JPH1091210A - 航空機舵面のサーボ制御システム - Google Patents
航空機舵面のサーボ制御システムInfo
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- JPH1091210A JPH1091210A JP24638796A JP24638796A JPH1091210A JP H1091210 A JPH1091210 A JP H1091210A JP 24638796 A JP24638796 A JP 24638796A JP 24638796 A JP24638796 A JP 24638796A JP H1091210 A JPH1091210 A JP H1091210A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 油圧源からアクチュエータに供給される作動
油を調整するサーボ弁にモデル化誤差が存在してもロバ
スト安定なサーボ制御システムを提供する。 【解決手段】 油圧源１から油圧シリンダ３に供給され
る作動油をサーボ弁２により調整し、この油圧シリンダ
３により操作される航空機の舵面４の操作を、目標値と
舵面４の制御量とが一致するように操作量を出力する補
償器１４を備えたコントローラ６により制御する航空機
舵面のサーボ制御システムにおいて、前記補償器１４
を、舵面４および油圧シリンダ３からなる系の固有振動
数の変動に加えて、サーボ弁２のモデル化誤差に対して
も、ロバスト安定であるようにロバスト制御手法により
設計するようにした。
油を調整するサーボ弁にモデル化誤差が存在してもロバ
スト安定なサーボ制御システムを提供する。 【解決手段】 油圧源１から油圧シリンダ３に供給され
る作動油をサーボ弁２により調整し、この油圧シリンダ
３により操作される航空機の舵面４の操作を、目標値と
舵面４の制御量とが一致するように操作量を出力する補
償器１４を備えたコントローラ６により制御する航空機
舵面のサーボ制御システムにおいて、前記補償器１４
を、舵面４および油圧シリンダ３からなる系の固有振動
数の変動に加えて、サーボ弁２のモデル化誤差に対して
も、ロバスト安定であるようにロバスト制御手法により
設計するようにした。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、航空機舵面のサー
ボ制御システムの改良に関する。
ボ制御システムの改良に関する。
【０００２】
【従来の技術】例えば戦闘機等の航空機の舵面操作シス
テムでは、低い舵面剛性という条件下で高応答性が要求
される。また、制御対象の固有振動数の変動にも対応す
る必要がある。そこで、このような舵面操作システムに
適したサーボ制御システムについては、例えば、本出願
人による特願平７−２９８４５８号等に提案がなされて
いる。
テムでは、低い舵面剛性という条件下で高応答性が要求
される。また、制御対象の固有振動数の変動にも対応す
る必要がある。そこで、このような舵面操作システムに
適したサーボ制御システムについては、例えば、本出願
人による特願平７−２９８４５８号等に提案がなされて
いる。
【０００３】図７には、このサーボ制御システムの制御
対象である舵面操作システムの構成図を示す。
対象である舵面操作システムの構成図を示す。
【０００４】図示されるように、航空機の舵面４は、ア
クチュエータである油圧シリンダ３のロッド３ａ先端に
取り付けられ、この油圧シリンダ３のロッド３ａの伸縮
により、その舵角が操作される。なお、図中のｋlは舵
面４の概略の剛性、Ｍは同じく舵面４の概略の等価質量
をそれぞれ示す。
クチュエータである油圧シリンダ３のロッド３ａ先端に
取り付けられ、この油圧シリンダ３のロッド３ａの伸縮
により、その舵角が操作される。なお、図中のｋlは舵
面４の概略の剛性、Ｍは同じく舵面４の概略の等価質量
をそれぞれ示す。
【０００５】油圧シリンダ３は所定の機体取り付け剛性
で機体５に取り付けられたもので、摺動自在なピストン
３ａにより画成された第１、第２のシリンダ室３１、３
２を備えている。これら第１、第２のシリンダ室３１、
３２には、油圧源１からの作動油が、この作動油の流れ
を調整するスプール２ａを備えたサーボ弁２を介して供
給され、シリンダ室３１、３２の圧力の差圧（油圧シリ
ンダ差圧）によってピストンが駆動され、ロッド３ｂが
伸縮するようになっている。なお、サーボ弁２のスプー
ル２ａにはセンタリングスプリング１１が取り付けら
れ、スプール２ａは通常は中立位置を保つようになって
いる。
で機体５に取り付けられたもので、摺動自在なピストン
３ａにより画成された第１、第２のシリンダ室３１、３
２を備えている。これら第１、第２のシリンダ室３１、
３２には、油圧源１からの作動油が、この作動油の流れ
を調整するスプール２ａを備えたサーボ弁２を介して供
給され、シリンダ室３１、３２の圧力の差圧（油圧シリ
ンダ差圧）によってピストンが駆動され、ロッド３ｂが
伸縮するようになっている。なお、サーボ弁２のスプー
ル２ａにはセンタリングスプリング１１が取り付けら
れ、スプール２ａは通常は中立位置を保つようになって
いる。
【０００６】一方、コントローラ６は、シリンダストロ
ーク（ロッド３ａの伸縮ストローク）の目標値ｒが入力
されるとともに、ストローク検出器９からのシリンダス
トロークの検出値と、スプール変位検出器１０からのサ
ーボ弁２のスプール変位の検出値が入力され、これらに
基づいて、モータ駆動回路７に制御入力（例えば制御電
