JP2014153928A - Design method for gain scheduling controller - Google Patents
Design method for gain scheduling controller Download PDFInfo
- Publication number
- JP2014153928A JP2014153928A JP2013023391A JP2013023391A JP2014153928A JP 2014153928 A JP2014153928 A JP 2014153928A JP 2013023391 A JP2013023391 A JP 2013023391A JP 2013023391 A JP2013023391 A JP 2013023391A JP 2014153928 A JP2014153928 A JP 2014153928A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- equation
- state
- variable
- controller
- coefficient matrix
- 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.)
- Pending
Links
Abstract
Description
この発明は、線形パラメータ可変制御理論に基づくゲインスケジューリング制御器の設計方法に関する。 The present invention relates to a design method of a gain scheduling controller based on a linear parameter variable control theory.
≪LPV制御理論≫
フィードバック制御を理論的に裏付ける自動制御理論として、まず、周波数領域で一入力一出力系を設計する古典制御理論が確立され、その後、状態変数を用い時間領域で多入力多出力系を設計する現代制御理論が確立された。現代制御理論では制御対象の系の動特性が線形時不変な状態方程式で表現されるが、実際の制御対象は非線形かつパラメータ依存であるため、理論と現実の乖離が問題となった。非線形かつパラメータ依存の系を制御対象とする場合、もはや一つのフィードバック制御器(以下、単にコントローラという)でそのすべての動作範囲をカバーすることは難しいことが多く、カバーできたとしても良好な性能が得られない。
≪LPV control theory≫
As an automatic control theory that theoretically supports feedback control, first, a classical control theory that designs a one-input one-output system in the frequency domain was established, and then a multi-input multi-output system designed in the time domain using state variables. Control theory was established. In modern control theory, the dynamic characteristics of the system to be controlled are expressed by a linear time-invariant state equation, but the actual control object is nonlinear and parameter-dependent, so the difference between theory and reality has become a problem. When a nonlinear and parameter-dependent system is to be controlled, it is often difficult to cover the entire operating range with a single feedback controller (hereinafter simply referred to as a controller). Cannot be obtained.
そこで、非線形要素を含む制御対象を扱う制御理論として線形パラメータ可変制御理論(Linear Parameter-Varying Control TheoryあるいはLPV制御理論)が提案された。LPV制御理論では、系の幾つかの可変パラメータに対して各パラメータの可変範囲の端点、即ち上限および下限において好適な特性を有するコントローラ(以下、端点コントローラ)を予め設計しておく。各端点で制御対象は線形系で表される。そして、線形制御理論を適用して各端点コントローラを設計する。 Therefore, a linear parameter-variable control theory (LPV control theory) has been proposed as a control theory for handling control objects including nonlinear elements. In the LPV control theory, a controller (hereinafter referred to as an end point controller) having suitable characteristics at the end points of the variable range of each parameter, that is, at the upper limit and the lower limit, for some variable parameters of the system is designed in advance. The control target is represented by a linear system at each end point. Then, each end point controller is designed by applying linear control theory.
端点コントローラが設計された系を対象としてフィードバック制御を実行する運用段階において、可変パラメータは時間の経過に伴って変動する。そこで、可変パラメータの値を逐次取得し、取得された可変パラメータの値に応じた好適なコントローラを算出する。この好適なコントローラは、端点コントローラの凸結合によって算出する。そうすると、時間の経過に伴う可変パラメータの変動に対応してコントローラのゲインが変化し、そのコントローラにより系が制御される。このように、可変パラメータの変化に応じてコントローラのゲインを変化させてシステムを制御する手法はゲインスケジューリング制御(Gain-Scheduled Control)と呼ばれ、可変パラメータはスケジューリング変数とも呼ばれる。LPV制御はゲインスケジューリング制御を実現するための一手法である。近年、種々の制御プラントにLPV制御の適用が検討されている。 In an operation stage in which feedback control is executed for a system in which the end point controller is designed, the variable parameter varies with time. Therefore, the value of the variable parameter is sequentially acquired, and a suitable controller corresponding to the acquired value of the variable parameter is calculated. This preferred controller calculates by the convex combination of end point controllers. Then, the gain of the controller changes corresponding to the change of the variable parameter with the passage of time, and the system is controlled by the controller. As described above, the method of controlling the system by changing the gain of the controller in accordance with the change of the variable parameter is called gain-scheduled control, and the variable parameter is also called a scheduling variable. LPV control is a technique for realizing gain scheduling control. In recent years, application of LPV control to various control plants has been studied.
現代制御理論では、通常制御対象が以下の式(1)でモデル化されることを前提とし、モデル化された系に対して式(2)のように状態変数をフィードバックするコントローラの設計手法を提供する。
これに対し、LPV制御理論では、通常制御対象が以下の式(3)でモデル化されるものとし、モデル化された系に対して式(4)のように状態変数をフィードバックするコントローラの設計手法を提供する(Apkarian, P., Gahinet, P.,and Becker, G., “Self-scheduled H∞ Control of Linear Parameter-Varying Systems: a Design Example,” Automatica, Vol. 31, No. 9, 1995, pp. 1251-1261参照)。
式(1)に対して式(3)は、係数行列Aがパラメータκに依存する点が異なる。同様に、式(2)に対して式(4)は、コントローラゲインKがパラメータκに依存する点が異なる。一般にκは複数のパラメータからなるベクトルである。κに応じてAが変化することが系の非線形かつパラメータ依存特性を表す。以下、式(3)の形式で表される系の動特性をLPVモデルまたはLPVシステム表現と呼ぶ。また、式(4)は、κに対応してKを変化させるゲインスケジューリング制御を表している。Aがκに応じて変わるなら、コントローラゲインKもκに応じて変えるのが合理的である。以下、ゲインスケジューリング制御によるコントローラであることを明確にするためにコントローラをGS制御器と表記することがある。 Expression (3) differs from expression (1) in that the coefficient matrix A depends on the parameter κ. Similarly, the equation (4) differs from the equation (2) in that the controller gain K depends on the parameter κ. In general, κ is a vector composed of a plurality of parameters. The change of A according to κ represents the nonlinear and parameter-dependent characteristics of the system. Hereinafter, the dynamic characteristic of the system expressed in the form of Equation (3) is referred to as an LPV model or LPV system expression. Equation (4) represents gain scheduling control for changing K in accordance with κ. If A changes according to κ, it is reasonable to change the controller gain K also according to κ. Hereinafter, in order to clarify that the controller is based on gain scheduling control, the controller may be referred to as a GS controller.
