+ T−2 / ω _n err ₃ (t) = − exp (−ω _n t) [t + 3 /
ω _n ] (1 / ω _n ) + t ² / 2- [2t-3 / ω _n ]
(1 / ω _n ) err ₄ (t) = exp (−ω _n t) [t + 4 / ω _n ]
(1 / ω _n ² ) + t ³ / 6-t ² / ω _n + [3t-4 /
ω _n ] (1 / ω _n ² )

【０２１８】（３）ζ＞１の場合：(3) When ζ> 1:

【０２１９】[0219]

【数５５】ｅｒｒ₁ （ｔ）＝（ｑ₁ −ｑ₂ ）^-1〔ｑ₂ ｅ
ｘｐ（−ｑ₁ ｔ）−ｑ₁ ｅｘｐ（−ｑ₂ ｔ）〕＋１ ｅｒｒ₂ （ｔ）＝（ｑ₁ −ｑ₂ ）^-1〔−（ｑ₂ ／ｑ₁ ）
ｅｘｐ（−ｑ₁ ｔ）＋（ｑ₁ ／ｑ₂ ）ｅｘｐ（−ｑ
₂ ｔ）〕＋ｔ＋（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）／ω_n ² ｅｒｒ₃ （ｔ）＝（ｑ₁ −ｑ₂ ）^-1〔（ｑ₂ ／ｑ₁ ² ）
ｅｘｐ（−ｑ₁ ｔ）−（ｑ₁ ／ｑ₂ ² ）ｅｘｐ（−ｑ₂
ｔ）〕＋ｔ² ／２＋〔（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）／ω_n ² 〕〔−ｔ
＋（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）／ω_n ² 〕−１／ω_n ² ｅｒｒ₄ （ｔ）＝（ｑ₁ −ｑ₂ ）^-1〔−（ｑ₂ ／
ｑ₁ ³ ）ｅｘｐ（−ｑ₁ ｔ）＋（ｑ₁ ／ｑ₂ ³ ）ｅｘｐ
（−ｑ₂ ｔ）〕＋ｔ³ ／６＋〔（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）／
ω_n ² 〕（ｔ² ／２）＋〔（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）² ／ω_n ⁴−
１／ω_n ² 〕〔ｔ−（ｑ₁ ＋ｑ₂ ）／ω_n ² 〕＋（ｑ₁
＋ｑ₂ ）／ω_n ⁴ [Equation 55] err ₁ (t) = (q ₁ −q ₂ ) ⁻¹ [q ₂ e
_{xp (-q 1 t) -q 1} exp (-q 2 t) ] _{+ 1 err 2 (t) =} (q 1 -q 2) -1 [- (q ₂ / q _{1)
exp (-q 1 t) + (} q 1 / q 2) exp (-q
₂ t)] + t + (q ₁ + q ₂ ) / ω _n ² err ₃ (t) = (q ₁ −q ₂ ) ⁻¹ [(q ₂ / q ₁ ² ).
_{exp (-q 1 t) - (} q 1 / q 2 2) exp (-q 2
t)] + t ^2/2 + _{[(q 1 + q 2) /} ω n 2 ] [-t
+ (Q ₁ + q ₂ ) / ω _n ² ] −1 / ω _n ² err ₄ (t) = (q ₁ −q ₂ ) ⁻¹ [− (q ₂ /
^{_{q 1 3) exp (-q 1}} t) + (q 1 / q 2 3) exp
(-Q ₂ t)] + t ^3/6 + [(q ₁ + q ₂₎ /
omega _n ^2] (t ^2/2) + ^{_{[(q 1 + q 2) 2}} / ω n 4 -
1 / ω _n ² ] [t- (q ₁ + q ₂ ) / ω _n ² ] + (q ₁
+ Q ₂ ) / ω _n ⁴

【０２２０】ここで、ｑ₁ 、ｑ₂ は次の式によって表さ
れる。Here, q ₁ and q ₂ are represented by the following equations.

