JPH01111514A - 減衰力可変式サスペンション制御装置 - Google Patents

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。

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あって、
外力または外乱（路面）の影響により振動を生じている
場合の振動制御装置に関する。

（従来の技術） 本発明者等は、先に、振動体のサスペンションにあって
、外力または外乱の影響により振動が生じている場合の
振動の抑制ないしは防振効果を奏する目的で、わずかな
消費エネルギーにより振動体の振動に伴う状態量の変化
をもとに最適な状態とするための目標制御力を演算し、
振動体のサスペンションの減衰力を目標制御力に追従す
るように制御し、振動特性の改良および振動体の振動量
を低減する装置を開発した（特開昭６２−１０８３１９
号公報参照）。

この振動制御装置は、第２図に示すように、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検出手
段■と、制御手段■と、制御手段■の出力信号をパワー
増幅する駆動手段■と、パワー増幅手段■の出力に基づ
きサスペンションの特性を連続的に可変制御するアクチ
ュエータ手段とを備え、また、制御手段■は状態検出手
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■□と、状態検出手段■
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■、からなり、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圧するものである。

この従来の振動制御装置は、外力または外乱を考慮して
きめ細かに物理量が制御でき、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） 従来技術では、車両のサスペンションにおける状態変化
に伴い、支持構造毎に単独に目標制御力を算出し、この
算出した目標制御力と制御目標値との制御偏差に基づい
て制御信号を付与している。

従って、多自由度振動系より成る車両にあっては。

種々の振動モードの連成振動に対して、振動体の全体の
状態検出に伴う目標制御力を設定することができないと
いう這点があった。

また、最適な目標制御力は、その振動体たる車両の時々
刻々の状態変化量に基づいて、最も卓越した振動モード
に即応した制御力であることが必要であるので、状態判
別機能を有する必要があった。

本発明は、それらを供給するものである。

（問題点を解決するための手段） 本発明は、状態検出手段！、制御手段■、駆動手段■、
アクチュエータ手段■を具備し、制御手段■内に振動体
の振動状態をその主要振動状態に照らし状態を判別する
状態判別手段■。、と、その状態判別手段に基づく目標
制御力演算手段■。２と、検出制御力演算手段■２およ
び目標制御力と検出制御力の偏差演算手段■３を具備す
ることを特徴とする。

すなわち、状態検出手段■は車両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および車両の走行状態を
示す状態量を検出するものである。

状態検出手段■の出力である車両全体の運動およびサス
ペンションに働く外力および外乱等の外部状態を表わす
物理量および状態量から、車両全体のピッチ、ロール、
バウンス等の組合せから構成される各振動モードを演算
し、各振動モードのうち卓越した車両全体の主要振動モ
ードを判別する状態判別手段■。、と、状態判別手段■
。□により判別された車両全体の主要振動モードに基づ
いて最適な目標制御力を演算する目標制御力演算手段■
。２と、状態検出手段■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
とを具備してなるものである。

駆動手段■は制御手段■の出力である両制御力の偏差信
号をパワー増幅するものである。

アクチュエータ手段■は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
に可変制御するものである。

そして、これらの手段により、車両全体および各軸のサ
スペンションの状態量または物理量の変化度合から、車
両全体に卓越した主要振動モードを判別し、それに応じ
た最適目標制御力を演算することにより、車両全体の主
要振動モードに即した最適な目標制御力を発生させ、サ
スペンションの特性を連続的に最適可変制御するもので
ある。

（作用および効果） 多自由度振動系を構成する懸架支持装置にあって、少な
くとも２つの支持構造を有する振動体には、各々の振動
モードに相関連する達成振動が生じる。本装置において
は、振動体に生じる速成モード毎に最適ゲインを設定し
、その主要振動モードによって振動を制御する。すなわ
ち、前記目標制御力演算手段■。２に至る過程で、状態
判別手段■。１により振動体の主要振動モードを同定し
、予め算定した最適フィードバックゲインを状態量に掛
は合せ、最適な目標制御力を演算する。

これより、振動体の主要振動モードに応じた最適な制御
を付与することが可能となり、各振動系単独の制御に比
して、振動体全体の挙動に即して振動レベルを低減でき
る。更に、状態変化に遠心した振動低減の適応性の向上
を図ることが可能となり、所定レベル以上の振動量に達
すると同時に。

その振動モードの制御量を多大にし、その時点までの主
要振動モードの制御を速やかに切り換えることができる
。また、必要な時に必要な量の制御を付加するので、常
時エネルギーを使用する必要が減じ、省エネルギーで小
型廉価なシステムを構成することができる。

以上のような本発明の作用原理について更に具体的に説
明する。

振動体が車両のようにばね上質量および４輪のばね上質
量より成り、ばね上質量ｍを支えるサスペンションに働
く外力または外乱によって生じる振動体の振動を考慮し
た時系列の最適な目標制御力Ｕは、アクティブ制御を前
提とした場合、以下のように求まる。

