JP2016016712A - Automatic steering device for ship - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、同定モデルにおける同定パラメータを同定する船舶用自動操舵装置に関する。 The present invention relates to a marine vessel automatic steering apparatus that identifies identification parameters in an identification model.
船舶用自動操舵装置は、設定針路にジャイロコンパスからの方位を追従させるために舵を制御する装置であり、その制御系は、設定針路と船首方位との入力から偏差と旋回角速度とを求め、制御ゲインを乗じて制御量である命令舵角を操舵機に出力する。操舵機は舵を動かして、船体に旋回角速度を誘起させて方位を変化させる。ここで命令舵角は、より具体的には、偏差に制御ゲインを乗じるフィードバック制御器の出力と、フィードフォワード制御器の出力とが加算されることにより算出される。設定針路から軌道計画に基づいた参照方位を演算する軌道演算部、フィードバック制御器及びフィードフォワード制御器には同定された船体パラメータが入力され、この船体パラメータは軌道演算部、フィードバック制御器及びフィードフォワード制御器において各演算及び制御に用いられる。 The automatic steering device for a ship is a device that controls the rudder so that the direction from the gyrocompass follows the set course, and the control system obtains the deviation and the turning angular velocity from the input of the set course and the heading, The control gain is multiplied to output a command steering angle, which is a control amount, to the steering machine. The steering machine moves the rudder, induces a turning angular velocity in the hull, and changes the direction. More specifically, the command steering angle is calculated by adding the output of the feedback controller that multiplies the deviation by the control gain and the output of the feedforward controller. The identified hull parameters are input to the trajectory calculation unit, the feedback controller, and the feedforward controller that calculate the reference direction based on the trajectory plan from the set course, and the hull parameters are input to the trajectory calculation unit, the feedback controller, and the feedforward. Used for each calculation and control in the controller.
船体パラメータは、船舶用自動操舵装置が制御対象とする船体の船体モデルを構成するパラメータである。この船体パラメータは殆どの場合で未知であるため、パラメータ同定によって取得される。例えば、貨物船やタンカーなどの船舶は荷物の積み下ろしにより船体の喫水が変化して船体特性が変化する。そのため、荷物を積んだ船体に荷物を積み下ろした状態の船体パラメータに基づく制御ゲインを用いた場合、操舵系の閉ループ安定性が低下してヨーイング現象が生じてしまう状況を招きかねない。このような状況を回避するため、船舶用自動操舵装置は船体パラメータを同定する。つまり、船舶用自動操舵装置は、この船体パラメータを適切に同定することによって船体の制御性を向上させる。 The hull parameter is a parameter constituting a hull model of a hull that is controlled by the marine vessel automatic steering apparatus. Since this hull parameter is unknown in most cases, it is obtained by parameter identification. For example, a ship such as a cargo ship or a tanker changes the draft of the hull due to the loading and unloading of luggage and changes the hull characteristics. Therefore, when a control gain based on a hull parameter in a state where a load is loaded on a hull loaded with a load is used, the closed loop stability of the steering system may be lowered and a yawing phenomenon may occur. In order to avoid such a situation, the marine vessel automatic steering apparatus identifies the hull parameters. That is, the marine vessel automatic steering apparatus improves the controllability of the hull by appropriately identifying the hull parameters.
また、船体モデルに、船体のyaw運動に関するyaw同定モデルに加えて、船体のsway運動に関するsway同定モデルを含める場合、sway同定モデルについては、そのパラメータを同定するにあたって、船体のsurge速度を必要とする。 Further, when the ship model includes a sway identification model related to the ship movement, in addition to the yard identification model related to the ship movement, the ship identification speed requires the hull speed to identify the parameters. To do.
また、パラメータ同定に関連する技術として、船体パラメータを用いた参照方位と船首方位に基づく命令舵角の出力において、入力データ(命令舵角)及び出力データ(船首方位)を蓄積し、蓄積された入力データからモデル出力データを出力し、このモデル出力データと出力データとの比較結果から船体パラメータを調節する船舶用自動操舵装置が知られている(特許文献1参照)。 In addition, as a technique related to parameter identification, input data (command rudder angle) and output data (heading orientation) are accumulated in the output of the command rudder angle based on the reference direction and the heading direction using the hull parameters. There is known a marine vessel automatic steering apparatus that outputs model output data from input data and adjusts hull parameters based on a comparison result between the model output data and the output data (see Patent Document 1).
また、モデル出力データと出力データとの比較結果による船体パラメータの調整において、各変針に対して、その変針時における複数の入力データ及び複数の出力データに基づいて船体パラメータの調整を行うとともに、各変針の変針方向に応じて調節された船体パラメータを分別して記憶し、設定針路が変化した際にその変針方向に対応して記憶された船体パラメータの同定値として出力する船舶用自動操舵装置が知られている(特許文献2参照)。 Further, in the adjustment of the hull parameters based on the comparison result between the model output data and the output data, the hull parameters are adjusted on the basis of the plurality of input data and the plurality of output data at the time of the change for each change of course. There is known an automatic steering device for a ship that sorts and stores the hull parameters adjusted according to the direction of change of the course, and outputs the identification value of the stored hull parameters corresponding to the direction of change when the set course changes. (See Patent Document 2).
しかしながら、中型または小型の船においては、航路制御システムに必要とされる航海センサのうち、コンパス、GNSSセンサは標準装備されるが、ログ速度計については、その設置のために船底を加工する必要があることから、装備するにあたって船体の大きさに見合わない費用が掛かるため、必ずしも装備されない。つまり、ログ速度計が装備されない船においてパラメータ同定を行うことができない、という問題がある。 However, compass and GNSS sensors are standard equipment among the navigation sensors required for the route control system in medium-sized or small-sized ships, but it is necessary to process the bottom of the log speedometer for installation. Because there is a cost that does not match the size of the hull to equip it, it is not necessarily equipped. That is, there is a problem that parameter identification cannot be performed on a ship not equipped with a log speedometer.
本発明の実施形態は、上述した問題点を解決するためになされたものであり、ログ速度計が装備されない船においてパラメータ同定を行うことができる船舶用自動操舵装置を提供することを目的とする。 Embodiments of the present invention have been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to provide a marine vessel automatic steering apparatus that can perform parameter identification in a ship not equipped with a log speedometer. .
