JPH08207894A

JPH08207894A - Automatic steering apparatus for ship

Info

Publication number: JPH08207894A
Application number: JP7307737A
Authority: JP
Inventors: Fuyuki Hane; 冬希羽根; Tetsuo Ueno; 哲夫植野
Original assignee: Tokimec Inc
Current assignee: Tokimec Inc
Priority date: 1994-11-28
Filing date: 1995-11-27
Publication date: 1996-08-13
Anticipated expiration: 2015-11-27
Also published as: JP3874827B2

Abstract

PURPOSE: To make the optimum change route plan during steering in course changing mode by providing a route calculation part to calculate a reference course based on the route plan, and a feedback controller and a feed forward controller to stabilize a control loop and to improve course change characteristics. CONSTITUTION: An auto pilot 12 is provided with a route calculation part 12-1, a feed forward controller 12-2, a feedback controller 12-3, and first and second adders 12-4 and 12-5. Also the route calculation part 12-1 calculates and outputs a reference course γ provided with the optimum course change characteristics using a set course ϕc, a set value SV, and a stem heading direction ϕ. Then the feedback controller 12-3 forms a closed loop system in an automatic steering system, and the closed loop system operates so that a deviation ERR of the stem heading direction ϕ relative to the reference course γ is reduced to zero. On the other hand, the feed forward controller 12-2 forms the closed loop system in the automatic steering system, and matches the stem heading direction ϕwith the reference course γ.

Description

Detailed Description of the Invention

【０００１】[0001]

【発明の属する技術分野】本発明は船舶用自動操舵装置
のオートパイロットに関し、より詳細には斯かるオート
パイロットの変針時の性能向上に関する。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to an autopilot for a marine automatic steering system, and more particularly to improving the performance of such an autopilot when the needle is changed.

【０００２】[0002]

【従来の技術】図７に従来の船舶用自動操舵装置の制御
系のブロック図を示す。斯かる制御系を以下に単に自動
操舵系と称する。自動操舵系は第１の加算器１１と自動
操舵装置即ちオートパイロット１２０と操舵機１６と第
２の加算器１３と船体１４−１と船首方位検出器１４−
２とを含む。2. Description of the Related Art FIG. 7 is a block diagram of a control system of a conventional marine vessel automatic steering system. Hereinafter, such a control system will be simply referred to as an automatic steering system. The automatic steering system includes a first adder 11, an automatic steering device, that is, an autopilot 120, a steering device 16, a second adder 13, a hull 14-1, and a heading detector 14-.
Including 2 and.

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

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

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

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

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

【０００８】図８を参照して自動操舵装置即ちオートパ
イロット１２０の構成と動作を説明する。オートパイロ
ット１２０はモード制御部１２０−１と線形要素１２０
−２及び非線形要素１２０−３とを有し、偏差ＥＲＲと
設定針路又は設定方位φ_Cを入力する。The construction and operation of the automatic steering device, that is, the autopilot 120 will be described with reference to FIG. The autopilot 120 includes a mode controller 120-1 and a linear element 120.
-2 and the non-linear element 120-3, and inputs the deviation ERR and the set course or set direction φ _C.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

【００２０】図９に従来のオートパイロット１２０にお
ける針路変更に対する応答を示す。説明を簡単化するた
めに、初めの保針時の設定針路φ_Cをゼロとし、オート
パイロット１２０より非線形要素１２０−３を除去し、
線形要素１２０−２のみの応答を表す。縦軸は変針量、
横軸は時間である。時点ｔ＝０にて、オートパイロット
１２０にステップ状の設定針路φ_Cが入力され、それよ
り命令舵角Ｕ_Cが出力される。命令舵角Ｕ_Cは操舵機１
６に供給され、それによって船体１４−１の船首方位φ
は変化する。FIG. 9 shows a response to a course change in the conventional autopilot 120. In order to simplify the explanation, the set course φ _C at the time of the first needle holding is set to zero, the non-linear element 120-3 is removed from the autopilot 120,
It represents the response of only the linear element 120-2. The vertical axis is the amount of needle change,
The horizontal axis is time. At time t = 0, the step-shaped set course φ _C is input to the autopilot 120, and the command steering angle U _C is output therefrom. Commanded steering angle U _C is steering gear 1
No. 6 is supplied to the ship, and as a result, the heading φ of the hull 14-1
Changes.

【００２１】曲線１２１は船首方位φを表し、直線１２
３は設定針路φ_Cを表す。船首方位φは時間ととも設定
針路φ_Cに追従するように増加するが、時点ｔ₁にて一
旦オーバーシュートし、その後、減少して設定針路φ_C
に収束する。A curved line 121 represents the heading φ, and the straight line 12
3 indicates the set course φ _C. The heading φ increases with time so as to follow the set course φ _C , but once overshoots at time t ₁ and then decreases, the set course φ _C.
Converge to.

【００２２】[0022]

【発明が解決しようとする課題】従来のオートパイロッ
ト１２０は、変針モードにおいて、操船時に最適な変針
軌道計画ができない欠点があった。変針軌道計画は、変
針モードにおいて、船首方位の角速度（旋回角速度）ｄ
φ／ｄｔを所望の値に設定するとき、操舵機１６の性能
（最大操舵角、追従角速度等）を考慮しなければならな
いとき、又は変針時間を予想するとき、等に必要とな
る。However, the conventional autopilot 120 has a drawback in that it is impossible to plan an optimal trajectory change course during maneuvering in the needle change mode. The variable needle trajectory plan is the angular velocity (turning angular velocity) d in the bow direction in the variable needle mode.
This is necessary when φ / dt is set to a desired value, when the performance of the steering device 16 (maximum steering angle, follow-up angular velocity, etc.) must be taken into consideration, or when the needle change time is predicted.

【００２３】従来の自動操舵系では、ステップ入力の設
定針路φ_Cに船首方位φを追従させることだけが考慮さ
れていたから、変針軌道計画の要求に対応することがで
きなかった。例えば、変針モードにおいて、船首方位の
角速度ｄφ／ｄｔ、命令舵角Ｕ_C、命令舵角の微分値ｄ
Ｕ_C／ｄｔ等がどのような値となるかを見積もることが
できなかった。従って、変針軌道計画が事前にできなか
った。In the conventional automatic steering system, only the follow-up of the heading φ to the set course φ _C of step input is taken into consideration, so that it is not possible to meet the requirement of the changing course planning. For example, in the needle change mode, the angular velocity dφ / dt of the bow direction, the command rudder angle U _C , and the derivative value d of the command rudder angle d
It was not possible to estimate what value U _C / dt, etc. would be. Therefore, it was not possible to make a plan for the change needle course in advance.

【００２４】また、通常、命令舵角Ｕ_Cを制限するリミ
ッタが設けられているため、非線形的要素が付加され、
命令舵角Ｕ_Cが大きい場合にはリミッタの影響が加わ
り、変針軌道の予想が益々困難となった。Further, since a limiter for limiting the command steering angle U _C is usually provided, a non-linear element is added,
When the commanded steering angle U _C is large, the influence of the limiter is added, and it becomes more and more difficult to predict the changed needle trajectory.

【００２５】更に、操舵機１６の性能（許容舵角、追従
角速度）及び船体１４−１の特性（船体の等価時定数
等）を適切に考慮することができなかったため、変針特
性の設定時と実際時とのずれが問題となった。これは省
エネルギ化や長寿命化の観点からも問題である。Furthermore, since the performance of the steering gear 16 (allowable steering angle, following angular velocity) and the characteristics of the hull 14-1 (equivalent time constant of the hull, etc.) could not be properly taken into consideration, it was The gap from the actual situation became a problem. This is a problem from the viewpoint of energy saving and long life.

【００２６】本発明は斯かる点に鑑み、変針モードにお
いて、操船時の最適な変針軌道計画ができる自動操舵装
置を提供することを目的とする。In view of the above point, an object of the present invention is to provide an automatic steering device capable of planning an optimal trajectory change trajectory during maneuvering in the needle change mode.

【００２７】[0027]

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

【００３７】尚、本発明に関して、以下の文献が参考に
なろう。詳細は斯かる文献を参照されたい。（１）“二次安定化トラッキング制御とその高速位置決
め装置への応用”山本他、計測自動制御学会論文集、ｖ
ｏｌ．２９、Ｎｏ．１、５５／６２（１９９３年）Regarding the present invention, the following documents will be helpful. For details, refer to such a document. (1) "Secondary stabilized tracking control and its application to high-speed positioning device" Yamamoto et al.
ol. 29, No. 1, 55/62 (1993)

【００３８】[0038]

【発明の実施の形態】以下に図１〜図６を参照して本発
明の実施例について説明する。図１は本発明による船舶
用自動操舵装置の制御系即ち自動操舵系のブロック図を
示す。斯かる自動操舵系は自動操舵装置即ちオートパイ
ロット１２と加算器１３と制御対象１４とを含む。制御
対象１４は図７に示した船体１４−１と船首方位検出器
１４−２を一体化したものである。尚、操舵機１６を省
略したのは、制御対象１４にその性能を含ませたからで
ある。BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION Embodiments of the present invention will be described below with reference to FIGS. FIG. 1 shows a block diagram of a control system, that is, an automatic steering system of an automatic steering system for a ship according to the present invention. Such an automatic steering system includes an automatic steering device, that is, an auto pilot 12, an adder 13, and a controlled object 14. The controlled object 14 is the hull 14-1 and the heading detector 14-2 shown in FIG. The steering gear 16 is omitted because its performance is included in the controlled object 14.