圧）を入力する。
ーク（ロッド３ａの伸縮ストローク）の目標値ｒが入力
されるとともに、ストローク検出器９からのシリンダス
トロークの検出値と、スプール変位検出器１０からのサ
ーボ弁２のスプール変位の検出値が入力され、これらに
基づいて、モータ駆動回路７に制御入力（例えば制御電
圧）を入力する。
【０００７】この制御入力を受けたモータ駆動回路７
は、サーボ弁２のスプール駆動モータ８にモータ入力
（例えば駆動電流）を出力する。スプール駆動モータ８
はこのモータ入力にしたがって、スプール２ａを駆動
し、最終的に油圧シリンダ３のシリンダストロークが制
御される。
は、サーボ弁２のスプール駆動モータ８にモータ入力
（例えば駆動電流）を出力する。スプール駆動モータ８
はこのモータ入力にしたがって、スプール２ａを駆動
し、最終的に油圧シリンダ３のシリンダストロークが制
御される。
【０００８】図８には、この舵面操作システムに適用さ
れるサーボ制御システムのブロック線図を示す。
れるサーボ制御システムのブロック線図を示す。
【０００９】図示されるように、制御対象Ｐ2′を制御
するための目標値ｒが入力されるコントローラ６は、制
御対象Ｐ2′の出力（制御量）ｙがフィードバックされ
る加算器２３と、目標値ｒと制御量ｙとの偏差ｅを解消
するように操作量ｕを出力する補償器２４とを備えてい
る。また、Ｐは制御対象Ｐ2′の数学モデルとしてのノ
ミナルモデルであり、Δａ2は制御対象Ｐ2′がノミナル
モデルＰから変動するとしたときの加法変動である。
するための目標値ｒが入力されるコントローラ６は、制
御対象Ｐ2′の出力（制御量）ｙがフィードバックされ
る加算器２３と、目標値ｒと制御量ｙとの偏差ｅを解消
するように操作量ｕを出力する補償器２４とを備えてい
る。また、Ｐは制御対象Ｐ2′の数学モデルとしてのノ
ミナルモデルであり、Δａ2は制御対象Ｐ2′がノミナル
モデルＰから変動するとしたときの加法変動である。
【００１０】この従来のサーボ制御システムでは、現実
の舵面４、油圧シリンダ３および機体取り付け剛性から
なる系の固有振動数の変動を、図７に示す概略の舵面等
価質量Ｍと概略の舵面剛性ｋlのパラメータ変動による
モデル化誤差として扱い、加法変動Δａ2に、この舵面
等価質量Ｍと舵面剛性ｋlのパラメータ変動を含ませ
る。この加法変動Δａ2に対して、以下に述べるよう
に、ロバスト安定な制御系（すなわち、モデル化誤差が
あっても安定である制御系）の設計を行う。
の舵面４、油圧シリンダ３および機体取り付け剛性から
なる系の固有振動数の変動を、図７に示す概略の舵面等
価質量Ｍと概略の舵面剛性ｋlのパラメータ変動による
モデル化誤差として扱い、加法変動Δａ2に、この舵面
等価質量Ｍと舵面剛性ｋlのパラメータ変動を含ませ
る。この加法変動Δａ2に対して、以下に述べるよう
に、ロバスト安定な制御系（すなわち、モデル化誤差が
あっても安定である制御系）の設計を行う。
【００１１】図９は、図８を元に変形したブロック線
図、図１０は、図８を元に一般化プラントで表したブロ
ック線図である。
図、図１０は、図８を元に一般化プラントで表したブロ
ック線図である。
【００１２】図９において、ａからｂへの伝達関数が、
次式（１） ‖ΔａＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１） を満たすとき、スモールゲイン定理により、制御系はロ
バスト安定となる。これに対して、図９において、 ｜Ｗt｜＞｜Δａ｜ …（２） となるような関数Ｗt（設計重み）を用いた次式（３） ‖ＷtＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（３） が満たされれば、式（１）が成立する。
次式（１） ‖ΔａＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１） を満たすとき、スモールゲイン定理により、制御系はロ
バスト安定となる。これに対して、図９において、 ｜Ｗt｜＞｜Δａ｜ …（２） となるような関数Ｗt（設計重み）を用いた次式（３） ‖ＷtＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（３） が満たされれば、式（１）が成立する。
【００１３】したがって、結局、式（３）が制御系のロ
バスト安定のための条件式となる。すなわち、Δａの変
動に対してロバスト安定な制御系を設計するためには、
条件式（３）を満たすような補償器Ｋを設計し、これを
制御系に用いるようにすればよい。
バスト安定のための条件式となる。すなわち、Δａの変
動に対してロバスト安定な制御系を設計するためには、
条件式（３）を満たすような補償器Ｋを設計し、これを
制御系に用いるようにすればよい。
【００１４】この場合、図１０に示す設計重みＷt、Ｗs
には、Ｗtを大きくするとロバスト安定性が向上し、Ｗs
を大きくすると制御系の応答性が向上する特性がある。
しかしながら、設計重みＷt、Ｗsはトレードオフの関係
にあるために、ロバスト安定性と応答性を同時に高める
ことはできない。そこで、制御系の設計に際しては、こ
れらの設計重みＷt、Ｗsのいずれもが、不必要に大きく
ならないようにする必要がある。
には、Ｗtを大きくするとロバスト安定性が向上し、Ｗs
を大きくすると制御系の応答性が向上する特性がある。
しかしながら、設計重みＷt、Ｗsはトレードオフの関係
にあるために、ロバスト安定性と応答性を同時に高める
