JP2022145369A - Suspension control device - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、乗り心地性能向上を目的としたサスペンション制御装置に関するものである。 TECHNICAL FIELD The present invention relates to a suspension control device intended to improve riding comfort.
本発明は車両の乗り心地性能向上を目的としたサスペンション制御装置に関するもので、特許文献1の改良に関する考案である。
ここで、背景技術として特許文献1の実施例3を説明する。特許文献1の図3を本出願の図1として再掲載し、特許文献1の図9、10を本出願の図2、3として再掲載する。符合も特許文献1に合わせている。The present invention relates to a suspension control device for the purpose of improving ride comfort performance of a vehicle, and is an improvement of
Here, Example 3 of
図1において25はモーターコイルである。24が回転磁石でボールねじメス側22と一体に回転する。
ボールねじメス側22の回転に応じてボールねじオス側26はねじ留めされたショックアブソーバーピストンロッド30と一体に図中上下にストロークすることでアクチュエーターを構成している。In FIG. 1, 25 is a motor coil. A rotating
As the ball screw
図2はこの装置のモデルと制御ブロック図を示す。
ここでM1はバネ下質量、M2はバネ上質量、Mrはボールねじオス側とショックアブソーバーロッドの合計質量、C2はショックアブソーバー減衰定数、Csはアクチュエーターフリクションの等価減衰定数、Cqはサスペンションフリクションの等価減衰定数、Ktはタイヤ縦バネ定数、K2はサスペンションバネ定数、Kbはストッパーバネ定数、X0は路面変位入力、x1はバネ下変位、x2はバネ上変位、xrはショックアブソーバーロッド変位である。FIG. 2 shows a model and control block diagram of this device.
where M1 is the unsprung mass, M2 is the sprung mass, Mr is the total mass of the ball screw male side and the shock absorber rod, C2 is the damping constant of the shock absorber, Cs is the equivalent damping constant of the actuator friction, C q is equivalent damping constant of suspension friction, Kt is tire longitudinal spring constant, K2 is suspension spring constant, Kb is stopper spring constant, X0 is road displacement input, x1 is unsprung displacement, x2 is sprung The displacement, xr , is the shock absorber rod displacement.
制御システムはバネ下加速度センサー90、バネ上加速度センサー91、ショックアブソーバーロッド加速度センサー92、コントローラー93、ボールねじ式アクチュエーター本体94からなる。
コントローラー93は各加速度センサー信号を積分して図のブロック線図に示す演算式により制御指令値Uを計算して出力する。アクチュエーター本体94は制御指令値Uを受けてこれに等しい力Faを発生させる。The control system consists of an
The
図3は図2のモデルを用いたシミュレーションによりバネ上加速度のPSD(パワースペクトル密度)を計算した結果を示す。路面入力は良路走行を想定している。
車両諸元は小型乗用車のものを使用し、制御指令値のパラメータは図中に示した。制御なしサスペンション、従来アクティブサスペンションと比較して特許文献1のサスペンションの結果を示した。結果を見ると従来アクティブサスペンションと比較して1~10Hzの振動レベルが低減していることがわかる。ここでいう従来アクティブサスペンションの特性は非特許文献1から推測したものである。FIG. 3 shows the result of calculating the PSD (Power Spectral Density) of the sprung mass acceleration by simulation using the model of FIG. The road surface input assumes driving on a good road.
