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(哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,哈爾濱 150080)

基于機(jī)械抖動(dòng)激光陀螺儀的動(dòng)態(tài)誤差分析

鄧亞嬌,王振桓,曾慶雙

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,哈爾濱150080)

機(jī)抖激光陀螺儀是目前應(yīng)用最為廣泛的激光陀螺,是實(shí)現(xiàn)應(yīng)用捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)進(jìn)行導(dǎo)航的理想慣性儀表,研究激光陀螺儀的誤差因素,并通過(guò)軟件進(jìn)行補(bǔ)償提高其精度,對(duì)提高捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)的精度具有重要意義。相對(duì)于研究已經(jīng)較為成熟的靜態(tài)誤差,對(duì)動(dòng)態(tài)誤差的研究仍較少。針對(duì)激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差,通過(guò)分析在動(dòng)態(tài)環(huán)境中抖動(dòng)機(jī)構(gòu)的輸出對(duì)二頻機(jī)抖激光陀螺輸出的影響,建立了動(dòng)態(tài)誤差模型,為激光陀螺動(dòng)態(tài)誤差的研究提供了理論儲(chǔ)備,具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值。

捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng);機(jī)抖激光陀螺;動(dòng)態(tài)誤差;建模

0 引言

慣性儀表是慣性導(dǎo)航系統(tǒng)的關(guān)鍵部件,在很大程度上決定了慣性導(dǎo)航的精度。當(dāng)慣性儀表長(zhǎng)期連續(xù)工作時(shí),由慣性儀表輸出誤差引起的導(dǎo)航誤差會(huì)隨著時(shí)間進(jìn)行累積,據(jù)統(tǒng)計(jì)在由各種因素引起的總的導(dǎo)航誤差中,有70%以上的誤差是由慣性儀表引起的[1]。故此,慣性儀表精度的提高是提高導(dǎo)航精度的一條重要途徑。

目前,通過(guò)對(duì)慣性儀表的誤差進(jìn)行分析,建立精確的誤差模型,并標(biāo)定出相應(yīng)的誤差系數(shù),由軟件對(duì)誤差進(jìn)行補(bǔ)償來(lái)提高慣性儀表精度的方法具有極大的優(yōu)勢(shì)。其中,分析儀表誤差并建立精確的誤差模型是標(biāo)定的基礎(chǔ)。慣性儀表的誤差主要包括靜態(tài)誤差、動(dòng)態(tài)誤差及隨機(jī)誤差,目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于靜態(tài)誤差的研究已經(jīng)趨于成熟,而對(duì)于動(dòng)態(tài)誤差則研究較少。而對(duì)于捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng),慣性儀表直接固連于載體之上,沒(méi)有機(jī)械平臺(tái)的隔離作用,載體的運(yùn)動(dòng)會(huì)直接作用在慣性儀表上,慣性儀表需承受很大的動(dòng)態(tài)范圍。當(dāng)載體處在激烈的動(dòng)態(tài)環(huán)境中時(shí),慣性儀表的內(nèi)部結(jié)構(gòu)受動(dòng)態(tài)力矩的干擾會(huì)使其輸出中不可避免地引入動(dòng)態(tài)誤差,且不可忽略。因此,研究慣性儀表的動(dòng)態(tài)誤差,并對(duì)其進(jìn)行補(bǔ)償,對(duì)提高慣性導(dǎo)航精度具有重要意義。

