JP2015093542A - 動力伝達装置 - Google Patents

Abstract

【課題】動力伝達装置の大型化を招くことなく、エンジンから駆動軸へ伝達可能な最高出力を増加させる。
【解決手段】回転軸７１，７２と直交する方向から見て第１回転電機１０と第２回転電機１１が重なり合わないように、回転軸方向に関する第２回転電機１１の位置を、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側にずらして配置している。これによって、第１回転電機１０と第２回転電機１１の配置が互いに干渉するのを抑えつつ、第１回転電機１０の回転軸方向長さを増加させてトルク容量を増加させることができるとともに、第２回転電機１１の外径を増加させてトルク容量を増加させることができる。
【選択図】図１

Description

本発明は、動力伝達装置に関し、特に、エンジンからの動力を駆動軸へ伝達する動力伝達装置に関する。

この種の動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の関連技術が下記特許文献１に開示されている。特許文献１によるハイブリッド駆動装置では、エンジンから遊星歯車装置のキャリアに伝達された動力が遊星歯車装置のサンギア及びリングギアに分配され、リングギアに分配された動力が駆動軸へ伝達される。一方、サンギアに分配された動力は、第１回転電機に伝達され、第１回転電機の発電運転による電力に変換される。第１回転電機の発電電力は、第２回転電機に供給され、第２回転電機の力行運転による動力に変換されて駆動軸へ伝達される。

特開２００７−８４７０号公報 特開２００９−７３４７２号公報 特開２００９−２７４５３６号公報

特許文献１において、エンジンから駆動軸へ伝達可能な最高出力を増加させるためには、第１回転電機と第２回転電機のトルク容量を増加させることが望ましく、そのためには、第１回転電機と第２回転電機の外径や回転軸方向長さを増加させることが望ましい。しかし、特許文献１では、第１回転電機と第２回転電機の回転軸を互いに平行に配置し、回転軸と直交する方向に第１回転電機と第２回転電機を並べて配置しているため、第１回転電機と第２回転電機の外径を増加させることは互いに干渉して困難である。さらに、特許文献１では、回転軸方向において第１回転電機とエンジンとの間の位置に遊星歯車装置を配置しているため、第１回転電機と第２回転電機の回転軸方向長さを増加させると、装置全体の回転軸方向長さが増加して大型化を招くことになる。

本発明は、動力伝達装置の大型化を招くことなく、エンジンから駆動軸へ伝達可能な最高出力を増加させることを目的とする。

本発明に係る動力伝達装置は、上述した目的を達成するために以下の手段を採った。

本発明に係る動力伝達装置は、エンジンからの動力が伝達される入力側回転子、及び入力側回転子に対し相対回転可能な第１出力側回転子を含み、入力側回転子と第１出力側回転子間にトルクが作用する第１回転電機と、固定子及び第２出力側回転子を含み、固定子と第２出力側回転子間にトルクが作用する第２回転電機と、第１出力側回転子からカウンタ軸への動力伝達、及び第２出力側回転子からカウンタ軸への動力伝達を行うための第１伝動機構と、カウンタ軸から駆動軸への動力伝達を行うための第２伝動機構と、を備え、第１回転電機の径方向において入力側回転子と第１出力側回転子が対向配置され、第２回転電機の径方向において固定子と第２出力側回転子が対向配置され、入力側回転子の回転軸、第２出力側回転子の回転軸、及びカウンタ軸が互いに平行に配置され、第２回転電機は、入力側回転子及び第２出力側回転子の回転軸と直交する方向において第１回転電機と重ならないように、入力側回転子及び第２出力側回転子の回転軸方向に関する位置を、第１回転電機に対してエンジンと反対側にずらして配置されていることを要旨とする。

本発明の一態様では、入力側回転子には、交流電流が流れることで回転磁界を発生可能な回転子導体が配設され、回転子導体と電気的に接続されたスリップリングが、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されていることが好適である。

本発明の一態様では、前記回転軸方向に関して、第１回転電機が第１伝動機構に対してエンジン側の位置に配置され、第２回転電機が第１伝動機構に対してエンジンと反対側の位置に配置されていることが好適である。

本発明の一態様では、第１出力側回転子が入力側回転子の外周側に配置され、第１伝動機構は、第１出力側回転子の外周に設けられた第１伝動要素と、カウンタ軸に連結され第１伝動要素と係合する第２伝動要素とを含むことが好適である。

本発明の一態様では、入力側回転子と第１出力側回転子またはカウンタ軸との係合／解放を切り替える第１クラッチ機構が、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されていることが好適である。

本発明の一態様では、第１出力側回転子とカウンタ軸との係合／解放を切り替える第２クラッチ機構と、第１出力側回転子の回転を拘束することが可能なブレーキ機構と、をさらに備えることが好適である。

本発明の一態様では、第１出力側回転子をカウンタ軸または固定部材に選択的に係合させる第３クラッチ機構をさらに備えることが好適である。

本発明の一態様では、第３クラッチ機構が、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されていることが好適である。

本発明によれば、第１回転電機と第２回転電機の配置が互いに干渉するのを抑えつつ、第１回転電機の回転軸方向長さを増加させてトルク容量を増加させることができるとともに、第２回転電機の外径を増加させてトルク容量を増加させることができる。その結果、動力伝達装置の大型化を招くことなく、エンジンから駆動軸へ伝達可能な最高出力を増加させることができる。

本発明の実施形態１に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態１に係る動力伝達装置において、エンジン３６の動力を用いて駆動軸３７を駆動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態２に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態３に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態３に係る動力伝達装置において、エンジン３６の動力を用いて駆動軸３７を駆動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置において、エンジン３６の動力を用いて駆動軸３７を駆動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置において、エンジン３６の動力を用いて駆動軸３７を駆動する動作の他の例を説明する図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置において、エンジン３６の運転を停止した状態で駆動軸３７を駆動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置において、エンジン３６を始動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態４に係る動力伝達装置において、駆動軸３７を逆方向に駆動する動作の一例を説明する図である。 本発明の実施形態５に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態６に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の概略構成を示す図である。 入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間のトルクを制御するための電子制御ユニット５０の構成例を示す図である。 入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間のトルクを制御するための電子制御ユニット５０の構成例を示す図である。 フィルタ１２１の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 入力側ロータ２８と出力側ロータ１８間のトルクを制御するためのフィードバック制御系の一例を示す図である。 重み関数Ｗ（ｊω）の周波数特性の一例を示す図である。 閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）の周波数特性の一例を示す図である。 閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）の周波数特性の一例を示す図である。 フィルタ１２１の周波数特性の一例を示す図である。 フィルタ１２１の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 フィードバック制御部１０４の周波数特性の一例を示す図である。 入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間のトルク、及びステータ１６と第２出力側ロータ１９間のトルクを制御するための電子制御ユニット５０の構成例を示す図である。 入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間のトルク、及びステータ１６と第２出力側ロータ１９間のトルクを制御するための電子制御ユニット５０の他の構成例を示す図である。

以下、本発明を実施するための形態（以下実施形態という）を図面に従って説明する。

「実施形態１」
図１は、本発明の実施形態１に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。本実施形態に係るハイブリッド駆動装置は、動力（機械的動力）を発生可能な原動機として設けられたエンジン（内燃機関）３６と、動力（機械的動力）の発生及び発電が可能な第１及び第２回転電機１０，１１と、を備える。なお、本実施形態に係るハイブリッド駆動装置については、例えば車両を駆動するための動力出力装置として用いることができる。

第１回転電機１０は、回転可能な入力側ロータ２８と、径方向において入力側ロータ２８と所定の空隙を空けて対向し、入力側ロータ２８に対し相対回転可能な第１出力側ロータ１８と、を有する。図１に示す例では、第１出力側ロータ１８が入力側ロータ２８の外周側（径方向外側）の位置で入力側ロータ２８と対向配置されている。入力側ロータ２８は、ロータコア５２と、ロータコア５２にその周方向に沿って配設された複数相（例えば３相）のロータ巻線３０と、を含む。複数相のロータ巻線３０に複数相（例えば３相）の交流電流が流れることで、ロータ巻線３０は、ロータ周方向に回転する回転磁界を発生することができる。第１出力側ロータ１８は、ロータコア５３と、ロータコア５３にその周方向に沿って配設され界磁束を発生する複数の永久磁石３３と、を含む。複数の永久磁石３３は、ロータコア５３の内周部に入力側ロータ２８（ロータコア５２）と対向して配設されている。

第２回転電機１１は、ケーシングに固定されたステータ１６と、径方向においてステータ１６と所定の空隙を空けて対向し、ステータ１６に対し相対回転可能な第２出力側ロータ１９と、を有する。図１に示す例では、第２出力側ロータ１９がステータ１６の内周側（径方向内側）の位置でステータ１６と対向配置されている。ステータ１６は、ステータコア５１と、ステータコア５１にその周方向に沿って配設された複数相（例えば３相）のステータ巻線２０と、を含む。複数相のステータ巻線２０に複数相（例えば３相）の交流電流が流れることで、ステータ巻線２０は、ステータ周方向に回転する回転磁界を発生することができる。第２出力側ロータ１９は、ロータコア５４と、ロータコア５４にその周方向に沿って配設され界磁束を発生する複数の永久磁石３２と、を含む。複数の永久磁石３２は、ロータコア５４の外周部にステータ１６（ステータコア５１）と対向して配設されている。

直流電源として設けられた充放電可能な蓄電装置４２は、例えば二次電池により構成することができ、電気エネルギーを蓄える。蓄電装置４２とステータ巻線２０との間で電力変換を行う第１電力変換装置として設けられたインバータ４０は、スイッチング素子と、スイッチング素子に対し逆並列接続されたダイオード（整流素子）とを備える公知の構成により実現可能であり、スイッチング素子のスイッチング動作により蓄電装置４２からの直流電力を交流（例えば３相交流）に変換して、ステータ巻線２０の各相に供給することが可能である。さらに、インバータ４０は、ステータ巻線２０の各相に流れる交流電流を直流に変換して、電気エネルギーを蓄電装置４２に回収する方向の電力変換も可能である。このように、インバータ４０は、蓄電装置４２とステータ巻線２０との間で双方向の電力変換を行うことが可能である。

