呂云飛,張鵬軍,2,郭 威,寇虎虎

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,太原 030051; 2.重慶建設(shè)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司,重慶 400054)

0 引言

小口徑火炮在短時(shí)間內(nèi)形成連續(xù)彈幕,利用火力壓制空中危險(xiǎn)目標(biāo),但連續(xù)彈幕的形成需要可靠的快速供補(bǔ)彈系統(tǒng)。小口徑火炮快速補(bǔ)彈系統(tǒng)(以下簡稱為快速補(bǔ)彈系統(tǒng))將補(bǔ)給彈倉出彈口與彈鼓進(jìn)彈口通過長行程軟導(dǎo)引連接,軟導(dǎo)引內(nèi)部的閉式柔性彈鏈在彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)同步驅(qū)動(dòng)下高速運(yùn)動(dòng),彈藥通過閉式彈鏈在補(bǔ)給彈倉和彈鼓中完成傳輸,當(dāng)兩臺(tái)電機(jī)正轉(zhuǎn)時(shí)彈藥從彈倉傳送至彈鼓,反轉(zhuǎn)時(shí)則彈藥由彈鼓退回至彈倉。在快速補(bǔ)彈系統(tǒng)工作中,會(huì)出現(xiàn)因外界或者機(jī)械結(jié)構(gòu)等因素導(dǎo)致的負(fù)載連續(xù)波動(dòng)的情況,此情況會(huì)間接通過電機(jī)的轉(zhuǎn)速以及轉(zhuǎn)矩波動(dòng)表現(xiàn)出來[1]。若雙電機(jī)系統(tǒng)的同步性較差,電機(jī)轉(zhuǎn)速或轉(zhuǎn)矩的不同步使得輸出轉(zhuǎn)矩偏差較大,系統(tǒng)不能及時(shí)對(duì)此偏差進(jìn)行修正,偏差的累積會(huì)使快速補(bǔ)彈系統(tǒng)造成損壞[2]。因此,針對(duì)快速補(bǔ)彈系統(tǒng)中雙電機(jī)同步控制策略開展了研究。

在傳統(tǒng)電機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)中,需要采用合適的控制算法,使電機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)速在受到一定的外部擾動(dòng)后仍會(huì)快速回歸到參考轉(zhuǎn)速。目前使用的控制算法有傳統(tǒng)的PID控制[3]、自適應(yīng)控制[4]、模糊控制[5]、滑?？刂芠6]以及自抗擾控制[7]等。為了提高雙電機(jī)系統(tǒng)抗干擾性以及同步性,國內(nèi)外學(xué)者做了多方面的研究:文獻(xiàn)[8]中提出了一種基于滑?？刂频慕徊骜詈峡刂撇呗?提高了雙電機(jī)系統(tǒng)在外部干擾下的同步精度?；？刂剖且环N非線性控制,具有很強(qiáng)的魯棒性,但其存在抖振現(xiàn)象,如何消除抖振是近幾年研究的熱點(diǎn)[9]。文獻(xiàn)[10]提出了一種簡單的模糊PI控制器,采用了速度誤差負(fù)反饋同步驅(qū)動(dòng)控制策略,通過仿真得到同步誤差為0.5 r/min,但PID控制是一種線性控制器,在非線性系統(tǒng)中,其控制精度會(huì)有所下降[11];文獻(xiàn)[12]提出一種基于模糊邏輯的交叉耦合控制算法,改進(jìn)的交叉耦合控制通過模糊控制器動(dòng)態(tài)調(diào)整耦合反饋系數(shù),顯著提高了啟動(dòng)階段的同步性能,將同步誤差控制在0.1 r/min附近。但其算法復(fù)雜,很難應(yīng)用于實(shí)際工程中,且文中并未搭建實(shí)物測試平臺(tái),僅在軟件中驗(yàn)證了控制策略的可行性;文獻(xiàn)[13]針對(duì)大口徑榴彈炮裝填系統(tǒng)傳統(tǒng)的齒隙問題,提出一種模型預(yù)測控制改善雙電機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能,并通過構(gòu)成的實(shí)驗(yàn)臺(tái)上對(duì)所提方案進(jìn)行了驗(yàn)證。但是文中所提到的控制算法在低速情況下更為精確。文獻(xiàn)[14]針對(duì)間接矩陣變換器饋電雙電機(jī)系統(tǒng)開環(huán)同步問題,提出一種經(jīng)濟(jì)與模型預(yù)測的雙電機(jī)同步控制策略,通過仿真以及試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了策略的有效性以及可行性,但文中的轉(zhuǎn)速過低,當(dāng)轉(zhuǎn)速過高時(shí)無法確定系統(tǒng)的穩(wěn)定性。自抗擾控制是在PID的基礎(chǔ)上提出的一種無模型控制方法,其特點(diǎn)是將模型之外的參數(shù)變化以及外部干擾均視為系統(tǒng)之外的擾動(dòng),利用狀態(tài)觀測器對(duì)擾動(dòng)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測,最后將監(jiān)測的擾動(dòng)變化量反饋到輸出信號(hào)中,從而將被控對(duì)象轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)模型,在實(shí)際應(yīng)用中具有很強(qiáng)的魯棒性。