激光陀螺是一種新型的光學(xué)角速率敏感器,是利用激光作為相干光源,采用差頻探測(cè)技術(shù),由環(huán)形激光諧振腔構(gòu)成的測(cè)量角速度或角度的裝置,發(fā)展成熟于20世紀(jì)60年代以后。相對(duì)于機(jī)械轉(zhuǎn)子陀螺,它具有線性度好、性能穩(wěn)定、可靠性高、耐振動(dòng)沖擊、壽命長(zhǎng)、動(dòng)態(tài)范圍廣、啟動(dòng)迅速等一系列優(yōu)勢(shì)[2-3],使其在在各個(gè)領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用,在軍事領(lǐng)域中的應(yīng)用尤為突出。目前應(yīng)用最為廣泛的激光陀螺儀為機(jī)抖激光陀螺儀,它是實(shí)現(xiàn)應(yīng)用捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)進(jìn)行導(dǎo)航的理想慣性儀表。因此研究機(jī)抖激光陀螺儀的誤差因素,對(duì)提高捷聯(lián)慣導(dǎo)系統(tǒng)的精度具有重要意義。然而目前大多學(xué)者都集中于研究溫度[4]和隨機(jī)噪聲對(duì)其輸出的影響,對(duì)其動(dòng)態(tài)誤差的研究則相對(duì)較少。但當(dāng)載體處在激烈的動(dòng)態(tài)環(huán)境中時(shí),力學(xué)環(huán)境惡劣,由于機(jī)抖機(jī)構(gòu)的存在,動(dòng)態(tài)誤差的影響將變得不可忽略[5]。因此,為了研究機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差,本文通過(guò)分析在動(dòng)態(tài)環(huán)境中抖動(dòng)機(jī)構(gòu)的輸出對(duì)二頻機(jī)抖激光陀螺輸出的影響,建立了二頻機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差模型,為激光陀螺動(dòng)態(tài)誤差的研究提供了理論儲(chǔ)備。

1 機(jī)抖激光陀螺的輸入輸出方程

對(duì)于機(jī)抖激光陀螺的抖動(dòng)偏頻技術(shù)在很多文獻(xiàn)中都有闡述,因此這里不再贅述,本文中采用的機(jī)械抖動(dòng)偏頻信號(hào)為正弦形式,如下所示

ωDB=ωDBMcos(2πfDBt)

(1)

二頻機(jī)抖激光陀螺的輸出為兩路正弦拍頻信號(hào),相位差為π/2。經(jīng)過(guò)零電平電壓轉(zhuǎn)換器,將兩路正弦拍頻信號(hào)轉(zhuǎn)換為兩路相位差為π/2的方波信號(hào)[6]。當(dāng)采用式(1)所示的機(jī)械抖動(dòng)偏頻信號(hào)時(shí),通過(guò)對(duì)這兩路方波信號(hào)進(jìn)行鑒相計(jì)數(shù),可得到計(jì)數(shù)值N的表達(dá)式如下[7]

(2)

式中：ω為機(jī)抖角頻率;φ為機(jī)抖相位與陀螺信號(hào)中機(jī)抖相位的差值;Ω(t)為t時(shí)刻陀螺的輸入角速度;ε(t)為t時(shí)刻的隨機(jī)誤差項(xiàng)。

由式(2)可以看出,計(jì)數(shù)值N由激光陀螺的輸入角速度、抖動(dòng)偏頻引起的正弦振動(dòng)及隨機(jī)噪聲誤差項(xiàng)三部分組成,設(shè)定采樣時(shí)間間隔為Δt,對(duì)機(jī)抖激光陀螺的輸出信號(hào)進(jìn)行采樣,可得到第i個(gè)采樣值ΔNi,具體表達(dá)式如下

Ni-Ni-1 =ΔNi

=Asin(ωti+φ)-Asin(ωti-1+φ)+

(3)

式中,根據(jù)三角函數(shù)和差化積公式,可將由抖動(dòng)偏頻機(jī)構(gòu)引起的正弦振動(dòng)化為如下形式

Asin(ωti+φ)-Asin(ωti-1+φ)=

當(dāng)Δt足夠小時(shí),可將上式化為如下形式

Asin(ωti+φ)-Asin(ωti-1+φ)≈

AωΔtcos(ωti+φ)

(4)

最終可得第i個(gè)采樣值ΔNi的表達(dá)式

(5)

式中，K=AωΔt。

通過(guò)鑒相計(jì)數(shù)得到陀螺的輸出信號(hào)后,為得到實(shí)際的外部輸入角速度,需要對(duì)陀螺的輸出信號(hào)進(jìn)行解調(diào),即需要去除由抖動(dòng)信號(hào)引起的正弦輸出量,目前常用的抖動(dòng)剝除技術(shù)有整周期計(jì)數(shù)和數(shù)字濾波兩種方法[7]。采用合適的抖動(dòng)剝除技術(shù)將抖動(dòng)去除后,最終可得到采樣值的理想值

(6)