【００３９】オートパイロット１２に入力信号として設
定針路φ_C及び設定値ＳＶと船首方位φとが入力され、
出力信号として命令舵角Ｕ_Cが出力される。尚、設定値
ＳＶについては後に説明する。The set course φ _{C, the} set value SV and the heading φ are input as input signals to the autopilot 12,
The command steering angle U _C is output as an output signal. The set value SV will be described later.

【００４０】オートパイロット１２より出力された命令
舵角Ｕ_Cは加算器１３に供給される。加算器１３は命令
舵角Ｕ_Cと角度換算の外乱ｄとを加算し、その結果Ｕ＝
Ｕ_C＋ｄを制御対象１４に出力する。制御対象１４の出
力は船首方位φとして出力され、且つオートパイロット
１２にフィードバックされる。The command steering angle U _C output from the autopilot 12 is supplied to the adder 13. The adder 13 adds the command steering angle U _C and the disturbance d converted into an angle, and as a result U =
U _C + d is output to the controlled object 14. The output of the controlled object 14 is output as the heading φ and is fed back to the autopilot 12.

【００４１】次に本例の自動操舵装置即ちオートパイロ
ット１２の構成及び動作を説明する。本例のオートパイ
ロット１２は、軌道演算部１２−１とフィードフォワー
ド制御器１２−２とフィードバック制御器１２−３と第
１及び第２の加算器１２−４、１２−５とを有する。Next, the structure and operation of the automatic steering device, that is, the autopilot 12 of this embodiment will be described. The autopilot 12 of this example has an orbit calculation unit 12-1, a feedforward controller 12-2, a feedback controller 12-3, and first and second adders 12-4 and 12-5.

【００４２】軌道演算部１２−１は設定針路φ_Cと設定
値ＳＶ及び船首方位φを用いて最適な変針特性を有する
参照針路ｒを演算し、それを出力する。第１の加算器１
２−４は軌道演算部１２−１から出力された参照針路ｒ
と制御対象１４から出力された船首方位φとを入力し
て、船首方位の偏差ＥＲＲを求める。斯かる偏差ＥＲＲ
は次の式によって表され、フィードバック制御器１２−
３に供給される。The trajectory calculation unit 12-1 calculates a reference course r having an optimum change characteristic using the set course φ _C , the set value SV and the heading φ, and outputs it. First adder 1
2-4 is the reference course r output from the trajectory calculation unit 12-1.
And the heading angle φ output from the controlled object 14 are input to obtain the deviation ERR of the heading direction. Such deviation ERR
Is represented by the following equation, and the feedback controller 12-
3 is supplied.

【００４３】[0043]

【数１】ＥＲＲ＝ｒ−φ## EQU1 ## ERR = r-φ

【００４４】フィードバック制御器１２−３は斯かる偏
差ＥＲＲを入力してフィードバック舵角Ｕ_FBを演算し、
それを第２の加算器１２−５に供給する。フィードフォ
ワード制御器１２−２は参照針路ｒを入力してフィード
フォワード舵角Ｕ_FFを演算し、それを第２の加算器１２
−５に供給する。第２の加算器１２−５はフィードバッ
ク舵角Ｕ_FBとフィードフォワード舵角Ｕ_FFとを加算して
命令舵角Ｕ_Cを求める。斯かる命令舵角Ｕ_Cはオートパ
イロット１２の出力信号として加算器１３に供給され
る。The feedback controller 12-3 inputs the deviation ERR and calculates the feedback steering angle U _FB ,
It is supplied to the second adder 12-5. The feedforward controller 12-2 inputs the reference course r, calculates the feedforward rudder angle U _FF, and calculates the feedforward rudder angle U _FF using the second adder 12
Supply to -5. The second adder 12-5 adds the feedback steering angle U _FB and the feedforward steering angle U _FF to obtain the command steering angle U _C. The command steering angle U _C is supplied to the adder 13 as an output signal of the autopilot 12.

【００４５】フィードバック制御器１２−３は、自動操
舵系において閉ループ系を構成し、この閉ループ系は参
照針路ｒに対する船首方位φの偏差ＥＲＲをゼロにする
ように作動する。従って、フィードバック制御器１２−
３は自動操舵系の制御ループの安定性を確保するように
機能する。The feedback controller 12-3 constitutes a closed loop system in the automatic steering system, and this closed loop system operates so as to make the deviation ERR of the heading φ from the reference course r zero. Therefore, the feedback controller 12-
3 functions to ensure the stability of the control loop of the automatic steering system.

【００４６】一方、フィードフォワード制御器１２−２
は、自動操舵系において開ループ系を構成し、この開ル
ープ系は船首方位φを直ちに参照針路ｒに一致させるよ
うに作動する。従って、フィードフォワード制御器１２
−２は自動操舵系の制御ループの変針特性の向上に寄与
するように機能する。On the other hand, the feedforward controller 12-2
Forms an open loop system in the automatic steering system, and this open loop system operates so as to immediately match the heading φ with the reference course r. Therefore, the feedforward controller 12
-2 functions so as to contribute to the improvement of the needle changing characteristic of the control loop of the automatic steering system.

【００４７】即ち、フィードフォワード制御器１２−２
は、変針時の操船要求と船体特性を満足する参照針路ｒ
を使用して、最適な変針軌道を有する船首方位φを実現
するように作用する。もし、船舶の積荷状態等の影響に
よって、フィードフォワード制御器１２−２の作動だけ
では船首方位φが参照針路ｒに一致しない場合でも、フ
ィードバック制御器１２−３の作動によって最終的には
船首方位φは参照針路ｒに一致する。That is, the feedforward controller 12-2
Is a reference course r that satisfies the marine vessel maneuvering requirements and hull characteristics
Is used to achieve a heading φ with an optimal variable trajectory. Even if the operation of the feedforward controller 12-2 alone does not cause the heading φ to coincide with the reference course r due to the influence of the cargo state of the ship, etc., the operation of the feedback controller 12-3 will ultimately cause the heading of the ship. φ corresponds to the reference course r.

【００４８】次に、本例のオートパイロット１２を含む
自動操舵系の制御ループにおけるフィードフォワード制
御器１２−２及びフィードバック制御器１２−３の機能
をより詳細に説明する。Next, the functions of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3 in the control loop of the automatic steering system including the autopilot 12 of this example will be described in more detail.

【００４９】参照針路ｒ及び外乱ｄから船首方位φまで
の伝達関数は次の式のように表される。次の式の第１項
は変針又は応答特性を表し、第２項は外乱特性を表す。The transfer function from the reference course r and the disturbance d to the heading φ is expressed by the following equation. The first term of the following equation represents the needle change or the response characteristic, and the second term represents the disturbance characteristic.

【００５０】[0050]

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

【００５１】ここで、ｓはラプラス演算子である。Ｇ_r
（ｓ）は参照針路ｒから船首方位φまでの伝達関数であ
り、Ｇ_d（ｓ）は外乱ｄから船首方位φまでの伝達関数
であり、それぞれ次のように表される。Here, s is a Laplace operator. _Gr
(S) is a transfer function from the reference course r to the heading φ, and G _d (s) is a transfer function from the disturbance d to the heading φ, which are respectively expressed as follows.

【００５２】[0052]

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

【００５３】[0053]

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

【００５４】Ｋ_FF（ｓ）、Ｋ_FB（ｓ）はそれぞれフィー
ドフォワード制御器１２−２及びフィードバック制御器
１２−３の伝達関数である。Ｐ（ｓ）は制御対象１４の
伝達関数であり、次のように表される。K _FF (s) and K _FB (s) are transfer functions of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3, respectively. P (s) is a transfer function of the controlled object 14 and is expressed as follows.

【００５５】[0055]

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

【００５６】ここで、Ｋ_S、Ｔ_Sは船体１４−１の操縦
性指数又はパラメータであり、それぞれ旋回力指数及び
追従安定性指数と称される。分母の因数ｓは船首方位検
出器１４−２の積分特性による。Here, K _S and T _S are maneuverability indexes or parameters of the hull 14-1 and are referred to as turning force index and tracking stability index, respectively. The factor s of the denominator depends on the integral characteristic of the heading detector 14-2.

【００５７】追従安定性指数Ｔ_S及び旋回力指数Ｋ_Sの
極性は互いに同一であり、安定船では正、不安定船では
負である。尚、追従安定性指数Ｔ_S及び旋回力指数Ｋ_S
は予め与えられているものとする。The polarities of the tracking stability index T _S and the turning force index K _S are the same, and are positive in a stable ship and negative in an unstable ship. The tracking stability index T _S and the turning force index K _S
Is given in advance.

