李良 李友年 陳星陽

摘?要：空空導(dǎo)彈在飛行的過程中，由于彈體彈性模態(tài)時變特性而引起幅值濾波器參數(shù)無法預(yù)先精確設(shè)置，導(dǎo)致濾波器濾波效果減弱。針對這一問題，本文首先建立了空空導(dǎo)彈的縱向剛體和彈性體混合數(shù)學(xué)模型，在此基礎(chǔ)上，借鑒最小二乘法在線估計彈性模態(tài)參數(shù)的方法，提出了廣義最小二乘法在線估計的改進措施，解決了彈體彈性模態(tài)求解過程中由于擾動等因素帶來的有色噪聲干擾問題。同時，在控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)中引入振蕩模態(tài)角頻率反饋模塊，實時修正濾波器中心頻率，提高了濾波效果。通過六自由度仿真算例驗證該方法的可行性。

關(guān)鍵詞：幅值濾波器;廣義最小二乘法;在線估計;彈性模態(tài)

中圖分類號：TJ765.2?文獻標(biāo)識碼：A文章編號：1673-5048（2020）01-0046-06

0?引言

空空導(dǎo)彈的彈性特性是指導(dǎo)彈在空氣動力和舵面運動的激勵下，彈體出現(xiàn)橫向彎曲高頻振動的現(xiàn)象[1]。導(dǎo)彈在飛行的過程中，這些高頻彈性振動信號與剛體運動信號一起會被傳感器敏感接收并經(jīng)過控制系統(tǒng)處理后驅(qū)動舵面偏轉(zhuǎn)。如果舵面對高頻信號有響應(yīng)，則會引起彈體結(jié)構(gòu)進一步的彈性振動。對目前先進的空空導(dǎo)彈而言，隨著導(dǎo)彈戰(zhàn)術(shù)使用要求的不斷提高，彈性振動輕則降低彈體控制品質(zhì)，重則造成控制失穩(wěn)，嚴(yán)重影響發(fā)射載體安全性。因此在自動駕駛儀設(shè)計過程中，必須要考慮彈體的彈性特性影響，并且要盡量消除彈性特性對控制系統(tǒng)的不利影響。

空空導(dǎo)彈在飛行的過程中，導(dǎo)彈質(zhì)量和質(zhì)心產(chǎn)生實時變化、導(dǎo)彈所用火箭發(fā)動機在工作過程中，由于環(huán)境因素，引起總沖的隨機散布以及導(dǎo)彈在高速飛行時的氣動加熱都會對彈性模態(tài)造成一定影響[2]，導(dǎo)彈飛行過程中的彈性模態(tài)變化情況是很難提前準(zhǔn)確預(yù)知的。為了消除彈性振動的影響，首先考慮的方法是改變傳感器的位置，盡量不讓傳感器敏感接收到彈性振動。進入數(shù)字電路時代后，數(shù)字濾波器成為消除剛體低頻控制信號中的高頻彈性振動分量的主要方法[3-4]。隨著現(xiàn)代控制理論的不斷發(fā)展，樊朋飛等提出了一種雙回路結(jié)構(gòu)的魯棒控制器[5]，惠俊鵬等提出了應(yīng)用奇異值Mu方法分析系統(tǒng)魯棒穩(wěn)定性的方法[6]，谷迎松等提出了一種氣動伺服彈性穩(wěn)定臨界點預(yù)測求解的完全頻域方法[7]，吳云潔等基于Steiglitz-McBride系統(tǒng)辨識方法，設(shè)計了一種自適應(yīng)噪聲抑制濾波器，對測得信號中的彈性分量進行處理[8]，楚龍飛等提出了一種自適應(yīng)結(jié)構(gòu)濾波器的設(shè)計方法，采用遞歸最小二乘算法，在線估計飛行器的結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)并用于實時更新濾波器的中心頻率[9]。結(jié)合國內(nèi)外研究現(xiàn)狀，導(dǎo)彈各種部件布局有諸多限制，通過改變傳感器位置或者傳感器位置分布補償?shù)姆绞皆谀壳跋冗M的空空導(dǎo)彈設(shè)計時很難實現(xiàn)?，F(xiàn)代控制理論方法大多都具有較高的系統(tǒng)階次，這類方法很難在工程中得到實際的應(yīng)用?；诮?jīng)典控制理論的濾

波器設(shè)計，是目前空空導(dǎo)彈設(shè)計中抑制彈性振動常用的方法。本文針對幅值濾波器在工程實現(xiàn)上遇到的實際問題，重點分析了楚龍飛等提出的最小二乘法在線估計導(dǎo)彈彈性模態(tài)參數(shù)的方法[9]，針對其存在的問題提出了改進措施，并通過仿真算例驗證了該方法的可行性。