針對(duì)快速補(bǔ)彈系統(tǒng)中存在的負(fù)載擾動(dòng)而使柔性彈鏈出現(xiàn)鏈速波動(dòng)問題,開展了基于自抗擾控制的雙電機(jī)同步控制策略研究。本文結(jié)構(gòu)安排如下:首先對(duì)小口徑火炮快速補(bǔ)彈系統(tǒng)柔性彈鏈動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行分析,并建立數(shù)學(xué)模型;之后對(duì)電機(jī)以及自抗擾控制系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)學(xué)建模,搭建基于自抗擾的控制的雙電機(jī)交叉耦合同步控制系統(tǒng);然后利用Simulink仿真以及實(shí)際測試驗(yàn)證所提算法的有效性,最后對(duì)本文的研究做出結(jié)論。

1 柔性彈鏈傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型

彈鏈?zhǔn)怯蓮棅A鏈節(jié)和鏈輪組成的閉合結(jié)構(gòu),多節(jié)剛性鏈節(jié)通過銷軸級(jí)聯(lián)而成,在圖1中鏈節(jié)與鏈輪的嚙合部分會(huì)形成一個(gè)多邊形結(jié)構(gòu)[15]。

圖1 彈鏈等效模型

多邊形效應(yīng)造成滾子和鏈輪在嚙合點(diǎn)位置發(fā)生剛性碰撞,尤其在高速情況下,因碰撞產(chǎn)生的動(dòng)載荷對(duì)于鏈條速度穩(wěn)定性具有很大影響,嚴(yán)重時(shí)會(huì)使鏈條脫落甚至斷裂[16]。當(dāng)快速補(bǔ)彈系統(tǒng)存在干擾時(shí),彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)會(huì)存在一個(gè)不穩(wěn)定的轉(zhuǎn)速差,使得彈鏈產(chǎn)生緊邊與松邊。為了便于進(jìn)行物理狀態(tài)分析,將快速補(bǔ)彈系統(tǒng)中柔性彈鏈傳動(dòng)模型進(jìn)行簡化,如圖2所示。

圖2 彈鏈傳動(dòng)模型

圖2為簡化后的快速補(bǔ)彈系統(tǒng)的柔性彈鏈等效模型,ω1、ω2為電機(jī)1與電機(jī)2的機(jī)械角速度,r1、r2為簡化齒輪的半徑。在構(gòu)建彈鏈傳動(dòng)簡化模型時(shí),并未將減速器考慮在內(nèi),電機(jī)與齒輪之間通過彈性連接桿連接,即電機(jī)的速度與簡化齒輪速度存在一定的誤差。

1.1 同步電機(jī)數(shù)學(xué)模型

在不影響模型精度的情況下,為了方便分析以及建立永磁同步電機(jī)數(shù)學(xué)模型,提出以下3點(diǎn)假設(shè)[17]:

1) 忽略電機(jī)鐵芯的飽和。

2) 不計(jì)電機(jī)中的渦流損耗與磁滯損耗。

3) 電機(jī)中的電流為對(duì)稱的三相電流。

基于上述假設(shè),永磁同步電機(jī)在d-q軸旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型為

(1)

式中:ud、uq分別為定子電壓的d-q軸分量;id、iq分別為定子電流的d-q軸分量;R是定子電阻;ψd、ψq分別為定子磁鏈的d-q軸分量;ωe為電角速度;Ld、Lq分別為d-q軸電感分量;ψf為永磁體磁鏈,Te為電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩,pn為電機(jī)的極對(duì)數(shù)。

從電機(jī)的數(shù)學(xué)表達(dá)式中可以看出,id與iq之間存在很強(qiáng)的耦合關(guān)系,為了更好的對(duì)電機(jī)進(jìn)行控制,經(jīng)常采用id=0控制來實(shí)現(xiàn)對(duì)id與iq進(jìn)行解耦。此時(shí)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩方程為

(2)

電機(jī)運(yùn)動(dòng)方程為

(3)

式中:J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;TL為負(fù)載轉(zhuǎn)矩;B為阻尼系數(shù);ωr為電機(jī)的機(jī)械角速度。

1.2 雙電機(jī)傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型

如圖2所示柔性彈鏈傳動(dòng)模型,對(duì)電機(jī)1以及電機(jī)2建立傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型。由1.1所述單電機(jī)數(shù)學(xué)模型可以得出雙電機(jī)傳動(dòng)運(yùn)動(dòng)方程為

(4)

式中:ω1、ω2為電機(jī)1與電機(jī)2的機(jī)械角速度;J1、J2為電機(jī)1與電機(jī)2的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;pn1、pn2為電機(jī)1與電機(jī)2的極對(duì)數(shù);Te1、Te2為電機(jī)1與電機(jī)2的電磁轉(zhuǎn)矩;B1、B2為電機(jī)1與電機(jī)2的阻尼系數(shù);TL1、TL2為電機(jī)1與電機(jī)2的負(fù)載轉(zhuǎn)矩。其中,TL1、TL2數(shù)學(xué)表達(dá)式如下

(5)

式中:Kt1、Kt2為簡化連接桿的剛度系數(shù);c1、c2為簡化連接桿的阻尼系數(shù);θ1、θ2為電機(jī)1與電機(jī)2轉(zhuǎn)動(dòng)的機(jī)械角度;θt1、θt2為簡化齒輪轉(zhuǎn)動(dòng)的機(jī)械角度。

2 基于自抗擾控制器的雙電機(jī)同步控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

2.1 轉(zhuǎn)速環(huán)ADRC設(shè)計(jì)

在電機(jī)控制系統(tǒng)中,電機(jī)轉(zhuǎn)速是需要實(shí)時(shí)監(jiān)控的控制量,是評(píng)價(jià)電機(jī)系統(tǒng)的重要指標(biāo)之一。ADRC的特點(diǎn)是對(duì)被控對(duì)象的數(shù)學(xué)模型依賴程度不高,對(duì)系統(tǒng)中已知或未知的擾動(dòng)有很好的抗干擾能力。以電機(jī)1為例,由式(2)以及式(3)可以得到下式

(6)

式中:iq1為電機(jī)1的q軸電流;ψf1為電機(jī)1的永磁體磁鏈。對(duì)(6)整理后可以得到下式

(7)

式中:b1=3pn1ψf1/2J1;a1(t)=-(TL1+B1ω1)/J1,視為系統(tǒng)的總擾動(dòng)量。搭建ADRC速度環(huán)如圖3所示。