【００５８】上述のように、数２の式の右辺の第１項は
変針特性又は応答性を表し、第２項は外乱特性を表す。
第１項及び第２項にフィードバック制御器１２−３の伝
達関数Ｋ_FB（ｓ）が含まれている。従って、フィードバ
ック制御器１２−３は変針特性と外乱特性の両者に作用
する。これは、フィードバック制御器１２−３によっ
て、自動操舵系における閉ループ系が構成されることに
よる。As described above, the first term on the right side of the equation (2) represents the needle change characteristic or the responsiveness, and the second term represents the disturbance characteristic.
The transfer function K _FB (s) of the feedback controller 12-3 is included in the first term and the second term. Therefore, the feedback controller 12-3 acts on both the needle change characteristic and the disturbance characteristic. This is because the feedback controller 12-3 constitutes a closed loop system in the automatic steering system.

【００５９】従って、フィードバック制御器１２−３
は、変針特性と外乱特性の両者を考慮して設計される。
フィードバック制御器１２−３の設計は、例えば、従来
のオートパイロットの設計とほぼ同様な方法によってな
されてよい。Therefore, the feedback controller 12-3
Is designed in consideration of both the needle change characteristic and the disturbance characteristic.
The feedback controller 12-3 may be designed, for example, in a manner substantially similar to the conventional autopilot design.

【００６０】一方、フィードフォワード制御器１２−２
の伝達関数Ｋ_FF（ｓ）は数２の式の第２項のみに含まれ
ている。従って、フィードフォワード制御器１２−２は
変針特性のみに作用する。また、この伝達関数Ｋ
_FF（ｓ）は数３の式の分子に含まれているから、自動操
舵系の閉ループ系の安定性に寄与しない。即ち、フィー
ドフォワード制御器１２−２は開ループ制御のみを行う
ものである。On the other hand, the feedforward controller 12-2
The transfer function K _FF (s) of is included only in the second term of the equation (2). Therefore, the feedforward controller 12-2 acts only on the needle change characteristic. Also, this transfer function K
_{Since FF} (s) is included in the numerator of the equation (3), it does not contribute to the stability of the closed loop system of the automatic steering system. That is, the feedforward controller 12-2 performs only open loop control.

【００６１】次に図２及び図３を参照して本例によるフ
ィードフォワード制御器１２−２及びフィードバック制
御器１２−３の構成例を説明する。本例では、フィード
フォワード制御器１２−２の伝達関数Ｋ_FF（ｓ）を次の
ように設定する。Next, referring to FIGS. 2 and 3, an example of the configuration of the feedforward controller 12-2 and the feedback controller 12-3 according to this example will be described. In this example, the transfer function K _FF (s) of the feedforward controller 12-2 is set as follows.

【００６２】[0062]

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

【００６３】ここで、添字（−１）は逆数を表す。数６
の式を数３の式に代入すると次のようになる。Here, the subscript (-1) represents the reciprocal. Number 6
Substituting the equation of (3) into the equation of (3) gives the following.

【００６４】[0064]

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

【００６５】この場合、フィードバック制御器１２−３
に起因する閉ループ系の遅れはフィードフォワード制御
器１２−２の補償効果によって打ち消され、参照針路ｒ
が直接的に船首方位φとなる。従って、参照針路ｒが与
えられるとほぼ同時に船首方位φは参照針路ｒに等しく
（φ＝ｒ）なる。In this case, the feedback controller 12-3
The delay of the closed-loop system caused by is canceled by the compensation effect of the feedforward controller 12-2, and the reference course r
Becomes the heading φ directly. Therefore, at the same time when the reference course r is given, the bow direction φ becomes equal to the reference course r (φ = r).

【００６６】更に、参照針路ｒとフィードフォワード舵
角Ｕ_FFの関係を数６の式より求めると次のようになる。Further, the relationship between the reference course r and the feedforward rudder angle U _FF can be obtained from the equation (6) as follows.

【００６７】[0067]

【数８】Ｕ_FF（ｓ）＝Ｐ（ｓ）^-1ｒ（ｓ）＝（Ｔ_Sｓ²＋ｓ）ｒ（ｓ）／Ｋ_S Equation 8] _{U FF (s) = P (} s) -1 r (s) = (T S s 2 + s) r (s) / K S

【００６８】図２はフィードフォワード制御器１２−２
の構成例を示すブロック図である。ｓはラプラス演算子
である。フィードフォワード制御器１２−２は、例え
ば、２つの微分動作部１２−２Ａ、１２−２Ｂと比例ゲ
インＴ_Sを有する比例動作部１２−２Ｃと加算器１２−
２Ｄと比例ゲイン１／Ｋ_Sを有する比例動作部１２−Ｅ
とを有するように構成してよい。数８の式を時間領域に
よって表すと次のようになる。FIG. 2 shows the feedforward controller 12-2.
3 is a block diagram showing a configuration example of FIG. s is a Laplace operator. The feedforward controller 12-2 includes, for example, two differential operation sections 12-2A and 12-2B, a proportional operation section 12-2C having a proportional gain T _S, and an adder 12-.
Proportional action unit 12-E with 2D and proportional gain 1 / K _S
May be configured to have The expression of Expression 8 is expressed in the time domain as follows.

【００６９】[0069]

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

【００７０】ここで、ｔは時間を表し、ｒ’（ｔ）、
ｒ”（ｔ）は、それぞれ参照針路ｒの時間に関する１階
微分、２階微分を表す。この式より明らかなように、フ
ィードフォワード制御器１２−２は少なくとも２階微分
可能な参照針路ｒ（ｔ）を入力して、数９の式の演算を
行い、得られたフィードフォワード舵角Ｕ_FF（ｔ）を出
力する。Here, t represents time, and r ′ (t),
r ″ (t) represents the first derivative and the second derivative of the reference course r with respect to time. As is clear from this equation, the feedforward controller 12-2 has at least a second order differentiable reference course r (. t) is input, the equation (9) is calculated, and the obtained feedforward steering angle U _FF (t) is output.

【００７１】次に図３を参照してフィードバック制御器
１２−３の構成例を説明する。本例によると、フィード
バック制御器１２−３の伝達関数Ｋ_FB（ｓ）を、例えば
次のように設定する。Next, a configuration example of the feedback controller 12-3 will be described with reference to FIG. According to this example, the transfer function K _FB (s) of the feedback controller 12-3 is set as follows, for example.

【００７２】[0072]

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

【００７３】ここに、Ｋ_Pは比例ゲイン、Ｔ_Dは微分時
定数、Ｔ_Fはフィルタ時定数、Ｔ_Iは積分時定数であ
る。Here, K _P is a proportional gain, T _D is a differential time constant, T _F is a filter time constant, and T _I is an integration time constant.

【００７４】フィードバック制御器１２−３は図示のよ
うに、比例ゲインＫ_Pを有する比例動作部１２−３Ａ、
微分時定数Ｔ_Dを有する微分動作部１２−３Ｂ、積分時
定数Ｔ_Iを有する積分動作部１２−３Ｃ、フィルタ時定
数Ｔ_Fを有する２段のローパスフィルタ１２−３Ｄ及び
加算器１２−３Ｅを有するように構成してよい。The feedback controller 12-3 is, as shown in the figure, a proportional operation unit 12-3A having a proportional gain K _P ,
A differential operation unit 12-3B having a differential time constant T _D , an integral operation unit 12-3C having an integral time constant T _I , a two-stage low-pass filter 12-3D having a filter time constant T _F , and an adder 12-3E. May be configured to have.

【００７５】但し、変針時では、応答性を良くするため
に、積分動作部１２−３Ｃは保針時の値を保持した状態
にて維持され、比例動作部１２−３Ａ、微分動作部１２
−３Ｂ及びフィルタ１２−３Ｄのみが作動する。変針後
には、積分動作部１２−３Ｃは偏差ＥＲＲが静定した状
態より作動開始される。However, at the time of changing the needle, in order to improve the responsiveness, the integral operating unit 12-3C is maintained in the state of holding the value at the time of holding the needle, and the proportional operating unit 12-3A and the differential operating unit 12
-3B and filter 12-3D only operate. After the change of the needle, the integral operation unit 12-3C starts to operate in a state where the deviation ERR has settled.

【００７６】次に、図４〜図６を参照して軌道演算部１
２−１について説明する。図４は軌道演算部１２−１の
構成例を示す。図示のように、本例の軌道演算部１２−
１は、軌道計画部１２−１Ａと針路演算部１２−１Ｂと
含み、上述のように設定針路φ_C及び設定値ＳＶ及び船
首方位φ（既にオートパイロット１２に入力されている
ため図示していない。）を入力して参照針路ｒを出力す
る。Next, with reference to FIGS. 4 to 6, the trajectory calculation unit 1
2-1 will be described. FIG. 4 shows a configuration example of the trajectory calculation unit 12-1. As shown, the trajectory calculation unit 12- of this example
1 includes a trajectory planning unit 12-1A and a course calculation unit 12-1B, and as described above, the set course φ _{C, the} set value SV, and the heading φ (not shown because they have already been input to the autopilot 12). .) To output the reference course r.

