李偉，楊剛，陳騰飛，韓崇偉

（西北機(jī)電工程研究所，陜西咸陽(yáng)712099）

某全閉環(huán)操瞄系統(tǒng)的火炮身管指向控制研究

李偉，楊剛，陳騰飛，韓崇偉

（西北機(jī)電工程研究所，陜西咸陽(yáng)712099）

某履帶式自行火炮的操瞄系統(tǒng)采用捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)（SINS）測(cè)量火炮身管指向進(jìn)行瞄準(zhǔn)，使得高低伺服和方向伺服存在控制耦合，瞄準(zhǔn)性能易受車(chē)體姿態(tài)影響。根據(jù)車(chē)體坐標(biāo)系下的全閉環(huán)操瞄系統(tǒng)控制模型，對(duì)被控模型進(jìn)行等效變換，得到平動(dòng)坐標(biāo)系下含非匹配不確定干擾的伺服被控模型，將原有的耦合干擾、建模誤差等轉(zhuǎn)換為各伺服分系統(tǒng)的外擾，分別對(duì)伺服分系統(tǒng)設(shè)計(jì)自抗擾控制器。自抗擾控制器可對(duì)外擾進(jìn)行觀測(cè)，并在非線性狀態(tài)誤差反饋控制器中進(jìn)行補(bǔ)償，克服外擾造成的伺服系統(tǒng)超調(diào)。在車(chē)體初始姿態(tài)分別為水平和傾斜6°條件下進(jìn)行仿真，結(jié)果表明：與采用自適應(yīng)滑模變結(jié)構(gòu)控制相比，采用自抗擾控制策略的伺服瞄準(zhǔn)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了平穩(wěn)、精確瞄準(zhǔn)，超調(diào)小，有效地抑制了非匹配不確定干擾，且控制器輸出平滑。

兵器科學(xué)與技術(shù)；自行火炮；捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)；伺服系統(tǒng)；非匹配不確定；自抗擾控制

0 引言

全閉環(huán)伺服操瞄系統(tǒng)采用捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)（SINS）直接測(cè)量火炮身管在地理坐標(biāo)系下的指向［1］，以提高自行火炮的瞄準(zhǔn)精度。該操瞄系統(tǒng)是由方向伺服和高低伺服組成的雙軸伺服系統(tǒng)，可控制炮塔繞方向軸作回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，火炮身管繞俯仰（耳）軸作俯仰轉(zhuǎn)動(dòng)。方向伺服和高低伺服分別與SINS輸出的航向角和俯仰角構(gòu)成末端角位置閉環(huán)系統(tǒng)，用于火炮身管指向控制。與采用火炮車(chē)體坐標(biāo)系下測(cè)角反饋的傳統(tǒng)伺服操瞄相比，實(shí)現(xiàn)全閉環(huán)伺服操瞄的難點(diǎn)在于:慣導(dǎo)的安裝方式造成方向伺服和高低伺服的控制不再獨(dú)立，且都受車(chē)體姿態(tài)影響；車(chē)體為履帶式底盤(pán)，采用油氣懸掛，火炮身管在調(diào)轉(zhuǎn)過(guò)程中的不平衡力矩易引起車(chē)體姿態(tài)變化，對(duì)伺服操瞄系統(tǒng)形成干擾，使火炮身管姿態(tài)更加難以控制。因此，建立包含車(chē)體姿態(tài)擾動(dòng)的全閉環(huán)伺服操瞄控制模型十分必要。

