Controle Robusto Multivariável para um Veículo Submersível Autônomo ϑ Multivariable Robust Control for an Autonomous Underwater Vehicle - PDF
Controle Robusto Multivariável para um Veículo Submersível Autônomo ϑ Multivariable Robust Control for an Autonomous Underwater Vehicle
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Martim Franco Alencastre
1 Controle Robusto Multivariável para um Veículo Submersível Autônomo ϑ Multivariable Robust Control for an Autonomous Underwater Vehicle Juan Carlos Cutipa Luque Decio Crisol Donha Departamento de Engenharia Mecânica - EPUSP. Av. Prof. Mello Moraes 223, CEP São Paulo, SP - Brasil Resumo. Este trabalho trata do controle dos movimentos de um Veículo Submersível Autônomo (VSA). Veículos submersíveis são difíceis de controlar devido à alta não linearidade de seus modelos, ao forte acoplamento de movimentos, ao desconhecimento de certas dinâmicas, às incertezas do próprio modelo, perturbações e devido ao ruído de sensores. A dificuldade de controle pode ser exacerbada quando o veículo é sub-atuado. Para realização deste trabalho foi escolhido um VSA do tipo torpedo, considerandose seis graus de liberdade (GL). A técnica da sensibilidade mista H foi usada, obtendo controladores centralizados capazes de superar o problema do forte acoplamento de movimentos. Nesta abordagem, formatam-se algumas funções de malha fechada ligadas a sensibilidade do sistema buscando garantir estabilidade e desempenho robustos. Os controladores desenvolvidos foram testados em simulações numéricas, produzindo uma grande quantidade de resultados. A análise destes resultados revela o poder e a flexibilidade das técnicas implementadas. Palavras-chaves: Controle Robusto Multivariável, Veículos Submersíveis Autônomos, Sensibilidade Mista H Abstract. This paper focuses the motion control of an Autonomous Underwater Vehicle (AUV). Underwater vehicles are difficult to control due to high non-linearities of its model, coupling between dynamics, unknown dynamics, model uncertainties, disturbances and sensor noises. Difficulty is greater, when the system is subactuated. In this work, a torpedo-like AUV was chosen, considering six degree of freedom (DOF). A H mixed sensitivity approach was used in the syntheses stage, leading to a centralized controller able to deal with all difficulties appointed above. This control approach is based on the shapping of well known closed-loop sensitivity functions, seeking to achieve stability and performance robustness. The controller developed where tested in a number of numerical simulations. Analyses of results reveals the power and flexibility of the implemented techniques. Keywords: Multivariable Robust Control, Autônomos Underwater Vehicles, H Mixed Sensitivity. Introdução Atividades submarinas para a exploração de recursos marinhos, pesquisas biológicas e aspectos relativos à segurança nacional dos países têm levado ao estudo e ao desenvolvimento de diversos tipos de veículos submersíveis de pequeno porte. O potencial tecnológico e econômico dos veículos submersíveis autônomos é apreciável, principalmente, em atividades como busca e prospecção de petróleo e gás natural em águas profundas, coleta de dados para pesquisas relacionadas ao meio-ambiente e à biologia marinha, inspeção de grandes estruturas flutuantes ou subaquáticas além da atuação em missões militares. Muitos trabalhos vêm sendo desenvolvidos para o controle destes veículos. Aplicações na indústria usam técnicas de controle clássico pela sintonia fácil dos parâmetros do controlador. Outras alternativas utilizam controladores de movimento de forma desacoplada (MCEWEN, 22; SILVESTRE; PASCOAL, 2). Porém, no ambiente marinho real, estão presentes distúrbios em forma de ondas e correntezas. Estes distúrbios, além dos ruídos dos sensores de navegação e incertezas do modelo, deterioram a estabilidade e o desempenho do sistema. Portanto, é necessário projetar um Controlador Robusto que garanta especificações de estabilidade ϑ Artigo extraído da dissertação: "Controle Robusto Multivariável para um Veículo Submersível Autônomo", de Juan C. C. Luque, apresentada à Escola Politécnica da Universidade de São Paulo sob a orientação do Prof. Dr. Decio Crisol Donha.