【００７７】設定値ＳＶは、次のような値を含む。（１）変針時の船首方位の角速度（旋回角速度）の設定
値：ω_S （２）フィードフォワード舵角Ｕ_FFの設定値：Ｕ_R （３）フィードフォワード舵角の角速度Ｕ_FF’の設定
値：ω_R The set value SV includes the following values. (1) Set value of angular velocity (turning angular velocity) of bow direction when changing needle: ω _S (2) Set value of feedforward rudder angle U _FF : U _R (3) Set value of angular velocity U _FF 'of feedforward rudder angle : Ω _R

【００７８】旋回角速度の設定値ω_Sは一定値として設
定されるが、それができない場合もある。その場合に
は、軌道計画部１２−１Ａによって新たな旋回角速度の
設定値ω_Sが設定される。The set value ω _S of the turning angular velocity is set as a constant value, but it may not be possible in some cases. In that case, the trajectory planning unit 12-1A sets a new set value ω _{S of the} turning angular velocity.

【００７９】フィードフォワード舵角Ｕ_FFの設定値Ｕ_R
及びフィードフォワード舵角の角速度Ｕ_FF’の設定値ω
_Rは、操舵機１６の性能を考慮して、フィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの最大値及びフィードフォワード舵角の角速
度Ｕ_FF’の最大値を使用してそれぞれ設定される。Set value U _{R of} feed forward rudder angle U _FF
And the set value ω of the feedforward steering angle angular velocity U _FF '
_In consideration of the performance of the steering device 16, _R is set using the maximum value of the feedforward steering angle U _{FF and} the maximum value of the feedforward steering angle angular velocity U _FF ', respectively.

【００８０】こうして、変針時において、旋回角速度の
設定値ω_Sによって操船要求が満たされ且つ設定値
Ｕ_R、ω_Rによって操舵機１６の追従可能領域にて使用
することができる最適な参照針路ｒの実現が可能にな
る。In this way, at the time of changing the needle, the optimum reference course r that can be used in the followable region of the steering gear 16 by satisfying the marine vessel maneuvering request by the set value ω _S of the turning angular velocity and by the set values U _R , ω _R Can be realized.

【００８１】船首方位φは変針開始時の旋回角速度と旋
回角加速度の各値を作るために用いる。即ち、次のよう
に表される。The heading φ is used to create each value of the turning angular velocity and the turning angular acceleration at the start of the needle change. That is, it is expressed as follows.

【００８２】[0082]

【数１１】φ’（ｔ_c）＝ｄφ／ｄｔ｜t ＝t _C φ”（ｔ_c）＝ｄ²φ／ｄｔ²｜t ＝t _C Φ '(t _c ) = dφ / dt | t = t _C φ ″ (t _c ) = d ² φ / dt ² | t = t _C

【００８３】ここで、ｔ_cは変針開始時点である。これ
らの値は、例えば変針中に新たに別の変針を実施する場
合、外乱によって船が動揺している場合の変針等で必要
となる。旋回角加速度値φ”（ｔ_C）及び旋回角速度値
φ’（ｔ_C）は、軌道演算部１２−１の初期値として取
り込まれる。Here, t _c is the time when the needle change starts. These values are necessary, for example, when a new needle change is performed during a needle change, or when the boat is shaken due to a disturbance. The turning angular acceleration value φ ″ (t _C ) and the turning angular velocity value φ ′ (t _C ) are taken in as initial values of the trajectory calculation unit 12-1.

【００８４】軌道計画部１２−１Ａは、設定針路φ_Cと
設定値ＳＶ及び旋回角加速度値φ”（ｔ_C）及び旋回角
速度値φ’（ｔ_C）とを用いて、加速、等速及び減速の
３モードにより構成された参照針路ｒを演算するように
構成されている。軌道計画部１２−１Ａは更に、フィー
ドフォワード舵角Ｕ_FFの最大値及びその角速度ｄＵ_FF／
ｄｔの最大値が、それぞれフィードフォワード舵角の設
定値Ｕ_R及びその角速度の設定値ω_R以下となるように
制限する。The trajectory planning unit 12-1A uses the set course φ _C , the set value SV, the turning angular acceleration value φ ″ (t _C ) and the turning angular velocity value φ ′ (t _C ) to accelerate, constant velocity and is configured to calculate a reference course r constituted by three modes of reduction. trajectory planning unit 12-1A further, the maximum value of the feedforward steering angle U _FF and angular velocity dU _FF /
The maximum value of dt is limited to be equal to or less than the set value U _R of the feedforward steering angle and the set value ω _{R of the} angular velocity thereof.

【００８５】針路演算部１２−１Ｂは、軌道計画部１２
−１Ａによって演算された又は設定された定数、即ち、
各モード時間Ｔ_a、Ｔ_v、Ｔ_d、加速及び減速定数
β_a、β _d、旋回角速度の設定値ω_S、初期値Ｃ_1a、Ｃ
_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを用いて、時々刻々の参照針路ｒ
を演算し出力する。これらの定数については以下に説明
する。The course calculation unit 12-1B is used by the trajectory planning unit 12-1.
A constant calculated or set by -1A, that is,
Each mode time T_a, T_v, T_d, Acceleration and deceleration constant
β_a, Β _d, Turning angular velocity set value ω_S, Initial value C_1a, C
_2a, C_3v, C_2d, C_3dWith the reference course r
Is calculated and output. These constants are explained below.
I do.

【００８６】先ず参照針路ｒと設定針路φ_Cの関係を説
明する。参照針路ｒの変化量即ち変針量Δｒは次のよう
に設定針路φ_Cの変化量として表される。First, the relationship between the reference course r and the set course φ _C will be described. The change amount of the reference course r, that is, the change amount Δr of the reference course r is expressed as the change amount of the set course φ _C as follows.

【００８７】[0087]

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

【００８８】ここで、添字０は前回の値を表す。尚、説
明を簡単化するために、以下に、前回の設定針路φ_C0を
０、変針開始時点ｔをｔ＝０とするが、それによって、
任意時点を開始時点とする場合に対する説明の一般化が
損なわれることはない。Here, the subscript 0 represents the previous value. In order to simplify the explanation, it is assumed that the previously set course φ _C0 is 0 and the needle changing start time t is t = 0.
The generalization of the description with respect to the case where the arbitrary time is set as the start time is not impaired.

【００８９】軌道計画部１２−１Ａの動作について詳細
に説明する。先ず基本となる参照針路ｒ、フィードフォ
ワード舵角Ｕ_FF及びその角速度ｄＵ_FF／ｄｔ＝Ｕ_FF’に
ついて説明する。The operation of the trajectory planning unit 12-1A will be described in detail. First, the basic reference course r, the feedforward rudder angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt = U _FF 'will be described.

【００９０】本例によると、参照針路ｒは、次のような
条件を有するように構成される。（１）加速モード、等速モード及び減速モードの３モー
ドより構成され、各モード毎に時間管理される。参照針
路ｒ（ｔ）は、各モード毎に時間ｔを変数とする関数と
なる。（２）加速モードと減速モードでは、参照針路ｒ（ｔ）
の時間ｔに関する２階微分は２次関数となる。According to this example, the reference course r is constructed to have the following conditions. (1) It is composed of three modes including an acceleration mode, a constant velocity mode, and a deceleration mode, and time management is performed for each mode. The reference course r (t) is a function having the time t as a variable for each mode. (2) In acceleration mode and deceleration mode, reference course r (t)
The second derivative with respect to time t of is a quadratic function.

【００９１】（３）等速モードでは参照針路ｒ（ｔ）の
時間ｔに関する１階微分は一定であり、２階微分はゼロ
である。（４）加速モードでは、参照針路ｒ（ｔ）は船舶の旋回
角加速度ｄ²φ／ｄｔ ²＝φ”及び旋回角速度ｄφ／ｄ
ｔ＝φ’の値を初期値として取り込む。(3) In the constant velocity mode, the reference course r (t)
The first derivative with respect to time t is constant and the second derivative is zero
Is. (4) In the acceleration mode, the reference course r (t) turns the ship.
Angular acceleration d²φ / dt ²= Φ ”and turning angular velocity dφ / d
The value of t = φ 'is taken in as an initial value.

【００９２】このような条件を満たす参照針路ｒ（ｔ）
の例について説明する。船首方位φの初期値φ₀は直接
的には用いられない。何故なら、オートパイロット１２
への変針命令量は現在の船首方位φに対する変化量Δφ
として与えられるからである。Reference course r (t) satisfying such conditions
An example will be described. The initial value φ ₀ of the heading φ is not used directly. Because the autopilot 12
The amount of command to change to is the amount of change Δφ with respect to the current heading φ
Because it is given as.

【００９３】（１）加速モード：〔０≦ｔ≦Ｔ_a〕通常、変針開始時において、船舶は旋回角加速度φ”及
び旋回角速度φ’の値を有する。従って加速モードでは
それらの値を初期値として取り込む。加速モードの目的
は、モード終了時（ｔ＝Ｔ_a）に参照針路の角速度ｒ’
を旋回角速度の設定値ω_Sに一致させ、船舶の初期運動
量を減衰させることである。加速モードにおける参照針
路ｒ_a（ｔ）は次のように表される。(1) Acceleration mode: [0 ≦ t ≦ T _a ] Normally, at the start of the needle change, the ship has the values of the turning angular acceleration φ ″ and the turning angular velocity φ ′. The purpose of the acceleration mode is to obtain the angular velocity r ′ of the reference course at the end of the mode (t = T _a ).
To match the set value ω _S of the turning angular velocity to attenuate the initial momentum of the ship. See in the acceleration mode course r _a (t) is expressed as follows.