上述した課題を解決するため、本実施形態の船舶用自動操舵装置は、参照方位と船首方位とに基づいて船体パラメータを用いて命令舵角を出力する船舶用自動操舵装置であって、前記船体パラメータを同定する同定演算部を備え、前記同定演算部は、前記船舶用自動操舵装置で得られる所定の入力データからモデル出力データを出力し、船体のyaw運動に関するyaw同定モデルと前記船体のsway運動に関するsway同定モデルとを有する船体モデルを含む同定モデルと、前記同定モデルからのモデル出力データと、前記船体に係る実測値である出力データとの比較結果から前記船体パラメータを調整して同定するパラメータ調節部と、前記船体について検出された船首方位、対地速度、対地方位に基づいて、前記船体のsurge速度を算出する速度算出部とを備え、前記入力データは、前記速度算出部により算出された前記船体のsurge速度、前記船首方位、前記船舶用自動操舵装置により出力された命令舵角であることを特徴とする。 In order to solve the above-described problem, the marine vessel automatic steering apparatus according to the present embodiment is a marine vessel automatic steering apparatus that outputs a command rudder angle using a hull parameter based on a reference azimuth and a bow azimuth. An identification calculation unit for identifying a parameter, wherein the identification calculation unit outputs model output data from predetermined input data obtained by the marine vessel automatic steering apparatus, a yaw identification model relating to yaw motion of a hull, and a sway of the hull An identification model including a hull model having a sway identification model relating to motion is identified by adjusting the hull parameters from a comparison result of model output data from the identification model and output data which is an actual measurement value of the hull. Based on the parameter adjustment unit and the heading, ground speed, and local position detected for the hull, A speed calculation unit for calculating a degree, and the input data is a surge speed of the hull calculated by the speed calculation unit, the heading, and a command steering angle output by the marine vessel automatic steering device. It is characterized by.
本発明の実施形態によれば、ログ速度計が装備されない船においてパラメータ同定を行うことができる。 According to the embodiment of the present invention, parameter identification can be performed in a ship not equipped with a log speedometer.
以下、図面を参照しながら、本発明の実施形態について説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
1.1 船舶用自動操舵装置の構成
まず、本発明の船舶用自動操舵装置を含むシステムについて説明する。図1は、実施形態の船舶用自動操舵装置を含むシステムを示すブロック図である。
1.1 Configuration of Ship Automatic Steering Device First, a system including the boat automatic steering device of the present invention will be described. FIG. 1 is a block diagram illustrating a system including the marine vessel automatic steering apparatus according to the embodiment.
図1に示すように、本実施形態におけるシステムは、船舶用自動操舵装置1とその制御対象である船体プラント2とを含む。ここで船体プラント2は、操舵機21、船体22及びセンサ類23を合わせたものである。船舶用自動操舵装置1は、軌道演算部11、同定演算部12、減算器13、フィードバック制御器14、フィードフォワード制御器15、加算器16を備える。
As shown in FIG. 1, the system in the present embodiment includes a marine vessel
軌道演算部11は、設定針路ψSを入力し、設定針路ψSから軌道計画に基づいた参照方位ψRを演算するものである。同定演算部12は、船体パラメータを同定し、同定した船体パラメータを軌道演算部11、フィードバック制御器14及びフィードフォワード制御器15へ出力する。減算器13は、軌道演算部11から出力された参照方位ψRと船体22の船首方位ψとの偏差eを出力する。フィードバック制御器14は、減算器13より出力された偏差eに制御ゲインを乗じてフィードバック舵角δFBを出力する。フィードフォワード制御器15は、軌道演算部11により出力された参照方位ψRに基づいてフィードフォワード舵角δFFを出力する。加算器16は、フィードバック制御器14により出力されたフィードバック舵角δFBと、フィードフォワード制御器15により出力されたフィードフォワード舵角δFFとを加算して、操舵機21に対して命令舵角δCを出力する。
また、船体プラント2のセンサ類23は、船体22の船首方位ψを検出するジャイロコンパス231、GPS等の衛星測位システム(GNSS)からの船体位置(x,y)を検出するGNSSセンサ232を含む。また、GNSSセンサ232は、船体位置(x,y)に加えて、船体22の対地速度Ug及び対地方位ψgを出力する。同定演算部12には、センサ類23によって検出された船首方位ψ、船体位置(x,y)、対地速度Ug及び対地方位ψgが入力されるものとする。なお、ここで船体位置(x,y)は、後述する局地水平座標系における船体位置である。
The
次に、同定演算部の構成について説明する。図2は、同定演算部の構成を示すブロック図である。 Next, the configuration of the identification calculation unit will be described. FIG. 2 is a block diagram illustrating a configuration of the identification calculation unit.
図2に示すように、同定演算部12は、出力データ記憶部121、入力データ記憶部122、同定モデル123、減算器124、パラメータ調節部125、速度算出部126を備える。出力データ記憶部121は、船体22の船首方位ψ、船体位置(x,y)を出力データとして時系列に蓄積する。入力データ記憶部122は、加算器16により出力された命令舵角δC、センサ類23によって出力された船首方位ψ、対地速度Ug及び対地方位ψgを入力データとして時系列に蓄積する。なお、出力データ記憶部121、入力データ記憶部122は、いずれもリングバッファ型メモリとすることができる。速度算出部126は、軌道演算部11から出力された参照方位ψR、入力データ記憶部122に蓄積された入力データとしての船首方位ψ、対地速度Ug及び対地方位ψgを入力し、これらに基づいてsurge速度uを算出する。このsurge速度uの算出方法については後に詳述する。同定モデル123は、船体モデル、初期値及びオフセット成分から構成され、入力データ記憶部122に蓄積された入力データとしての命令舵角δC,船首方位ψと、速度算出部126により算出されたsurge速度uを入力し、モデル出力データとしてモデル船首方位、モデル船体位置を出力する。減算器124は、同定モデル123により出力されたモデル出力データと、出力データ記憶部121に記憶された出力データとの差異である同定誤差を算出する。パラメータ調節部125は、減算器124により算出された同定誤差に基づいて、同定モデル123を構成するパラメータを調節する。このパラメータの調節については、後に詳述する。
As shown in FIG. 2, the
1.2 船体運動方程式
ここで、船体運動方程式について説明する。図3は、航路制御系で用いる座標系を示す説明図である。
1.2 Hull Motion Equation Here, the hull motion equation will be described. FIG. 3 is an explanatory diagram showing a coordinate system used in the route control system.
図3に示すように、航路制御系で用いる座標系は、局地水平座標系O−XYとボディ座標系G−XBYBからなり、いずれも右手系3軸直交座標系である。座標系においてZ軸は重力方向を正とし、回転極性は右ねじ方向を正とする。なお、座標系はX軸、Y軸の2次元を用いるため、図3においてZ軸は省略される。また、局地水平座標系はX軸を北向き、Y軸を東向きにとり、ボディ座標系はXB軸をsurge方向、YB軸をsway方向にとる。また、図3において、uはsurge速度、vはsway速度、rは旋回角速度、ψは船首方位、ux,vyは対水速度、βは斜航角、Ucは潮流速度、ucはX方向の潮流速度、vcはY方向の潮流速度、ψcは潮流方位を示す。 As shown in FIG. 3, the coordinate system used in route control system consists local horizontal coordinate system O-XY and body coordinate system G-X B Y B, both of which are right-handed three-axis orthogonal coordinate system. In the coordinate system, the Z-axis is positive in the direction of gravity, and the rotation polarity is positive in the right-hand screw direction. Since the coordinate system uses two dimensions, the X axis and the Y axis, the Z axis is omitted in FIG. Also, local horizontal coordinate system northward the X axis, the Y-axis is taken up eastward, the body coordinate system takes surge direction X B axis, the Y B axis sway direction. Further, in FIG. 3, u is surge velocity, v is sway velocity, r is the turning angular velocity, [psi is heading, u x, v y is to water velocity, beta oblique domestic angle, U c is tidal velocity, u c load flow velocity, v c in the X direction indicates the forward flow velocity, [psi c load flow direction of the Y-direction.
