JPH0198724A - 振動制御装置 - Google Patents
振動制御装置Info
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- JPH0198724A JPH0198724A JP25476187A JP25476187A JPH0198724A JP H0198724 A JPH0198724 A JP H0198724A JP 25476187 A JP25476187 A JP 25476187A JP 25476187 A JP25476187 A JP 25476187A JP H0198724 A JPH0198724 A JP H0198724A
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Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
- F16F15/00—Suppression of vibrations in systems; Means or arrangements for avoiding or reducing out-of-balance forces, e.g. due to motion
- F16F15/02—Suppression of vibrations of non-rotating, e.g. reciprocating systems; Suppression of vibrations of rotating systems by use of members not moving with the rotating systems
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- Mechanical Engineering (AREA)
- Buildings Adapted To Withstand Abnormal External Influences (AREA)
- Vehicle Body Suspensions (AREA)
- Vibration Prevention Devices (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
(産業上の利用分野)
本発明は、建造物あるいは走行装置の支持装置における
、外力または外乱(路面)の影響などにより生ずる振動
を抑制するための振動制御装置に間するものである。
、外力または外乱(路面)の影響などにより生ずる振動
を抑制するための振動制御装置に間するものである。
(従来の技術およびその問題点)
従来より、振動制御装置としては、外力または外乱に対
してサスペンション外部より油圧源等の圧力を用いて強
制的に大きなエネルギーを与え振動を制御するアクティ
ブ制御型装置や、振動状態を識別してその出力により予
め設定した2〜3段の設定減衰特性の中から適当なもの
を選択し、わずかなエネルギーを用いて減衰力特性を変
え、振動の抑制効果を制御するセミアクティブ制御型装
置や、外力または外乱等の状態に対して、必要に応じて
サスペンション外部に設けた油圧源から一部のエネルギ
ーを導いてバネ上fi@jiを抑制するパートアクティ
ブ制御型装置がある。
してサスペンション外部より油圧源等の圧力を用いて強
制的に大きなエネルギーを与え振動を制御するアクティ
ブ制御型装置や、振動状態を識別してその出力により予
め設定した2〜3段の設定減衰特性の中から適当なもの
を選択し、わずかなエネルギーを用いて減衰力特性を変
え、振動の抑制効果を制御するセミアクティブ制御型装
置や、外力または外乱等の状態に対して、必要に応じて
サスペンション外部に設けた油圧源から一部のエネルギ
ーを導いてバネ上fi@jiを抑制するパートアクティ
ブ制御型装置がある。
しかしながら、これら従来の振動制御装置は、アクティ
ブ制御型装置では常に油圧源の圧力を用いてサスペンシ
ョンに作用する制御力を制御する必要があり、また油圧
源で消費するエネルギーが大きく、また油圧源を構成す
るポンプ、タンク蓄圧アキュームレータ等の部品点数の
増加により大型になり、コストが高くなるという問題が
あった。
ブ制御型装置では常に油圧源の圧力を用いてサスペンシ
ョンに作用する制御力を制御する必要があり、また油圧
源で消費するエネルギーが大きく、また油圧源を構成す
るポンプ、タンク蓄圧アキュームレータ等の部品点数の
増加により大型になり、コストが高くなるという問題が
あった。
また、セミアクティブ制御型装置では、不連続制御方式
であるので、振動を抑制する効果はあっても種々の外力
または外乱を考慮した最適な目標制御力を作用させて最
適な減衰力特性制御力を作用させるために最適な減衰力
特性制御するものではなく、扇動を充分に抑制できない
という問題があった。更に、パートアクティブ制御型装
置では、目標制御力の一部を外部から付加するにすぎな
いので、充分な振動制御が図れず、しかも不連続制御で
あるため高い周波数の細かな振動に対しては追従できな
いという問題があった。
であるので、振動を抑制する効果はあっても種々の外力
または外乱を考慮した最適な目標制御力を作用させて最
適な減衰力特性制御力を作用させるために最適な減衰力
特性制御するものではなく、扇動を充分に抑制できない
という問題があった。更に、パートアクティブ制御型装
置では、目標制御力の一部を外部から付加するにすぎな
いので、充分な振動制御が図れず、しかも不連続制御で
あるため高い周波数の細かな振動に対しては追従できな
いという問題があった。
要するに、従来装置の主たる問題点は、セミアクティブ
制御とパートアクティブ制御を用いた装置では振動抑制
のための全制御力を制御するものではなく、ねらいに対
して全制御力の一部である制御対象を不連続で制御する
ものであるため、完全に制御できなかったことであり、
一方、アクティブ制御を用いた装置においてはねらい通
りに振動抑制に必要な制御力を直接制御できるが、制御
のために常時大動力が必要であり装置が大がかりになる
ことであった。
制御とパートアクティブ制御を用いた装置では振動抑制
のための全制御力を制御するものではなく、ねらいに対
して全制御力の一部である制御対象を不連続で制御する
ものであるため、完全に制御できなかったことであり、
一方、アクティブ制御を用いた装置においてはねらい通
りに振動抑制に必要な制御力を直接制御できるが、制御
のために常時大動力が必要であり装置が大がかりになる
ことであった。
本願発明者は、かかる従来技術の問題点に鑑み、先に、
これら問題を解決した振動制御装置を開発した(特開昭
62−108319号)。この振動制御装置は、第2図
に示す如く、振動体を支えるサスペンションの特性に影
響を与える物理量を検出するとともに、サスペンション
の動きを示す状態量を検出する状態検出手段■と、状態
検出手段■の出力である物理量および状態量からサスペ
ンションに働く外力または外乱を考慮して最適な目標制
御力を演算する目標制御力演算手段■1と、状態検出手
段Iが検出した物理量に対応した検出制御力を演算する
検出制御力演算手段■2と、目標制御力と検出制御力と
の偏差を演算する偏差演算手段■3とからなる制御手段
■と、前記制御手段■の出力である開制御力の偏差信号
をパワー増幅する駆動手段■と、パワー増幅された出力
に基づきサスペンションに働く外力または外乱を考慮し
た目標制御力に対する現実の検出した制御力の偏差に応
じた制御力を等価的に発生すべくサスペンションの特性
を連続的に可変制御するアクチュエータ手段■とを具備
し、サスペンションに働く外力または外乱を考慮した目
標制御力と検出した制御力との差に応じた制御力を等価
的に発生するようにサスペンションの特性を連続的に可
変制御するので、結果的にサスペンションに目標制御力
を等価的に付加することにより振動を抑制するようにし
た振動制御装置である。
これら問題を解決した振動制御装置を開発した(特開昭
62−108319号)。この振動制御装置は、第2図
に示す如く、振動体を支えるサスペンションの特性に影
響を与える物理量を検出するとともに、サスペンション
の動きを示す状態量を検出する状態検出手段■と、状態
検出手段■の出力である物理量および状態量からサスペ
ンションに働く外力または外乱を考慮して最適な目標制
御力を演算する目標制御力演算手段■1と、状態検出手
段Iが検出した物理量に対応した検出制御力を演算する
検出制御力演算手段■2と、目標制御力と検出制御力と
の偏差を演算する偏差演算手段■3とからなる制御手段
■と、前記制御手段■の出力である開制御力の偏差信号
をパワー増幅する駆動手段■と、パワー増幅された出力
に基づきサスペンションに働く外力または外乱を考慮し
た目標制御力に対する現実の検出した制御力の偏差に応
じた制御力を等価的に発生すべくサスペンションの特性
を連続的に可変制御するアクチュエータ手段■とを具備
し、サスペンションに働く外力または外乱を考慮した目
標制御力と検出した制御力との差に応じた制御力を等価
的に発生するようにサスペンションの特性を連続的に可