【００９４】[0094]

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

【００９５】ここで、ｒ_aは加速モードにおける参照針
路、ｒ_a’はその時間に関する１階微分、ｒ_a”はその
時間に関する２階微分である。ｔは時間、Ｔ_aは加速時
間、β_aは加速定数である。Ｃ_1a、Ｃ_2aはそれぞれ加速
モードにおける参照針路の角加速度ｒ”の初期値及び参
照針路の角速度ｒ’の初期値である。定数α_aを求める
ために加速モードの終了時点（ｔ＝Ｔ_a）において参照
針路ｒ_a（ｔ）の２階微分値ｒ_a”（ｔ）がゼロとなる
ことを利用する。Where r _a is the reference course in the acceleration mode, r _a ′ is the first derivative with respect to that time, r _a ″ is the second derivative with respect to that time, t is time, T _a is acceleration time, β _a is an acceleration constant, and C _1a and C _2a are initial values of the angular acceleration r ″ of the reference course and the angular velocity r ′ of the reference course in the acceleration mode, respectively. In order to obtain the constant α _a , it is used that the second derivative r _a ″ (t) of the reference course r _a (t) becomes zero at the end point (t = T _a ) of the acceleration mode.

【００９６】[0096]

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

【００９７】これより、定数α_aが求められる。From this, the constant α _a is obtained.

【００９８】[0098]

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

【００９９】Ｃ_1a、Ｃ_2aは上述のように、それぞれ参照
針路の角加速度ｒ”及び角速度ｒ’の初期値であるが、
ここでは船舶の旋回角加速度φ”及び旋回角速度φ’の
初期値を用いる。従って次のように表される。As described above, C _1a and C _2a are the initial values of the angular acceleration r ″ and the angular velocity r ′ of the reference course, respectively.
Here, the initial values of the turning angular acceleration φ ″ and the turning angular velocity φ ′ of the ship are used. Therefore, they are expressed as follows.

【０１００】[0100]

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

【０１０１】ここで、φは船首方位、φ’及びφ”はそ
の時間に関する１階微分及び２階微分である。Here, φ is the heading, and φ ′ and φ ″ are the first and second derivatives with respect to the time.

【０１０２】（２）等速モード：〔Ｔ_a≦ｔ≦（Ｔ_a＋
Ｔ_V）〕等速モードでは参照針路の角速度ｒ’は一定であり及び
角加速度ｒ”はゼロである。従って参照針路ｒ_v（ｔ）
は次のように表される。(2) Constant velocity mode: [T _a ≤t≤ (T _a +
T _V )] In the constant velocity mode, the angular velocity r ′ of the reference course is constant and the angular acceleration r ″ is zero. Therefore, the reference course r _v (t)
Is represented as follows.

【０１０３】[0103]

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

【０１０４】ここで、ｒ_vは等速モードにおける参照針
路、ｒ_v’はその時間に関する１階微分、ｒ_v”はその
時間に関する２階微分である。Ｔ_vは等速時間、ω_Sは
旋回角速度の設定値、Ｃ_3vは等速モードにおける参照針
路ｒの初期値である。等速モードの開始時点と加速モー
ドの終了時点の各々において、参照針路、その微分値及
びその２階微分値は互いに等しい。従って次の式が成り
立つ。Where r _v is the reference course in the constant velocity mode, r _v 'is the first derivative with respect to that time, r _v ″ is the second derivative with respect to that time, T _v is the constant velocity time, and ω _S is The set value of the turning angular velocity, C _3v, is the initial value of the reference course r in the constant velocity mode, and the reference course, its differential value and its second derivative at each of the start point of the constant velocity mode and the end point of the acceleration mode. Are equal to each other, so the following equation holds.

【０１０５】[0105]

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

【０１０６】（３）減速モード：〔（Ｔ_a＋Ｔ_V）≦ｔ
≦（Ｔ_a＋Ｔ_V＋Ｔ_d）〕減速モードでは、モードの終了時点にて参照針路の角速
度ｒ’及び角加速度ｒ”がゼロとなるように減衰され
る。(3) Deceleration mode: [(T _a + T _V ) ≤t
≤ (T _a + T _V + T _d )] In the deceleration mode, the angular velocity r ′ and the angular acceleration r ″ of the reference course are damped so as to be zero at the end of the mode.

【０１０７】[0107]

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

【０１０８】ここで、ｒ_dは減速モードにおける参照針
路、ｒ_d’はその時間に関する１階微分、ｒ_d”はその
時間に関する２階微分である。Ｔ_dは減速時間、β_dは
減速定数である。Ｃ_2d、Ｃ_3dはそれぞれ減速モードにお
ける参照針路の角速度ｒ’の初期値及び参照針路ｒの初
期値である。減速モードの開始時点と等速モードの終了
時点の各々において、参照針路、その微分値及びその２
階微分値は互いに等しい。従って次の式が成り立つ。Where r _d is the reference course in the deceleration mode, r _d ′ is the first derivative with respect to that time, and r _d ″ is the second derivative with respect to that time. T _d is the deceleration time and β _d is the deceleration constant. C _2d and C _3d are the initial value of the angular velocity r ′ of the reference course and the initial value of the reference course r in the deceleration mode, respectively, at the start point of the deceleration mode and the end point of the constant velocity mode. , Its derivative and its 2
The derivative values are equal to each other. Therefore, the following equation holds.

【０１０９】[0109]

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

【０１１０】次にフィードフォワード舵角Ｕ_FF及びその
角速度ｄＵ_FF／ｄｔについて説明する。軌道計画におい
て操舵機の舵角は命令舵角Ｕ_Cではなく、フィードフォ
ワード舵角Ｕ_FFを指す。参照針路ｒが制御対象１４の逆
モデルであるフィードフォワード制御器１２−２に入力
されると、その出力がフィードフォワード舵角Ｕ_FFであ
る。従って以下に随時フィードフォワード舵角Ｕ_FFを単
に操舵機の舵角と称し、その角速度ｄＵ_FF／ｄｔ＝
Ｕ_FF’を単に舵角角速度と称することとする。Next, the feedforward steering angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt will be described. In the trajectory planning, the steering angle of the steering wheel refers to the feedforward steering angle U _FF , not the command steering angle U _C. When the reference course r is input to the feedforward controller 12-2 that is an inverse model of the controlled object 14, the output is the feedforward steering angle U _FF . Therefore, hereinafter, the feedforward rudder angle U _FF will be simply referred to as the rudder angle of the steering gear, and its angular velocity dU _FF / dt =
U _FF 'will be simply referred to as the steering angular velocity.

【０１１１】舵角Ｕ_FF及び舵角角速度ｄＵ_FF／ｄｔの最
大及び最小値は装備された操舵機の性能に関係する。操
舵機への実際の入力はフィードフォワード舵角Ｕ_FFとフ
ィードバック舵角Ｕ_FBの和である命令舵角Ｕ_Cである。
フィードフォワード舵角Ｕ_FFは確定値であるが、フィー
ドバック舵角Ｕ_FBは船舶と設定値のパラメータの間のず
れ、非線形項、外乱等の影響に起因して生じるため不確
定値である。従ってこれらを考慮したフィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの最大値を既定することによって操舵機の舵
角の作動可能な範囲内で軌道計画が実現できる。The maximum and minimum values of the steering angle U _FF and the steering angular velocity dU _FF / dt are related to the performance of the equipped steering gear. The actual input to the steering is the command steering angle U _C which is the sum of the feedforward steering angle U _FF and the feedback steering angle U _FB .
The feed-forward rudder angle U _FF is a definite value, but the feedback rudder angle U _FB is an uncertain value because it occurs due to the influence of the deviation between the ship and the parameter of the set value, the nonlinear term, the disturbance, and the like. Therefore, by setting the maximum value of the feedforward rudder angle U _FF in consideration of these, the trajectory planning can be realized within the operable range of the rudder angle of the steering gear.

【０１１２】操舵機の舵角角速度は、フィードフォワー
ド舵角Ｕ_FFの微分値Ｕ_FF’で対応させる。この値Ｕ_FF’
を操舵機の追従角速度性能の領域内の所定の値として取
り込むことによって、操舵機の遅れの影響を小さくする
ことができる。The steering angular velocity of the steering gear is made to correspond to the differential value U _FF 'of the feedforward steering angle U _FF . This value U _FF '
By taking in as a predetermined value within the range of the following angular velocity performance of the steering gear, the influence of the delay of the steering gear can be reduced.

【０１１３】フィードフォワード舵角Ｕ_FF及びその角速
度ｄＵ_FF／ｄｔ＝Ｕ_FF’は次の式によって表される。
尚、数９の式も参照されたい。The feedforward steering angle U _FF and its angular velocity dU _FF / dt = U _FF 'are expressed by the following equation.
In addition, please also refer to the formula of Formula 9.

