特許 7426319 制御装置

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】

(24)【登録日】2024-01-24

(45)【発行日】2024-02-01

(54)【発明の名称】制御装置

(51)【国際特許分類】

   G01M 15/02 20060101AFI20240125BHJP

   H02P 31/00 20060101ALI20240125BHJP

【ＦＩ】

G01M15/02

H02P31/00

【請求項の数】 2

(21)【出願番号】P 2020162721

(22)【出願日】2020-09-28

(65)【公開番号】P2022055235

(43)【公開日】2022-04-07

【審査請求日】2023-04-14

(73)【特許権者】

【識別番号】000003115

【氏名又は名称】東洋電機製造株式会社

(74)【代理人】

【識別番号】100147485

【弁理士】

【氏名又は名称】杉村 憲司

(74)【代理人】

【識別番号】230118913

【弁護士】

【氏名又は名称】杉村 光嗣

(74)【代理人】

【識別番号】100161148

【弁理士】

【氏名又は名称】福尾 誠

(74)【代理人】

【識別番号】100163511

【弁理士】

【氏名又は名称】辻 啓太

(72)【発明者】

【氏名】北条 善久

(72)【発明者】

【氏名】須永 智

【審査官】瓦井 秀憲

(56)【参考文献】

【文献】特開２０２０－０５８２１６（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０１７－０９９０８４（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０１８－０９１８７６（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００８－１８２８２８（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０１１－０１５５５０（ＪＰ，Ａ）

【文献】米国特許出願公開第２０１６／００５９７３５（ＵＳ，Ａ１）

(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)

Ｇ０１Ｍ １５／００－１５／１４

Ｇ０１Ｍ １７／００７

Ｈ０２Ｐ ３１／００

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

ねじれ要素を介して駆動系と連結され、前記駆動系の負荷を再現する負荷モータのトルク指令を所定のサンプリング周期で制御する制御装置であって、
前記負荷モータの回転速度と、前記負荷モータの電気慣性値とに基づき、前記負荷モー
タの電気慣性トルクを演算する電気慣性トルク演算部と、
前記負荷モータの回転速度と、前記負荷モータの電気摩擦値とに基づき、前記負荷モータの電気摩擦トルクを演算する電気摩擦トルク演算部と、
前記電気慣性トルクと、前記電気摩擦トルクとに基づき、前記トルク指令を生成するトルク指令生成部と、
前記サンプリング周期に基づき、前記電気慣性値および前記電気摩擦値を補正する補正部と、を備える制御装置。

【請求項2】

請求項１に記載の制御装置において、
前記電気慣性値および前記電気摩擦値をそれぞれＪ_ａ，Ｄ_ａとし、前記サンプリング周期による遅れ時間により変化する電気慣性値および電気摩擦値をそれぞれＪ_ａ２，Ｄ_ａ２とし、前記駆動系の入力トルクの角周波数をωとし、前記サンプリング周期をＴ_ｓとし、前記サンプリング周期Ｔ_ｓによる遅れ時間をΔＴ_ｓとすると、
前記補正部は、以下の式を満たすように、前記電気慣性値Ｊ_ａおよび前記電気摩擦値Ｄ_ａを補正する、制御装置。

【数1】

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、ねじれ要素を介して駆動系と連結され、駆動系の負荷を再現する負荷モータの制御装置に関する。

【背景技術】

【0002】

内燃機関であるエンジンの単体検証において、駆動系としてのエンジンと、エンジンの負荷を再現する負荷モータおよびトルク計などの計測機器などを備えるダイナモメータとを連結して、エンジンの性能を試験することが行われている（例えば、非特許文献１参照）。

【先行技術文献】

【非特許文献】

【0003】

【文献】小林雅行、奥井伸宜、「実エンジンを用いたハイブリッド重量車モデルの評価を可能とするＨＩＬＳの検討」、自動車技術会論文集、vol.47, No.5, pp.1185-1190 (2016)