2 e desempenho, mesmo em condições muito adversas. No que se refere à aplicação de Controle Robusto em veículos submersíveis podem-se destacar trabalhos como os de Silvestre e Pascoal (2) e Whitcomb (2). Nestes trabalhos, a dinâmica do submersível é dividida em subsistemas de ordem reduzida. Um projeto de controle que envolve a dinâmica completa do modelo demandaria naturalmente maior esforço. (LOGAN, 993) contribuiu significativamente na aplicação de Controle Robusto para VSAs ao fazer a comparação entre duas técnicas muito bem conhecidas, o Controle H e o Controle por Modos Deslizantes (Sliding Mode), concluindo que ambas técnicas demandam muito esforço em sistemas multivariáveis, com forte acoplamento, porém os modos deslizantes seriam mais simples de se projetar para sistemas escalares. Entre os trabalhos de Controle Robusto que seguem a linha de modos deslizantes encontram-se Healey e Lienard (993), Song, An e Smith (22) e Souza (23). O objetivo deste trabalho é projetar um Controlador Robusto Multivariável centralizado para controlar os seis graus de liberdade de um veículo submersível autônomo, garantindo especificações de estabilidade e desempenho robustos, apesar de distúrbios de correntezas, ruídos nos sensores e as incertezas de modelagem. A metodologia a usar é a técnica de sensibilidade mista H. Este trabalho está organizado da seguinte forma: inicialmente apresentam-se as principais características do veículo, desde as suas dimensões até a representação do modelo dinâmico do veículo. Em seguida, é exposta a metodologia de Controle Robusto. Após as simulações feitas, mostram-se os resultados mais relevantes que levam à conclusão do trabalho. 2. Características e Modelo Dinâmico do VSA Nesta seção descreve-se o modelo matemático do VSA. Primeiramente, descrevem-se as características principais do veículo. O VSA tem a forma de charuto, com um comprimento total de,99 metros, um diâmetro de,624 metros e um deslocamento submerso de 4N. É movimentado pela ação de um propulsor e dois lemes para manobras de guinada e submersão. A variação do ângulo do leme vertical (δ r ) permite a realização de manobras de guinada e a variação do ângulo do leme horizontal (δ s ) permite a realização de manobras de submersão. O modelo não linear do veículo submersível está bem exposto em Donha e Luque (26), com seis equações da hidrodinâmica do submersível e seis equações de transformação de coordenadas. A figura mostra os dois referenciais usados nesta modelagem, o referencial fixo e o referencial móvel, define a nomenclatura e os símbolos utilizados. A figura 2 mostra a movimentação dos lemes. Todos os valores numéricos dos coeficientes hidrodinâmicos do modelo não linear estão em Canhetti (998). Vista Superior x δ r Vista Lateral δ s y z x v u ψ R. fixo u θ R. fixo Figura. Sistema de Coordenadas Figura 2. Movimento dos lemes w O modelo não linear do VSA foi linearizado usando a expansão em Séries de Taylor. O ponto de linearização escolhido foi na velocidade de cruzeiro do submersível (u=2m/s), o que levou a expressar o modelo linear para o veículo submersível autônomo: ẋ(t) = Ax(t) + Bu(t), x(t o ) = x o y(t) = Cx(t) + Du(t) Onde A é a matriz de estados de dimensão (8 8), B é a matriz de controle de dimensão (8 2), C é a matriz do observador de dimensão (4 8) e a matriz D, de dimensão (4 4). x(t) é o vetor de estados, u(t) é o vetor de entradas, y(t) é o vetor de observações, e x(t o ) é a condição inicial do sistema. A seguir descrevem-se cada um destes elementos. () Os valores numéricos estão no anexo. 2