【０１１４】[0114]

【数２１】Ｕ_FF（ｔ）＝（Ｔ_S／Ｋ_S）（ｒ”＋ｒ’／Ｔ_S）Ｕ_FF’（ｔ）＝（Ｔ_S／Ｋ_S）（ａ₁ｔ²＋ａ₂ｔ＋ａ
₃）(21) U _FF (t) = (T _S / K _S ) (r ″ + r ′ / T _S ) U _FF ′ (t) = (T _S / K _S ) (a ₁ t ² + a ₂ t + a
₃ )

【０１１５】ａ₁、ａ₂、ａ₃は係数であり、次の式に
よって表されるように、加速モード及び減速モード毎に
それぞれ異なる値として求められる。尚、加速モード及
び減速モードに対してそれぞれ添字ａ、ｄを付す。A ₁ , a ₂ and a ₃ are coefficients and are obtained as different values for each of the acceleration mode and the deceleration mode as represented by the following equation. In addition, subscripts a and d are attached to the acceleration mode and the deceleration mode, respectively.

【０１１６】[0116]

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

【０１１７】次に舵角Ｕ_FFが最大となる時点を求める。
数２１の式より明らかなように、舵角Ｕ_FFは、参照針路
の角速度ｒ’及び角加速度ｒ”を含み、加速モード及び
減速モードの各々にて極値を有する。舵角Ｕ_FFが極値と
なる時点は、舵角角速度Ｕ_FF’をゼロとおくことによっ
て得られる。数２１の式にてＵ_FF’＝０とおくと時間ｔ
に関する２次方程式が得られる。これを解いて次の式が
得られる。Next, the time when the steering angle U _FF becomes maximum is determined.
As apparent from the numerical formula 21, a steering angle U _FF includes an angular velocity r 'and the angular acceleration r "of the reference course, has an extreme value in each of the acceleration mode and the deceleration mode. Steering angle U _FF is extremely time of the value, the steering angle velocity U _FF 'the obtained by placing a zero. U _FF at number 21 formula' = 0 far and time t
A quadratic equation for is obtained. By solving this, the following equation is obtained.

【０１１８】[0118]

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

【０１１９】ａ₁、ａ₂、ａ₃は数２２の式によって表
される係数である。flgsは極性定数であり、安定船の場
合は＋１、不安定船の場合は−１である。参考として数
２３の式の右辺の２つの項の大小関係を次式に示す。数
２３の式の右辺の第１項をｔ ₁、第２項をｔ₂とする。A₁, A₂, A₃Is represented by the formula
Is a coefficient that is flgs is the polar constant,
+1 in case of unstable ship and -1 in case of unstable ship. Number as a reference
The magnitude relation between the two terms on the right side of the equation (23) is shown in the following equation. number
The first term on the right side of the equation (23) is t ₁, The second term is t₂And

【０１２０】（１）加速モード：(1) Acceleration mode:

【０１２１】[0121]

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

【０１２２】（２）減速モード：(2) Deceleration mode:

【０１２３】[0123]

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

【０１２４】従って、舵角Ｕ_FFが極値となる時点ｔ（＞
０）は、安定船ではＴ_S＞０だからｔ＝ｔ₁＋ｔ₂、不
安定船ではＴ_S＜０だからｔ＝ｔ₁−ｔ₂となる。Therefore, the time t (>) at which the rudder angle U _FF reaches the extreme value
0), in a stable ship T _S> 0 So t = t ₁ + t _2, the T _S <0 So t = t ₁ -t ₂ in the unstable ship.

【０１２５】極性定数flgs（＝±１）は、舵角Ｕ_FFが極
値となる時点ｔが、安定船及び不安定船の各々の場合
に、加速モードの時間〔０≦ｔ≦Ｔ_a〕及び減速モード
の時間〔（Ｔ_a＋Ｔ_V）≦ｔ≦（Ｔ_a＋Ｔ_V＋Ｔ_d）〕
内の値となるように選択される。舵角Ｕ_FFの最大値は、
数２３の式によって表される時間ｔを数２１の式のＵ_FF
に代入することによって得られる。[0125] polar constant flgs (= ± 1) is the time t to the steering angle U _FF becomes an extreme value is in each case a stable boat and unstable vessels, time of acceleration mode [0 ≦ t ≦ T _a] And deceleration mode time [(T _a + T _V ) ≦ t ≦ (T _a + T _V + T _d )]
Is selected to be a value within. The maximum value of the rudder angle U _FF is
The time t represented by the equation (23) is expressed as U _{FF in} the equation (21).
It is obtained by substituting into.

【０１２６】次に舵角角速度Ｕ_FF’が最大となる時点及
び舵角角速度Ｕ_FF’の最大値を求める。数２１の式に示
されるように、舵角角速度Ｕ_FF’は時間ｔの２次関数で
あり、その１階微分は時間ｔの１次関数である。従っ
て、舵角角速度Ｕ_FF’の最大値及び最小値は加速モード
及び減速モードの開始時点又は終了時点に起きる。[0126] Then the steering angular velocity U _FF obtains the maximum value of 'is the time the maximum and the steering angle velocity U _FF'. As shown in the equation (21), the steering angular velocity U _FF 'is a quadratic function of time t, and its first derivative is a linear function of time t. Therefore, the maximum value and the minimum value of the steering angular velocity U _FF 'occur at the start time or the end time of the acceleration mode and the deceleration mode.

【０１２７】舵角角速度Ｕ_FF’は、加速モードでは船舶
の運動の初期値の影響を受けるが、減速モードではその
影響は受けない。従って加速モードでは舵角角速度
Ｕ_FF’の絶対値はモードの開始時点と終了時点では異な
るが、減速モードでは舵角角速度Ｕ_FF’の絶対値はモー
ドの開始時点と終了時点では同一である。以上より次の
式が成り立つ。The steering angular velocity U _FF 'is affected by the initial value of the motion of the ship in the acceleration mode, but is not affected by the initial value in the deceleration mode. Therefore, in the acceleration mode, the absolute value of the steering angular velocity U _FF 'is different at the start time and the end time of the mode, but in the deceleration mode, the absolute value of the steering angular velocity U _FF ' is the same at the start time and the end time of the mode. From the above, the following equation holds.

【０１２８】[0128]

【数２６】Ｕ_FF’_a（０）＝（Ｔ_S／Ｋ_S）（β_a／Ｔ_a＋Ｃ_1a／Ｔ_S）Ｕ_FF’_a（Ｔ_a）＝−（Ｔ_S／Ｋ_S）（β_a／Ｔ_a＋２Ｃ_1a／Ｔ_a）Ｕ_FF’_d（０）＝ −Ｕ_FF’_d（Ｔ_a）＝（Ｔ_Sβ_d）／（Ｋ_SＴ_d）U _FF ' _a (0) = (T _S / K _S ) (β _a / T _a + C _1a / T _S ) U _FF ' _a (T _a ) = − (T _S / K _S ) (β _a / T _a + 2C _1a / T _a ) U _FF ′ _d (0) = − U _FF ′ _d (T _a ) = (T _S β _d ) / (K _S T _d ).

【０１２９】加速モードにおいて、Ｕ_FF’_a（０）とＵ
_FF’_a（Ｔ_a）の絶対値の大きさは、Ｃ_1aの極性によっ
て変化する。Ｕ_FF’_a（０）とＵ_FF’_a（Ｔ_a）の絶対
値の大きい方に対して舵角角速度の設定値ω_Rを置き換
えることによって、軌道計画に舵角角速度Ｕ_FF’の制限
を導入することができる。In the acceleration mode, U _FF ' _a (0) and U _FF
The magnitude of the absolute value of the _FF _{_'a} (T _a) is changed by the polarity of the C _1a. By replacing the set value ω _R of the steering angular velocity with respect to the larger absolute value of U _FF ' _a (0) and U _FF ' _a (T _a ), the limit of the steering angular velocity U _FF 'is added to the trajectory plan. Can be introduced.

【０１３０】軌道計画部１２−１Ａは上述の内容を用い
る。表１に、変針量ｒ_SIG、旋回角速度の設定値ω_S、
最大舵角の設定値Ｕ_R、及び最大舵角角速度の設定値ω
_Rの達成水準を示す。これら設定値の全てを満足する参
照針路ｒ_a、ｒ_v、ｒ_dを一意的に求めることはできな
いので、設定値の達成水準は必須のものと必須でないも
の、即ち、可変設定値がある。従って表１に示すよう
に、必須設定値を満足させながら、可変設定値を調節し
て参照針路を演算する。The trajectory planning unit 12-1A uses the above contents. Table 1 shows the change amount of needle r _SIG , the set value ω _{S of} the turning angular velocity,
Maximum rudder angle set value U _R and maximum rudder angular velocity set value ω
Indicates the achievement level of _R. Since it is not possible to uniquely obtain the reference courses r _a , r _v , and r _d that satisfy all of these set values, there are some essential levels of achievement of the set values, and some are not essential, that is, there are variable set values. Therefore, as shown in Table 1, the reference course is calculated by adjusting the variable set value while satisfying the essential set value.