≪ポリトープ表現≫
LPV制御理論は、式(3)のLPVモデルおよびパラメータκの変動範囲が与えられたとき、好適なコントローラ、即ち式(4)のコントローラゲインK(κ)を決定する手法を提供する。コントローラゲインK(κ)を設計する上で重要な考え方について触れておく。
≪Polytope expression≫
The LPV control theory provides a method for determining a suitable controller, that is, the controller gain K (κ) of equation (4) given the LPV model of equation (3) and the variation range of parameter κ. Let us touch on an important concept in designing the controller gain K (κ).
κは一般に多次元の変数である。理解し易いように仮にκを式(5)のような3次元の変数とする。
そして、κの各要素α,β,γがそれぞれとり得る最小値と最大値が分かっており、それぞれ、
そして、係数行列A (κ)が式(9)のようにポリトープ表現できれば、8個の各端点における係数行列Ai毎にそれぞれ好適なコントローラゲインKiを予め求めておき、運用段階では各時刻におけるパラメータα,β,γに応じてλiを求め、求まったλiを用いてコントローラゲインKをKiの凸結合として算出し、その時刻におけるコントローラゲインK (κ)とすればよい。 Then, if the coefficient matrix A (κ) can be expressed as a polytope as shown in Equation (9), a suitable controller gain K i is obtained in advance for each coefficient matrix A i at each of the eight end points, and at the operation stage each time Λ i is obtained according to the parameters α, β, and γ, and the controller gain K is calculated as a convex combination of K i using the obtained λ i, and the controller gain K (κ) at that time may be obtained.
≪宇宙機の姿勢制御≫
近年、宇宙機の姿勢制御が広範な分野に亘って研究されてきた。それらは、MED(Momentum Exchange Deviceあるいは角運動量交換型デバイス。例えば、リアクションホイールあるいはコントロール・モーメント・ジャイロ)や外部トルク発生機(例えば、ガスジェットや磁気トルカ)のような数種類のアクチュエータを扱うものである。外部トルク発生機は、資源が限られたり、トルクが小さいといった短所を有する。よって、この発明は主として姿勢制御を実現するMEDに焦点を当てる。
≪Spacecraft attitude control≫
In recent years, attitude control of spacecraft has been studied over a wide range of fields. They deal with several types of actuators such as MED (Momentum Exchange Device or angular momentum exchange type devices, such as reaction wheels or control moment gyros) and external torque generators (eg gas jets or magnetic torquers). is there. External torque generators have the disadvantages of limited resources and low torque. Therefore, the present invention mainly focuses on MED that realizes attitude control.
宇宙機の姿勢制御を行う際、ほとんどの制御則がリアプノフ(Lyapunov)関数に基づいたものを利用している(例えば、非特許文献1〜3参照)。このような制御側を実装したコントローラは大域的な安定性を容易に保証できるが、制御性能を考慮した姿勢制御を実現できない場合がほとんどである。たとえば、Euler角を運動学パラメータとした場合、制御性能を考慮した制御則はほとんどなく、MRP(Modified Rodrigues Parameter、改良ロドリゲス・パラメータ)を運動学パラメータとしたとしても制御性能を十分考慮することは困難である。
このような問題を解決するため、いくつかの研究ではLPV制御理論を宇宙機の姿勢制御問題に適用してきた(例えば、非特許文献4〜6参照)。
When controlling the attitude of a spacecraft, most control laws use those based on the Lyapunov function (see, for example, Non-Patent Documents 1 to 3). A controller equipped with such a control side can easily guarantee global stability, but in most cases, attitude control considering control performance cannot be realized. For example, when Euler angles are used as kinematic parameters, there are few control laws that take control performance into account, and even if MRP (Modified Rodrigues Parameter) is used as a kinematic parameter, it is not possible to fully consider control performance. Have difficulty.
In order to solve such problems, some studies have applied LPV control theory to the spacecraft attitude control problem (see, for example, Non-Patent Documents 4 to 6).
しかし、これらの研究のほとんどは、指向制御問題などを取り扱っており(例えば、非特許文献4および5参照)、宇宙機の三軸姿勢制御をLPV制御理論を用いて実現した研究はほとんどない。LPV制御理論を用いて三軸姿勢制御を実現した研究(例えば、非特許文献6参照)でも、MEDを有する宇宙機を取り扱ったものではない。
本発明は、以上のような事情を考慮してなされたものであり、複数のMEDを有する宇宙機の三軸姿勢制御問題をLPV制御理論を用いて実現することで、大域的安定性と制御性能を保証する制御器の設計を目的とする。ただし、本発明は宇宙機に限定されるものでなく、航空機、船舶、自動車、ロボット等、LPVモデルで表現される種々の制御対象に適用可能である。
However, most of these studies deal with the directional control problem (see, for example, Non-Patent Documents 4 and 5), and few studies have realized three-axis attitude control of spacecraft using LPV control theory. Even research that has achieved three-axis attitude control using LPV control theory (see, for example, Non-Patent Document 6) does not deal with spacecraft having MED.
The present invention has been made in consideration of the above circumstances, and by realizing the three-axis attitude control problem of a spacecraft having a plurality of MEDs using LPV control theory, global stability and control are achieved. The purpose is to design a controller that guarantees performance. However, the present invention is not limited to a spacecraft, and can be applied to various control objects represented by LPV models, such as aircraft, ships, automobiles, and robots.