文獻(xiàn)［2］采用四元數(shù)法將大地坐標(biāo)下的主令諸元轉(zhuǎn)換為車(chē)體坐標(biāo)系下各伺服分系統(tǒng)的控制指令，解決了全閉環(huán)伺服操瞄系統(tǒng)的坐標(biāo)不統(tǒng)一問(wèn)題。文獻(xiàn)［3］將車(chē)體姿態(tài)擾動(dòng)和坐標(biāo)不統(tǒng)一視為對(duì)伺服位置控制干擾，提出了全閉環(huán)伺服串級(jí)控制方法，取得了一些效果。文獻(xiàn)［4-6］對(duì)火炮身管指向控制進(jìn)行了研究和探討，但未涉及伺服系統(tǒng)及車(chē)體姿態(tài)的干擾問(wèn)題。文獻(xiàn)［7］針對(duì)姿態(tài)控制類(lèi)連續(xù)非匹配不確定模型，提出了一種魯棒反推滑模變結(jié)構(gòu)控制方法，取得了良好的效果，但對(duì)離散反推滑模變結(jié)構(gòu)控制的研究還需要取得突破［8］。

本文從工程應(yīng)用出發(fā)，根據(jù)車(chē)體坐標(biāo)系下的全閉環(huán)伺服操瞄控制原理，將該模型經(jīng)等效變換至平動(dòng)坐標(biāo)系后，耦合干擾、未知干擾等可看作是各伺服分系統(tǒng)的總干擾，采用自抗擾控制［9］（ADRC）理論分別設(shè)計(jì)伺服分系統(tǒng)的控制器。ADRC的優(yōu)點(diǎn)是不依賴(lài)系統(tǒng)精確的數(shù)學(xué)模型，它通過(guò)擴(kuò)張狀態(tài)觀測(cè)器（ESO）對(duì)系統(tǒng)的總不確定擾動(dòng)進(jìn)行實(shí)時(shí)估計(jì)，并實(shí)施補(bǔ)償，從而解決操瞄系統(tǒng)伺服控制的耦合干擾對(duì)瞄準(zhǔn)性能的影響問(wèn)題。

1 坐標(biāo)系定義

SINS平行于火炮身管且固定于火炮耳軸上，隨火炮身管轉(zhuǎn)動(dòng)，Ot為火炮身管質(zhì)心，炮塔可繞方向回轉(zhuǎn)軸左右轉(zhuǎn)動(dòng)，火炮身管在炮塔上可繞俯仰軸作上下起落運(yùn)動(dòng)，其簡(jiǎn)化圖如圖1所示。圖中所涉及的坐標(biāo)系包括大地坐標(biāo)系、平動(dòng)坐標(biāo)系、地理坐標(biāo)系和火炮身管俯仰部分坐標(biāo)系。

大地坐標(biāo)系Oxyz與大地固結(jié)不動(dòng)，將原點(diǎn)O定為車(chē)體初始質(zhì)心處，Ox軸平行于水平面指向正北，Oy軸平行于水平面指向正東，Oz軸垂直水平面向下。

平動(dòng)坐標(biāo)系O′x′y′z′原點(diǎn)為火炮身管在大地坐標(biāo)系下調(diào)轉(zhuǎn)的瞬時(shí)中心軸與火炮身管軸線的交點(diǎn)O′，O′x′軸與Ox軸指向一致，O′y′軸與Oy軸指向一致，O′z′軸與Oz軸指向一致。

地理坐標(biāo)系Onxnynzn即捷聯(lián)慣導(dǎo)導(dǎo)航坐標(biāo)系，將原點(diǎn)On定為SINS所處位置點(diǎn)，Onxn軸平行于水平面指向正北，Onyn軸平行于水平面指正東，Onzn軸垂直水平面向下。

火炮身管俯仰部分坐標(biāo)系Opxpypzp的原點(diǎn)Op為火炮俯仰轉(zhuǎn)動(dòng)（耳）軸與火炮身管俯仰平面的交點(diǎn)，Opxp軸與火炮身管軸線重合指向彈丸射向，Opyp軸與耳軸重合指向炮塔右側(cè)，Opzp軸垂直于Opxp，與Opyp構(gòu)成的平面指向下。

2 全閉環(huán)伺服操瞄系統(tǒng)控制模型

本文主要考慮火炮身管在調(diào)轉(zhuǎn)過(guò)程中，因其質(zhì)量偏心所產(chǎn)生的不平衡力矩影響車(chē)體姿態(tài)變化，它又通過(guò)炮塔干擾火炮身管在地理坐標(biāo)系的指向。采用Langrange法建立履帶式自行火炮車(chē)體及其懸掛、火炮俯仰部分等動(dòng)力學(xué)模型，受篇幅限制，直接給出某履帶式自行火炮車(chē)體坐標(biāo)系的全閉環(huán)操瞄系統(tǒng)控制原理見(jiàn)圖2.