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0004】

上述したエンジンの単体検証に用いられるエンジン試験装置の構成例を図１に示す。

【0005】

図１に示すように、エンジン試験装置１は、エンジン２と、ダイナモメータ３と、シャフトとこれらを連結するカップリング４とを含む。図１に示すエンジン試験装置１は、カップリング４が有するねじれ要素により二慣性共振系としてモデル化することができる。図２は、図１に示すエンジン試験装置１を二慣性共振系としてモデル化したブロック図である。

【0006】

図２において、Ｊ_Eはエンジン２の慣性モーメントである。Ｄ_Eはエンジン２の粘性摩擦係数である。Ｊ_Gは、ダイナモメータ３が備える、エンジン２の負荷を再現する負荷モータの慣性モーメントである。Ｄ_Gは負荷モータの粘性摩擦係数である。Ｋ_sはカップリング４のバネ定数である。τ_Eはエンジン２のトルク（エンジン入力）である。τ_sは軸ねじれトルクである。軸ねじれトルクτ_sは不図示のトルク計により計測される。ω_Eはエンジン２の回転速度である。ω_Gは負荷モータの回転速度である。ｓはラプラス演算子である。

【0007】

エンジン試験装置１を図２に示す二慣性共振系として定義した場合、当該二慣性共振系は、駆動系としてのエンジン２および負荷モータの慣性モーメントＪ_E，Ｊ_Gならびにカップリング４のバネ定数Ｋ_sに応じた共振周波数を有する。エンジン２が発生するトルクの振動周波数と共振周波数とが一致すると、カップリング４およびシャフトにかかるトルク振動が増幅され、大きな負荷がかかってしまう。そのため、共振周波数においてトルク振動が増幅しないよう、共振抑制制御を行うことが求められている。

【0008】

二慣性共振系における共振抑制制御の従来の手法としては、真鍋多項式による制御設計、共振比制御、Ｈ∞制御などの手法がある。しかしながら、図１に示すエンジン試験装置１においては、エンジン２が発生するトルクおよびエンジン２の回転数を取得することができず、操作することができるのは負荷モータのトルク指令のみである。そのため、上述したような従来の手法を用いることができない。

【0009】

上記のような問題点に鑑みてなされた本発明の目的は、駆動系と負荷モータとの共振による振動を抑制することができる制御装置を提供することにある。

【課題を解決するための手段】

【0010】

上記課題を解決するため、本発明に係る制御装置は、ねじれ要素を介して駆動系と連結され、前記駆動系の負荷を再現する負荷モータのトルク指令を所定のサンプリング周期で制御する制御装置であって、前記負荷モータの回転速度と、前記負荷モータの電気慣性値とに基づき、前記負荷モータの電気慣性トルクを演算する電気慣性トルク演算部と、前記負荷モータの回転速度と、前記負荷モータの電気摩擦値とに基づき、前記負荷モータの電気摩擦トルクを演算する電気摩擦トルク演算部と、前記電気慣性トルクと、前記電気摩擦トルクとに基づき、前記トルク指令を生成するトルク指令生成部と、前記サンプリング周期に基づき、前記電気慣性値および前記電気摩擦値を補正する補正部と、を備える。

【0011】

また、本発明に係る制御装置において、前記電気慣性値および前記電気摩擦値をそれぞれＪ_a，Ｄ_aとし、前記サンプリング周期による遅れ時間により変化する電気慣性値および電気摩擦値をそれぞれＪ_a2，Ｄ_a2とし、前記駆動系の入力トルクの角周波数をωとし、前記サンプリング周期をＴ_sとし、前記サンプリング周期Ｔ_sによる遅れ時間をΔＴ_sとすると、
前記補正部は、以下の式を満たすように、前記電気慣性値Ｊ_aおよび前記電気摩擦値Ｄ_aを補正することが好ましい。