この発明は、姿勢制御の対象となる系の動力学的および運動学的特性を線形パラメータ可変制御理論に基づく状態方程式で表す特性式化工程と、前記状態方程式を単純化する単純化工程と、単純化された状態方程式に基づいて状態フィードバックコントローラとしてのゲインスケジューリング制御器の設計を行う設計工程とを備え、前記特性式化工程は、状態変数の係数行列が動力学方程式に係るスケジューリング変数により変化する第1部分係数行列、運動学方程式に係るスケジューリング変数により変化する第2部分係数行列およびいずれのスケジューリング変数にも依存しない第3部分係数行列からなる状態方程式で系の特性を表し、前記単純化工程は、第2部分係数行列を単位行列に変換すべく前記状態方程式に対する基底変換を行うパラメータ依存基底変換処理と、そのパラメータ依存基底変換処理後の状態方程式における運動学方程式に関する状態変数を仮想状態量に置換することを特徴とするゲインスケジューリング制御器の設計方法を提供する。 The present invention includes a characteristic formulating step that expresses the dynamic and kinematic characteristics of a system subject to attitude control by a state equation based on a linear parameter variable control theory, a simplification step that simplifies the state equation, A design process for designing a gain scheduling controller as a state feedback controller based on a simplified state equation, wherein the characteristic formulating step changes a coefficient matrix of a state variable according to a scheduling variable related to a dynamic equation Representing the characteristics of the system by a state equation comprising a first partial coefficient matrix to be processed, a second partial coefficient matrix that varies depending on a scheduling variable related to a kinematic equation, and a third partial coefficient matrix that does not depend on any scheduling variable, The process performs a basis transformation on the state equation to convert the second partial coefficient matrix into a unit matrix. A parameter-dependent basis conversion process, provides a method of designing a gain scheduling controller, characterized by replacing state variables associated kinematic equations virtual state quantity in the state equation of the parameter-dependent post-basis conversion process.
この発明によるゲインスケジューリング制御器の設計方法によれば、単純化工程は、運動学方程式に関連する第2部分係数行列を単位行列に変換するパラメータ依存基底変換を行って基底変換後の運動学方程式に関する状態変数を仮想状態量に置換するので状態方程式が単純化され、その状態方程式に基づいたゲインスケジューリング制御器の設計が容易になる。即ち、スケジューリング変数が単純化工程により削減されるので、系の動力学的および運動学的特性が考慮された、大域的安定性と制御性能に優れたゲインスケジューリング制御器の設計が可能になる。 According to the design method of the gain scheduling controller according to the present invention, the simplification process performs the parameter-dependent basis transformation for transforming the second partial coefficient matrix related to the kinematic equation into a unit matrix and performs the kinematic equation after the basis transformation. Therefore, the state equation is simplified, and the design of the gain scheduling controller based on the state equation is facilitated. That is, since the scheduling variable is reduced by the simplification process, it becomes possible to design a gain scheduling controller excellent in global stability and control performance in consideration of dynamic and kinematic characteristics of the system.
本発明において、制御器設計を容易にするため「パラメータ依存基底変換」および「仮想状態量」という二つの新しい考え方を用いている。「パラメータ依存基底変換」は、第2部分係数行列を単位行列に変換するための基底変換である。「仮想状態量」は、基底変換後の運動学方程式に関する状態変数を状態方程式の係数行列の零空間に含まれる性質を利用して、状態方程式の両辺で微分積分の関係が成り立つ要素に置換したものである。これらを導入することで、本来の制御対象(運動学+動力学)をシンプルなLPVモデルとして取り扱うことが可能となり、制御器設計が非常に簡単になる。また、シンプルなLPVモデルに対して設計された制御器は、本来の制御プラントに対しても自動的に同等の安定性および制御性能を保証する。
この発明についてもう少し具体的に述べておく。
この発明において、系は、フィードバック制御の対象であり、具体例として宇宙機を初めとして航空機・船舶・自動車・ロボット等が挙げられるがこれらに限定されるものでなく、線形パラメータ可変制御理論に基づく状態方程式で特性が表現されるものに適用可能である。後述する実施形態においては、宇宙機の例を説明している。
線形パラメータ可変制御理論は非線形要素を含む制御対象を扱う制御理論として知られている。線形パラメータ可変制御理論に基づく状態方程式が与えられたとき、その系に対する状態フィードバックコントローラを設計する手法が知られているが、常に設計できるとは限らず、設計の可否は状態方程式の複雑さに依存し、特にスケジューリング変数の次元数に依存する。
この発明の特性式化工程、単純化工程および設計工程は全体として設計者により実行される。設計者は通常、各工程の処理を効率的に行うための道具としてコンピュータを使用する。特に、設計工程ではコンピュータが使用される。なお、一連の工程をコンピュータによって自動処理することも可能である。
In the present invention, two new concepts of “parameter-dependent basis transformation” and “virtual state quantity” are used to facilitate controller design. “Parameter-dependent basis conversion” is a basis conversion for converting the second partial coefficient matrix into a unit matrix. For the "virtual state quantity", the state variables related to the kinematic equation after basis transformation are replaced with elements that have a differential integral relationship on both sides of the state equation, using the properties included in the null space of the coefficient matrix of the state equation Is. By introducing them, the original control object (kinematics + dynamics) can be handled as a simple LPV model, and the controller design becomes very simple. Controllers designed for simple LPV models automatically guarantee the same stability and control performance for the original control plant.
This invention will be described more specifically.
In the present invention, the system is an object of feedback control, and specific examples include, but are not limited to, spacecraft, aircraft, ships, automobiles, robots, etc., and are based on linear parameter variable control theory. The present invention can be applied to those whose characteristics are expressed by a state equation. In the embodiments described later, examples of spacecraft are described.
The linear parameter variable control theory is known as a control theory that deals with a controlled object including nonlinear elements. When a state equation based on a linear parameter variable control theory is given, a method for designing a state feedback controller for the system is known. However, it is not always possible to design, and the possibility of design depends on the complexity of the state equation. Depends on the number of dimensions of the scheduling variable.
The characteristic formulation process, simplification process, and design process of the present invention are executed by the designer as a whole. A designer usually uses a computer as a tool for efficiently performing each process. In particular, a computer is used in the design process. It should be noted that a series of steps can be automatically processed by a computer.
以下、この発明の好ましい態様について説明する。
前記特性式化工程は、動力学方程式に係るスケジューリング変数をκ、運動学方程式に係るスケジューリング変数をσとするとき状態方程式
で系を表し、前記単純化工程は、式(10)の係数行列
また、前記式(14)の仮想状態量ζに乗ぜられる各係数がゼロであってもよい。
さらにまた、状態変数ωは角速度であり、状態変数σは改良ロドリゲス・パラメータであってもよい。
σは、quaternion(クォータニオン)のベクトル部など他の運動学パラメータであってもよい。
また、前記ゲインスケジューリング制御器は、3個以上のアクチュエータにそれぞれフィードバックを行って三軸姿勢制御を行い、前記スケジュール変数はそれらアクチュエータの駆動量を機体固定座標の三軸方向成分に変換したものであってもよい。例えば、アクチュエータがリアクションホイールの場合、前記駆動量とはスピン角速度のことである。その場合、前記スケジュール変数はスピン角速度のベクトルを機体固定座標の三軸方向成分で表したものである。
さらにまた、単純化された状態方程式で表される系に対して設計されたゲインスケジューリング制御器を元の系に変換し元の系のゲインスケジューリング制御器を得る工程をさらに備えていてもよい。
この発明の好ましい態様は、ここで示した複数の態様のうち何れかを組み合わせたものも含む。
Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described.
