JPS61119493A - Autopilot for vessel - Google Patents
Autopilot for vesselInfo
- Publication number
- JPS61119493A JPS61119493A JP59241289A JP24128984A JPS61119493A JP S61119493 A JPS61119493 A JP S61119493A JP 59241289 A JP59241289 A JP 59241289A JP 24128984 A JP24128984 A JP 24128984A JP S61119493 A JPS61119493 A JP S61119493A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- signal
- hull
- disturbance
- estimated
- wave disturbance
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 claims abstract description 113
- 230000000694 effects Effects 0.000 claims description 8
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 27
- 230000008859 change Effects 0.000 description 20
- 230000006870 function Effects 0.000 description 15
- 238000011156 evaluation Methods 0.000 description 12
- 230000004044 response Effects 0.000 description 10
- 239000000446 fuel Substances 0.000 description 8
- 239000011159 matrix material Substances 0.000 description 7
- 238000000034 method Methods 0.000 description 5
- 230000014509 gene expression Effects 0.000 description 3
- 238000001914 filtration Methods 0.000 description 2
- 238000013178 mathematical model Methods 0.000 description 2
- 230000003595 spectral effect Effects 0.000 description 2
- 201000004569 Blindness Diseases 0.000 description 1
- 241000143252 Idaea infirmaria Species 0.000 description 1
- 241000406668 Loxodonta cyclotis Species 0.000 description 1
- 230000003044 adaptive effect Effects 0.000 description 1
- 238000005311 autocorrelation function Methods 0.000 description 1
- 239000003795 chemical substances by application Substances 0.000 description 1
- 238000010276 construction Methods 0.000 description 1
- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 1
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 1
- 230000010354 integration Effects 0.000 description 1
- 230000001788 irregular Effects 0.000 description 1
- 230000005055 memory storage Effects 0.000 description 1
- 230000000737 periodic effect Effects 0.000 description 1
- 230000008569 process Effects 0.000 description 1
- 238000001228 spectrum Methods 0.000 description 1
- 230000002123 temporal effect Effects 0.000 description 1
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 1
- 230000001131 transforming effect Effects 0.000 description 1
- 230000000007 visual effect Effects 0.000 description 1
- 230000002747 voluntary effect Effects 0.000 description 1
Landscapes
- Control Of Position, Course, Altitude, Or Attitude Of Moving Bodies (AREA)
Abstract
Description
【発明の詳細な説明】
〈産業上の利用分野〉
本堵明は、舶用オートパイロットに係り、特に外乱要素
である積荷や波浪等を推定演算し、船体に働くこれら外
乱要素を補正することによって最適な制御ゲインを得て
、常に船体を最適に操舵する舶用オートパイロットに関
する。更に述べるなら、外乱によるヨーイングを直接制
御することにより、保針性の向上を図り高信頼性を得る
と共に最適レギュレータ理論を利用することによって省
燃費性の向上を満足させるようにした舶用オートパイロ
ットを提供することにある。[Detailed Description of the Invention] <Industrial Application Field> The present invention relates to marine autopilots, in particular, by estimating and calculating disturbance factors such as cargo and waves, and correcting these disturbance factors acting on the hull. This article relates to a marine autopilot that obtains optimal control gain and always steers the ship optimally. More specifically, we have developed a marine autopilot that directly controls yawing caused by external disturbances to improve course keeping and achieve high reliability, while at the same time achieving improved fuel efficiency by utilizing optimal regulator theory. It is about providing.
〈従来技術〉
従来の舶用オートパイロットは、例えば船首方位信号発
生器であるジャイロコンパスからの船首方位信号に基づ
いて自己位Ｕを連続的に推定演算して、船体を設定コー
ス上にヨー軸周りの姿勢制御のみで乗せる様な自動制御
方法を採用しているのがほとんどであった。即ち、ヨー
軸周りの姿勢制御のみで船体の設定コースと船首方位の
差、変針時の設定ターンレート（切替スイッチ等を用い
て手動でターンレートを設定し出力していた）と実測の
ターンレートの差がゼロになる横に制御ゲインを航海士
が調整し、比例・積分・微分（以下ｒＰＩＤＪという）
制御を行っていた。以下この様な舶用オートパイロット
を第１０図の従来技術である舶用オートパイロットのブ
ロック線図を用いて説明する。<Prior art> Conventional marine autopilots continuously estimate and calculate the self-orientation U based on a heading signal from a gyro compass, which is a heading signal generator, to align the ship on a set course around the yaw axis. Most of them adopted an automatic control method that allows them to board the vehicle using only attitude control. In other words, the difference between the ship's set course and heading only by attitude control around the yaw axis, the set turn rate when changing course (the turn rate was manually set and output using a changeover switch, etc.), and the actually measured turn rate. The navigator adjusts the control gain so that the difference between
was in control. Hereinafter, such a marine autopilot will be explained using a block diagram of a prior art marine autopilot shown in FIG.
第１０図において、１は船体、２は船首方位信号ψを出
力するジャイロコンパス、３は命令舵角信号Ｕ０を演算
し出力する演算部である。この演算部３は船首方位信号
ψと設定針路信号ψｍ０とから針路偏差信号Δψ。を出
力する減算器４と、ターンレート信号φ（・は１階微分
を表わず。以下同罎）を出力するターンレート演算部５
（図では鉛直方位信号ψを微分回路を用いて微分して
いるが、別途ターンレートメータ〈図省略）を用いる場
合もある）と、ターンレート信号φと外部から機械的に
設定された設定ターンレート信号φｍ。との差を取りタ
ーンレート偏差信号Δψ０を出力する減算器５１と、−
次遅れもしくは二次遅れフィルタ等から成る入力フィル
タ部６と、この入力フィルタ部６でフィルタリングされ
た針路偏差ｆ信号Δψ。（ｆはフィルタリングを表わし
、−は計陣された値を表わす。以下同様）及びターンレ
ート偏差ｆ信号Δψ０をＰＩＤ演算し命令舵角信号ＩＪ
ｏを出力するＰＩＤ演算回路７とから成る。In FIG. 10, 1 is the hull, 2 is a gyro compass that outputs a heading signal ψ, and 3 is a calculation unit that calculates and outputs a commanded rudder angle signal U0. The calculation unit 3 generates a course deviation signal Δψ from the heading signal ψ and the set course signal ψm0. a subtracter 4 that outputs a turn rate signal φ (.does not represent a first-order differential; hereinafter the same) a turn rate calculation unit 5 that outputs a turn rate signal φ
(In the figure, the vertical azimuth signal ψ is differentiated using a differentiator circuit, but a separate turn rate meter (not shown) may also be used). Rate signal φm. a subtracter 51 which calculates the difference between
An input filter section 6 consisting of a next-order lag filter or a second-order lag filter, and a course deviation f signal Δψ filtered by this input filter section 6. (f represents filtering, - represents a measured value. The same applies hereinafter) and the turn rate deviation f signal Δψ0 is subjected to PID calculation, and the command steering angle signal IJ is
It consists of a PID calculation circuit 7 which outputs o.
８は命令舵角信号［Ｊｏに基づいて舵９を駆動させる舵
取り機である。8 is a steering gear that drives the rudder 9 based on the commanded rudder angle signal [Jo.
この様な構成の舶用オートパイロットにお【する操舵機
能を以下に説明する。The steering function of a marine autopilot with such a configuration will be explained below.
減算器４は、船首方位信号ψと設定針路信号ψｍＯとを
比較し、針路偏差信号Δψ０を入力フイルタ部６に出力
する。又、減算器５１は、ターンレート信号φと設定タ
ーンレート信号小ｎｏとを比較し、ターンレート偏差信
号Δ（１）ｏを入力フィルタ部６に出力する。針路偏差
信号Δψ０とターンレート偏差信号Δψ０は、入力フィ
ルタ部６であらかじめ手動設定されたフィルタ設定値Ｍ
「に基づいてフィルタリングされ、針路偏差ｆ信号Δψ
０、ターンレート偏差Ｉ信号Δψ０としてＰＩＤ演算回
路７に導かれる。ＰＩＤｍＩＤｍ算回路針路偏差ｆ信号
Δφ０とターンレート偏差！信号Δン＼
ψ。を外部から航海士によって手動で設定される制御パ
ラメータＭｇ （例えばＰＩＤ制御ゲインや時定数）に
基づいてＰＩＤ演算し、命令舵角信号Ｕ０として舵取り
機８に出力し舵９を駆動する。The subtracter 4 compares the heading signal ψ and the set course signal ψmO, and outputs a course deviation signal Δψ0 to the input filter unit 6. Further, the subtracter 51 compares the turn rate signal φ and the set turn rate signal small no, and outputs a turn rate deviation signal Δ(1)o to the input filter section 6. The course deviation signal Δψ0 and the turn rate deviation signal Δψ0 are filter setting values M manually set in advance in the input filter section 6.
"The heading deviation f signal Δψ is filtered based on
0, and is led to the PID calculation circuit 7 as a turn rate deviation I signal Δψ0. PIDmIDm calculation circuit heading deviation f signal Δφ0 and turn rate deviation! Signal Δn\ψ. PID calculation is performed based on the control parameter Mg (for example, PID control gain and time constant) which is manually set by the navigator from the outside, and is output to the steering gear 8 as a commanded rudder angle signal U0 to drive the rudder 9.
ところで、この様な構成の舶用オートパイロットには、
次の様な問題点があった。By the way, a marine autopilot with this configuration has
There were the following problems.
■：ｐｒｏ：算回路７において、回路の最適ゲインを決
定する制御パラメータＭ（Ｊを外部から航海士が手動設
定しているため、船体１の運動特性の変化に対して前記
制御パラメータＭＱを適正な値に調整することが困難で
ある。■: pro: In the arithmetic circuit 7, the control parameter M (J) that determines the optimum gain of the circuit is manually set by the navigator from the outside, so the control parameter MQ is set appropriately in response to changes in the motion characteristics of the hull 1. It is difficult to adjust to a suitable value.
■：仮に制御パラメータＭ（ｌを適正な値に調整するこ
とができたとしても、これを設定する航海士にかかる負
担は非常に大きなものとなる。(2): Even if the control parameter M(l) could be adjusted to an appropriate value, the burden placed on the navigator who sets it would be extremely heavy.
■：制制御パラメタ９Ｍ９適正な値に調整できないと、
望ましい制御特性、即ち高い保針能力（針路保持）と高
い変針能力（針路変更）が得にくく、従って輸送の高信
頼性が望めず、又パイロットシステムの省燃費化を達成
することが困難である。■: If the control parameter 9M9 cannot be adjusted to an appropriate value,
It is difficult to obtain the desired control characteristics, that is, high course keeping ability (course keeping) and high course changing ability (course change), and therefore high reliability of transportation cannot be expected, and it is difficult to achieve fuel efficiency of the pilot system. .
■：入入力フィル郡部６一次遅れ（又は、二次遅れ）フ
ィルタで構成されているので十分なフィルタリング効果
を期待することができない。(2): Since the input filter group 6 is composed of a first-order lag (or second-order lag) filter, a sufficient filtering effect cannot be expected.
■変針時においては、設定ターンレートと実測ターンレ
ートとの差を検出しこの差に応じて一定の設定ターンレ
ート信号を変針終了時点まで保持するので、船体が慣性
の影響を受けて大きくオーバーシュートをしてしまう。■When changing course, the difference between the set turn rate and the actual turn rate is detected, and a constant set turn rate signal is maintained according to this difference until the end of the course change, so the hull is affected by inertia and greatly overshoots. I end up doing it.
狭水道航行中にオーバーシュートが大きいと、他船との
衝突や対岸への坐１ｉｉ等の危険が生じる。If there is a large overshoot while navigating through a narrow channel, there will be dangers such as collision with another vessel or being forced to the opposite shore.
〈先行技術〉
このため、本件出願人は、上述した従来技術の問題点に
鑑みて、特願昭５９−９１４６３号を出願した。第１１
図は、この先行技術に記載された舶用オートパイロット
のブロック線図である。第１１図において第１０図と重
複する部分については同一番号を付けてその説明は省略
する。<Prior Art> Therefore, in view of the problems of the prior art described above, the applicant filed Japanese Patent Application No. 59-91463. 11th
The figure is a block diagram of the marine autopilot described in this prior art. Portions in FIG. 11 that overlap with those in FIG. 10 are given the same numbers and their explanations will be omitted.
第１１図において、１１は船体の動特性を演算する船体
動特性演算部である。この船体動特性演算部１１の主要
構成要素は、船体特性推定演算部１２と、船体運動推定
演算部１５と、最適演算部１Ｇとから構成される。これ
ら各構成の概要は以下のようになっている。In FIG. 11, reference numeral 11 denotes a hull dynamic characteristic calculation unit that calculates the dynamic characteristics of the hull. The main components of this hull dynamic characteristic calculation section 11 are comprised of a hull characteristic estimation calculation section 12, a hull motion estimation calculation section 15, and an optimum calculation section 1G. The outline of each of these configurations is as follows.