変制御するので、結果的にサスペンションに目標制御力
を等価的に付加することにより振動を抑制するようにし
た振動制御装置である。
この振動制御装置は、最適な目標制御力から物理量fに
間する力を抽出し、その物理量を制御することにより、
従来の振動制御装置に比べ、外力または外乱を考慮して
きめ細かに物理量fが制御でき、かつエネルギー消費を
おさえ、構成を簡単にし、動力源、配管等の重量、スペ
ース、コストを低減するものである。
間する力を抽出し、その物理量を制御することにより、
従来の振動制御装置に比べ、外力または外乱を考慮して
きめ細かに物理量fが制御でき、かつエネルギー消費を
おさえ、構成を簡単にし、動力源、配管等の重量、スペ
ース、コストを低減するものである。
(発明が解決しようとする問題点)
しかしながら、この装置では、サスペンション特性を連
続的に変えるための最適な目標制御力を得るために必要
なサスペンションの動きを示す状態量と、サスペンショ
ン特性に影響を与える物理量を総て検出しなければなら
なかった。そのために、センサを多数必要とし、多数の
信号線を必要とするので信号線が長くなり、ノイズの混
入の可能性が大となって精度が低下する。また、それに
伴うセンサの信頼性確保が要求され、コスト高になると
いう不具合があった。また、センサの劣化や故障によっ
て最適目標制御力が得られないまま制御が行なわれると
、著しく乗心地や走行安定性が損なわれるという問題が
あった。
続的に変えるための最適な目標制御力を得るために必要
なサスペンションの動きを示す状態量と、サスペンショ
ン特性に影響を与える物理量を総て検出しなければなら
なかった。そのために、センサを多数必要とし、多数の
信号線を必要とするので信号線が長くなり、ノイズの混
入の可能性が大となって精度が低下する。また、それに
伴うセンサの信頼性確保が要求され、コスト高になると
いう不具合があった。また、センサの劣化や故障によっ
て最適目標制御力が得られないまま制御が行なわれると
、著しく乗心地や走行安定性が損なわれるという問題が
あった。
そこで本発明では、上記の問題点を解決することを目的
とする。すなわち、最適目標制御力を算出するのに必要
な諸量を必要最小限の数の検出器により得て、構成の簡
単化をはかるとともに、信頼性を確保し、安定な制御を
行なうことを目的とする。
とする。すなわち、最適目標制御力を算出するのに必要
な諸量を必要最小限の数の検出器により得て、構成の簡
単化をはかるとともに、信頼性を確保し、安定な制御を
行なうことを目的とする。
(問題点を解決するための手段)
本発明の振動制御装置は、第1図に示すように、撮動体
を支えるサスペンションの動きを示す状態量を検出する
状態検出手段Iと、前記状態検出手段■が出力する状態
量出力信号に基づきサスペンション特性に影響を与える
物理量を推定するとともに前記物理量の推定量に対応し
た制御力を得る制御力推定手段112’と、前記状態検
出手段Iが出力する状態量出力信号に基づき目標制御力
を得るに必要な他の状態量を推定する状態量推定手段■
oと、前記状態検出手段■が出力する状態量出力信号と
前記状態量推定手段■。が出力する状態推定量と前記制
御力推定手段II2’が出力する推定制御力信号からサ
スペンションに働く外力または外乱を考慮して最適な目
標制御力を演算する目標制御力演算手段■1と、前記目
標制御力演算手段■1が出力する目標制御力と前記制御
力推定手段II2’が出力する推定制御力との偏差を演
算する偏差演算手段■3とからなる制御手段■と、前記
制御手段■の出力である開制御力の偏差信号をパワー増
幅する駆動手段■と、 パワー増幅された出力に基づきサスペンションに働く外
力または外乱を考慮した目標制御力に対する制御力推定
手段I[2’が出力する推定制御力の偏差に応じた制御
力を等価的に発生すべくサスペンションの特性を連続的
に可変制御するアクチュエータ手段■とを具備し、サス
ペンションに働く外力または外乱を考慮した目標制御力
と制御力推定手段が出力する推定制御力との差に応じた
制御力を等価的に発生するようにサスペンションの特性
を連続的に可変制御して、結果的にサスペンションに目
標制御力を等価的に付加することにより振動を抑制する
ものである。
を支えるサスペンションの動きを示す状態量を検出する
状態検出手段Iと、前記状態検出手段■が出力する状態
量出力信号に基づきサスペンション特性に影響を与える
物理量を推定するとともに前記物理量の推定量に対応し
た制御力を得る制御力推定手段112’と、前記状態検
出手段Iが出力する状態量出力信号に基づき目標制御力
を得るに必要な他の状態量を推定する状態量推定手段■
oと、前記状態検出手段■が出力する状態量出力信号と
前記状態量推定手段■。が出力する状態推定量と前記制
御力推定手段II2’が出力する推定制御力信号からサ
スペンションに働く外力または外乱を考慮して最適な目
標制御力を演算する目標制御力演算手段■1と、前記目
標制御力演算手段■1が出力する目標制御力と前記制御
力推定手段II2’が出力する推定制御力との偏差を演
算する偏差演算手段■3とからなる制御手段■と、前記
制御手段■の出力である開制御力の偏差信号をパワー増
幅する駆動手段■と、 パワー増幅された出力に基づきサスペンションに働く外
力または外乱を考慮した目標制御力に対する制御力推定
手段I[2’が出力する推定制御力の偏差に応じた制御
力を等価的に発生すべくサスペンションの特性を連続的
に可変制御するアクチュエータ手段■とを具備し、サス
ペンションに働く外力または外乱を考慮した目標制御力
と制御力推定手段が出力する推定制御力との差に応じた
制御力を等価的に発生するようにサスペンションの特性
を連続的に可変制御して、結果的にサスペンションに目
標制御力を等価的に付加することにより振動を抑制する
ものである。
(作用)
上記構成において、状態検出手段■の出力である特定の
状態量、すなわちサスペンションに作用する制御力fを
発生させるアクチュエータ手段■の動きを示す状態fi
xsと制御力の種類に依存する状態量Xの間数として、
制御力f(Xs+X)が決まる0例えば、制御力がバネ
・−力fkの場合には、サスペンション変位をyとする
とfk(Xs。
状態量、すなわちサスペンションに作用する制御力fを
発生させるアクチュエータ手段■の動きを示す状態fi
xsと制御力の種類に依存する状態量Xの間数として、
制御力f(Xs+X)が決まる0例えば、制御力がバネ
・−力fkの場合には、サスペンション変位をyとする
とfk(Xs。
シ)として表される。また、減衰力fcの場合には、サ
スペンション速度をyとするとfC(X!+y)として
表される。したがって、状態量として!、とXが検出さ
れれば、制御力fを推定することができる。
スペンション速度をyとするとfC(X!+y)として
表される。したがって、状態量として!、とXが検出さ
れれば、制御力fを推定することができる。
また、状態検出手段■で状態量として加速度を検出する
ことにより、1階積分により速度を、2階積分により変
位を推定できる。
ことにより、1階積分により速度を、2階積分により変
位を推定できる。
以上のことから、前記目標制御力演算手段■1で求める
最適目標制御力Uの演算に必要な全ての状態量が状態検
出手段■の出力である状態Xと、状態量推定手段■。の
出力である推定状態量Xとして、また、制御力として制
御力推定手段■2′の出力である推定制御力fとして得
られるので、最適目標制御力Uが演算できるわけである
。
最適目標制御力Uの演算に必要な全ての状態量が状態検
出手段■の出力である状態Xと、状態量推定手段■。の
出力である推定状態量Xとして、また、制御力として制
御力推定手段■2′の出力である推定制御力fとして得
られるので、最適目標制御力Uが演算できるわけである
。
最適目標制御力Uが求まれば、■3で推定制御力との偏
差εを出力し、それを駆動手段■でパワー増幅し、サス
ペンションに取付けであるアクチュエータ手段■を駆動
して、サスペンション特性を連続的に最適可変制御する
。
差εを出力し、それを駆動手段■でパワー増幅し、サス
ペンションに取付けであるアクチュエータ手段■を駆動
して、サスペンション特性を連続的に最適可変制御する
。
(発明の効果)
本発明は、状態検出手段で検出する状態量に基づいて、
目標制御力を得るのに必要な他の状態量を状態量推定手
段により推定して求めるとともに、サスペンション特性
に影響を与える物理量を制御力推定手段により推定して
求めているので、目標制御力を算出するのに必要な状態
量および物理量を得るためのセンサの数を大幅に減少さ
せることができる。そのため、センサとそれに接続され
た信号線からのノイズの混入の可能性が少なくなり、信
頼性を著しく向上させることができる。また、構成が簡
単となり、コストを低減させることができる利点がある
。
目標制御力を得るのに必要な他の状態量を状態量推定手
段により推定して求めるとともに、サスペンション特性
に影響を与える物理量を制御力推定手段により推定して
求めているので、目標制御力を算出するのに必要な状態