The characteristic formulating step is a state equation where κ is a scheduling variable related to a dynamic equation and σ is a scheduling variable related to a kinematic equation.
And the simplification step is a coefficient matrix of equation (10).
Further, each coefficient multiplied by the virtual state quantity ζ in the equation (14) may be zero.
Furthermore, the state variable ω may be an angular velocity, and the state variable σ may be an improved Rodrigues parameter.
σ may be another kinematic parameter such as a vector part of a quaternion.
Further, the gain scheduling controller performs three-axis attitude control by feeding back to three or more actuators, respectively, and the schedule variable is obtained by converting the drive amount of these actuators into the three-axis direction component of the airframe fixed coordinates. There may be. For example, when the actuator is a reaction wheel, the driving amount is a spin angular velocity. In that case, the schedule variable represents a vector of spin angular velocities by three-axis direction components of the aircraft fixed coordinates.
Furthermore, the method may further comprise the step of converting the gain scheduling controller designed for the system represented by the simplified equation of state into the original system to obtain the original system gain scheduling controller.
Preferred embodiments of the present invention include combinations of any of the plurality of embodiments shown here.
以下、図面を用いてこの発明をさらに詳述する。なお、以下の説明は、すべての点で例示であって、この発明を限定するものと解されるべきではない。
この明細書の構成は以下のようになる。まず、この発明の前提として制御プラント(具体例はアクチュエータとして複数のMEDを有する宇宙機)の動力学方程式とMRPを用いた運動学方程式について説明を行う。続いて、前記宇宙機の三軸姿勢制御問題に対するLPVモデルを考える。その際、この発明の大きな特徴であるパラメータ依存基底変換および仮想状態量を用いることでシンプルなLPVモデルを得ることができることを示す。そして、そのLPVモデルを用いた数値シミュレーションを行い、従来法との比較を行う。
Hereinafter, the present invention will be described in more detail with reference to the drawings. In addition, the following description is an illustration in all the points, Comprising: It should not be interpreted as limiting this invention.
The structure of this specification is as follows. First, as a premise of the present invention, a dynamic equation of a control plant (specific example is a spacecraft having a plurality of MEDs as actuators) and a kinematic equation using MRP will be described. Next, consider the LPV model for the spacecraft three-axis attitude control problem. At that time, it is shown that a simple LPV model can be obtained by using parameter dependent basis transformation and virtual state quantity, which are major features of the present invention. Then, a numerical simulation using the LPV model is performed and compared with the conventional method.
≪動力学方程式・運動学方程式≫
〔動力学方程式〕
前述のように、実施形態では制御対象として宇宙機を取り扱う。前記宇宙機は剛体とし、図1に示すようなMEDをn個搭載しているものとする。宇宙機の機体に固定された機体固定座標系FBは直交ベクトル
(Dynamic equation)
As described above, in the embodiment, a spacecraft is handled as a control target. It is assumed that the spacecraft is a rigid body and has n MEDs as shown in FIG. Body-fixed coordinate system F B which is fixed to the body of the spacecraft orthogonal vectors
外乱トルクが作用していないとき、剛体宇宙機の動力学方程式は以下のように書ける。
When the disturbance torque is not acting, the dynamic equation of the rigid spacecraft can be written as
式(15)を式(17)に代入すると、
ここで、
上式の第2項目は、図1に示す
以上より、宇宙機の動力学方程式は、
ただし、上式では
式(19)は、複数のMEDまたはSGVSCMG(Single-Gimbal Variable-Speed CMG、可変速度CMG)を搭載した宇宙機の動特性の一般化された記述である。式(19)で、
〔運動学方程式〕
続いて、LPVモデルで用いる運動学方程式について述べる。宇宙機の安定性は慣性系に対する機体の角速度ωをゼロに収束させて回転を止める問題、あるいは目標角速度ωrに収束させる問題に帰着する。動力学方程式を用いてωの挙動を解析できる。これに対し、姿勢制御は、機体が所定の姿勢になった状態で回転を止める問題、もしくは、変化し続ける目標姿勢角に姿勢を追従させる問題である。宇宙機の姿勢は、慣性座標系FIに対する機体固定座標系FBの方向で与えられる。機体固定座標系FBと慣性座標系FIのずれ、つまり宇宙機の姿勢を表現するには3次元のパラメータで十分である。実施形態では運動学パラメータ(姿勢パラメータ)として、MRPを用いる。ただし、この発明の本質はMRPに限定されるものでない。他の姿勢パラメータ、例えばCayley-Rodrigues Parameter(ケーリー・ロドリゲス・パラメータ)や4次元のquaternion(クォータニオン、Euler parameterともいう)、さらに、一般化ロドリゲスパラメータを用いる場合にもこの発明は適用できる。
[Kinematic equation]
Next, the kinematic equations used in the LPV model are described. Stability spacecraft problem stopping the rotation by converging the body of the angular velocity omega for inertial zero, or result in problems to converge to the target angular velocity omega r. The behavior of ω can be analyzed using dynamic equations. On the other hand, attitude control is a problem of stopping rotation while the aircraft is in a predetermined attitude, or a problem of causing the attitude to follow a changing target attitude angle. The attitude of the spacecraft is given by the direction of the body-fixed coordinate system F B against inertial frame F I. Aircraft deviation of the fixed coordinate system F B and the inertial coordinate system F I, i.e. to represent the attitude of the spacecraft is sufficient three-dimensional parameters. In the embodiment, MRP is used as a kinematic parameter (posture parameter). However, the essence of the present invention is not limited to MRP. The present invention can also be applied to other posture parameters such as Cayley-Rodrigues Parameter, 4-dimensional quaternion (also referred to as quaternion, Euler parameter), and generalized Rodrigues parameters.
Euler軸
また、G(σ)はθ=±2πの場合を除いて、逆行列:
式(21)は、宇宙機の角速度ωに対する姿勢パラメータσの時間変化を表している。
G (σ) is an inverse matrix except when θ = ± 2π:
Equation (21) represents the time change of the attitude parameter σ with respect to the angular velocity ω of the spacecraft.