【０２２１】[0221]

【数５６】ｑ₁ ＝ω_n 〔−ζ＋√（ζ² −１）〕 ｑ₂ ＝ω_n 〔−ζ−√（ζ² −１）〕Q ₁ = ω _n [−ζ + √ (ζ ² −1)] q ₂ = ω _n [−ζ−√ (ζ ² −1)]

【０２２２】従って数５１の式の解析解ｅｒｒ_S （ｔ）
は次のようになる。Therefore, the analytical solution err _S (t) of the equation (51) is obtained.
Is as follows.

【０２２３】[0223]

【数５７】ｅｒｒ_S （ｔ）＝〔（２Ｃ₁ α_a ／Ｔ_a ² ）
ｅｒｒ₄ （ｔ）＋（２Ｃ₂ α_a ／Ｔ_a ² ＋Ｃ₁ β_a ／Ｔ
_a ）ｅｒｒ₃ （ｔ）＋（Ｃ₂ β_a ／Ｔ_a ＋Ｃ₁ Ｃ_1a）ｅ
ｒｒ₂ （ｔ）＋（Ｃ₂ Ｃ_1a＋Ｃ₁ Ｃ_2a）ｅｒｒ
₁ （ｔ）〕／ω_n ² [Equation 57] err _S (t) = [(2C ₁ α _a / T _a ² )
err ₄ (t) + (2C ₂ α _a / T _a ² + C ₁ β _a / T
_a ) err ₃ (t) + (C ₂ β _a / T _a + C ₁ C _1a ) e
rr ₂ (t) + (C ₂ C _1a + C ₁ C _2a ) err
₁ (t)] / ω _n ²

【０２２４】追従安定性指数推定値Ｔ_Saの演算の際、パ
ラメータの極性が関係する。演算された旋回力指数Ｋ_S
の推定値Ｋ_Saの極性により実際の船舶が安定船か又は不
安定船かが定まる。従って、実際の追従安定性指数推定
値Ｔ_Saの演算において、表３に示すような２ω_n ξ及び
Ｃ₁ の設定を行う。但し、演算上の都合により、不安定
船の追従安定性指数推定値Ｔ_Saは負であるが正として求
める。When the tracking stability index estimated value T _Sa is calculated, the polarity of the parameter is involved. Calculated turning force index K _S
The polarity of the estimated value K _Sa of the actual ship determines whether the actual ship is a stable ship or an unstable ship. Therefore, in the calculation of the actual tracking stability index estimated value T _Sa , 2ω _n ξ and C ₁ as shown in Table 3 are set. However, for convenience of calculation, the tracking stability index estimation value T _Sa of the unstable ship is negative but is determined to be positive.

【０２２５】[0225]

【表３】 [Table 3]

【０２２６】バイアス外乱推定値ｅ_D （Ｔ_a ）を用い
て、加速モード終了時点ｔ＝Ｔ_a における偏差の修正値
ｅ_T を計算する。Using the bias disturbance estimated value e _D (T _a ), the deviation correction value e _T at the acceleration mode end time t = T _a is calculated.

【０２２７】[0227]

【数５８】ｅ_T ＝ｅｒｒ（Ｔ_a ）＋ｅ_D （Ｔ_a ）[Equation 58] e _T = err (T _a ) + e _D (T _a ).

【０２２８】ここで、ｅｒｒ（Ｔ_a ）は実際の偏差値で
ある。数５７の式に加速モード終了時点ｔ＝Ｔ_a を代入
して得られる解析解ｅｒｒ_S の値がｔ＝Ｔ_a における偏
差の修正値ｅ_T に等しいとき、それは同定演算部１２−
６にて用いた追従安定性指数推定値Ｔ_Saが実際値Ｔ_S と
同一であることを意味する。即ち、実際の追従安定性指
数Ｔ_S が計算されたこととなる。Here, err (T _a ) is an actual deviation value. When the value of the analytic solution err _S obtained by substituting the acceleration mode end time point t = T _a into the expression of Expression 57 is equal to the deviation correction value e _T at t = T _a , it is identified by the identification calculation unit 12-
It means that the tracking stability index estimation value T _Sa used in 6 is the same as the actual value T _S. That is, the actual tracking stability index T _S is calculated.