線形の船体運動方程式は、surge速力を一定として、sway運動とyaw運動の連成運動から船体重心Gについて、 The linear hull motion equation is based on the hull center of gravity G from the coupled motion of the sway motion and the yaw motion, with the constant speed.
(1)式は14個の微係数からなり、数が多いため扱い難い。そこで、微係数を集約するために応答モデルを導く。(1)式を応答モデルに変更するため、ラプラス変換して両辺にM-1をかけて整理すると Formula (1) consists of 14 derivatives and is difficult to handle because of its large number. Therefore, a response model is derived to aggregate the derivatives. To change equation (1) to a response model, Laplace transform and apply M -1 on both sides
よって、応答モデルのパラメータの数は、Kv *,Kr *,T1,T2,Tv3 *,Tr3 *の6個となり、(1)式の微係数の14個より少なくなる。これがオートパイロットで応答モデルを用いる理由である。実用時においては、パラメータ同定が少ないことで取り扱いが容易になる。また、応答モデルは、(6)式において分母が共通で分子が異なる。また、操舵機モデルは舵角と命令舵角δcとの伝達関数を、 Therefore, the number of parameters of the response model is six of K v * , K r * , T 1 , T 2 , T v3 * , T r3 * , which is smaller than 14 of the derivative of the equation (1). This is the reason why the response model is used in autopilot. In practical use, handling is easy due to less parameter identification. The response model has a common denominator and a different numerator in equation (6). Also, steering engine models the transfer function of the steering angle and the command steering angle [delta] c,
1.3 変針制御
変針応答は保針応答に比べ信号のダイナミックレンジが大きくSN比が大きいため、本実施の形態においては、パラメータ同定は自動操船における変針応答の時系列データを用いるものとする。なお、時系列データは、手動操船時における変針応答の時系列データを用いてもよい。ここで、自動操船における変針の制御方法について説明する。図4は、自動操船における変針の制御方法を示す概略図である。図5は、参照方位と参照舵角の時間変化を示すグラフである。
1.3 Needle-change control Since the signal-change response has a larger signal dynamic range and a larger S / N ratio than the hand-holding response, in this embodiment, parameter identification uses time-series data of the needle-change response in the automatic boat maneuvering. Note that the time-series data may be time-series data of a response to a course change during manual boat maneuvering. Here, a method for controlling the course change in the automatic boat maneuvering will be described. FIG. 4 is a schematic diagram showing a method of controlling the course change in the automatic boat maneuvering. FIG. 5 is a graph showing temporal changes in the reference direction and the reference rudder angle.
図4に示すように、自動操船における変針の制御は、後述する変針条件に基づいて、軌道演算部11が参照方位ψR(s)を生成し、フィードフォワード制御器15が船体モデルの逆モデルによってフィードフォワード舵角ΔFF(s)を生成する。また、変針条件として、連続的な変針動作を実現する方位初期値、操舵機飽和の防止を実現する操舵機制約を導入することによって、参照方位は、4次の時間関数
As shown in FIG. 4, in the control of the course change in the automatic boat maneuvering, the
参照方位ψRと参照舵角δRは図5に示すように変針制御において一対で用いる。このような参照方位ψRと参照舵角δRの時系列において、参照方位ψRは変針条件(変針量Δψ0,指定旋回角速度r0)、操舵機条件(舵角設定値δ0、舵速度設定値δ・ 0)および方位初期値C1a=ψ・・ R(0),C2a=ψ・ R(0)により定まる(特開2007−290695号公報を参照)。ここでrRは参照角速度、添え字a,v,dはそれぞれ加速、等速、減速の各モード、Tは時間、ηは定数を示す。 Referring orientation [psi R and the reference steering angle [delta] R is used as a pair in the veering controlled as shown in FIG. In time series of such reference azimuth [psi R and the reference steering angle [delta] R, reference azimuth [psi R is veering conditions (veering amount [Delta] [phi] 0, designated turning angular velocity r 0), the steering motor condition (steering angle set value [delta] 0, the steering It is determined by the speed set value δ · 0 ) and the initial azimuth value C 1a = ψ · R (0), C 2a = ψ · R (0) (see Japanese Patent Application Laid-Open No. 2007-290695). Wherein r R reference angular velocity, subscript a, v, d acceleration respectively, constant speed, the mode of the reduction, T is time, eta denotes a constant.
2.1 surge速度算出方法
次に、surge速度を算出する原理について説明する。図6は、変針前後の航路を示す図である。
2.1 Surge Speed Calculation Method Next, the principle for calculating the surge speed will be described. FIG. 6 is a diagram showing the route before and after the course change.
対地速度成分は局地水平座標において、船体速度成分と潮流速度成分からなり Ground speed component consists of hull velocity component and tidal velocity component in local horizontal coordinates.
(12)式において、船体速度および潮流速度を変針前後においてほぼ一定とすれば、対地速度は方位の変針角に起因して変化する。図6に示すような変針を行った場合、変針前後の対地速度は In the equation (12), if the hull speed and tidal current speed are substantially constant before and after the course change, the ground speed will change due to the direction change angle. When changing the track as shown in Fig. 6, the ground speed before and after the change is
2.2 速度算出処理
次に、surge速度の具体的な算出方法として、速度算出処理について説明する。対地方位ψgは、旋回時にsway速度が生じるため、船首方位ψに対して遅れ時間tdelayを持つ。そのため、速度算出処理においては、surge速度算出に用いる時系列データの時間帯について遅れ時間を考慮する。図7は、速度算出処理の動作を示すフローチャートである。図8は、潮流成分がゼロの場合における変針応答の時系列データを示すグラフである。図9は、検出方位に対する対地方位の遅れ時間とその評価量との関係を示すグラフである。なお、速度算出処理は変針終了から所定時間後になされるものとする。
2.2 Speed Calculation Process Next, a speed calculation process will be described as a specific method for calculating the surge speed. Since the sway speed is generated when turning, the position ψ g with respect to the local position has a delay time t delay with respect to the heading ψ. For this reason, in the speed calculation process, the delay time is taken into consideration for the time zone of the time series data used for the surge speed calculation. FIG. 7 is a flowchart showing the operation of the speed calculation process. FIG. 8 is a graph showing time-series data of the needle changing response when the tidal component is zero. FIG. 9 is a graph showing the relationship between the delay time of the local position with respect to the detected direction and the evaluation amount. Note that the speed calculation process is performed after a predetermined time from the end of the course change.