量および物理量を得るためのセンサの数を大幅に減少さ
せることができる。そのため、センサとそれに接続され
た信号線からのノイズの混入の可能性が少なくなり、信
頼性を著しく向上させることができる。また、構成が簡
単となり、コストを低減させることができる利点がある
。
〔第1の実施態様〕
本発明の第1の実施態様は、第1図の基本構成における
制御力推定手段U 2Jが、第3図に示すように、状態
検出手段■の状態量出力信号に基づき物理量推定に必要
な2つの係数を設定する第1係数設定手段11および第
2係数設定手段12と、前記状態量出力信号を時間微分
して状態変数を算出する状態変数演算手段I3と、状態
検出手段Iが出力する状態量出力信号と前記第1係数設
定手段1!および第2係数設定手段12が出力する2つ
の係数と状態変数演算手段13が出力する状態変数によ
り推定物理量を演算する推定物理量演算手段14と、前
記推定物理量演算手段14が出力する推定物理量信号に
対応した制御力を得る推定制御力演算手段15とからな
り、状態量推定手段■。が、状態検出手段■が出力する
状態量出力信号を時間積分する第1積分手段16と、前
記第1積分手段16が出力する信号を時間積分する第2
積分手段17とからなっている。
制御力推定手段U 2Jが、第3図に示すように、状態
検出手段■の状態量出力信号に基づき物理量推定に必要
な2つの係数を設定する第1係数設定手段11および第
2係数設定手段12と、前記状態量出力信号を時間微分
して状態変数を算出する状態変数演算手段I3と、状態
検出手段Iが出力する状態量出力信号と前記第1係数設
定手段1!および第2係数設定手段12が出力する2つ
の係数と状態変数演算手段13が出力する状態変数によ
り推定物理量を演算する推定物理量演算手段14と、前
記推定物理量演算手段14が出力する推定物理量信号に
対応した制御力を得る推定制御力演算手段15とからな
り、状態量推定手段■。が、状態検出手段■が出力する
状態量出力信号を時間積分する第1積分手段16と、前
記第1積分手段16が出力する信号を時間積分する第2
積分手段17とからなっている。
作−」1
制御力推定手段I[2’においては、状態検出手段■が
出力する状態量出力信号により物理量の推定値を得るた
め、各り状態量出力信号と間数間係を持つ2つの間数値
を第1係数設定手段および第2係数設定手段より求め、
更に、前記状態検出手段■が出力する状態量出力信号を
制御周期に応して計測する信号を時間微分することによ
り状態変数を算出する状態変数演算手段13より求め、
都合前記3者より推定物理量演算手段14により物理量
の推定値を得る。この推定物理量信号により、それに対
応する制御力を推定制御力演算手段15より求めるもの
である。
出力する状態量出力信号により物理量の推定値を得るた
め、各り状態量出力信号と間数間係を持つ2つの間数値
を第1係数設定手段および第2係数設定手段より求め、
更に、前記状態検出手段■が出力する状態量出力信号を
制御周期に応して計測する信号を時間微分することによ
り状態変数を算出する状態変数演算手段13より求め、
都合前記3者より推定物理量演算手段14により物理量
の推定値を得る。この推定物理量信号により、それに対
応する制御力を推定制御力演算手段15より求めるもの
である。
状態量推定手段■。においては、状態検出手段■が出力
する状態量出力信号により、第1および第2の積分手段
16.17によって第1および第2の状態量の推定値を
得て、これらの物理量および状amの推定値と前記状態
検出手段Iの出力する状態量出力信号とから、目標制御
力を得るに必要な目標制御力演算手段■1への入力信号
を得る。
する状態量出力信号により、第1および第2の積分手段
16.17によって第1および第2の状態量の推定値を
得て、これらの物理量および状amの推定値と前記状態
検出手段Iの出力する状態量出力信号とから、目標制御
力を得るに必要な目標制御力演算手段■1への入力信号
を得る。
効−」L
以上の構成9作用を有する本第1実施態様は、状態検出
手段■の発生する出力数を格段に減じることができ、従
って、状態検出手段■を設置する場合に必ず生じる信号
入力線におけるノイズ等の量が減少するので、本制御系
を安定に作動させることができるとともに安全に制御を
続けることが可能となり、正確な制御が実現できるでき
るという利点を有する。
手段■の発生する出力数を格段に減じることができ、従
って、状態検出手段■を設置する場合に必ず生じる信号
入力線におけるノイズ等の量が減少するので、本制御系
を安定に作動させることができるとともに安全に制御を
続けることが可能となり、正確な制御が実現できるでき
るという利点を有する。
〔第2の実施態様〕
本発明の第2の実施態様は、第1図の基本構成における
状態量推定手段■。が、第4図に示すように、制御力推
定手段112’に接続してなるとともに状態検出手段■
が出力する状am出力信号が異常値であるかどうかを判
断する異常判定手段21と、前記異常判定手段21で状
態量出力信号が異常値であると判断された場合に前記制
御力推定手段II2’が出力する推定制御力を出力し、
前記異常判定手段21で状態量出力18号が異常値でな
いと判断された場合に状am出力信号を出力する信号選
択手段22と、前記信号選択手段22が出力する信号に
基づき目標制御力を得るに必要な他の状態量を推定する
状態量演算手段23とからなる。
状態量推定手段■。が、第4図に示すように、制御力推
定手段112’に接続してなるとともに状態検出手段■
が出力する状am出力信号が異常値であるかどうかを判
断する異常判定手段21と、前記異常判定手段21で状
態量出力信号が異常値であると判断された場合に前記制
御力推定手段II2’が出力する推定制御力を出力し、
前記異常判定手段21で状態量出力18号が異常値でな
いと判断された場合に状am出力信号を出力する信号選
択手段22と、前記信号選択手段22が出力する信号に
基づき目標制御力を得るに必要な他の状態量を推定する
状態量演算手段23とからなる。
九−皿
異常判定手段21では、状態検出手段Iの出力が異常値
であるか否かを判断し、その判定信号を出力する。信号
選択手段22は異常判定手段21の出力に基づき、正常
状態では状態検出手段Iの出力信号そのものに基づき、
状態量演算手段23による状態量推定演算を実施するよ
うに出力信号を出力し、異常状態では前出物理量推定量
に対応した制御力を得る制御力推定手段■2′の出力信
号を基に、状態量演算手段23による状態量推定演算を
実施するように出力信号を出力する。
であるか否かを判断し、その判定信号を出力する。信号
選択手段22は異常判定手段21の出力に基づき、正常
状態では状態検出手段Iの出力信号そのものに基づき、
状態量演算手段23による状態量推定演算を実施するよ
うに出力信号を出力し、異常状態では前出物理量推定量
に対応した制御力を得る制御力推定手段■2′の出力信
号を基に、状態量演算手段23による状態量推定演算を
実施するように出力信号を出力する。
状態量演算手段23においては、前記信号選択手段の出
力信号に応じて、その出力信号に基づき目標制御力を得
るに必要な他の状態量を推定演算する。
力信号に応じて、その出力信号に基づき目標制御力を得
るに必要な他の状態量を推定演算する。
効−一果一
以上の構成9作用により本第2実施態様は、状態検出手
段Iの出力がたとえ異常値を示し、故障した場合におい
ても、目標とする制御力を演算することが可能となり、
安定な制御を保証することができるとともに、状態検知
−器の計測可能範囲外の状態が生じても安定に制御を続
けることが可能となり、確実な制御が実現できるという
利点を有する。
段Iの出力がたとえ異常値を示し、故障した場合におい
ても、目標とする制御力を演算することが可能となり、
安定な制御を保証することができるとともに、状態検知
−器の計測可能範囲外の状態が生じても安定に制御を続
けることが可能となり、確実な制御が実現できるという
利点を有する。
(具体的実施例)
く第1実施例〉
振動制御装置は、本発明を第5図(a)に示すような、
油圧シリンダ37と気液流体バネ38との間を連通きせ
る油路または配管40の途中にオリフィス39を配設し
た自動車の気液流体サスペンション装置に適用したもの
である。ここでは、代表的に車輪のサスペンションにつ
いて、第5図ないし第7図を用いて説明する。
油圧シリンダ37と気液流体バネ38との間を連通きせ
る油路または配管40の途中にオリフィス39を配設し
た自動車の気液流体サスペンション装置に適用したもの
である。ここでは、代表的に車輪のサスペンションにつ
いて、第5図ないし第7図を用いて説明する。
本実施例の振動制御装置は、状態検出手段■と、制御手
段■と、駆動手段■と、アクチュエータ手段■とからな
る。
段■と、駆動手段■と、アクチュエータ手段■とからな
る。
その制御手段■は、状態量推定手段■oと、目標制御力
演算手段■、と、ivt御力推定手段■2′と、偏差演
算手段■3とからなり、更に符号調整手段■4とを有し
てなる。
演算手段■、と、ivt御力推定手段■2′と、偏差演