圖2 車(chē)體坐標(biāo)系下的全閉環(huán)伺服操瞄系統(tǒng)控制原理圖Fig.2 Control principle diagram of closed-loop servo system in car body coordinates

圖2中ψb、θb0、φb0分別為車(chē)體初始航向角、俯仰角、橫滾角；車(chē)體動(dòng)力學(xué)方程中X為包含了車(chē)體姿態(tài)角φb、θb等的動(dòng)力學(xué)方程狀態(tài)變量矩陣（在調(diào)炮過(guò)程中，假設(shè)車(chē)體航向角ψb不變）；M為車(chē)體質(zhì)量、懸掛和主軸轉(zhuǎn)動(dòng)慣量矩陣；C為車(chē)體懸掛的阻尼矩陣，K為車(chē)體懸掛的剛度矩陣，其具體形式參考相關(guān)文獻(xiàn)［10-11］；T為車(chē)體動(dòng)力學(xué)干擾力矩輸入矩陣，它是以火炮身管俯仰部分和炮塔的結(jié)構(gòu)參數(shù)、調(diào)炮角度βb、εb、調(diào)炮角速度、車(chē)體角速率和角加速度等變量的函數(shù)fT（·）；ψ、θ、γ分別為SINS的航向角、俯仰角和橫滾角，其值的解算為火炮身管指向解算模型，它是根據(jù)SINS的歐拉角法航姿解算原理得到；ωip、ωih分別為俯仰和方向伺服的空間速度耦合干擾，分別是以等為變量的函數(shù)fωip（·）、fωih（·），二者相互關(guān)聯(lián)，且跟車(chē)體姿態(tài)角φb、θb有關(guān)，易造成方向伺服系統(tǒng)超調(diào)大，調(diào)節(jié)時(shí)間長(zhǎng)；ψref、θref分別為方向和高低伺服的控制指令；被控模型、分別為方向伺服的永磁交流同步電機(jī)（PMSM）驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)及其炮塔、高低伺服的PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)及其火炮身管俯仰部分的傳遞函數(shù)，其中:bh、bp分別為伺服被控對(duì)象的方向、高低控制增益；Δah、Δap、Δbh、Δbp分別為不確定項(xiàng)；Th1、Th2、Tp1、Tp2分別為方向、高低伺服被控對(duì)象的1階、2階時(shí)間常數(shù)，且Th1≥Th2，Tp1≥Tp2；ah=1/Th1，ap= 1/Tp1.火炮身管高低角變化會(huì)影響方向伺服系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，從而影響Th1、Th2值大小，但其變化是有界的。為了使伺服位置環(huán)開(kāi)環(huán)增益保持恒定，便于后續(xù)控制模型變換，在高低驅(qū)動(dòng)環(huán)節(jié)前乘1/cos γ，在方向驅(qū)動(dòng)環(huán)節(jié)前乘cos θ/（cos γcos εb）。

通常在位置控制器設(shè)計(jì)時(shí)，將高階略去，將驅(qū)動(dòng)部分簡(jiǎn)化為1階慣性環(huán)節(jié)。根據(jù)圖2，操瞄系統(tǒng)的方向伺服和高低伺服的控制模型忽略高階項(xiàng)后，均可簡(jiǎn)化為以下非匹配不確定控制模型:

式中:dh（t）、dp（t）分別為未知干擾，t為時(shí)間；Δh、Δp分別為高階未建模動(dòng)態(tài)；ωih、ωip為有界非匹配不確定項(xiàng)；yh、yp分別為各伺服系統(tǒng)測(cè)量輸出。操瞄被控模型第（1）式、（2）式的第一式為地理坐標(biāo)系下的運(yùn)動(dòng)方程，且存在非匹配不確定項(xiàng)；第二式為伺服驅(qū)動(dòng)模型。該模型會(huì)給應(yīng)用ADRC帶來(lái)困難，需要對(duì)該模型進(jìn)行等效變換。

由于大地坐標(biāo)系、平動(dòng)坐標(biāo)系、地理坐標(biāo)系3系平行，且無(wú)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，根據(jù)歐拉定理，火炮身管軸線從tk-1時(shí)刻的指向調(diào)轉(zhuǎn)至tk時(shí)刻的指向，其轉(zhuǎn)動(dòng)可等效成繞大地坐標(biāo)系中某瞬時(shí)中心軸轉(zhuǎn)過(guò)某角一次完成，并不關(guān)心轉(zhuǎn)動(dòng)中間過(guò)程。因此，可將瞬時(shí)中心軸分解至平動(dòng)坐標(biāo)系中，被控模型也就等效變換至平動(dòng)坐標(biāo)系下，令ωβ+ωih=ωψ，ωε+ωip=ωθ，得

式中:ωψ、ωθ可看作火炮身管在平動(dòng)坐標(biāo)系分別繞O′z′、O′y′1轉(zhuǎn)動(dòng)角速率，而O′y′1為O′y′繞O′z′轉(zhuǎn)動(dòng)ψ角得到，見(jiàn)圖3，O′xp為火炮身管軸線；dψ、dθ分別為平動(dòng)坐標(biāo)系下的方向伺服和高低伺服的非匹配有界未知干擾總和:

圖3中將原來(lái)在車(chē)體坐標(biāo)系下控制火炮身管繞方向軸和俯仰軸轉(zhuǎn)動(dòng)，以及車(chē)體姿態(tài)變化引起的火炮身管轉(zhuǎn)動(dòng)，轉(zhuǎn)換為直接控制火炮身管在平動(dòng)坐標(biāo)系下繞O′z′軸、O′y1軸轉(zhuǎn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)火炮瞄準(zhǔn)。同時(shí)，原模型的耦合干擾、外界未知擾動(dòng)之和轉(zhuǎn)換為平動(dòng)坐標(biāo)系下高低和方向伺服系統(tǒng)各自控制通道的總干擾，且被控對(duì)象的增益和時(shí)間常數(shù)都未發(fā)生變化，只是等效的干擾復(fù)雜化。因此，各伺服分系統(tǒng)可分別單獨(dú)設(shè)計(jì)ADRC控制器，對(duì)應(yīng)用ADRC控制器的全閉環(huán)伺服瞄準(zhǔn)系統(tǒng)控制原理在圖2基礎(chǔ)上稍加修改仍可適用。

圖3 平動(dòng)坐標(biāo)系與火炮身管軸線的關(guān)系Fig.3 Relationship between geographic coordinates and gun tube axis

3 伺服自抗擾控制器設(shè)計(jì)

對(duì)擾動(dòng)作用下的全閉環(huán)操瞄伺服分系統(tǒng)，采用ADRC實(shí)現(xiàn)操瞄系統(tǒng)火炮身管空間角度指向控制。ADRC控制策略主要由跟蹤微分器（TD）、ESO、非線性狀態(tài)誤差反饋控制器（NLSFF）組成［12］，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 2階ADRC控制結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Structure of second-order ADRC

為了便于應(yīng)用計(jì)算機(jī)控制，采用離散ADRC.2階離散TD形式為

式中:h為積分步長(zhǎng)；k為計(jì)算步數(shù)；v為控制指令，對(duì)高低伺服取高低調(diào)轉(zhuǎn)指令θref，對(duì)方向伺服取方向調(diào)轉(zhuǎn)指令ψref；v1為v的跟蹤信號(hào)；r為速度因子；v2是v1的導(dǎo)數(shù)；α為濾波因子；fhan（·）為最速控制綜合函數(shù)，其中:

3階離散非線性ESO形式為

式中:y為量測(cè)輸出，對(duì)高低伺服取捷聯(lián)慣導(dǎo)的俯仰角θ，對(duì)方向伺服取捷聯(lián)慣導(dǎo)的航向角ψ；z1為對(duì)y觀測(cè)輸出；e為觀測(cè)誤差；z2為對(duì)的觀測(cè)；z3為對(duì)系統(tǒng)干擾量的觀測(cè)；f0（·）為模型確知部分；u為控制輸入；β01、β02、β03分別為觀測(cè)器增益；fal（·）為非線性函數(shù)，

其中:α、δ為常數(shù)。fal（·）也可以具有其他的形式。

離散NLSFF形式為

式中:β1、β2分別為非線性反饋控制律增益；可調(diào)參數(shù)α1、α2的取值范圍為0＜α1＜1＜α2，且α2=2α1；b0為伺服驅(qū)動(dòng)增益，對(duì)方向伺服取bh，對(duì)高低伺服取bp.由于實(shí)際應(yīng)用時(shí)該ADRC控制器是采用1階歐拉方法對(duì)連續(xù)ADRC進(jìn)行離散化，為了能使離散后的ADRC保持原有的性能，采樣周期盡量短。

4 仿真驗(yàn)證

自行火炮駐停時(shí)車(chē)體航向?yàn)棣譩=80°；火炮在車(chē)體系下的初始角度分別為:方向角βb=0°，高低角εb=0°.高低伺服和方向伺服的驅(qū)動(dòng)傳遞函數(shù)分別為:bh=337，bp=523，Th1=0.04，Th2=0.001 6，Tp1=0.025，Tp2=0.005，Δah=1，Δap=0.1，Δbh=4，Δbp=10，以上參數(shù)是高低角εb=0°時(shí)辨識(shí)得到。高低調(diào)轉(zhuǎn)指令θref=1 000 mrad，方向調(diào)轉(zhuǎn)指令ψref= 2 500 mrad.設(shè)定未知擾動(dòng)dp（t）=0.1sin（2πt），dh（t）=0.1sin（2πt）.高低伺服ADRC控制器的TD參數(shù)為:控制步長(zhǎng)h=0.001 s，r=2 000，d=0.01；ESO參數(shù)為:控制步長(zhǎng)h=0.001 s，δ=0.0045，b0=523，β01=1 000，β02=6 324.6，β03=7 962.1；NLSFF控制參數(shù)為:α1=0.6，α2=1.2，β1=0.7，β2=0.02，δ= 0.001，b0=523.方向伺服ADRC控制器的TD參數(shù)為:控制步長(zhǎng)h=0.001 s，r=10 000，d=0.01；ESO參數(shù)為:控制步長(zhǎng)h=0.001 s，δ=0.004 5，b0=323，β01=1 000，β02=6 324.6，β03=13 270.NLSFF控制參數(shù)為:α1=0.6，α2=1.2，β1=0.45，β2=0.001，δ= 0.01，b0=323.為了比較ADRC控制效果，可將其與采用自適應(yīng)滑模變結(jié)構(gòu)控制器［13］（簡(jiǎn)稱(chēng)VSC）時(shí)的系統(tǒng)進(jìn)行對(duì)比。其高低伺服VSC最佳參數(shù)分別為:cp=14，qp=25；方向伺服VSC最佳參數(shù)分別為ch=19.5，qh=5；控制步長(zhǎng)Ts=0.001 s.很容易驗(yàn)證VSC對(duì)滿(mǎn)足匹配不確定干擾的系統(tǒng)具有良好的靜態(tài)、動(dòng)態(tài)性能，控制輸出無(wú)抖振。采用兩種控制方法分別在車(chē)體初始姿態(tài)水平（θb=0°、φb=0°）和車(chē)體初始姿態(tài)傾斜6°（θb=6°、φb=6°）的情況下進(jìn)行仿真，得到結(jié)果如圖5～圖10所示。