≪LPVモデリングと制御器設計≫
〔LPVモデリング〕
式(19)からわかるように宇宙機の動力学方程式は非線形方程式であり、そのままLPV制御理論で取り扱うことは困難である。そこで、式(19)を平衡点
[LPV modeling]
As can be seen from Equation (19), the dynamic equation of the spacecraft is a non-linear equation and is difficult to handle as it is in LPV control theory. Therefore, Equation (19)
まず、式(19)を変形し、
これに式(15)を代入すると、
CMGやVSCMGをアクチュエータとして用いる場合、ジンバル角δを変化させるのでBd(κ)はスケジューリング変数κに依存する。Bd(κ)がκに依存する場合、ゲインスケジューリング制御を実施することが困難であるため、Pre-filterを挿入するなどする必要がある(Apkarian, P., Gahinet, P., and Becker, G., “Selfscheduled H∞ Control of Linear Parameter-varying Systems: A Design Example,” Automatica, Vol. 31, No. 9, 1995, pp. 1251-1261参照)。RWの場合、ジンバル角δは変化しないのでδの微分はゼロとなり、式(25)におけるBd(κ)のdiag「Ω」は消去される。よって、Bd(κ)は定数行列となり、スケジューリング変数に依存しない。実施形態では、後者の場合を取り扱う。この場合、宇宙機の動力学方程式は以下のように書ける。 When CMG or VSCMG is used as an actuator, since gimbal angle δ is changed, B d (κ) depends on scheduling variable κ. When B d (κ) depends on κ, it is difficult to implement gain scheduling control, so it is necessary to insert a pre-filter (Apkarian, P., Gahinet, P., and Becker, G., “Selfscheduled H∞ Control of Linear Parameter-varying Systems: A Design Example,” Automatica, Vol. 31, No. 9, 1995, pp. 1251-1261). In the case of RW, since the gimbal angle δ does not change, the δ derivative becomes zero, and the diag “Ω” of B d (κ) in the equation (25) is deleted. Therefore, B d (κ) is a constant matrix and does not depend on the scheduling variable. In the embodiment, the latter case is handled. In this case, the dynamic equation of the spacecraft can be written as
式(28)で、ωおよびσはいずれも3次元のベクトルであるので式(29)のxは6次元のベクトルであり、Ωはn次元(前述のごとくnはMEDの数)のベクトルであるのでuはn次元のベクトルである。Ad(κ)およびG(σ)はそれぞれ3×3行列、Bdは3×n行列である。G(σ)は非線形ではあるが、凸包で覆うことができるので、式(3)に対応する式(29)はLPVモデルとして取り扱うことができる。この場合、スケジューリング変数の次元はκのn次元とσの3次元を合計した(n+3)となるため、GS制御器を設計する場合2n+3個のLMI(Linear Matrix Inequality、線形行列不等式)を同時に解く必要があるが、κの次元は、要素を適切に選ぶことによりどのような場合でも3次元に落とすことができる(後述する「スケジューリング変数の適切な選択による次元数の削減」参照)。
したがって、結局、制御器設計のために26=64個のLMIを同時に解くことになる。しかし、このように同時に解くべきLMIの個数を減らすことができたとしても、64個のLMIを同時に解くことはまだ非常に困難であり、制御器設計ができないことが多い。
In Equation (28), ω and σ are both three-dimensional vectors, so x in Equation (29) is a six-dimensional vector, and Ω is an n-dimensional vector (where n is the number of MEDs as described above). U is an n-dimensional vector. A d (κ) and G (σ) are each a 3 × 3 matrix, and B d is a 3 × n matrix. Although G (σ) is non-linear, it can be covered with a convex hull, so equation (29) corresponding to equation (3) can be treated as an LPV model. In this case, since the dimension of the scheduling variable is the sum of the n dimensions of κ and the three dimensions of σ (n + 3), 2 n + 3 LMIs (Linear Matrix Inequality) when designing the GS controller Must be solved simultaneously, but the κ dimension can be reduced to 3 dimensions in any case by appropriately selecting the elements (see “Reducing the number of dimensions by appropriate selection of scheduling variables” below) .
Therefore, 2 6 = 64 LMIs are solved simultaneously for controller design. However, even if the number of LMIs to be solved simultaneously can be reduced in this way, it is still very difficult to solve 64 LMIs at the same time, and it is often impossible to design a controller.
〔パラメータ依存基底変換と仮想状態量の導入〕
そこで、この発明では仮想状態量ζ、パラメータ依存基底変換行列M(σ)を導入することでスケジューリング変数の次元を3次元にまで減らし、より簡単な制御器設計を実現する。
[Introduction of parameter-dependent basis transformation and virtual state quantity]
Therefore, in the present invention, by introducing the virtual state quantity ζ and the parameter-dependent basis transformation matrix M (σ), the dimension of the scheduling variable is reduced to three dimensions, thereby realizing a simpler controller design.
ここで、仮想状態量ζ、パラメータ依存基底変換行列M(σ)はそれぞれ以下のように定義される。
M(σ)を用いて式(29)に基底変換行うと、以下のようになる。式(29)の両辺に左方からM(σ)を乗じて、
Here, the virtual state quantity ζ and the parameter-dependent basis transformation matrix M (σ) are respectively defined as follows.
Performing basis transformation into equation (29) using M (σ) yields the following. Multiply both sides of equation (29) by M (σ) from the left,
式(33)に式(31)および(32)を適用して、
式(35)を得るために、
つまり、状態変数の下半分である
That is, the lower half of the state variable
〔制御器設計〕
ここからは、式(36)で表現されたシンプルなLPVモデルに対してGS(Gain-Scheduled)制御器の設計を行う。即ち、相似システム上で制御器設計を行う。式(36)は式(3)で表現された制御プラントのモデルに対応する。モデル化された制御プラントに対して式(4)に対応する制御器の設計を行う。そして、基底変換を元に戻すことで、式(36)に対して得られたGS制御器が本来の制御プラントに対しても有効であることを示す。まず、式(29)および(36)に対する一般化制御プラント(Generalized plant)を以下のように定義する。一般化制御プラントは、外乱が入ってきたときに系がうまく制御できるかを考慮するために、制御プラントの動特性を表す状態方程式(式(3)参照)に外乱(下記式(38)および(39)におけるw)の項を加えたものである。
(Controller design)
From here, the GS (Gain-Scheduled) controller is designed for the simple LPV model expressed by Equation (36). That is, the controller is designed on a similar system. Equation (36) corresponds to the model of the control plant expressed by Equation (3). A controller corresponding to Equation (4) is designed for the modeled control plant. Then, by restoring the base transformation, it is shown that the GS controller obtained for Equation (36) is also effective for the original control plant. First, a generalized control plant (Generalized plant) for equations (29) and (36) is defined as follows. In order to consider whether the system can be controlled well when a disturbance enters the generalized control plant, the disturbance (see the following equation (38) and the equation (3)) representing the dynamic characteristics of the control plant. This is the addition of the item w) in (39).