スリップリング９５は、入力側ロータ２８と機械的に連結されており、さらに、ロータ巻線３０の各相と電気的に接続されている。回転が固定されたブラシ９６は、スリップリング９５に押し付けられて電気的に接触する。スリップリング９５は、ブラシ９６に対し摺動しながら（ブラシ９６との電気的接触を維持しながら）、入力側ロータ２８とともに回転する。ブラシ９６は、インバータ４１と電気的に接続されている。蓄電装置４２及びインバータ４０のいずれかとロータ巻線３０との間で電力変換を行う第２電力変換装置として設けられたインバータ４１は、スイッチング素子と、スイッチング素子に対し逆並列接続されたダイオード（整流素子）とを備える公知の構成により実現可能であり、スイッチング素子のスイッチング動作により蓄電装置４２からの直流電力を交流（例えば３相交流）に変換して、ブラシ９６及びスリップリング９５を介してロータ巻線３０の各相に供給することが可能である。さらに、インバータ４１は、ロータ巻線３０の各相に流れる交流電流を直流に変換する方向の電力変換も可能である。その際には、ロータ巻線３０の交流電力がスリップリング９５及びブラシ９６により取り出され、この取り出された交流電力がインバータ４１で直流に変換される。インバータ４１で直流に変換された電力は、インバータ４０で交流に変換されてからステータ巻線２０の各相へ供給可能である。つまり、インバータ４０は、インバータ４１からの直流電力と蓄電装置４２からの直流電力とのいずれか（少なくとも一方）を交流に変換してステータ巻線２０の各相へ供給することが可能である。また、インバータ４１で直流に変換された電力を蓄電装置４２に回収することも可能である。このように、インバータ４１は、蓄電装置４２及びインバータ４０のいずれかとロータ巻線３０との間で双方向の電力変換を行うことが可能である。

伝動機構（第１伝動機構）５６は、伝動歯車５６−１，５６−２，５６−３を伝動要素として有する歯車伝動機構であり、伝動歯車５６−２が伝動歯車５６−１，５６−３と噛み合うことで係合している。伝動歯車５６−１は第１回転電機１０の第１出力側ロータ１８に機械的に連結され、伝動歯車５６−３は第２回転電機１１の第２出力側ロータ１９に機械的に連結され、伝動歯車５６−２はカウンタ軸７３に機械的に連結されている。伝動機構（第２伝動機構）５７は、互いに噛み合う（係合する）伝動歯車５７−１，５７−２を伝動要素として有する歯車伝動機構であり、伝動歯車５７−１がカウンタ軸７３に機械的に連結され、伝動歯車５７−２がディファレンシャルケース３９に機械的に連結されている。

第１回転電機１０の入力側ロータ２８及びスリップリング９５はエンジン３６と機械的に連結されていることで、入力側ロータ２８にはエンジン３６からの動力が伝達される。第１回転電機１０の第１出力側ロータ１８は伝動歯車５６−１，５６−２を介してカウンタ軸７３に機械的に連結されていることで、カウンタ軸７３には第１出力側ロータ１８からの動力が伝動歯車５６−１，５６−２を介して伝達される。図１に示す例では、伝動歯車５６−１の径（ピッチ円径）が伝動歯車５６−２の径（ピッチ円径）より大きく、第１出力側ロータ１８からの動力が伝動歯車５６−１，５６−２で増速されてカウンタ軸７３へ伝達される。第２回転電機１１の第２出力側ロータ１９は伝動歯車５６−３，５６−２を介してカウンタ軸７３に機械的に連結されていることで、カウンタ軸７３には第２出力側ロータ１９からの動力が伝動歯車５６−３，５６−２を介して伝達される。図１に示す例では、伝動歯車５６−３の径（ピッチ円径）が伝動歯車５６−２の径（ピッチ円径）より小さく、第２出力側ロータ１９からの動力が伝動歯車５６−３，５６−２で減速されてカウンタ軸７３へ伝達される。カウンタ軸７３は伝動機構５７（伝動歯車５７−１，５７−２）を介して駆動軸３７に機械的に連結されていることで、駆動軸３７（車輪３８）にはカウンタ軸７３からの動力が伝動機構５７を介して伝達される。したがって、第１出力側ロータ１８からの動力が伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達され、第２出力側ロータ１９からの動力が伝動歯車５６−３，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達される。

エンジン３６及び第１回転電機１０の入力側ロータ２８の回転軸は一致しており、この回転軸方向においてエンジン３６と第１回転電機１０が対向配置されている。第２回転電機１１の第２出力側ロータ１９の回転軸７２、カウンタ軸７３、及び駆動軸３７は、エンジン３６及び入力側ロータ２８の回転軸７１と平行に配置されている。図１に示す例では、回転軸７１，７２と直交する方向（図１の上下方向）においてカウンタ軸７３が回転軸７１と回転軸７２との間の位置に配置されている。第２回転電機１１は、回転軸７１，７２と直交する方向から見て第１回転電機１０と重なり合わない（対向しない）ように、入力側ロータ２８及び第２出力側ロータ１９の回転軸方向（以下単に回転軸方向とする）に関する位置を、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側（図１の左側）にずらして配置されている。そして、スリップリング９５及びブラシ９６は、回転軸方向に関して、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側の位置に配置されている。さらに、回転軸方向に関して、第１回転電機１０が伝動機構５６に対してエンジン３６側（図１の右側）の位置に配置され、第２回転電機１１が伝動機構５６に対してエンジン３６と反対側の位置に配置されている。図１に示す例では、回転軸方向に関して、伝動歯車５６−１が第１回転電機１０とスリップリング９５との間の位置に配置され、伝動歯車５６−３に対して第２回転電機１１がエンジン３６と反対側の位置に配置され、伝動歯車５６−２に対して伝動歯車５７−１がエンジン３６側の位置に配置されている。

電子制御ユニット５０は、インバータ４０のスイッチング素子のスイッチング動作を制御してインバータ４０での電力変換を制御することで、ステータ巻線２０の各相に流れる交流電流を制御する。そして、電子制御ユニット５０は、インバータ４１のスイッチング素子のスイッチング動作を制御してインバータ４１での電力変換を制御することで、ロータ巻線３０の各相に流れる交流電流を制御する。さらに、電子制御ユニット５０は、エンジン３６の運転状態の制御も行う。

インバータ４０のスイッチング動作により複数相のステータ巻線２０に複数相（例えば３相）の交流電流が流れることで、ステータ巻線２０は、ステータ周方向に回転する回転磁界を発生する。そして、ステータ巻線２０で発生した回転磁界と永久磁石３２で発生した界磁束との電磁気相互作用（吸引及び反発作用）により、第２出力側ロータ１９にトルク（磁石トルク）を作用させることができ、第２出力側ロータ１９を回転駆動することができる。つまり、蓄電装置４２からインバータ４０を介してステータ巻線２０に供給された電力を第２出力側ロータ１９の動力（機械的動力）に変換することができ、第２回転電機１１（ステータ１６及び第２出力側ロータ１９）を同期電動機（ＰＭモータ部）として機能させることができる。さらに、第２出力側ロータ１９の動力をステータ巻線２０の電力に変換してインバータ４０を介して蓄電装置４２に回収することも可能である。このように、ステータ１６のステータ巻線２０と第２出力側ロータ１９の永久磁石３２とが電磁気的に結合されていることで、ステータ巻線２０で発生する回転磁界を第２出力側ロータ１９に作用させて、ステータ１６と第２出力側ロータ１９との間にトルク（磁石トルク）を作用させることができる。電子制御ユニット５０は、インバータ４０のスイッチング動作により例えばステータ巻線２０に流す交流電流の振幅や位相角を制御することで、ステータ１６と第２出力側ロータ１９との間に作用するトルク（ＰＭモータトルク）を制御することができる。

また、入力側ロータ２８が第１出力側ロータ１８に対し相対回転して入力側ロータ２８（ロータ巻線３０）と第１出力側ロータ１８（永久磁石３３）との間に回転差が生じるのに伴ってロータ巻線３０に誘導起電力が発生し、この誘導起電力に起因してロータ巻線３０に誘導電流（交流電流）が流れることで回転磁界が生じる。そして、ロータ巻線３０の誘導電流により生じる回転磁界と永久磁石３３の界磁束との電磁気相互作用によって、第１出力側ロータ１８にトルクを作用させることができ、第１出力側ロータ１８を回転駆動することができる。このように、入力側ロータ２８のロータ巻線３０と第１出力側ロータ１８の永久磁石３３とが電磁気的に結合されていることで、ロータ巻線３０で発生する回転磁界が第１出力側ロータ１８に作用するのに応じて、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との間にトルク（磁石トルク）が作用する。そのため、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との間で動力（機械的動力）を伝達することができ、第１回転電機１０（入力側ロータ２８及び第１出力側ロータ１８）を誘導電磁カップリング部として機能させることができる。

ロータ巻線３０の誘導電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との間にトルク（電磁カップリングトルク）を発生させる際には、電子制御ユニット５０は、ロータ巻線３０に誘導電流が流れるのを許容するように、インバータ４１のスイッチング動作を行う。その際には、電子制御ユニット５０は、インバータ４１のスイッチング動作によりロータ巻線３０に流れる交流電流を制御することで、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との間に作用する電磁カップリングトルクを制御することができる。一方、電子制御ユニット５０は、インバータ４１のスイッチング素子をオフ状態に維持してスイッチング動作を停止させることで、ロータ巻線３０に誘導電流が流れなくなり、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との間にトルクは作用しなくなる。