1?導(dǎo)彈剛性彈性混合模型建立

1.1?導(dǎo)彈模型對象特性

本文研究所用的空空導(dǎo)彈模型對象特性為正常式布局的軸對稱導(dǎo)彈，其長度3.0 m;直徑0.16 m;質(zhì)量：滿載100 kg，半載75 kg，空載50 kg;發(fā)動機工作時間為16 s（均勻燃燒）;俯仰通道的轉(zhuǎn)動慣量：滿載57 kg·m2，半載50 kg·m2，空載43 kg·m2;質(zhì)心位置（距導(dǎo)彈頭部）：滿載1.6 m，半載1.5 m，空載1.4 m;加速度表和角速率陀螺的安裝位置（距導(dǎo)彈頭部）：0.40 m;彈體俯仰方向一階彎曲彈性振蕩角頻率ωe1：滿載226 rad/s（36 Hz），半載270 rad/s（43 Hz），空載314 rad/s（50 Hz）;彈體俯仰方向一階彎曲彈性振蕩阻尼ξ1：滿載0.002 5，半載0.006 25，空載0.01。

1.2?坐標(biāo)系定義

彈性基準(zhǔn)系O0x0y0z0是專門用來定義彈體結(jié)構(gòu)變形的坐標(biāo)系，其三軸與彈體系Ox1y1z1的三軸平行，坐標(biāo)原點在彈體頭部頂點位置。

1.3?剛性彈體數(shù)學(xué)模型建立

根據(jù)牛頓第二定律和質(zhì)心轉(zhuǎn)動性質(zhì)，建立描述導(dǎo)彈運動的動力學(xué)和運動學(xué)非線性方程。利用小擾動線性化原理，采用系數(shù)“凍結(jié)”的方法引入動力學(xué)系數(shù)[10]。通過導(dǎo)彈運動方程組可以得到俯仰單通道傳遞函數(shù)：

其中引入的動力學(xué)系數(shù)如下：

對于軸對稱導(dǎo)彈，俯仰和偏航通道氣動特性具有對稱性，因此，偏航通道傳遞函數(shù)與俯仰通道傳遞函數(shù)相同。

1.4?彈性彈體數(shù)學(xué)模型建立

由于飛行過程中大長細(xì)比導(dǎo)彈受到空氣動力、重力、尾部推力等作用而發(fā)生復(fù)雜彈性形變，橫向彎曲是主要表現(xiàn)形式。為了得到一般規(guī)律，將飛行中的導(dǎo)彈簡化為有尾部推力的均質(zhì)自由梁。不考慮控制，假設(shè)推力始終與軸線尾部相切，彈性模量E和截面慣性矩J為常值，假定飛行機動過程中法向外力只受準(zhǔn)定常氣動力的作用，不考慮由于推力而引起的法向力和氣體擾動法向力，在彈性基準(zhǔn)坐標(biāo)系O0x0y0z0下，彈體法向彈性振動遵循如下方程：

2?最小二乘法在線估計彈性模態(tài)參數(shù)改進

為了在不增大幅值濾波器陷波寬度的同時，又能夠較好地適應(yīng)真實彈體彈性振蕩模態(tài)與預(yù)計值的較大偏差，根據(jù)楚龍飛等提出的最小二乘法在線估計彈體彈性模態(tài)參數(shù)的方法[9]，其待估計對象（如式（14））針對彈體一階彎曲彈性模態(tài)，經(jīng)變化后可得

利用最小二乘法在線遞推算法可得該差分方程的系數(shù)L1～L3及R1～R4值，進而結(jié)合式（16）～（17）可構(gòu)造包含ωd，ξd，ωe，ξe及Ge的方程組。由于設(shè)計幅值濾波器時須知道彈性模態(tài)角頻率ωe，因而只需利用該方程組解出ωe即可。但是求解ωe會遇到以下問題：

（1）若將ωd，ξd，ωe，ξe及Ge當(dāng)成未知數(shù)對待，則經(jīng)過消元簡化后關(guān)于ωe的一元六次方程，無法得到ωe的解析解。

（2）若將ωd，ξd當(dāng)成已知參數(shù)對待，可以降低方程的階次，但是為了保證計算ωe相對于真實值有較小的誤差，又需要知道剛性彈體精確的ωd和ξd，考慮到剛性彈體在建模時存在一定的誤差，在工程應(yīng)用時無法精確地給出ωd和ξd，因而無法得到ωe的精確解。

另外，考慮到角速率陀螺響應(yīng)中，除了剛性彈體和彈性彈體角速率響應(yīng)外，可能還包含其他擾動帶來的有色噪聲，因而僅僅采用最小二乘法無法保證計算結(jié)果收斂到真實值。