算手段■3とからなり、更に符号調整手段■4とを有し
てなる。
状態検出手段■は、第6図に示すように、サスペンショ
ンの車輪を回転可能に指示するサスペンションアーム3
2および車体フレーム33との間に挿置して相対変位を
検出するポテンショメータ31と、ポテンショメータ3
1に接続され、自動車の走行時における車軸と車体との
相対変位yを表す信号を出力するアンプ41と、アンプ
41の出力する相対変位yを微分して相対速度ジを検出
する微分器42と、サスペンション直上の車体に取付け
て加速度を検出する加速度センサ43と、加速度センサ
43に接続して電圧信号に変換するアンプ44と、変位
センサ45と、変位を表す信号を出力するアンプ46と
からなる。その変位センサ45は、第5図(b)に示す
ような、リニアアクチュエータ47とバルブボディ48
とよりなるアクチュエータ手段■において、油路40を
連続に開閉して可変オリフィスとするスブ−ル49の変
位を永久磁石50とムービングコイル51とからなる磁
気検出手段により検出するものである。
ンの車輪を回転可能に指示するサスペンションアーム3
2および車体フレーム33との間に挿置して相対変位を
検出するポテンショメータ31と、ポテンショメータ3
1に接続され、自動車の走行時における車軸と車体との
相対変位yを表す信号を出力するアンプ41と、アンプ
41の出力する相対変位yを微分して相対速度ジを検出
する微分器42と、サスペンション直上の車体に取付け
て加速度を検出する加速度センサ43と、加速度センサ
43に接続して電圧信号に変換するアンプ44と、変位
センサ45と、変位を表す信号を出力するアンプ46と
からなる。その変位センサ45は、第5図(b)に示す
ような、リニアアクチュエータ47とバルブボディ48
とよりなるアクチュエータ手段■において、油路40を
連続に開閉して可変オリフィスとするスブ−ル49の変
位を永久磁石50とムービングコイル51とからなる磁
気検出手段により検出するものである。
制御力推定手段II2’は、アンプ46から出力される
リニアアクチュエータ47のスプール変位X。
リニアアクチュエータ47のスプール変位X。
と相対速度ンより推定減衰力fcを演算する演算器52
からなっている。
からなっている。
推定減衰力fcは、可変オリフィスの前後油路の差圧Δ
pに油圧シリンダ37のピストン断面積Aを掛は合わせ
たものである。
pに油圧シリンダ37のピストン断面積Aを掛は合わせ
たものである。
fc=ΔPA ・・・・・・・・・・・・・・
・・・・・・・(1)圧力差ΔPは、可変オリフィスを
通過する流量をQとすると、次式によって与えられる。
・・・・・・・(1)圧力差ΔPは、可変オリフィスを
通過する流量をQとすると、次式によって与えられる。
ここで、a(XS):可変オリフィスのオリフィス面積
、c:可変オリフィス部の流量係数、ρ:油の密度であ
る。
、c:可変オリフィス部の流量係数、ρ:油の密度であ
る。
流量Qは、油圧シリンダ37のピストン速度、すなわち
車軸と車体との相対変位yを微分して得られる相対速度
うを用いると、次式となる。
車軸と車体との相対変位yを微分して得られる相対速度
うを用いると、次式となる。
Q=Ay ・・・・・・・・・・
・・・・・・・・・・・ (3)したがって、推定減衰
力fcは(1) 、 (2) 。
・・・・・・・・・・・ (3)したがって、推定減衰
力fcは(1) 、 (2) 。
(3)式より、次式として与えられる。
fc ”K (Xs ) y2 ・・・・・・・・・
・・・・・・・・・(4)ここで、 ρ K (xs ) = −(C−A−a (Xs ) ’
t2・・・・・・(5)である。
・・・・・・・・・(4)ここで、 ρ K (xs ) = −(C−A−a (Xs ) ’
t2・・・・・・(5)である。
しかしながら、実際の減衰力fcは流量係数Cが定数で
なくスプール変位X、に依存し、また、第5図に示すよ
うに、スプール49とバルブボディ48の環状隙間より
漏れる油によって実オリフィス面積が設計値より大きく
なること、さらに寸法公差等より(5)式のゲインK<
xs )を算定することが難しい。そこで、スプール変
位X、と相対速度yをパラメータに減衰力との関係を実
験的に調べ、実験式を導くと次式のようになる。
なくスプール変位X、に依存し、また、第5図に示すよ
うに、スプール49とバルブボディ48の環状隙間より
漏れる油によって実オリフィス面積が設計値より大きく
なること、さらに寸法公差等より(5)式のゲインK<
xs )を算定することが難しい。そこで、スプール変
位X、と相対速度yをパラメータに減衰力との関係を実
験的に調べ、実験式を導くと次式のようになる。
f c =K(、xs )・y ” 1(X”・・・・
・−−(6)^ ここで、ゲインK(xt)と指数n(xs)の特性は、
オリフィス形状設計によって異なるもので、その−例を
第7図に示す。
・−−(6)^ ここで、ゲインK(xt)と指数n(xs)の特性は、
オリフィス形状設計によって異なるもので、その−例を
第7図に示す。
状態量推定手段■。は、アンプ44の出力であるバネ上
加速度に°2信号のDC成分を除去するバイパスフィル
タ53と、その出力を積分して推定バネぐ 上達度X、を演算する第1積分器54と、その出力を積
分して推定バネ上変位x2を演算する第2積分器55と
からなる。
加速度に°2信号のDC成分を除去するバイパスフィル
タ53と、その出力を積分して推定バネぐ 上達度X、を演算する第1積分器54と、その出力を積
分して推定バネ上変位x2を演算する第2積分器55と
からなる。
目標制御力演算手段■1は、予めアクティブ制御を前提
としたモデルより求めた最適ゲインG1〜G、sと、そ
れに対応する状態信号より次式に従い最適目標制御力U
を算出するための5個の乗算器56〜60と、加算器6
1とからなる。
としたモデルより求めた最適ゲインG1〜G、sと、そ
れに対応する状態信号より次式に従い最適目標制御力U
を算出するための5個の乗算器56〜60と、加算器6
1とからなる。
ぐ
u”Gt@y+Gz” 3/+Ga” X2+G4”
X2+Gs赤fc ・・・・・・・・・・・・・・・
(7)偏差演算手段■3は、目標制御力演算手段■1よ
り出力される最適な目標制御力Uに対して制御しようと
する減衰力fcとの偏差εを算出する偏差器62からな
る。
X2+Gs赤fc ・・・・・・・・・・・・・・・
(7)偏差演算手段■3は、目標制御力演算手段■1よ
り出力される最適な目標制御力Uに対して制御しようと
する減衰力fcとの偏差εを算出する偏差器62からな
る。
符号調整手段■4は、偏差器62の出力εにサスペンシ
ョン速度ンを掛は合わせる乗算器63からなる0乗算器
63は、目標制御力Uに対する偏差εに応じて減衰力制
御を行う上で、目標制御力に対する偏差εが減衰力によ
って制御できるか否かを判別し、かつ制御可能な場合に
は減衰力の増減方向を決める信号を出力し、また、制御
不能な場合には減衰力を減少させ、零に近付ける方向に
信号出力させることである。
ョン速度ンを掛は合わせる乗算器63からなる0乗算器
63は、目標制御力Uに対する偏差εに応じて減衰力制
御を行う上で、目標制御力に対する偏差εが減衰力によ
って制御できるか否かを判別し、かつ制御可能な場合に
は減衰力の増減方向を決める信号を出力し、また、制御
不能な場合には減衰力を減少させ、零に近付ける方向に
信号出力させることである。
表および第5図(a)を用いて、乗算器63による符号
調整機能を説明する。目標制御力Uを車体に対して垂直
方向の上向きに正をとり、また、サスペンションの縮み
方向に正をとるとき、目標制御力Uと相対速度ンがとも
に同方向、例えば油圧シリンダ37のピストンが上向き
(正方向)に動き、目標制御力U信号も上向き(正方向
)である場合には、油圧シリンダ37内の油が相対速度
ンに比例してオリフィス39を通り気液流体バネ38に
流に有表 するので、そのオリフィス39の開度を制御信号により
変えろことにより、油圧シリンダ37内の圧力、すなわ
ち減衰係数を上向き(正方向)の減衰力fcの大きさを
変えることができるこの場合、偏差器62の出力εが正
(u>f()ではオリフィス開度を閉方向とし、減衰係
数を大きくして減衰力を増加させ、εが負(u<fc)
ではそれを開方向とし、減衰係数を小さくして減衰力を
減少させるような制御信号を出力すればよい。また、油
圧シリンダ37のピストンが下方向(負方向)に動き、
目標制御力U信号も下向き(負方向)である場合には、
上記とは逆に油が気液流体バネ38からオリフィスを通
り油圧シリンダ37内に流入するので、同様にオリフィ
ス開度を制御することにより、下向き(負方向)の減衰
力fcの大きさを変えることができる。この場合にも、
εが正(−u > −f c )ではオリフィス開度を
開方向とし、減衰係数を小さくして減衰力を減少させ、
εが負(−U<−rc)ではそれを閉方向とし、減衰係
数を大きくしてサスペンションに等価的に作用する減衰
力を増加させるような制御信号を出力すればよい。
調整機能を説明する。目標制御力Uを車体に対して垂直
方向の上向きに正をとり、また、サスペンションの縮み