【０２２９】図９は追従安定性指数演算部１２−６Ｅの
動作の流れを示す流れ図であり、これを参照して説明す
る。ステップ２０１にて動作が開始され、ステップ２０
２にて計算に必要な定数α_a 、β_a 、Ｃ_1a、Ｃ_2a及びＴ
_Se、Ｋ_Se、Ｋ_Sa等が設定される。FIG. 9 is a flow chart showing the flow of operation of the tracking stability index calculation unit 12-6E, and description will be made with reference to this. The operation starts in step 201, and step 20
2. The constants α _a , β _a , C _1a , C _2a and T required for calculation in 2
_Se , K _Se , K _Sa, etc. are set.

【０２３０】ステップ２０３にて、バイアス外乱推定値
ｅ_D （Ｔ_a ）によって修正された加速モード終了時点ｔ
＝Ｔ_a における偏差ｅ_T が追従安定性指数演算部１２−
６Ｅに入力される。ステップ２０４にて求める追従安定
性指数推定値Ｔ_Saの初期値が与えられる。ステップ２０
５にて加速モード終了時点ｔ＝Ｔ_a における解析解によ
る偏差ｅｒｒ_S （ｔ）が上記の方法によって求められ
る。At step 203, the acceleration mode end time t corrected by the bias disturbance estimated value e _D (T _a ).
= Deviation e _T at T _a followability stability index calculating section 12
Input to 6E. An initial value of the tracking stability index estimated value T _{Sa obtained} in step 204 is given. Step 20
At 5, the deviation err _S (t) by the analytical solution at the end point t = T _a of the acceleration mode is obtained by the above method.

【０２３１】ステップ２０６にて加速モード終了時点ｔ
＝Ｔ_a における２つの偏差ｅ_T 、偏差ｅｒｒ_S （ｔ）が
比較される。両者が等しければ、ステップ２０８に進
み、両者が異なれば、ステップ２０７に進む。ステップ
２０７では、追従安定性指数推定値Ｔ_Saが適当な値に更
新されステップ２０５の計算が行われる。こうしてステ
ップ２０８にて同定された追従安定性指数推定値Ｔ_Saが
出力される。ステップ２０９にて動作が終了する。At step 206, the time t when the acceleration mode ends.
The two deviations e _T and the deviation err _S (t) at = T _a are compared. If they are equal, the process proceeds to step 208, and if they are different, the process proceeds to step 207. In step 207, the tracking stability index estimated value T _Sa is updated to an appropriate value and the calculation in step 205 is performed. Thus, the tracking stability index estimated value T _Sa identified in step 208 is output. The operation ends in step 209.

【０２３２】以上本発明の実施例について詳細に説明し
てきたが、本発明は上述の実施例に限ることなく本発明
の要旨を逸脱することなく他の種々の構成が採り得るこ
とは当業者にとって容易に理解されよう。Although the embodiments of the present invention have been described in detail above, the present invention is not limited to the above-mentioned embodiments, and it will be understood by those skilled in the art that various other configurations can be adopted without departing from the gist of the present invention. Easy to understand.

【０２３３】[0233]

【発明の効果】本発明によると、従来のオートパイロッ
トでは実現することができなかった操舵機の性能及び船
舶の特性を考慮した最適な変針軌道計画が実現可能とな
る利点がある。According to the present invention, there is an advantage that it is possible to realize an optimum variable trajectory plan that considers the performance of a steering gear and the characteristics of a ship, which could not be realized by a conventional autopilot.