図7に示すように、まず、速度算出部126は、参照方位ψRに基づいて、変針状態時間tchangeを取得する(ステップS101)。ここで変針状態時間tchangeは参照方位ψRが変針状態にある時間を示す。
As shown in FIG. 7, first, the
次に、速度算出部126は、取得時間tstoreを算出する(ステップS102)。ここで取得時間tstoreは、出力データ記憶部121及び入力データ記憶部122に蓄積された時系列データのうち、速度算出処理に用いられる時系列データの時間帯を示す。この取得時間tstoreは、図8に示すように、
Next, the
取得時間の算出後、速度算出部126は、取得時間内の時系列データとして、出力データ記憶部121から検出方位ψ ̄を取得し、入力データ記憶部122から対地速度Ug及び対地方位ψgを取得する(ステップS103)。次に、速度算出部126は、ψgの時間配分を定めるため、遅れ時間tdelayを算出する(ステップS104)。遅れ時間tdelayは図9に示すように評価量Jdelayを最小にする値である。すなわち
After calculating the acquisition time, the
になる。ここでi:時系列データの指数、isettle=(2×tsettle+tchange)/(出力レート)、出力レート1回/1秒。上式はψ ̄(ti)を固定して、ψg(ti+tdelay)をtdelayだけ進ませて、両者を一致させるtdelayを求める。すなわち1変数に対する最小値探索に相当するので、黄金分割算法を用いる。
become. Where i : index of time series data, i settle = (2 × t settle + t change ) / (output rate),
次に、速度算出部126は、時系列データにおける変針前の静定時間、変針後の静定時間それぞれについて、ψ ̄(ti)、ψg(ti+tdelay)、Ug(ti+tdelay)のそれぞれの平均値を算出する(ステップS105)。具体的には、速度算出部126は、変針前、変針後それぞれの静定時間内において、tiを基準とする所定時間内のψ ̄の平均値、ti+tdelayを基準とする所定時間内のψg、Ugの平均値を算出する。このように平均値を算出することによって、それぞれのパラメータに含まれる外乱が除去される。次に、速度算出部126は、算出した6つの平均値に基づいて、船体速度を(18)式から、潮流速度を(19)式からそれぞれ求める(ステップS106)。
Next, the
3.1 船体モデル設定
次に、パラメータ同定に用いる船体モデルについて説明する。実用時航行中に(1)式の微係数を取得することは極めて難しい。(6)式のパラメータの数は微係数の数より少ないが、6個のパラメータを得ることもまた難しい。そこで、船体モデルはさらに次数を低減した応答モデルを用いる。(6)式において、伝達関数を低周波域で近似したyawおよびsway運動に関する船体モデルは野本の1次モデル(以降、野本モデルと呼称する)と呼ばれ、yawおよびswayそれぞれについて、
3.1 Hull model setting Next, the hull model used for parameter identification will be described. It is extremely difficult to obtain the derivative of equation (1) during navigation in practical use. Although the number of parameters in equation (6) is less than the number of derivatives, it is also difficult to obtain six parameters. Therefore, the hull model uses a response model in which the order is further reduced. In equation (6), the hull model relating to yaw and sway motion that approximates the transfer function in the low frequency range is called Nomoto's primary model (hereinafter referred to as Nomoto model). For each of yaw and sway,
として知られている。ここでTr *=T1+T2−Tr3 *,Tv *=T1+T2−Tv3 *である。上式において分母は1次系に低減し、分子は時定数がなくなる。これはT1>Tr3>T2,Tv3≒0.3Tr3の条件を用い、Tr *,Tv *はT1が支配的になる。また、船首方位は、旋回角速度の積分値であるので、(24)式より
Known as. Here, T r * = T 1 + T 2 −T r3 * and T v * = T 1 + T 2 −T v3 * . In the above equation, the denominator is reduced to the primary system, and the numerator has no time constant. This uses the conditions of T 1 > T r3 > T 2 , T v3 ≈0.3T r3 , and T 1 is dominant in T r * and T v * . Also, because the heading is an integral value of the turning angular velocity, from equation (24)
上述したように、本実施の形態において、自動操舵における変針は参照方位ψRとフィードフォワード舵角δFFを用いる。フィードフォワード舵角は上式を用いると As described above, in the present embodiment, veering in the automatic steering using the reference azimuth [psi R feedforward steering angle [delta] FF. The feed forward rudder angle is
これは(6)式の時定数で2番目に大きいTr3 *はδFFから除外できないことを示す。一方Tv3 *はTr3 *より十分に小さいため省略する。よって、船体モデルは、yaw同定モデル、sway同定モデルとして、(24)式のPr *(s)、(25)式のPv *(s)の代わりに、 This indicates that not be excluded from the large T r3 * is [delta] FF in the second time constant of equation (6). On the other hand, since T v3 * is sufficiently smaller than T r3 * , it is omitted. Therefore, the hull model is a yaw identification model and a sway identification model, instead of P r * (s) in equation (24) and P v * (s) in equation (25).
を採用する。
Is adopted.
ここでKr≠Kr *,Tv3≠Tv3 *,Tr≠Tr *,Kv≠Kv *,Tv3=0,Tv=Tr。Tv=Trなる関係は(24)式の分母が共通であることに起因する。Tvは便宜的に用いる。Pr(s)は直達項を含み、Pv(s)は含まない。船体モデルは線形の2次系を1次系に低次元化したので、モデル誤差を陽にもつ。よって、船体パラメータまたは操縦性指数は[Kr,Tr,Tr3,Kv]になり、これらを同定手法によって推定する。 Here, K r ≠ K r * , T v3 ≠ T v3 * , T r ≠ T r * , K v ≠ K v * , T v3 = 0, T v = T r . The relationship T v = T r is due to the common denominator of the equation (24). Tv is used for convenience. P r (s) includes a direct term and does not include P v (s). The hull model has a model error because it is reduced from a linear secondary system to a primary system. Therefore, the hull parameter or maneuverability index becomes [K r , T r , T r3 , K v ], which are estimated by the identification method.
yawモデルは、船首方位信号を直接に利用できるため、3つのパラメータでも同定することができる。一方、swayモデルは、sway速度を直接に利用できないため、Tv=Trの設定は都合がよく、パラメータの低減だけでなく、信号処理においても有効である。sway速度はsurge速度に比べて一桁程度小さい。したがってswayパラメータが少ない程、同定精度は向上する。またsway速度はyaw角速度を用いて、 Since the yaw model can directly use the heading signal, it can be identified by three parameters. On the other hand, since the sway model cannot directly use the sway speed, it is convenient to set T v = T r and it is effective not only for parameter reduction but also for signal processing. The sway speed is about an order of magnitude smaller than the surge speed. Therefore, the smaller the sway parameter, the better the identification accuracy. In addition, the way speed uses the yaw angular speed,
3.2 同定モデル設定
次に、上述した船体モデルを含む同定モデルについて説明する。図10は、yaw同定モデル及びsway同定モデルの構成を示すブロック図である。なお、図10において、(a)はyaw同定モデルを示し、(b)はsway同定モデルを示す。以下、まず、yaw同定モデルについて説明し、次に、sway同定モデルについて説明する。
3.2 Identification Model Setting Next, an identification model including the hull model described above will be described. FIG. 10 is a block diagram illustrating a configuration of a yaw identification model and a sway identification model. In FIG. 10, (a) shows a yaw identification model, and (b) shows a sway identification model. Hereinafter, the yaw identification model will be described first, and then the sway identification model will be described.