ことはできない。そこで、制御系の設計に際しては、こ
れらの設計重みＷt、Ｗsのいずれもが、不必要に大きく
ならないようにする必要がある。
【００１５】そこで、設計重みＷtは、式（３）を満た
しつつ、モデル化誤差が小さい部分ではなるべく小さく
なるように設定される。例えば、図１１に示すように、
斜線で表した加法変動Δａ2に対しては、設計重みＷt2
を破線のように設定する。
しつつ、モデル化誤差が小さい部分ではなるべく小さく
なるように設定される。例えば、図１１に示すように、
斜線で表した加法変動Δａ2に対しては、設計重みＷt2
を破線のように設定する。
【００１６】このように定められた設計重みＷt2を用い
て、ロバスト制御設計手法に基づいて、式（３）を満た
すような補償器Ｋを求める。
て、ロバスト制御設計手法に基づいて、式（３）を満た
すような補償器Ｋを求める。
【００１７】例えば、Ｈ２制御設計手法では、次式
（４）の評価関数
（４）の評価関数
【００１８】
【数１】
【００１９】を最小にし、かつ式（３）を満たすよう
に、補償器Ｋを求める。
に、補償器Ｋを求める。
【００２０】なお、このようなＨ２制御、ロバスト制御
に関する詳細は、つぎの参考文献において説明されてい
る。
に関する詳細は、つぎの参考文献において説明されてい
る。
【００２１】＊参考文献：美多 勉「Ｈ∞制御」昭晃堂
６〜１２頁、１４１〜１４７頁
６〜１２頁、１４１〜１４７頁
【００２２】
【発明が解決しようとする課題】以上述べて来たよう
に、図１１の設計重みＷt2は、舵面４、油圧シリンダ３
および機体取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動
を表す加法変動Δａ2に対しては、式（２）と等価な次
式（５） ｜Ｗt2｜＞｜Δａ2｜ …（５） を満たすように設定されているので、式（３）と等価な
次式（６） ‖Ｗt2Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（６） を満たせば、式（１）と等価な次式（７） ‖Δａ2Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（７） が成立し、ロバスト安定の条件が満たされることにな
る。
に、図１１の設計重みＷt2は、舵面４、油圧シリンダ３
および機体取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動
を表す加法変動Δａ2に対しては、式（２）と等価な次
式（５） ｜Ｗt2｜＞｜Δａ2｜ …（５） を満たすように設定されているので、式（３）と等価な
次式（６） ‖Ｗt2Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（６） を満たせば、式（１）と等価な次式（７） ‖Δａ2Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（７） が成立し、ロバスト安定の条件が満たされることにな
る。
【００２３】しかしながら、図７に示すような舵面操作
システムにおいては、現実のサーボ弁２が、多くのモデ
ル化誤差を含んでいる。具体的には、例えば、サーボ弁
２の中立位置を中心に非対称な特性や、スプール駆動モ
ータ８のモータ定数の計測誤差や、温度変化によるスプ
ール駆動モータ８のモータ定数の変動等によりモデル化
誤差が生じ得る。
システムにおいては、現実のサーボ弁２が、多くのモデ
ル化誤差を含んでいる。具体的には、例えば、サーボ弁
２の中立位置を中心に非対称な特性や、スプール駆動モ
ータ８のモータ定数の計測誤差や、温度変化によるスプ
ール駆動モータ８のモータ定数の変動等によりモデル化
誤差が生じ得る。
【００２４】したがって、前述の加法変動Δａ2に加え
て、このようなサーボ弁のモデル化誤差が存在するた
め、従来の図８に基づいて設計された補償器Ｋでは、制
御系のロバスト安定性は保証されず、制御系が不安定と
なってしまう恐れがある。
て、このようなサーボ弁のモデル化誤差が存在するた
め、従来の図８に基づいて設計された補償器Ｋでは、制
御系のロバスト安定性は保証されず、制御系が不安定と
なってしまう恐れがある。
【００２５】本発明はこのような問題点に着目してなさ
れたもので、油圧源からアクチュエータに供給される作
動油を調整するサーボ弁にモデル化誤差が存在してもロ
バスト安定なサーボ制御システムを提供することを目的
とする。
れたもので、油圧源からアクチュエータに供給される作
動油を調整するサーボ弁にモデル化誤差が存在してもロ
バスト安定なサーボ制御システムを提供することを目的
とする。
【００２６】
【課題を解決するための手段】第１の発明は、油圧源か
らアクチュエータに供給される作動油をサーボ弁により
調整し、このアクチュエータにより操作される航空機の
舵面操作を、目標値と舵面の制御量とが一致するように
操作量を出力する補償器を備えたコントローラにより制
御する航空機舵面のサーボ制御システムにおいて、舵面
およびアクチュエータからなる系の固有振動数の変動に
加えて、サーボ弁のモデル化誤差に対しても、ロバスト
安定であるようにロバスト制御手法により設計された補
償器を備えた。
らアクチュエータに供給される作動油をサーボ弁により
調整し、このアクチュエータにより操作される航空機の
舵面操作を、目標値と舵面の制御量とが一致するように
操作量を出力する補償器を備えたコントローラにより制
御する航空機舵面のサーボ制御システムにおいて、舵面