【数1】

【発明の効果】

【0012】

本発明に係る制御装置によれば、駆動系と負荷モータとの共振による振動を抑制することができる。

【図面の簡単な説明】

【0013】

【図1】エンジン試験装置の構成例を示す図である。

【図2】図１に示すエンジン試験装置をモデル化した二慣性共振系の構成を示すブロック図である。

【図3】図２に示す二慣性共振系に負荷モータの電気慣性および電気摩擦を付加したブロック図である。

【図4A】電気慣性および電気摩擦を離散化した場合の、電気慣性トルクと電気摩擦トルクとの関係をベクトルで記述した図である。

【図4B】電気慣性および電気摩擦を離散化した場合の、電気慣性トルクと電気摩擦トルクとの関係をベクトルの要素で記述した図である。

【図5】位相遅れと負荷モータのトルク指令との関係を示す図である。

【図6A】電気慣性トルクτ’_Jと、位相遅れなしの位相成分τ_JJならびに位相遅れ成分τ_JDとの関係を示す図である。

【図6B】電気摩擦トルクτ’_Dと、位相遅れなしの位相成分τ_DDならびに位相遅れ成分τ_DJとの関係を示す図である。

【図7】正の電気慣性における、位相遅れと各トルクとの関係を示す図である。

【図8】負の電気慣性における、位相遅れと各トルクとの関係を示す図である。

【図9A】連続系制御が行われる二慣性共振系の構成を示すブロック図である。

【図9B】離散系制御が行われる二慣性共振系の構成を示すブロック図である。

【図10】図２，９Ａ，９Ｂに示す二慣性系における、エンジン入力から軸ねじれトルクまでの関係を示すボード線図である。

【図11】本発明の一実施形態に係る制御装置の構成例を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0014】

以下、本発明を実施するための形態について、図面を参照しながら説明する。

【0015】

本発明の一実施形態に係る制御装置は、図１に示すエンジン試験装置１において、ダイナモメータ３が備える、駆動系であるエンジン２の負荷を再現する負荷モータのトルク指令を制御することで、エンジン２と負荷モータとの共振による振動を抑制するものである。まず、エンジン試験装置１をモデル化した、図２に示す二慣性共振系における共振抑制制御について説明する。

【0016】

図２に示す二慣性共振系のエンジン入力τ_Eから軸ねじれトルクτ_sまでの伝達関数は以下の式（１），（２）で示される。また、共振角周波数の理論値ω_n0は以下の式（３）で示される。

【0017】

【数2】

【0018】

式（３）に示す共振角周波数の理論値ω_n0は、図２に示す二慣性共振系において、共振角周波数と等しい角周波数の信号が入力されると、入出力特性が∞になることを示している。しかしながら、エンジン２の慣性モーメントＪ_Eおよび粘性摩擦係数Ｄ_Eが無視できない場合には、式（２）における減衰係数ξ_nおよび時定数αが存在する。式（１），（２）の分母多項式の係数比較を行うと以下の式（４），（５），（６）が得られる。

【0019】

【数3】

【0020】

式（４），（５），（６）より、減衰係数ξ_nおよび時定数αを算出すると以下の式（７），（８）で示される。

【0021】

【数4】

【0022】

また、上述した式より粘性摩擦係数Ｄ_E，Ｄ_Gを考慮した実質的な共振角周波数ω_nは以下の式（９）で示される。

【0023】

【数5】

【0024】

以上より、二慣性共振系の共振角周波数ω_nおよび減衰係数ξ_nが、エンジン２および負荷モータの慣性モーメントＪ_E，Ｊ_Gおよび粘性摩擦係数Ｄ_E，Ｄ_Gにより決定されることが分かる。

【0025】

本願発明者らは、鋭意検討した結果、図２に示す二慣性共振系において、負荷モータの電気慣性および電気摩擦を制御することで、共振角周波数ω_nを制御可能であることを見出した。以下では、負荷モータの電気慣性および電気摩擦による共振角周波数ω_nの制御について説明する。