圖3 速度環(huán)ADRC組成

自抗擾控制器主要有3部分組成,分別是跟蹤微分器(tracking differentiator,TD)、非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器(nonlinear extended state observer,NLESO)、非線性狀態(tài)誤差反饋(nonlinear state error feedback law,NLSEF)。跟蹤微分器的作用是事先安排過渡過程,提取輸入信號(hào)及其微分信號(hào),解決PID超調(diào)性以及極速性之間的矛盾;非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器的作用是實(shí)時(shí)監(jiān)測系統(tǒng)內(nèi)外擾動(dòng),并用適當(dāng)?shù)姆椒ㄟM(jìn)行補(bǔ)償;非線性狀態(tài)誤差反饋的作用是對(duì)跟蹤微分器以及非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器輸出的狀態(tài)變量之間的估計(jì)誤差組成非線性誤差反饋組合,得到誤差反饋控制量,提升系統(tǒng)的控制性能[18]。

2.1.1跟蹤微分器設(shè)計(jì)

對(duì)永磁同步電機(jī)控制系統(tǒng)中輸入的速度信號(hào)進(jìn)行過度處理[19],得到如下表達(dá)式

(8)

式中:n*為系統(tǒng)的參考轉(zhuǎn)速;z1為跟蹤微分器輸出的過渡信號(hào);e0為誤差信號(hào);r為跟蹤因子,r的值越大跟蹤速度越快,但是過大會(huì)導(dǎo)致超調(diào)量增加;fal為最優(yōu)控制函數(shù),其定義如下[20]

(9)

式中:α為跟蹤因子;δ為濾波因子,在本文中所出現(xiàn)的α0、α1、α2均為跟蹤因子;δ0、δ1、δ2均為濾波因子,在下文中將不對(duì)以上參數(shù)進(jìn)行說明。

2.1.2非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器設(shè)計(jì)

非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器是自抗擾控制器的核心組成部分,其根本目的是估計(jì)系統(tǒng)內(nèi)部以及外部的擾動(dòng)值,并在反饋中給予補(bǔ)償,利用補(bǔ)償?shù)姆椒ㄏ龜_動(dòng)對(duì)系統(tǒng)的影響,從而使整個(gè)系統(tǒng)具有較強(qiáng)的抗干擾性[21]?；赑MSM速度環(huán)的非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器設(shè)計(jì)設(shè)計(jì)如下

(10)

式中:ωr為實(shí)際輸出轉(zhuǎn)速;z2為實(shí)際輸出轉(zhuǎn)速n的觀測值;e1為實(shí)際輸出轉(zhuǎn)速n與觀測值z2的誤差信號(hào);z3為系統(tǒng)總擾動(dòng)的估計(jì)值,β1、β2為非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器輸出誤差校正增益,取值過大會(huì)導(dǎo)致擴(kuò)張狀態(tài)觀測器的輸出振蕩發(fā)散,同時(shí)產(chǎn)生高頻噪聲信號(hào);u為系統(tǒng)的控制量,b0為補(bǔ)償因子。

2.1.3非線性狀態(tài)誤差反饋設(shè)計(jì)

非線性狀態(tài)誤差反饋在在抗擾系統(tǒng)中起到數(shù)據(jù)整合的作用,其將跟蹤微分器以及非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器輸出的估計(jì)誤差以及非線性擴(kuò)張狀態(tài)觀測器輸出的擾動(dòng)補(bǔ)償量整和成控制量,提升系統(tǒng)的穩(wěn)定性[22]。基于PMSM速度環(huán)的非線性狀態(tài)誤差反饋設(shè)計(jì)設(shè)計(jì)如下:

(11)

式中:u0為輸出補(bǔ)償量;b為補(bǔ)償因子;k為調(diào)節(jié)器增益。最后得到基于速度環(huán)的永磁同步電機(jī)控制系統(tǒng)如圖4。

圖4 永磁電機(jī)矢量控制系統(tǒng)框圖

2.2 交叉耦合控制器設(shè)計(jì)