ピッチ・バウンス制御 ばね上質量ｍのピッチ・バウンス速成振動モデルを、第
３図（ａ）のように想定する。

ｍ　’Ｚ　＝　ｃ　ｔ　（Ｚ　ｔＲＺ　ｉ。Ｊ　ｋ□（
Ｚｎ＋　Ｚｔ。Ｊ＋ｆｚＱ２ＣＺｒＲ−之、。Ｒ）　Ｌ
（Ｚｒ＋＋　Ｚ−０ｌｌ）＋ｆ２（１−１）１”０＝Ｑ
ｔ（ＱｔＣＺｔｔｒ−’ＺｔｏＲ）＋　ｋｔ（Ｚｔｓ＋
　Ｚｔ。Ｒ）−ｆ、）Ｑ−（Ｃ２（Ｚ−ＲＺＦＯＲ）＋
　ｋ２（Ｚｒａ　ｚ、。Ｒ）−ｆ２＞　　（１−２）こ
こで１前後輪目標制御力Ｕ□とｕ２に対して。

実際の作動力ｆ１．ｆ２に１次遅れの特性を近似し得る
とする。

’ｆ　、＝−−！−ｆ　□＋−”　ｕ　、　　　　　　
　　　　（１−３）Ｔ ｆ、＝−−！−ｆ、＋−！”ｕｓ　　　　　　　　　　
（１−４）Ｔ 式（１）〜（４）をもとに、６人力２出力制御最適レギ
ュレータを構成する。状態変数を車両の右側の前後輪そ
れぞれに対して、次のように採用する。

Ｘｌ（ｊ）＝（ｙＬｔ　Ｖｔｖ　）’ｚｖ　）’ｚ＋　
Ｌｔ　ｆＪ’　　　（１−５）ここで、状態空間方程式
は、 なお、ここで ｙ２＝　Ｚｒｌ　　Ｚｒ０Ｉ１ 次に、第３図（ａ）のように、更に２組の車両の左側の
前後輪について同様なピッチ・バウンス達成振動モデル
を想定すると、サスペンション相対変位を ｙ４＝ＺｒＬ−ＺｒｏＬ のように示して、状態変数を車両の左側の前後輪に対し
て、次のように採る。

Ｘｚ（ｔ）＝０’ｉｙ　Ｍ３ｔ　’／＊ｅ　３’４１　
ｆ３＋　ｆ４）”　　　（１−９）ここで、状態空間方
程式は次式で示される。

さらに詳しく説明すると、状態空間方程式（１−６）お
よび（１−１０）は、一般に以下のようになる。

ばね上質量ｍのピッチ・バウンス２自由度モデルを、第
３図（ｂ）のように想定する。

ｍ　２　＝　−ｃ　ｘ　（Ｚ　を−之、。）　ｋｌＣＺ
ｔ　　Ｚｔｏ）＋　ｆ□０２ＣＺｒ−Ｚｒ。）−に２（
Ｚ、−Ｚ、。）＋ｆ、　　　（１−１１）Ｉ”ａ＝９１
（ａｔ（之ｆ−ね。）＋に、（Ｚｔ−Ｚｔ。）−ｆ□）
Ｑｒ（Ｃｚ（Ｚｒ−Ｚｒ。）＋に、（Ｚ、−Ｚ、、）−
ｆ、）　　（１−１２）ここで、 Ｚ、＝Ｚ＋（−ｍ、）θ、　　Ｚ、＝Ｚ＋Ｑ、θ　　　
　　　（１−１３）之、＝之＋（Ｌ）ｂ−之、＝之＋Ｑ
７ｂ（１−１３′）状態変数Ｖ１＝Ｚｔ　　Ｚｌｏｙ　
ｙ２＝Ｚｒ　　Ｚｒａとおく。

とすると、（１−１）、　（１−２）式は次のようにな
る。

−ム（ソ、。−岩。） エ　　　　　　　　　　　　　　（１−１５）″”）’
ｚ＝　　Ｌａｚ３’ｔ　　Ｃｔａ”ｚ）’ｚ　　ｋｘｉ
３）’ｚ　　Ｃ２ａ’３ｙ２＋ａ２ｆ、＋ａ、ｆ２−１
（Ｑ脇。＋Ｑ、″ｉ、。）ｆｉｇ＜’ｉ、、。−’ｉ、
、。）　　　　　　　　　　（１−１６）工 前輪制御操作力Ｕ□と作動力ｆ１とに１次遅れが、また
、後輪制御操作力ｕ２と作動力ｆ２とに同じく１次遅れ
が存在すると仮定する。

”　−”　　　　（ｉ＝１．２） ｕｌ　　ｌ＋Ｔ。

°ｕｌＪ　　Ｌ　　　　　　　　　　　（１−１７）ｆ
１＝］ニー丁 セ２＝旦ｈ−ム　　　　　　　　　（１−１８）Ｔ （１−５）、　（１−６）式および（１−７）、　（１
−８）式をもとに、６人力２出力制御最適レギュレータ
を構成する。

状態空間方程式を次のように記述する。

ｘ（ｔ）＝Ａｘ（ｔ）＋Ｂｕ（ｔ）＋Ｂ’ｘ（ｔ）　　
　　　（１−１９）変数変換 （Ｘｚｙ　Ｘｚｔ　Ｘｓｔ　Ｘ＊＊　Ｘｓ＋　Ｘ５）＝
（ｙｔｙ　’ｌｔｒ　３’２１　’／ｚｔ　ｆ　、ｔ　
Ｌ）を施すと、状態空間方程式は次のようになる。

評価関数Ｊ工は Ｊ、＝ｆ　　［ρ、ｆ、′＋ρ２ｆ２”＋ｑ工之２＋ｑ
ｚ＆”］ｄｔ”ｆ−［ρｚＬ”＋ρｚＬ”＋ｘ”（ｔ）
Ｑｘ（ｔ）コｄ　ｔ　　　　　（１−２２）ここで。