【０１３１】[0131]

【表１】 [Table 1]

【０１３２】図５に軌道計画部１２−１Ａの動作の手順
を示す。ステップ１０１にて軌道計画部１２−１Ａの動
作が開始される。ステップ１０２にて設定針路φ_C、設
定値ＳＶ及び加速モードの初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aが入力され
る。上述のように、設定値ＳＶは、変針時における船首
方位の角速度（旋回角速度）の設定値ω_Sとフィードフ
ォワード舵角の設定値Ｕ_R及びその角速度設定値ω_Rを
含む。数１６の式に示すように、初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aはそ
れぞれ船舶の角加速度及び角速度の初期値φ”（０）、
φ’（０）である。FIG. 5 shows the operation procedure of the trajectory planning unit 12-1A. In step 101, the operation of the trajectory planning unit 12-1A is started. In step 102, the set course φ _C , the set value SV, and the initial values C _1a and C _{2a of the} acceleration mode are input. As described above, setting value SV includes a set value U _R and the angular velocity set value omega _R the set value omega _S and the feed-forward steering angle of heading of the angular velocity during veering (turning angular velocity). As shown in the equation (16), the initial values C _1a and C _2a are the initial values φ ″ (0) of the angular acceleration and the angular velocity of the ship, respectively.
φ '(0).

【０１３３】ステップ１０３にて加速モードの設定が行
われる。加速モードの設定について説明する。加速時間
Ｔ_aと加速定数β_aは、数２６の式によって表される舵
角角速度Ｕ_FF’の最大値を用いて得られる。舵角角速度
Ｕ_FF’の最大値は加速モードの開始時点（ｔ＝０）又は
終了時点（ｔ＝Ｔ_a）にて生ずる。In step 103, the acceleration mode is set. The setting of the acceleration mode will be described. The acceleration time T _a and the acceleration constant β _a are obtained by using the maximum value of the steering angular velocity U _FF 'represented by the equation (26). The maximum value of the steering angular velocity U _FF 'occurs at the start point (t = 0) or the end point (t = T _a ) of the acceleration mode.

【０１３４】[0134]

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

【０１３５】ここで、flg _aは極性定数、Ｃ_R、Ｃ_Raは
それぞれ軌道定数及び加速モードの軌道定数である。軌
道定数Ｃ_Rは次のように表される。[0135] Here, flg _a polar constant, and C _R, C _Ra orbital constants respectively trajectories constant and the acceleration mode. The orbital constant C _R is expressed as follows.

【０１３６】[0136]

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

【０１３７】旋回角速度の設定値ω_Sは加速モードの終
了時点（ｔ＝Ｔ_a）における参照針路の角速度ｒ’に一
致する。従って数２７式を数１８の式の第２式に代入す
ると加速時間Ｔ_aに関する２次方程式が得られる。The set value ω _S of the turning angular velocity coincides with the angular velocity r ′ of the reference course at the end point (t = T _a ) of the acceleration mode. Therefore, by substituting the equation 27 into the second equation of the equation 18, _a quadratic equation regarding the acceleration time T _a can be obtained.

【０１３８】[0138]

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

【０１３９】この２つの式よりＴ_aを解くと次のように
なる。Solving T _a from these two equations gives the following.

【０１４０】[0140]

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

【０１４１】次に加速定数β_aを求める。先ずω_SとＣ
_2aが等しいとき、数１８の式の第２式にω_S＝Ｃ_2aを代
入して加速定数β_aが得られる。Next, the acceleration constant β _a is obtained. First, ω _S and C
_{When 2a} is equal, ω _S = C _2a is substituted into the second equation of the equation 18 to obtain the acceleration constant β _a .

【０１４２】[0142]

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

【０１４３】次にω_SとＣ_2aが等しくないとき、旋回角
速度の設定値ω_S及び初期値Ｃ_1a、Ｃ_2aより、加速モー
ドの軌道定数Ｃ_Raを求め、加速時間Ｔ_a及び加速定数β
_aを計算する。表２に加速モードの軌道定数Ｃ_Raの計算
条件、即ち、旋回角速度の設定値ω_Sと加速モードの初
期値Ｃ_2aとの間の大小関係及び初期値Ｃ_1aとゼロとの間
の大小関係によって、舵角角速度Ｕ_FF’の最大値の時点
ｔ及び極性定数flg _aがどのような値となるかを示す。Next, when ω _S and C _2a are not equal to each other, the orbit constant C _Ra of the acceleration mode is obtained from the set value ω _S of the turning angular velocity and the initial values C _1a and C _2a , and the acceleration time T _a and the acceleration constant β are obtained.
to calculate _a. Table 2 shows the calculation conditions of the orbital constant C _Ra in the acceleration mode, that is, the magnitude relationship between the set value ω _S of the turning angular velocity and the initial value C _2a of the acceleration mode and the magnitude relationship between the initial value C _1a and zero. by indicating the time t and a polar constant flg _a maximum value of the steering angular velocity U _FF 'is any value.

【０１４４】[0144]

【表２】 [Table 2]

【０１４５】ステップ１０４にて減速モードが設定され
る。減速時間Ｔ_d、減速定数β_dは舵角角速度Ｕ_FF’の
最大値及び旋回角速度設定値ω_Sは減速モードの終了時
点でゼロとなることを用いて求められる。従って数２６
の式の第３式と数２０の式の第３式によって次の式が得
られる。In step 104, the deceleration mode is set. The deceleration time T _d and the deceleration constant β _d are obtained by using that the maximum value of the steering angular velocity U _FF 'and the turning angular velocity set value ω _S become zero at the end of the deceleration mode. Therefore, number 26
The following equation is obtained by the third equation of the equation and the third equation of the equation 20.

【０１４６】[0146]

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

【０１４７】ここで、flg _dは極性定数であり、符号判
別関数signを使用して次のように表される。Here, flg _d is a polarity constant and is expressed as follows using the sign discrimination function sign.

【０１４８】[0148]

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

【０１４９】ｒ_SIGは３つのモードにおける変針量Δｒ
の総和を表す。ステップ１０５にて加速、等速及び減速
モードにおける参照針路ｒの変化量、即ち変針量Δｒを
求める。加速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ
_a、等速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ_v、
減速モードにおける参照針路ｒの変化量をΔｒ_dとす
る。これらは次のように表される。R _SIG is the amount of needle change in three modes Δr
Represents the sum of In step 105, the change amount of the reference course r in the acceleration, constant velocity and deceleration modes, that is, the change amount Δr of the needle is calculated. The change amount of the reference course r in the acceleration mode is Δr
_a, the amount of change in the reference course r in constant velocity mode Δr _v,
The variation of the reference course r in the deceleration mode and [Delta] r _d. These are represented as follows.

【０１５０】[0150]

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

【０１５１】但し、加速モードと減速モードでの変化量
Δｒ_a、Δｒ_dは等速モードでの変化量Δｒ_vより優先
されるから、等速モードの時間、即ち、等速時間Ｔ_vは
次式より求められる。However, since the changes Δr _a and Δr _d in the acceleration mode and the deceleration mode are prioritized over the changes Δr _{v in} the constant velocity mode, the constant velocity mode time, that is, the constant velocity time T _v is Calculated from the formula.

【０１５２】[0152]

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

【０１５３】ここで、Δｒ_v＝ｒ_SIG−Δｒ_a−Δｒ_d
である。ステップ１０６にて等速モードが存在するか否
かが判定される。等速モードが存在する場合には次の式
が成り立つ。Here, Δr _v = r _SIG −Δr _a −Δr _d
Is. In step 106, it is determined whether or not the constant speed mode exists. When the constant velocity mode exists, the following equation holds.

【０１５４】[0154]

【数３６】Δｒ_v≧０(36) Δr _v ≧ 0

【０１５５】数３６の式が成り立つ場合にはステップ１
０７に進み、数３６の式が成り立たない場合にはステッ
プ１０３に戻り、可変調節値である旋回角速度設定値ω
_Sが再度設定される。If the expression (36) holds, step 1
If the formula of Expression 36 is not established, the process returns to step 103, and the turning angular velocity set value ω that is the variable adjustment value
_S is set again.

【０１５６】ステップ１０７ではフィードフォワード舵
角の最大値（絶対値） maxＵ_FFが演算される。フィード
フォワード舵角の最大値 maxＵ_FFは加速モード又は減速
モードのいずれかにおいて生ずる。従って２つのモード
にて最大値を求めて両者を比較し、より大きい方が最大
値 maxＵ_FFである。At step 107, the maximum value (absolute value) maxU _{FF of the} feedforward steering angle is calculated. The maximum feedforward rudder angle maxU _FF occurs in either acceleration or deceleration mode. Therefore, the maximum value is obtained in two modes and the two are compared, and the larger one is the maximum value maxU _FF .

【０１５７】フィードフォワード舵角Ｕ_FFの最大値 max
Ｕ_FFが生ずる時点は数２３の式によって表される。従っ
て数２３の式のｔを数２１の式に代入することによって
フィードフォワード舵角の最大値 maxＵ_FFが求められ
る。Maximum value of feed forward rudder angle U _FF max
The time when U _FF occurs is represented by the equation (23). Therefore, the maximum value maxU _FF of the feedforward steering angle can be obtained by substituting t in the equation of the equation 23 into the equation of the equation 21.