雙電機(jī)同步控制器采用基于滑模變結(jié)構(gòu)的交叉耦合控制策略。2個(gè)電機(jī)的輸出信號(hào)經(jīng)過耦合后將輸出的誤差信號(hào)傳遞給交叉耦合控制器,交叉耦合控制器將所得到的誤差信號(hào)按照某種關(guān)系分別補(bǔ)償?shù)诫姍C(jī)控制器的最輸入信號(hào)之中,達(dá)到減小誤差,提高精度的作用。雙電機(jī)交叉耦合同步控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖如圖5所示。圖中K1、K2為增益,TL1、TL2為負(fù)載轉(zhuǎn)矩。

圖5 交叉耦合控制系統(tǒng)框圖

考慮到永磁同步電機(jī)是一個(gè)二階單輸入單輸出的非線性控制系統(tǒng),在本文中i=1,2。則定義永磁同步電機(jī)系統(tǒng)狀態(tài)變量為如下形式:

(12)

結(jié)合式(12)以及式(3),得到狀態(tài)變量方程為

(13)

其中:b=3pnψf/2J,h=TL/J;d=B/J。永磁同步電機(jī)的全局快速終端滑模面為:

(14)

其中,α、β、p、q為滑模結(jié)構(gòu)的系數(shù),α、β>0,p、q為正奇數(shù),為了避免奇異性的出現(xiàn),一般認(rèn)為,q

根據(jù)式(12)以及式(13)定義,假設(shè)2個(gè)電機(jī)的轉(zhuǎn)速同步誤差信號(hào)為

δ=ω1-ω2=x21-x11

(15)

二階滑模控制律的滑模面定義為

(16)

將式(15)代入式(16),滑模面可以簡化為下式:

(17)

由于q

τ=s2-s1

(18)

此時(shí)滑?？刂坡蕿?/p>

(19)

通過上述分析,在Matlab/Simulink建立基于ADRC的雙電機(jī)同步控制系統(tǒng),為了便于分析以及對(duì)比,同時(shí)在Matlab/Simulink建立基于PI的雙電機(jī)同步控制系統(tǒng),除了控制系統(tǒng)不同外,其余基本相同,圖6給出了基于ADRC的雙電機(jī)同步控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。

圖6 基于ADRC雙電機(jī)同步控制系統(tǒng)

3 仿真分析及試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 仿真分析

電機(jī)參數(shù)如表1所示。在Simulink搭建ADRC控制器參數(shù)如表2所示。

表1

表2 ADRC控制器參數(shù)

設(shè)定雙電機(jī)系統(tǒng)平衡后速度為1 000 r/min,并且在PMSM1與PMSM2運(yùn)行一段時(shí)間后分別加入了5 N·m與-5 N·m的負(fù)載轉(zhuǎn)矩。圖7、圖8分別表示在PI控制下以及ADRC控制下雙電機(jī)同步曲線。

圖7 PI控制策略下雙電機(jī)速度曲線

圖8 ADRC策略下雙電機(jī)速度曲線

如圖9所示,采用ADRC策略的雙電機(jī)最大同步誤差為0.5 r/min,在7 ms時(shí)同步誤差收斂到0;而采用PI控制策略的雙電機(jī)最大同步誤差為32 r/min,在35 ms時(shí)同步誤差收斂到0。

圖9 速度誤差曲線

如圖10為雙電機(jī)在運(yùn)行工作中的位置差曲線,采用ADRC策略的雙電機(jī)位置差最大為0.36°,在外部負(fù)載的干擾下依然慢慢收斂于0,使用PI策略的位置差最大為1.5°,與ADRC控制策略相比,抗干擾性較差。

圖10 位置誤差曲線

綜上所述,采用ADRC策略所得到的同步誤差較小,轉(zhuǎn)速誤差最大為0.5 r/min,位置誤差最大為0.36°,采用PI策略的同步效果略差一些。

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證及分析

為了驗(yàn)證本文中所提雙電機(jī)同步控制算法的有效性,建立雙電機(jī)同步測試平臺(tái),進(jìn)行了2次實(shí)驗(yàn),分別采用PI策略與ADRC策略。實(shí)驗(yàn)過程首先將補(bǔ)給彈倉中彈藥輸送至火炮彈鼓,然后再將彈藥全部返回到補(bǔ)給彈倉,測試數(shù)據(jù)如圖11所示。