ｑ、か＋ｑ、　ｂｚ＝’１ｔＱｒ”＋’１ｚｘ２ｚ２（
ｑ□ｎｔＱｒ−ｑｚ）　　　　　ｑ□Ｑ、”＋ｑ２　□
＋　　　　　　　　ｘ、　Ｘ　４　＋　　　ＬＸ　４こ
れより、Ｑ□マトリックスは次のようになる。

これより、最適フィードバックゲインに□、に２が求ま
る。

次に、ロール・バウンスモードについて説明する。

ロール・バウンス制御 ロール・バウンスモデルを第４図のように想定する。

ｍ’Ｚ＝−ｃＬ（ＺＬ−之、。）　　Ｌｔ、（ＺＬＺｔ
ａ）＋　ｆ　ＬＣａ（Ｚｌｌ　　Ｚ″８゜）−Ｌａ（Ｚ
ＲＺＲＯ）　＋　ｆ　Ｒ（２−１）■。°ζ＝ＱＬ（Ｑ
Ｌ（ＺＬ　　ＺＬ。）　＋　ｋＬＬ（ＺＬＺＬＯ）一寸
ｃ（ｚ、　ｚ、。）−（ｚ、−ｚ、ｏ）］−ｔｔ）ｆｌ
Ｊｃ＋＋（ＺＢ　　ｚｌｌ。）　＋　ｋｘｉ（Ｚ＋＋　
　ＺＲｏ）＋ｆＣ（Ｚ　Ｌ　Ｚ　ｃ。）　（ＺＲＺＲ６
）］−ｆ、）　　　（２−２）ここで。

Ｚ、＝　Ｚｔ（−Ｑ　Ｌ）ζ、　　ＺＩＩ＝ｚ＋６ζ　
　　　　　（２−３）ＺＬ＝Ｚ＋（−ＱＬ）ζ、　之８
＝之＋らζ　　　　　（２−３’）ζ：ロール角（第４
図（ｂ）参照） 右輪制御操作力ｕＬと作動力ｆＬおよび右輪制御操作力
Ｕ、と作動力ｆＲとに１次遅れが存在すると仮定する。

ム＝−し＝（ｉ　＝　Ｌ　、　Ｒ） ｕｌ　　ｌ＋Ｔ１□ ？Ｌ＝ルん−Ｌ ”ｒ、　　’ｒ、　　　　　　　　　　　（２−４）ｉ
Ｒ＝力す−ら− Ｔ、　　Ｔ、　　　　　　　　　　（２−５）状態変数
’／ｘ＝　ＺＬ、　　ＺＬＯＩ　Ｘ２＝　ＺＲ−Ｚｌｌ
ｏとおく。

係数ｂ１．ｂ２．ｂ３を次のようにする。

変数変換 （ｘｌ、ｘ２．ｘ、、ｘ４．ｘ、、ｘ、）＝（ｙ４．ｙ
、、ｙ２．ハ、ｆＬ、ｆｌｌ）を施すと、状態空間方程
式は次のようになる。

（２−１）、　（２−２）、　（２−４）、　（２−５
）式より、ｘ１＝ｘ２（２−７） （Ｌｓ＋ｂｚ＋５Ｉ２Ｌ）ｘｉ　ｃｌｂ山＋ｂ１ｘ、　
　　　　　　＋ｂ２ｘ。

１　　　・・ ｍ−（らＺ、。＋ＱＬ″１Ｒ０）−九（Ｌｏ−２ｉｏ）
　（２−８）ｍ工 Ｘ３＝　ｘ４（２−９） ５ＬＬ −（ｋ１１Ｉｂ３＋′＋了−ＱＲ）ｘ３″＋＋ＣｌＩｂ
３ｘ４＋ｂ２ｘｓ　　　　　　　　　　＋ｂ３ｘｉ１　
　　・・ （ＱｉＺＬａ＋Ｑ、、ソ３゜）＋ｈ（ソ、。−シ、。’
）　（２−１０）ｍ　　　　　　　　　　　　　　　　
　Ｉ・　　　Ｉ　　　ＫＬ ｘｓ＝−Ｋｘｓ＋、−ＴｕＬ（２−１１）・　　　Ｉ　
　　　Ｋ、ｌ ｘ、＝−耳ｘ、＋ｙ；ｕ窮　　　　　　　　　（２−１
２）上記６式より、状態空間方程式は次のようになる。