エンジン３６が動力を発生している場合は、エンジン３６の動力が入力側ロータ２８に伝達され、入力側ロータ２８がエンジン回転方向に回転駆動する。入力側ロータ２８の回転速度が第１出力側ロータ１８の回転速度より高くなると、ロータ巻線３０に誘導起電力が発生する。電子制御ユニット５０は、ロータ巻線３０に誘導電流が流れるのを許容するように、インバータ４１のスイッチング動作を行う。これによって、ロータ巻線３０の誘導電流と永久磁石３３の界磁束との電磁気相互作用により入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８にエンジン回転方向の電磁カップリングトルクＴ＿ｃが作用し、第１出力側ロータ１８がエンジン回転方向に回転駆動する。このように、入力側ロータ２８に伝達されたエンジン３６からの動力は、入力側ロータ２８のロータ巻線３０と第１出力側ロータ１８の永久磁石３３との電磁気結合によって、第１出力側ロータ１８へ伝達される。第１出力側ロータ１８に伝達された動力は、図２の矢印ａに示すように、伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７（車輪３８）へ伝達されることで、車両の前進駆動等、負荷の正転駆動に用いられる。したがって、エンジン３６の動力を用いて駆動軸３７を正転方向に回転駆動することができ、車両を前進方向に駆動することができる。さらに、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８との回転差を許容することができるため、車輪３８の回転が停止してもエンジン３６がストールすることはない。そのため、第１回転電機１０を発進装置として機能させることができ、摩擦クラッチやトルクコンバータ等の発進装置を別に設ける必要がなくなる。

さらに、ロータ巻線３０に発生した交流電力は、スリップリング９５及びブラシ９６を介して取り出される。取り出された交流電力はインバータ４１で直流に変換される。そして、インバータ４０のスイッチング動作により、インバータ４１からの直流電力がインバータ４０で交流に変換されてからステータ巻線２０に供給されることで、ステータ巻線２０に交流電流が流れ、ステータ１６に回転磁界が形成される。このステータ１６の回転磁界と第２出力側ロータ１９の永久磁石３２の界磁束との電磁気相互作用によって、ステータ１６から第２出力側ロータ１９にエンジン運転時の回転方向と同方向のトルクＴ＿ｍｇを作用させることができ、図２の矢印ｂに示すように、第２出力側ロータ１９の動力が伝動歯車５６−３，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達される。これによって、駆動軸３７の正転方向のトルクを増幅させるトルク増幅機能を実現することができる。さらに、蓄電装置４２からステータ巻線２０へ電力供給するようにインバータ４０のスイッチング動作を制御することで、エンジン３６の動力を用いて車輪３８を正転方向に回転駆動するとともに、蓄電装置４２からの供給電力を用いて発生させた第２出力側ロータ１９の動力により車輪３８の正転方向の回転駆動をアシストすることができる。一方、ロータ巻線３０からスリップリング９５及びブラシ９６を介して取り出され、インバータ４１で直流に変換された電力を蓄電装置４２に回収することも可能である。

また、エンジン３６の運転を停止した状態で蓄電装置４２の電力を用いて駆動軸３７（車輪３８）を駆動するＥＶ（Electric Vehicle）走行を行う場合は、電子制御ユニット５０は、蓄電装置４２からの直流電力を交流に変換してステータ巻線２０へ供給するようインバータ４０のスイッチング動作を制御することで、ステータ巻線２０の交流電流によりステータ１６から第２出力側ロータ１９にエンジン運転時の回転方向と同方向のトルクＴ＿ｍｇを作用させる。これによって、第２出力側ロータ１９を回転駆動し、第２出力側ロータ１９の動力を伝動歯車５６−３，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することで、駆動軸３７を正転方向に回転駆動する（車両を前進方向に駆動する）。また、ステータ巻線２０から電力回収するようインバータ４０のスイッチング動作を制御することで、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に減速方向のトルクＴ＿ｍｇを作用させて、駆動軸３７を減速させる（車両を減速させる）回生走行を行うことも可能である。

また、エンジン３６の始動を行う場合は、電子制御ユニット５０は、蓄電装置４２からの直流電力を交流に変換してブラシ９６及びスリップリング９５を介してロータ巻線３０へ供給するようインバータ４１のスイッチング動作を制御することで、ロータ巻線３０の交流電流により第１出力側ロータ１８から入力側ロータ２８にエンジン回転方向のトルクＴ＿ｃを作用させる。これによって、蓄電装置４２からロータ巻線３０への供給電力を用いて入力側ロータ２８をエンジン回転方向に回転させ、入力側ロータ２８の動力をエンジン３６へ伝達することで、エンジン３６のクランキングを行う。

また、車両を後退させる（駆動軸３７を逆転方向に回転駆動する）リバース走行を行う場合は、電子制御ユニット５０は、蓄電装置４２からの直流電力を交流に変換してステータ巻線２０へ供給するようインバータ４０のスイッチング動作を制御することで、ステータ巻線２０の交流電流によりステータ１６から第２出力側ロータ１９にエンジン運転時の回転方向と逆方向のトルクＴ＿ｍｇを作用させる。これによって、第２出力側ロータ１９を逆方向に回転駆動し、第２出力側ロータ１９の動力を伝動歯車５６−３，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することで、ＥＶ走行により駆動軸３７を逆転方向に回転駆動する（車両を後進方向に駆動する）。また、ステータ巻線２０から電力回収するようインバータ４０のスイッチング動作を制御することで、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に減速方向のトルクＴ＿ｍｇを作用させて、駆動軸３７を減速させる（車両を減速させる）回生走行を行うことも可能である。

エンジン３６から駆動軸３７へ伝達可能な最高出力を増加させるためには、第１回転電機１０と第２回転電機１１のトルク容量を増加させることが望ましい。これに対して本実施形態では、回転軸７１，７２と直交する方向から見て第１回転電機１０と第２回転電機１１が重なり合わないように、回転軸方向に関する第２回転電機１１の位置を、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側にずらして配置している。これによって、第１回転電機１０と第２回転電機１１の配置が互いに干渉するのを抑えつつ、第１回転電機１０の回転軸方向長さを増加させてトルク容量を増加させることができるとともに、第２回転電機１１の外径を増加させてトルク容量を増加させることができる。その結果、動力伝達装置の大型化を招くことなく、動力伝達装置の伝達容量を増加させることができ、エンジン３６から駆動軸３７へ伝達可能な最高出力を増加させることができる。

そして、本実施形態では、回転軸方向に関して、第１回転電機１０を伝動機構５６に対してエンジン３６側の位置に配置し、第２回転電機１１を伝動機構５６に対してエンジン３６と反対側の位置に配置することで、回転軸方向長さの増加を抑えつつ、伝動機構５６を配置することができる。さらに、伝動機構５６においては、伝動歯車５６−１，５６−２のギア比により第１出力側ロータ１８からカウンタ軸７３にかけての変速比を調整することができ、伝動歯車５６−３，５６−２のギア比により第２出力側ロータ１９からカウンタ軸７３にかけての変速比を調整することができる。したがって、第１出力側ロータ１８から駆動軸３７にかけての変速比と、第２出力側ロータ１９から駆動軸３７にかけての変速比を独立に設定することができる。

また、本実施形態では、回転軸方向に関するスリップリング９５及びブラシ９６の位置を、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側の位置に配置し、さらに、伝動機構５６（伝動歯車５６−１）に対してエンジン３６と反対側の位置に配置している。そのため、スリップリング９５及びブラシ９６の配置が第１回転電機１０の回転軸方向長さ増加に影響を与えるのを抑えることができる。さらに、スリップリング９５及びブラシ９６の外径は第１回転電機１０の外径と比べて十分小さくて済むため、スリップリング９５及びブラシ９６の配置が第２回転電機１１の外径増加にも影響を与えない。

「実施形態２」
図３は、本発明の実施形態２に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。以下の実施形態２の説明では、実施形態１と同様の構成または対応する構成には同一の符号を付し、説明を省略する構成については実施形態１と同様である。

本実施形態では、伝動歯車５６−１が第１出力側ロータ１８の外周に設けられている。そして、回転軸方向に関して、伝動歯車５７−１が伝動歯車５６−２に対してエンジン３６と反対側の位置に配置され、第２回転電機１１が伝動歯車５７−１に対してエンジン３６と反対側の位置に配置されている。

本実施形態によれば、伝動機構５６の伝動歯車５６−１を第１出力側ロータ１８の外周に設けることで、動力伝達装置の回転軸方向長さの増加を抑えつつ、第１回転電機１０の回転軸方向長さをさらに増加させてトルク容量をさらに増加させることができる。その結果、動力伝達装置の大型化を招くことなく、エンジン３６から駆動軸３７へ伝達可能な最高出力をさらに増加させることができる。

「実施形態３」
図４は、本発明の実施形態３に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。以下の実施形態３の説明では、実施形態１，２と同様の構成または対応する構成には同一の符号を付し、説明を省略する構成については実施形態１，２と同様である。

本実施形態では、実施形態２と比較して、入力側ロータ２８（回転軸７１）と第１出力側ロータ１８の係合／解放を切り替えることで、入力側ロータ２８とカウンタ軸７３の係合／解放を切り替えることが可能なクラッチ機構８１が回転軸７１上に設けられている。クラッチ機構８１は、回転軸方向に関して、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側の位置に配置され、第１回転電機１０とスリップリング９５との間の位置に配置されている。図４に示す例では、クラッチ機構８１は、入力側ロータ２８（回転軸７１）に機械的に連結された入力側ギア８１ａと、第１出力側ロータ１８に機械的に連結された出力側ギア８１ｂと、スリーブギア８１ｃとを含む。スリーブギア８１ｃは、入力側ギア８１ａとの噛み合いを維持しながら、出力側ギア８１ｂと噛み合う係合位置と、出力側ギア８１ｂと噛み合わない解放位置とに移動可能である。スリーブギア８１ｃを出力側ギア８１ｂと噛み合わせるための機構として、シンクロメッシュ（同期噛合機構）を適用することも可能である。クラッチ機構８１の係合／解放を切り替える（スリーブギア８１ｃを係合位置と解放位置に切り替える）制御は、電子制御ユニット５０により行われる。エンジン３６と入力側ロータ２８間の動力伝達経路にはダンパ１３が設けられている。

ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させる場合は、スリーブギア８１ｃを解放位置に制御してクラッチ機構８１を解放状態に制御する。一方、クラッチ機構８１を係合状態（スリーブギア８１ｃを係合位置）に制御して入力側ロータ２８を第１出力側ロータ１８（カウンタ軸７３）に機械的に係合させることで、図５の矢印ｃに示すように、ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることなく、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することができる。その際に、クラッチ機構８１の外径は第１回転電機１０の外径と比べて十分小さくて済むため、クラッチ機構８１の配置が第２回転電機１１の外径増加に影響を与えるのを抑えることができる。

「実施形態４」
図６は、本発明の実施形態４に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。以下の実施形態４の説明では、実施形態１〜３と同様の構成または対応する構成には同一の符号を付し、説明を省略する構成については実施形態１〜３と同様である。

本実施形態では、実施形態３と比較して、伝動機構５６は伝動歯車５６−１，５６−２，５６−３，５６−４を有し、伝動歯車５６−２が伝動歯車５６−１と噛み合うことで係合し、カウンタ軸７３に機械的に連結された伝動歯車５６−４が伝動歯車５６−３と噛み合うことで係合している。さらに、第１出力側ロータ１８（伝動歯車５６−１）とカウンタ軸７３の係合／解放を切り替えることが可能なクラッチ機構８２がカウンタ軸７３上に設けられ、第１出力側ロータ１８をケーシング（固定部材）１５に固定して回転を拘束することが可能なブレーキ機構８３が第１出力側ロータ１８の外周に設けられている。クラッチ機構８１は、入力側ロータ２８（回転軸７１）と第１出力側ロータ１８の係合／解放を切り替えることが可能である。回転軸方向に関して、伝動歯車５７−１が伝動歯車５６−４に対してエンジン３６側の位置に配置され、伝動歯車５６−２が伝動歯車５７−１と伝動歯車５６−４との間の位置に配置されている。図６に示す例では、回転軸方向に関して、クラッチ機構８２を伝動歯車５７−１と伝動歯車５６−２との間の位置に配置しているが、クラッチ機構８２を伝動歯車５６−２と伝動歯車５６−４との間の位置に配置することも可能である。図６に示す例では、クラッチ機構８２は、伝動歯車５６−２に機械的に連結された入力側ギア８２ａと、カウンタ軸７３に機械的に連結された出力側ギア８２ｂと、スリーブギア８２ｃとを含む。スリーブギア８２ｃは、出力側ギア８２ｂとの噛み合いを維持しながら、入力側ギア８２ａと噛み合う係合位置と、入力側ギア８２ａと噛み合わない解放位置とに移動可能である。スリーブギア８２ｃを入力側ギア８２ａと噛み合わせるための機構として、シンクロメッシュ（同期噛合機構）を適用することも可能である。クラッチ機構８２の係合／解放を切り替える（スリーブギア８２ｃを係合位置と解放位置に切り替える）制御、及びブレーキ機構８３の係合／解放を切り替える制御は、電子制御ユニット５０により行われる。

図７の矢印ａに示すように、ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることで、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達する場合は、クラッチ機構８１及びブレーキ機構８３を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８２を係合状態（スリーブギア８２ｃを係合位置）に制御して第１出力側ロータ１８をカウンタ軸７３に機械的に係合させる。一方、ブレーキ機構８３を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８１，８２を係合状態（スリーブギア８１ｃ，８２ｃを係合位置）に制御して入力側ロータ２８をカウンタ軸７３に機械的に係合させることで、図８の矢印ｃに示すように、ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることなく、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することができる。

また、エンジン３６の運転を停止した状態でＥＶ走行により駆動軸３７を駆動する場合は、クラッチ機構８１，８２を解放状態（スリーブギア８１ｃ，８２ｃを解放位置）に制御するとともに、ブレーキ機構８３を係合状態に制御する。これによって、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離した状態で、ステータ１６と第２出力側ロータ１９間に作用するトルクＴ＿ｍｇにより第２出力側ロータ１９を回転駆動し、図９の矢印ｄに示すように、第２出力側ロータ１９の動力を伝動歯車５６−３，５６−４及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達する。そのため、ＥＶ走行時に、第２出力側ロータ１９の回転に連動して第１出力側ロータ１８が連れ回ることで第１出力側ロータ１８と入力側ロータ２８とに回転差が発生するのを防ぎ、入力側ロータ２８の渦電流による損失を抑えることができる。その際に、クラッチ機構８２及びブレーキ機構８３の配置は、第１回転電機１０の回転軸方向長さ増加、及び第２回転電機１１の外径増加に影響を与えない。

さらに、エンジン３６の始動を行う場合も、クラッチ機構８１，８２を解放状態に制御するとともに、ブレーキ機構８３を係合状態に制御することで、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離す。その状態で、第１出力側ロータ１８と入力側ロータ２８間にトルクＴ＿ｃを作用させ、図１０の矢印ｅに示すように、入力側ロータ２８の動力をエンジン３６へ伝達することで、エンジン３６のクランキングを行う。そのため、エンジン３６のクランキング時に、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する反作用トルク−Ｔ＿ｃをケーシング１５で受けることができ、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するトルクＴ＿ｍｇでこの反作用トルク−Ｔ＿ｃを受ける必要がなくなる。したがって、ＥＶ走行時にエンジン３６を始動する場合は、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するトルクＴ＿ｍｇをすべて駆動軸３７の正転方向の回転駆動（車両の前進方向の駆動）に用いることができ、駆動軸３７の駆動トルクの低下を抑えることができる。

また、リバース走行を行う場合も、クラッチ機構８１，８２を解放状態に制御するとともに、ブレーキ機構８３を係合状態に制御することで、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離す。その状態で、ステータ１６と第２出力側ロータ１９間にトルクＴ＿ｍｇを作用させ、図１１の矢印ｄに示すように、第２出力側ロータ１９の動力を伝動歯車５６−３，５６−４及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することで、エンジン３６から駆動軸３７への動力伝達時の駆動軸３７の回転方向と逆方向に駆動軸３７を回転駆動する。そのため、蓄電装置４２の蓄電量が少ない場合等、蓄電装置４２からの供給電力量が不足する場合のリバース走行時に、エンジン３６の動力を利用して第１回転電機１０の発電運転を行っても、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用するエンジン回転方向のトルクＴ＿ｃが、逆転方向に回転駆動する駆動軸３７を減速させる方向に作用するのを防ぐことができ、駆動軸３７の駆動トルクの低下を抑えることができる。

「実施形態５」
図１２は、本発明の実施形態５に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。以下の実施形態５の説明では、実施形態１〜４と同様の構成または対応する構成には同一の符号を付し、説明を省略する構成については実施形態１〜４と同様である。

本実施形態では、実施形態４と比較して、クラッチ機構８１の出力側ギア８１ｂが伝動歯車５６−５に機械的に連結され、伝動歯車５６−５が伝動歯車５６−４と噛み合うことで係合している。クラッチ機構８１は、入力側ロータ２８（回転軸７１）とカウンタ軸７３の係合／解放を切り替えることが可能である。回転軸方向に関して、伝動歯車５６−５が第１回転電機１０とスリップリング９５との間の位置に配置され、クラッチ機構８１が伝動歯車５６−５とスリップリング９５との間の位置に配置されている。図１２に示す例では、回転軸方向に関して、クラッチ機構８２を伝動歯車５６−２と伝動歯車５６−４との間の位置に配置しているが、クラッチ機構８２を伝動歯車５７−１と伝動歯車５６−２との間の位置に配置することも可能である。

ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることで、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達する場合は、クラッチ機構８１及びブレーキ機構８３を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８２を係合状態に制御する。一方、ブレーキ機構８３を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８１を係合状態に制御して入力側ロータ２８をカウンタ軸７３に機械的に係合させることで、ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることなく、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−５，５６−４及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することができる。その場合には、クラッチ機構８２を係合状態に制御することで、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間のトルクＴ＿ｃにより、駆動軸３７の回転駆動をアシストしたり、エンジン３６の動力を利用した発電運転（回生運転）を行うことも可能である。一方、クラッチ機構８２を解放状態に制御することで、第１出力側ロータ１８が連れ回ることによる損失を抑えることができる。なお、ＥＶ走行、エンジン３６の始動、及びリバース走行を行う場合の動作は、実施形態４と同様である。

「実施形態６」
図１３は、本発明の実施形態６に係る動力伝達装置を備えるハイブリッド駆動装置の構成の概略を示す図である。以下の実施形態６の説明では、実施形態１〜５と同様の構成または対応する構成には同一の符号を付し、説明を省略する構成については実施形態１〜５と同様である。

本実施形態では、実施形態１と比較して、入力側ロータ２８とカウンタ軸７３の係合／解放を切り替えることが可能なクラッチ機構８１と、第１出力側ロータ１８をカウンタ軸７３またはケーシング１５に選択的に係合させることが可能なクラッチ機構８４が回転軸７１上に設けられている。クラッチ機構８４は、回転軸方向に関して、第１回転電機１０に対してエンジン３６と反対側の位置に配置されている。図１３に示す例では、回転軸方向に関して、伝動歯車５６−１が第１回転電機１０とスリップリング９５との間の位置に配置され、クラッチ機構８１が伝動歯車５６−１とスリップリング９５との間の位置に配置され、クラッチ機構８４が第１回転電機１０と伝動歯車５６−１との間の位置に配置されている。クラッチ機構８１の出力側ギア８１ｂは伝動歯車５６−１に機械的に連結されている。