同定モデル123は、図10に示すように、船体モデルと初期値およびオフセット成分から構成される。初期値は積分器の初期値であり、オフセット成分は状態量のオフセット成分であり、これらは船体モデルの応答を実際の応答に一致させる働きをする。具体的には、初期値として、船体運動の初期値r0,v0を設定することにより、初期応答の変動を捉える。また、オフセット成分として、舵角オフセット成分及び局地水平座標系の速度オフセット成分を用いる。ここで、舵角オフセット成分は、一定風力に起因して船体22の上部構造物に作用するモーメントを舵角換算値によって、
As shown in FIG. 10, the
と設定する。ここで添字(・)oはオフセットを示す。また、局地水平座標系の速度オフセット成分は潮流成分や船体を移動させる成分からなり、
And set. Here, the subscript (•) o indicates an offset. In addition, the velocity offset component of the local horizontal coordinate system consists of a tidal component and a component that moves the hull,
と設定する。yaw同定モデルの方位出力は、検出された船首方位と直接に比較できるので、図10(a)に示すように、
And set. Since the bearing output of the yaw identification model can be directly compared with the detected heading, as shown in FIG.
と定める。これより同定するパラメータは、
It is determined. The parameter to identify from this is
ここで、本発明におけるyaw同定モデルと従来のyaw同定モデルとを比較する。具体的には、従来のyaw同定モデルを用いた場合、波浪外乱時にパラメータ同定値が変動する原因を示す。従来のyaw同定モデルのパラメータは上述の舵角オフセットδroに比較して、 Here, the yaw identification model in the present invention is compared with the conventional yaw identification model. Specifically, when the conventional yaw identification model is used, the cause of the parameter identification value fluctuation during a wave disturbance is shown. The parameter of the conventional yaw identification model is compared with the steering angle offset δ ro described above,
を定める。ここで簡単化のためTr3=0,δro=0,r0=0,ψ0=0として、上式をラプラス変換して、同定誤差を求めると、
Determine. Here, for simplification, when T r3 = 0, δ ro = 0, r 0 = 0, and ψ 0 = 0, the above equation is Laplace transformed to obtain an identification error.
上式より従来のyaw同定モデルによる同定誤差は波浪外乱の影響を受ける。一方、本発明におけるyaw同定モデルはδrψをもたないので、同定誤差は、 From the above equation, the identification error by the conventional yaw identification model is affected by the wave disturbance. On the other hand, since the yaw identification model in the present invention does not have δ rψ , the identification error is
このように、本発明におけるyaw同定モデルは、変針後の舵角オフセット変化による同定誤差を無視し、同定値の変動を低減する対策を優先した。なお、変針量が小さければ、舵角オフセット変化も小さいと仮定する。 As described above, the yaw identification model in the present invention ignores the identification error caused by the change in the steering angle offset after the course change, and prioritizes a measure for reducing the fluctuation of the identification value. It is assumed that the steering angle offset change is small if the amount of change in needle is small.
次に、sway同定モデルについて説明する。このsway同定モデルは、上述したyaw同定モデルと同様の理由から、舵角オフセットに方位に連動するオフセットを含まない。sway速度は検出不可とし、ボディ座標系の速度成分を局地水平座標系の速度成分に変換し積分することによって位置として検出する。よって、図10(b)に示すように、 Next, the sway identification model will be described. This sway identification model does not include an offset that is linked to the direction in the steering angle offset for the same reason as the above yard identification model. The sway speed cannot be detected, and the position component is detected by converting the velocity component of the body coordinate system into the velocity component of the local horizontal coordinate system and integrating it. Therefore, as shown in FIG.
数値例として、u=20kn,aw=2deg,periodw=10secとした場合、係数は0.57mになり、periodw=20secとした場合、係数は1.14mになる。よって波浪外乱は(51)式でsway速度積分値より小さく、その影響は実用上無視できる。 As a numerical example, u = 20kn, a w = 2deg, when the period w = 10sec, coefficient becomes 0.57 m, when the period w = 20sec, factor becomes 1.14. Therefore, the wave disturbance is smaller than the sway velocity integral value in the equation (51), and its influence can be ignored in practice.
3.3 同定値評価方法
次に、同定したパラメータの評価方法について説明する。評価方法は追従誤差と閉ループ特性とに基づき、より具体的には、同定パラメータと前記船舶用自動操舵装置の制御仕様とに基づいて算出したフィードバックゲインと2次船体モデルとにより構成される閉ループによる閉ループ特性と、1次船体モデルにより構成される閉ループによる閉ループ特性との比較に基づいて行われる。
3.3 Identification Value Evaluation Method Next, a method for evaluating the identified parameter will be described. The evaluation method is based on a tracking error and a closed loop characteristic. More specifically, the evaluation method is based on a closed loop composed of a feedback gain calculated based on an identification parameter and a control specification of the marine vessel automatic steering device and a secondary hull model. This is performed based on a comparison between the closed loop characteristic and the closed loop characteristic by the closed loop constituted by the primary hull model.
まず、追従誤差について説明する。追従誤差は、yaw同定モデル、sway同定モデルのそれぞれについて、制御対象の出力と同定モデルの出力との応答誤差の二乗和 First, the following error will be described. The tracking error is the sum of squares of the response errors between the output of the controlled object and the output of the identification model for each of the yaw identification model and the sway identification model.
によって定める。ここでeは追従誤差量、添字(・) ̄は検出量、nはデータ数を示す。また、(53)式はyaw同定モデルを示し、(54)式はsway同定モデルを示す。
Determined by. Here, e is the tracking error amount, the suffix (·)  ̄ is the detection amount, and n is the number of data. Moreover, Formula (53) shows a yaw identification model, and Formula (54) shows a sway identification model.