理論上激光陀螺由于其全固態(tài)的結(jié)構(gòu),動(dòng)態(tài)誤差對(duì)其影響較小。但對(duì)于二頻機(jī)抖激光陀螺,由于機(jī)抖機(jī)構(gòu)的存在使得激光陀螺在角加速度的作用下,輸出信號(hào)中會(huì)引入低頻干擾量,這一干擾無(wú)法通過(guò)抖動(dòng)剝除技術(shù)去除,會(huì)對(duì)陀螺的最終輸出產(chǎn)生影響,使得陀螺的第i個(gè)采樣值變?yōu)槿缦滦问?/p>

(7)

式中，β為陀螺工作在動(dòng)態(tài)環(huán)境中由抖動(dòng)機(jī)構(gòu)引入的低頻干擾量

據(jù)此,本文將通過(guò)分析陀螺工作在動(dòng)態(tài)環(huán)境中時(shí),由機(jī)抖機(jī)構(gòu)引入的干擾信號(hào)對(duì)陀螺輸出信號(hào)的影響,來(lái)建立機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差模型。

2 機(jī)抖機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)簡(jiǎn)化模型

抖動(dòng)機(jī)構(gòu)是二頻機(jī)抖激光陀螺的關(guān)鍵部件,是保證其正常工作的基本組成部分。通過(guò)查閱文獻(xiàn)可知,眾多學(xué)者在研究抖動(dòng)機(jī)構(gòu)時(shí),通常將其看為一個(gè)整體,而不考慮各個(gè)部分的分運(yùn)動(dòng)。因此,可認(rèn)為抖動(dòng)機(jī)構(gòu)只是在圍繞其中心軸線做扭轉(zhuǎn)振動(dòng),通?？蓪⑵涞刃槿鐖D1所示的一個(gè)單自由度扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的質(zhì)量彈簧阻尼系統(tǒng)來(lái)進(jìn)行研究[8-9]。

圖1 等效質(zhì)量彈簧系統(tǒng)Fig.1 Equivalent mass spring system

根據(jù)圖1可以建立出系統(tǒng)的振動(dòng)方程如下

(8)

式中，J為系統(tǒng)總轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；C為系統(tǒng)阻尼項(xiàng)；K為系統(tǒng)總剛度；θ為抖動(dòng)軸轉(zhuǎn)動(dòng)角度；M(t)為抖動(dòng)驅(qū)動(dòng)力矩。

在本文的討論中采用正弦抖動(dòng)偏頻信號(hào),故此,驅(qū)動(dòng)力矩應(yīng)為正弦波,表達(dá)式如下

M(t)=M0sin(ωdt)

(9)

在式(9)給出的正弦波力矩驅(qū)動(dòng)下,通過(guò)解微分方程求取抖動(dòng)軸轉(zhuǎn)角表達(dá)式。首先可將式(8)改寫(xiě)成如下形式

(10)

考慮系統(tǒng)零初值,對(duì)式(10)左右兩邊同時(shí)進(jìn)行Laplace變換,可得θ(s)

(11)

再對(duì)式(11)進(jìn)行Laplace反變換,可求得時(shí)域中抖動(dòng)軸轉(zhuǎn)角的表達(dá)式如下

(12)

根據(jù)式(12)可知,抖動(dòng)軸輸出的轉(zhuǎn)動(dòng)角度由穩(wěn)態(tài)響應(yīng)和瞬態(tài)響應(yīng)兩部分組成。在啟動(dòng)機(jī)械抖動(dòng)偏頻裝置時(shí),啟動(dòng)階段抖動(dòng)軸的輸出存在過(guò)渡過(guò)程即體現(xiàn)為瞬態(tài)響應(yīng),在實(shí)際應(yīng)用中,這一過(guò)程很短,系統(tǒng)迅速完成啟動(dòng)過(guò)程到達(dá)穩(wěn)態(tài),故可忽略暫態(tài)過(guò)程的影響,考慮系統(tǒng)的輸出只是穩(wěn)態(tài)響應(yīng),即

(13)

θ(t)=θ0(t)+e-ξωnt[C0cos(ωdt)+

(14)