まず、式(29)に対する一般化制御プラントを、
ここで、係数行列
Where the coefficient matrix
このとき、式(36)で表現されたシンプルなLPVモデルに対してGS制御器
式(42)のようにκがとり得るすべての範囲で任意の各端点制御器の凸結合で表現されるコントローラが、ポリトープ内の任意のκにおいて制御プラントを安定化することが保証されなければならない。この安定化条件を与えるのが式(85)のLyapunov不等式である。
pを端点数とすると、シンプルなLPVシステムは以下のポリトープ表現で表される。
If p is the number of endpoints, a simple LPV system is represented by the following polytope expression.
最適解
最適解
i=1,…,pの各端点制御器は、各端点において系を安定化するように設計されたものである。ただし、このようにして得られたGS制御器は各端点での安定性が保証されるもののポリトープ内の全領域での安定性を保証するものではない。式(49)のように各端点制御器の凸結合で表現されるコントローラが、ポリトープ内の任意のκにおいて系を安定化することが保証されなければならない。全運用領域で大域的安定性、
このLMI問題が可解であるとき、Lyapunov非共通解を用いて式(36)で表現されたシンプルなLPVモデルに対し設計されたGS制御器が以下のLMI問題を満たす。
このように、シンプルなLPVモデルに対して式(49)で表されるGS制御器を設計することができた。そして、パラメータ依存基底変換を元に戻すことで
このように、式(29)で表現された本来の制御プラントに対する端点制御器は
ここで、M(σ),Bの構造を考えると
同様に、
≪数値シミュレーション≫
この発明の有効性を示すため、従来法とこの発明による手法の数値シミュレーション結果を以下に示す。従来法として、MRPを用いたLyapunov関数に基づく制御器を用いた。宇宙機のパラメータ、初期条件、目標姿勢を表1に示す。また、アクチュエータ配置の一例を図2に示す。図2の例ではアクチュエータとして4つのリアクションホイールRW1〜RW4が配置されている。
≪Numerical simulation≫
In order to show the effectiveness of the present invention, numerical simulation results of the conventional method and the method according to the present invention are shown below. As a conventional method, a controller based on Lyapunov function using MRP was used. Table 1 shows the spacecraft parameters, initial conditions, and target attitude. An example of the actuator arrangement is shown in FIG. In the example of FIG. 2, four reaction wheels RW1 to RW4 are arranged as actuators.
制御器設計変数
この発明による手法(以下、提案法という。図3〜図6参照)を用いた場合、宇宙機の姿勢制御は約100[秒]程で実現できている。一方、Lyapunov関数に基づいた従来法(図7〜図10参照)を用いた場合、姿勢制御の実現に200[秒]以上かかっている。制御入力の大きさがどちらも10[ラジアン/秒2]であることを考えると、提案法の制御性能が優れているといえる。 When the method according to the present invention (hereinafter referred to as the proposed method, see FIGS. 3 to 6), the attitude control of the spacecraft can be realized in about 100 [seconds]. On the other hand, when the conventional method based on the Lyapunov function (see FIGS. 7 to 10) is used, it takes 200 [seconds] or more to realize the attitude control. Considering that both control inputs are 10 [radians / second 2 ], the control performance of the proposed method is excellent.
〔スケジューリング変数の適切な選択による次元数の削減〕
以下に、スケジューリング変数を適切に選ぶことで制御器設計が容易になることを示す。n個のRWを搭載した宇宙機を考えると、スケジューリング変数κの次元はnになるように思われる(κ=Ωとした場合)。
この場合、シンプルなLPVモデルを凸包で覆うのに少なくとも2n個の端点が必要になる。このように、スケジューリング変数を各RWのスピンレートΩとすると、制御器設計が困難になる場合がある。例えば、アクチュエータの故障に備えて冗長にアクチュエータを配置する場合、凸包の端点数が多くなってしまい、大域的安定性を保証することが困難になることがある。
[Reduction of dimensionality by appropriate selection of scheduling variables]
In the following, it will be shown that controller design is facilitated by appropriately selecting scheduling variables. Considering a spacecraft with n RWs, the scheduling variable κ appears to have a dimension of n (when κ = Ω).
In this case, at least 2 n end points are required to cover a simple LPV model with a convex hull. Thus, if the scheduling variable is the spin rate Ω of each RW, controller design may be difficult. For example, when an actuator is redundantly arranged in preparation for an actuator failure, the number of end points of the convex hull increases, and it may be difficult to ensure global stability.
しかし、スケジューリング変数κを適切に選ぶことで、この問題を解決することができる。スケジューリング変数をκ=Ωではなく、κ=GsΩとすることでスケジューリング変数の次元を3に落とすことができる。なお、Gsは各RWのスピン軸方向の各単位ベクトルをFBの三軸で表して並べた3×n行列である。このとき、シンプルなLPVモデルは23=8個の端点をもつ凸包で覆うことができ、大域的安定性の保証が非常に容易になる。 However, this problem can be solved by appropriately selecting the scheduling variable κ. By setting the scheduling variable to κ = G s Ω instead of κ = Ω, the dimension of the scheduling variable can be reduced to 3. Incidentally, G s is 3 × n matrix by arranging expressed in three axes F B each unit vector of the spin axis of the RW. At this time, a simple LPV model can be covered with a convex hull with 2 3 = 8 end points, and it is very easy to guarantee global stability.
〔凸結合係数λi(κ)〕
以下に、GS制御器の凸結合係数をどのように求めるかを示す。κimin、κimaxをスケジューリング変数κiの最小値、最大値とする。このとき、スケジューリング変数κiは以下のように表すことができる。
The following shows how to obtain the convex coupling coefficient of the GS controller. Let κ imin and κ imax be the minimum and maximum values of the scheduling variable κ i . At this time, the scheduling variable κ i can be expressed as follows.