図１３に示す例では、クラッチ機構８４は、第１出力側ロータ１８に機械的に連結された入力側ギア８４ａと、伝動歯車５６−１に機械的に連結された出力側ギア８４ｂと、ケーシング１５に機械的に連結された固定ギア８４ｄと、スリーブギア８４ｃとを含む。スリーブギア８４ｃは、入力側ギア８４ａとの噛み合いを維持しながら、出力側ギア８４ｂと噛み合い且つ固定ギア８４ｄと噛み合わない第１係合位置と、固定ギア８４ｄと噛み合い且つ出力側ギア８４ｂと噛み合わない第２係合位置と、出力側ギア８４ｂ及び固定ギア８４ｄの両方と噛み合わない解放位置とに移動可能である。スリーブギア８４ｃが第１係合位置に位置する場合は、第１出力側ロータ１８がケーシング１５に係合せずカウンタ軸７３に係合する状態（第１係合状態）となる。一方、スリーブギア８４ｃが第２係合位置に位置する場合は、第１出力側ロータ１８がカウンタ軸７３に係合せずケーシング１５に係合する状態（第２係合状態）となり、第１出力側ロータ１８の回転が固定される。また、スリーブギア８４ｃが解放位置に位置する場合は、第１出力側ロータ１８がカウンタ軸７３及びケーシング１５の両方に係合しない状態（解放状態）となる。スリーブギア８４ｃを出力側ギア８４ｂまたは固定ギア８４ｄと噛み合わせるための機構として、シンクロメッシュ（同期噛合機構）を適用することも可能である。クラッチ機構８４の第１係合状態と第２係合状態と解放状態を切り替える（スリーブギア８４ｃを第１係合位置と第２係合位置と解放位置に切り替える）制御は、電子制御ユニット５０により行われる。

ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることで、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達する場合は、クラッチ機構８１を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８４を第１係合状態（スリーブギア８４ｃを第１係合位置）に制御して第１出力側ロータ１８をカウンタ軸７３に機械的に係合させる。一方、クラッチ機構８１を係合状態に制御して入力側ロータ２８をカウンタ軸７３に機械的に係合させることで、ロータ巻線３０の交流電流により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させることなく、エンジン３６の動力を伝動歯車５６−１，５６−２及び伝動機構５７を介して駆動軸３７へ伝達することができる。その場合には、クラッチ機構８４を第１係合状態に制御することで、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８を機械的に係合させて回転差が発生するのを防ぎ、入力側ロータ２８の渦電流による損失を抑えることができる。

また、エンジン３６の運転を停止した状態でＥＶ走行により駆動軸３７を駆動する場合は、クラッチ機構８１を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８４を第２係合状態（スリーブギア８４ｃを第２係合位置）に制御する。これによって、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離した状態で、ステータ１６と第２出力側ロータ１９間に作用するトルクＴ＿ｍｇにより駆動軸３７を駆動する。そのため、ＥＶ走行時に、第２出力側ロータ１９の回転に連動して第１出力側ロータ１８が連れ回ることで第１出力側ロータ１８と入力側ロータ２８とに回転差が発生するのを防ぎ、入力側ロータ２８の渦電流による損失を抑えることができる。その際には、実施形態４，５のクラッチ機構８２及びブレーキ機構８３の機能をクラッチ機構８４に統合化して簡略化することができる。そして、クラッチ機構８４の外径は第１回転電機１０の外径と比べて十分小さくて済むため、クラッチ機構８４の配置が第２回転電機１１の外径増加に影響を与えるのを抑えることができる。

さらに、エンジン３６の始動を行う場合も、クラッチ機構８１を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８４を第２係合状態に制御することで、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離す。その状態で、第１出力側ロータ１８と入力側ロータ２８間に作用するトルクＴ＿ｃによりエンジン３６のクランキングを行う。そのため、エンジン３６のクランキング時に、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する反作用トルク−Ｔ＿ｃをケーシング１５で受けることができ、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するトルクＴ＿ｍｇでこの反作用トルク−Ｔ＿ｃを受ける必要がなくなる。

また、リバース走行を行う場合も、クラッチ機構８１を解放状態に制御するとともに、クラッチ機構８４を第２係合状態に制御することで、第１出力側ロータ１８をケーシング１５に固定して第２出力側ロータ１９とカウンタ軸７３と駆動軸３７から切り離す。その状態で、ステータ１６と第２出力側ロータ１９間のトルクＴ＿ｍｇにより、エンジン３６から駆動軸３７への動力伝達時の駆動軸３７の回転方向と逆方向に駆動軸３７を回転駆動する。そのため、リバース走行時に、エンジン３６の動力を利用して第１回転電機１０の発電運転を行っても、第１出力側ロータ１８から駆動軸３７への減速トルクの伝達を防ぐことができ、駆動軸３７の駆動トルクの低下を抑えることができる。

なお、実施形態１，２において、エンジン３６の動力を駆動軸３７へ伝達する場合は、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間にトルクＴ＿ｃを作用させる。その際には、エンジン３６のトルク変動による振動が駆動軸３７に伝達されるのを抑制するようにトルクＴ＿ｃを制御することで、エンジン出力軸上に制振用の機械式ダンパを設置する必要がなくなり、さらに、エンジン３６の少気筒化も実現することができる。その結果、装置の回転軸方向長さをさらに短縮することができる。以下、エンジン３６のトルク変動による振動が駆動軸３７に伝達されるのを抑制する制御について説明する。

エンジン３６の動力を駆動軸３７へ伝達する場合に、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクＴ＿ｃを制御するための電子制御ユニット５０の構成例を図１４に示す。フィードフォワード制御部１０２は、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクの目標値Ｔ＿ｒｅｆを基にフィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆを生成して加算器１０５へ出力する。電磁カップリングトルクの目標値Ｔ＿ｒｅｆは、エンジン３６のトルクＴ＿ｅｎｇ（トルク変動を考慮しない平均値）を基に設定され、例えばエンジン３６のトルクＴ＿ｅｎｇと等しくなるように設定される。フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆにより電磁カップリングトルクＴ＿ｃを制御した場合に、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用するエンジン回転方向の電磁カップリングトルクＴ＿ｃが目標値Ｔ＿ｒｅｆ（エンジントルクＴ＿ｅｎｇ）に等しくなるようなフィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆがフィードフォワード制御部１０２で演算される。エンジントルクＴ＿ｅｎｇ（トルク変動を考慮しない平均値）については、エンジン３６がガソリンエンジン等の火花点火式内燃機関である場合は、例えばスロットル開度により取得可能であり、エンジン３６がディーゼルエンジン等の圧縮着火式内燃機関である場合は、例えば燃料噴射量により取得可能である。

差分器１０３は、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎ（回転速度センサ６１により検出）との偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）を演算してフィードバック制御部１０４へ出力する。エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆについては、与えられたエンジン要求出力に対してエンジン効率が所定の高効率となる（例えば最も熱効率が高くなる）ようなエンジン回転速度が設定される。フィードバック制御部１０４は、差分器１０３からの出力値である偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）を基にフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂを生成して加算器１０５へ出力する。フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂにより電磁カップリングトルクＴ＿ｃを制御した場合に、エンジン回転速度の検出値ω＿ｉｎが目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに等しくなるように、偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）をフィードバック補償したフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂがフィードバック制御部１０４で演算される。

加算器１０５は、フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆとフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂを加算した値（ｕ＿ｆｆ＋ｕ＿ｆｂ）をトルク制御指令値ｕとして出力する。フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆ及びフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂから算出したトルク制御指令値ｕによりインバータ４１のスイッチング動作が制御されることで、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクＴ＿ｃが制御される。その際には、フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆにより電磁カップリングトルクＴ＿ｃが目標値Ｔ＿ｒｅｆ（エンジントルクＴ＿ｅｎｇ）に等しくなるように制御されるとともに、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂによりエンジン回転速度の検出値ω＿ｉｎが目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに等しくなるように制御される。これによって、エンジン効率が所定の高効率となる（例えば最も熱効率が高くなる）ようにエンジン回転速度ω＿ｉｎを制御しつつ、エンジン３６から第１出力側ロータ１８へトルクＴ＿ｅｎｇを伝達することができる。なお、図１４において、ブロック１０６は、トルク制御指令値ｕに対する電磁カップリングトルクＴ＿ｃの関係を表し、インバータ４１の特性、入力側ロータ２８及び第１出力側ロータ１８による誘導電磁カップリング部の特性等が含まれる。また、ブロック１０７は、入力側ロータ２８に作用するトルク（Ｔ＿ｅｎｇ−Ｔ＿ｃ）に対するエンジン３６（入力側ロータ２８）の回転速度ω＿ｉｎの関係を表し、例えばゲイン１／Ｊｉｎ（Ｊｉｎはエンジン３６、入力側ロータ２８、及びスリップリング９５を含む入力側回転要素の慣性モーメント）のゲインブロック１０９、及び積分器１１０により表すことが可能である。そして、ブロック１０８は、第１出力側ロータ１８に作用するトルク（Ｔ＿ｃ−Ｔ＿ｌｏａｄに対する第１出力側ロータ１８の回転速度ω＿ｏｕｔの関係を表し（Ｔ＿ｌｏａｄは第１出力側ロータ１８に作用する負荷トルク）、ゲイン１／Ｊｏｕｔ（Ｊｏｕｔは第１出力側ロータ１８を含む出力側回転要素の慣性モーメント）のゲインブロック１１１、及び積分器１１２により表すことが可能である。