一般にある角度の舵９を取った場合、船体１は徐々に旋
回を開始し、一定のターンレートに達した所で定常旋回
を続ける。船体特性推定演算部１２は、船首方位信号ψ
、ターンレート信号φ、舵角信号δを入力して船体１の
特性を推定演算を行なへへ
い推定船体パラメータα、βを出力する。一方、船首方
位信号φには操舵に有害な外乱（例えば船体１の積荷等
の条件変化等）が含まれる。この外乱は周期的な動きと
なって船体１に発生する。即ち、針路偏差信号Δψ０及
Ｕターンレート信号↓との間には差が生じるので、その
差に対してその都度柁９を取っているとかえって抵抗の
増加となり、エネルギーロスとなる。しかし、低周期の
外乱に対しては、ある程度舵９を取ってやらないと、船
体１はとんでもない方向に進んでしまう恐れがある。そ
こで船体運動推定演算部１５は、船体１の運動特性を推
定演算し本当の船体１の動きによるものと外乱によるも
のの内、操舵に有害な高周波成分を取り除き、低周期の
外乱と操舵に必要な圃を取り出して、推定針路方位信号
ψ、推定ターンレート信号ψを出力する。最適演算部１
６は、最適ゲイン演算部Ｇと、最適操舵量演算部１９と
から構成される。ここで、最適ゲイン演算部Ｇは推定膜
△ △ 。Generally, when the rudder 9 is turned at a certain angle, the hull 1 gradually starts turning, and continues turning steadily when a certain turn rate is reached. The hull characteristic estimation calculation unit 12 receives a heading signal ψ
, a turn rate signal φ, and a rudder angle signal δ are inputted to perform calculations to estimate the characteristics of the hull 1, and output estimated hull parameters α and β. On the other hand, the heading signal φ includes disturbances that are harmful to steering (for example, changes in conditions such as cargo on the hull 1). This disturbance occurs in the hull 1 as a periodic movement. That is, since there is a difference between the course deviation signal Δψ0 and the U-turn rate signal ↓, if the difference is set at 9 each time, the resistance will increase and energy will be lost. However, in response to low-period disturbances, unless the rudder 9 is controlled to some extent, the hull 1 may move in an unexpected direction. Therefore, the hull motion estimation calculation unit 15 estimates and calculates the motion characteristics of the hull 1, removes high-frequency components harmful to steering between those caused by the actual movement of the hull 1 and those caused by disturbances, and removes high-frequency components harmful to steering between low-period disturbances and those caused by disturbances. The field is extracted and an estimated course direction signal ψ and an estimated turn rate signal ψ are output. Optimal calculation unit 1
6 is composed of an optimum gain calculation section G and an optimum steering amount calculation section 19. Here, the optimal gain calculation unit G is an estimation film Δ Δ .
体パラメータα、βを入力して最適ゲインであるゲイン
行列に６を演算する。その構成は、この船体１に見合っ
た最適ゲインの調整値を決定する盾適ゲイン調整則決定
部１７と、この＠適ゲイン調整則決定部１７で決定され
た調整値を入力し、最適ゲインテーブル（オンラインで
定常解を求めることはほとんど不可能なのであらかじめ
各種クラスの船体について最適な制御ゲインを求めてお
き、ゲインテーブルとしてメモリ内に格納しである）内
から最適ゲインを決定する最適ゲイン決定部１８とから
成る。この最適ゲイン決定部１８が接続された最適操舵
量演算部１９は、推定針路方位信号ψと推へ
定ターンレート信号ψと設定針路信号ψｎｏとを入力し
、設定針路及び設定ターンレート上に船体１が乗るよう
に舵９を操舵する命令舵角Ｕδ！。The field parameters α and β are input and 6 is calculated as a gain matrix which is the optimum gain. Its configuration consists of a shield suitable gain adjustment law determination unit 17 that determines the optimal gain adjustment value suitable for the hull 1, and an optimal gain adjustment law determination unit 17 that inputs the adjustment value determined by this @appropriate gain adjustment law determination unit 17 and creates an optimal gain table. (Since it is almost impossible to find a steady solution online, the optimal control gain is determined in advance for each class of hull and stored in memory as a gain table.) Optimal gain determining section that determines the optimal gain from the inside. It consists of 18. The optimum steering amount calculating section 19 to which the optimum gain determining section 18 is connected inputs the estimated course direction signal ψ, the estimated constant turn rate signal ψ, and the set course signal ψno, and adjusts the hull direction on the set course and set turn rate. Command rudder angle Uδ to steer rudder 9 so that 1 is on board! .
を演算し舵取り機８に出力する。is calculated and output to the steering gear 8.
このような構成とすることで、上述した従来技術の問題
点は解決でき、オンラインでその船体に最適な制御ゲイ
ンが決定できる。即ち、積み荷の変化やバラストの変化
による船体質量等の船体特性が変化しても制御ゲインは
自動的に変化に追従できるので安定した操舵ができる。With such a configuration, the problems of the prior art described above can be solved, and the optimal control gain for the hull can be determined online. That is, even if the hull characteristics such as the hull mass change due to a change in cargo or ballast, the control gain can automatically follow the change, allowing stable steering.
又、変針時においてもオーバーシュート無く変針できる
。等の効果が得られる。Moreover, even when changing course, the course can be changed without overshooting. Effects such as this can be obtained.
〈発明が解決しようとする問題点〉
ところが上述した先行技術は、（１）：舵角信号を入力
しているので海象条件の変化に対してもある程度対応し
たゲインの調整は期待できるが、明確に波浪等の外部外
乱を識別できないため真の最適ゲインの調整（即ち、舵
角に換算された外乱によるヨーイングを小さくすること
）はできない。言替えれば、船体質量の変化のような船
体特性に対しては適応制御を行なうことができるが、大
きな海象変化である波浪外乱等に対しては、望ましい制
御特性や省燃費性は保持されず逆に劣化してしまうこと
が判明した。従って波浪外乱等の海象の影響を大きく受
けるような場合には上述した先行技術では最良の保針特
性の向上や燃費効率の向上は望めない。従って、波浪外
乱等の海象の影響に対するゲイン調整は、相変らず航海
士が経験により手動で行なっているので航海士にとって
は負担となる。という問題点がある。<Problems to be solved by the invention> However, the above-mentioned prior art has (1): Since the rudder angle signal is input, it is expected that the gain can be adjusted to some extent in response to changes in sea conditions; Since external disturbances such as waves cannot be identified, it is not possible to adjust the true optimum gain (that is, to reduce the yawing caused by the disturbance converted into a steering angle). In other words, adaptive control can be performed for hull characteristics such as changes in hull mass, but desirable control characteristics and fuel efficiency cannot be maintained against large changes in sea conditions such as wave disturbances. On the contrary, it was found that it deteriorated. Therefore, in cases where the vehicle is greatly influenced by sea conditions such as wave disturbance, the above-mentioned prior art cannot expect to improve the best course keeping characteristics or fuel efficiency. Therefore, the gain adjustment for the influence of sea conditions such as wave disturbance is still manually performed by the navigator based on his experience, which is a burden to the navigator. There is a problem.
く問題点を解決するための手段〉
（発明の目的）
本発明は上述した問題点に鑑みて成されたちのであつて
、波浪外乱等の海象状態を推定し、その船体に大きな影
響を及ぼす外乱の影響を受けないような外乱補正演算を
し、最適な舵角信号を出力する外乱特性演陣部を設けて
最適な操舵を自動で行なうことが可能な舶用オートパイ
ロットを提供することを目的とする。Means for Solving the Problems〉 (Objective of the Invention) The present invention has been made in view of the above-mentioned problems. The purpose of the present invention is to provide a marine autopilot that is capable of automatically performing optimal steering by providing a disturbance characteristic control section that performs disturbance correction calculations that are not affected by the effects of steering angles, and outputs optimal steering angle signals. do.
（発明の概念）
船体に働く波浪外乱である海象条件の変化は、変化状態
を推定しこの推定値を追跡することで知ることができる
。即ち、波浪外乱によって発生する誤差の補償は、この
追跡結果をフィードバックすることでできる。この結果
、波浪外乱を含む船体に大きな影響を及ぼす外乱に起因
する制御特性や燃費の劣化は防ぐことが可能となる。(Concept of the Invention) Changes in sea conditions, which are wave disturbances acting on the hull, can be known by estimating the state of change and tracking this estimated value. That is, compensation for errors caused by wave disturbance can be made by feeding back the tracking results. As a result, it is possible to prevent deterioration in control characteristics and fuel efficiency caused by disturbances that have a large effect on the hull, including wave disturbances.
ところで波浪外乱を推定するためには、波浪外乱に関す
る数式モデルを作成し、この数式モデルに基づき推定さ
れたターンレート及び船首方位角と実際の波浪外乱に基
づいて測定されたターンレートと船首方位角との差を求
め、この差が最少になるように時々刻々演算すればよい
。By the way, in order to estimate wave disturbance, a mathematical model for wave disturbance is created, and the turn rate and heading angle estimated based on this mathematical model and the turn rate and heading angle measured based on the actual wave disturbance are used. All you have to do is find the difference between the two and calculate the difference from time to time so that this difference is minimized.
一般に、実際の波浪外乱は、低周波正弦波から高周波正
弦波まで重ね合わされたものにランダム波が加わったも
のと解釈されている。しかしながら全ての周波数の波浪
を推定しようとすると全周波数を数式モデル化し、計算
機に組み込んで実時間処理をしなければならないが、こ
れは不可能である。そこで、実際は船体に影響する波浪
外乱のうち制御可能な周波数帯の内パワーの大きい成分
例えば第１．第２波（他にパワーの大きい成分がある場
合はその成分までをピックアップするようにしてもよい
）を選択・推定（測定ターンレートをフーリエ変換して
周波数解析する）シ、フィードバック補信する。即ち、
船体の応答周波数は、推定された船体パラメータから演
算して求める（以下に説明する実施例では、推定ずべき
波浪周波数は、この応答周波数から低周波数領域におけ
る第１．第２波の波浪周波数とする）。Generally, an actual wave disturbance is interpreted as a superposition of a low-frequency sine wave to a high-frequency sine wave, plus a random wave. However, in order to estimate waves at all frequencies, all frequencies must be mathematically modeled, incorporated into a computer, and processed in real time, which is impossible. Therefore, in reality, among the wave disturbances that affect the ship's hull, components with high power within the controllable frequency band, such as the first. The second wave (if there is another component with large power, it may be possible to pick up that component as well) is selected and estimated (the measured turn rate is Fourier transformed and frequency analyzed), and feedback is supplemented. That is,
The response frequency of the hull is calculated from the estimated hull parameters (in the example described below, the wave frequency to be estimated is calculated from the response frequency and the wave frequencies of the first and second waves in the low frequency region). do).
このような概念から本発明は構成される。The present invention is constructed from such a concept.
以下にこれ等を具体化した本発明の舶用オートパイロッ
トの構成を述べる。The configuration of the marine autopilot of the present invention that embodies these will be described below.
〈発明の構成）
本発明の舶用オートパイロットは、船体動特性演算部と
外乱特性演算部から構成され、船体に働くあらゆる外乱
要素に対応した最適操舵角信号を舵取り機に出力するよ
うな構成とした。ここで、船体動特性演算部と外乱特性
演算部は、以下のように構成される。(Structure of the Invention) The marine autopilot of the present invention is composed of a hull dynamic characteristics calculation section and a disturbance characteristics calculation section, and is configured to output an optimal steering angle signal corresponding to all disturbance elements acting on the hull to the steering gear. did. Here, the hull dynamic characteristic calculation section and the disturbance characteristic calculation section are configured as follows.
船体動特性演算部においては、船首方位信号。In the ship dynamic characteristics calculation section, the ship's heading signal.
ターンレート信号、船速信号及び舵角信号から船体特性
の推定値である船体パラメータを船体特性推定演算部で
演算すると共に、船首方位信号、ターンレート信号及び
舵角信号から船首方位信号に含まれる各種外乱要素の内
操舵に有害な高周波成分を船体運動推定演算部で推定演
算して取り除いて船体の動特性を演算して以下に述べる
外乱特性演算部に出力する。A hull characteristic estimation calculation unit calculates hull parameters, which are estimated values of hull characteristics, from the turn rate signal, ship speed signal, and rudder angle signal, and also calculates the hull parameters that are included in the heading signal from the heading signal, turn rate signal, and rudder angle signal. High frequency components harmful to internal steering of various disturbance elements are estimated and removed by a hull motion estimation calculation unit, and the dynamic characteristics of the ship are calculated and outputted to a disturbance characteristic calculation unit described below.
外乱特性演算部は、船体動特性演算部の各出力が入力す
ると共に、船首方位信号、ターンレート信号及び舵角信
号が入力して最適舵角信号を出力するために、波浪外乱
推定演痺部、整定判定部。The disturbance characteristics calculation section receives each output of the hull dynamic characteristics calculation section, as well as the ship's heading signal, turn rate signal, and rudder angle signal, and in order to output an optimal rudder angle signal. , settling determination section.