およびアクチュエータからなる系の固有振動数の変動に
加えて、サーボ弁のモデル化誤差に対しても、ロバスト
安定であるようにロバスト制御手法により設計された補
償器を備えた。
【００２７】第２の発明では、前記補償器はＨ２制御、
Ｈ∞制御、μ制御手法により設計される。
Ｈ∞制御、μ制御手法により設計される。
【００２８】第３の発明では、前記サーボ弁のモデル化
誤差は、サーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数
の計測誤差や温度変化等によるパラメータ変動として扱
われる。
誤差は、サーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数
の計測誤差や温度変化等によるパラメータ変動として扱
われる。
【００２９】
【作用】本発明では、舵面およびアクチュエータからな
る系の固有振動数の変動に加えて、サーボ弁のモデル化
誤差をも考慮したロバスト制御手法による設計が行われ
るので、実際の舵面およびアクチュエータからなる系の
固有振動数が所定の範囲内で変動した場合に加えて、実
際のサーボ弁がノミナルモデルからの変動を持つ場合で
も、制御系は常に安定した制御特性が維持される。
る系の固有振動数の変動に加えて、サーボ弁のモデル化
誤差をも考慮したロバスト制御手法による設計が行われ
るので、実際の舵面およびアクチュエータからなる系の
固有振動数が所定の範囲内で変動した場合に加えて、実
際のサーボ弁がノミナルモデルからの変動を持つ場合で
も、制御系は常に安定した制御特性が維持される。
【００３０】また、前記サーボ弁のモデル化誤差を、サ
ーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数の計測誤差
や温度変化等によるパラメータ変動として扱うようにす
れば、一般に正確には計測できないうえ、モデル化誤差
への影響の大きいスプール駆動モータのモータ定数を制
御系の設計に取り込むことができ、制御系の安定性維持
に効果がある。
ーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数の計測誤差
や温度変化等によるパラメータ変動として扱うようにす
れば、一般に正確には計測できないうえ、モデル化誤差
への影響の大きいスプール駆動モータのモータ定数を制
御系の設計に取り込むことができ、制御系の安定性維持
に効果がある。
【００３１】
【発明の実施の形態】以下、添付図面に基づいて、本発
明の実施の形態について説明する。
明の実施の形態について説明する。
【００３２】図１は、本発明のサーボ制御システムを示
すブロック線図である。
すブロック線図である。
【００３３】この図１のサーボ制御システムは、従来の
図８のサーボ制御システムと同様に、図７に示すような
舵面操作システムに適用され、コントローラ６は、制御
対象Ｐ1′を制御するための目標値ｒが入力されるとと
もに、制御対象Ｐ1′の出力（制御量）ｙがフィードバ
ックされる加算器１３と、これらの偏差ｅを解消するよ
うに操作量ｕを出力する補償器１４とを備えている。ま
た、Ｐは制御対象Ｐ1′の数学モデルとしてのノミナル
モデルである。
図８のサーボ制御システムと同様に、図７に示すような
舵面操作システムに適用され、コントローラ６は、制御
対象Ｐ1′を制御するための目標値ｒが入力されるとと
もに、制御対象Ｐ1′の出力（制御量）ｙがフィードバ
ックされる加算器１３と、これらの偏差ｅを解消するよ
うに操作量ｕを出力する補償器１４とを備えている。ま
た、Ｐは制御対象Ｐ1′の数学モデルとしてのノミナル
モデルである。
【００３４】また、Δａ1は制御対象Ｐ1′のノミナルモ
デルＰから変動を表す加法変動であり、本発明では、従
来例でも考慮された舵面４、油圧シリンダ３および機体
取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動に関するモ
デル化誤差に加えて、サーボ弁２のモデル化誤差を含む
ものである。
デルＰから変動を表す加法変動であり、本発明では、従
来例でも考慮された舵面４、油圧シリンダ３および機体
取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動に関するモ
デル化誤差に加えて、サーボ弁２のモデル化誤差を含む
ものである。
【００３５】なお、舵面４、油圧シリンダ３および機体
取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動に関するモ
デル化誤差は、従来と同じく、舵面等価質量と舵面等価
剛性のパラメータ変動として取り扱うが、例えば、減衰
器を追加する等、他のモデル化誤差を想定しても同様に
対応できる。
取り付け剛性からなる系の固有振動数の変動に関するモ
デル化誤差は、従来と同じく、舵面等価質量と舵面等価
剛性のパラメータ変動として取り扱うが、例えば、減衰
器を追加する等、他のモデル化誤差を想定しても同様に
対応できる。
【００３６】サーボ弁２のモデル化誤差としては、前述
のように、サーボ弁２の中立位置を中心に非対称な特性
や、スプール駆動モータ８のモータ定数の計測誤差や、
温度変化によるスプール駆動モータ８のモータ定数の変
動等が考えられる。
のように、サーボ弁２の中立位置を中心に非対称な特性
や、スプール駆動モータ８のモータ定数の計測誤差や、
温度変化によるスプール駆動モータ８のモータ定数の変
動等が考えられる。