針對以上方法中模型階次過高，不便于彈性模態(tài)參數(shù)求解，并且最小二乘法無法抑制有色噪聲帶來的干擾問題，需要對以上方法進行改進：

（1）在剛體和彈性體混合模型中，剛體信號是主量，經(jīng)過帶通濾波器后，降低了剛體信號的幅值，提高了待估彈性模型信號的信噪比，可以將式（16）中剛性彈體傳遞函數(shù)a25s+kds2+2ωdξds+ω2d當(dāng)作有色噪聲傳遞函數(shù)n（s），這樣待估計模型只剩下彈性模型傳遞函數(shù)kRkφss2 + 2ξeωes + ω2e。原來不便求解的四階模型，利用廣義最小二乘法，將其等效拆分成兩個二階模型，因此降低了待估計模型階次，方便求解彈性模態(tài)參數(shù)ωe。

（2）由于彈性模型傳遞函數(shù)kRkφss2 + 2ξeωes + ω2e的響應(yīng)中還包含有色噪聲模型n（s）的響應(yīng)，因而采用最小二乘法無法使估計的參數(shù)收斂到真實值，可將有色噪聲模型n（s）的響應(yīng)看作為白噪聲通過形成濾波器后的響應(yīng)，并選取適當(dāng)階次的形成濾波器，就可以通過廣義最小二乘法估計出更為精確的彈性模型傳遞函數(shù)的模態(tài)參數(shù)。

（3）由于剛性彈體傳遞函數(shù)a25s+kds2+2ωdξds+ω2d的響應(yīng)通常比彈性彈體傳遞函數(shù)kRkφss2 + 2ξeωes + ω2e的響應(yīng)大很多，使得待估計彈性模型響應(yīng)中的信噪比較低，不利于估計結(jié)果的收斂，因而需要對彈性模型響應(yīng)進行帶通濾波，降低剛性彈體響應(yīng)幅值，提高信噪比。

3?驗證

本文針對俯仰、偏航控制通道采用的幅值濾波器，采用廣義最小二乘法在線算法估計彈性彈體一階彎曲振蕩模態(tài)角頻率ωe的結(jié)構(gòu)，如圖2所示。同時在廣義最小二乘法模塊引入反饋，將反饋施加在帶通濾波器模塊。由于施加了反饋結(jié)構(gòu)，帶通濾波器能夠根據(jù)廣義最小二乘法預(yù)估的一階彎曲振蕩模態(tài)角頻率，實時修改濾波器中心頻率，從而達到濾波效果。在角速率陀螺和加速度計輸出位置分別加入服從標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)分布的噪聲，標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.1（°）/s和0.01g。

圖2中的舵機、角速率陀螺和加速度計模型仍然采用二階等效模型，舵機模型中加入帶寬為0.2°的間隙，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。

為了驗證廣義最小二乘法在線算法的效果，選取以下四種彈體彈性一階彎曲振蕩頻率偏差量。其中，fy1st_idea為彈體彈性一階彎曲振蕩頻率理論值，fy1st_true為加入偏差量后的彈體彈性一階彎曲振蕩頻率真實值，fy1st_RGLS為彈體彈性一階彎曲振蕩頻率估計值。俯仰、偏航通道幅值濾波器的陷波頻率和帶通濾波器的中心頻率采用經(jīng)廣義最小二乘法在線算法估計出的值。忽略一階彎曲彈性振蕩模型中和飛行過程中的變化情況，則幅值濾波器的阻尼取值仍采用線性模型下的阻尼值（ξz=0.009 7，ξp=0.542 8）。帶通濾波器期望角頻率ωs取3.769 rad/s（0.6 Hz）。不同彈體彈性一階彎曲振蕩頻率偏差量變化方式下的六自由度仿真結(jié)果如圖4所示。

由圖4六自由度仿真結(jié)果可以看出，采用廣義最小二乘法估計出的帶通濾波器中心頻率能夠不受擾動影響，迅速地跟蹤真實結(jié)果，滿足預(yù)期設(shè)計要求。

4?結(jié)論

本文針對工程上在設(shè)計幅值濾波器時所面臨的問題，提出了基于廣義最小二乘法的改進思路，進行了推導(dǎo)和六自由度仿真驗證，得出以下結(jié)論：利用廣義最小二乘法在線算法對彈體彈性一階彎曲振蕩頻率進行估計，彌補了最小二乘法的缺陷，克服了最小二乘法中的有色噪聲干擾。利用一階彎曲振蕩模態(tài)角頻率ωe反饋模塊，實時調(diào)整濾波器中心頻率，使濾波器初始參數(shù)能夠保持在相對合理的數(shù)值范圍，確保了估計過程中的收斂性，提高了濾波器濾波效果，六自由度仿真驗證了該方法的有效性。

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