比較判定部、ゲインリセット指令部、波浪外乱周波数決
定部、海象判定部及び外乱補正演算部で構成される。尚
、これら各部は、次のような構成と関係鵡ある。It is composed of a comparison determination section, a gain reset command section, a wave disturbance frequency determination section, a sea condition determination section, and a disturbance correction calculation section. Note that each of these parts is related to the following configuration.
船体に働く波浪外乱は、船首方位信号とターンレート信
号と舵角信号とく以下に詳述する）波浪外乱周波数決定
部からの波浪外乱周波数が入力する波浪外乱推定演算部
で推定演算される（ゲインリセット指令部からのゲイン
リセット指令信号も入力するが推定演算をする場合は関
係ない）。この波浪外乱推定演算部の推定演算経過（結
果が整定状態に達したか否か）は、船首方位信号とター
ンレート信号が同時に入力する整定判定部で判定される
。The wave disturbance acting on the hull is estimated by the wave disturbance estimation calculation unit which receives the wave disturbance frequency from the wave disturbance frequency determination unit (described in detail below) including the heading signal, turn rate signal, and rudder angle signal (described in detail below). The gain reset command signal from the reset command unit is also input, but it is not relevant when performing estimation calculations). The progress of the estimation calculation (whether or not the result has reached a settling state) of the wave disturbance estimation calculation section is determined by the settling determination section to which the heading signal and the turn rate signal are simultaneously input.
一方、波浪外乱推定演算部の推定演算結果は、船首方位
信号とターンレート信号が入力する比較判定部に導かれ
て波浪外乱の推定モデルと比較される。On the other hand, the estimation calculation result of the wave disturbance estimation calculation section is led to a comparison judgment section into which the heading signal and the turn rate signal are input, and is compared with the wave disturbance estimation model.
その船体にとって制御可能な波浪外乱周波数は、比較判
定結果と船体パラメータとターンレート信号とが接続さ
れた波浪外乱周波数決定部で演算され決定される。この
決定された波浪外乱周波数は、波浪外乱推定演算部にフ
ィードバックすると共に海象判定部に出力する。海象判
定部では、波浪外乱周波数とターンレート信号に基づい
て波浪の状態を判定し外乱補正演算部に出力する。A wave disturbance frequency that can be controlled by the ship is calculated and determined by a wave disturbance frequency determining section to which the comparison determination result, the ship parameters, and the turn rate signal are connected. This determined wave disturbance frequency is fed back to the wave disturbance estimation calculation section and output to the sea condition determination section. The sea condition determination section determines the state of the waves based on the wave disturbance frequency and the turn rate signal, and outputs the result to the disturbance correction calculation section.
船体動特性推定演算部と整定判定部と海象判定部が接続
される外乱補正演算部は、船体に働く波浪動特性の外乱
及び積荷等の船体自体から発生する外乱について補正演
算し最適操舵角信号を舵取り機に出力する。The disturbance correction calculation unit, to which the hull dynamic characteristics estimation calculation unit, the settling determination unit, and the sea condition determination unit are connected, performs correction calculations for disturbances in the wave dynamic characteristics acting on the ship and disturbances generated from the ship itself such as cargo, and generates an optimal steering angle signal. is output to the steering gear.
〈発明の実施例〉
上述した構成の具体的実施例について、以下図面を用い
て説明する。<Embodiments of the Invention> Specific embodiments of the above-described configuration will be described below with reference to the drawings.
第１図は本発明の舶用オートパイロットのブロック線図
、第２図は第１図の７０−シートである。FIG. 1 is a block diagram of a marine autopilot according to the present invention, and FIG. 2 is a 70-seat diagram of FIG.
第１図において第１０図、第１１図と重々する部分・機
能については同一番号・符号を付けてその説明は省略す
る。In FIG. 1, parts and functions that are the same as those in FIGS. 10 and 11 are given the same numbers and symbols, and their explanations will be omitted.
第１図において、１１Ａは船体特性推定演算部１２と船
体運動推定演算部１５′（第１０図で示す針路偏差はこ
の回路内で得るものとする）とから構成される船体動特
性演算部、２０は外乱要素を演算して最適操舵角信号Ｕ
δを出力する外乱特性演算部である。この外乱特性演算
部２０は、船体動特性演算部１１Ａが接続されると共に
船首方位信号ψとターンレート信号ψと舵角信号δが入
力し、最適操舵角を演算して最適操舵角信号Ｕδを出力
するために、波浪外乱推定演算部２１と、整定判定部２
２と、比較判定部２３と、ゲインリセット指令部２４と
、波浪外乱周波数決定部２５と、海象判定部２Ｇと、外
乱補正演算部２７とから構成される。In FIG. 1, reference numeral 11A denotes a hull dynamic characteristics calculation section, which is composed of a hull characteristics estimation calculation section 12 and a hull motion estimation calculation section 15' (the course deviation shown in FIG. 10 is obtained within this circuit); 20 calculates the disturbance elements and generates the optimum steering angle signal U.
This is a disturbance characteristic calculation unit that outputs δ. The disturbance characteristic calculation unit 20 is connected to the hull dynamic characteristic calculation unit 11A, and receives the heading signal ψ, turn rate signal ψ, and steering angle signal δ, calculates the optimum steering angle, and generates the optimum steering angle signal Uδ. In order to output, the wave disturbance estimation calculation unit 21 and the settling determination unit 2
2, a comparison determination section 23, a gain reset command section 24, a wave disturbance frequency determination section 25, a sea condition determination section 2G, and a disturbance correction calculation section 27.
以下に、これら各部を第１図及び第２図を基に更に詳°
細に説明する。Below, each of these parts will be explained in more detail based on Figures 1 and 2.
Explain in detail.
（波浪外乱推定演算部２１）
波浪外乱推定演算部２１は、船首方位信号ψ、ターンレ
ート信号ψ、舵角信号δ及び以下に詳述する波浪外乱周
波数決定部２５で決定された波浪外乱周波数を入力して
、船体１にとって制御可能な周波数の波浪外乱Ｗｄの大
きさを推定演算する。このことを演算式で表わすと以下
のようになる。(Wave disturbance estimation calculation unit 21) The wave disturbance estimation calculation unit 21 calculates the heading signal ψ, the turn rate signal ψ, the rudder angle signal δ, and the wave disturbance frequency determined by the wave disturbance frequency determination unit 25, which will be described in detail below. The magnitude of the wave disturbance Wd at a frequency that can be controlled by the hull 1 is estimated and calculated. This can be expressed as an arithmetic expression as follows.
船体に影響する波浪の内、制御可能な周波数帯の中のパ
ワーの大きい成分である第１波（Ａｄ＋５ｉｎ（ω、ｔ
＋θＩ））、 第２波（Ａｄ２ｓｉｎ （ω２ｔ＋θ２
））を選択した時の推定すべき波浪外乱Ｗｄのモデルは
、
Ｗｄ （ｔ）−Ａｄ、ｓ ｉ ｎ （ω＋ ｔ＋θ１）
＋Ａｄ２ｓ ｉ ｎ （Ｏ２ｔ＋θ２ ） ＝・（１）
となる。但し、ＡｄＩ 、Ａｄｚは推定すべき波浪外乱
の振幅、θ１．θ２は推定すべき波浪外乱の位相である
。ここで波浪外乱Ｗｄのモデルを微分し、波浪外乱Ｗｄ
の動ぎの速さを求めると、Ｗｄ（ｔ）
＝Ａｄ＋ Ｗ＋ ＣＯ５（ω１ｔ＋θ１）＋Ａｄ２Ｗ２
ＣＯ８（ω２ｔ＋θ２）・・・（２）を得る。この（
＋）、（２）式に基づいて設定される波浪会
外乱推定値（ヨーイング）Ｗｄ（ｔ）、波浪外乱推定値
（外乱による舵角）Ｗ（ｊ（ｔ）は、べ
＝（Ａ ｄ ＋ Ｗ＋ ＣＯＳ （ωＨ’ Ｔ
＋Ｕ＋ ）＋に５ ＋ Ｖ 嘗 ＋ Ｋ５２
Ｖ２へ
Ｗｃ１（ｔ）
で表わされる。但し、ＡｄＩ、Ａｄ２は波浪外乱Ｋｉ＋
、Ｋｓ２は各推定パラメータ（Ｗｄ、ＡｄＩ、Ａｄ２．
θ１．θ２）に関する推定誤差の分散を最小にするよう
に決定される推定ゲイン、ｔは時刻である。Among the waves that affect the hull, the first wave (Ad+5in(ω, t
+θI)), second wave (Ad2sin (ω2t+θ2
)) The model for the wave disturbance Wd that should be estimated is Wd (t)-Ad, sin (ω+t+θ1)
+Ad2s in (O2t+θ2) =・(1)
becomes. However, AdI and Adz are the amplitudes of wave disturbances to be estimated, and θ1. θ2 is the phase of the wave disturbance to be estimated. Here, the model of wave disturbance Wd is differentiated, and wave disturbance Wd
To find the speed of movement, Wd(t) = Ad+ W+ CO5(ω1t+θ1)+Ad2W2
CO8(ω2t+θ2)...(2) is obtained. this(
+), wave disturbance estimated value (yawing) Wd(t) set based on equation (2), wave disturbance estimated value (rudder angle due to disturbance) W(j(t), Be = (A d + W+ COS (ωH' T
+U+ )+ 5 + V 嘗 + K52
Wc1(t) to V2. However, AdI and Ad2 are wave disturbance Ki+
, Ks2 are each estimated parameter (Wd, AdI, Ad2 .
θ1. The estimation gain determined to minimize the variance of the estimation error with respect to θ2), t is the time.
ハ へ
尚、波浪外乱Ｗｄの推定振幅Ａｄｌ 、Ａｄ２は、へ
で表わされている。但し、Ｋｇ＋〜に？２は振幅Ａｄ１
．Ａｄ２に関する推定誤差の分散を最小にするように決
定される推定ゲインである。又、波浪外乱の推定位相θ
１．θ２は、
へ 、 へ
θ２−．に９＋（ψ−ψ）＋に９２（Φ−ψ）・・・（
７）で表わされる。但し、Ｋｓ Ｉ〜ＫＩ２は振幅θ１
゜Ｏ２に関する推定誤差の分散を最小にするように決定
される推定ゲインである。Furthermore, the estimated amplitudes Adl and Ad2 of the wave disturbance Wd are expressed as h. However, for Kg+~? 2 is the amplitude Ad1
．． It is an estimation gain determined to minimize the variance of estimation errors regarding Ad2. Also, the estimated phase θ of wave disturbance
1. θ2 is to , to θ2−. 9+(ψ-ψ)+92(Φ-ψ)...(
7). However, Ks I~KI2 is the amplitude θ1
is an estimated gain determined to minimize the variance of estimation errors regarding °O2.
以上述べたように、波浪外乱推定演算部２１に入力する
船首方位信号φ、ターンレート信号ｉ、舵角信号δ及び
波浪外乱周波数ω１．ω２は、これら推定式に基づいて
船体１にとって制御可能な周波数の波浪外乱の大きさを
推定演痒し、この推定結果を整定判定部２２と比較判定
部２３に出力する。As described above, the heading signal φ, the turn rate signal i, the rudder angle signal δ, and the wave disturbance frequency ω1. ω2 estimates the magnitude of wave disturbance at a frequency that is controllable for the hull 1 based on these estimation formulas, and outputs the estimation result to the settling determination unit 22 and the comparison determination unit 23.
（整定判定部２２）
整定判定部２２は、波浪外乱推定演算部２１が接続され
る一方、船首方位信号φ及Ｕターンレート信号ψが入力
し、波浪外乱の推定が整定状態に達したか否かを判定す
る。(Settling Judgment Unit 22) The settling judgment unit 22 is connected to the wave disturbance estimation calculation unit 21, receives the heading signal φ and the U-turn rate signal ψ, and determines whether the wave disturbance estimation has reached a stable state. Determine whether
整定状態に達したとみなずのは、
■二波浪外乱Ｗｄ、推定ゲインＫｓ＋、Ｋｚｚの平均１
直の変化率をモニタして、これがあらかじめ各種クラス
の船体や各海象レベル毎に異なる埴に設定された設定値
εに５１．εに５２以下である下「観測残差」と略称す
る））の平均・平方根（以下ｒＲＭｓＪ （Ｒｏｏｔ
Ｍｅａｎ ３ｑｕａｒｅ）と略称する）の相対変化
率がある値に設定された設定値８７以下となった時、
である。以下に演算式を用いて説明する。It is assumed that a stable state has been reached: ■The average of two-wave disturbance Wd, estimated gain Ks+, and Kzz is 1.
The rate of change in the current is monitored, and this is determined by the set value ε set in advance for each class of ship and each sea condition level. The mean square root (hereinafter rRMsJ (Root
When the relative change rate of (abbreviated as Mean 3 square) becomes less than or equal to a set value of 87, the following is true. This will be explained below using arithmetic expressions.
■については以下のようになる。Regarding ■, it is as follows.