方向に正をとるとき、目標制御力Uと相対速度ンがとも
に同方向、例えば油圧シリンダ37のピストンが上向き
(正方向)に動き、目標制御力U信号も上向き(正方向
)である場合には、油圧シリンダ37内の油が相対速度
ンに比例してオリフィス39を通り気液流体バネ38に
流に有表 するので、そのオリフィス39の開度を制御信号により
変えろことにより、油圧シリンダ37内の圧力、すなわ
ち減衰係数を上向き(正方向)の減衰力fcの大きさを
変えることができるこの場合、偏差器62の出力εが正
(u>f()ではオリフィス開度を閉方向とし、減衰係
数を大きくして減衰力を増加させ、εが負(u<fc)
ではそれを開方向とし、減衰係数を小さくして減衰力を
減少させるような制御信号を出力すればよい。また、油
圧シリンダ37のピストンが下方向(負方向)に動き、
目標制御力U信号も下向き(負方向)である場合には、
上記とは逆に油が気液流体バネ38からオリフィスを通
り油圧シリンダ37内に流入するので、同様にオリフィ
ス開度を制御することにより、下向き(負方向)の減衰
力fcの大きさを変えることができる。この場合にも、
εが正(−u > −f c )ではオリフィス開度を
開方向とし、減衰係数を小さくして減衰力を減少させ、
εが負(−U<−rc)ではそれを閉方向とし、減衰係
数を大きくしてサスペンションに等価的に作用する減衰
力を増加させるような制御信号を出力すればよい。
したがって、目標制御信号Uとサスペンション相対速度
iが同方向の時は、目標制御力Uに基づいて減衰力fC
を制御することができる。一方、目標制御力Uと相対速
度yが逆向き、例えば油圧シリンダ37のピストンが上
向き(正方向)に動き、目標制御力Uが下向き(負方向
)である場合には、油圧シリンダ37の油がオリフィス
39を介してJjc液流体流体バネ120入するので、
オリフィス開度をある一定の開度にしておく(制御をし
ない)と、相対速度シとともに上向き(正方向)の減衰
力が作用することになり、目標制御力1」に基づいて減
衰力を制御することができない。
iが同方向の時は、目標制御力Uに基づいて減衰力fC
を制御することができる。一方、目標制御力Uと相対速
度yが逆向き、例えば油圧シリンダ37のピストンが上
向き(正方向)に動き、目標制御力Uが下向き(負方向
)である場合には、油圧シリンダ37の油がオリフィス
39を介してJjc液流体流体バネ120入するので、
オリフィス開度をある一定の開度にしておく(制御をし
ない)と、相対速度シとともに上向き(正方向)の減衰
力が作用することになり、目標制御力1」に基づいて減
衰力を制御することができない。
そこで、オリフィス開度を制御信号により全問にし、減
衰係数を最小にしてサスペンションに等価的に作用する
正方向の減衰力fcを小さくしてやれば、あたかも制御
をしない時の減衰力fcに対して目標制御力Uの方向に
力を作用させ、それを小さくしたことに相当する。この
時の偏差器62の出力ε(”u−fc)は、目標制御力
Uが負でfcが相対速度シと同方向より正となるので、
常に負となる。また、油圧シリンダ37のピストンが下
向き(負方向)に動き、目標制御力Uの方向が上向き(
正方向)である場合にも、上記と同様に目標制御力Uに
基づいて減衰力を制御することができないので、制御信
号によりオリフィス開度を全開とし、減衰係数を最小に
してサスペンションに等価的に作用する減衰力を小さく
するのが望ましい、この時の偏差器62の出力ε(=
u −f c )は、目標制御力Uが正でfcが相対速
度yと同方向より負となるので常に正となる。したがっ
て、目標制御力Uと相対速度yの向きが逆方向の時は、
目標制御力Uに基づいて減衰力の制御をすることができ
ないので、制御信号によりオリフィス開度を全開とし、
減衰力を小さくすればよいことになる。
衰係数を最小にしてサスペンションに等価的に作用する
正方向の減衰力fcを小さくしてやれば、あたかも制御
をしない時の減衰力fcに対して目標制御力Uの方向に
力を作用させ、それを小さくしたことに相当する。この
時の偏差器62の出力ε(”u−fc)は、目標制御力
Uが負でfcが相対速度シと同方向より正となるので、
常に負となる。また、油圧シリンダ37のピストンが下
向き(負方向)に動き、目標制御力Uの方向が上向き(
正方向)である場合にも、上記と同様に目標制御力Uに
基づいて減衰力を制御することができないので、制御信
号によりオリフィス開度を全開とし、減衰係数を最小に
してサスペンションに等価的に作用する減衰力を小さく
するのが望ましい、この時の偏差器62の出力ε(=
u −f c )は、目標制御力Uが正でfcが相対速
度yと同方向より負となるので常に正となる。したがっ
て、目標制御力Uと相対速度yの向きが逆方向の時は、
目標制御力Uに基づいて減衰力の制御をすることができ
ないので、制御信号によりオリフィス開度を全開とし、
減衰力を小さくすればよいことになる。
以上述べたように、各状態の偏差器62の出力εに対す
る減衰力およびオリフィス開度の制御方向をまとめると
、表のようになる。このロジックを基本的に達成するた
めには、εの符号に減衰力と同方向であるサスペンショ
ン相対速度yの符号を掛は合わせることにより、その出
力がオリフィス開度の制御方向と対応した制御信号とな
る。ここでは、制御信号が減衰力の増減方向を決めるも
のであればよく、また、目標制御力に対する備差ε信号
に対するノイズの比、すなわちSN比をよくするために
、乗算器63でεに直接相対素度yを掛け合わせたεシ
を制御信号とした。
る減衰力およびオリフィス開度の制御方向をまとめると
、表のようになる。このロジックを基本的に達成するた
めには、εの符号に減衰力と同方向であるサスペンショ
ン相対速度yの符号を掛は合わせることにより、その出
力がオリフィス開度の制御方向と対応した制御信号とな
る。ここでは、制御信号が減衰力の増減方向を決めるも
のであればよく、また、目標制御力に対する備差ε信号
に対するノイズの比、すなわちSN比をよくするために
、乗算器63でεに直接相対素度yを掛け合わせたεシ
を制御信号とした。
駆動手段mは、前記偏差器62の出力に対してアクチュ
エータ手段■のスプール変位信号をネガティブフィード
バックし、その偏差信号に比例した電流を出力する駆動
回路64からなる。
エータ手段■のスプール変位信号をネガティブフィード
バックし、その偏差信号に比例した電流を出力する駆動
回路64からなる。
アクチュエータ手段■は、第5図および第6図に示すよ
うに、サスペンションアーム32と車体フレーム33に
取り付けた気液流体サスペンションの油圧シリンダ37
と一体となしたバルブボディ48と、アキュームレータ
38の油室と油圧シリンダ37の油室とをバルブボディ
48の中を通して連通させる油路40と、その油路40
を連続に閏閉して可変オリフィスとするスプール49と
、そのスプールと一体と成したリニアアクチュエータ4
7のムービングコイル51と、そのムービングコイルに
流れる駆動回路64の出力である電流に応じてそれに作
用する力を与える永久磁石50と、リニアアクチュエー
タ47に取り付けてムービングコイルに作用する力を抑
制するためにスプールの変位を検出する変位センサ45
と、変位を表わす信号を出力するアンプ46とからなる
。
うに、サスペンションアーム32と車体フレーム33に
取り付けた気液流体サスペンションの油圧シリンダ37
と一体となしたバルブボディ48と、アキュームレータ
38の油室と油圧シリンダ37の油室とをバルブボディ
48の中を通して連通させる油路40と、その油路40
を連続に閏閉して可変オリフィスとするスプール49と
、そのスプールと一体と成したリニアアクチュエータ4
7のムービングコイル51と、そのムービングコイルに
流れる駆動回路64の出力である電流に応じてそれに作
用する力を与える永久磁石50と、リニアアクチュエー
タ47に取り付けてムービングコイルに作用する力を抑
制するためにスプールの変位を検出する変位センサ45
と、変位を表わす信号を出力するアンプ46とからなる
。
上述の構成を有する第1実施例の作用は、次の通りであ
る。
る。
自動車の走行状態において、直線型ポテンショメータで
検出した相対変位量(サスペンション変位)yをアンプ
41で電圧信号に変換し、その出力を微分器42で微分
して相対速度信号iが得られる。
検出した相対変位量(サスペンション変位)yをアンプ
41で電圧信号に変換し、その出力を微分器42で微分
して相対速度信号iが得られる。
一方、リニアアクチュエータ47のスプール変位をイン
ダクタンス形接触変位センサで検出し、アンプ46で電
圧信号に変換してスプール変位信号X。
ダクタンス形接触変位センサで検出し、アンプ46で電
圧信号に変換してスプール変位信号X。
が得られる。この信号と先程求めた相対速度Ωをもとに
、演算器52で演算することにより推定減衰力fcが得
られる。
、演算器52で演算することにより推定減衰力fcが得
られる。
バネ上加速度信号を積分して推定バネ上速度ぐ
x2、さらに積分して推定バネ上変位x2を演算するに