評価関数Ｊを次のように想定する。

Ｊ＝ｆ　　［ρｔｆｔ、”＋ρ２ｆ、１２＋ｑ、之２＋
ｑ２ξ”ｌｄｔ　　（２−１４）従って、ｑ１＝ｑ２＝
１とすると、Ｑマトリックスは次式となる。

これより、最適フィードバックゲイン列が求まる。

ピッチ・ロール制御 ピッチ・ロールモデルを第５図のように想定する。

Ｉ　ｐ’８　＝　Ｑ　ｔｒｃｐ（ｚｐ　　ｚＦ。）＋ｋ
ｐ（Ｚｐ　　Ｚｐ。）＋ｆｐｃ）−Ｌ（ｃ＋＋（Ｚａ−
Ｌｏ）−ｋＲ（Ｚｉ−Ｚｌｌｏ）＋ｆｉｉ）　（３−１
）■。°ζ＝ｕｔ（ｃｐ（之、−之、。）＋　ｋｐ（Ｚ
ｐ−ｚ、。）？［（Ｚｐ　Ｚｐｏ）　（ＺＩ　ＺＲｏ）
］　ｆｐｔ）Ｆ ＱＪＣａ（Ｚｉ　　ＺＲｏ）＋Ｌｃ４（ＺＲＺＲＯ）＋
＃［（ＺＦｚｐｏ）　（ｚａ　Ｚｓ＋ｏ）］　ｆｐＪ　
　　（３−２）Ｒ ここで、 Ｚｐ＝（Ｌ）θ＋（ＯＬ）ζ、　Ｚｌｌ＝　Ｑ　、　０
　＋　Ｑ　、ｌζ　　　（３−３）之、＝（−ＱＩ）ｂ
＋（−ＱＬ）ξ、飢：　Ｑ　−ａ　＋　Ｑ　Ｒξ　（３
−３’　）θ：ピッチ角、ζ：ロール角（第５図（ｂ）
参照）左前軸制御操作力ｕＦＬと作動力ｆＦＬおよび右
後輪制御操作力ｕ！ＩＲと作動力ｆｌｌｌ＋とに１次遅
れが存在するとする。

金１．Ｊ（鴇２．−±ｆＦＬ ”Ｌ　　　ＴＦＬ　　　　　　　　　　　（３−４）ｆ
ＲＲ訃−６，−土ｆ３□ ＴＲＲＴＲＩＩ（３−５） 状態変数　Ｘ１＝Ｚ、−Ｚ、。Ｆ　ｙｚ＝Ｚｉ　　Ｚｌ
ｌｏ　　　　　　　（３−６）従って、状態空間方程式
は以下のようになる。

（ＸｔｔＸｚｙＸ３＋ＸｎｔＸｓｔＸｓ）＝（ｙ１＊７
ｔ＋ｙｚ＋７ｚｔｆｐ＋、＋ｆｐＲ）Ｘ□＝ｘｚ　　　
　　　　　　　　　　　　　（３−７）ｘ２＝（Ｑ□ｋ
ｐ＋Ｉ２４）ｘ、＋Ｑ、ｃｐｘ２（４２ｋＲ＋Ｉ２．）
ｘａ−Ｑ２ｃ、、ｘ４−Ｑ、ｘ、＋２．ｘ、　　　　　
　　（３−８）Ｘ３＝Ｘ４　　　　　　　　　　　　　
　　　（３−９）Ｘ４＝−（Ｑ２　ｋｐ　＋　１２ｓ）
ｘ、−Ｑｚ　ＱｐＸｚ　＋　Ｃｎｘ　ｋｍ　＋　Ｌ）Ｘ
ｉ＋Ｑ３ａｌｌｘ４＋Ｑ２ｘｓ−Ｑ３ｘ、　　　　　　
　（３−１０）Ｉ　　　ＫＦＬ　　　　　　　　　　（
３−１１）８゛２−瓦Ｘ□＋−」１ ＫＲＩＩ ｘ　−Ｔ、、Ｘ６　＋　Ｔ、、ｕ　ＲＢ　　　　　　　
　（３−１２）上記６つの式より、 二こで、評価関数Ｊを次のように考える６Ｊ＝／　　［
ρｘ　ｆ　ＦＬ”＋ρ２ｆ、、”＋ｑ工ａ”＋ｑ２ξ”
］ｄｔ＝ｆ　　　［ρｔｆｐＬ２＋／）ａｆ、ｌｉ”＋
Ｘ（ｔ）’ＱｉＸ（ｔ）コｄｔ評価関数Ｊに対応するＱ
マトリックスは、ｑ１＝　ｑｚ＝１とすると、次式で示
される。

一方、振動体ｍを支えるサスペンションに働く外力また
は外乱によって生じる振動体の振動を考慮した時系列の
最適な目標制御力Ｕは、アクティブ制御を前提とした場
合に、例えば第６図における運動方程式は次式のように
なる。

ｍ″ｘ”＝ｕ（ｘ、妄、°ｘ″）　　　・・・・・・・
・・・・・・・・（４）ただし、Ｘは外力または外乱に
よるサスペンション変位、ｘはサスペンション速度、°
ｘ°は振動体に与えられる加速度である。すなわち、目
標制御力Ｕはｘ、ｘ、”ｘ“の関数である。

ここで、更に目標制御力Ｕを一般的な形で示すと１次の
ようになる。

Ｕ＝　Σｇ＋Ｘ＋　　　　　・・・・・・・・・・・・
・・・・・・・・・・・・（５）ここでｓ　ｇ＋とは最
適な振動抑制を与えるための寄与ゲイン係数、すなわち
上記状態方程式におけるに１．　Ｋ、に相当する制御ゲ
インであり、ｘｌとは本振動系を記述し得る全ての状態
量であり、前記のサスペンション変位、速度および加速
度はもちろんのこと、サスペンション各部間の伝達力等
もこれに含まれるのが通例である。すなわち。

最適目標制御力Ｕは、振動体ｍの状態物理量ｘ。

を瞬時瞬時に検出し、それぞれの寄与度によって係数ｇ
１を与えることにより、いわゆる瞬時状態フィードバッ
ク制御系を構成することになり、本質量振動系に対して
最適な振動抑制を与えることができるものである。