【００３７】これらのうち、スプール駆動モータ８のモ
ータ定数は、一般に正確には計測できないことが知られ
ており、さらに、このスプール駆動モータ８のモータ定
数は、サーボ弁２のモデル化誤差への影響が非常に大き
い。
ータ定数は、一般に正確には計測できないことが知られ
ており、さらに、このスプール駆動モータ８のモータ定
数は、サーボ弁２のモデル化誤差への影響が非常に大き
い。
【００３８】そこで、本実施の形態では、サーボ弁２の
モデル化誤差を、スプール駆動モータ８のモータ定数の
計測誤差や温度変化によるパラメータ変動として扱う。
なお、本発明では、これ以外のサーボ弁２の含むモデル
化誤差、例えばサーボ弁スプール２ａのセンタリングス
プリング１１のバネ定数やスプール２ａの質量等による
モデル化誤差を想定することも可能であり、この場合に
も同様に対応できる。
モデル化誤差を、スプール駆動モータ８のモータ定数の
計測誤差や温度変化によるパラメータ変動として扱う。
なお、本発明では、これ以外のサーボ弁２の含むモデル
化誤差、例えばサーボ弁スプール２ａのセンタリングス
プリング１１のバネ定数やスプール２ａの質量等による
モデル化誤差を想定することも可能であり、この場合に
も同様に対応できる。
【００３９】さて、このようにサーボ弁２のモデル化誤
差を含む制御対象Ｐ1′の加法変動Δａ1は、図２の斜線
部分のように求められる。本発明では、この加法変動Δ
ａ1に対して、 ｜Ｗt1｜＞｜Δａ1｜ …（８） を満たすような設計重みＷt1として、例えば、図２の破
線に示されるＷt1を設定する。そして、このように定め
られた設計重みＷt1により、ロバスト制御の設計手法に
基づいて、次式（９） ‖Ｗt1Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（９） を満たす補償器Ｋを求める。
差を含む制御対象Ｐ1′の加法変動Δａ1は、図２の斜線
部分のように求められる。本発明では、この加法変動Δ
ａ1に対して、 ｜Ｗt1｜＞｜Δａ1｜ …（８） を満たすような設計重みＷt1として、例えば、図２の破
線に示されるＷt1を設定する。そして、このように定め
られた設計重みＷt1により、ロバスト制御の設計手法に
基づいて、次式（９） ‖Ｗt1Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（９） を満たす補償器Ｋを求める。
【００４０】例えばＨ２制御設計手法によれば、前記の
式（４）の評価関数を最小にし、かつ式（９）を満たす
ように補償器Ｋを求めればよい。
式（４）の評価関数を最小にし、かつ式（９）を満たす
ように補償器Ｋを求めればよい。
【００４１】このようにして補償器Ｋを設定することに
より、図１のサーボ制御システムは、ロバスト安定の条
件式 ‖Δａ1Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１０） を満たし、サーボ弁２がモデル化誤差を持っている場合
でも安定であり、油圧シリンダ３による舵面４の制御が
適切に行われる。
より、図１のサーボ制御システムは、ロバスト安定の条
件式 ‖Δａ1Ｋ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１０） を満たし、サーボ弁２がモデル化誤差を持っている場合
でも安定であり、油圧シリンダ３による舵面４の制御が
適切に行われる。
【００４２】さて、以上述べて来たように、図１の実施
の形態では、モデル変動として加法変動Δａ1を用いて
いる。これに対して、本発明は、図３に示すような乗法
変動Δｍを用いた他の実施の形態をとることもできる。
の形態では、モデル変動として加法変動Δａ1を用いて
いる。これに対して、本発明は、図３に示すような乗法
変動Δｍを用いた他の実施の形態をとることもできる。
【００４３】この場合には、図１の場合の式（１）に相
当するロバスト安定の式は、次式（１１） ‖ΔｍＰＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１１） となり、さらに、同様に図１の場合の式（３）に相当す
るロバスト安定の条件式は、次式（１２） ‖ＷtＰＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１２） となる。したがって、結局、この式（１２）が満たされ
れば、ロバスト安定な制御系が設計できる。
当するロバスト安定の式は、次式（１１） ‖ΔｍＰＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１１） となり、さらに、同様に図１の場合の式（３）に相当す
るロバスト安定の条件式は、次式（１２） ‖ＷtＰＫ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１２） となる。したがって、結局、この式（１２）が満たされ
れば、ロバスト安定な制御系が設計できる。
【００４４】また、モデル変動として、図４に示すよう
なフィードバック型変動Δｆを用いる、さらに他の実施
の形態をとることもできる。
なフィードバック型変動Δｆを用いる、さらに他の実施
の形態をとることもできる。
【００４５】この場合には、図１の場合の式（１）に相
当するロバスト安定の式は、次式（１３） ‖ΔｆＰ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１３） となり、さらに、同様に図１の場合の式（３）に相当す