〔漸近安定性〕
1)リアプノフ安定論
式(72)および(73)の状態方程式で表現されるシステム
1) Lyapunov stability theory System expressed by equations of state (72) and (73)
式(74)に示すV(x)≧0の条件より、
From the condition of V (x) ≧ 0 shown in Equation (74),
2)状態漸近収束の条件
以下の行列不等式を満たす正定解P>0が存在すれば、システムの漸近安定性は保証される。
3)パラメータ可変系の安定性
以上に述べた線形系に対して、式(82)および(83)で表現されるパラメータ可変系
これが可能な場合、κのとり得るすべての値に対応するプラントの集合はいずれも安定であるといえる。安定性の条件は、κのとり得るすべての値について、式(81)に対応する下記不等式、
4)2次安定性
パラメータ可変系では、本来パラメータκが変化するとリアプノフ関数V(t)に係る正定行列Pも変わると考えることができる(式(84)参照)。しかし、κに応じて変化するP(κ)を見つけるのが困難である。そこで、プラント集合に含まれるすべてのシステムに共通のPを用いて安定性を保証することを考える。これが可能な場合、プラント集合が2次安定であるという。2次安定性はかなり厳しい要求であるが、実用上有用である。
4) Secondary stability In the parameter variable system, it can be considered that the positive definite matrix P related to the Lyapunov function V (t) changes when the parameter κ originally changes (see equation (84)). However, it is difficult to find P (κ) that changes according to κ. Therefore, we consider ensuring stability using P common to all the systems included in the plant set. If this is possible, the plant set is said to be secondary stable. Although secondary stability is a fairly severe requirement, it is useful in practice.
2次安定性の条件は、式(85)のP(κ)をκのすべての値で共通のPに置換して、
5)ポリトープ系の安定性条件
式(82)に対応し、以下のようにp個の端点によりポリトープ表現されるパラメータ可変系
5) Stability condition of polytope system Variable parameter system corresponding to equation (82) and expressed as polytope with p end points as follows
式(88)を式(87)に代入して、
式(91)を整理すると、
ここで、λi=1のとき式(90)より、λj=0 (j≠i) であるから、式(92)の安定条件は、
Here, when λ i = 1, from equation (90), λ j = 0 (j ≠ i), so the stability condition of equation (92) is
逆に、式(93)がすべてのiについて成り立つとき、少なくとも一つのλiがゼロでないから式(92)が成立する。よって、各端点において式(93)の条件を満たす共通のPが存在することが、式(92)と等価な2次安定条件となる。
式(93)でKiおよびPは、いずれも行列変数であり両者の積を含むので、式(93)はLMIではなくBMI(Bilinear Matrix Inequality、双線形行列不等式)である。よって、式(93)の不等式はそのままでは解くことが難しい。
Conversely, when equation (93) holds for all i, equation (92) holds because at least one λ i is not zero. Therefore, the existence of a common P that satisfies the condition of Expression (93) at each end point is a secondary stability condition equivalent to Expression (92).
In Equation (93), Ki and P are both matrix variables and include the product of both, so Equation (93) is not LMI but BMI (Bilinear Matrix Inequality). Therefore, it is difficult to solve the inequality of equation (93) as it is.
5)BMIからLMIへの変換
式(92)に次の変数変換を施すことによりBMIをLMIに変換する。
まず、X:=P-1を式(93)の両側から掛けて、
式(47)の行列不等式の左上の要素は、式(95)に対応する2次安定性の条件を表しており、性能保証を含めるために拡張された行列不等式になっている。
5) Conversion from BMI to LMI BMI is converted to LMI by applying the following variable conversion to equation (92).
First, multiply X: = P -1 from both sides of equation (93),
The upper left element of the matrix inequality of Equation (47) represents the secondary stability condition corresponding to Equation (95), and is a matrix inequality extended to include performance guarantee.
前述した実施の形態の他にも、この発明について種々の変形例があり得る。それらの変形例は、この発明の範囲に属さないと解されるべきものではない。この発明には、請求の範囲と均等の意味および前記範囲内でのすべての変形とが含まれるべきである。 In addition to the embodiments described above, there can be various modifications of the present invention. These modifications should not be construed as not belonging to the scope of the present invention. The present invention should include the meaning equivalent to the scope of the claims and all modifications within the scope.
この発明は、仮想状態量ζ、パラメータ依存基底変換行列M(σ)を導入し、宇宙機の姿勢制御を実現する新たな手法を示した。提案法を用いることにより、本来の制御プラントを、より少ない端点数で覆うことができるシンプルなLPVモデルに変換できること示した。そして、基底変換を元に戻すことにより本来の制御プラントに対するGS制御器が得られることを示した。また、シンプルなLPVモデルに対して設計したGS制御器は本来の制御プラントに対して大域的な安定性と制御性能を自動的に保証することを示した。数値シミュレーションにより、提案法と従来法の比較を行い、提案法がよりよい制御性能を示すことが分かった。実施形態では、アクチュエータとしてRWを用いたが、他のアクチュエータ(CMGやVSCMGなど)にもこの発明は適用可能である。また、制御器設計の際、H2制御器の設計を行ったが、この発明はLMIを用いて制御器を設計できるため、他の制御目的(H∞性能や入力飽和制約など)を同時に満たす制御器の設計が可能である。
ただし、この発明は宇宙機に限定されるものでなく航空機、船舶、自動車、ロボット等LPVモデルで表現される種々の制御プラントに適用可能である。
The present invention introduced a virtual state quantity ζ and a parameter-dependent basis transformation matrix M (σ) to show a new method for realizing spacecraft attitude control. By using the proposed method, it was shown that the original control plant can be converted into a simple LPV model that can be covered with fewer endpoints. It was shown that the GS controller for the original control plant can be obtained by restoring the basis transformation. It was also shown that a GS controller designed for a simple LPV model automatically guarantees global stability and control performance for the original control plant. By numerical simulation, we compared the proposed method with the conventional method and found that the proposed method shows better control performance. In the embodiment, RW is used as an actuator. However, the present invention can be applied to other actuators (CMG, VSCMG, etc.). In addition, H 2 controller was designed at the time of controller design, but because this invention can design controller using LMI, other control objectives (H∞ performance, input saturation constraint, etc.) are satisfied at the same time. Controller design is possible.