この目標制御力Ｕに対して、サスペンションに作用して
いる物理量ｆをセンサで検出し、その物理量をネガティ
ブフィードバックし、その偏差Ｅ（＝　ｕ　−ｆ　）の
出力を駆動手段■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、物理量ｆを
連続的に制御する。すなわち、最適な目標制御力ｕ（ｘ
、仝ｔ’ｘ）から物理量ｆに関する力を抽出し、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。

第１表 次に９本制御におけるる状態判別手段■。、の作用を説
明する。すなわち、振動体たる車両にあって、振動状態
を検出し、その主要な振動状態、すなわち卓越した振動
モードを選択する必要がある。

状態検出手段！は、バネ上質量と４つのバネ上質量から
成る車両にあって、それぞれのバネ上質量とバネ上質量
との相対変位を検出する４つの変位計から成り立ってい
る。状態検出手段Ｉにより検出した前輪左輪、前軸右輪
、後翰左輪および後輪右輪の相対変位ｙ□ｙ　３’２１
　ｙ３１およびｙ４に基づいて、３つの振動モードに対
応する車両状態量である二組の姿勢角度φ４．φｒｅ　
ＰＬＩ　ＰＲ＋およびＰＲよ、Ｐ　Ｒｚを算すること。

また、これらの二組の状態評価量演算結果に基づき、各
々の二組の値の平均値φ、、ＰＲｔ、ＰＢ、を求めるこ
とにより、状態評価量を求める。そして、これらの状態
評価量φｔ、Ｐ　Ｒｔ、Ｐ　Ｂ　ｔの大きさを調べるこ
とにより、各振動モードの大小を判定し、卓越した車両
全体の主要振動モードを判別することができる。第７図
および第１表に演算の流れと評価量をまとめて示した。

なお、第１表において、Ｔ、。

Ｔｒ、Ｌはそれぞれフロントおよびリアの各軸距、すな
わちトレッドおよびフロントリア軸距、すなわちホイル
ベースを表わすものである。

（実施例） 具体的実施例を、第８図（ａ）に示すような油圧シリン
ダ１１０と気液流体バネ１２０の間を連通させる油路ま
たは配管１５０の途中にオリフィス１３０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８図ないし第１１図を用いて説明する。

本実施例の振動制御装置は、基本的には第１図に示され
る態様に属し、状態検手段■と、制御手段■と、駆動手
段■と、アクチュエータ手段■とから成る。その制御手
段■は、状態判別手段■。１と、検出制御力演算手段■
２と目標制御力演算手段■。２と、偏差演算手段■、と
、符号調整手段■。

と、および積分手段■、とから成る。

状態検出手段■は、第９図に示すように、サスペンショ
ンの車輪を回転可能に支持するサスペンションアーム６
２および車体フレーム６３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１０と。

ポテンショメータ１０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を表わす信号を出力するア
ンプ２０と、アンプ２０の出力する相対変位ｙを微分し
て相対速度ｉを検出する微分器３０と。

油圧シリンダ１１０室に取付けて作用している車輪荷重
を検出するための圧力センサｌｌａと、圧力より車輪荷
重Ｗを検出するアンプ２１ａと、アキュームレータ１２
０の油室の入口に取付けて減衰力を検出するための圧力
センサｌｌｂと、その圧力センサ１１ｂに接続されその
出力を増幅するアンプ２１ｂと。

そのアンプ２１ｂの出力とアンプ２１ａの出力との差と
して減衰力ｆｃを検出する差動アンプ３１と、車体に取
付けて加速度を検出する加速度センサ１２と、加速度セ
ンサ１２に接続して増幅するアンプ２２と、その出力を
積分してバネ上速度λ２を検出する積分器３２ａと、そ
の出力をさらに積分してバネ上変位ｘ２を検出する積分
器３２ｂと、アキュームレータ１２０のガス室に取付け
てガス温度ｔを検出する温度センサ１３と、温度センサ
に接続されそのセンサ出力を増幅するアンプ２３と、自
動車のミッションの出力軸に取付けて車速Ｖを検出する
前述の車速センサ１４と、変位センサ５６と、変位を表
わす信号を出力するアンプ２４とから成る。その変位セ
ンサ５６は、第８図（ｂ）に示すような、リニヤアクチ
ュエータ５５とバルブボディ５９より成るアクチュエー
タ手段■において、油路１５０を連続に開閉して可変オ
リフィスとするスプール５８の変位を検出するものであ
る。

状態判別手段■。１は、前記車速Ｖ、各各軸相対変位Ｖ
　Ｃ＝’ｊｘｔ　Ｖｘｐ　ｙａｔ　ｙ４）　ｐ車輪荷重
Ｗ。

ガス温度ｔを取込む入力部７１と、その入力に基づいて
第７図に示す演算処理によって第１表に示す車両状態量
を演算し、主要振動モードを判別し、目標制御力を得る
ための最適ゲインを算出する演算処理部７２と、演算処
理部７２の演算法を記憶している記憶部７３と、演算・
処理部７２で演算処理された結果を出力する出力部７４
より構成されるマイクロコンピュータ７０から成る。

マイクロコンピータ７０で行う機能を、第１０図のフロ
ーチャートに沿って詳細に説明する。車速センサの出力
を取り込んで、次いで乗員の人数あるいは積載荷物によ
って変わる車体の重量、すなわち気液流体サスペンショ
ンのバネ上質量ｍを検出するために、各輪作用力Ｗを各
々読み込み、各軸の荷重補正のためのガス温度信号およ
び各翰相対変位ｙを読み込む（フローチャート上ステッ
プｐ　ｚ　）。