ただし、エンジン３６が発生するトルクは、クランク角に対して変動し、実際には振動成分を有するものとなる。そのため、回転速度センサで取得されるエンジン回転速度の検出値ω＿ｉｎには、実際にはエンジントルク変動による振動成分が含まれ、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）も、実際にはエンジントルク変動による振動成分が含まれたものとなる。フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂによりエンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆとなるように制御することが可能となるが、偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）から演算したフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂにエンジントルク変動による振動成分が含まれていると、トルク制御指令値ｕ＝（ｕ＿ｆｆ＋ｕ＿ｆｂ）により制御される、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクＴ＿ｃにトルク変動が発生し、このトルク変動による振動が駆動軸３７に伝達されることになる。

そこで、フィードバック制御部１０４は、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に含まれる、エンジントルク変動による振動成分がフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂにおいて抑制されるように、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂを生成する。以下、そのためのフィードバック制御部１０４の構成例について説明する。

図１５に示す構成例では、フィードバック制御部１０４は、フィルタ１２１及びフィードバック制御器１２２を含んで構成される。フィルタ１２１には、差分器１０３からの偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）が入力される。フィルタ１２１は、例えば図１６に示すような周波数特性を有し、エンジントルク変動の周波数帯域Ωにおけるゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域におけるゲインに比べて小さい周波数特性を有する。この周波数特性を有するフィルタ１２１によって、偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）の周波数成分のうち、エンジントルク変動による振動成分が抑制され、エンジントルク変動による振動成分よりも低い低周波数成分は通過する。フィルタ１２１の設計の際には、エンジン３６の運転範囲におけるトルク振動の周波数帯域Ωを予め計測して把握しておき、周波数帯域Ωにおけるゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域におけるゲインに比べて小さくなるように、フィルタ１２１の周波数特性を設計する。例えばフィルタ１２１をローパスフィルタにより構成する場合は、そのカットオフ周波数をエンジントルク変動の周波数帯域Ωよりも低い周波数に設計する。さらに、フィルタ１２１を一時遅れフィルタにより構成する場合は、その時定数をτとすると、１／（２×π×τ）をエンジントルク変動の周波数帯域Ωよりも低い周波数に設計する。

フィードバック制御器１２２は、例えばＰＩＤ（比例積分微分）制御器やＰＩ（比例積分）制御器やＩ（積分）制御器等により構成することが可能であり、フィルタ１２１を通過した偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）をフィードバック補償したフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂを演算して加算器１０５へ出力する。偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に含まれる、エンジントルク変動による振動成分は、フィルタ１２１を通過することで抑制されているため、フィルタ１２１を通過した偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）から演算されるフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂも、エンジントルク変動による振動成分が抑制されたものとなる。一方、エンジントルク変動よりも低い低周波数帯域については、フィルタ１２１で抑制されずにフィードバック制御器１２２に入力される。そのため、フィードバック制御器１２２で演算されるフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂは、エンジントルク変動よりも低い低周波数帯域において、エンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに追従させるためのものとなる。したがって、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂによりエンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制することができる。

以上説明した構成例では、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクＴ＿ｃを制御する場合に、フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆにより電磁カップリングトルクＴ＿ｃが目標値Ｔ＿ｒｅｆ（エンジントルクＴ＿ｅｎｇ）になるようにフィードフォワード制御されるとともに、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂによりエンジン回転速度の検出値ω＿ｉｎが目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆになるようにフィードバック制御される。これによって、エンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに制御しつつ、エンジントルクＴ＿ｅｎｇを第１出力側ロータ１８へ伝達して所望のトルクを駆動軸３７へ伝達することができる。その際には、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆをエンジン効率が所定の高効率となる（例えば最も熱効率が高くなる）値に設定することで、エンジン３６を高効率で運転しつつ、所望のトルクを駆動軸３７へ伝達することができる。さらに、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に含まれる、エンジントルク変動による振動成分をフィルタ１２１により抑制することで、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂからエンジントルク変動による振動成分を抑制することができる。したがって、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂによりエンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクＴ＿ｃに、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの振動成分によるトルク変動が発生するのを抑制することができ、エンジン３６のトルク変動による振動が駆動軸３７に伝達されるのを抑制することができる。

なお、図１５に示す構成例では、フィルタ１２１による処理をフィードバック制御器１２２の前段で行っているが、フィルタ１２１による処理をフィードバック制御器１２２の後段で行うことも可能である。

また、フィードバック制御部１０４をＩ（積分）制御器により構成することも可能である。つまり、フィードバック制御部１０４の伝達関数（偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に対するフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの関係）を、ＫＩ／ｓ（ｓはラプラス演算子、ＫＩは積分ゲイン）の積分特性になるように設計することも可能である。その場合、フィードバック制御部１０４（積分制御器）は、図１７に示すように、エンジントルク変動の周波数帯域Ωにおけるゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域におけるゲインに比べて小さい周波数特性を有する。そのため、フィードバック制御部１０４（積分制御器）で演算されるフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂは、エンジントルク変動による振動成分が抑制されたものとなり、エンジントルク変動よりも低い低周波数帯域において、エンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに追従させるためのものとなる。したがって、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、電磁カップリングトルクＴ＿ｃにフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの振動成分によるトルク変動が発生するのを抑制することができる。その際には、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差が生じない程度に積分ゲインＫＩを低下させることで、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂからエンジントルク変動による振動成分をさらに低減することができる。

また、フィードバック制御部１０４をＰＩ（比例積分）制御器により構成することも可能である。つまり、フィードバック制御部１０４の伝達関数（偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に対するフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの関係）を、ＫＰ×（１＋１／（ＴＩ×ｓ））（ＫＰは比例ゲイン、ＴＩは積分時間）の比例積分特性になるように設計することも可能である。その場合、フィードバック制御部１０４（比例積分制御器）は、例えば図１８に示すように、エンジントルク変動の周波数帯域Ωにおけるゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域におけるゲインに比べて小さい周波数特性を有する。そのため、フィードバック制御部１０４（比例積分制御器）で演算されるフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂは、エンジントルク変動による振動成分が抑制されたものとなり、エンジントルク変動よりも低い低周波数帯域において、エンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに追従させるためのものとなる。したがって、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、電磁カップリングトルクＴ＿ｃにフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの振動成分によるトルク変動が発生するのを抑制することができる。その際には、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差が生じない程度に積分時間ＴＩを調整し、且つ比例ゲインＫＰを低下させることで、フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂからエンジントルク変動による振動成分をさらに低減することができる。

また、図１９に示すフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂに基づいて電磁カップリングトルクＴ＿ｃを制御するフィードバック制御系において、エンジントルクＴ＿ｅｎｇから電磁カップリングトルクＴ＿ｃまでの閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）（ωは角周波数）について、エンジントルク変動の周波数帯域Ωでのゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域でのゲインに比べて小さい周波数特性を有するように、フィードバック制御部１０４を設計することも可能である。その場合は、エンジントルク変動の周波数特性をＤ（ｊω）とすると、例えば図２０に示すように、常に｜Ｗ（ｊω）｜＞｜Ｄ（ｊω）｜となるような重み関数Ｗ（ｊω）を設計する。その際に、エンジントルク変動の周波数特性Ｄ（ｊω）については、予め計測して把握しておく。次に、以下の（１）式が成立するように、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）を設計する。閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）の周波数特性の一例を図２１に示す。

ブロック１０７の伝達関数をＰ（ｊω）、フィードバック制御部１０４及びブロック１０６から構成されるシステムの伝達関数をＫ（ｊω）とすると、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）は、以下の（２）式で表される。

（２）式において、Ｐ（ｊω）＝１／Ｊｉｎ×１／ｊωであり、また、エンジントルク変動の周波数帯域Ω以下では、トルク制御指令値ｕに対する電磁カップリングトルクＴ＿ｃの応答性は十分高いため、ブロック１０６の伝達関数については一定のゲイン特性と考えることができる。したがって、（２）式から、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）とフィードバック制御部１０４の伝達関数との関係式が決まり、フィードバック制御部１０４の伝達関数の設計が可能である。

例えばフィードバック制御部１０４をＰＩ制御器とすると、伝達関数Ｋ（ｊω）は、以下の（３）式で表すことが可能である。

（３）式、Ｐ（ｊω）＝１／Ｊｉｎ×１／ｊωを（２）式に代入すると、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）は、以下の（４）式で表される。

（４）式で表される閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）の周波数特性を図２２に示す。図２２に示すように、（４）式で表される閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）は、ローパスフィルタ特性を有し、そのカットオフ周波数が（２×ＫＰ／（Ｊｉｎ×ＴＩ））^0.5となる。フィードバック制御部１０４の比例ゲインＫＰや積分時間ＴＩを調整することで、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）のカットオフ周波数（２×ＫＰ／（Ｊｉｎ×ＴＩ））^0.5を調整することができ、エンジントルク変動の周波数帯域Ωでのゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域でのゲインに比べて小さい周波数特性を有するように、閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）を設計することが可能である。

エンジントルク変動の周波数帯域Ωでのゲインが、周波数帯域Ωよりも低い低周波数帯域でのゲインに比べて小さい周波数特性を有する閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）についても、フィードバック制御部１０４で演算されるフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂは、エンジントルク変動による振動成分が抑制されたものとなり、エンジントルク変動よりも低い低周波数帯域において、エンジン回転速度ω＿ｉｎを目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆに追従させるためのものとなる。したがって、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、電磁カップリングトルクＴ＿ｃにフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂの振動成分によるトルク変動が発生するのを抑制することができる。

また、エンジン３６のトルク変動の振幅や周波数は、エンジン３６の回転速度ω＿ｉｎやトルクＴ＿ｅｎｇ等の運転状態に応じて変化する。例えばエンジン回転速度ω＿ｉｎが高くなると、エンジントルク変動の周波数帯域Ωが高くなり、エンジントルクＴ＿ｅｎｇが大きくなると、エンジントルク変動の振幅が大きくなる。そこで、エンジン３６の回転速度ω＿ｉｎやトルクＴ＿ｅｎｇ等の運転状態に応じて、フィードバック制御部１０４の周波数特性やフィードバックゲインを変化させることも可能である。