【0026】

図３は、図２に示す二慣性共振系に負荷モータの電気慣性（Electric inertia）および電気摩擦（Electric friction）を付加したブロック図である。図３において、Ｊ_aは負荷モータの電気慣性値である。Ｄ_aは負荷モータの電気摩擦値である。τ_Jは電気慣性としての電気慣性トルクである。τ_Dは電気摩擦としての電気摩擦トルクである。τ_inは負荷モータのトルク指令である。なお、以下では、負荷モータの回転速度ω_Gに速度のオフセット成分はないものとする。

【0027】

図３に示すように、負荷モータの電気慣性および電気摩擦を付加した二慣性共振系では、負荷モータの回転速度ω_Gと、電気慣性値Ｊ_aとに基づき、負荷モータの電気慣性トルクτ_Jが演算される。また、負荷モータの回転速度ω_Gと、電気摩擦値Ｄ_aとに基づき、負荷モータの電気摩擦トルクτ_Dが演算される。そして、電気慣性トルクτ_Jと電気摩擦トルクτ_Dとが加算されて、負荷モータのトルク指令τ_inが生成される。

【0028】

図３に示す二慣性共振系において、エンジン入力τ_Eから軸ねじれトルクτ_sまでの伝達関数は以下の式（１０）で示される。

【0029】

【数6】

【0030】

式（１０）において、粘性摩擦係数Ｄ_E，Ｄ_Gおよび電気摩擦値Ｄ_aを無視した場合、式（１０）の分母多項式から共振角周波数ω’_noを求めると、以下の式（１１）で示される。

【0031】

【数7】

【0032】

式（１０），（１１）はそれぞれ、式（１），（３）の慣性モーメントＪ_GをＪ_G＋Ｊ_aに、粘性慣性係数Ｄ_GをＤ_G＋Ｄ_aに書き換えたものに等しい。したがって、電気慣性および電気摩擦を用いて、すなわち、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aを用いて共振角周波数ω_noを制御可能であることが分かる。

【0033】

電気慣性および電気摩擦を付加した二慣性共振系における減衰係数ξ’_nは以下の式（１２）で示され、粘性摩擦係数Ｄ_E，Ｄ_Gを考慮した実質的な共振角周波数ω’_nは以下の式（１３）で示される。

【0034】

【数8】

【0035】

所定のサンプリング周期Ｔ_sでトルク指令τ_inを制御する場合、電気慣性（電気慣性トルクτ_J）および電気摩擦（電気摩擦トルクτ_D）がサンプリング周期Ｔ_sでサンプリングされる。この場合、電気慣性および電気摩擦が離散化される。以下では、電気慣性および電気摩擦の離散化による影響について説明する。

【0036】

図３より、負荷モータのトルク指令τ_in、電気慣性トルクτ_Jおよび電気摩擦トルクτ_Dはそれぞれ、以下の式（１４），（１５），（１６）で示される。

【0037】

【数9】

【0038】

エンジン入力τ_Eが以下の式（１７）に示すような、一定角周波数ωを有する振幅Ａτ_Eの正弦波トルクであると仮定し、負荷モータの回転速度ω_Gは、エンジン入力τ_Eと同じ角周波数を有する振幅Ａω_G、位相遅れΨの正弦波振動であると仮定する。

【0039】

【数10】

【0040】

式（１５）に示すように、電気慣性トルクτ_Jは微分要素（ｓ：ラプラス演算子）を含んでいるため、式（１５），（１６）は以下の式（１９），（２０）に書き換えられる。

【0041】

【数11】

【0042】

式（１９），（２０）より、電気慣性トルクτ_Jは、電気摩擦トルクτ_Dに対して９０度の進み位相を有する操作量であることが分かる。電気慣性トルクτ_Jと、電気摩擦トルクτ_Dとの関係を図４Ａ，４Ｂに示す。図４Ａは、電気慣性トルクτ_Jと、電気摩擦トルクτ_Dとの関係をベクトルで記述した図である。図４Ｂは、電気慣性トルクτ_Jと、電気摩擦トルクτとの関係を、式（１９），（２０）に示すベクトルの要素で記述した図である。図４Ａ，４Ｂでは、電気摩擦トルクτ_Dとトルク指令τ_inとが成す角をθと定義している。