各伺服分系統(tǒng)ADRC的ESO對(duì)相應(yīng)伺服分析系統(tǒng)在平動(dòng)坐標(biāo)系下的調(diào)炮角速度ωψ、ωθ，以及總干擾dψ、dθ估計(jì)結(jié)果見(jiàn)圖5，其ESO能夠估計(jì)到總干擾dψ、dθ，其值隨調(diào)轉(zhuǎn)過(guò)程結(jié)束而趨于0.被估計(jì)的總干擾峰值出現(xiàn)在另一個(gè)控制通道的制動(dòng)初始時(shí)刻，車(chē)體越傾斜，干擾越大。

使用ADRC控制下的車(chē)體姿態(tài)變化見(jiàn)圖6.車(chē)體姿態(tài)變化隨著伺服系統(tǒng)調(diào)轉(zhuǎn)控制結(jié)束也趨于穩(wěn)定至定值，伺服系統(tǒng)調(diào)轉(zhuǎn)制動(dòng)加速度對(duì)車(chē)體姿態(tài)而言是較大的擾動(dòng)。同時(shí)，車(chē)體姿態(tài)變化也是瞄準(zhǔn)系統(tǒng)的擾動(dòng)，由于車(chē)體懸掛系統(tǒng)的彈性變形導(dǎo)致車(chē)體姿態(tài)變化，放大了對(duì)操瞄控制系統(tǒng)的擾動(dòng)。

圖5 采用ADRC控制時(shí)ESO對(duì)高低角和方向角調(diào)轉(zhuǎn)速度和總干擾的觀測(cè)結(jié)果Fig.5 Observed results of elevation angle shift speed，azimuth angle shift speed and total interference when using ESO in ADRC

圖6 采用ADRC控制時(shí)的車(chē)體姿態(tài)角輸出Fig.6 Outputs of vehicle attitude angle when using ADRC

平動(dòng)坐標(biāo)系下分別采用ADRC和VSC控制時(shí)的各伺服分系統(tǒng)的角度調(diào)轉(zhuǎn)見(jiàn)圖7和圖8，兩種控制方法的控制量輸出見(jiàn)圖9和圖10.對(duì)于高低伺服系統(tǒng)無(wú)論是車(chē)體處于水平還是傾斜狀態(tài)下，采用ADRC和VSC的控制效果區(qū)別不大。而對(duì)于方向伺服系統(tǒng)，采用VSC控制時(shí)方向角超調(diào)較大，約20 mrad，表明干擾對(duì)平動(dòng)坐標(biāo)系下的調(diào)轉(zhuǎn)起了加速作用。采用ADRC時(shí)的超調(diào)小得多，說(shuō)明對(duì)干擾補(bǔ)償有效，且未引起車(chē)體姿態(tài)振蕩，車(chē)體姿態(tài)平穩(wěn)變化趨于穩(wěn)定。當(dāng)調(diào)轉(zhuǎn)誤差不大于0.1 mrad，略快于VSC控制0.5 s調(diào)轉(zhuǎn)到位。比較圖9（b）和圖10（b），為了克服不確定干擾，ADRC控制器輸出變化大于VSC控制器輸出變化。ADRC即使是在較大的干擾下，其輸出平滑無(wú)抖振，而VSC的自適應(yīng)趨近率已經(jīng)不能消除抖振，且干擾越大，VSC控制器輸出越抖振，說(shuō)明伺服系統(tǒng)的干擾dψ、dθ為非匹配不確定干擾。

圖7 平動(dòng)坐標(biāo)系下分別采用VSC和ADRC控制時(shí)的高低角輸出Fig.7 Outputs of elevation angle when using VSC and ADRC in quasi geodetic coordinates

圖8 平動(dòng)坐標(biāo)系下分別采用VSC和ADRC控制時(shí)的方向角輸出Fig.8 Outputs of azimuth angle using VSC and ADRC in quasi geodetic coordinate systems