フィードバック制御部１０４がフィルタ１２１を含む図１５の構成例では、例えば図２３のフィルタ１２１の周波数特性に示すように、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対してフィルタ１２１（ローパスフィルタ）のカットオフ周波数を低くすることで、エンジン回転速度ω＿ｉｎの変化によりエンジントルク変動の周波数帯域Ωが変化しても、カットオフ周波数がエンジントルク変動の周波数帯域Ωよりも低い状態を維持することができる。したがって、エンジン回転速度ω＿ｉｎが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。あるいは、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対してフィルタ１２１（一時遅れフィルタ）の時定数τを増加させることも可能である。また、例えば図２４のフィルタ１２１の周波数特性に示すように、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対してフィルタ１２１（ローパスフィルタ）のカットオフ周波数を低くすることで、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加によりエンジントルク変動の振幅が増加しても、エンジントルク変動による振動成分のフィルタ１２１での抑制量を増加させることができる。したがって、エンジントルクＴ＿ｅｎｇが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。あるいは、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対してフィルタ１２１（一時遅れフィルタ）の時定数τを増加させることも可能である。

フィードバック制御部１０４を積分制御器により構成する例では、例えば図２５のフィードバック制御部１０４の周波数特性に示すように、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対して積分ゲイン（フィードバックゲイン）ＫＩを小さくすることで、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下によりエンジントルク変動の周波数帯域Ωが低下しても、エンジントルク変動による振動成分の抑制量が低下するのを防ぐことができる。したがって、エンジン回転速度ω＿ｉｎが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。また、例えば図２６のフィードバック制御部１０４の周波数特性に示すように、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対して積分ゲイン（フィードバックゲイン）ＫＩを小さくすることで、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加によりエンジントルク変動の振幅が増加しても、エンジントルク変動による振動成分の抑制量を増加させることができる。したがって、エンジントルクＴ＿ｅｎｇが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。

フィードバック制御部１０４を比例積分制御器により構成する例では、例えば図２７のフィードバック制御部１０４の周波数特性に示すように、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対して比例ゲイン（フィードバックゲイン）ＫＰを小さくする。比例ゲインＫＰが小さくなると、図２２に示す閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）のカットオフ周波数（２×ＫＰ／（Ｊｉｎ×ＴＩ））^0.5が低くなる。エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対して比例ゲインＫＰを小さくすることで、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下によりエンジントルク変動の周波数帯域Ωが低下しても、エンジントルク変動による振動成分の抑制量が低下するのを防ぐことができる。したがって、エンジン回転速度ω＿ｉｎが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。また、例えば図２８のフィードバック制御部１０４の周波数特性に示すように、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対して比例ゲイン（フィードバックゲイン）ＫＰを小さくする（閉ループ伝達関数Ｔｃｌ（ｊω）のカットオフ周波数（２×ＫＰ／（Ｊｉｎ×ＴＩ））^0.5を低くする）ことで、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加によりエンジントルク変動の振幅が増加しても、エンジントルク変動による振動成分の抑制量を増加させることができる。したがって、エンジントルクＴ＿ｅｎｇが変化しても、エンジン回転速度の目標値ω＿ｉｎ＿ｒｅｆと検出値ω＿ｉｎとの定常偏差の発生を抑制しつつ、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。

なお、以上の制御では、エンジントルク変動による振動が駆動軸３７（車輪３８）に伝達されるのを抑制できる一方、エンジン３６、入力側ロータ２８、及びスリップリング９５を含む入力側回転要素には、エンジントルク変動による振動が残ることになる。エンジントルク変動による入力側回転要素の振動も低減するための電子制御ユニット５０の構成例を図２０に示す。エンジントルク振動推定部１３２は、エンジン３６のトルクの振動成分ΔＴを推定する。前述のように、エンジン３６が発生するトルクはクランク角に対して変動し、さらに、エンジン回転速度ω＿ｉｎが高くなるとエンジントルク振動成分ΔＴの周波数が高くなり、エンジントルクＴ＿ｅｎｇが大きくなるとエンジントルク振動成分ΔＴの振幅が大きくなる。そこで、クランク角と、エンジン回転速度ω＿ｉｎと、スロットル開度（ガソリンエンジン等の火花点火式内燃機関の場合）または燃料噴射量（ディーゼルエンジン等の圧縮着火式内燃機関の場合）とに基づいて、エンジントルク振動成分ΔＴを推定することが可能である。さらに、火花点火式内燃機関の場合は、エンジントルク振動成分ΔＴの推定に空燃比や点火時期を加えることも好適である。補正コントローラ１３３は、エンジントルク振動推定部１３２からのエンジントルク振動成分（推定値）ΔＴに対応する補正指令値Δｕ１を生成して出力する。補正指令値Δｕ１によりステータ１６と第２出力側ロータ１９間のＰＭモータトルクＴ＿ｍｇを制御した場合に、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するエンジン回転方向のＰＭモータトルクＴ＿ｍｇが推定値ΔＴに等しくなるような補正指令値Δｕ１が補正コントローラ１３３で演算される。リミッタ１３４は、伝動歯車５６−１から伝動歯車５６−２にかけての変速比（ギア比）をＧｃ、伝動歯車５６−３から伝動歯車５６−２にかけての変速比（ギア比）をＧｍｇとすると、｜Δｕ１｜が電磁カップリングトルクの最大値以下で、｜Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１｜がＰＭモータトルクの最大値以下になるように、補正コントローラ１３３で演算された補正指令値Δｕ１を制限する。

加算器１３５は、加算器１０５からのトルク制御指令値ｕ＝（ｕ＿ｆｆ＋ｕ＿ｆｂ）にリミッタ１３４からの補正指令値Δｕ１を加算することで、トルク制御指令値ｕを（ｕ＋Δｕ１）に補正する。そして、補正指令値Δｕ１で補正されたトルク制御指令値（ｕ＋Δｕ１）により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクが制御される。補正指令値Δｕ１は、エンジントルク変動に対応する振動成分による指令値であり、電磁カップリングトルクは、トルク制御指令値ｕ（フィードフォワード制御指令値ｕ＿ｆｆ及びフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ）により制御される主トルクＴ＿ｃに、補正指令値Δｕ１により制御される振動成分ΔＴが重畳されたものとなる。その際には、補正指令値Δｕ１によるトルク成分ΔＴが電磁カップリングトルクの最大値を超えないように、補正指令値Δｕ１がリミッタ１３４により制限される。入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用するエンジン回転方向の電磁カップリングトルクは（Ｔ＿ｃ＋ΔＴ）となり、その反作用として、第１出力側ロータ１８から入力側ロータ２８に作用するエンジン回転方向の電磁カップリングトルクは（−Ｔ＿ｃ−ΔＴ）となる。この入力側ロータ２８に作用する電磁カップリングトルク（−Ｔ＿ｃ−ΔＴ）の振動成分−ΔＴが、エンジン３６の発生トルクに含まれる振動成分ΔＴと打ち消し合うことで、エンジン３６から入力側ロータ２８に伝達されるトルクの変動を低減することが可能となり、エンジン３６、入力側ロータ２８、及びスリップリング９５を含む入力側回転要素の振動を低減することが可能となる。

ゲインブロック１３６は、リミッタ１３４からの補正指令値Δｕ１にゲイン−Ｇｃ／Ｇｍｇを乗じた値−Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１を出力する。そして、ゲインブロック１３６からの補正指令値−Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１によりステータ１６と第２出力側ロータ１９間のＰＭモータトルクＴ＿ｍｇが制御される。補正指令値−Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１は、エンジントルク変動に対応する指令値であり、ＰＭモータトルクＴ＿ｍｇは振動成分ΔＴを含むものとなり、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するエンジン回転方向のＰＭモータトルクＴ＿ｍｇは−Ｇｃ／Ｇｍｇ×ΔＴとなる。その際には、｜Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１｜がＰＭモータトルクの最大値を超えないように、補正指令値Δｕ１がリミッタ１３４により制限される。ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するＰＭモータトルクＴ＿ｍｇの振動成分−Ｇｃ／Ｇｍｇ×ΔＴが、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する電磁カップリングトルク（Ｔ＿ｃ＋ΔＴ）の振動成分ΔＴと打ち消し合うことで、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する電磁カップリングトルクの変動が抑制される。その結果、電磁カップリングトルクとＰＭモータトルクの合成トルクには振動成分ΔＴは生じず、振動が駆動軸３７に伝達されるのを抑制することができる。その際には、補正指令値Δｕ１をリミッタ１３４により制限することで、ＰＭモータトルクＴ＿ｍｇの振動成分−Ｇｃ／Ｇｍｇ×ΔＴと電磁カップリングトルク（Ｔ＿ｃ＋ΔＴ）の振動成分ΔＴが確実に打ち消し合うようにすることができる。なお、図２９において、ブロック１４６は、補正指令値−Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１に対するＰＭモータトルク−Ｇｃ／Ｇｍｇ×ΔＴの関係を表し、インバータ４０の特性、ステータ１６及び第２出力側ロータ１９によるＰＭモータ部の特性等が含まれる。

以上説明した図２９に示す構成例によれば、エンジン３６のトルク変動による振動が駆動軸３７に伝達されるのを抑制できるだけでなく、エンジン３６、入力側ロータ２８、及びスリップリング９５を含む入力側回転要素においても、エンジントルク変動による振動を低減することができる。その際には、補正指令値Δｕ１におけるエンジントルク変動に対応する振動成分のレベルは小さくても、ステータ１６から第２出力側ロータ１９に作用するＰＭモータトルクＴ＿ｍｇの振動成分−Ｇｃ／Ｇｍｇ×ΔＴが、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する電磁カップリングトルク（Ｔ＿ｃ＋ΔＴ）の振動成分ΔＴと打ち消し合うため、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量を増加させることができる。その結果、ステータ１６及び第２出力側ロータ１９によるＰＭモータ部のトルク容量を大きくすることなく、エンジントルク変動による振動の駆動軸３７での抑制量を増加させることができる。