根據(jù)式(14)可知,當(dāng)系統(tǒng)存在初值時(shí)只對(duì)瞬態(tài)響應(yīng)部分有影響,改變了系統(tǒng)到達(dá)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間；而穩(wěn)態(tài)響應(yīng)部分仍與系統(tǒng)具有零初值時(shí)相同。由于本文的分析中只需考慮穩(wěn)態(tài)響應(yīng),故可認(rèn)為有無(wú)初值對(duì)系統(tǒng)的輸出無(wú)影響,在以后的分析中也不再考慮初值問(wèn)題。

3 動(dòng)態(tài)環(huán)境中機(jī)抖機(jī)構(gòu)輸出信號(hào)對(duì)陀螺輸出的影響

本節(jié)中將根據(jù)第2節(jié)中得到的機(jī)抖機(jī)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)簡(jiǎn)化模型,分析機(jī)抖機(jī)構(gòu)在動(dòng)態(tài)環(huán)境中的受力狀況,重新改寫(xiě)振動(dòng)輸出方程,求取機(jī)抖機(jī)構(gòu)的輸出轉(zhuǎn)角。根據(jù)在動(dòng)態(tài)環(huán)境中得到的抖動(dòng)機(jī)構(gòu)的輸出,分析其對(duì)陀螺輸出信號(hào)的影響,建立機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差模型。

3.1 抖動(dòng)軸與輸入軸重合時(shí)的動(dòng)態(tài)誤差模型

圖2 抖動(dòng)機(jī)構(gòu)受力分析示意圖Fig.2 Dithering mechanism stress analysis diagram

式(8)需修改為如下形式

(15)

由于正弦驅(qū)動(dòng)力矩產(chǎn)生的穩(wěn)態(tài)響應(yīng),在第2節(jié)中已經(jīng)給出,這里只需計(jì)算由外部輸入力矩的作用使系統(tǒng)產(chǎn)生的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)。通過(guò)Laplace變換對(duì)式(15)進(jìn)行求解,可求得機(jī)抖機(jī)構(gòu)在時(shí)域里的振動(dòng)輸出為

由此可得系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)為

θ1s(t)=JA0

(16)

由式(13)和式(16)可知,抖動(dòng)軸輸出的角度為

θ(t)=θ0s(t)+θ1s(t)=Acos(ωdt)+JA0

(17)

由式(17)可以看出,由于外部力矩的作用,使得抖動(dòng)軸輸出角度額外疊加了一個(gè)常值信號(hào)。對(duì)激光陀螺輸出信號(hào)鑒相計(jì)數(shù),可得

(18)

在式(18)中可以看出,由外部力矩作用疊加的角度信號(hào)對(duì)陀螺的輸出不起作用,即當(dāng)外部輸入角加速度為常值時(shí),沒(méi)有在陀螺的輸出中引入額外的誤差。

通過(guò)對(duì)式(15)求解,可得抖動(dòng)軸輸出響應(yīng)

θ2(t)=JA1t-2JA1ξ/ωn+(2JA1ξ/ωn)e-ξωnt·

(19)

其中,穩(wěn)態(tài)響應(yīng)為

θ2s(t)=JA1t-2JA1ξ/ωn

(20)

由式(13)和式(20)可知,抖動(dòng)軸輸出的角度為

θ(t) =θ0s(t)+θ2s(t)

=Acos(ωdt)+JA1t-2JA1ξ/ωn

(21)

由式(21)可以看出,由于外部力矩的作用,使得抖動(dòng)軸輸出角度額外疊加了一個(gè)常值信號(hào)和一個(gè)斜坡信號(hào)。當(dāng)對(duì)激光陀螺輸出信號(hào)進(jìn)行鑒相計(jì)數(shù)時(shí),由之前的分析可知常值信號(hào)對(duì)陀螺的輸出沒(méi)有影響,而對(duì)于斜坡信號(hào)

θ(ti)-θ(ti-1) =Ksin(ωdt)+JA1(ti-ti-1)

=Ksin(ωdti)+JA1Δt

(22)

故

Ni=θ(ti)-θ(ti-1)+

=Ksin(ωdti)+JA1Δt+

(23)

對(duì)陀螺輸出信號(hào)采用適當(dāng)?shù)亩秳?dòng)剝除技術(shù)進(jìn)行處理,去除抖動(dòng)機(jī)構(gòu)在陀螺輸出信號(hào)中引入的正弦輸出,可得