【0043】

サンプリング周期Ｔｓで電気慣性および電気摩擦を離散化させると、サンプリング周期Ｔ_sによるサンプル遅れ（位相遅れ）が発生する。サンプリング周期Ｔ_sによる遅れ時間をΔＴ_sとし、エンジン入力τ_Eが式（１７）に示すような角周波数成分を有すると仮定すると、位相遅れφは以下の式（２１）で示される。

【0044】

【数12】

【0045】

以下では、位相遅れφが発生した場合の電気慣性トルク、電気摩擦トルクおよびトルク指令をそれぞれ、τ’_J，τ’_D，τ’_inとする。図４Ａに示す電気慣性トルクτ_Jと電気摩擦トルクτ_Dとの関係に、電気慣性トルクτ’_J、電気摩擦トルクτ’_Dおよびトルク指令τ’_inを書き加えると図５のようになる。

【0046】

図５に示すように、電気慣性および電気摩擦を離散化した場合のトルク指令τ’_inは、トルク指令τ_inに対してφだけ位相が遅れる。電気慣性および電気摩擦を離散化しない連続時間上における、トルク指令τ’_inの電気慣性トルクおよび電気摩擦トルクを、図５に示すように、τ_J2，τ_D2とする。

【0047】

式（１９），（２０）および図４Ｂに示すように、電気慣性トルクτ_Jおよび電気摩擦トルクτ_Dの大きさは、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aによって決まる。電気慣性トルクτ_J2の場合の電気慣性値をＪ_a2とし、電気摩擦トルクτ_D2の場合の電気摩擦値をＤ_a2とする。つまり、電気慣性および電気摩擦をサンプリング周期Ｔ_sで離散化した際の負荷モータのトルク指令τ’_inは、離散化を行わない場合の電気慣性値Ｊ_a2および電気摩擦値Ｄ_a2に基づくトルク指令と等しい。以下では、τ_J2を真の電気慣性トルクと定義し、τ_D2を真の電気摩擦トルクと定義する。また、以下では、Ｊ_a2を真の電気慣性値と定義し、Ｄ_a2を真の電気摩擦値と定義する。

【0048】

真の電気慣性値Ｄ_a2および真の電気摩擦値Ｊ_a2の算出について説明する。まず、位相遅れφが発生した電気慣性トルクτ’_Jおよび電気摩擦トルクτ’_Dをそれぞれ、位相遅れなしの電気慣性トルクと電気摩擦トルクとに分解する。位相遅れφを考慮した電気慣性トルクτ’_Jおよび電気摩擦トルクτ’_Dに対し、位相遅れなしの位相成分をそれぞれ、τ_JJ，τ_DDとする。また、位相遅れなしの位相成分τ_JJ，τ_DDに対して９０度の位相遅れ成分をそれぞれ、τ_JD，τ_DJとする。すると、位相遅れφを考慮した電気慣性トルクτ’_Jおよび電気摩擦トルクτ’_Dはそれぞれ、図６Ａ，６Ｂに示す関係にある。図６Ａは、電気慣性トルクτ’_Jと、位相遅れなしの位相成分τ_JJならびに位相遅れ成分τ_JDとの関係を示す図である。図６Ｂは、電気摩擦トルクτ’_Dと、位相遅れなしの位相成分τ_DDならびに位相遅れ成分τ_DJとの関係を示す図である。

【0049】

図６Ａ，６Ｂの各ベクトルを式で表すと以下の式（２２）～式（２７）となる。

【0050】

【数13】

【0051】

なお、位相遅れφを考慮した電気慣性トルクτ’_Jおよび電気摩擦トルクτ’_Dはそれぞれ、位相遅れなしの電気慣性トルクτ_Jおよび電気摩擦トルクτ_Dと同じベクトルの大きさを有することに留意する。