【０２３４】本発明によると、操舵機の性能を取り込ん
だ最適な変針軌道計画が得られるので機器の負担を軽減
し省燃費を図ることができる利点がある。According to the present invention, since an optimum variable needle trajectory plan incorporating the performance of the steering gear can be obtained, there is an advantage that the load on the equipment can be reduced and fuel consumption can be saved.

【０２３５】本発明によると変針時の旋回角速度、変針
時間等を見積もることができるから、最適な運行計画を
達成することができる利点を有する。According to the present invention, since it is possible to estimate the turning angular velocity at the time of changing the needle, the changing time of the needle, etc., there is an advantage that an optimum operation plan can be achieved.

【０２３６】本発明によると、フィードフォワード舵角
の最大値及びその角速度の最大値を確定することができ
るので、操舵機の入力にリミットを設ける必要がなく、
連続的な変針特性を保証することができる利点を有す
る。According to the present invention, since the maximum value of the feedforward steering angle and the maximum value of its angular velocity can be determined, it is not necessary to set a limit on the input of the steering gear,
It has the advantage of being able to guarantee continuous needle change characteristics.

【０２３７】本発明によると、変針時の船舶の運動の初
期値を取り込むように構成されているから、変針中に新
たな変針設定が可能となる利点を有する。According to the present invention, since the initial value of the motion of the ship at the time of changing the needle is taken in, there is an advantage that a new changing needle can be set during the changing of the needle.

【０２３８】本発明によると、自動変針前後のバイアス
外乱変化によるパラメータの同定演算の誤差を防止する
ことができるから推定精度を向上させることができる利
点を有する。According to the present invention, it is possible to prevent an error in the parameter identification calculation due to the change in the bias disturbance before and after the automatic needle change, so that there is an advantage that the estimation accuracy can be improved.

【０２３９】本発明は、ソフトウエア的処理によって実
現することができるから、マイクロコンピュータを搭載
している自動操舵装置に容易に付加することができる利
点がある。Since the present invention can be realized by software processing, there is an advantage that it can be easily added to an automatic steering device equipped with a microcomputer.

【０２４０】本発明によると、実際の船舶のパラメータ
が得られるので、そのパラメータと設定されたパラメー
タとの間のずれによる変針、保針性能の低下を改善する
ことができる利点を有する。According to the present invention, since actual ship parameters can be obtained, there is an advantage that it is possible to improve the deterioration of the needle changing performance and the needle holding performance due to the deviation between the parameters and the set parameters.

【０２４１】本発明によると、実際の船舶のパラメータ
が得られるので、その値を軌道演算部、フィードフォワ
ード制御器及びフィードバック制御器にフィードバック
することによってオートパイロットにおけるシステムが
実際の船舶に対応したものとなる利点を有する。According to the present invention, since the parameters of the actual ship can be obtained, the system in the autopilot corresponds to the actual ship by feeding back the values to the orbit calculator, the feedforward controller and the feedback controller. Has the advantage that

【０２４２】本発明によると、軌道演算部、フィードフ
ォワード制御器及びフィードバック制御器及び同定演算
部の各々は演算過程において独立であるため相互干渉に
よる不確定な状態には陥らず安定な演算が保証される利
点を有する。According to the present invention, since the orbit calculation unit, the feedforward controller, the feedback controller, and the identification calculation unit are independent in the calculation process, stable calculation is guaranteed without falling into an indeterminate state due to mutual interference. Have the advantage that

【０２４３】本発明によると、制御対象である船舶が不
安定船又は安定船のいずれであっても、演算上の問題な
く対応することができる利点を有する。According to the present invention, there is an advantage that it is possible to cope with an unstable ship or a stable ship as a control target without any operational problem.

【図面の簡単な説明】[Brief description of drawings]

【図１】本発明による自動操舵系を示すブロック図であ
る。FIG. 1 is a block diagram showing an automatic steering system according to the present invention.