【０１５８】[0158]

【０１５９】ステップ１０８にてフィードフォワード舵
角の最大値 maxＵ_FFが最大フィードフォワード舵角の設
定値Ｕ_Rと比較される。In step 108, the maximum feedforward steering angle value maxU _FF is compared with the maximum feedforward steering angle setting value U _R.

【０１６０】[0160]

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

【０１６１】数３８の式が成り立つ場合にはステップ１
０９に進み、数３８の式が成り立たない場合にはステッ
プ１０３に戻る。こうして、本例によると、フィードフ
ォワード舵角の最大値 maxＵ_FFは、常にフィードフォワ
ード舵角の設定値Ｕ_Rより小さい値になるように制限さ
れる。If the expression (38) holds, step 1
The procedure advances to Step 09, and if the expression of Expression 38 is not established, the procedure returns to Step 103. In this way, according to this example, the maximum value maxU _FF of the feedforward steering angle is always limited to a value smaller than the set value U _R of the feedforward steering angle.

【０１６２】ステップ１０９では参照針路ｒを演算する
ために必要な定数、即ち、各モード時間Ｔ_a、Ｔ_v、Ｔ
_d、設定値ω_S、加速及び減速定数β_a、β_d、初期値
Ｃ_1a、Ｃ_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを求める。ステップ１１
０にて軌道計画部１２−１Ａの動作が終了し、これらの
値は針路演算部１２−１Ｂに出力される。At step 109, a constant necessary for calculating the reference course r, that is, each mode time T _a , T _v , T.
_d , a set value ω _S , acceleration and deceleration constants β _a and β _d , and initial values C _1a , C _2a , C _3v , C _2d , and C _3d are obtained. Step 11
At 0, the operation of the trajectory planning unit 12-1A ends, and these values are output to the course calculation unit 12-1B.

【０１６３】最後に針路演算部１２−１Ｂの動作を説明
する。針路演算部１２−１Ｂは軌道計画部１２−１Ａよ
り供給されたモード時間Ｔ_a、Ｔ_v、Ｔ_d、設定値
ω_S、加速及び減速定数β_a、β_d、初期値Ｃ_1a、
Ｃ_2a、Ｃ_3v、Ｃ_2d、Ｃ_3dを使用して各モード毎の参照針
路ｒ（ｔ）を演算し、それを出力する。Finally, the operation of the course calculation unit 12-1B will be described. The course calculation unit 12-1B supplies the mode times T _a , T _v , T _d , the set value ω _S , the acceleration and deceleration constants β _a , β _d , and the initial value C _1a supplied from the trajectory planning unit 12-1A.
The reference course r (t) for each mode is calculated using C _2a , C _3v , C _2d , and C _3d and output.

【０１６４】加速モード、等速モード及び減速モードに
おける参照針路ｒ（ｔ）は、数１３の式の第３式、数１
７の式の第３式及び数１９の式の第３式によってそれぞ
れ求められる。また参照針路ｒ（ｔ）が求められると、
数２１の式を使用して、各モードにおけるフィードフォ
ワード舵角Ｕ_FFが求められる。The reference course r (t) in the acceleration mode, the constant velocity mode and the deceleration mode is the third equation of the equation 13 and the equation 1
7 and the third equation of the equation (19). When the reference course r (t) is calculated,
The feedforward rudder angle U _FF in each mode is obtained using the equation (21).

【０１６５】図６に参照針路ｒ（図６Ｂ）とフィードフ
ォワード舵角Ｕ_FF（図６Ａ）の時間応答の例を示す。こ
こでは変針量Δｒを＋、加速モードの初期値Ｃ_1a、Ｃ_2a
をゼロとした。FIG. 6 shows an example of the time response of the reference course r (FIG. 6B) and the feedforward steering angle U _FF (FIG. 6A). Here, the needle change amount Δr is +, the initial values C _1a and C _{2a in the} acceleration mode are
Was set to zero.

【０１６６】以上本発明の実施例について詳細に説明し
てきたが、本発明は上述の実施例に限ることなく本発明
の要旨を逸脱することなく他の種々の構成が採り得るこ
とは当業者にとって容易に理解されよう。Although the embodiments of the present invention have been described above in detail, those skilled in the art will understand that the present invention is not limited to the above-mentioned embodiments and various other configurations can be adopted without departing from the gist of the present invention. Easy to understand.

【０１６７】[0167]

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

【０１６８】本発明によると、操舵機の性能を取り込ん
だ最適な変針軌道計画が得られるので機器の負担を軽減
し省燃費を図ることができる利点がある。According to the present invention, an optimum variable needle trajectory plan incorporating the performance of the steering gear can be obtained, so that there is an advantage that the load on the equipment can be reduced and fuel consumption can be saved.

【０１６９】本発明によると変針時の旋回角速度、変針
時間等を見積もることができるから、最適な運行計画を
達成することができる利点を有する。According to the present invention, since it is possible to estimate the turning angular velocity at the time of changing the needle, the time for changing the needle, etc., there is an advantage that an optimum operation plan can be achieved.

【０１７０】本発明によると、フィードフォワード舵角
の最大値及びその角速度の最大値を確定することができ
るので、操舵機の入力にリミットを設ける必要がなく、
連続的な変針特性を保証することができる利点を有す
る。According to the present invention, since the maximum value of the feedforward steering angle and the maximum value of its angular velocity can be determined, it is not necessary to set a limit on the input of the steering gear,
It has the advantage of being able to guarantee continuous needle change characteristics.

【０１７１】本発明によると、変針時の船舶の運動の初
期値を取り込むように構成されているから、変針中に新
たな変針設定が可能となる利点を有する。According to the present invention, since the initial value of the motion of the ship at the time of changing the needle is taken in, there is an advantage that a new changing needle can be set during the changing of the needle.

【０１７２】本発明は、ソフトウエア的処理によって実
現することができるから、マイクロコンピュータを搭載
している自動操舵装置に容易に付加することができる利
点がある。Since the present invention can be realized by software processing, there is an advantage that it can be easily added to an automatic steering device equipped with a microcomputer.

[Brief description of drawings]

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

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

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

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

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

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

【図７】従来の船舶用自動操舵系の構成例を示す図であ
る。FIG. 7 is a diagram showing a configuration example of a conventional marine vessel automatic steering system.

【図８】従来の自動操舵装置（オートパイロット）の構
成を示す図である。FIG. 8 is a diagram showing a configuration of a conventional automatic steering device (auto pilot).

【図９】従来の船舶用自動操舵系の変針応答特性を示す
図である。FIG. 9 is a view showing a needle change response characteristic of a conventional automatic steering system for a ship.

[Explanation of symbols]

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

Claims

[Claims]

1. An automatic steering system for a ship, comprising: an automatic steering device that outputs a command steering angle based on a deviation of the heading from a reference course; and a control loop that feeds back the heading to the automatic steering device. The automatic steering device includes a trajectory calculation unit that calculates a reference course based on a trajectory plan, a feedback controller that provides closed loop control to stabilize the control loop, and an open loop control to enhance the change characteristic of the control loop. An automatic steering device for a ship, comprising:

2. The automatic steering apparatus for marine vessels according to claim 1, wherein the reference course obtained by the trajectory calculation section is time-managed so as to include an acceleration mode, a constant velocity mode, and a deceleration mode. Automatic steering device for ships.

3. The automatic steering system for a ship according to claim 2, wherein, in the acceleration mode, the values of the angular velocity and the angular acceleration of the bow direction of the ship at the start of the needle change are taken in as the initial values of the reference course. An automatic steering device for ships characterized by being provided.

4. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 2 or 3, wherein in the acceleration mode and the deceleration mode, the second derivative with respect to time of the reference course is a quadratic function with respect to time. An automatic steering device for a ship, which is characterized in that

5. The marine vessel automatic steering system according to claim 2, 3 or 4, wherein in the constant velocity mode, the second derivative with respect to time of the reference course is zero. Automatic steering device for ships.

6. The automatic steering system for a ship according to claim 1, 2, 3, 4 or 5, wherein the feedback controller inputs a deviation of a heading with respect to the reference course and outputs a feedback steering angle, The feedforward controller inputs the reference course and outputs the feedforward rudder angle, and the automatic steering device calculates the commanded rudder angle by the sum of the feedback rudder angle and the feedforward rudder angle and outputs it as an output signal. An automatic steering device for a ship, which is configured to:

7. The marine vessel automatic steering apparatus according to claim 6, further comprising an adder for calculating a vessel rudder angle by inputting a commanded rudder angle output from the automatic steering apparatus and a disturbance converted into an angle. An automatic steering system for a ship, wherein the steering angle output from the adder is input to a control target.

8. The automatic marine steering system according to claim 7, wherein the feedforward controller has an inverse characteristic of a transfer characteristic from a steering angle of the marine vessel to the heading of the marine vessel. apparatus.

9. The automatic steering system for ships according to claim 6, 7 or 8, wherein the reference course takes in the maximum values of the feedforward steering angle and its angular velocity. .