現在の時刻ＴＲから過去の時刻Ｔｌ２−ＮまでのＮ個の
推定ゲインに５１のサンプル平均１６に７＋（ＴＲ）は
、
二に一四ｉ璽−１“ （ＴＲン −
となる。この推定ゲインＫｓ＋の平均１１に５＋（ＴＲ
）の相対変化率に５ ＋ −（ＴＲ＋１）、は、Ｋ５
＋ ′（ＴＲ＋＋ ）＝ｌ （Ｋ５ ＋ （Ｔ
Ｑ＋＋ ）−×１−＋ （Ｔ Ｒ） ） ／ Ｋ’５
ユ（ＴＲ）Ｉ・・・（９）となる。ここで、Ｋ５１−（
ＴＲ＋１）は、Ｋ５ ＋ −（ＴＲ＋＋ ） ≦６Ｋ
！ ＋ −００）の関係にあればよい。以上
の関係を図に表わすと第３図（Ａ）、（Ｂ）の波浪推定
ゲイン特性図のようになる。同様に現在の時刻ＴＲから
過去の時刻ＴＲ−ＮまでのＮ個の推定ゲインに８２のサ
ンプル平均１ｌｌＩて１２（Ｔｌｌ）は、で乙 （ＴＲ
）−
（１／Ｎ）、Σに５２ （Ｔ＋ ）・・・（１１）し
１−１４
となる。この推定ゲインに５２の平均値に５２（ＴＲ）
の相対変化率に５２− （ＴＲ十＋ ）は、Ｘ５２ −
（ＴＲ＋１ ）”ｌ （Ｘ５２ （ＴＲ＋＋
）−Ｘ７７（ＴＲ）１／に５２ （ＴＲ）ｌ・・
・（１２）となる。ここで、Ｘ５２− （ＴＲ＋＋ ）
は、Ｘ５２−（ＴＲ＋＋ ）≦εに５２ ・・・
（１３）の関係にあればよい。The average of 51 samples for N estimated gains from current time TR to past time Tl2-N is 16 to 7 + (TR), which is 2 to 14 i - 1 " (TR n -. This estimated gain The average of Ks+ is 11 and 5+ (TR
) is 5 + - (TR+1), is K5
+ ′(TR++ )=l (K5 + (T
Q++ )-×1-+ (TR) ) / K'5
Yu(TR)I...(9). Here, K51-(
TR+1) is K5 + −(TR++) ≦6K
! + -00). If the above relationship is represented in a diagram, it will be as shown in the wave estimation gain characteristic diagrams in FIGS. 3(A) and 3(B). Similarly, 82 sample average 1llI for N estimated gains from current time TR to past time TR-N is 12 (Tll).
)-(1/N), Σ is 52 (T+)...(11) and becomes 1-14. This estimated gain has an average value of 52 (TR)
52- (TR+) is the relative change rate of X52-
(TR+1)”l (X52 (TR++
)-X77(TR)1/52(TR)l...
・(12) becomes. Here, X52- (TR++)
is 52 for X52-(TR++)≦ε.
It is sufficient if the relationship (13) holds.
又、■については以下のようになる。Regarding ■, it is as follows.
瑛在の時刻ＴＲから過去の時刻Ｔｔｔ −ＮまでのＮ個
の観測残差νのＲＭＳであるνＲＭ５（ＴＲ）は、
νＲｒｒｓ（Ｔｉ）＝
・・・ （１４）
となる。この観測残差νのＲＭＳであるνＲＭＳ（１社
）の相対変化率ν＝ （ＴＲ＋＋ ）は、シー（ＴＲ＋
盲）−
１（ν（ＴＲ＋＋ ）−ν（ＴＲ） ） ／νＲＭ ｓ
（ＴＲ） ｉ・・（＋５）となる。ここで、シー（Ｔ
Ｒ＋＋ ）は、シー （ＴＲ＋＋ ）≦εマ
・・・（１６）の関係にあればよい。以上の
関係を図に表わすと、第４１１１＜Ａ）〜（０）の時間
に対するターンレートの変化特性図及び観測残差のＲＭ
Ｓの変化率特性図となる。νRM5(TR), which is the RMS of N observation residuals ν from current time TR to past time Ttt −N, is νRrrs(Ti)=... (14). The relative change rate ν = (TR++) of νRMS (one company), which is the RMS of this observation residual ν, is
Blindness) - 1(ν(TR++)-ν(TR))/νRM s
(TR) i...(+5). Here, C (T
R++) is C(TR++)≦εma
...It is sufficient if the relationship (16) holds. If the above relationship is expressed in a diagram, the change characteristic diagram of the turn rate with respect to time of No. 4111<A) to (0) and the RM of the observation residual
This is a characteristic diagram of the rate of change of S.
これら■、■となりた時に整定状態に達したとみなし波
浪外乱の推定が完了したことを判定する。When these conditions ■ and ■ occur, it is assumed that a stable state has been reached, and it is determined that estimation of the wave disturbance has been completed.
推定が完了した場合は、（２）、（３）式の波浪イ＼
外乱推定値（ヨーイング）信号Ｗｄ（ｔ）と波浪外乱推
定１ａ（外乱による舵角）信号Ｗｄ（ｔ）を外乱補正演
算部２７に出力する。When the estimation is completed, the wave disturbance estimation value (yawing) signal Wd(t) and the wave disturbance estimation value 1a (rudder angle due to disturbance) signal Wd(t) of equations (2) and (3) are subjected to disturbance correction calculation. output to section 27.
（比較判定部２３）
比較判定部２３は、波浪外乱推定演算部２１が接続され
る一方、船首方位信号ψ及びターンレート信号ψが入力
し、実際の波浪外乱とあらかじめ設けられた波浪外乱を
推定する推定モデルとの比較結果を出力する。(Comparison/judgment unit 23) The comparison/judgment unit 23 is connected to the wave disturbance estimation calculation unit 21, receives the heading signal ψ and the turn rate signal ψ, and estimates the actual wave disturbance and the wave disturbance set in advance. Outputs the comparison results with the estimated model.
ところで、（１）〜（１６）式により波浪外乱の推定が
完了しても、第４図のＴｚ以降に示すように、海象が変
化すれば波浪外乱レベルも変化するので、推定モデルと
実際の波浪外乱との間に差が生じる。又、船体動特性演
算部１１の演算結果及び（１）〜（１）式までの各推定
ゲインは、一度整定域に達すると微小な値となり、以後
この微小な値を保持するため、最早推定能力は失われて
しまうという問題がある。By the way, even if the estimation of wave disturbance is completed using equations (1) to (16), as shown from Tz onwards in Figure 4, if the sea conditions change, the wave disturbance level also changes, so there is a difference between the estimated model and the actual one. There is a difference between the wave disturbance and the wave disturbance. In addition, the calculation results of the hull dynamic characteristics calculation unit 11 and each estimated gain of equations (1) to (1) become minute values once they reach the settling region, and since they maintain these minute values thereafter, they are no longer estimated. The problem is that abilities are lost.
そこで比較判定部２３では、波浪外乱推定演算部２１の
出力と船首方位信号ψ及Ｕターンレート信号Φとを入力
し、実際の波浪外乱と推定モデルとの比較結果（例えば
ここでは不一致という結果）を自動的に検出しく即ち、
モデルの不一致判定は（１４）式を変形した推定後の観
測残差ν”（ＴＭ）（＝ ［（１／Ｍ）Σ（ψ（Ｔｌ）
−ψ（Ｔ＋））２］１／２）をモニタしておこなう）、
上述した微小推定ゲインを正常な値にリセット復帰させ
、その海象での波浪外乱を再度推定するような機能を有
する。Therefore, the comparison/judgment section 23 inputs the output of the wave disturbance estimation calculation section 21, the heading signal ψ and the U-turn rate signal Φ, and compares the actual wave disturbance with the estimated model (for example, here, the result is a mismatch). to automatically detect, i.e.,
The model discrepancy is determined by the observation residual ν” (TM) (= [(1/M)Σ(ψ(Tl)
−ψ(T+))2]1/2)),
It has a function of resetting the above-mentioned minute estimation gain to a normal value and re-estimating the wave disturbance in that sea state.
即ち、推定整定後に船体１が別の海流に突入した場合は
、推定後の観測残差ν”（ＴＭ）が時間と共に増大し始
める（第４図（Ｄ）参照）。従って、比較判定部２３は
、この増大値に上限設定値！を設定し、この上限設定１
１１［ｌを越えたら、推定モデルが実際の波浪と大きく
ずれたと判断し判定１８号をゲインリセット指令部２４
に出力する。That is, if the hull 1 enters another ocean current after the estimated settling, the observation residual ν'' (TM) after the estimation starts to increase with time (see FIG. 4(D)). sets the upper limit setting value! to this increase value, and this upper limit setting 1
If it exceeds 11[l, it is determined that the estimated model has significantly deviated from the actual waves, and judgment No. 18 is sent to the gain reset command unit 24.
Output to.
尚、比較判定部２３のモデルの不一致判定は、推定後の
観測残差ν”（ＴＭ）の自己相関関数を計算して、この
相関関数の値が小さい程（０に近い程）モデルは実際の
波浪と合っているので、推定後の観測残差ν”（ＴＭ）
の相関Ｉ３１′１敗を演算してモニタし、これが上限設
定値！を越えたら１「定モデル不適合と判断するように
してもよい。Note that the comparison/judgment unit 23 determines whether the model is inconsistent or not by calculating the autocorrelation function of the observation residual ν'' (TM) after estimation. Since it matches the wave of , the observation residual after estimation ν”(TM)
Calculate and monitor the correlation I31'1 loss, and this is the upper limit setting value! If it exceeds 1, it may be determined that the fixed model does not fit.
（ゲインリセット指令部２４）
ゲインリセット指令部２４は、比較判定部２３の判定信
号を入力し、比較結果が不一致となった場合、上述した
微小推定ゲインを正常な値にリセット復帰させ（推定船
体パラメータα、βを除いた全パラメータの推定ゲイン
（例えば（３）〜（７）式のに５１〜に９２）を初期値
にもどす）、その海象での船体１の波浪外乱Ｗｄを再度
推定するような指令信号を波浪外乱推定演算部２１と船
体運動推定演算部１５′にフィードバックする。(Gain Reset Command Unit 24) The gain reset command unit 24 inputs the determination signal of the comparison determination unit 23, and if the comparison result does not match, resets and returns the above-mentioned minute estimated gain to a normal value (estimated hull Estimated gains of all parameters except parameters α and β (for example, return 51 to 92 in equations (3) to (7) to their initial values), and re-estimate the wave disturbance Wd of the hull 1 in that sea state. Such a command signal is fed back to the wave disturbance estimation calculation section 21 and the hull motion estimation calculation section 15'.
尚、このゲインリセット２４は、最適な推定値を常時保
持するという性質上設置したほうがよいが、図の破線で
示すように省略してもよく、必ずしも必要なＩ能ではな
い。ゲインリセット２４を省略した場合は比較結果が不
一致となった場合の信号を波浪外乱推定演算部２１と船
体運動推定演算部１５−にフィードバックする。Although it is preferable to install the gain reset 24 because of the property of constantly holding the optimum estimated value, it may be omitted as shown by the broken line in the figure, and is not necessarily a necessary function. If the gain reset 24 is omitted, a signal when the comparison results do not match is fed back to the wave disturbance estimation calculation unit 21 and the hull motion estimation calculation unit 15-.
（波浪外乱周波数機６定部２５）
海象が変化した時、船体特性推定演算部１２からの推定
船体パラメータα、βとターンレート信号ψと比較判定
部２３からの判定信号を入力する波浪外乱周波数決定部
２５は、その海象におけるその船体１がｉｌｌ ＩＩ可
能（又は応答可能）な低周波数帯の最大値（その船体の
保針性に最も影響を及ぼｔｌａ）及びｉｆ！ ２の値の
周波数から船体１にとって制御可能な波浪外乱を決定す
る。このことを演算式で表わすと、以下のようになる。(Wave disturbance frequency machine 6 constant section 25) When the sea condition changes, the wave disturbance frequency inputs the estimated hull parameters α and β from the hull characteristic estimation calculation section 12, the turn rate signal ψ, and the judgment signal from the comparison judgment section 23. The determining unit 25 determines the maximum value of the low frequency band in which the hull 1 is capable of ill II (or capable of responding) under the sea condition (tla that most affects the course keeping performance of the hull) and if! A controllable wave disturbance for the hull 1 is determined from the frequency of the value of 2. This can be expressed as an arithmetic expression as follows.
船体１の不規則雑音（平均値はＯ）を含んだターンレー
トｙ（ｔ＞は、
３１（ｔ）−小（ｔ）＋１７ （ｔ） ・・・
（１７）となる。この値をフーリエ変換する。即ち、Ｐ
（ｎ）−＜１／Ｔ）・
ｕｒＬ
／ ｙ（ｔ）ｅ−” ｄｔ・ （１ｚ）−ＴＡ
となる。但し、ｎ−０，±１．±２．・・・とする。Turn rate y (t>) including irregular noise of hull 1 (average value is O) is 31 (t) - small (t) + 17 (t)...