【図２】本発明によるフィードフォワード制御器の動作
を示すブロック図である。FIG. 2 is a block diagram showing the operation of the feedforward controller according to the present invention.

【図３】本発明によるフィードバック制御器の動作を示
すブロック図である。FIG. 3 is a block diagram showing the operation of the feedback controller according to the present invention.

【図４】本発明による軌道演算部の構成例を示す図であ
る。FIG. 4 is a diagram showing a configuration example of a trajectory calculation unit according to the present invention.

【図５】本発明による軌道計画部の動作を示す流れ図で
ある。FIG. 5 is a flowchart showing the operation of the trajectory planning unit according to the present invention.

【図６】本発明による参照針路とフィードフォワード舵
角の例を示す図である。FIG. 6 is a diagram showing an example of a reference course and a feedforward rudder angle according to the present invention.

【図７】本発明による同定演算部の構成例を示す図であ
る。FIG. 7 is a diagram showing a configuration example of an identification calculation unit according to the present invention.

【図８】本発明による同定演算部の動作シークエンスを
示す図である。FIG. 8 is a diagram showing an operation sequence of the identification calculation unit according to the present invention.

【図９】本発明による追従安定性指数演算部の動作を示
す流れ図である。FIG. 9 is a flowchart showing the operation of the tracking stability index calculation unit according to the present invention.

【図１０】従来の船舶用自動操舵系の構成例を示す図で
ある。FIG. 10 is a diagram showing a configuration example of a conventional marine vessel automatic steering system.

【図１１】従来の自動操舵装置（オートパイロット）の
構成を示す図である。FIG. 11 is a diagram showing a configuration of a conventional automatic steering device (auto pilot).

【図１２】従来の船舶用自動操舵系の変針応答特性を示
す図である。FIG. 12 is a diagram showing a needle change response characteristic of a conventional marine vessel automatic steering system.

【符号の説明】[Explanation of symbols]

１１ 加算器 １２ 自動操舵装置（オートパイロット） １２−１ 軌道演算部 １２−２ フィードフォワード制御器 １２−３ フィードバック制御器 １２−４、１２−５ 加算器 １２−６ 同定演算部 １３ 加算器 １４ 制御対象 １４−１ 船体 １４−２ 船首方位検出器 １６ 操舵機 １２０ 自動操舵装置（オートパイロット） 11 Adder 12 Automatic Steering Device (Autopilot) 12-1 Trajectory Calculator 12-2 Feedforward Controller 12-3 Feedback Controller 12-4, 12-5 Adder 12-6 Identification Calculator 13 Adder 14 Control Target 14-1 Hull 14-2 Heading detector 16 Steering machine 120 Automatic steering device (autopilot)

Claims (14)