圖11 不同控制策略下單電機(jī)轉(zhuǎn)速曲線對(duì)比

圖11中為彈鼓電機(jī)與彈倉電機(jī)在補(bǔ)彈和退彈時(shí)的速度曲線,分別采用PI控制與ADRC控制,通過PI控制的彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)會(huì)有一定的超調(diào)量,在短時(shí)間內(nèi)會(huì)恢復(fù)至2 400 r/min。并且電機(jī)在運(yùn)行中,由于負(fù)載一直處于變化之中,在運(yùn)行時(shí)會(huì)存在負(fù)載波動(dòng),圖11中已標(biāo)出某個(gè)時(shí)間的彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)的轉(zhuǎn)速波動(dòng)曲線,其中采用PI控制的彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)轉(zhuǎn)速變化較大,最大值為53 r/min;而采用ADRC控制的彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)轉(zhuǎn)速變化較小,最大值為10 r/min(由于采樣率低,圖中并不是平滑曲線)。2種控制方式下的彈倉電機(jī)與彈鼓電機(jī)同步誤差如圖12所示。

圖12 實(shí)測雙電機(jī)轉(zhuǎn)速誤差

從圖12可以看出,采用PI控制的轉(zhuǎn)速誤差較大,最大值為9 r/min,采用ADRC控制的轉(zhuǎn)速誤差較小,最大值為1 r/min。

如圖13所示,在補(bǔ)彈和退彈過程中彈鼓電機(jī)和彈倉電機(jī)的轉(zhuǎn)角偏差較小,當(dāng)補(bǔ)彈和退彈裝填切換時(shí),轉(zhuǎn)角偏差量達(dá)到25°,主要是由于鏈?zhǔn)絺鲃?dòng)中松邊與緊邊的切換產(chǎn)生的。從圖中可以看出,采用PI策略雙電機(jī)的位置誤差較大,為1.6°,采用ADRC策略的雙電機(jī)位置誤差為0.5°。

圖13 雙電機(jī)位置偏差曲線

結(jié)合圖11—圖13,采用ADRC控制的快速補(bǔ)彈系統(tǒng),在負(fù)載發(fā)生變化時(shí),可以及時(shí)對(duì)轉(zhuǎn)速進(jìn)行調(diào)整,縮小與穩(wěn)定速度的誤差,使系統(tǒng)具有較強(qiáng)的抗干擾性;采用ADRC與滑模相結(jié)合的同步控制方式,雙電機(jī)具有較強(qiáng)的同步性。

4 結(jié)論

以小口徑火炮快速補(bǔ)彈系統(tǒng)中電機(jī)同步性能為研究對(duì)象,建立快速補(bǔ)彈系統(tǒng)中柔性彈鏈傳動(dòng)數(shù)學(xué)模型,構(gòu)建ADRC控制器以及基于滑模的交叉耦合控制器;在Simulink對(duì)雙電機(jī)同步系統(tǒng)進(jìn)行建模,對(duì)同步算法進(jìn)行了分析驗(yàn)證,最后通過試驗(yàn)驗(yàn)證策略的可行性。得到以下結(jié)論:

1) 在補(bǔ)彈過程中,系統(tǒng)中存在的負(fù)載波動(dòng)會(huì)使電機(jī)轉(zhuǎn)速存在波動(dòng),采用ADRC控制策略,彈倉以及彈鼓電機(jī)的轉(zhuǎn)速波動(dòng)較小,具有一定的抗干擾性。

2) 將ADRC與采用滑模的交叉耦合控制器相結(jié)合,可以提高雙電機(jī)系統(tǒng)的同步精度和抗干擾性。

3) 由于本文所涉及的補(bǔ)彈系統(tǒng)較為復(fù)雜,不能對(duì)其進(jìn)行準(zhǔn)確建模,所以未能將模型與Smulink進(jìn)行聯(lián)合仿真驗(yàn)證,在后續(xù)的研究中,將重點(diǎn)對(duì)此進(jìn)行研究。