(24)

(25)

考慮抖動(dòng)機(jī)構(gòu)的振動(dòng)輸出方程,變?yōu)槿缦滦问?/p>

=M(t)+J·f(t)

=M(t)+J·[f0(t)+f1(t)+

f2(t)+…+fj(t)+…]

(26)

對(duì)函數(shù)f(t)的每一段進(jìn)行分析,t∈(tj,tj+δt]時(shí),f(t)=fj(t)=aj+bjt,此時(shí)抖動(dòng)機(jī)構(gòu)振動(dòng)輸出方程形式如下

(27)

對(duì)式(27)求解微分方程,可得到抖動(dòng)軸輸出角度穩(wěn)態(tài)響應(yīng)

(28)

對(duì)激光陀螺輸出信號(hào)鑒相計(jì)數(shù)時(shí)

θj(ti)-θj(ti-1) =Ksin(ωdti)+JbjΔt

=Ksin(ωdti)+J·fj′(t)Δt

(29)

考慮整個(gè)時(shí)域范圍時(shí),可得到θ(ti)-θ(ti-1) =Ksin(ωdti)+J·[f0′(t)+f1′(t)+

f2′(t)+…fj′(t)+…]Δt

=Ksin(ωdti)+J·f′(t)Δt

(30)

(31)

3.2 抖動(dòng)軸與輸入軸不重合時(shí)的動(dòng)態(tài)誤差模型

當(dāng)抖動(dòng)軸與陀螺輸入軸不重合時(shí)[10],抖動(dòng)軸受到的外部力矩將不只與沿陀螺輸入軸方向的角加速度有關(guān),還與沿同輸入軸方向正交的兩軸方向的角加速度有關(guān)。由此,在動(dòng)態(tài)環(huán)境中抖動(dòng)機(jī)構(gòu)在陀螺輸出信號(hào)中引入的動(dòng)態(tài)誤差將不再只有一項(xiàng)。

(1)抖動(dòng)軸為剛性軸

當(dāng)抖動(dòng)機(jī)構(gòu)坐標(biāo)系與陀螺坐標(biāo)系之間存在失準(zhǔn)角時(shí),兩坐標(biāo)系的位置關(guān)系如圖3所示。

圖3 抖動(dòng)機(jī)構(gòu)坐標(biāo)系與陀螺坐標(biāo)系位置關(guān)系Fig.3 Relation between dithering mechanism coordinate and gyro coordinate

圖3中,g坐標(biāo)系為陀螺坐標(biāo)系,d坐標(biāo)系為抖動(dòng)機(jī)構(gòu)坐標(biāo)系。

沿抖動(dòng)軸方向不僅有輸入軸方向的角加速度,同時(shí)在該方向也引入了另外2個(gè)正交方向的角加速度。

(32)

(33)

(34)

K1=Jcosθocosθs

K2=Jθscosθocosθs

K3=Jθocosθocosθs

最終得到機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)輸出誤差模型如下

(35)

其中：K1=Jcosθocosθs

K2=Jθscosθocosθs

K3=Jθocosθocosθs

(2)抖動(dòng)軸具有撓性

當(dāng)抖動(dòng)軸具有撓性時(shí),在與輸入軸方向正交的兩軸方向施加角加速度,會(huì)使抖動(dòng)軸發(fā)生彎曲。設(shè)沿輸出軸方向轉(zhuǎn)過(guò)角度θo,沿S軸方向轉(zhuǎn)過(guò)角度θs,抖動(dòng)軸偏轉(zhuǎn)前的初始坐標(biāo)系為o-ios,偏轉(zhuǎn)后的坐標(biāo)系為o-i′o′s′,2個(gè)坐標(biāo)系的位置關(guān)系如圖4所示。

圖4 抖動(dòng)軸偏轉(zhuǎn)前后坐標(biāo)系位置關(guān)系Fig.4 Relation between dithering axis coordinate before and after the deflection