3 vetor de estados: u m/s veloc. de avanço v m/s veloc. de deriva w m/s veloc. de arfagem x = p rad/s veloc. de q rad/s veloc. de r rad/s veloc. de guinada φ rad ângulo de θ rad ângulo de (2) vetor de entradas: [ ] δr rad leme horizontal u = δ s rad leme vertical vetor de observações: φ rad ângulo de y = θ rad ângulo de ψ rad/s veloc. de guinada (4) ż m/s veloc. de submersão A figura 3 mostra o sistema Linear Invariante no Tempo (LIT) acoplado resultante, onde as entradas são os lemes, vertical e horizontal, respectivamente. As variáveis observadas são:,, velocidade de guinada e velocidade de submersão. Um controlador PID simples foi projetado para garantir a velocidade de avanço constante (u=2m/s) em regime permanente. (3) Figura 3. Modelo linear do VSA. Para facilitar o projeto do controlador, as entradas do controlador são normalizadas considerando a saturação física dos atuadores: 3 para o leme vertical (δ r ) e 2 para o leme horizontal (δ s ). De acordo com Logan (993), também devem ser normalizadas considerando o máximo erro de acompanhamento do sinal de referência: para os ângulos de (φ) e (θ), /s para a velocidade de guinada ( ψ), e m/s para a velocidade de submersão (ż). Assume-se também que o máximo valor esperado do erro para as velocidade de avanço (u), deriva (v) e arfagem (w) é de m/s, o erro máximo para as velocidades angulares de (p), (q) e guinada (r) é de /s. Em seguida, obtém-se as matrizes para o modelo linear normalizado: A = S x.a.s x B = S x.b.s u C = S y.c.s x D = S y.d.s u () Após a normalização, o modelo em espaço de estados, usado no projeto do controlador, é expressado como segue (DONHA, 23): ẋ(t) = Ax(t) + B w(t) + B 2 u(t), x(t o ) = x o (6) z(t) = C x(t) + D w(t) + D 2 u(t) y(t) = C 2 x(t) + D 2 w(t) + D 22 u(t) onde x(.) é o vetor de estados, x(t o ) é o vetor da condição inicial do sistema, t é o tempo; u(.) é o vetor de entrada, w(.) é o vetor de distúrbio, z(.) é o vetor de controle e y(.) é o vetor de estados observados. 3. Síntese do Controlador A estratégia usual em sistemas de controle moderno para caracterizar os objetivos de desempenho é medir certas matrizes de transferência em malha fechada usando diversas normas de matrizes (SKOGESTAD; POSTLETHWAITE, 996). Essas normas estabelecem uma medida da magnitude dos sinais de saída que 3
4 podem-se obter a partir dos sinais de entrada, que é uma medida do ganho em sistemas. A norma H é uma norma muito conveniente para medir a matriz de transferência em malha fechada, e é definida por: N zω = sup = σ(n zω (jω)) (7) ω R onde σ(n zω (jω) é o supremo do valor singular máximo de N zω em todo o domínio ω. Existem muitas maneiras de formular o problema de controle e consequêntemente a seleção de funções de ponderação relacionadas com as especificações de desempenho (DONHA; KATEBI, 24). Um das estratégias mais usadas é a Sensibilidade Mista, que consiste na limitação de certas funções de ponderação, tal como: a sensibilidade do sistema S(s) = (I + GK(s)), a sensibilidade do controlador C(s) = KS(s) ou a sensibilidade complementar do sistema T (s) = I S(s). A figura 4 ilustra a representação padrão de dois portos, configuração usada na síntese do controlador, onde G é a planta nominal do veículo, K é o controlador, W são as funções de ponderação, r é o vetor de referência, di é o vetor de distúrbios de entrada, d é o vetor de distúrbios de saída, e ñ é o vetor de ruídos do sensor. N zw é a matriz de transferência de malha fechada com o controlador entre w e z, onde [ ] T [ẽ ] T w = r di d ñ é o vetor de entradas exógenas do sistema, e z = ũ ỹ é o vetor de saídas do sistema. O primeiro passo para a síntese do controlador H consiste em minimizar o índice de desempenho: neste caso formulado como segue: W S S N zw = W C C < γ (8) W T T onde γ é um numero real associado ao problema de controle ótimo. A ponderação W S feita sobre S(s) determinará o bom acompanhamento do sinal de referência e a atenuação dos distúrbios, a ponderação W C feita sobre C(s) limitará a ação do controle em alta freqüência, a ponderação W T sobre T limitará a banda passante do