るロバスト安定の条件式は、次式（１４） ‖ＷtＰ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１４） となる。したがって、結局、この式（１４）が満たされ
れば、ロバスト安定な制御系が設計できる。
当するロバスト安定の式は、次式（１３） ‖ΔｆＰ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１３） となり、さらに、同様に図１の場合の式（３）に相当す
るロバスト安定の条件式は、次式（１４） ‖ＷtＰ（Ｉ＋ＰＫ）-1‖∞＜１ …（１４） となる。したがって、結局、この式（１４）が満たされ
れば、ロバスト安定な制御系が設計できる。
【００４６】なお、このようなモデル変動の求め方は、
上記の加法変動、乗法変動、フィードバック型変動に限
られるものではなく、ロバスト安定の条件式（すなわち
前記の式（１）、式（１１）および式（１３）に相当す
る式）をスモールゲイン定理により導くいう本質が変わ
らないものであれば、これら以外の方法でもモデル変動
を求めることが可能である。
上記の加法変動、乗法変動、フィードバック型変動に限
られるものではなく、ロバスト安定の条件式（すなわち
前記の式（１）、式（１１）および式（１３）に相当す
る式）をスモールゲイン定理により導くいう本質が変わ
らないものであれば、これら以外の方法でもモデル変動
を求めることが可能である。
【００４７】また、本発明は、設計重みの設定を変更す
ることで、以下に述べるような、さらに他の実施の形態
をとることができる。
ることで、以下に述べるような、さらに他の実施の形態
をとることができる。
【００４８】まず、図５の実施の形態では、図２の設計
重みＷt1を設計重みＷt3に変更している。この設計重み
Ｗt3は、加法変動Δａ1を、図２の設計重みＷt1に比べ
て、より厳密に（加法変動Δａ1との差が小さくなるよ
うに）覆ったものであり、これにより、ロバスト安定性
とトレードオフの関係にある応答性を向上させることが
できる。しかしながら、このような設計重みＷt3を表現
するための関数の次数は、設計重みＷt1に比べて高くな
るため、その特性を反映するコントローラの次数が上が
ってしまう。
重みＷt1を設計重みＷt3に変更している。この設計重み
Ｗt3は、加法変動Δａ1を、図２の設計重みＷt1に比べ
て、より厳密に（加法変動Δａ1との差が小さくなるよ
うに）覆ったものであり、これにより、ロバスト安定性
とトレードオフの関係にある応答性を向上させることが
できる。しかしながら、このような設計重みＷt3を表現
するための関数の次数は、設計重みＷt1に比べて高くな
るため、その特性を反映するコントローラの次数が上が
ってしまう。
【００４９】これに対して、図６の実施の形態では、図
１の設計重みＷt1を設計重みＷt4に変更しており、この
設計重みＷt4により、加法変動Δａ1を、設計重みＷt1
に比べて余裕を持ちながら覆うようにしている（したが
って加法変動Δａ1との差はそれほど小さくならな
い）。このため、この場合には、制御系の応答性が低下
してしまうが、設計重みＷt4を表現するための次数が小
さくなり、その特性を反映するコントローラの次数を小
さくできる。
１の設計重みＷt1を設計重みＷt4に変更しており、この
設計重みＷt4により、加法変動Δａ1を、設計重みＷt1
に比べて余裕を持ちながら覆うようにしている（したが
って加法変動Δａ1との差はそれほど小さくならな
い）。このため、この場合には、制御系の応答性が低下
してしまうが、設計重みＷt4を表現するための次数が小
さくなり、その特性を反映するコントローラの次数を小
さくできる。
【００５０】このように、設計重みＷtの設定の仕方に
より、サーボ制御システムの特性は変化するので、制御
目的等に応じて、最も適切な特性の設計重みＷtを適宜
選択するようにすればよい。
より、サーボ制御システムの特性は変化するので、制御
目的等に応じて、最も適切な特性の設計重みＷtを適宜
選択するようにすればよい。
【００５１】なお、設計重みＷtの設定方法は上述のよ
うなものに限られず、加法変動Δａ1に対して ｜Ｗt｜＞｜Δａ1｜ …（１５） を満たすようなものであれば、設計重みＷtとして任意
の特性のものを設定することができる。
うなものに限られず、加法変動Δａ1に対して ｜Ｗt｜＞｜Δａ1｜ …（１５） を満たすようなものであれば、設計重みＷtとして任意
の特性のものを設定することができる。
【００５２】また、以上の実施の形態では、式（９）を
満たす補償器ＫをＨ２制御に基づいて求めてきたが、補
償器Ｋの決定はＨ２制御に基づく設計方法に限られるも
のではなく、他のロバスト制御の手法として、例えばＨ
∞制御に基づく設計手法によることも可能である。この
場合には、図９において、次式（１６）
満たす補償器ＫをＨ２制御に基づいて求めてきたが、補
償器Ｋの決定はＨ２制御に基づく設計方法に限られるも
のではなく、他のロバスト制御の手法として、例えばＨ
∞制御に基づく設計手法によることも可能である。この
場合には、図９において、次式（１６）
【００５３】
【数２】
【００５４】を満たす補償器Ｋを求めるようにする。
【００５５】この場合、Ｈ∞制御を用いたことにより、
以下のような利点がある。すなわち、Ｈ２制御を用いた
場合には、式（４）を満たす補償器Ｋを求めた後、ロバ
スト安定の条件式（９）を満たすかどうかを確認する必
要があるのに対して、Ｈ∞制御を用いた場合には、式