当たり、アンプ44の出力にわずかなオフセット電位が
あると、2階積分した推定バネ上変位信号x2は大きな
ドリフトを生じるため、そのままその信号を用いて制御
すると、乗心地および操縦安定性に悪影響を及ぼす。そ
こで、第6図に示すように、アンプ44と第1積分器5
4の間にバイパスフィルタ53を設けた。バイパスフィ
ルタ530次数は1次とし、そのカート周波数はサスペ
ンション特性に悪影響を及ぼさない周波数範囲として、
0.1Hzに選んだ。
当たり、アンプ44の出力にわずかなオフセット電位が
あると、2階積分した推定バネ上変位信号x2は大きな
ドリフトを生じるため、そのままその信号を用いて制御
すると、乗心地および操縦安定性に悪影響を及ぼす。そ
こで、第6図に示すように、アンプ44と第1積分器5
4の間にバイパスフィルタ53を設けた。バイパスフィ
ルタ530次数は1次とし、そのカート周波数はサスペ
ンション特性に悪影響を及ぼさない周波数範囲として、
0.1Hzに選んだ。
上記で得られた相対変位y、相対速度y、推定fcの信
号と最適ゲイン01〜G5より、前記(2)式に基づい
て最適な目標制御力1」を演算し、加算器61の出力と
して得られる。この目標制御力Uの出力に対して制御し
ようとする推定減衰力fcとの偏差をとり、その偏差に
乗算器63て相対速度iを掛は合わせて減衰力の制御信
号に変え、その出力に応じて駆動回路64を移動させる
ことにより、減衰係数が変わり、減衰力fcを連続的に
変えることができる。
号と最適ゲイン01〜G5より、前記(2)式に基づい
て最適な目標制御力1」を演算し、加算器61の出力と
して得られる。この目標制御力Uの出力に対して制御し
ようとする推定減衰力fcとの偏差をとり、その偏差に
乗算器63て相対速度iを掛は合わせて減衰力の制御信
号に変え、その出力に応じて駆動回路64を移動させる
ことにより、減衰係数が変わり、減衰力fcを連続的に
変えることができる。
第1実施例の利点は次のとおりである。加速度センサに
よって検出されたバネ上加速度信号より、バネ上速度お
よびバネ上変位を演算する際に第1積分器54.第2積
分器55を一般に用いるが、アンプ44自身によるわず
かな出力電圧のドリフトがあると、2階積分したバネ上
変位演算では積分ゲインが高いために積分器の出力が飽
和してしまうことがある。そこで、アンプ44の出力を
周波数が0.1Hzの1次バイパスフィルタ53を通す
ことによって、バネ上速度およびバネ上変位の出力を安
定に推定することができる。一方、減衰力の推定におい
ても、実験式を用いることによって、より正確な減衰力
を推定演算することができる。
よって検出されたバネ上加速度信号より、バネ上速度お
よびバネ上変位を演算する際に第1積分器54.第2積
分器55を一般に用いるが、アンプ44自身によるわず
かな出力電圧のドリフトがあると、2階積分したバネ上
変位演算では積分ゲインが高いために積分器の出力が飽
和してしまうことがある。そこで、アンプ44の出力を
周波数が0.1Hzの1次バイパスフィルタ53を通す
ことによって、バネ上速度およびバネ上変位の出力を安
定に推定することができる。一方、減衰力の推定におい
ても、実験式を用いることによって、より正確な減衰力
を推定演算することができる。
これらの状態推定演算法を用いることによって安定な出
力が得られ、かつ実際の状態量変化とほぼ同じ状態量変
化の推定が可能となるので、乗心地や走行状態に適応し
た減衰力制御ができる。その結果、車両の振動低減を図
り、乗心地や走行安定性等をはるかに向上させることが
できる。
力が得られ、かつ実際の状態量変化とほぼ同じ状態量変
化の推定が可能となるので、乗心地や走行状態に適応し
た減衰力制御ができる。その結果、車両の振動低減を図
り、乗心地や走行安定性等をはるかに向上させることが
できる。
く第2実施例〉
第2実施例は、第6図に示す第1実施例と同様に、自動
車の気液流体サスペンション装置に具体化したものであ
り、第8図に示す如く構成されている。第6図の第1実
施例と大きく異なるところは、破線で囲った制御手段■
をマイクロコンピュータ70に置き換え、油圧シリンダ
37に取り付けた油温センサ13で油の温度を検出し、
推定減衰力fcの温度補償を施した点と、減衰力を制御
するアクチュエータをパルスモータに置き換えた点であ
る。
車の気液流体サスペンション装置に具体化したものであ
り、第8図に示す如く構成されている。第6図の第1実
施例と大きく異なるところは、破線で囲った制御手段■
をマイクロコンピュータ70に置き換え、油圧シリンダ
37に取り付けた油温センサ13で油の温度を検出し、
推定減衰力fcの温度補償を施した点と、減衰力を制御
するアクチュエータをパルスモータに置き換えた点であ
る。
始めに、減衰力を制御するアクチュエータ手段■につい
て、第8図、第9図を用いて説明する。
て、第8図、第9図を用いて説明する。
サスペンションアーム32と車体フレーム33に取り付
けた気82流体サスペンションの油圧シリンダ110内
には、オリフィス112と開閉プレート113と、その
開閉プレート113と一体となったロータリーシャフト
114と、そのロータリーシャフト114と連結したパ
ルスモータ80からなる。したがって、パルスモータに
よりロータリーシャフト+14を回転させると、開閉プ
レート113が回転し、オリフィス+12の開口面積を
連続に可変することになり、可変オリフィスとなる。
けた気82流体サスペンションの油圧シリンダ110内
には、オリフィス112と開閉プレート113と、その
開閉プレート113と一体となったロータリーシャフト
114と、そのロータリーシャフト114と連結したパ
ルスモータ80からなる。したがって、パルスモータに
よりロータリーシャフト+14を回転させると、開閉プ
レート113が回転し、オリフィス+12の開口面積を
連続に可変することになり、可変オリフィスとなる。
次に、状態検出手段Iは、第1実施例と同様に相対変位
を検出するポテンショメータ31と、ポテンショメータ
31の動きを電圧信号に変えるアンプ41と、サスペン
ション直上の車体に取り付けてバネ上加速度を検出する
加速度センサ43と、加速度センサ43に接続して電圧
信号に変換するアンプ44の他に、油温センサ81と、
油温センサ81と接続して電圧信号に変換するアンプ8
2とからなる。
を検出するポテンショメータ31と、ポテンショメータ
31の動きを電圧信号に変えるアンプ41と、サスペン
ション直上の車体に取り付けてバネ上加速度を検出する
加速度センサ43と、加速度センサ43に接続して電圧
信号に変換するアンプ44の他に、油温センサ81と、
油温センサ81と接続して電圧信号に変換するアンプ8
2とからなる。
制御手段■は、状態量推定手段■。と、目標制御力演算
手段■、と、制御力推定手段112’と、偏差演算手段
■3と、符号調整手段■4の機能を持った8ビツトマイ
クロコンピユータ70を有する。このマイクロコンピュ
ータは、相対変位yとバネ上加速度)°2と、温度tを
取り込む人力部71と、それらの状態信号より制御手段
Hの演算を行なう演算処理部72と、その演算法を記憶
している記憶部73と、演算処理部72て演算した減衰
力制御信号をパルス信号と出力する出力部74より構成
されている。ここで、マイクロコンピュータ70で行な
う機能の詳細を、第1O図のフローチャートおよび第1
1図を用いて説明する。
手段■、と、制御力推定手段112’と、偏差演算手段
■3と、符号調整手段■4の機能を持った8ビツトマイ
クロコンピユータ70を有する。このマイクロコンピュ
ータは、相対変位yとバネ上加速度)°2と、温度tを
取り込む人力部71と、それらの状態信号より制御手段
Hの演算を行なう演算処理部72と、その演算法を記憶
している記憶部73と、演算処理部72て演算した減衰
力制御信号をパルス信号と出力する出力部74より構成
されている。ここで、マイクロコンピュータ70で行な
う機能の詳細を、第1O図のフローチャートおよび第1
1図を用いて説明する。
POで初期化した後、PIで相対変位yとバネ上加速度
誓°2と油温tのデータを取り込む。次に、PlではP
Iで取り込んだバネ上加速度x2をカット周波数が0.
1 Hzの1次のバイパスフィルタを通した信号x2に
する。
誓°2と油温tのデータを取り込む。次に、PlではP
Iで取り込んだバネ上加速度x2をカット周波数が0.
1 Hzの1次のバイパスフィルタを通した信号x2に
する。
1次のバイパスフィルターは、ラプラス演算子Sを用い
た伝達特性は次式となる。
た伝達特性は次式となる。
ここで、T:時定数
(8)式より、バイパスフィルターの出力式に変形する
と、次式となる。
と、次式となる。
ただし、積分ゲインには、
に=−・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
・・・・・・・・(10)である。
・・・・・・・・(10)である。
したがって、1次バイパスフィルタ出力の演算は、(9
)式に基づいて行なう。なお、カット周すT = 1.
59secとなる。
)式に基づいて行なう。なお、カット周すT = 1.