次に、閉ループ特性について説明する。モデル誤差が陽にあるため、同定パラメータを直接に(6)式の2次船体パラメータと比較することはできない。そこで、同定パラメータと制御仕様からフィードバックゲインを求め、それと2次船体モデルからなる閉ループを構成し、閉ループ特性を評価する。ここで、方位制御ループ及び航路制御ループについて説明する。図11は、方位制御ループ及び航路制御ループの構成を示すブロック図である。また、図12は、航路制御閉ループの根軌跡を示すプロット図である。 Next, the closed loop characteristic will be described. Since the model error is positive, the identification parameter cannot be directly compared with the secondary hull parameter in equation (6). Therefore, a feedback gain is obtained from the identification parameter and the control specification, and a closed loop including the secondary hull model is constructed, and the closed loop characteristic is evaluated. Here, the direction control loop and the route control loop will be described. FIG. 11 is a block diagram showing the configuration of the direction control loop and the route control loop. FIG. 12 is a plot diagram showing the root locus of the route control closed loop.
方位制御ループは、図11(a)に示すように、方位モデルとフィードバック制御から構成され、 As shown in FIG. 11A, the azimuth control loop is composed of an azimuth model and feedback control.
になる。ここで添字(・)hは方位制御ループ、Kdは微分ゲイン、Kpは比例ゲインを示す。上式より
become. Here, the subscript (·) h is an azimuth control loop, K d is a differential gain, and K p is a proportional gain. From the above formula
になる。よって、特性多項式Dh(s)は上式より
become. Therefore, the characteristic polynomial D h (s) is
になる。ここでζhは減衰係数、ωhは固有周波数を示す。設計パラメータをKpとζhとし、上式に与えると、
become. Here, ζ h is an attenuation coefficient, and ω h is a natural frequency. If the design parameters are K p and ζ h and given in the above equation,
が求まり、制御ゲインが確定する。
And the control gain is determined.
制御ゲインを方位2次モデルに適用した場合、閉ループ特性はモデル誤差の影響により仕様と異なる。その変化量を同定誤差の評価量とする。(55)式のPr(s)を(6)式のPr2(s)に置き換えると、 When the control gain is applied to the azimuth quadratic model, the closed loop characteristic differs from the specification due to the influence of the model error. The amount of change is used as an evaluation amount of identification error. When P r (s) in the equation (55) is replaced with P r2 (s) in the equation (6),
になるから、特性多項式Dh2(s)は、
Therefore , the characteristic polynomial D h2 (s) is
になる。ここで添字(・)h2は方位2次モデルを利用した場合、ah2は実数、s=−1/T2から派生したものを示す。
become. Here the subscript (·) h2 When using the azimuth quadratic model, a h2 denotes those derived real, from s = -1 / T 2.
よって、同定パラメータは、方位モデルの減衰係数ζh、固有周波数ωhと方位2次モデルの減衰係数ζh2、固有周波数ωh2との比較から評価する。閉ループ安定性はζh2の変動に影響する。 Therefore, the identification parameter is evaluated by comparing the attenuation coefficient ζ h and natural frequency ω h of the azimuth model with the attenuation coefficient ζ h2 and natural frequency ω h2 of the secondary azimuth model. Closed loop stability affects the variation of ζ h2 .
また、航路制御ループは、図11(b)に示すように、方位制御ループを併設してswayモデルとフィードバック制御から構成し、 In addition, as shown in FIG. 11B, the route control loop is composed of a sway model and feedback control with an azimuth control loop,
になる。ここで添字(・)tは航路制御ループ、Ktは航路ゲインを示す。(31)式を用いて、
become. Here, the subscript (•) t indicates the channel control loop, and K t indicates the channel gain. Using equation (31),
とし、(63)式から(65)式を整理すると、
And organizing from (63) to (65),
になる。よって特性多項式Dt(s)は、
become. Therefore, the characteristic polynomial D t (s) is
上式の右辺の第1項はKv<0,Kr>0(安定船の場合)よりKv/Kr<0になり、その第2項はTr3>0,u>0よりTr3u>0になる。これよりCKはuに比例して大きくなるが正に達しないとする。したがってゼロ点
The first term of the right side of the
次に、航路ゲインKyを求める。仕様の特性多項式を、 Next, the channel gain Ky is obtained. The characteristic polynomial of the specification
になる。上式よりωtに関して解くと3次方程式
become. Solving for ω t from the above equation, cubic equation
ωtは設計パラメータζtを上式に与えると代数解法によって求まる。ここで、図12を参照しつつ、ζtの選び方を説明する。(68)式からゼロ点を削除した2次式を点線で示す。図12(a)は、0<Kt<∞の様子を示し、極(×記号)の付近では両者の特性は似ている。なお,Kp=1.5,ζh=1/√2,u=10knの場合である。 ω t can be obtained by an algebraic solution when the design parameter ζ t is given in the above equation. Here, how to select ζ t will be described with reference to FIG. A quadratic expression obtained by deleting the zero point from the expression (68) is indicated by a dotted line. FIG. 12A shows a state of 0 <K t <∞, and the characteristics of both are similar in the vicinity of the pole (x symbol). Note that this is the case where K p = 1.5, ζ h = 1 / √2, u = 10 kn.
図12(b)は、原点付近を拡大したものである。根軌跡の減衰係数ζtは,ゼロ点なしの場合1/√2から始まりその後小さくなり,ゼロ点あり(3次式)の場合1/√2から始まりさらに大きくなりその後小さくなる。したがって,3次式の減衰係数ζtはこの過程で1/√2になるので,ζt=1/√2を用いる。図中の黒点が求める根である。 FIG. 12B is an enlarged view of the vicinity of the origin. The root locus attenuation coefficient ζ t starts from 1 / √2 when there is no zero point and then decreases, and when there is a zero point (third-order equation), it starts from 1 / √2 and further increases and then decreases. Therefore, since the attenuation coefficient ζ t of the cubic equation becomes 1 / √2 in this process, ζ t = 1 / √2 is used. The black spot in the figure is the root to be found.
なお図12より,ζt=1/√2になる共役根は3つあり,Kt=0の極×の場合,上記の場合,および右半平面の場合(不安定根)に相当する。それぞれの場合のωtは,極×の場合と比較すると,上記の場合小さくなり,不安定根の場合は負になる。 From FIG. 12, there are three conjugate roots where ζ t = 1 / √2, which corresponds to the case of pole x with K t = 0, the above case, and the case of the right half plane (unstable root). Ω t in each case is smaller in the above case than in the case of the pole ×, and negative in the case of unstable roots.
よって,(75)式から正の最小のωtを解にして、 Therefore, the minimum positive ω t is solved from the equation (75), and
が順次求まる。
Are obtained sequentially.