(17). Fourier transform this value. That is, P
(n)-<1/T)・urL/y(t)e-”dt・(1z)-TA. However, n-0, ±1.±2.
波浪外乱周波数決定部２５は、この（１７）一式のｙ（
ｎ）の操作を比較判定部２３からのモデル不一致の信＠
膏受信した後に必ず実行すれば、ターンレートψに関す
る周波数スペクトルが得られ、容易に制−可能な低周波
数帯の最大値及び第２の値の周波数から波浪外乱が決定
できる。以上の関係を図にすると第５図の制御可能な波
浪外乱周波数帯特性図のようになる。The wave disturbance frequency determining unit 25 determines the set of (17) y(
The operation of n) is performed when the model mismatch message from the comparison/judgment unit 23 is sent.
If it is executed without fail after receiving the signal, the frequency spectrum related to the turn rate ψ can be obtained, and the wave disturbance can be determined from the frequency of the maximum value and the second value of the easily controllable low frequency band. If the above relationship is plotted, it will look like the controllable wave disturbance frequency band characteristic diagram in FIG. 5.
尚、第５図において、Ｆは（１７） ′式を演算するフ
ーリエ変換部、Ｗは推定船体パラメータ♂を入力し波浪
外乱周波数帯ωＣ（−α）を演算する波浪外乱周波数演
算部、ωεは制御可能な低周波数帯域である。In Fig. 5, F is a Fourier transform unit that calculates equation (17)′, W is a wave disturbance frequency calculation unit that inputs the estimated hull parameter ♂ and calculates the wave disturbance frequency band ωC (-α), and ωε is a Controllable low frequency band.
尚、上述したのは第１．第２の周波数成分のみについて
であるが、これに限定されるものではない。即ち、フー
リエ変換後、第３周波教戒分以降の周波数を設定して、
波浪外乱を推定してもよい。Note that the above is the first. Although only the second frequency component is concerned, it is not limited to this. That is, after Fourier transformation, set the frequencies after the third frequency,
Wave disturbance may also be estimated.
このようにすれば、更にフィードバックＰＩＩ ９；Ｄ
特性は良くなる。In this way, further feedback PII 9;D
The characteristics will improve.
（海象判定部２Ｇ）
海象が変化すれば波浪外乱Ｗｄの状態も変化し、波浪外
乱Ｗｄの大きざの推定も再度実行しなければならないし
、波浪外乱フィードバックも変更しなければならない。(Sea Condition Determining Unit 2G) If the sea conditions change, the state of the wave disturbance Wd also changes, and the magnitude of the wave disturbance Wd must be estimated again, and the wave disturbance feedback must also be changed.
海象判定部２６はこの再度の海象レベルの自動判断の決
定を実現するために設けられたものである。即ち、ター
ンレート信号φと波浪外乱周波数決定部２５で決定され
た波浪外乱周波数ω盲、ω２が入力する海象判定部２６
は海象の状態を判定する。即ち、海象判定部２６は（１
７）′式から下記のパワースペクトル密度５（ｎ）を演
算する。The sea condition determination unit 26 is provided to realize this automatic determination of the sea condition level again. That is, the sea condition determination unit 26 receives the turn rate signal φ and the wave disturbance frequency ω blind and ω2 determined by the wave disturbance frequency determination unit 25.
determines the state of the ocean. That is, the sea condition determination unit 26 determines (1
7) Calculate the following power spectral density 5(n) from the equation.
Ｓ （ｎ＞−１ｙ（ｎ）１２ ・ （１８
）このパワースペクトル密度Ｓ（ｎ〉の最大値が、あら
かじめ決めておいた海象での設定値以下か以上かでその
時の海象レベルを判断し決定する〈尚、この海象判定部
２６は、推定された波浪外乱Ｗｄをフーリエ変換したデ
ータを用いて行なう構成としてもよい）。S (n>-1y(n)12 ・ (18
) The sea conditions level at the time is judged and determined based on whether the maximum value of this power spectral density S(n) is less than or more than a predetermined sea condition setting value. (It is also possible to use data obtained by Fourier transforming the wave disturbance Wd.)
今、海象の状態を、■目視波高が０〜０．１ｍ程度の鏡
のように清らかな海象（以下ｒｃＡＬＭＳＥＡＪという
）、■目視波高が２．５〜４ｍ程度の波がやや高い海象
（以下 ｒＲＯＵＧＨ８ＥＡＪという）、■目視波高が
４．０〜６ｍ程度の波がかなり高い海象 （以下 ｒＶ
ＥＲＹＲＯＬＩＧＨ５ＥＡＪという）、■目視波高が６
ｍ以上の非常に荒れた海象（以下ｒｌ−１１ＧＨＲＯＵ
ＧＨ５ＥＡＪという）に区別すると、その時の海象レベ
ルの判断は、
■：ＣＡＬＭ ＳＥＡの場合は、
ＭＡＸ ［３（ｎ）］ ≦Φｗｄ ｏ
−（１９）となるので、波浪外乱の推定は原則と
して行ない。Currently, the current state of the sea conditions is: ■ A mirror-like sea condition with a visible wave height of about 0 to 0.1 m (hereinafter referred to as rcALMSEAJ); ■ A sea condition with slightly high waves with a visible wave height of about 2.5 to 4 m (hereinafter referred to as rROUGH8EAJ) (hereinafter referred to as rV
(called ERYROLIGH5EAJ), ■visual wave height is 6
extremely rough sea conditions (rl-11GHROU)
GH5EAJ), the judgment of the sea state level at that time is: ■: In the case of CALM SEA, MAX [3(n)] ≦Φwd o
-(19), so the wave disturbance is estimated in principle.
■：ＲＯＬＪＧＨＳＥＡの場合は、
Φｗｄｏ ＜ＭＡＸ ［８（ｎ）］≦Φｗｄ ＋ ・”
＜ ２０）となるので、波浪外乱の推定を行なう。■: In the case of ROLJGHSEA, Φwdo <MAX [8(n)]≦Φwd + ・”
< 20), so we estimate the wave disturbance.
■：ＶＥＲＹ ＲＯＬＪＧＨ５ＥＡ（７）場合は、Φ
ｗｄ Ｉ ＜ＭＡＸ ［８（ｎ ＞ ］≦Φｗｄ２ ・
” （２１）となるので、波浪外乱の推定を行なう。■: VERY ROLJGH5EA (7), if Φ
wd I <MAX [8(n>] ≦Φwd2 ・
” (21), so we estimate the wave disturbance.
■：ｌ−１１ＧＨＲＯＵＧＨＳＥＡの場合は、Φｗｄ
２ ＜ＭＡＸ ［Ｓ （ｎ） ］ ・＝
（２２）となるので、船体の安全性のために波浪外乱の
推定は原則として行なわない。■: In the case of l-11GHROUGHSEA, Φwd
2 <MAX [S (n)] ・=
(22) Therefore, in principle, estimation of wave disturbance is not performed for the safety of the ship.
とし、これら判断結果に基づいて判定波浪外乱周波数ω
１０．ω２ｏを外乱補正演算部２γに出力する。Based on these judgment results, the determined wave disturbance frequency ω is
10. ω2o is output to the disturbance correction calculation unit 2γ.
（外乱補正演算部２７）
ところで、船体の運動方程式は、
ψ（ｔ）−
一αΦ（１）＋βＵδ１° （１） ・・・（
２３）で表わすことができる。但し、α、βは船体自体
のパラメータである。波浪外乱Ｗｄ（ｔ）は外乱による
ヨーイングを等価的な舵角に置き換えたものであるから
（２３）式は、
ψ（ｔ）−一αψ（ｔ）＋
βＬＩ６＋’ （ｊ）＋βＷｄ（ｔ）・・・（２４）
と表わすことができる。即ち、外乱補正演算部２１は、
命令舵角信号Ｕδ＋’（１：）に波浪外乱Ｗｄ（１）に
対する操舵角を加えることにより船体に大きな影響を及
ぼすところの外乱要素によるヨーイングを小さくするこ
とを可能にした演韓を行なう。即ち、外乱補正演算部２
１は、船体動特性演算部１１Ａと整定判定部２２と海５
象判定部２Ｇとが接続さ、、れ、船体１に働く波浪外乱
Ｗｄ（ｔ）の影響と船・体自体が積荷等によって発生す
る外乱要素によって受ける影響を補正演算し最適操舵角
信号Ｕδを舵取り機８に出力するように構成され、大別
して以下の２つの演算を行なう。(Disturbance correction calculation unit 27) By the way, the equation of motion of the hull is ψ(t)−−αΦ(1)+βUδ1°(1)
23). However, α and β are parameters of the hull itself. Since the wave disturbance Wd(t) is obtained by replacing the yawing caused by the disturbance with an equivalent steering angle, the equation (23) is ψ(t)−αψ(t)+βLI6+′ (j)+βWd(t)・...(24)
It can be expressed as That is, the disturbance correction calculation unit 21
By adding the steering angle with respect to the wave disturbance Wd(1) to the commanded rudder angle signal Uδ+'(1:), a steering operation is performed that makes it possible to reduce yawing due to disturbance elements that have a large effect on the hull. That is, the disturbance correction calculation section 2
1 includes a hull dynamic characteristic calculation unit 11A, a settling determination unit 22, and a sea 5.
An optimum steering angle signal Uδ is calculated by correcting the influence of the wave disturbance Wd(t) acting on the hull 1 and the influence of disturbance elements generated by the ship/body itself due to cargo, etc. It is configured to output to the steering gear 8, and performs the following two calculations.
第１は、船体特性推定演算部１２から出力される推定船
体パラメータ？、↑と海象判定部２６の出力値である判
定波浪外乱周波数ωＩＯ＋ω２ｏを入力し船体の重み行
列ＩＱ、ＩＲを決定し、この船体の重み行列ＩＱ、ＩＲ
と推定船体パラメータ省、 ？と判定波浪外乱周波数ω
Ｉｏｎω２ｏからその海象におけるその船体の重み行列
ＩＱ、ＩＲに基づく最適の制御ゲインに６°ｌＫ７°が
オンラインで演算され、整定判定部２２からの推定され
た波浪外乱推定へ 。The first is the estimated hull parameters output from the hull characteristic estimation calculation unit 12? , ↑ and the determined wave disturbance frequency ωIO+ω2o, which is the output value of the sea condition determination unit 26, are input to determine the weight matrices IQ and IR of the hull.
Ministry of estimated hull parameters, ? and the determined wave disturbance frequency ω
From Ionω2o, 6°lK7° is calculated online as the optimum control gain based on the weight matrices IQ and IR of the hull in that sea state, and is sent to the estimated wave disturbance estimation from the settling determination unit 22.
値（ヨーイング）Ｗｄ（ｔ）、（外乱による舵角）Ｗｄ
（ｔ）と掛合わされて船体１に開く波浪外乱Ｗｄ（ｔ）
の影響を補正する演算し、第１の操舵角Ｕ６Ａ’ （
ｔ）を得る。この第１の操舵角ＵδＡ’ （ｔ）は、
へ
ＵＳＡ ” （ｉ）＝−Ｋｍ ° Ｗｄ（ｔ）−
に７ ° Ｗｄ（ｔ） ・・・ （２５）となる。Value (yawing) Wd(t), (rudder angle due to disturbance) Wd
Wave disturbance Wd(t) multiplied by (t) and generated in the hull 1
The first steering angle U6A' (
t) is obtained. This first steering angle UδA' (t) is determined by
7° Wd(t) ... (25).
第２は、同じくその海象におけるその船体の重み行列Ｉ
Ｑ、ＩＲに基づいて最適の制御ゲインに１゜〜に５°が
オンラインで演算され、このｖ１顧ゲインに＋’〜に５
°と推定針路方位信号ψ、推定ターンレート信号ψ、設
定ターンレートψｍｏ、設定針路方位ψｍｏとが掛合わ
されて積荷等によって発生する外乱の影響を補正する演
算をし第２の操舵角Ｕδｇ” （ｔ＞を得る。この第
２の操舵角Ｌ１６ａ’ （ｔ）は、
◇
ＬＪ６ａ° （ｔ） ＝ −Ｋ ＋°ψ（ｔ）−に４°
ψｎｏ（ｔ） Ｋ５°ｆ（ψ（ｔ）−ψｎｏ （ｔ
＞ ） ｄ ｔ） −＝ （２６）で表
わせる。但し、Ｋ１°〜に５°は最適ゲインである。こ
の第１の操舵角ＵδＡ” （ｔ）と第２の操舵角Ｕδ
ａ’ （ｔ）を／ＸＩ算して最適舵角信号Ｕδを操舵
１ｊ１８に出力する。The second is the weight matrix I of the ship in the same sea state.
Based on Q and IR, an optimum control gain of 1° to 5° is calculated online, and this v1 gain is calculated by +' to 5°.
° is multiplied by the estimated course azimuth signal ψ, estimated turn rate signal ψ, set turn rate ψmo, and set course azimuth ψmo to calculate the second steering angle Uδg'' ( This second steering angle L16a' (t) is ◇ LJ6a° (t) = −K +°ψ(t)− by 4°.