5 結(jié)論

考慮到全閉環(huán)操瞄控制系統(tǒng)中的各伺服分系統(tǒng)車(chē)體坐標(biāo)系下存在速度耦合干擾問(wèn)題，對(duì)該被控模型進(jìn)行等效變換至平動(dòng)坐標(biāo)系后，可將伺服分系統(tǒng)之間的耦合擾動(dòng)轉(zhuǎn)換為伺服各分系統(tǒng)的總干擾。由此可按獨(dú)立子系統(tǒng)性能要求單獨(dú)設(shè)計(jì)ADRC控制器，利用ADRC控制器的ESO對(duì)伺服各分系統(tǒng)的總干擾進(jìn)行觀測(cè)，并在NLSFF進(jìn)行補(bǔ)償。研究結(jié)果表明，設(shè)計(jì)的ADRC控制器使全閉環(huán)伺服操瞄系統(tǒng)能在有限時(shí)間內(nèi)實(shí)現(xiàn)平穩(wěn)、精確瞄準(zhǔn)，超調(diào)小，有效地抑制了非匹配不確定干擾，且控制器輸出平滑無(wú)抖振。該模型的建立和控制方法的應(yīng)用為此類(lèi)系統(tǒng)的研究提供了一種新途徑。

（

）

［1］ 嚴(yán)德斌，胡朝根，陳紅軍.基于激光陀螺捷聯(lián)慣導(dǎo)技術(shù)的火炮身管指向系統(tǒng)設(shè)計(jì)［J］.艦船電子工程，2011，31（9）:57-59. YAN De-bin，HU Chao-gen，CHEN Hong-jun.Design of gun turntable system based on ring laser gyro strap-on inertial navigation system［J］.Ship Electronic Engineering，2011，31（9）:57-59.（in Chinese）

［2］ 李偉，饒蔚巍，韓崇偉，等.基于捷聯(lián)慣導(dǎo)的火炮隨動(dòng)系統(tǒng)應(yīng)用研究［J］.火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào)，2009（1）:35-38. LI Wei，RAO Wei-wei，HAN Chong-wei，et al.Application research of gun servo system based on strapdown inertia navigation system［J］.Journal of Gun Launch&Control，2009（1）:35-38.（in Chinese）

［3］ 李偉，韓崇偉，周文，等.全閉環(huán)炮控伺服串級(jí)控制研究［J］.系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào)，2013，25（2）:296-300. LI Wei，HAN Chong-wei，ZHOU Wen，et al.Study on cascade control for all closed-loop gun control servo［J］.Journal of System Simulation，2013，25（2）:296-300.（in Chinese）

［4］ 胡田，付慶紅，佟俐.剛體姿態(tài)控制在火炮自動(dòng)操瞄中的應(yīng)用［J］.火力與指揮控制，2009，34（12）:148-150. HU Tian，F(xiàn)U Qing-hong，TONG Li.Application of rigid body attitude control in gun's automatic aiming［J］.Fire Control&Command Control，2009，34（12）:148-150.（in Chinese）

［5］ Gu Y L，Loh R N K，Coleman N.Control of weapon pointing systems base on robotic formulation［C］∥Proceeding of the 1992 A-merican Control Conference.Chicago，IL，US:IEEE，1992: 413-418.

［6］ 田建輝，錢(qián)林方，徐亞棟，等.無(wú)人炮塔火力線跟蹤神經(jīng)滑模控制［J］.兵工學(xué)報(bào)，2011，32（6）:641-645. TIAN Jian-hui，QIAN Lin-fang，XU Ya-dong，et al.Neural sliding mode control for tracking of axis of firepower of unmanned turret［J］.Acta Armamentarii，2011，32（6）:641-645.（in Chinese）

［7］ 王堅(jiān)浩，胡劍波.一類(lèi)非匹配不確定非線性系統(tǒng)的魯棒跟蹤控制［J］.控制與決策，2011，26（5）:727-731. WANG Jian-hao，HU Jian-bo.Robust tracking control for a class of nonlinear systems with unmatched uncertainties［J］.Control and Decision，2011，26（5）:727-731.（in Chinese）