航路制御ループにおける同定誤差の評価量は、方位制御ループの場合と同様に定める。制御ゲインKp,Kd,Ktを方位2次モデル、sway2次モデルを用いた航路制御ループにおいて、閉ループ特性を仕様と比べる。(63),(64)式にそれぞれ(6)式のPr2(s),Pv2(s)を適用すると、 The evaluation amount of the identification error in the route control loop is determined in the same manner as in the direction control loop. In the channel control loop using the control gains K p , K d , and K t using the directional secondary model and the sway secondary model, the closed loop characteristics are compared with the specifications. Applying P r2 (s) and P v2 (s) of equation (6) to equations (63) and (64), respectively,
になるから、特性多項式Dt(s)は、
Therefore, the characteristic polynomial D t (s) is
になる。ここで添字(・)t2は方位2次モデルおよびsway2次モデルを利用した場合、bt2は実数、s=−1/T2から派生したものを示す。よって、同定パラメータは航路モデルのζt,ωtと航路2次モデルのζt2,ωt2との比較から評価する。閉ループ安定性はζt2の変動に影響する。
become. Here, the subscript (·) t2 indicates that the azimuth secondary model and the sway secondary model are used, and b t2 is derived from a real number, s = −1 / T 2 . Therefore, the identification parameter is evaluated from a comparison between ζ t and ω t of the channel model and ζ t2 and ω t2 of the channel secondary model. Closed loop stability affects the variation of ζ t2 .
4.1 同定処理
次に、パラメータの同定処理について説明する。図13は、yaw同定及びsway同定を説明する概略図である。図14は、安定船及び不安定船を示す図である。図15は、同定処理の動作を示すフローチャートである。
4.1 Identification Processing Next, parameter identification processing will be described. FIG. 13 is a schematic diagram illustrating yaw identification and sway identification. FIG. 14 is a diagram showing a stable ship and an unstable ship. FIG. 15 is a flowchart showing the operation of the identification process.
パラメータ調節部125は、図13に示すように、変針応答時の時系列データに基づいてyaw同定を行い、yaw同定において同定した同定値(Tr)と時系列データとに基づいてsway同定を行う。ここで、パラメータ調節部125は、sway同定においてはyaw同定により同定された同定値を参照するが、これ以外においてはyaw同定及びsway同定は互いに干渉しない。このように同定した船体パラメータ同定値によって、方位制御及び航路制御における制御ゲインが設定されることにより、従来に比べてより実用に即した適応型オートパイロットが実現する。
As shown in FIG. 13, the
ここで、yaw同定及びsway同定を行う同定処理について説明する。この同定処理は、yaw同定及びsway同定について略同様の手順で行われ、同定値は1回の変針応答から求められるものとする。まず、出力データ記憶部121及び入力データ記憶部122は、変針時における時系列データとして、それぞれ、出力データ、入力データを記憶する(S201)。ここで出力データは、センサ類23により検出された船首方位及び船体位置であり、yaw同定においては船首方位が用いられ、sway同定においては船体位置が用いられる。また、yaw同定において入力データは命令舵角であり、sway同定において入力データは命令舵角、船首方位、及び速度算出部126により算出されたsurge速度である。変針後、同定モデル123に計算条件及び入力データが与えられモデル出力データが出力される(S202)。ここで、モデル出力データは、図10(a)に示したようにyaw同定においては船首方位であり、図10(b)に示したようにsway同定においては船体位置である。モデル出力データが出力された後、パラメータ調節部125は、減算器124により算出された出力データとモデル出力データとの誤差(同定誤差)の評価量を算出し(S203)、算出した評価量の極小値を算出し(S204)、算出した極小値から最小値を選択し(S205)、評価量が最小値となるパラメータを同定値として出力する(S206)。なお、評価量の算出、極小値の算出、最小値の選択については後述する同定算法の項において説明する。
Here, an identification process for performing yaw identification and sway identification will be described. This identification process is performed in substantially the same procedure for the yaw identification and the sway identification, and the identification value is obtained from a single needle change response. First, the output
このように、パラメータ調節部125は、yaw同定においてはyaw同定モデルによる出力を船首方位に追従させることにより同定値を求め、sway同定においてはsway同定モデルによる出力を船体位置に追従させることにより同定値を求める。また、パラメータ調節部125は、船舶用自動操舵装置1の制御対象である船体プラント2が安定船か不安定船かを判断するために、図14に示す安定船、不安定船それぞれのパラメータ範囲で同定誤差を求めてそれぞれの同定誤差を比較し、より小さい同定誤差がいずれのパラメータ範囲に属するかを判定する。これについても同定算法の項において説明する。
Thus, the
4.2 同定算法
次に、上述した同定処理においてパラメータを同定する算法について説明する。同定算法は一回の変針応答から計算する必要があるため、パラメータ同定を多変数関数の最小値問題に帰着させ、最小値を求めるにあたって、SQP(Sequential Quadratic Programming:逐次二次計画法)を採用する。このSQPを採用することにより、データを繰り返し用いてパラメータを調整して同定誤差を減少させることができ、かつ安定船・不安定船の船体パラメータ制約を与えることができる。
4.2 Identification Algorithm Next, an algorithm for identifying parameters in the above-described identification process will be described. Since the identification algorithm needs to be calculated from a single needle change response, SQP (Sequential Quadratic Programming) is used to determine the minimum value by reducing the parameter identification to a minimum value problem of a multivariable function. To do. By adopting this SQP, it is possible to adjust parameters using data repeatedly to reduce identification errors, and to provide hull parameter restrictions for stable and unstable ships.
まず、評価量の算出について説明する。同定誤差の評価量は、同定誤差は同定モデルの出力とその対象の出力との差から求め、その評価量は同定誤差の2乗和とし、 First, calculation of the evaluation amount will be described. The evaluation amount of the identification error is obtained from the difference between the output of the identification model and the output of the target, the evaluation amount is the sum of squares of the identification error,
になる。ここでJrはyaw同定における同定誤差の評価量、Jvはsway同定における同定誤差の評価量、添字(・) ̄は検出量、nはデータ数を示す。なお、同定モデルの出力ψ,x,yはパラメータの初期値Xr0,Xv0から計算する。評価量は誤差の2乗和で定めるので、その特性は最小二乗法に準じる。
become. Here J r evaluation of the identifying error in the yaw identification, J v evaluation of the identifying error in the sway identified subscript (·) ¯ is detectable amount, n represents indicates the number of data. The output ψ, x, y of the identification model is calculated from the initial values X r0 , X v0 of the parameters. Since the evaluation amount is determined by the sum of squares of errors, the characteristics conform to the least square method.
次に、極小値の算出について説明する。上述の評価量Jr,JvはそれぞれのパラメータXr,Xvを関数とする多変数関数である。その最小値(この最小値はステップS204における極小値を示す)はパラメータに関する偏微係数がゼロになるときの値である。すなわち、 Next, calculation of the minimum value will be described. The above-described evaluation quantities J r and J v are multivariable functions having the parameters X r and X v as functions. The minimum value (this minimum value indicates the minimum value in step S204) is a value when the deviating coefficient related to the parameter becomes zero. That is,
になる。ここで∂ψi/∂Xr,∂xi/∂Xv,∂yi/∂Xvは勾配ベクトル、0はゼロベクトルを示す。勾配ベクトルがゼロになるパラメータを探索する算法として、上述したSQP技法を用いる。
become. Here, ∂ψ i / ∂X r , ∂x i / ∂X v , ∂y i / ∂X v are gradient vectors, and 0 is a zero vector. The SQP technique described above is used as an algorithm for searching for a parameter for which the gradient vector becomes zero.