（１６）を満たす補償器Ｋは自動的にロバスト安定の条
件式（９）を満たし、確認する必要がなくなる。
以下のような利点がある。すなわち、Ｈ２制御を用いた
場合には、式（４）を満たす補償器Ｋを求めた後、ロバ
スト安定の条件式（９）を満たすかどうかを確認する必
要があるのに対して、Ｈ∞制御を用いた場合には、式
（１６）を満たす補償器Ｋは自動的にロバスト安定の条
件式（９）を満たし、確認する必要がなくなる。
【００５６】なお、補償器Ｋを設定するための設計手段
は、上述のＨ２制御およびＨ∞制御に限られず、式
（９）を満たす補償器Ｋを求めるものであるならば、任
意のロバスト制御の設計手法（例えばμ制御）を用いる
ことが可能である。
は、上述のＨ２制御およびＨ∞制御に限られず、式
（９）を満たす補償器Ｋを求めるものであるならば、任
意のロバスト制御の設計手法（例えばμ制御）を用いる
ことが可能である。
【００５７】
【発明の効果】第１の発明によれば、舵面およびアクチ
ュエータからなる系の固有振動数の変動に加えて、サー
ボ弁のモデル化誤差をも考慮したロバスト制御手法によ
る設計が行われるので、実際の舵面およびアクチュエー
タからなる系の固有振動数が所定の範囲内で変動した場
合に加えて、実際のサーボ弁がノミナルモデルからの変
動を持つ場合でも、制御系は常に安定した制御特性が維
持される。
ュエータからなる系の固有振動数の変動に加えて、サー
ボ弁のモデル化誤差をも考慮したロバスト制御手法によ
る設計が行われるので、実際の舵面およびアクチュエー
タからなる系の固有振動数が所定の範囲内で変動した場
合に加えて、実際のサーボ弁がノミナルモデルからの変
動を持つ場合でも、制御系は常に安定した制御特性が維
持される。
【００５８】また、前記サーボ弁のモデル化誤差を、サ
ーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数の計測誤差
や温度変化等によるパラメータ変動として扱うようにす
れば、一般に正確には計測できないうえ、モデル化誤差
への影響の大きいスプール駆動モータのモータ定数を制
御系の設計に取り込むことができ、制御系の安定性維持
に効果がある。
ーボ弁のスプール駆動用モータのモータ定数の計測誤差
や温度変化等によるパラメータ変動として扱うようにす
れば、一般に正確には計測できないうえ、モデル化誤差
への影響の大きいスプール駆動モータのモータ定数を制
御系の設計に取り込むことができ、制御系の安定性維持
に効果がある。
【図１】本発明の実施の形態を示す制御系のブロック線
図である。
図である。
【図２】同じく加法変動Δａ1と設計重みＷt1との関係
を示す説明図である。
を示す説明図である。
【図３】乗法変動を示すブロック線図である。
【図４】フィードバック型変動を示すブロック線図であ
る。
る。
【図５】本発明の他の実施の形態の加法変動Δａ1と設
計重みＷt1との関係を示す説明図である。
計重みＷt1との関係を示す説明図である。
【図６】同じくさらに他の実施の形態の加法変動Δａ1
と設計重みＷt1との関係を示す説明図である。
と設計重みＷt1との関係を示す説明図である。
【図７】舵面操作システムを示す構成図である。
【図８】従来の制御系のブロック線図である。
【図９】図８のブロック線図を変形したブロック線図で
ある。
ある。
【図１０】図８のブロック線図を一般化プラントで表し
たブロック線図である。
たブロック線図である。
【図１１】従来の加法変動Δａ2と設計重みＷt2との関
係を示す説明図である。
係を示す説明図である。
１ 油圧源 ２ サーボ弁 ２ａ スプール ３ 油圧シリンダ ４ 舵面 ５ 機体 ６ コントローラ ７ モータ駆動回路 ８ スプール駆動モータ ９ ストローク検出器 １０ スプール変位検出器 １１ センタリングスプリング １３ 加算器 １４ 補償器
Claims (3)
- 【請求項１】油圧源からアクチュエータに供給される作
動油をサーボ弁により調整し、このアクチュエータによ
り操作される航空機の舵面操作を、目標値と舵面の制御
量とが一致するように操作量を出力する補償器を備えた
コントローラにより制御する航空機舵面のサーボ制御シ
ステムにおいて、 舵面およびアクチュエータからなる系の固有振動数の変
動に加えて、サーボ弁のモデル化誤差に対しても、ロバ
スト安定であるようにロバスト制御手法により設計され
た補償器を備えたことを特徴とする航空機舵面のサーボ
制御システム。 - 【請求項２】前記補償器はＨ２制御、Ｈ∞制御、μ制御
手法により設計されることを特徴とする請求項１に記載
の航空機舵面のサーボ制御システム。 - 【請求項３】前記サーボ弁のモデル化誤差は、サーボ弁
のスプール駆動用モータのモータ定数の計測誤差や温度
変化等によるパラメータ変動として扱われることを特徴
とする請求項１または請求項２に記載の航空機舵面のサ
ーボ制御システム。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24638796A JPH1091210A (ja) | 1996-09-18 | 1996-09-18 | 航空機舵面のサーボ制御システム |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24638796A JPH1091210A (ja) | 1996-09-18 | 1996-09-18 | 航空機舵面のサーボ制御システム |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1091210A true JPH1091210A (ja) | 1998-04-10 |