［8］ 胡劍波，李飛，魏高樂(lè)，等.不確定系統(tǒng)反推滑模變結(jié)構(gòu)理論及其應(yīng)用［J］.系統(tǒng)工程與電子技術(shù)，2014，36（3）:520-526. HU Jian-bo，LI Fei，WEI Gao-le，et al.Theory and applications of backstepping sliding mode variable structure controlfor uncertain systems［J］.Systems Engineering and Electronics，2014，36（3）: 520-526.（in Chinese）

［9］ 韓京清.自抗擾控制技術(shù)——一種補(bǔ)償不確定因素的控制技術(shù)［M］.北京:國(guó)防工業(yè)出版社，2009. HAN Jing-qing.Active disturbance rejection control technique-the technique for estimating and compensating the uncertainties［M］. Bejing:National Defense Industry Press，2009.（in Chinese）

［10］ 喻凡.車(chē)輛動(dòng)力學(xué)及其控制［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2013:174-182. YU Fan.Armored vehicle dynamics and control［M］.Beijing: China Machine Press，2013:174-182.（in Chinese）

［11］ Ikenaga S，Lewis F L.Active suspension control of ground vehicle based on a full-vehicle model［C］∥Proceedings of 2000 American Control Conference.Chicago，Illinois，US:IEEE，2000: 4019-4024.

［12］ 韓京清.從PID到自抗擾控制技術(shù)［J］.控制工程，2002，9（3）:13-18. HAN Jing-qing.From PID technique to active disturances rejection control technique［J］.Control Engineering of China，2002，9（3）:13-18.（in Chinese）

［13］ 翟長(zhǎng)連，吳智銘.不確定離散時(shí)間系統(tǒng)的變結(jié)構(gòu)控制［J］.自動(dòng)化學(xué)報(bào)，2000，26（2）:184-191. ZHAI Chang-lian，WU Zhi-ming.Variable structure control designed for uncertain disctrete time systems［J］.Acta Automatica Sinica，2000，26（2）:184-191.（in Chinese）

Research on Gun Pointing Control of a Full Closed-loop Aiming System

LI Wei，YANG Gang，CHEN Teng-fei，HAN Chong-wei
（Northwest Institute of Mechanical and Engineering，Xianyang 712099，Shaanxi，China）

A strapdown inertial navigation system（SINS）is used to measure the pointing of gun barrel for aiming for a tracked self-propelled gun.However，it causes the control coupling of pitching servo and azimuth servo，and the aiming accuracy can be easily affected by vehicle posture.According to the full closed-loop aiming system model under vehicle coordinates，the servo control model under quasi geodetic coordinates including the disturbance of mismatched uncertainty is obtained.Active disturbance rejection controllers（ADRCs）are designed for each axial servo system，considering the coupling and modeling errors to be external disturbance.ADRC can observe the external disturbance and compensate the nonlinear state error feedback controller to eliminate the overshoot caused by it.Thef servo aiming system is simulated under the conditions of initial attitude of vehicle level and inclination of 6 degree.The results show that，compared with the adaptive sliding mode variable structure control，the servo system using ADRC strategy obtains more steady and more accurate targeting results，and gets smoother controller output，meanwhile suppresses the unmatched uncertain interface effectively.

ordnance science and technology；self-propelled gun；SINS；servo system；unmatched uncertainty；active disturbance rejection controller

圖9 高低伺服和方向伺服的ADRC控制器輸出Fig.9 Outputs of ADRC in elevation and azimuth servo systems

圖10 高低伺服和方向伺服的VSC控制器輸出Fig.10 Outputs of VSC controller in elevation and azimuth servo systems

TJ818；TP273

A

1000-1093（2015）09-1811-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.09.029

2014-09-15

李偉（1980—），男，高級(jí)工程師。E-mail:nemiwei@126.com