ψno(t) K5°f(ψ(t)−ψno(t
> ) d t) −= (26). However, K1° to 5° is the optimum gain. This first steering angle UδA” (t) and the second steering angle Uδ
A′ (t) is calculated by /XI and the optimum steering angle signal Uδ is output to the steering wheel 1j18.
以上の最適な制御ゲインを得る技術を、一般的に公知の
最適レギュレータ理論を利用した省エネルギ評１ｌｉｉ
ｆＩｌ数と呼ばれる評価間ＩＪＥで説明すると次のよう
になる。Energy saving evaluation 1lii using the generally known optimal regulator theory has been applied to the technology for obtaining the optimal control gain described above.
An explanation using inter-evaluation IJE called the fl number is as follows.
一般に、評ｌＩＩ関数ＪＥは、
ｒ＞’ ＋λａ（ｆａψｏｄｔ）’−（２７）と定義で
き、制御ゲインはこの評価関数Ｊεの値が最小になるよ
うにすることで得ることができる。In general, the evaluation function JE can be defined as r>'+λa(faψodt)'-(27), and the control gain can be obtained by minimizing the value of this evaluation function Jε.
但し、Ｔ■７７は針路偏差の自乗平均、Ｕδ２＆よ操舵
角の自乗平均、（Φ−）２は無次元化ターンレートの自
乗平均、（ｆΔψ。ｄｔ）２はｆｆ４算針路偏差の自乗
平均、λ１．λ２．λ３．λ４はｍみ係数をそれぞれ表
わす。ここで、船体運動システムを状態変数で表わすと
、
％ （ｔ ＞ −１ＦＸ （ｔ ＞ ＋１ＢＬｌ （ｔ
）’ＩＹ （ｔ） −１ｆ−（Ｘ （ｔ）
・（２８）となる。但し、Ｘ （ｔ）、Ｙ （
ｔ）は状態ベクトル、旧は船体自体のパラメータαから
成るシステム行１ｆｉｊ、旧は船体自体のパラメータβ
がら成る入力行列、Ｕ（ｔ）は制御ベクトル、旧は出力
行列である。However, T■77 is the root mean square of the course deviation, Uδ2 & the root mean square of the steering angle, (Φ-)2 is the root mean square of the dimensionless turn rate, (fΔψ.dt)2 is the root mean square of the calculated course deviation, λ1. λ2. λ3. λ4 represents the m-shape coefficient, respectively. Here, if the hull motion system is expressed as a state variable, % (t > -1FX (t > +1BLl (t
)'IY (t) -1f-(X (t)
・(28) becomes. However, X (t), Y (
t) is the state vector, the old system line 1fij consists of the parameters α of the hull itself, and the old system line 1fij consists of the parameters β of the hull itself
U(t) is the control vector, and U(t) is the output matrix.
ここで状態ベクトル×（ｔ）は、 となる。但し、ｆΔψｄｔは針路偏差の積算値である。Here, the state vector x (t) is becomes. However, fΔψdt is an integrated value of course deviation.
又、状態ベクトルＹ（ｔ＞は、
となる。ところで、２次形式評価関数をＪ（ｔ）とした
時、この２次形式評価関数Ｊ （ｔ）は、Ｊ （ｊ＞＝
Ｅ ［Ｘ” （ｔ＋ ＞ＩＰ’ ％ （ｔ＋ ）＋ｆ
、（Ｘ” （ｔ）ＩＱ％ （ｔ）
＋ＬＪ” （ｔ）ＩＲＵ （ｔ））ｄｔ］・・・（３
１）で表わすことができる。但し、時刻ｔ、＞ｔｏの関
係にあり、ＩＱ 、 ＩＲＧ、ｔｆｆｌみ行列である。Also, the state vector Y (t> is as follows.By the way, when the quadratic form evaluation function is J(t), this quadratic form evaluation function J (t) is J (j>=
E [X” (t+ >IP' % (t+)+f
, (X” (t)IQ% (t) +LJ” (t)IRU (t))dt]...(3
1). However, there is a relationship of time t>to, and the IQ, IRG, and tffl are matrixes.
尚、重み行列り、ｌＲはその船体に特有の（Ｉｆｆ （
船体自体のパラメータα、βにより決定される。但し、
これを別の方法で設定するようにしてもよい）であって
、判定波浪外乱周波数ωＩｏｎω２０での海象における
その船体の重み係数と省エネルギ評涌関数ＪＣから決定
される。ここでこのシステムの最適制御ゲインＩＫ ｚ
は、この最適レギュレータ理論を利用して計算される。Note that the weight matrix, lR, is a weight matrix (Iff (
It is determined by parameters α and β of the hull itself. however,
(This may be set using another method), and is determined from the weighting coefficient and energy saving evaluation function JC of the hull in the sea state at the determined wave disturbance frequency ωIonω20. Here, the optimal control gain IK z of this system
is calculated using this optimal regulator theory.
即ち、最適制御ゲインＩＫ ｚは、ｌＫｚ ＝ Ｒ−
’ ｉＢ” −１Ｐ” −（３２）で表わ
され（但し、ＩＰ’はりカッティ方程式の１ｉ）−０と
した時の定常解として得られる）、２次形式評価関数Ｊ
（ｔ）を最小にするような値となる。That is, the optimal control gain IKz is lKz = R-
'iB''-1P'' - (32) (where IP' is obtained as a steady solution when 1i)-0 of the Katti equation), and the quadratic evaluation function J
The value is such that (t) is minimized.
ところで、本システムは外乱要素を舵９に現われた間接
的な値で捕えているので、２次形式評価関数Ｊ（ｔ＞を
最小にするような最適イリクＵゲインＩＫ ｚは、重み
行列Ω、 ＩＲをその船体１に最適な値に設定すること
により真の最適ゲインｌＫｚ’に近い値となる。即ち、
最適制御ゲインＩＫｚは、ＩＫｚ ° ’：ＩＫｚ＝
［Ｋ＋ ° Ｋ２ ° Ｋ３ ° Ｋｄ ’に５ °
Ｋ６ ° Ｋ７ ° ］ ・・・ （３３）と表わす
ことができる。即ち、得られた最適ａｌｌ ｉｌｌゲイ
ンＩＫ ｚにより各要素の出力であるＵＬ５’ （ｔ
）〜Ｕδ７ （ｔ）演算の為の各最適ゲインに＋”〜Ｋ
Ｖ’の値が設定される。尚、最適制御ゲインＩＫ２が変
化するのは船体自体のパラメータα、β及び判定波浪外
乱周波数ωＩＱ＋ω２ｏが変化した時のみであるから、
この時に新しい最適糾罪ゲインＩＫ ｚを計算すればよ
い。By the way, since this system captures the disturbance element with an indirect value appearing at the rudder 9, the optimal Irik U gain IK z that minimizes the quadratic form evaluation function J(t>) is determined by the weight matrix Ω, By setting IR to the optimal value for the hull 1, it becomes a value close to the true optimal gain lKz'. That is,
The optimal control gain IKz is IKz ° ': IKz = [K+ ° K2 ° K3 ° Kd ' by 5 °
K6° K7° ] ... (33) That is, the output of each element UL5' (t
)~Uδ7 (t) +”~K for each optimal gain for calculation
The value of V' is set. Note that the optimal control gain IK2 changes only when the parameters α and β of the hull itself and the determined wave disturbance frequency ωIQ+ω2o change.
At this time, a new optimal impeachment gain IKz may be calculated.
以上から、最適操舵角信号Ｕδ（１）は、Ｕδ（１）
／へ
＝、［Ｋ＋ ° φ （ｔ）＋に２° ψ （１）＋
に３” ψｎｏ （ｊ）＋に４ ° ψｎｏ
（ｊ）へ
十に５ ° ｆ （ψ （１） −ψｍｏ（ｔ）’）
ｄｔ＝Ｕ６’、（ｔ）＋Ｕδ２ （ｔ）＋Ｕδ３ （ｔ
）十Ｕδ’ （ｔ）＋Ｕ６’ （ｔ）＋Ｕδ６ （
ｔ）−ト Ｕ δ ７ （ｔ ）
・・・ （３
４）と表わすことができる。ここで、ｆ（′ψ’＜ｔ）
−ψｍｏ （ｔ＞）（ｊｔは、針路方位から設定針路
方位を減算し、これを積算して針路偏差の積算値を計淳
することを表わす。以上のことを図に表わずと第６図の
外乱補正演一部の具体的ブロック線図となる。From the above, the optimal steering angle signal Uδ(1) is Uδ(1) /to=, [K+ ° φ (t)+ to 2° ψ (1)+
3” ψno (j) + 4 ° ψno
5 degrees f to (j) (ψ (1) −ψmo(t)')
dt=U6', (t)+Uδ2 (t)+Uδ3 (t
) 10Uδ'(t)+U6' (t)+Uδ6 (
t) - U δ 7 (t)
... (3
4). Here, f('ψ'<t)
-ψmo (t>) (jt indicates that the set course heading is subtracted from the course heading, and this is integrated to calculate the integrated value of the course deviation. This is a concrete block diagram of the disturbance correction part in the figure.
へ 第６図において、２８は推定船体パラメータα。fart In FIG. 6, 28 is the estimated hull parameter α.
へ
βと海象判定部２６の出力値である判定波浪外乱周波数
ωＩＯ＋ω２ｏ１．：基づいて重み行列ＩＱ、ｌＲを決
定するＩＱ、ＩＲ決定演演算、２９はＩＱ 、 ＩＲ決
定部２８に接続され海象判定部２６の出力値である判定
波浪外乱周波数ωＩｏｎω２０と重み行列ＩＱ、ＩＲと
推定船体パラメータｈ、６からオンラインでその海象に
おける最適の制御ゲインを決定する制御ゲイン決定部、
３０〜３６はυｊ御ゲイン決定部で決定された値に基づ
いてＵδｌ （ｔ）〜Ｕδ７ （ｔ）を出力するに１
°〜に７°演演算、３１は推定針路方位へ
信号ψから設定針路信号ψｎｏを減算し針路偏差Δψ０
を出力する減算部、３８は針路偏差ΔΦ０を積算する積
算部、３９はに１°〜Ｋｙ’演綽部３０〜３Ｇで演算さ
れたｔＪｔ５’ （ｔ）〜（）δ７ （ｔ）の全てを
加算し最適操舵角信号Ｕδを出力する加鋒部である。尚
、ＩＱ 、 ＩＲ決定演算部２８と制御ゲイン決定部２
９は外部に設定してもよい。又、設定針路信号Φｍｏと
設定ターンレート（ｔ）ｍｏは外部から入力してもよい
し内部に発信器等を設けて得るようにしてもよいし、船
体動特性演算部１１Ａから入力してもよい。β and the determined wave disturbance frequency ωIO+ω2o1. which is the output value of the sea condition determination unit 26. : IQ, IR determination operation which determines the weight matrices IQ, IR based on IQ, 29 is connected to the IR determining unit 28, and is the output value of the sea condition determining unit 26, the determined wave disturbance frequency ωIonω20, and the weight matrices IQ, IR. a control gain determination unit that determines the optimal control gain for the sea condition online from the estimated hull parameters h, 6;
30 to 36 are 1 to output Uδl (t) to Uδ7 (t) based on the values determined by the υj control gain determination unit.
7° operation for °~, 31 subtracts the set course signal ψno from the signal ψ to the estimated course direction, and the course deviation Δψ0
38 is an integration section that integrates the course deviation ΔΦ0, and 39 is a subtractor that outputs all of tJt5' (t) to ()δ7 (t) calculated in 1° to Ky' calculation units 30 to 3G. This is an adder unit that adds the sum and outputs the optimum steering angle signal Uδ. Note that the IQ and IR determination calculation unit 28 and the control gain determination unit 2
9 may be set externally. Further, the set course signal Φmo and the set turn rate (t)mo may be input from the outside, may be obtained by providing an internal transmitter, etc., or may be input from the hull dynamic characteristics calculation unit 11A. good.
尚、上述した実施例では最適制御ゲインに＋’〜に７°
までの演算をオンラインで行なう場合で説明１ノだが、
必ずしもこのようにオンラインで行なう必要はなく、あ
らかじめ多くの最適制御ゲインを計算により求めておき
、それをフィードバックゲインテーブル（メモリ記憶型
式）として記憶へ△
させ、推定船体パラメータα、βと判定波浪外乱周波数
ω冨◇、ω２゜により選択する方法をとってもよいこと
はいうまでもない。In addition, in the above-mentioned embodiment, the optimum control gain is +' to 7°.
Explanation 1 is when performing the calculations up to online,
It is not necessarily necessary to do this online; instead, calculate many optimal control gains in advance, store them as a feedback gain table (memory storage format), and use the estimated hull parameters α and β and the determined wave disturbance. It goes without saying that a method may be used in which the frequency is selected based on the frequencies ωt◇ and ω2°.