【0052】

図７は、電気慣性が正である場合の、位相遅れφと、式（２２）～（２７）に示す各トルクとの関係を示す図である。図７における各ベクトルをその大きさのみで記述しなおすと、式（２６），（２７）は以下の式（２８），（２９）となる。

【0053】

【数14】

【0054】

また、真の電気慣性トルクτ_J2および電気摩擦トルクτ_D2は、以下の式（３０），（３１）で表すこともできる。また、位相遅れφを考慮した電気慣性トルクτ’_J、電気摩擦トルクτ’_Dおよびトルク指令τ’_inは、式（３２）～（３４）に示す関係がある。

【0055】

【数15】

【0056】

よって、位相遅れφなしの電気慣性値Ｊ_a2と電気摩擦値Ｄ_a2とについてベクトルの大きさでまとめると以下の式（３５），（３６）が得られる。

【0057】

【数16】

【0058】

以上より、サンプリング周期Ｔ_sで電気慣性および電気摩擦を離散化させることは、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aをそれぞれ、真の電気慣性値Ｊ_a2および真の電気摩擦値Ｄ_a2に変化させることに等しいことが分かる。また、真の電気慣性値Ｊ_a2および真の電気摩擦値Ｄ_a2は、エンジン入力τ_Eの角周波数ω、電気慣性値Ｊ_a，電気摩擦値Ｄ_aおよびサンプリング周期Ｔ_sによる遅れ時間ΔＴ_sに基づき算出できることが分かる。なお、位相遅れφの向きと、θの向きとが逆向きであることに注意する。

【0059】

電気慣性を導入することにより、式（１１）は電気慣性値Ｊ_aを変化させることによって負荷モータの慣性モーメントＪ_Gを変化させるとも考えられる。また、電気慣性値Ｊ_aを変化させることによって、共振角周波数ω_nを高くすることも可能である。そこで、電気慣性を負の値に設定することを考える。以下では、「電気慣性値Ｊ_aを正の値に設定する」ことを、「正の電気慣性」ということがある。また、「電気慣性値Ｊ_aを負の値に設定する」ことを、「負の電気慣性」ということがある。

【0060】

離散系制御では、位相遅れが負の電気慣性にも作用する。図８は、電気慣性が負の場合の、位相遅れと各トルクとの関係を示す図である。図８に示すように、電気慣性が負の場合にも、電気慣性が正の場合と同様に、電気摩擦方向の成分τ_JDが出現する。ただし、電気慣性が負の場合には、電気摩擦方向の成分τ_JDは、電気慣性が正の場合とは逆向きの方向に作用している。図８においては、電気摩擦方向の成分τ_JDは、加速方向の摩擦力となっており、系を不安定にする摩擦力となる。そのため、この摩擦力を打ち消すために、正の摩擦力成分による補正が必要となる。補正量は、式（２９）において、真の電気摩擦トルクτ_D2が正となれば、少なくとも系が不安定とはならない。これは、真の電気摩擦値Ｄ_a2が正である場合と同等であるので、式（３６）より、以下の式（３７）が得られる。

【0061】

【数17】

【0062】

式（３７）は以下の式（３８）のように変形することができる。

【0063】

【数18】

【0064】

式（３８）は、電気慣性値Ｊ_aを負の値に設定した場合、負荷モータの回転速度ω_Gの角周波数ωが大きい、あるいは、サンプリング周期Ｔ_sによる遅れ時間ΔＴ_sが大きければ、より大きな電気摩擦値Ｄ_aによる補正が必要となることを示している。

【0065】

また、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aは、位相遅れφにより真の電気慣性値Ｊ_a2および真の電気摩擦値Ｄ_a2に変化してしまう。そのため、真の電気慣性値Ｊ_a2および真の電気摩擦値Ｄ_a2がそれぞれ、元の電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aと同等となるように設計する必要がある。式（３５），（３６）を変形すると、以下の式（３９），（４０）が得られる。