The vehicle specifications used are those of a small passenger car, and the parameters of the control command values are shown in the figure. The results of the suspension of US Pat. No. 5,700,000 are shown in comparison with the uncontrolled suspension and the conventional active suspension. Looking at the results, it can be seen that the vibration level of 1 to 10 Hz is reduced compared to the conventional active suspension. The characteristics of the conventional active suspension referred to here are assumed from
結果をみると、従来アクティブサスや特許文献1のアクティブサスは10Hz以下の周波数域では振動が低減しているものの、バネ下共振周波数(12Hz)では効果がほとんど見られないことから12Hz辺りにおけるバネ上振動低減の難しさが認められる。 Looking at the results, the conventional active suspension and the active suspension of
特許文献1を含めた従来のアクティブサスペンションは、10Hz以下の周波数域では効果を出せるもののバネ下共振周波数(12Hz)辺りではバネ上振動を低減させることは困難であり乗心地改善にも限界があった。 Conventional active suspensions, including
本発明では、ショックアブソーバーとアクチュエーターを直列に配置し、バネ上質量とバネ下質量の運動に対して独立した運動が可能な第三の可動質量を有する構造とし、この可動質量をアクティブマスダンパーとして活用して課題解決を図っている。 In the present invention, the shock absorber and the actuator are arranged in series, and the third movable mass capable of independent movement with respect to the movement of the sprung mass and the unsprung mass is provided, and this movable mass is used as an active mass damper. We are using it to solve problems.
この構成においてアクチュエーターに適切な指令信号を加えて制御することで、従来のアクティブサスペンションに比べバネ下共振周波数を含む広い周波数域でバネ上振動を低減させることが可能となり、上記困難な課題を解決するための有効な手段となった。 By applying an appropriate command signal to the actuator in this configuration and controlling it, it is possible to reduce sprung mass vibration over a wider frequency range, including the unsprung resonance frequency, compared to conventional active suspensions, thus solving the above difficult problem. It has become an effective means to
バネ上とバネ下振動に対して可動質量とするマスダンパーを適切な指令信号を加えて制御することで、従来のアクティブサスペンションに比べバネ下共振周波数を含む広い周波数域でバネ上振動を低減させることが可能となり大幅な乗り心地性能の向上が得られた。 Appropriate command signals are applied to control the mass dampers, which are movable masses against sprung and unsprung vibrations, to reduce sprung mass vibrations over a wider frequency range, including unsprung resonance frequencies, compared to conventional active suspensions. This has made it possible to achieve a significant improvement in ride comfort performance.
バネ上(車体側)とバネ下(車軸側)の間にアクチュエーターとショックアブソーバーを直列に置いた車両のサスペンション制御装置にあって、バネ上質量とバネ下質量の運動に対して独立した運動が可能な第三の可動質量を設けてアクティブマスダンパーを構成し、このアクチュエーターに適切な力指令信号を加えて制御するサスペンション制御装置を考案した。以下に実施例1から実施例10にて実施の形態を説明する。
尚、実施例1~7は請求項5に対応し、実施例2は請求項7にも対応し、実施例5は請求項6にも対応し、実施例8は請求項2に対応し、実施例9は請求項3に対応し、実施例10は請求項4に対応している。制御則に関する請求項8、9は段落番号44~53において解説した。A vehicle suspension control system in which an actuator and a shock absorber are placed in series between a sprung mass (body side) and an unsprung mass (axle side). We have devised a suspension control system that constructs an active mass damper by providing a possible third movable mass and controls this actuator by applying an appropriate force command signal. Embodiments will be described below in Examples 1 to 10. FIG.
Examples 1 to 7 correspond to
実施例1では、ショックアブソーバーとアクチュエーターを直列に配置し、このショックアブソーバー筐体とアクチュエーター筐体を一体にしてバネ上とバネ下の運動に対して可動質量とし、この可動質量とバネ上質量との間をアクチュエーターロッドが繋ぎ、この可動質量とバネ下質量との間にはショックアブソーバーロッドとバネを設けた構造とした。
図4に具体的な構成を示す。
図4の実施例1ではボールねじ方式アクチュエーターとブラダ11によるガス室12を構成したショックアブソーバーとを用いた実施例を示す。図4において4はモーターコイルで筐体7に固定されている。3は回転磁石でボールねじメス側1と一体に回転する。ボールねじオス側2の上部はインシュレータ18を介してバネ上へ取り付けられている。ボールねじメス側1の回転に応じて筐体7は図中上下にストロークする。モーターの回転運動を直進運動に変換するボールねじは滑りネジに置き換えることもできる。In
A specific configuration is shown in FIG.