59secとなる。
次に、P3ではPlて演算したバイパスフィルタ出力)
°2を1階積分して推定バネ上達度交、を、さ^ らにそれを1階積分して推定バネ上変位X2を演算する
。
°2を1階積分して推定バネ上達度交、を、さ^ らにそれを1階積分して推定バネ上変位X2を演算する
。
次に、P4ではPlで取り込んだ相対変位yを微分して
相対速度を演算する。
相対速度を演算する。
以上、P2〜P4は第4図に示した第1実施例のバイパ
スフィルタ53.第1積分器54.第2積分器55およ
び微分器42によるアナログ演算をディジタル演算に置
き換えただけである。
スフィルタ53.第1積分器54.第2積分器55およ
び微分器42によるアナログ演算をディジタル演算に置
き換えただけである。
P5はP4で演算した相対速度yとPlで取り込んだ油
温tおよびオリフィス開口面積より・、減衰力の推定演
算を行なう。ここで、オリフィス開口面積は、アクチュ
エータ手段■にパルスモータを用いているのでパルスモ
ータ回転角θの間数として表わされ、その回転角θはP
Oて出力するパルスモータ回転角制御信号θ。と一致す
る。したがって、オリフィス間口面積a(θ)が既知と
なるので、油温tの基準なt=tnとした時の推定減衰
力fcは、第1実施例で示した実験式(6)をθの間数
とした次式によって求められる。
温tおよびオリフィス開口面積より・、減衰力の推定演
算を行なう。ここで、オリフィス開口面積は、アクチュ
エータ手段■にパルスモータを用いているのでパルスモ
ータ回転角θの間数として表わされ、その回転角θはP
Oて出力するパルスモータ回転角制御信号θ。と一致す
る。したがって、オリフィス間口面積a(θ)が既知と
なるので、油温tの基準なt=tnとした時の推定減衰
力fcは、第1実施例で示した実験式(6)をθの間数
とした次式によって求められる。
・n(θ)
fc=K (θ)y ・・・・・・・・・・・・
・・・(11)ここでは、予め相対速度シと回転角θに
対する減衰力を(1)式に基づいて計算しておき、それ
をθとiに関してマツプ化しである。
・・・(11)ここでは、予め相対速度シと回転角θに
対する減衰力を(1)式に基づいて計算しておき、それ
をθとiに関してマツプ化しである。
次に、油温が変化すると、油の密度ρが次のように変化
する。
する。
ρ=ρ。−kt ・・・・・・・・・・・・・・・
・・・・・・・・・・・・(12)ただし、ρ:油温が
0℃における油の密度−例として、油温に対する油の密
度ρ変化を第11図に示す。したがって、(1)式のゲ
インK(θ)は、(5)式で示したように油の密度ρに
比例するので、油温の変化に応じて変わる。
・・・・・・・・・・・・(12)ただし、ρ:油温が
0℃における油の密度−例として、油温に対する油の密
度ρ変化を第11図に示す。したがって、(1)式のゲ
インK(θ)は、(5)式で示したように油の密度ρに
比例するので、油温の変化に応じて変わる。
そこで、油温tを検出し、(12)式より油の密度ρを
演算し、その値と基準油温における密度ρnとの密度比
ρ/ρnを(1)式で求めた推定減衰力fcを掛は合わ
せれば、油温変化に応じた減衰力fc′を演算すること
ができる。すなわち、fc′は次式となる。
演算し、その値と基準油温における密度ρnとの密度比
ρ/ρnを(1)式で求めた推定減衰力fcを掛は合わ
せれば、油温変化に応じた減衰力fc′を演算すること
ができる。すなわち、fc′は次式となる。
ρn
P6では第1実施例で示した(7)式によって最適目標
制御力Uを演算し、Plでは最適目標制御力Uに対して
制御しようとする減衰力、すなわちP5で求めた減衰力
fc′との偏差εを演算する。
制御力Uを演算し、Plでは最適目標制御力Uに対して
制御しようとする減衰力、すなわちP5で求めた減衰力
fc′との偏差εを演算する。
次に、P8ではPlで求めた偏差εにP4て求めた相対
速度Qを掛は合わせ、εyを演算し、それをパルスモー
タの回転角制御信号θゎとする。これは第1実施例と同
じ理由なので、ここでは説明を省略する。
速度Qを掛は合わせ、εyを演算し、それをパルスモー
タの回転角制御信号θゎとする。これは第1実施例と同
じ理由なので、ここでは説明を省略する。
POではP8で求めたθ。の方向に応じてパルスモータ
の右回転用CRあるいは左回転用CCRの信号線に切換
えると同時に、θ、の大きさに比例したパルスを出力す
る。
の右回転用CRあるいは左回転用CCRの信号線に切換
えると同時に、θ、の大きさに比例したパルスを出力す
る。
駆動手段■は、マイクロコンピュータ70より出力され
るCR,CCRの信号線に接続され、パルス信号【こ応
じた電流のパルスを出力する駆動回路64からなる。
るCR,CCRの信号線に接続され、パルス信号【こ応
じた電流のパルスを出力する駆動回路64からなる。
上述の構成を有する第2実−施例の作用は、次の通りで
ある。マイクロコンピュータはPOでイニシャライズし
た後、Plで直線型ポテンショメータで検出した相対変
位信号yと、油圧シリンダに取り付けである油温センサ
て検出した油温信号t、および加続度センサで検出した
バネ玉加速度信号)°のデータを、10m5ecごとに
サンプリングする。
ある。マイクロコンピュータはPOでイニシャライズし
た後、Plで直線型ポテンショメータで検出した相対変
位信号yと、油圧シリンダに取り付けである油温センサ
て検出した油温信号t、および加続度センサで検出した
バネ玉加速度信号)°のデータを、10m5ecごとに
サンプリングする。
Plでバネ上加速度〜°の1次バイパスフィルタの出力
゛x°2を演算した後、P3で推定バネ上速度次に、P
4で相対速度シを演算した後、その出力と1刻み前(1
0m5ec前)にP8で演算したパルスモータ回転角制
御信号θc (=θ)の大きさから予め記憶しであるマ
ツプより、基準の油温tnにおける推定減衰力fcを読
み出す。そして、その値に検出した油温tにより求めた
油の密度変化ρlρnを掛は合わせ、温度補償を施した
推定減衰力fc′を求める。
゛x°2を演算した後、P3で推定バネ上速度次に、P
4で相対速度シを演算した後、その出力と1刻み前(1
0m5ec前)にP8で演算したパルスモータ回転角制
御信号θc (=θ)の大きさから予め記憶しであるマ
ツプより、基準の油温tnにおける推定減衰力fcを読
み出す。そして、その値に検出した油温tにより求めた
油の密度変化ρlρnを掛は合わせ、温度補償を施した
推定減衰力fc′を求める。
次に、P6で最適目標制御力Uを、Plで偏差を、P8
でパルスモータ回転角制御信号θ。を求める。
でパルスモータ回転角制御信号θ。を求める。
そして最後に、P8で求めた出力に応じた右回転用CR
あるいは左回転用CCRパルスを出力する。
あるいは左回転用CCRパルスを出力する。
以上、P1〜P9までの実行を10m5ec内に終了し
、再びPIに戻る。
、再びPIに戻る。
マイクロコンピュータからの右回転用あるいは左回転用
パルス出力を駆動回路64でドライブし、パルスモータ
80を駆動する。パルスモータを回転させることにより
、オリフィス開口面積a(θ)を連続的に変える。すな
わち、減衰係数が変わり、減衰力を連続的に変えること
ができる。
パルス出力を駆動回路64でドライブし、パルスモータ
80を駆動する。パルスモータを回転させることにより
、オリフィス開口面積a(θ)を連続的に変える。すな
わち、減衰係数が変わり、減衰力を連続的に変えること
ができる。
第2実施例には次のような利点がある。即ち、第1実施
例の利点に加えて、油圧シリンダ内の油温tを検出し、
推定減衰力fcの温度補償を加えたことにより、実際の
サスペンションで発生している減衰力の推定が可能とな
り、時々刻々変化する路面状態に応じた理想の最適目標
制御に近い制御力が得られるので、あらゆる走行状態に
適応した減衰力制御ができる。その結果、車両の撮動低
減を図り、乗心地や走行安定性等をはるかに向上させる
ことができるという利点がある。
例の利点に加えて、油圧シリンダ内の油温tを検出し、
推定減衰力fcの温度補償を加えたことにより、実際の
サスペンションで発生している減衰力の推定が可能とな
り、時々刻々変化する路面状態に応じた理想の最適目標
制御に近い制御力が得られるので、あらゆる走行状態に
適応した減衰力制御ができる。その結果、車両の撮動低
減を図り、乗心地や走行安定性等をはるかに向上させる
ことができるという利点がある。
また、アクチュエータ手段にパルスモータを用いたため
に、その回転角を検出してフィードバックするマイナー
ループ制御が不要となり、回路構成を簡略化することが
できる。
に、その回転角を検出してフィードバックするマイナー
ループ制御が不要となり、回路構成を簡略化することが
できる。
さらに、第6図に示した第1実施例の微分器42および
制御手段■の演算を8ビツトマイクロコンピユータで行
なっているため、アナログ演算に比へドリフトがなく正
確な制御ができるとともに、高価なアナログ乗算器が不
要となり、スペース、コストの低減をはかれるという利
点がある。
制御手段■の演算を8ビツトマイクロコンピユータで行
なっているため、アナログ演算に比へドリフトがなく正
確な制御ができるとともに、高価なアナログ乗算器が不
要となり、スペース、コストの低減をはかれるという利
点がある。
第1図は本発明の概略構成図、
第2図は従来技術を示す概略構成図、
第3図は本発明の第1実施態様を示す概略構成図、
第4図は本発明の第2実施態様を示す概略構成図、
第5図(a)は本発明の第1実施例の自動車気液流体サ
スペンションの概略構成図、同1m (b)は第1実施
例のアクチュエータ手段の断面図、第6図は第1実施例
全体を示すシステム構成図、第7図は気液流体バネにお
けるスプール変位と減衰力との関係を示すもので、同図
(a)はスプール変位とゲインとの関係、同図(b)は
スプール変位と指数の関係を示す図である。 第8図は第2実施例の構成を示すブロック図、第9図(