【特許請求の範囲】[Claims] 【請求項１】 参照針路に対する船首方位の偏差に基づ
いて命令舵角を出力する自動操舵装置と該自動操舵装置
に対して船首方位をフィードバックする制御ループとを
有する船舶用自動操舵装置において、 上記自動操舵装置は、軌道計画に基づいた参照針路を演
算する軌道演算部と上記制御ループを安定化させるため
に閉ループ制御を提供するフィードバック制御器と上記
制御ループの変針特性を高めるために開ループ制御を提
供するフィードフォワード制御器と上記偏差に基づいて
船舶の特性を定めるパラメータを演算する同定演算部と
を有することを特徴とする船舶用自動操舵装置。1. An automatic steering system for a ship, comprising: an automatic steering device that outputs a command steering angle based on a deviation of the heading from a reference course; and a control loop that feeds back the heading to the automatic steering device. The automatic steering device includes a trajectory calculation unit that calculates a reference course based on a trajectory plan, a feedback controller that provides closed loop control to stabilize the control loop, and an open loop control to enhance the change characteristic of the control loop. An automatic steering device for a ship, comprising: a feedforward controller that provides the above; and an identification calculator that calculates a parameter that determines the characteristics of the ship based on the deviation. 【請求項２】 請求項１記載の船舶用自動操舵装置にお
いて、 上記軌道演算部によって求められる参照針路は加速モー
ド、等速モード及び減速モードを含むように時間管理さ
れていることを特徴とする船舶用自動操舵装置。2. The automatic steering apparatus for marine vessels according to claim 1, wherein the reference course obtained by the trajectory calculation section is time-managed so as to include an acceleration mode, a constant velocity mode, and a deceleration mode. Automatic steering device for ships. 【請求項３】 請求項２記載の船舶用自動操舵装置にお
いて、 上記加速モードにおいて、上記参照針路の初期値とし
て、変針開始時点の船舶の船首方位の角速度及び角加速
度の値を取り入れるように構成されていることを特徴と
する船舶用自動操舵装置。3. The automatic steering system for a ship according to claim 2, wherein, in the acceleration mode, the values of the angular velocity and the angular acceleration of the bow direction of the ship at the start of the needle change are taken in as the initial values of the reference course. An automatic steering device for ships characterized by being provided. 【請求項４】 請求項２又は３記載の船舶用自動操舵装
置において、 上記加速モード及び減速モードにおいて、上記参照針路
の時間に関する２階微分は時間に関する２次関数となる
ように構成されていることを特徴とする船舶用自動操舵
装置。4. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 2 or 3, wherein in the acceleration mode and the deceleration mode, the second derivative with respect to time of the reference course is a quadratic function with respect to time. An automatic steering device for a ship, which is characterized in that 【請求項５】 請求項２、３又は４記載の船舶用自動操
舵装置において、 上記等速モードにおいて、上記参照針路の時間に関する
２階微分はゼロとなるように構成されていることを特徴
とする船舶用自動操舵装置。5. The marine vessel automatic steering system according to claim 2, 3 or 4, wherein in the constant velocity mode, the second derivative with respect to time of the reference course is zero. Automatic steering device for ships. 【請求項６】 請求項１、２、３、４又は５記載の船舶
用自動操舵装置において、 上記フィードバック制御器は上記参照針路に対する船首
方位の偏差を入力してフィードバック舵角を出力し、上
記フィードフォワード制御器は上記参照針路を入力して
フィードフォワード舵角を出力し、上記自動操舵装置は
上記フィードバック舵角とフィードフォワード舵角の和
によって上記命令舵角を演算しそれを出力信号として出
力するように構成されていることを特徴とする船舶用自
動操舵装置。6. The automatic steering system for a ship according to claim 1, 2, 3, 4 or 5, wherein the feedback controller inputs a deviation of a heading with respect to the reference course and outputs a feedback steering angle, The feedforward controller inputs the reference course and outputs the feedforward rudder angle, and the automatic steering device calculates the commanded rudder angle by the sum of the feedback rudder angle and the feedforward rudder angle and outputs it as an output signal. An automatic steering device for a ship, which is configured to: 【請求項７】 請求項６記載の船舶用自動操舵装置にお
いて、 上記自動操舵装置より出力された命令舵角と角度換算さ
れた外乱を入力して船舶の舵角を演算する加算器を有
し、該加算器より出力された舵角を制御対象に入力する
ように構成されていることを特徴とする船舶用自動操舵