sistema em malha fechada e impõe um decaimento (roll off ) adequado a T (s). Assumindo que as matrizes envolvidas satisfazem as condições de detectabilidade e estabilizabilidade (ZHOU; DOYLE; GLOVER, 99), existe um controlador ótimo K(s) que satisfaz: N zw γ, dado por Skogestad e Postlethwaite (996): [ ] A Z K c (s) = L F (9) () onde: F = B T 2 X, L = Y C T 2, Z = (I γ 2 Y X ), () A = A + γ 2 B B T X + B 2 F + Z L C 2, (2) X e Y são soluções das equações algébricas de Ricatti, respectivamente ao problema de controle e ao problema de estimação. O segundo passo do controle H consiste na busca de parâmetros das diversas funções de ponderação (ZHOU; DOYLE; GLOVER, 99; SKOGESTAD; POSTLETHWAITE, 996). 3. Controlador de dois graus de liberdade (2-GL) É comum observar em sistemas multivariáveis com grande número de graus de liberdade, que as especificações de desempenho como rejeição de distúrbios e bom tracking não sejam atingidas simultaneamente com total sucesso (DONHA; LUQUE, 26). Portanto, outras estruturas devem ser investigadas para minimizar ou eliminar estes problemas, principalmente no caso de sistema sub-atuados, como é o caso em este estudo. A figura mostra uma estrutura alternativa, onde K é um controlador de dois graus de liberdade (2-GL) com a seguinte estrutura K = [K y K y ] T. A vantagem em usar um controlador 2-GL, também usado por Lundström, Skogestad e Doyle (999), é melhorar o tracking e as especificações da resposta temporal do 4
5 Planta Generalizada r d i d R W i W d r Planta Generalizada d e - W s W C W T e u y r d i d R W i W d r Wmodel d e - W s W C W T e u y n u W n n d i u d G y v - y P n u W n n d i u d G y v y P K K r Figura 4. Estrutura para síntese do controlador, -GL Figura. Estrutura para síntese do controlador, 2-GL sistema. O prefiltro K r é destinado à atingir as especificações no regime temporal, enquanto K y garante a estabilidade do sistema. E eventualmente, pode-se forçar o atendimento de especificações em freqüência através de W model, ajustando-o a um sistema de segunda ordem. Após estas modificações, o procedimento da síntese do controlador 2-GL segue os mesmos passos da síntese do controlador de um grau de liberdade antes descrito. Especificações de projeto As especificações do projeto são sumarizadas nos seguintes itens: E Estabilidade em malha fechada E2 σ(s) < para ω <, 7rad/s E3 σ(t ) < para ω > 2rad/s E4 σ(c) < para ω > 7rad/s E resposta temporal ao degrau Tabela. Resposta do sistema, assumindo um tempo de acomodação T = 4τ Sinal Ultrapassagem Tempo de /τ controlado percentual assentamento 2% 2s,2 % 2s,2 veloc. de guinada % 2s,2 veloc. de submersão % 8s, 3.2 Guiagem do VSA O sistema de guiagem é encarregado de guiar o veículo até um alvo ou acompanhar uma trajetória desejada, utilizando para este propósito a leitura das variáveis (x, y e z) e transformações cinemáticas, gerando o sinal de comando para as variáveis a serem controladas. O Controlador Robusto aciona as superfícies de controle (lemes), a partir dos sinais observados no sistema. A velocidade de avanço deve permanecer constate (2 m/s) em todo o trajeto. De acordo com a figura 6, duas variáveis são necessárias para conseguir movimentar o veículo no espaço 3D submarino: a velocidade de guinada e a velocidade de submersão. No movimento planar, a missão do veículo é acompanhar uma determinada trajetória, construída a partir de alvos desejados representados pelo par [x d (k), y d (k)], onde k =, 2,..., N definem a linha de visão ou LOS (Line of Sight) para a guinada (HEALEY; LIENARD, 993). Pode-se usar essa mesma estratégia, neste caso particular, para obter o sinal de mando da velocidade de guinada, como segue: ψ d (t) = d dt {ψ d(t)} (3)