【0066】

【数19】

【0067】

式（３９），（４０）は、離散制御系において、電気慣性および電気摩擦を制御する場合、位相遅れφを考慮して、電気慣性値Ｊ_aは真の電気慣性値Ｊ_a2よりも小さく、また、電気摩擦値Ｄ_aは、真の電気摩擦値Ｄ_a2よりも大きな値に設定する必要があることを示す。

【0068】

本願発明者らは、上述した検討に基づき、シミュレーションソフトMATLAB（登録商標）を用いて、電気慣性および電気摩擦を含む二慣性系を構築してシミュレーションを行った。シミュレーションは、図１に示すエンジン試験装置１を想定し、エンジン２が発生するトルクの振動周波数が共振周波数と一致するように二慣性系を構築した。構築した二慣性系のブロック図を図９Ａ，９Ｂに示す。図９Ａは、電気慣性および電気摩擦の位相遅れがない、連続系制御が行われる二慣性共振系の構成を示すブロック図である。また、図９Ｂは、電気慣性および電気摩擦の位相遅れがある、離散系制御が行われる二慣性共振系の構成を示すブロック図である。なお、図９Ａ，９Ｂにおいては、電気摩擦が負荷モータの回転速度ω_Gの振動成分のみに働くように、電気摩擦側にハイパスフィルタを設けている。Ｔ_dはハイパスフィルタの時定数である。

【0069】

図９Ａ，９Ｂに示す二慣性共振系において、サンプリング周波数Ｔ_sは５００μｓとし、位相遅れφは、図２に示す二慣性共振系における共振周波数をωとして設定し、ΔＴ_sは、サンプリング周波数Ｔ_sの１．５倍の値（１．５Ｔ_s）としてシミュレーションを行った。また、Ｊ_E＝３．５×１０^-3ｋｇｍ²、Ｊ_G＝１．５×１０^-2ｋｇｍ²、Ｄ_E＝５．２×１０^-3Ｎｍ（ｒａｄ／ｓ）、Ｄ_G＝１．１×１０^-2Ｎｍ（ｒａｄ／ｓ）、Ｋ_s＝８００Ｎｍ／ｒａｄ、Ｔ_d＝０．１ｓとした。

【0070】

離散系制御の位相遅れφを考慮した電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aの組み合わせの１つ（Ｊ_a，Ｄ_a＝（－４．７２×１０^-3，４．３１）を用いて、図２および図９Ａ，９Ｂに示す二慣性共振系における、エンジン入力τ_Eから軸ねじれトルクτ_sまでの関係を図１０のボード線図により示す。図１０においては、図２に示す二慣性共振系におけるシミュレーション結果を実線で示し、図９Ａに示す二慣性共振系におけるシミュレーション結果を一点鎖線で示し、図９Ｂに示す二慣性共振系におけるシミュレーション結果を点線で示す。

【0071】

図１０に示すように、電気慣性および電気摩擦を考慮しない二慣性共振系（図２）における共振周波数（約８４Ｈｚ）と比べて、電気慣性および電気摩擦を考慮した二慣性共振系（図９Ａ，９Ｂ）における共振周波数（約８７Ｈｚ）は、高周波数側にシフトした。また、図２に示す二慣性共振系における共振周波数のゲインと比べて、図９Ａ，９Ｂに示す二慣性共振系における共振周波数のゲインは低下した。したがって、電気慣性および電気摩擦を考慮することで、共振による振動が抑制された。また、離散系制御を行わない連続系で設計した電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aの組み合わせ（Ｊ_a，Ｄ_a＝（－７．５０×１０^-3，３．００）を用いた図９Ａに示す二慣性共振系におけるシミュレーション結果と、図９Ｂに示す二慣性共振系におけるシミュレーション結果とが一致した。したがって、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aを補正することで、離散系制御においても、連続系制御と同様の制御が可能であることが分かった。