装置。7. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 6, further comprising an adder for calculating a vessel rudder angle by inputting a commanded rudder angle output from the automatic steering apparatus and a disturbance converted into an angle. An automatic steering system for a ship, wherein the steering angle output from the adder is input to a control target. 【請求項８】 請求項７記載の船舶用自動操舵装置にお
いて、 上記フィードフォワード制御器は上記船舶の舵角から上
記船首方位までの伝達特性の逆特性を有することを特徴
とする船舶用自動操舵装置。8. The automatic marine steering system according to claim 7, wherein the feedforward controller has an inverse characteristic of a transmission characteristic from a steering angle of the marine vessel to the heading of the marine vessel. apparatus. 【請求項９】 請求項６、７又は８記載の船舶用自動操
舵装置において、 上記参照針路は上記フィードフォワード舵角及びその角
速度の各々の最大値を取り込むことを特徴とする船舶用
自動操舵装置。9. The automatic steering system for ships according to claim 6, 7 or 8, wherein the reference course takes in the maximum values of the feedforward steering angle and its angular velocity. . 【請求項１０】 請求項２、３、４、５、６、７、８又
は９記載の船舶用自動操舵装置において、 上記同定演算部は自動変針時において上記加速モードの
終了時点及び上記等速モードの終了時点及び上記軌道計
画による変針後の静定状態の時点における上記偏差を保
持するように構成されていることを特徴とする船舶用自
動操舵装置。10. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 or 9, wherein the identification calculation unit is at the time of ending the acceleration mode and at the constant speed during automatic needle changing. An automatic steering device for a ship, characterized in that it is configured to hold the deviation at the time of ending the mode and at the time of a static state after a change of the needle due to the trajectory plan. 【請求項１１】 請求項１０記載の船舶用自動操舵装置
において、 上記同定演算部は上記静定状態の時点にて保持された上
記偏差を用いて上記加速モードと上記等速モードの各々
の終了時点におけるバイアス外乱推定値を演算すること
を特徴とする船舶用自動操舵装置。11. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 10, wherein the identification calculation section ends each of the acceleration mode and the constant velocity mode by using the deviation held at the time of the stationary state. An automatic steering system for a ship, which calculates a bias disturbance estimated value at a time point. 【請求項１２】 請求項１１記載の船舶用自動操舵装置
において、 上記同定演算部は上記等速モードの終了時点の上記バイ
アス外乱推定値によって修正された上記等速モードの終
了時点にて保持された上記偏差を用いて上記船舶の特性
を定めるパラメータの１つである旋回力指数を演算する
ことを特徴とする船舶用自動操舵装置。12. The automatic steering apparatus for a ship according to claim 11, wherein the identification calculator is held at the end of the constant velocity mode corrected by the bias disturbance estimated value at the end of the constant velocity mode. In addition, the turning force index, which is one of the parameters for defining the characteristics of the ship, is calculated using the deviation, and the automatic steering device for a ship is characterized. 【請求項１３】 請求項１１又は１２記載の船舶用自動
操舵装置において、 上記同定演算部は上記加速モードの終了時点の上記バイ
アス外乱推定値によって修正された上記加速モードの終
了時点にて保持された上記偏差と上記旋回力指数とを用
いて上記船舶の特性を定めるパラメータの１つである追
従安定性指数を演算することを特徴とする船舶用自動操
舵装置。13. The automatic steering apparatus for ships according to claim 11, wherein the identification calculation unit is held at the end time of the acceleration mode corrected by the bias disturbance estimated value at the end time of the acceleration mode. An automatic steering system for a vessel, which calculates a tracking stability index, which is one of the parameters defining the characteristics of the vessel, using the deviation and the turning force index. 【請求項１４】 請求項２、３、４、５、６、７、８、
９、１０、１１、１２又は１３記載の船舶用自動操舵装
置において、 上記同定演算部によって推定された上記船舶の特性を定
めるパラメータは上記軌道演算部、上記フィードフォワ
ード制御器及び上記フィードバック制御器にフィードバ
ックされ、その各々において以前のパラメータと置き換
えられることを特徴とする船舶用自動操舵装置。14. The method of claim 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8,
In the marine vessel automatic steering system according to 9, 10, 11, 12 or 13, the parameters that determine the characteristics of the marine vessel estimated by the identification computing section are stored in the trajectory computing section, the feedforward controller and the feedback controller. An automatic steering system for a ship, which is fed back and replaced with a previous parameter in each of them.