次に、上述したパラメータ制約の導入について説明する。図14に示した安定船・不安定船の船体パラメータ制約や初期値及びオフセット成分制約を同定計算に組み込むため、ラグランジェの未定乗数法を用いる。このとき評価量は、 Next, introduction of the parameter constraint described above will be described. Lagrange's undetermined multiplier method is used to incorporate the hull parameter constraint, initial value, and offset component constraint of the stable ship / unstable ship shown in FIG. 14 into the identification calculation. At this time, the evaluation amount is
となる。ここでΛr,Λvはラグランジェの未定乗数の横ベクトル、Br,Bvはパラメータ制約の横ベクトルを示す。パラメータ制約内の同定値はJr,Jvの代わりに上式のJrλ,Jvλによって求められる。そのためΛr,Λvが同定変数として追加される。
It becomes. Here, Λ r , Λ v are Lagrange's undetermined multiplier horizontal vectors, and B r , B v are parameter constraint horizontal vectors. The identification value within the parameter constraint is obtained by J rλ and J vλ in the above formula instead of J r and J v . Therefore, Λ r and Λ v are added as identification variables.
次に、最小値の選択について説明する。極小値はパラメータの初期値から評価量の極小値を探索することによって算出される。そのため、極小値は初期値に依存し必ずしも最小値にならない場合があるため、ローカルミニマムである。そこで、グローバルミニマムの最小値は初期値に対するローカルミニマムの極小値から選択し、同定値はグローバルミニマムの最小値を与えるパラメータとなり、 Next, selection of the minimum value will be described. The minimum value is calculated by searching for the minimum value of the evaluation amount from the initial value of the parameter. For this reason, the local minimum is a local minimum because the minimum value depends on the initial value and may not necessarily be the minimum value. Therefore, the minimum value of the global minimum is selected from the minimum value of the local minimum relative to the initial value, and the identification value is a parameter that gives the minimum value of the global minimum,
になる。ここでX〜 rはyaw同定の同定値、X〜 vはsway同定の同定値、添字(・)i,(・)jは初期値の指標を示す。
become. Here, X to r are identification values of yaw identification, X to v are identification values of sway identification, and subscripts (·) i and (·) j are indices of initial values.
以上説明したように、検出された船首方位、対地速度、対地方位に基づいて、surge速度を算出し、このsurge速度に基づいて、yaw同定モデル及びsway同定モデルを含む船体モデルの船体パラメータを同定することによって、ログ速度計を備えることができない船におけるパラメータ同定を行うことができる。 As described above, the surge speed is calculated based on the detected heading, ground speed, and local position, and the hull parameters of the hull model including the yaw identification model and the sway identification model are calculated based on the surge speed. By identifying, parameter identification can be performed on a ship that cannot be equipped with a log speedometer.
本発明の実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。 The embodiments of the present invention are presented as examples and are not intended to limit the scope of the invention. These novel embodiments can be implemented in various other forms, and various omissions, replacements, and changes can be made without departing from the scope of the invention. These embodiments and modifications thereof are included in the scope and gist of the invention, and are included in the invention described in the claims and the equivalents thereof.
1 船舶用自動操舵装置
12 同定演算部
122 入力データ記憶部
123 同定モデル
125 パラメータ調節部
126 速度算出部
22 船体
DESCRIPTION OF
Claims (5)
前記船体パラメータを同定する同定演算部を備え、
前記同定演算部は、
前記船舶用自動操舵装置で得られる所定の入力データからモデル出力データを出力し、船体のyaw運動に関するyaw同定モデルと前記船体のsway運動に関するsway同定モデルとを有する船体モデルを含む同定モデルと、
前記同定モデルからのモデル出力データと、前記船体に係る実測値である出力データとの比較結果から前記船体パラメータを調整して同定するパラメータ調節部と、
前記船体について検出された船首方位、対地速度、対地方位に基づいて、前記船体のsurge速度を算出する速度算出部とを備え、
前記入力データは、前記速度算出部により算出された前記船体のsurge速度、前記船首方位、前記船舶用自動操舵装置により出力された命令舵角であることを特徴とする船舶用自動操舵装置。 An automatic steering device for a ship that outputs a command rudder angle using a hull parameter based on a reference direction and a heading,
An identification calculation unit for identifying the hull parameters;
The identification calculation unit
An identification model including a hull model, which outputs model output data from predetermined input data obtained by the marine vessel automatic steering device, and includes a yaw identification model relating to the yaw motion of the hull and a sway identification model relating to the sway motion of the hull;
A parameter adjustment unit that adjusts and identifies the hull parameters from a comparison result between model output data from the identification model and output data that is actual measurement values related to the hull;
A speed calculation unit for calculating a hull speed of the hull based on the heading, ground speed, and local position detected for the hull;
The marine vessel automatic steering apparatus, wherein the input data includes a surge speed of the hull calculated by the velocity calculating unit, a heading, and a command steering angle output by the marine vessel automatic steering apparatus.
前記船首方位、前記対地速度、前記対地方位を時系列データとして蓄積する入力データ記憶部を更に備え、
前記速度算出部は、前記船体の変針時点と、前記時系列データにおいて前記変針時点における変針時船首方位と前記変針時船首方位との差が最小となる対地方位の前記変針時点後におけるタイミングとの差を遅れ時間とし、前記入力データ記憶部に蓄積された時系列データのうち、変針前、変針後それぞれにおける船首方位と、変針前から前記遅れ時間後、変針後から前記遅れ時間後のそれぞれにおける対地速度及び対地方位とに基づいて、前記surge速度を算出することを特徴とする請求項2に記載の船舶用自動操舵装置。 The identification calculation unit
An input data storage unit for storing the heading, the ground speed, and the local position as time series data;
The speed calculation unit includes a timing at which the hull changes the time point, and a timing after the time at which the change is made in the time series data to the local position where the difference between the heading direction at the time of changing the needle and the heading at the time of changing the needle is minimum. Of the time series data accumulated in the input data storage unit before the change, after the change, and after the delay time from before the change, and after the delay time after the change, respectively. 3. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 2, wherein the surge speed is calculated on the basis of a ground speed and a local position.
sをラプラス演算子、Kr、Tr、Tr3を同定するべき船体パラメータとして、
前記sway同定モデルの伝達関数は、sをラプラス演算子、Kv、Tvを同定するべき船体パラメータとして、
船舶用自動操舵装置。 The transfer function of the yaw identification model is
Let s be the Laplace operator, K r , T r , T r3 as the hull parameters to be identified,
The transfer function of the sway identification model has s as a Laplace operator, K v , and T v as hull parameters to be identified.
Priority Applications (1)
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