この第６図の構成はマイクロコンピュータで構成しＣも
よい。このような場合の構成を、第７図マイクロコンピ
ュータで構成した時の機能構成図とりて示す。The configuration shown in FIG. 6 may be implemented using a microcomputer. The configuration in such a case is shown in FIG. 7, which is a functional configuration diagram when configured with a microcomputer.
第７図において、２７Ａはマイクロコンピュータで構成
した外乱補正演算回路、２１１は演算装置、へ
２７２は推定針路方位信号ψを入力する推定針路方位入
力インターフェイス（以下ｒ ｒ／ＦＪと略称へへ
する） 、２７３は推定船体パラメータα、βを入力す
る推定船体パラメータ人力ｒ／Ｆ１２７４は設定ターン
レート信号（１）ｒｈｏを入力する設定ターンレート人
力１／Ｆ１２７５は設定針路信号ψｍｏを入力する設定
針路入力１７Ｆ、２７６は推定ターンレへ
一ト信号ψを入力する推定ターンレート人力Ｉ／Ｆ、２
１７は判定波浪外乱周波数ωｌｏ＋ω２ｏを入力する判
定波浪外乱周波数人力［／Ｆ、２７８はり一ドオンリメ
モリ（ＲＯＭ）、２７９はランダムアクヒスメモリ（Ｒ
ＡＭ）、２８０は演算されたデジタルの最適操舵角信号
Ｕδをアナログ信号に変波浪外乱推定値（外乱による舵
角）Ｗ（１（ｔ）を入力する波浪外乱ｉｆｆ定値人力１
／Ｆである。In FIG. 7, 27A is a disturbance correction calculation circuit composed of a microcomputer, 211 is a calculation device, and 272 is an estimated course direction input interface (hereinafter abbreviated as r/FJ) for inputting an estimated course direction signal ψ. , 273 inputs the estimated hull parameters α and β Estimated hull parameter human power r/F 1274 inputs the set turn rate signal (1) rho Set turn rate human power 1/F 1275 inputs the set course signal ψmo Set course input 17F , 276 is an estimated turn rate human input I/F that inputs a signal ψ to the estimated turn rate.
17 is the judgment wave disturbance frequency manual [/F] which inputs the judgment wave disturbance frequency ωlo + ω2o, 278 is the one-way only memory (ROM), and 279 is the random access memory (R
AM), 280 is a wave disturbance iff fixed value human power 1 which inputs the calculated digital optimum steering angle signal Uδ as an analog signal and inputs the variable wave disturbance estimated value (steering angle due to disturbance) W(1(t))
/F.
このマイクロコンピュータの処理手順は以下のへへ
とおりである。入力された各信号（α、β、ω１０、ω
２０）を前回俯と比較し、全く変化が無かったＪｇ合は
外乱要素の演算に基づいて引続き最適操舵角の演算を行
ない、入力信号の内どれか１つでも変化した場合は新し
い重み行列ＩＱ、ＩＲを計Ｑして新しい最適制御ゲイン
ＩＫｚを演算し、この訴しい最適制御ゲインＩＫ ｚで
外乱要素の演咋を行ない、更に最適操舵角の演算を行な
う、以上の処理を繰り返し行なう。The processing procedure of this microcomputer is as follows. Each input signal (α, β, ω10, ω
20) with the previous depression, and if there is no change in Jg, the optimum steering angle is calculated based on the calculation of the disturbance element, and if any one of the input signals changes, a new weight matrix IQ is calculated. , IR is calculated, a new optimum control gain IKz is calculated, a disturbance element is manipulated using this optimum control gain IKz, and an optimum steering angle is further calculated. The above process is repeated.
第８図は、第１の操舵角ＵδＡ”、（ｔ）を演箇する場
合のフローシートを表わしたものである。FIG. 8 shows a flow sheet for expressing the first steering angle UδA'',(t).
第９図は、操舵角を制限させたい場合の一例を示したブ
ロック線図である。第９図において、４０は舵角リミッ
タ、４１は舵角リミット１ｔｌＬ＋を入力する舵角リミ
ット値入力１／Ｆである。尚、舵角リミット卸Ｌｊ は
固定又は可変としてよいく勿論この舵角リミッタは付け
なくとも同等システムの性能には影費しない）。FIG. 9 is a block diagram showing an example of a case where it is desired to limit the steering angle. In FIG. 9, 40 is a steering angle limiter, and 41 is a steering angle limit value input 1/F for inputting the steering angle limit 1tlL+. Note that the steering angle limiter Lj may be fixed or variable; of course, even if this steering angle limiter is not provided, it will not affect the performance of an equivalent system.
以上は第６図のみをマイクロコンピュータで溝成した場
合について述べたが、他の各部も同様にマイクロコンピ
ュータで構成することは容易である。Although the case where only FIG. 6 is constructed using a microcomputer has been described above, it is easy to construct the other parts using a microcomputer in the same way.
尚、本発明に船速信号を用いる構造、即ち、船速信号を
船体特性推定演算部に取り入れて船体特性を推定するよ
うな構成としてもよい。このようにすれば船速変化に逐
次対応した補正値が得られるので、本システムの精度は
さらに向上する。It should be noted that the present invention may have a structure in which a ship speed signal is used, that is, a structure in which the ship speed signal is incorporated into the ship characteristics estimation calculation section to estimate the ship characteristics. In this way, correction values corresponding to changes in ship speed can be obtained, thereby further improving the accuracy of the present system.
〈発明の効果〉 以上、実施例及びその他の実施例と共に本発明へ を具体的に説明したが、推定船体パラメータα。<Effect of the invention> The above describes the present invention together with Examples and other Examples. Although we specifically explained the estimated hull parameter α.
βと推定針路方位信号令と推定ターンレート信号へ
ψと、船体に働く波浪外乱を推定演算した波浪外乱゛推
定ｆｕｌｌ（ヨーイング）Ｗ’ｄ（ｔ）’、波浪外乱推
是゛値（外乱による舵角）Ｗｄ（ｔ）と判定波浪外乱周
波数ωＩ Ｏｔω２０とから船体に最適な操舵角を演算
し舵取り機を操舵する構成の本発明の舶用オートパイロ
ットによれば、
Ａ：船体特性や波浪を推定する推定機能を設けたので、
船体の保針性及び燃費性を劣化させる外乱の時間的変化
に対応した制御ができる。特に従来不可能であった波浪
外乱の直接フィードバックが可能となったので、外乱に
よるヨーイングを従来以上に押え込むことができ、的確
な舵を勿ることができる。加えて、比較判定機能を付加
したので、時間で激しく変化する波浪外乱の推定が正し
く行なわれたか否かを自動的に判断でき、従って波浪外
乱を直接フィードバックモードに自動で入れられる。言
替えれば、海象が変化してもこれによるモデルのミスマ
ツチを自動的に判断できるので海象変化に対して人為的
判断を必要とせずに海象変化を知ることが出来る。又、
推定ゲインを自動リセットさせることにより、海象変化
後の波浪外乱を自動追跡、推定できる。β, the estimated course direction signal command, the estimated turn rate signal, ψ, the wave disturbance estimated full (yawing) W'd(t)' calculated by estimating the wave disturbance acting on the hull, and the wave disturbance recommended value (due to the disturbance According to the marine autopilot of the present invention, which is configured to calculate the optimal steering angle for the ship body from the rudder angle) Wd(t) and the determined wave disturbance frequency ωI Otω20 and steer the steering gear, A: Estimate the ship characteristics and waves. Since we have provided an estimation function to
Control can be performed in response to temporal changes in disturbances that degrade the course-keeping performance and fuel efficiency of the hull. In particular, direct feedback of wave disturbances, which was previously impossible, has become possible, so yawing caused by disturbances can be suppressed more than ever before, allowing for accurate rudder control. In addition, since a comparison/judgment function has been added, it is possible to automatically judge whether or not the wave disturbance, which changes drastically over time, has been correctly estimated, and therefore the wave disturbance can be automatically put into direct feedback mode. In other words, even if sea conditions change, mismatches in the model due to this change can be automatically determined, so changes in sea conditions can be known without the need for human judgment. or,
By automatically resetting the estimation gain, it is possible to automatically track and estimate wave disturbances after changes in sea conditions.
Ｂ：本システムは、あらゆるクラスの船体の制御可能な
周波数帯を自動設定できる（制御ゲインがあらかじめ多
くの船体の特性別に計算されてメモリ内に記憶設定され
ているので、オンラインでその船体に最適な制御ゲイン
が決定できる）と共に、任意の海域での海象レベル（荒
れの程度）を自動判断できる（言替えれば任意の海象下
において、Ｉｔ’ｌｌ １Ｂ可能な周波数帯の推定すべ
き波浪外乱周波数が自動設定できる）。従って、本シス
テムは、船体の種類や海象条件に対応して的確に船体応
答波浪外乱を推定でき、波浪外乱に対応した制御］量を
得ることができる。故に、従来のように航海士が海の状
態を見て制御ゲインを選定しなくともよいので、航海士
への負担が軽くなると共に経験にとんだ航海士がいなく
とも、それと同等以上の操舵を行なうことができる。B: This system can automatically set the controllable frequency band for all classes of hulls (control gains are calculated in advance for many hull characteristics and stored in memory, so it is possible to automatically set the controllable frequency band for that hull online). In addition, it is possible to automatically determine the sea condition level (degree of roughness) in any sea area (in other words, it is possible to automatically determine the wave disturbance frequency to be estimated in the It'll 1B possible frequency band under any sea condition). can be set automatically). Therefore, this system can accurately estimate the hull response wave disturbance according to the hull type and sea conditions, and can obtain a control amount corresponding to the wave disturbance. Therefore, unlike in the past, the navigator does not have to look at the sea conditions and select the control gain, which reduces the burden on the navigator, and even without an experienced navigator, the navigator can perform the same or better steering. be able to.
Ｃ：従来の自動操舵装置に比べ高精度の保針制御が可能
となり、狭水道の航行又は遊行がより安全に行なえる。C: Highly accurate course-keeping control is possible compared to conventional automatic steering systems, making navigation or navigation in narrow waterways safer.
即ち、どのような情況における変針時においてもオーバ
ーシュート無く的確に変針できるので、無駄な操舵をせ
ず高い変針性を満足しつつ高い安全性、高信頼性を保持
しつつ燃料消費量を最小にすることができる。In other words, since the course can be changed accurately without overshoot under any circumstances, fuel consumption can be minimized while satisfying high course changeability without unnecessary steering while maintaining high safety and reliability. can do.
Ｄ＝第１２図は先行技術において「評価ｇＱ数ＪＥ−１
１３Ｊとした時の船体の時間応答特性図であり、第１３
図は本願発明において［評＋＋１５関数Ｊε−４８Ｊと
した時の船体の時間応答特性図である。D = FIG. 12 shows the "evaluation gQ number JE-1" in the prior art.
It is a time response characteristic diagram of the hull when the load is 13J, and the 13th
The figure is a time response characteristic diagram of the hull when the [Evaluation++15 function Jε-48J is used in the present invention.
これＪ：り明らかなように先行技術に比較して本願発明
の方が針路偏差Δψ０が小さいことが判る。This J: As is clear, the course deviation Δψ0 of the present invention is smaller than that of the prior art.
等の効果が得られる。即ち、保針性が向上し、その結果
として省燃費性の両面を満足させることができる。Effects such as this can be obtained. That is, course keeping performance is improved, and as a result, both aspects of fuel efficiency can be satisfied.
第１図は本発明の舶用オートパイロットのブロック線図
、第２図は第１図のフローシート、第３図（△）、（Ｂ
）は波浪推定ゲイン特性図、第４−図（Ａ）〜（Ｄ）は
時間に対するターンレートの変化特性図及び観測残差の
ＲＭＳの変化率特性図、第５図は制御可能な波浪外乱周
波数帯特性図、第６図の外乱補正演算部の具体的ブロッ
ク線図、第７図は第６図をマイクロコンピュータで構成
した時の橢能栴成図、第８図は波浪補正舵角を？ｉＪｇ
する部分のフローシート、第９図は操舵角を制限させた
い場合の一例を示したブロック線図、第１０図は従来技
術である舶用オートパイロットのブロック線図、第１１
図は先行技術に記載された舶用オートパイロットのブロ
ック線図、第１２図は先行技術において［評価関数ＪＥ
−１１３Ｊとした時の船体の時間応答特性図、第１３図
は本願発明において［評価関数ＪＥ−４８Ｊとした時の
船体の時間応答特性図である。
１・・・船体、１２・・・船体特性推定演算部、１５・
・・船体運動推定演算部、２０・・・外乱特性演算部、
２１・・・波浪外乱推定演算部、２２・・・整定判定部
、２３・・・比較判定部、２４・・・ゲインリセット指
令部、２５・・・波浪外乱周波数決定部、２６・・・ｉ
＃ｊ象判定部、２７・・・外乱補正演算部。
第８図
第７図
第１Ｏ図
第１２図
手続補正書（自発）
昭和６０年１月２２日
１ 事件の表示 特願昭５９−２４１
２８９号２ 発明の名称 舶用オート
パイロット３ 補正する者
事件との関係 特許出願人任 所
東京都武蔵野市中町２丁目９番３２号名
称 （６５０） 横河北辰電
機株式会社４代理人
５ 補正命令の日付
６、補正の対象
図面
７、？ｉｌｉ正の内容
（１）図面の第２図を添付図のように補正する。Fig. 1 is a block diagram of the marine autopilot of the present invention, Fig. 2 is a flow sheet of Fig. 1, Fig. 3 (△), (B
) is a wave estimation gain characteristic diagram, Figures 4 (A) to (D) are change characteristic diagrams of turn rate with respect to time and RMS change rate characteristic diagrams of observation residuals, and Figure 5 is a controllable wave disturbance frequency. The band characteristic diagram, the concrete block diagram of the disturbance correction calculation section in Fig. 6, the diagram of the construction of the disturbance correction calculation section in Fig. 7, and the wave correction rudder angle in Fig. 8 are shown in Fig. 6. iJg
Fig. 9 is a block diagram showing an example of a case where the steering angle is to be limited; Fig. 10 is a block diagram of a conventional marine autopilot; Fig. 11
The figure is a block diagram of a marine autopilot described in the prior art, and FIG. 12 is a block diagram of a marine autopilot described in the prior art.