次いで、各輸相対変位ｙ工＊　Ｙｚｒ　ｙ３？　ｙ４よ
す第１表に示す各車両状態量演算を行う（Ｐ３）。また
、車両が走行状態であるか否かの走行判定を行ない（Ｐ
４）、走行状態に至らぬ場合には、減衰弁の初期位置を
初期化する（Ｐｓ）。

次いで、Ｐ、、、Ｐ、、Ｐ、で車両状態量が各々の振動
モード評価量の判定値からの大小関係で、それぞれの振
動モードに対応した目標制御力ｕ１〜ｕ４を演算するた
めの最適ゲインに１□〜に１６を算出する（Ｐｓ）。

一方、ピッチロール、ロールバウンスおよびピッチバウ
ンス振動の評価量が判定値よりも大きくない場合には、
予め車輪サスペンションを線形２１由度モデルに置き換
え、前記アクティブ制御のサスペンションを想定して、
線形２乗形式最適制御法を用いて、相対変位ｙ、相対速
度ン、バネ上変位ｘ２．バネ上速度÷２．減衰力ｆｃに
対する最適ゲインＧ１１〜Ｇ１．を算出し、前記出力部
７４より出力させる（Ｐ工。）。

また、ステップＰ、、Ｐ、、Ｐ、における各振動モード
が卓越している場合には、Ｐ、のモード別最適ゲインに
６、〜に、、（ｉ＝１〜４）と、Ｐｌｏの各軸毎の最適
ゲインＧｌ□〜Ｇ１５の各々の状態変数毎に係数を加算
し、最終の最適ゲインを算出する（Ｐ□１）。

最適目標制御力演算手段■。２は、マイクロコンピュー
タ７０の出力部７４より出力された最適ゲイン０１１〜
Ｇ１５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を算出するための各軸筋に５個の乗算器
４１〜４５と加算器５０とから成る。

すなわち、第１輪から第４輪について、最適目標制御力
をＵ工？　ｕ２１　ｕ３ｔ　ｕ４とすると、次式のよう
になる。

ｕｔ＝（Ｇｚｘ＋ＫｚＪ）’＋（Ｃｚｕ＋Ｋｘｚ）ン＋
Ｇｚ３”Ｘｚ＋０１４・ｘ、＋（Ｇ、、十に１ｇ）ｆｃ
ｕｚ＝（Ｇｚｔ＋ＫａＪｙ＋（Ｇｚｚ＋Ｋｚｚ）ン＋Ｇ
ｚ、’Ｘｚ＋０２４・ｘ、＋（Ｇ２．＋に２．）ｆｃｕ
ａ＝（Ｇ３Ｌ＋に１ａ）ｙ＋（Ｇａｚ＋ＫｔＪ３’＋Ｇ
ｓｉ”Ｘｚ十Ｇ３４・Ｘｚ”（０３ｓ＋ＫｔＪｆｅｕ４
＝（Ｇ４ｚ＋Ｋｚａ）ｙ＋（Ｇ４ｚ＋Ｋｚ４）ｙ＋Ｇ＋
ａ’ｘｚ十Ｇ４４・ｘ、＋（Ｇ４ｓ＋に、、）ｆｃ一方
、バネ上振動モデル（バウンス・ピッチ。

ピッチロール）では、記号の取り方により、次のように
表記できる。

ｕ　、＝Ｇ、１ｙ　＋Ｇ、　ｙ　＋　（Ｇ１３＋に１．
）　Ｘｔｚ＋　（Ｇ、　＋　Ｋ工２）ｘ、＋（Ｇ、、＋
に、）ｆｌｃｕｚ　＝Ｇｚ１’／　＋０２２　Ｖ　＋　
（Ｇ２２　＋　Ｋｚｚ）　Ｘｚｚ＋（Ｇ２４＋Ｋ１２）
　Ｘｚｚ＋（Ｇｚｓ＋Ｋｚｓ）　ｆ、ｃｕ３＝Ｇ、□ｙ
十Ｇ、２ｙ＋（Ｇ３．＋に、□）ｘＢ＋　（Ｇ３４　＋
　Ｘ２３）　Ｘ３２　＋　（Ｇ３ｓ　＋　ＫＩＧ）　ｆ
　ａＣｕ４＝Ｇ４４　Ｖ　＋Ｇ４２３’　＋　（Ｇ４３
　＋　Ｘ４１）　Ｘ４２＋（Ｇ４＋＋Ｋｚ４）Ｘ４ｚ＋
（Ｇ４ｓ＋Ｋｚｓ）ｆ４ｅこれを、−船釣に次のように
表記して、以下説明する。

ｕ＝Ｇ□・ｙ十Ｇ２・ｙ十０３・ｘ２ 十Ｇ４・Ｘ２＋０５・ｆｃ　　　　・・・・・・・・・
・・・（６）偏差演算手段■３は、目標制御力演算手段
■。２より出力される最適な目標制御力Ｕに対して検出
制御力演算手段■２により算出される検出制御力（すな
わち本実施例の場合は検出しようとする減衰力）ｆｃと
の偏差εを算出する偏差器５１から成る。