エンジントルク変動による入力側回転要素の振動も低減するための電子制御ユニット５０の他の構成例を図３０に示す。補正用フィードバック制御部１４４は、差分器１０３からの偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）を基に補正用フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ０を生成する。ただし、ここでの補正用フィードバック制御部１４４は、フィードバック制御部１０４とは異なり、偏差（ω＿ｉｎ＿ｒｅｆ−ω＿ｉｎ）に含まれる、エンジントルク変動による振動成分が補正用フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ０において抑制されないように、補正用フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ０を生成する。そのために、補正用フィードバック制御部１４４の周波数特性を、フィードバック制御部１０４の周波数特性と比較して、エンジントルク変動による振動成分の周波数帯域Ωでのゲインが大きくなるように設計する。例えばフィードバック制御部１０４がフィルタ１２１を含む図１５の構成例では、補正用フィードバック制御部１４４は、フィルタ１２１を含まず、フィードバック制御器１２２と同等の周波数特性を有するフィードバック制御器により構成する。また、フィードバック制御部１０４及び補正用フィードバック制御部１４４を積分制御器により構成する例では、補正用フィードバック制御部１４４の積分ゲインをフィードバック制御部１０４の積分ゲインよりも大きくする。また、フィードバック制御部１０４及び補正用フィードバック制御部１４４を比例積分制御器により構成する例では、補正用フィードバック制御部１４４の比例ゲインをフィードバック制御部１０４の比例ゲインよりも大きくする。

差分器１４３は、補正用フィードバック制御部１４４で演算された補正用フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ０とフィードバック制御部１０４で演算されたフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂとの差（ｕ＿ｆｂ０−ｕ＿ｆｂ）を演算して補正指令値Δｕ１としてリミッタ１３４へ出力する。補正用フィードバック制御部１４４で演算された補正用フィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂ０においては、エンジントルク変動による振動成分、及びこの振動成分よりも低い低周波数成分が抑制されずに含まれており、フィードバック制御部１０４で演算されたフィードバック制御指令値ｕ＿ｆｂにおいては、低周波数成分が抑制されずに含まれている一方、エンジントルク変動による振動成分が抑制されている。そのため、差分器１４３からリミッタ１３４へ出力される補正指令値Δｕ１＝（ｕ＿ｆｂ０−ｕ＿ｆｂ）は、低周波数成分が抑制される一方、エンジントルク変動による振動成分が残り、エンジントルク変動に対応する振動成分による指令値となる。そして、図２９に示す構成例と同様に、トルク制御指令値（ｕ＋Δｕ１）により入力側ロータ２８と第１出力側ロータ１８間の電磁カップリングトルクを制御することで、エンジン３６から入力側ロータ２８に伝達されるトルクの変動を低減することができ、補正指令値−Ｇｃ／Ｇｍｇ×Δｕ１によりステータ１６と第２出力側ロータ１９間のＰＭモータトルクを制御することで、入力側ロータ２８から第１出力側ロータ１８に作用する電磁カップリングトルクの変動を抑制して駆動軸３７に振動が伝達されるのを抑制することができる。

図３０に示す構成例では、エンジン３６の回転速度ω＿ｉｎやトルクＴ＿ｅｎｇ等の運転状態に応じて、フィードバック制御部１０４及び補正用フィードバック制御部１４４の周波数特性やフィードバックゲインを変化させることも可能である。フィードバック制御部１０４及び補正用フィードバック制御部１４４を積分制御器により構成する例では、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対して、補正用フィードバック制御部１４４の積分ゲイン（フィードバックゲイン）がフィードバック制御部の積分ゲイン（フィードバックゲイン）よりも大きい状態を維持しながら、フィードバック制御部１０４の積分ゲイン及び補正用フィードバック制御部１４４の積分ゲインを小さくする。これによって、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下によりエンジントルク変動の周波数帯域Ωが低下しても、エンジントルク変動による振動の入力側回転要素（入力側ロータ２８）及び駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。また、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対して、補正用フィードバック制御部１４４の積分ゲインがフィードバック制御部の積分ゲインよりも大きい状態を維持しながら、フィードバック制御部１０４の積分ゲイン及び補正用フィードバック制御部１４４の積分ゲインを小さくする。これによって、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加によりエンジントルク変動の振幅が増加しても、エンジントルク変動による振動の入力側回転要素（入力側ロータ２８）及び駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。

また、フィードバック制御部１０４及び補正用フィードバック制御部１４４を比例積分制御器により構成する例では、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下に対して、補正用フィードバック制御部１４４の比例ゲイン（フィードバックゲイン）がフィードバック制御部の比例ゲイン（フィードバックゲイン）よりも大きい状態を維持しながら、フィードバック制御部１０４の比例ゲイン及び補正用フィードバック制御部１４４の比例ゲインを小さくする。これによって、エンジン回転速度ω＿ｉｎの低下によりエンジントルク変動の周波数帯域Ωが低下しても、エンジントルク変動による振動の入力側回転要素（入力側ロータ２８）及び駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。また、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加に対して、補正用フィードバック制御部１４４の比例ゲインがフィードバック制御部の比例ゲインよりも大きい状態を維持しながら、フィードバック制御部１０４の比例ゲイン及び補正用フィードバック制御部１４４の比例ゲインを小さくする。これによって、エンジントルクＴ＿ｅｎｇの増加によりエンジントルク変動の振幅が増加しても、エンジントルク変動による振動の入力側回転要素（入力側ロータ２８）及び駆動軸３７での抑制量の低下を防ぐことができる。

以上、本発明を実施するための形態について説明したが、本発明はこうした実施形態に何等限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において、種々なる形態で実施し得ることは勿論である。

１０ 第１回転電機、１１ 第２回転電機、１３ ダンパ、１５ ケーシング、１６ ステータ、１８ 第１出力側ロータ、１９ 第２出力側ロータ、２０ ステータ巻線、２８ 入力側ロータ、３０ ロータ巻線、３２，３３ 永久磁石、３６ エンジン、３７ 駆動軸、３８ 車輪、４０，４１ インバータ、４２ 蓄電装置、５０ 電子制御ユニット、５１ ステータコア、５２，５３ ロータコア、５６，５７ 伝動機構、５６−１，５６−２，５６−３，５６−４，５６−５，５７−１，５７−２ 伝動歯車、７１，７２ 回転軸、７３ カウンタ軸、８１，８２，８４ クラッチ機構、８３ ブレーキ機構、９５ スリップリング、９６ ブラシ、１０２ フィードフォワード制御部、１０３，１４３ 差分器、１０４ フィードバック制御部、１０５，１３５ 加算器、１２１ フィルタ、１２２ フィードバック制御器、１３２ エンジントルク振動推定部、１３３ 補正コントローラ、１３４ リミッタ、１４４ 補正用フィードバック制御部。

Claims (8)

1. エンジンからの動力が伝達される入力側回転子、及び入力側回転子に対し相対回転可能な第１出力側回転子を含み、入力側回転子と第１出力側回転子間にトルクが作用する第１回転電機と、
   固定子及び第２出力側回転子を含み、固定子と第２出力側回転子間にトルクが作用する第２回転電機と、
   第１出力側回転子からカウンタ軸への動力伝達、及び第２出力側回転子からカウンタ軸への動力伝達を行うための第１伝動機構と、
   カウンタ軸から駆動軸への動力伝達を行うための第２伝動機構と、
   を備え、
   第１回転電機の径方向において入力側回転子と第１出力側回転子が対向配置され、
   第２回転電機の径方向において固定子と第２出力側回転子が対向配置され、
   入力側回転子の回転軸、第２出力側回転子の回転軸、及びカウンタ軸が互いに平行に配置され、
   第２回転電機は、入力側回転子及び第２出力側回転子の回転軸と直交する方向において第１回転電機と重ならないように、入力側回転子及び第２出力側回転子の回転軸方向に関する位置を、第１回転電機に対してエンジンと反対側にずらして配置されている、動力伝達装置。
2. 請求項１に記載の動力伝達装置であって、
   入力側回転子には、交流電流が流れることで回転磁界を発生可能な回転子導体が配設され、
   回転子導体と電気的に接続されたスリップリングが、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されている、動力伝達装置。
3. 請求項１または２に記載の動力伝達装置であって、
   前記回転軸方向に関して、第１回転電機が第１伝動機構に対してエンジン側の位置に配置され、第２回転電機が第１伝動機構に対してエンジンと反対側の位置に配置されている、動力伝達装置。
4. 請求項１または２に記載の動力伝達装置であって、
   第１出力側回転子が入力側回転子の外周側に配置され、
   第１伝動機構は、第１出力側回転子の外周に設けられた第１伝動要素と、カウンタ軸に連結され第１伝動要素と係合する第２伝動要素とを含む、動力伝達装置。
5. 請求項１〜４のいずれか１に記載の動力伝達装置であって、
   入力側回転子と第１出力側回転子またはカウンタ軸との係合／解放を切り替える第１クラッチ機構が、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されている、動力伝達装置。
6. 請求項１〜５のいずれか１に記載の動力伝達装置であって、
   第１出力側回転子とカウンタ軸との係合／解放を切り替える第２クラッチ機構と、
   第１出力側回転子の回転を拘束することが可能なブレーキ機構と、
   をさらに備える、動力伝達装置。
7. 請求項１〜５のいずれか１に記載の動力伝達装置であって、
   第１出力側回転子をカウンタ軸または固定部材に選択的に係合させる第３クラッチ機構をさらに備える、動力伝達装置。
8. 請求項７に記載の動力伝達装置であって、
   第３クラッチ機構が、前記回転軸方向に関して、第１回転電機に対してエンジンと反対側の位置に配置されている、動力伝達装置。

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