Fig. 13 is a time response characteristic diagram of the hull when the evaluation function is JE-48J in the present invention. DESCRIPTION OF SYMBOLS 1... Hull, 12... Hull characteristic estimation calculation part, 15.
... Hull motion estimation calculation unit, 20... Disturbance characteristic calculation unit,
DESCRIPTION OF SYMBOLS 21... Wave disturbance estimation calculating part, 22... Setting judgment part, 23... Comparison judgment part, 24... Gain reset command part, 25... Wave disturbance frequency determination part, 26...i
#j Elephant determination unit, 27... Disturbance correction calculation unit. Figure 8 Figure 7 Figure 1O Figure 12 Procedural amendment (voluntary) January 22, 1985 1 Indication of case Patent application 1987-241
No. 289 No. 2 Title of the invention Marine autopilot 3 Relationship to the amendr's case Patent applicant's office
2-9-32 Nakamachi, Musashino City, Tokyo Name (650) Yokogawa Hokushin Electric Co., Ltd. 4 Agent 5 Date of amendment order 6, drawing subject to amendment 7, ? ili Correct contents (1) Figure 2 of the drawings is corrected as shown in the attached figure.
Claims (3)
信号に基づいて制御すべき船体に最適な操舵角信号を得
る構成の舶用オートパイロットにおいて、 前記船首方位信号と前記ターンレート信号と前記舵角信
号等を入力して推定船体パラメータと推定針路方位と推
定ターンレートを演算し、推定船体パラメータと推定針
路方位信号と推定ターンレート信号を出力する船体動特
性演算部と、 該船体動特性演算部が接続されると共に前記船首方位信
号と前記ターンレート信号と前記舵角信号が入力し、前
記推定船体パラメータと前記船首方位信号と前記ターン
レート信号及び前記舵角信号から前記船体に働く波浪外
乱を推定し判定波浪外乱周波数と波浪外乱推定値を得、
前記船体動特性演算部から入力された前記推定船体パラ
メータ。 前記推定針路方位信号、前記推定ターンレート信号と前
記判定波浪外乱周波数、前記波浪外乱推定値に基づいて
前記船体に大きな影響を及ぼす外乱要素の補正演算をし
、前記最適な操舵角信号を出力する外乱特性演算部と、 を具備したことを特徴とする舶用オートパイロット。(1) In a marine autopilot configured to obtain a steering angle signal optimal for a ship to be controlled based on signals such as a heading signal, a turn rate signal, and a rudder angle signal, the heading signal, the turn rate signal, and the a ship dynamic characteristics calculation unit that inputs a rudder angle signal, etc., calculates an estimated ship parameter, an estimated course direction, and an estimated turn rate, and outputs an estimated ship parameter, an estimated course direction signal, and an estimated turn rate signal; When a calculation unit is connected, the heading signal, the turn rate signal, and the rudder angle signal are input, and waves acting on the hull are calculated from the estimated hull parameters, the heading signal, the turn rate signal, and the rudder angle signal. Estimate the disturbance and obtain the determined wave disturbance frequency and estimated wave disturbance value,
The estimated hull parameters inputted from the hull dynamic characteristics calculating section. Based on the estimated course direction signal, the estimated turn rate signal, the determined wave disturbance frequency, and the estimated wave disturbance value, a correction calculation is made for disturbance elements that have a large effect on the hull, and the optimum steering angle signal is output. A marine autopilot characterized by comprising a disturbance characteristic calculation section and the following.
号から船体特性の推定値である推定船体パラメータを演
算し出力する船体特性推定演算部と、 前記船首方位信号と前記ターンレート信号と前記舵角信
号から前記船体の運動を推定演算し前記推定針路方位信
号と前記推定ターンレート信号を出力する船体運動推定
演算部と、 で構成したことを特徴とする特許請求の範囲第１項記載
の舶用オートパイロット。(2) The hull dynamic characteristics calculation section includes: a hull characteristics estimation calculation section that calculates and outputs an estimated hull parameter that is an estimated value of the hull characteristics from the heading signal, the turn rate signal, and the rudder angle signal; and the bow A hull motion estimation calculation section that estimates and calculates the motion of the hull from the azimuth signal, the turn rate signal, and the rudder angle signal and outputs the estimated course direction signal and the estimated turn rate signal. A marine autopilot according to claim 1.
号と波浪外乱周波数信号から前記船体が制御可能な周波
数の前記船体に働く波浪外乱の大きさを推定演算する波
浪外乱推定演算部と、該波浪外乱推定演算部が接続され
ると共に前記船首方位信号と前記ターンレート信号を入
力し、前記波浪外乱推定演算部の推定が完了したか否か
を判定し前記波浪外乱推定値を出力する整定判定部と、 前記波浪外乱推定演算部が接続されると共に前記船首方
位信号と前記ターンレート信号を入力し、前記船体に働
く実際の波浪外乱と波浪外乱推定のための推定モデルと
の比較結果を出力する比較判定部と、 前記ターンレート信号と前記推定船体パラメータと前記
比較判定部の比較信号を入力し、波浪外乱周波数を決定
し前記波浪外乱周波数信号を出力する波浪外乱周波数決
定部と、 前記ターンレート信号と前記波浪外乱周波数信号を入力
し、前記波浪外乱の状態から海象状況を判定し前記判定
波浪外乱周波数を出力する海象判定部と、 前記船体動特性演算部と前記整定判定部と前記海象判定
部が接続され、前記船体に働く外乱要素の補正演算をし
て前記最適な操舵角信号を出力する外乱補正演算部と、 で構成したことを特徴とする特許請求の範囲第１項記載
の舶用オートパイロット。(3) The disturbance characteristic calculation unit estimates and calculates the magnitude of wave disturbance acting on the hull at a frequency that can be controlled by the hull from the heading signal, the turn rate signal, the rudder angle signal, and the wave disturbance frequency signal. The wave disturbance estimation calculation unit connected to the wave disturbance estimation calculation unit receives the heading signal and the turn rate signal, and determines whether the estimation of the wave disturbance estimation calculation unit is completed. A settling determination unit that outputs a wave disturbance estimated value is connected to the wave disturbance estimation calculation unit, and inputs the heading signal and the turn rate signal to estimate the actual wave disturbance and wave disturbance acting on the hull. a comparison/judgment unit that outputs a comparison result with an estimated model; and inputs the turn rate signal, the estimated hull parameters, and the comparison signal of the comparison/judgment unit, determines a wave disturbance frequency, and outputs the wave disturbance frequency signal. a wave disturbance frequency determination section; a sea condition determination section that inputs the turn rate signal and the wave disturbance frequency signal, determines the sea state from the state of the wave disturbance, and outputs the determined wave disturbance frequency; and the ship dynamic characteristic calculation. and a disturbance correction calculation part to which the settling determination part and the sea condition determination part are connected, and which performs a correction calculation for disturbance elements acting on the hull and outputs the optimum steering angle signal. A marine autopilot according to claim 1.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59241289A JPS61119493A (en) | 1984-11-15 | 1984-11-15 | Autopilot for vessel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59241289A JPS61119493A (en) | 1984-11-15 | 1984-11-15 | Autopilot for vessel |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61119493A true JPS61119493A (en) | 1986-06-06 |
| JPH055719B2 JPH055719B2 (en) | 1993-01-22 |
Family
ID=17072049
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59241289A Granted JPS61119493A (en) | 1984-11-15 | 1984-11-15 | Autopilot for vessel |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61119493A (en) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62292594A (en) * | 1986-06-12 | 1987-12-19 | Yokogawa Electric Corp | Auto pilot for ship |
| JPS6412998A (en) * | 1987-07-07 | 1989-01-17 | Tokyo Keiki Kk | Automatic steering system for ship |
| JPH02216505A (en) * | 1989-02-17 | 1990-08-29 | Mitsui Eng & Shipbuild Co Ltd | Method for controlling depth of unmanned submarine device with cable |
| JP2014012491A (en) * | 2012-07-05 | 2014-01-23 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Apparatus, method, and program for position control of hull |
| JP2014136509A (en) * | 2013-01-17 | 2014-07-28 | Yokogawa Denshikiki Co Ltd | Automatic steering device |
| CN111827395A (en) * | 2020-06-29 | 2020-10-27 | 河海大学 | Tracking control method of trailing suction hopper dredger with unknown external disturbance |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5124298B2 (en) * | 2008-01-31 | 2013-01-23 | 横河電子機器株式会社 | Automatic steering device |
-
1984
- 1984-11-15 JP JP59241289A patent/JPS61119493A/en active Granted
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62292594A (en) * | 1986-06-12 | 1987-12-19 | Yokogawa Electric Corp | Auto pilot for ship |
| JPH0578475B2 (en) * | 1986-06-12 | 1993-10-28 | Yokogawa Electric Corp | |
| JPS6412998A (en) * | 1987-07-07 | 1989-01-17 | Tokyo Keiki Kk | Automatic steering system for ship |
| JPH02216505A (en) * | 1989-02-17 | 1990-08-29 | Mitsui Eng & Shipbuild Co Ltd | Method for controlling depth of unmanned submarine device with cable |
| JP2014012491A (en) * | 2012-07-05 | 2014-01-23 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Apparatus, method, and program for position control of hull |
| JP2014136509A (en) * | 2013-01-17 | 2014-07-28 | Yokogawa Denshikiki Co Ltd | Automatic steering device |
| CN111827395A (en) * | 2020-06-29 | 2020-10-27 | 河海大学 | Tracking control method of trailing suction hopper dredger with unknown external disturbance |
| CN111827395B (en) * | 2020-06-29 | 2022-02-11 | 河海大学 | Tracking control method of trailing suction hopper dredger with unknown external disturbance |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH055719B2 (en) | 1993-01-22 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| Du et al. | Dynamic positioning of ships with unknown parameters and disturbances | |
| Fossen et al. | Nonlinear output feedback control of dynamically positioned ships using vectorial observer backstepping | |
| JP5042906B2 (en) | Ship automatic steering system | |
| JP5993125B2 (en) | Ship automatic steering system | |
| JPS61119493A (en) | Autopilot for vessel | |
| Huang et al. | Quaternion-based finite-time fault-tolerant trajectory tracking control for autonomous underwater vehicle without unwinding | |
| Veremey | Irregular H∞-optimization of control laws for marine autopilots | |
| Liu et al. | Hierarchical robust path following control of fully submerged hydrofoil vessels | |
| CN115686034B (en) | Unmanned submarine trajectory tracking control method considering failure of speed sensor | |
| González-Prieto | Adaptive finite time smooth nonlinear sliding mode tracking control for surface vessels with uncertainties and disturbances | |
| Daly et al. | A nonlinear path following controller for an underactuated unmanned surface vessel | |
| JP6278849B2 (en) | Ship automatic steering system | |
| Zhang et al. | DETERMINING ROBUST PARAMETERS IN STABILIZING SET OF BACKSTEPPING BASED NONLINEAR CONTROLLER FOR SHIP COURSE KEEPING | |
| JP6278745B2 (en) | Ship automatic steering system | |
| Serrano et al. | Tracking trajectory of underactuated surface vessels: a numerical method approach | |
| Qi et al. | Curve Path Following Based on Improved Line-of-Sight Algorithm for USV | |
| JP6228078B2 (en) | Ship automatic steering system | |
| JPS59195491A (en) | Method of steering ship | |
| CA1337913C (en) | Correction of errors in autopilots | |
| JPS61207296A (en) | Auto-pilot for marine use | |
| JPS61263896A (en) | Auto pilot for ship | |
| Wei et al. | Command Filter Backstepping based Trajectory Tracking Control of Underactuated Surface Vessels | |
| Zhukov et al. | Comparative analysis of algorithms for lunar landing control | |
| JP2007290695A (en) | Automatic steering device for vessel | |
| Huynh et al. | An Anti-disturbance Backstepping Control for A Two-axis Gimbal System with Euler Angle Feedback and Delayed Inputs |