a)は第2実施例のアクチュエータ手段の断面図、同図
(b)は同図(a)におけるA−A断面図、 第10図は第2実施例の動作を説明するための動作フロ
ー図、 第11図は油温に対する油の密度の変化を示す図である
。 I・・・状態検出手段、■・・・制御手段、■。・・・
状態量推定手段、■1・・・目標制御先演算手段、11
2’・・・制御力推定手段、■3・・・偏差算出手段、
■・・・駆動手段、■・・・アクチュエータ手段、11
・・・第1計数設定手段、12・・・第2計数設定手段
、13・・・状態変数演算手段、14・・・推定物理量
演算手段、15・・・推定制御力演算手段、16・・・
第1積分手段、17・・・第2積分手段。 出願人 株式会社豊田中央研究所 トヨタ自動車株式会社 第5図 (a) (b) 45−支at−,プ 47−1ノニアアク子ユエータ
絽−バブルボデI 49−スアール 50.−*
久磁石51 −ムーご)ゲコイル 入フーール’11]l1fLfLixs第9図 (a) 第10図
スペンションの概略構成図、同1m (b)は第1実施
例のアクチュエータ手段の断面図、第6図は第1実施例
全体を示すシステム構成図、第7図は気液流体バネにお
けるスプール変位と減衰力との関係を示すもので、同図
(a)はスプール変位とゲインとの関係、同図(b)は
スプール変位と指数の関係を示す図である。 第8図は第2実施例の構成を示すブロック図、第9図(
a)は第2実施例のアクチュエータ手段の断面図、同図
(b)は同図(a)におけるA−A断面図、 第10図は第2実施例の動作を説明するための動作フロ
ー図、 第11図は油温に対する油の密度の変化を示す図である
。 I・・・状態検出手段、■・・・制御手段、■。・・・
状態量推定手段、■1・・・目標制御先演算手段、11
2’・・・制御力推定手段、■3・・・偏差算出手段、
■・・・駆動手段、■・・・アクチュエータ手段、11
・・・第1計数設定手段、12・・・第2計数設定手段
、13・・・状態変数演算手段、14・・・推定物理量
演算手段、15・・・推定制御力演算手段、16・・・
第1積分手段、17・・・第2積分手段。 出願人 株式会社豊田中央研究所 トヨタ自動車株式会社 第5図 (a) (b) 45−支at−,プ 47−1ノニアアク子ユエータ
絽−バブルボデI 49−スアール 50.−*
久磁石51 −ムーご)ゲコイル 入フーール’11]l1fLfLixs第9図 (a) 第10図
Claims (3)
- (1)振動体を支えるサスペンションの動きを示す状態
量を検出する状態検出手段と、 前記状態検出手段が出力する状態量出力信号に基づきサ
スペンション特性に影響を与える物理量を推定するとと
もに前記物理量の推定量に対応した制御力を得る制御力
推定手段と、前記状態検出手段が出力する状態量出力信
号に基づき目標制御力を得るに必要な他の状態量を推定
する状態量推定手段と、前記状態検出手段が出力する状
態量出力信号と前記状態量推定手段が出力する推定状態
量と前記制御力推定手段が出力する推定制御力信号から
サスペンションに働く外力または外乱を考慮して最適な
目標制御力を演算する目標制御力演算手段と、前記目標
制御力演算手段が出力する目標制御力と前記制御力推定
手段が出力する推定制御力との偏差を演算する偏差演算
手段とからなる制御手段と、 前記制御手段の出力である両制御力の偏差信号をパワー
増幅する駆動手段と、 パワー増幅された出力に基づきサスペンションに働く外
力または外乱を考慮した目標制御力に対する制御力推定
手段が出力する推定制御力の偏差に応じた制御力を等価
的に発生すべくサスペンションの特性を連続的に可変制
御するアクチュエータ手段とを具備し、 サスペンションに働く外力または外乱を考慮した目標制
御力と制御力推定手段が出力する推定制御力との差に応
じた制御力を等価的に発生するようにサスペンションの
特性を連続的に可変制御するので、結果的にサスペンシ
ョンに目標制御力を等価的に付加することにより振動を
抑制したことを特徴とする振動制御装置。 - (2)制御力推定手段が、状態検出手段が出力する状態
量出力信号に基づき物理量推定に必要な2つの係数を設
定する第1係数設定手段および第2係数設定手段と、前
記状態量出力信号を時間微分して状態変数を算出する状
態変数演算手段と、状態検出手段が出力する状態量出力
信号と前記第1係数設定手段および第2係数設定手段が
出力する2つの係数と状態変数演算手段が出力する状態
変数により推定物理量を演算する推定物理量演算手段と
、前記推定物理量演算手段が出力する推定物理量信号に
対応した制御力を得る推定制御力演算手段とからなり、 状態量推定手段が、状態検出手段が出力する状態量出力
信号を時間積分する第1積分手段と、前記第1積分手段
が出力する信号を時間積分する第2積分手段とからなる ことを特徴とする特許請求の範囲第(1)項記載の振動
制御装置。 - (3)状態量推定手段が、制御力推定手段に接続してな
るとともに状態検出手段が出力する状態量出力信号が異
常値であるかどうかを判断する異常判定手段と、前記異
常判定手段で状態量出力信号が異常値であると判断され
た場合に前記制御力推定手段が出力する推定制御力を出
力し、前記異常判定手段で状態量出力信号が異常値でな
いと判断された場合に状態量出力信号を出力する信号選
択手段と、前記信号選択手段が出力する信号に基づき目
標制御力を得るに必要な他の状態量を推定する状態量演
算手段とからなることを特徴とする特許請求の範囲第(
1)項記載の振動制御装置。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP25476187A JP2794566B2 (ja) | 1987-10-12 | 1987-10-12 | 振動制御装置 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP25476187A JP2794566B2 (ja) | 1987-10-12 | 1987-10-12 | 振動制御装置 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH0198724A true JPH0198724A (ja) | 1989-04-17 |
JP2794566B2 JP2794566B2 (ja) | 1998-09-10 |
Family
ID=17269512
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP25476187A Expired - Lifetime JP2794566B2 (ja) | 1987-10-12 | 1987-10-12 | 振動制御装置 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2794566B2 (ja) |
Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2000055114A (ja) * | 1998-08-07 | 2000-02-22 | Honda Motor Co Ltd | 振動低減デバイスの制御方法 |
JP2007302111A (ja) * | 2006-05-11 | 2007-11-22 | Honda Motor Co Ltd | サスペンション制御装置 |
JP2010174566A (ja) * | 2009-01-30 | 2010-08-12 | Ohbayashi Corp | 建造物の制御装置、及び、建造物の制御方法 |
JP2011038447A (ja) * | 2009-08-07 | 2011-02-24 | Isuzu Motors Ltd | 内燃機関 |
JP2012036913A (ja) * | 2010-08-03 | 2012-02-23 | Ohbayashi Corp | 建造物の中に設けられた嫌振部分の制御装置、及び、建造物の中に設けられた嫌振部分の制御方法 |
CN111433059A (zh) * | 2017-11-28 | 2020-07-17 | 日立汽车***株式会社 | 车辆振动控制装置 |
-
1987
- 1987-10-12 JP JP25476187A patent/JP2794566B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2000055114A (ja) * | 1998-08-07 | 2000-02-22 | Honda Motor Co Ltd | 振動低減デバイスの制御方法 |
JP2007302111A (ja) * | 2006-05-11 | 2007-11-22 | Honda Motor Co Ltd | サスペンション制御装置 |
JP2010174566A (ja) * | 2009-01-30 | 2010-08-12 | Ohbayashi Corp | 建造物の制御装置、及び、建造物の制御方法 |
JP2011038447A (ja) * | 2009-08-07 | 2011-02-24 | Isuzu Motors Ltd | 内燃機関 |
JP2012036913A (ja) * | 2010-08-03 | 2012-02-23 | Ohbayashi Corp | 建造物の中に設けられた嫌振部分の制御装置、及び、建造物の中に設けられた嫌振部分の制御方法 |
CN111433059A (zh) * | 2017-11-28 | 2020-07-17 | 日立汽车***株式会社 | 车辆振动控制装置 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP2794566B2 (ja) | 1998-09-10 |
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