符号調整手段■、は、偏差器５１の出力εにサスペンシ
ョン相対速度ンを掛は合せる乗算器５２から成る。乗算
器５２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
向の信号を出力させることである。

第２表および第８図（ａ）を用いて１乗算器５２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
相対速度ｉを気液流体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ｉがともに同方向、
例えば油圧シリンダ１１０のピストンが上向き（正方向
）に動き、目標制御力Ｕも上向き（正方向）である場合
には、油圧シリンダ１１０内の油が相対速度ンに比例し
てオリフィス１３０を通り気液流体バネ１２０に流入す
るので。

そのオリフィス１３０の開度を制御信号により変えるこ
とにより、油圧シリンダ１１０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５１の出力εが正（ｕ
＞ｆｃ）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１１０のピストンが下向き（負方向）に動き、目
標制御力Ｕ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１２０からオリフィス１３０
を通り油圧シリンダ１１０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＜ｆｃ）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。

従って、目標制御力Ｕとサスペンション相対速度ンが同
方向のときは、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と相対速度ン
が逆向き、例えば油圧シリンダ１１０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１１０の油がオリフィス
１３０を介して気液流体バネ１２０に流入するので、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、相対速度ンとともに上向き（正方向）の減衰力
が作用することになり、目標制御力Ｕ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開にし減衰
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
をしないときの減衰力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
のときの偏差器５１の出力ε（＝　ｕ　−ｆ　ｃ）は、
目標制御力Ｕが負でｆｃが相対速度ンと同方向であるこ
とより正となるので、常に負となる。

また、油圧シリンダ１１０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。このときの偏差器５１の出力ε（＝　ｕ　−ｆ
　ｃ）は、目標制御力Ｕが正でｆｃが相対速度ンと同方
向であることより負となるので、常に正となる。従って
、目標制御力Ｕと相対速度ンの向きが逆方向のときは、
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。

第２表 以上述べたように、各状態の偏差器５１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
、第２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
ション相対速度ンの符号を掛は合せることにより、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偏差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１乗算器５２でＥに直接相対速度ンを掛は合せたε；
を制御信号とした。

積分手段■５は、演算増幅器と積分ゲインを決める抵抗
ＲとコンデンサＣから構成される積分器５３から成り１
乗算器５２の出力εｉを時間積分して目標制御力Ｕに対
する減衰力ｆｃとの偏差εのオフセット（残留偏差）を
なくすために、サスペンションの減衰力を検出し、フィ
ードバックして積分入力とするとともに、制御系の応答
性および安定性の観点から、積分ゲインＫＫ（＝１／Ｃ
Ｒ）をＫＫ＝　２４００とした。また、積分器自身のド
リフトを防止するために、その出力を抵抗で入力へフィ
ードバックした。

駆動手段■は、前記積分器５３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５４から成る。

アクチュエータ手段■は、第８図（ｂ　、）に示すよう
に、サスペンションアーム６２と車体フレーム６３に取
り付けた気液流体サスペンションの油圧シリンダ１１０
と一体と成したバルブボディ５９と、アキュームレータ
１２０の油室と油圧シリンダ１１０の油室とをバルブボ
ディ５９の中を通して連通させる油路１５０と、その油
路１５０を連続に開閉して可変オリフィスとするスプー
ル５８と、そのスプールと一体と成したリニアアクチュ
エータ５５のムービングコイル５７と、そのムービング
コイルに流れる駆動回路５４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６０と、リニアアク
チュエータ５５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５６と、変位を表わす信号を出力するアンプ２４と
から成る。

第１１図を用いて、アクチュエータ手段■の制御入力で
ある前記制御手段■の乗算器５２の出力εｉを時間積分
したｆＥｙｄｔに対するスプールの動きを説明する。第
１１図の横軸に制御入力ｆｔｙｄｔを、縦軸にスプール
変位Ｘ、とオリフィス開度ａおよびスプール変位に対す
る減衰係数Ｃを示す。

乗車時の乗心地を確保するために、制御人力／１ｙｄｔ
が零のときにはスプール変位信号を駆動回路にフィード
バックしてスプール変位Ｘ、を中立位置（０％）に保ち
、乗心地を満足するようなオリフィス開度、すなわち減
衰係数Ｃを与えた。

そのときの減衰係数Ｃの値は、サスペンションの相対速
度ンの関数である。次に、乗算器５２の正出力（＋ε：
／）に対しては制御入力も正（＋／ε：／ｄｔ）となる
ので、スプール変位Ｘ、はεンに応じて中立位置より油
路１５０を全開（Ｘヨ＝−ｉｏｏ％）方向に移動し、オ
リフィス開度ａを小さくし、減衰係数Ｃを上げて減衰力
を増加させる。また、乗算器５２の負の出力（−εン）
に対しては制御入力も負（−ｆＥｙｄｔ）となるので、
スプール変位ｘ１はεンに応じて中立位置より油路１５
０を全開（ｘ、＝＋１００％）方向に移動し、オリフィ
ス開度ａを大きくし、減衰係数Ｃを下げて減衰力を減少
させる。

この実施例の作用は次のとおりである。

路面からの外力または外乱に対して、マイクロコンピュ
ータ７０で車速センサ１４の出力Ｖと、アンプ２１ａで
検出した車軸荷重Ｗと、直線型ポテンシ目メータで検出
した相対変位ｙと、温度センサ１３で検出したガス温度
ｔに基づいて、相対変位ｙ。