6 onde, ( ) ψ d (t) = tan yd (k) y(t). (4) x d (k) x(t) Através da velocidade de guinada ( ψ d ) e da velocidade de submersão ż é possível manobrar o VSA no espaço tridimensional submarino. x,y,z desejado x,y,z Guiagem veloc. de guinada veloc. de submersão Controlador 2-GL veloc. de guinada veloc. de submersão mov. dos lemes VSA 6-GL Navegação Figura 6. Guiagem e Controle para o VSA. 4. Resultados Primeiramente, procede-se à validação do modelo linear para viabilizar a utilização da metodologia H no desenvolvimento do Controlador Robusto. Em seguida, são desenvolvidos dois controladores centralizados capazes de controlar o sistema dinâmico não linear do VSA. Faz-se a análise nos domínios de freqüência e tempo. A partir do controlador 2-GL implementada-se a guiagem do veículo. 4. Análise do Modelo Linear do VSA O modelo linear foi desenvolvido por linearização ao redor da velocidade de avanço (u = 2 m/s). O modelo linear é expresso pelas matrizes A, B, C e D, de onde pode-se avaliar as características dinâmicas do veículo submersível como: o acoplamento entre suas dinâmicas, resposta em freqüência, oscilações e instabilidade. Tabela 2. Pólos do Sistema Linear Invariante no Tempo Descrição Pólos arfagem/ (oscilação), 429±, 3i, 3, 4, 4 (oscilação), 36±, 98i, 98 deriva/ (oscilação), 9±, 322i, 343 velocidade de avanço, 324, 324 Os pólos do sistema não controlado de dimensão 8 são dados na tabela 2, observa-se que o modelo linear desenvolvido para o VSA é instável. Na figura 7 são ilustradas as magnitudes dos autovetores relativamente ao acoplamento dinâmico do sistema. Pode-se observar o forte acoplamento entre os movimentos de arfagem/ (figura 7(a)), deriva/ (figura 7(b)). O acoplamento deriva/ é freqüente em veículos marítimos através das variáveis (φ e ψ), por isso sistemas mais complexos usam técnicas de estabilização de (roll stabilization) para contrapor este efeito, (FOSSEN, 994). A possível causa de instabilidade do movimento de é associada ao momento de Munk. O momento de Munk tende a desestabilizar o veículo, colocando-o na direção perpendicular em relação ao fluxo, a razão é a localização assimétrica dos pontos de estagnação (TRIANTAFYLLOU; HOVER, 23). A figura 8 mostra o gráfico dos valores singulares do sistema em malha aberta, onde percebe-se a característica de uma função estritamente própria com freqüência de cruzamento de rad/s. 6
7 .8 λ,2 =.429±.3i.8 λ 6,7 =.9±.322i.6.6 abs(autovetor).4.2 abs(autovetor).4.2 u v w p q r phi theta u v w p q r phi theta (a) arfagem/ (b) deriva/ Figura 7. Magnitude dos autovetores associados a seus autovalores correspondentes λ valores singulares máximos valores singulares mínimos Valores singulares (db) Figura 8. Valores Singulares de G(s) em malha aberta. 4.2 Sistema Controlado A abordagem do projeto do controlador foi exposta na seção anterior. As quatro variáveis acopladas (φ, θ, ψ e ż) a serem controladas centralizadamente são avaliadas tanto no domínio da freqüência quanto no domínio do tempo. Com as funções de ponderação, descritas no anexo, foi atingido um gamma subótimo de., o que indica um grau de robustes adequado, considerando-se a complexidade do problema. A figura 9 mostra a sensibilidade S do sistema controlado. E2 para o e o não foi garantida. E2 para as velocidades de guinada e submersão foi garantida. A figura mostra a sensibilidade complementar do sistema T. Neste caso, E3 foi garantida para todos os sinais controlados. Também é importante observar que os sinais relativos às velocidades de guinada e submersão estão abaixo de db, ω, indicando a possível causa de porquê o sistema ser subatuado. A figura mostra a sensibilidade do controlador C do sistema controlado, o freqüência de cruzamento (Amplitude=dB) para os lemes é de 6, rad/s e 3, 98rad/s, respectivamente, o que garante E4. A resposta no domínio do tempo pode-ser avaliada utilizando o sinal degrau unitário. A figura 2 mostra esses resultados, observa-se que a estabilidade está bem garantida. De fato, no sistema sub-atuado o acoplamento de certas dinâmicas ainda está fortemente presente (/velocidade de guinada e /velocidade de submersão). Porém, esses acoplamentos adquirem pouca importância em veículos não tripulados, sempre que a estabilidade e o desempenho estejam garantidos. Estas respostas mostram que a especificação E é totalmente garantida, porém, o desempenho do sistema foi comprometido, portanto E não poderá ser garantido. 7