在這里抖動(dòng)軸的受力方向應(yīng)為沿與輸入軸方向正交的兩軸方向,考慮在沿O軸的力矩作用下,抖動(dòng)軸偏轉(zhuǎn)了θo角度。由于θo為小量,S軸方向與S1軸方向十分接近,故近似地認(rèn)為另一個(gè)力矩方向沿S1軸方向。所以可以認(rèn)為,抖動(dòng)軸在沿S1軸方向力矩的作用下偏轉(zhuǎn)了θs角度。最終,抖動(dòng)軸與輸入軸之間的偏角為θ,且cosθ=cosθocosθs。

根據(jù)圖4所示,可求得2個(gè)坐標(biāo)系之間的轉(zhuǎn)換矩陣,從而可求得在抖動(dòng)軸偏轉(zhuǎn)后得到的坐標(biāo)系o-i′o′s′中沿抖動(dòng)軸方向的輸入角加速度

(36)

由于在本質(zhì)上撓性支撐類似于一個(gè)彈簧系統(tǒng),這里忽略重力的影響,因此,該運(yùn)動(dòng)過(guò)程的運(yùn)動(dòng)方程可寫(xiě)為如下形式:

(37)

(38)

θoj=Jocj+Jodjt-2Jodjξ1/ωn1

(39)

考慮整個(gè)時(shí)域,可得θo=Jo[(c0+d0t)+(c1+d1t)+…+(cj+djt)+…]-

2Jo(d0+d1+…+dj+…)ξ1/ωn1

=Jo[g0(t)+g1(t)+…+gj(t)+…]-

2Jo[g0′(t)+g1′(t)+…+gj′(t)+…]ξ1/ωn1

=Jog(t)-2Jog′(t)ξ1/ωn1

(40)

根據(jù)式(40)同理可得θs的表達(dá)式如下

(41)

(42)

將式(42)代入到抖動(dòng)機(jī)構(gòu)的振動(dòng)輸出方程中,可得

(43)

(44)

最終可以得到,當(dāng)抖動(dòng)軸具有撓性時(shí)的機(jī)抖激光陀螺的J態(tài)輸出誤差模型如下

(45)

其中:

K1=J，K2=J(Js-Jo)

K3=J(Js-Jo)，K4=-2J(Js-Jo)ξ1/ωn1

K5=-2JJsξ1/ωn1，K6=2JJoξ1/ωn1

4 結(jié)論

本文通過(guò)分析在動(dòng)態(tài)環(huán)境中機(jī)抖機(jī)構(gòu)的輸出對(duì)激光陀螺輸出的影響,建立了二頻機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差模型,為后續(xù)研究機(jī)抖激光陀螺的動(dòng)態(tài)誤差提供了理論儲(chǔ)備。但在模型建立時(shí)僅考慮了抖動(dòng)機(jī)構(gòu)沿抖動(dòng)軸方向受到的力矩對(duì)抖動(dòng)機(jī)構(gòu)輸出的影響和抖動(dòng)軸為撓性支撐的影響,而未考慮其他未知因素,因此該模型的建立并不完整且存在一些由近似引入的偏差,還有待進(jìn)一步完善。

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DynamicErrorAnalysisBasedontheDitheredLaserGyro

DENGYa-jiao,WANGZhen-huan,ZENGQing-shuang

(SchoolofAeronautics,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150080,China)

Mechanically dithered ring laser gyroscope, which is most widely used, is the ideal component for strapdown inertial navigation system, thus the research and compensation of laser gyroscope error factors by the software are of great significance for improving the precision of the strapdown inertial navigation system.Compared to static error, the study of dynamic error is still inadequate worldwide.For the dynamic errors of laser gyro, the influence of dithering mechanism output on the mechanically dithered ring laser gyro output in the dynamic environment is analyzed, and the dynamic error model of ring laser gyro is set up.The research finding provides a good reference for the study of the dynamic error of laser gyro and has certain engineering application value.

SINS; Mechanically dithered ring laser gyro; Dynamic error; Modeling

2017-06-01；

：2017-07-11

：國(guó)家自然科學(xué)基金(61640301)

：鄧亞嬌(1993-)，女，碩士，主要從事導(dǎo)航、制導(dǎo)與控制方面的研究。E-mail:1540107297@qq.com

10.19306/j.cnki.2095-8110.2017.05.013

V241.6

：A

：2095-8110(2017)05-0075-08