相対速度ン、バネ上変位Ｘ２ｔバネ上速度；ｃ２．減衰
力ｆｃに対する最適ゲイン０１〜Ｇ、を出力し、前記（
１３）式に基づいて算出する最適な目標制御力Ｕを加算
器５０より出力する。この目標制御力Ｕの出力に対して
制御しようとする減衰力ｆｃとの偏差をとり、その偏差
に乗算器５２で相対速度を掛は合せて減衰力の制御信号
に変え、その出力に応じて積分器５３．駆動回路５４を
経てリニアアクチュエータ５５に電流を与え、スプール
５８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。

なお、本発明の符号調整手段■４では乗算器５２を用い
たが、除算器でもよい。

また、上記実施例は気液流体サイペンションに適用した
ものであるが、本発明を気液流体サスペンションの代わ
りにコンベンショナルなコイルサスペンションに具体化
し、高圧ガスバネの代りにコイルバネを用いて実施する
こともできる。

上述の作用を有する本発明の実施例の装置は、気液流体
バネの非線形バネ定数ｋｃを相対変位ｙおよびガス温度
ｔにより時々刻々検出するとともに、車両全体の主要達
成振動モードを同定し、それに応じて目標制御力を演算
するので、瞬時瞬時の車両の振動に対して即座に主要達
成振動モードに応じた最適な制御ができ、あらゆる走行
状態に適応することができ、その結果、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、符号調整手段■。の乗算器５２で、目標制御力に
対する偏差εとサスペンションの相対速度ンとの積εン
としたことにより、偏差εに比べ信号レベルが上がるの
で、信号に対するノイズ比、すなわちＳＮ比のよい制御
信号εｉが得られる。

さらに、その信号を時間積分する積分器５３により。

乗心地に影響するバネ上振動のふわふわ成分（０，２１
（Ｚ〜２七）を最適な振動レベルに制御するのに有害な
オフセット（残留偏差）をなくすことができる。

したがって、目標制御力Ｕのふわふわ成分に追従した減
衰力の制御を可能にし、最適な振動レベルにすると同時
に、減衰力制御に悪影響を及ぼす高い周波数のノイズに
対してはゲインが小さく、振動制御に必要な周波数に対
しては十分にゲインが高いので、制御系の安定性を向上
させることができるという利点がある。

また、減衰力ｆｃを制御するアクチュエータ手段■は、
リニアアクチュエータで発生する力に対してリターンス
プリングを用いる代わりに、スプールの変位をフィード
バックしているため、わずかな電気エネルギーでスプー
ルを動かすことができ、それによって発生する力を有効
に利用できるので、応答性が向上し、周波数の高い細か
な振動まで制御でき、かつ、油圧源、空気圧源等の動力
源が不要で、それによる配管等の重量、スペース。

コストの低減をはかれるという利点がある。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の基本的構成を示すブロック図、第２図
は従来技術を示すブロック図、 第３図（ａ）は２自由度ピッチバウンスモデルを示す図
、同図（ｂ）はロールバウンスモードを示す図。 第４図（ａ）、（ｂ）は２自由度ロールバウンスモデル
を示す図。 第５図は（ａ）、（ｂ）は２自由度ピッチロールモデル
を示す図、 第６図（ａ）、（ｂ）は自動車の気液流体サスペンショ
ンのモデルを示す図、 第７図は本発明の状態量検出手段の機能を示す図、 第８図（ａ）は本発明の実施例の自動車気液流体サスペ
ンションの概略構成図、同図（ｂ）はアクチュエータ手
段の断面図、 第９図は本発明の実施例の構成を示すブロック図。 第１０図は第９図の実施例の動作の流れを示す動作フロ
ー図、 第１１図は制御入力とオリフィス開度、スプール変位、
減衰係数の関係を示す特性図である。 ！・・・状態検出手段、　■・・・制御手段、■。１・
・・状態判別手段、　■。２・・・目標制御力演算手段
、　■２・・・検出制御力演算手段、■、・・・偏差演
算手段、　■・・・駆動手段、■・・・アクチュエータ
手段。 特許出願人　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） ｒｏｎｔ 第６図 （ｂ） 第７図 第８図 （０］ （ｂ）５５−’Ｊ−アア。５ｓ−ｘ−９６０−水入處石 第１０図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 車両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
   量および車両の動きを示す状態量を検出する状態検出手
   段と、 該状態検出手段の出力である車両全体の運動およびサス
   ペンションに働く外力および外乱等の外部状態を表わす
   物理量および状態量から、車両全体のピッチ、ロール、
   バウンス等の組合せから構成される各振動モードを演算
   し、該各振動モードのうち卓越した車両全体の主要振動
   モードを判別する状態判別手段と、前記状態判別手段に
   より判別された車両全体の主要振動モードに基づいて最
   適な目標制御力を演算する目標制御力演算手段と、前記
   状態検出手段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と、前記目標制御力と検出
   制御力との偏差を演算する偏差演算手段とを具備する制
   御手段と、 該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
   エータ手段とからなり、 車両全体および各輪のサスペンションの状態量または物
   理量の変化度合から、車両全体に卓越した主要振動モー
   ドを判別し、それに応じた最適目標制御力を演算するこ
   とにより、車両全体の主要振動モードに即した最適な目
   標制御力を発生させ、サスペンションの特性を連続的に
   最適可変制御することを特徴とする減衰力可変式サスペ
   ンション制御装置。