8 O controlador 2-GL é projetado com o objetivo de garantir a robustez do sistema tanto em estabilidade quanto em desempenho, através do préfiltro R e com as especificações dadas em E foram obtidas respostas mais rápidas e suaves em comparação com o controlador de um grau de liberdade. A figura 3 mostra o bom acompanhamento do sinal degrau, em todos os sinais controlados no sistema. Assim, o controlador 2-GL garante todas as especificações (E, E2, E3, E4 e E) do projeto do controlador para o sistema subatuado. A guiagem do VSA é muito boa e os resultados mostram bom acompanhamento dos sinais desejados. As figuras 4(a) e 4(b) mostram o acompanhamento de uma trajetória circular e o movimento dos lemes do VSA, respectivamente. As figuras 4(c) e 4(d) mostram o acompanhamento de uma trajetória zig-zag e o movimento dos lemes, respectivamente. Podem-se gerar inumeráveis resultados relativos ao acompanhamento de trajetórias, gerando-se até trajetórias espaciais como a figura (figura 4(f)), onde fica evidente o bom desempenho do controlador.. Conclusão Neste trabalho dois controladores centralizados foram projetados a partir do modelo do veículo submersível em 6-GL. Ambos foram projetados para controlar a dinâmica do sistema em seus seis graus de liberdade. O primeiro controlador (estrutura de -GL) mostrou ser muito conservador em relação ao segundo, com uma deficiência no tracking, mas em compensação é bem estável. O segundo Controlador garantiu, além da estabilidade, o bom desempenho do sistema. Conseqüentemente, a guiagem é feita a partir do segundo controlador (estrutura de 2-GL), as respostas indicam o bom acompanhamento de trajetórias. A estabilidade e desempenho robustos foram analisadas a partir dos gráficos de sensibilidade do sistema controlado, até que fôssem encontrados parâmetros que satisfizessem as especificações. Em seguida comprovou-se a resposta do sistema no domínio do tempo, os gráficos também avalizam a estabilidade e desempenho robustos. As dinâmicas de e guinada são fortemente acopladas, e ao não contar com atuadores independentes para esses movimentos o VSA é sub-atuado. O projeto do Controlador H demandou muito esforço na busca de parâmetros das funções de ponderação para um sistema sub-atuado e provavelmente é maior dificuldade a ser enfrentada por projetistas que utilizem esta técnica. 2 2 /WSφ /WSθ Sφ Sθ (a) (b) 3 /WS ψ /WSż 3 2 S ψ Sż (c) velocidade de guinada (d) velocidade de submersão Figura 9. Função de sensibilidade (S) e sua ponderação (/W s ) 8
9 /WTφ /WTθ Tφ Tθ (a) (b) /WT ψ /WTż T ψ Tż (c) velocidade de guinada (d) velocidade de submersão Figura. Função de sensibilidade (S) e sua ponderação (/W s ) 4 2 /WCδr Cδr /WCδs Cδs Freqüência, rad/s (a) leme vertical (b) leme horizontal Figura. Função de sensibilidade do controlador (C) e inversa da função de ponderação (/W C ) 9
10 . (a) (b). (c) (d) Figura 2. Resposta degrau unitária do modelo não linear controlado - Controlador -GL (a).2 (c).. 2 (b) 3 Figura 3. Resposta ao degrau, do modelo não linear controlado - Controlador 2-GL. (d)
11 4 trajetória desejada trajetória real leme vertical leme horizontal y (m) 2 2 Amplitude (em graus) x (m) (a) acompanhamento trajetória circular (b) movimento dos lemes 2 2 trajetória desejada trajetória real y (m) x (m) (c) acompanhamento trajetória zigzag Amplitude (em graus) leme vertical leme horizontal (d) movimento dos lemes 2 leme vertical leme horizontal Amplitude (em graus) (e) movimento do lemes (f) Posição do veículo Figura 4. Acompanhamento de trajetórias desejadas realizadas pelo veículo submersível autônomo