【0072】

次に、図１１を参照して、本発明の一実施形態に係る制御装置１０の構成ついて説明する。本実施形態に係る制御装置１０は、図１に示すエンジン試験装置１のような、エンジンなどの駆動系と、駆動系の負荷を再現する負荷モータとがねじれ要素であるカップリング４を介して連結された系において、サンプリング周期Ｔ_sで負荷モータの出力トルクを指示するトルク指令τ_inを制御するものである。すなわち、本実施形態に係る制御装置１０は、離散系制御によりトルク指令τ_inを制御する。

【0073】

図１１に示すように、本実施形態に係る制御装置１０は、電気慣性トルク演算部１１と、電気摩擦トルク演算部１２と、トルク指令生成部１３と、補正部１４とを備える。

【0074】

電気慣性トルク演算部１１は、負荷モータの回転速度ω_Gが入力される。電気慣性トルク演算部１１は、入力された負荷モータの回転速度ω_Gと、負荷モータの電気慣性値Ｊ_aとに基づき、負荷モータの電気慣性トルクτ_Jを演算する。具体的には、電気慣性トルク演算部１１は、上述した式（１５）に基づき、電気慣性トルクτ_Jを演算する。電気慣性トルク演算部１１は、演算した電気慣性トルクτ_Jをトルク指令生成部１３に出力する。

【0075】

電気摩擦トルク演算部１２は、負荷モータの回転速度ω_Gが入力される。電気摩擦トルク演算部１２は、入力された負荷モータの回転速度ω_Gと、負荷モータの電気摩擦値Ｄ_aとに基づき、負荷モータ電気摩擦トルクτ_Dを演算する。具体的には、電気摩擦トルク演算部１２は、上述した式（１６）に基づき、電気摩擦トルクτ_Dを演算する。電気摩擦トルク演算部１２は、演算した電気摩擦トルクτ_Dをトルク指令生成部１３に出力する。

【0076】

トルク指令生成部１３は、電気慣性トルク演算部１１により演算された電気慣性トルクτ_Jおよび電気摩擦トルク演算部１２により演算された電気摩擦トルクτ_Dに基づき、トルク指令τ_inを生成する。具体的には、トルク指令生成部１３は、式（１４）に基づき、トルク指令τ_inを生成する。

【0077】

補正部１４は、サンプリング周期Ｔ_sに基づき、電気慣性トルク演算部１１が演算に用いる電気慣性値Ｊ_a、および、電気摩擦トルク演算部１２が演算に用いる電気摩擦値Ｄ_aを補正する。具体的には、補正部１４は、上述した式（３９），（４０）に基づき、電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aを補正する。

【0078】

上述したように、負荷モータの電気慣性および電気摩擦を考慮することで、共振による振動を抑制することができる。したがって、本実施形態に係る制御装置１０によれば、共振による振動を抑制することができる。また、サンプリング周期Ｔ_sに基づき電気慣性値Ｊ_aおよび電気摩擦値Ｄ_aを補正することで、離散系制御を行う場合にも、連続系制御を行う場合と同様の制御を行うことができる。したがって、本実施形態に係る制御装置１０によれば、離散系制御を行う場合にも、連続系制御を行う場合と同様の負荷モータの制御が可能となる。

【0079】

上述の実施形態は代表的な例として説明したが、本発明の趣旨および範囲内で、多くの変更および置換が可能であることは当業者に明らかである。したがって、本発明は、上述の実施形態によって制限するものと解するべきではなく、特許請求の範囲から逸脱することなく、種々の変形および変更が可能である。

【符号の説明】

【0080】

１ エンジン試験装置
２ エンジン（駆動系）
３ ダイナモメータ
４ カップリング
１０ 制御装置
１１ 電気慣性トルク演算部
１２ 電気摩擦トルク演算部
１３ トルク指令生成部
１４ 補正部

【図1】

【図2】

【図3】

【図4A】

【図4B】

【図5】

【図6A】

【図6B】

【図7】

【図8】

【図9A】

【図9B】

【図10】

【図11】