Family
ID=17147782
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP24638796A Pending JPH1091210A (ja) | 1996-09-18 | 1996-09-18 | 航空機舵面のサーボ制御システム |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1091210A (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008185171A (ja) * | 2007-01-31 | 2008-08-14 | Nabtesco Corp | 流体装置 |
| WO2012057235A1 (ja) * | 2010-10-27 | 2012-05-03 | 株式会社牧野フライス製作所 | 数値制御方法 |
| CN103809442A (zh) * | 2014-02-28 | 2014-05-21 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN103853048A (zh) * | 2014-02-28 | 2014-06-11 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇人机闭环复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN108216580A (zh) * | 2016-12-15 | 2018-06-29 | 利勃海尔航空航天林登贝格股份有限公司 | 用于控制飞行器的执行器的执行器控制装置 |
| CN113357233A (zh) * | 2020-03-06 | 2021-09-07 | 波音公司 | 控制面致动器组件、包括其的飞行器液压系统以及相关联的飞行器和方法 |
-
1996
- 1996-09-18 JP JP24638796A patent/JPH1091210A/ja active Pending
Cited By (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008185171A (ja) * | 2007-01-31 | 2008-08-14 | Nabtesco Corp | 流体装置 |
| US9360849B2 (en) | 2010-10-27 | 2016-06-07 | Makino Milling Machine Co., Ltd. | Numerical control method |
| WO2012057235A1 (ja) * | 2010-10-27 | 2012-05-03 | 株式会社牧野フライス製作所 | 数値制御方法 |
| CN103180790A (zh) * | 2010-10-27 | 2013-06-26 | 株式会社牧野铣床制作所 | 数值控制方法 |
| EP2634657A4 (en) * | 2010-10-27 | 2018-01-24 | Makino Milling Machine Co., Ltd. | Numerical control method |
| JP5566469B2 (ja) * | 2010-10-27 | 2014-08-06 | 株式会社牧野フライス製作所 | 数値制御方法 |
| CN103809442A (zh) * | 2014-02-28 | 2014-05-21 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN103853048B (zh) * | 2014-02-28 | 2016-05-04 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇人机闭环复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN103809442B (zh) * | 2014-02-28 | 2016-08-03 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN103853048A (zh) * | 2014-02-28 | 2014-06-11 | 西安费斯达自动化工程有限公司 | 飞行器多回路模型簇人机闭环复合频率鲁棒控制器设计方法 |
| CN108216580A (zh) * | 2016-12-15 | 2018-06-29 | 利勃海尔航空航天林登贝格股份有限公司 | 用于控制飞行器的执行器的执行器控制装置 |
| CN113357233A (zh) * | 2020-03-06 | 2021-09-07 | 波音公司 | 控制面致动器组件、包括其的飞行器液压系统以及相关联的飞行器和方法 |
| JP2021169298A (ja) * | 2020-03-06 | 2021-10-28 | ザ・ボーイング・カンパニーThe Boeing Company | 操縦翼面アクチュエータアセンブリ、操縦翼面アクチュエータアセンブリ航空を含む機液圧システム、並びに関連する航空機及び方法 |
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