12 Referências CANHETTI, A. C. Modelo Livre de Submarinos. 47 p. Dissertação (Dissertação de Mestrado) Escola Politecnica/USP, São Paulo, 998. DONHA, D. C. Projeto de Sistemas de Controle Robustos Multivariáveis. São Paulo, Brasil: Poli-USP, 23. DONHA, D. C.; KATEBI, R. M. Automatic cost weigth selection in mixed sensitivity controller synthesis. In: CAMS 4. Proceedings of the IFAC Conference on Control Applications in Marine Systems. Ancona, Italy: Dipartimento di Ingegneria Informatica, e dell Automazione, Università Politecnica delle Marche, 24. p DONHA, D. C.; LUQUE, J. C. C. Six dof robust control. In: Proceedings of the International Control Conference. Glasgow, Scotland: University of Strathclyde, 26. FOSSEN, T. I. Guidance and Control of Ocean Vehicles. West Sussex PO9 UD, England: John Whiley & Sons, 994. HEALEY, A. J.; LIENARD, D. Multivariable sliding model control for unmanned underwater vehicles. IEEE journal of Oceanic Engineering, v. 8, n 3, p , 993. LOGAN, C. L. Robust controller design and evaluation for a small underwater vehicle. 36 p. Dissertação (Master s Thesis) Massachusetts Institute of Technology, Massachusetts Institute of Technology. Dept. of Electrical Engineering and Computer Science, 993. LUNDSTRöM, P.; SKOGESTAD, S.; DOYLE, J. Two-degree-of-freedom controller design for an ill-conditioned distillation process using µ-synthesis. Control, Communications and Signal Processing, 24. First International Symposium on, v. 7, n., p. 2 2, 999. MCEWEN, R. Modeling and Control of a Variable-Length AUV. Moss Landing, CA , 22. SILVESTRE, C.; PASCOAL, A. Depth control of the infante auv using. gain-scheduled reduced-order output feedback. In: CAMS. Proc. of 6th IFAC World Congress. Prague, Czech Republic, 2. SKOGESTAD, S.; POSTLETHWAITE, I. Multivariable Feedback Control. West Sussex PO9 UD, England: John Whiley & Sons, 996. SONG, F.; AN, E.; SMITH, S. M. Design robust nonlinear controllers for autonomous underwater vehicles with comparison of simulated and at-sea test data. Journal of Vibration and Control, v. 8(2), p , 22. SOUZA, E. C. Modelagem e Controle de Veículos Submarinos Não Tripulados. p. Dissertação (Dissertação de Mestrado) Escola Politecnica/USP, São Paulo, 23. TRIANTAFYLLOU, M. S.; HOVER, F. S. Maneuvering and Control of Marine Vehicles. Cambridge, Massachusetts, USA: The M.I.T. PRESS, 23. WHITCOMB, L. L. Underwater robotics: Out of the research. laboratory and into the field. International conference in Robotics and Automation, IEEE, Preprint of an invited paper to appear in the Special Session on Industrial Robotics, p. 6, 2. ZHOU, K.; DOYLE, J. C.; GLOVER, K. Robust and Optimal Control. [S.l.]: Prentice-Hall, Anexo A = 264 As matrizes do modelo linear usado na síntese do controlador foram as seguintes: 3.24e- 4.63e e e-24.e e 22.36e+.689e-.2998e e-23.96e e e 2.934e e-2.74e-2.487e e e e e+ 8.93e e e e-.379e e e e e e e-24.83e-2.364e e-.478e-.e+ 9.97e e-22.e+.4984e e-22 () 37 2
13 B = C = D = e-.494e e e e-2 37.e+.e+.4984e-22.e e e e-22.e+.27e-2 2.e+ 7 (6) 37 (7) [ ] S u = 8 /3 π /2 (9) 8 π S x = 8 π (2) 8 π 8 π 8 π S y = 8 π (2) π 8 As funções de ponderação usadas foram: W i = I 2 2 W d = I 4 4 W n = I 4 4 W model = I 4 4 (22) (8) W Sφ = s s s s s s W Sθ = s s s s s s W S ψ = s3 +.32s s s s 2 +.7s W Sż = s3 +.2s s + 7. s s s +.93 (23) W Tφ = s + W Tθ =.74.4s + W T ψ = s + W Tż = s + (24) s s W Cδr = e-8s e-3s s s W Cδs = e-8s e-3s (2) W Sφ W S = W Sθ W S ψ W Sż [ ] WCδr W C = W Cδs W T = W Tφ W Tθ W T ψ W Tż (26).76 s+.2.6 R = s s+.2 (28) s+. (27) 3
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