However, the present invention is not limited to a spacecraft, and can be applied to various control plants expressed by LPV models such as aircraft, ships, automobiles, and robots.
11:角運動量交換型デバイス
RW1, RW2, RW3, RW4:リアクションホイール
11: Angular momentum exchange type device
RW1, RW2, RW3, RW4: Reaction wheel
Claims (6)
前記状態方程式を単純化する単純化工程と、
単純化された状態方程式に基づいて状態フィードバックコントローラとしてのゲインスケジューリング制御器の設計を行う設計工程とを備え、
前記特性式化工程は、状態変数の係数行列が動力学方程式に係るスケジューリング変数により変化する第1部分係数行列、運動学方程式に係るスケジューリング変数により変化する第2部分係数行列およびいずれのスケジューリング変数にも依存しない第3部分係数行列からなる状態方程式で系の特性を表し、
前記単純化工程は、第2部分係数行列を単位行列に変換すべく前記状態方程式に対する基底変換を行うパラメータ依存基底変換処理と、そのパラメータ依存基底変換処理後の状態方程式における運動学方程式に関する状態変数を仮想状態量に置換することを特徴とするゲインスケジューリング制御器の設計方法。 A characteristic formulation process that expresses the dynamic and kinematic characteristics of the system subject to attitude control by a state equation based on the linear parameter variable control theory;
A simplification process for simplifying the equation of state;
A design process for designing a gain scheduling controller as a state feedback controller based on a simplified state equation;
In the characteristic formulating step, the state variable coefficient matrix is changed to a first partial coefficient matrix that changes according to a scheduling variable related to a dynamic equation, a second partial coefficient matrix that changes depending on a scheduling variable related to a kinematic equation, and any scheduling variable. Represents the characteristics of the system with a state equation consisting of a third partial coefficient matrix that does not depend on
The simplification step includes a parameter-dependent basis transformation process for performing basis transformation on the state equation to convert the second partial coefficient matrix into a unit matrix, and a state variable relating to a kinematic equation in the state equation after the parameter-dependent basis transformation processing A design method for a gain scheduling controller, characterized in that is replaced with a virtual state quantity.
で系を表し、
前記単純化工程は、(1)式の係数行列
Represents the system,
The simplification process includes a coefficient matrix of equation (1)
前記スケジュール変数はそれらアクチュエータの駆動量を機体固定座標の三軸成分に変換したものである請求項1〜4の何れか一つに記載の設計方法。 The gain scheduling controller performs three-axis attitude control by providing feedback to three or more actuators,
5. The design method according to claim 1, wherein the schedule variable is obtained by converting the drive amount of the actuator into a three-axis component of airframe fixed coordinates.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2013023391A JP2014153928A (en) | 2013-02-08 | 2013-02-08 | Design method for gain scheduling controller |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2013023391A JP2014153928A (en) | 2013-02-08 | 2013-02-08 | Design method for gain scheduling controller |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2014153928A true JP2014153928A (en) | 2014-08-25 |
Family
ID=51575738
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2013023391A Pending JP2014153928A (en) | 2013-02-08 | 2013-02-08 | Design method for gain scheduling controller |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2014153928A (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN109947058A (en) * | 2019-02-15 | 2019-06-28 | 北京空间飞行器总体设计部 | A kind of multinomial autonomous management function condition control method of spacecraft |
-
2013
- 2013-02-08 JP JP2013023391A patent/JP2014153928A/en active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN109947058A (en) * | 2019-02-15 | 2019-06-28 | 北京空间飞行器总体设计部 | A kind of multinomial autonomous management function condition control method of spacecraft |
CN109947058B (en) * | 2019-02-15 | 2020-08-18 | 北京空间飞行器总体设计部 | Spacecraft multiple autonomous management function state control method |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
Wang et al. | Adaptive fault-tolerant prescribed-time control for teleoperation systems with position error constraints | |
Koksal et al. | Backstepping-based adaptive control of a quadrotor UAV with guaranteed tracking performance | |
Zhang et al. | Prescribed performance adaptive attitude tracking control for flexible spacecraft with active vibration suppression | |
Liu et al. | Dynamic modeling and vibration control for a nonlinear three-dimensional flexible manipulator | |
Patre et al. | Disturbance estimator based non-singular fast fuzzy terminal sliding mode control of an autonomous underwater vehicle | |
Shen et al. | Inertia-free fault-tolerant spacecraft attitude tracking using control allocation | |
Yang et al. | Neural network-based motion control of an underactuated wheeled inverted pendulum model | |
Kristiansen et al. | Spacecraft coordination control in 6DOF: Integrator backstepping vs passivity-based control | |
Wiese et al. | Adaptive output feedback based on closed-loop reference models for hypersonic vehicles | |
CN108646556B (en) | Input saturation spacecraft is without unwinding Attitude tracking control method | |
Pazelli et al. | Experimental investigation on adaptive robust controller designs applied to a free-floating space manipulator | |
Ansari et al. | Robust launch vehicle’s generalized dynamic inversion attitude control | |
Navvabi et al. | Position control of Stewart manipulator using a new extended adaptive fuzzy sliding mode controller and observer (E-AFSMCO) | |
Udwadia et al. | A unified approach to rigid body rotational dynamics and control | |
Samadikhoshkho et al. | Nonlinear control of aerial manipulation systems | |
Yang et al. | Dynamically scaled immersion and invariance adaptive control for Euler–Lagrange mechanical systems | |
Li et al. | Design for three-dimensional stabilization control of underactuated autonomous underwater vehicles | |
Leeghim et al. | Adaptive neural control of spacecraft using control moment gyros | |
Borlaug et al. | Combined kinematic and dynamic control of vehicle-manipulator systems | |
Lasemi et al. | Spacecraft attitude control: Application of fine trajectory linearization control | |
Reis et al. | Nonlinear backstepping controller for an underactuated ASV with model parametric uncertainty: Design and experimental validation | |
Kim et al. | Optimal actuator failure control using a homotopy method | |
Qiao et al. | Anti-disturbance iterative learning tracking control for space manipulators with repetitive reference trajectory | |
de Almeida | Robust off-line control allocation | |
Kuyumcu et al. | Augmented model predictive control of unmanned quadrotor vehicle |