ボールねじメス側1を回転するとボールねじオス側2との間に回転反力が生じる。この回転反力はボールねじ下部に設けた円盤状部材9に切り欠き部を設けこれと筐体内側に固定されたガイド8により受けとめる構造となっている。切り欠き部とガイド8はわずかな隙間が設定されており筐体7をスムーズに上下動させている。以上の1~9の部品でアクチュエーターが構成されている。 When the ball screw
筐体7はアクチュエーター筐体とショックアブソーバー筐体が一体化固定されたものであり、ショックアブソーバーのロッド17はショックアブソーバー筐体から下方に設定されこの下端はバネ下に取り付けるためのブッシュ19に固定されている。 The
アクチュエーターおよびショックアブソーバーは伸び側と縮み側ともスムーズに衝撃なく所定のストロークに収まるようにストッパー5が設定されている。またショックアブソーバーにはコイルスプリング6が設けられピストンが常に中立位置にもどされるように設定されている。コイルスプリング6はショックアブソーバー内に設けられているがその作用はバネ下質量と筐体7の間の変位を中立位置にもどす働きである。 A
ショックアブソーバーのピストン部にはポート13が設けられていてピストン上下の油室15は常に同圧力になっている。従ってショックアブソーバーの伸縮に伴いロッド17が出入りする容積分の油が減衰弁14を流れこれによって減衰力が生ずることになる。減衰弁14を出入りする油は別置きの油室10に出入りする。油室10の上方にはガス室12とガス室12と油室10を隔離するブラダ11が設けられている。また図示していないがガス室12と油室10を隔離するのはフリーピストンでも金属ベローズでもよい。またガス室12と油室10は油室6の上部に直列に設けても良い。
ロッドガイド&オイルシール16はロッド17の円滑な摺動と油の漏れを防止している。A
The rod guide and
図4の実施例に示すユニットをサスペンションに組み込みこれをモデルで表示すると図5のようになる。
ここでM1はバネ下質量、M2はバネ上質量、Mrはアクチュエーター筐体とショックアブソーバー筐体からなる可動質量、C2はショックアブソーバー減衰定数、Csはアクチュエーターの等価減衰定数、Cqはサスペンションフリクションの等価減衰定数、Ktはタイヤ縦バネ定数、K2はサスペンションバネ定数、Kbはアクチュエーターのストッパーバネ定数、Kdはショックアブソーバーのストッパーとコイルスプリングの合計バネ定数、x0は路面変位入力、x1はバネ下変位、x2はバネ上変位、xrはアクチュエーター筐体部の変位である。When the unit shown in the embodiment of FIG. 4 is incorporated into the suspension and displayed as a model, it becomes as shown in FIG.
where M1 is the unsprung mass, M2 is the sprung mass, Mr is the moving mass consisting of the actuator housing and the shock absorber housing, C2 is the damping constant of the shock absorber, Cs is the equivalent damping constant of the actuator, C q is the equivalent damping constant of the suspension friction, Kt is the tire longitudinal spring constant, K2 is the suspension spring constant, Kb is the actuator stopper spring constant, Kd is the total spring constant of the shock absorber stopper and coil spring, x0 is the road surface displacement input, x1 is the unsprung displacement, x2 is the sprung displacement, and xr is the displacement of the actuator housing.
図1の従来技術のモデルでは可動質量Mrはアクチュエーターロッドとショックアブソーバーロッドの合計質量で比較的小さく性能への貢献は期待できないが、本実施例では可動質量Mrはある程度大きく設定できている。この質量Mrがバネ上振動を抑えるアクチュエーターの制御力がバネ下に作用するのを低減し、バネ下振動を抑える減衰C2の作用力がバネ上に及ぶのを低減している。In the prior art model shown in FIG. 1, the moving mass Mr , which is the total mass of the actuator rod and the shock absorber rod , is relatively small and cannot be expected to contribute to performance. . This mass Mr reduces the control force of the actuator that suppresses the sprung mass from acting on the unsprung part, and reduces the acting force of the damping C2 that suppresses the unsprung mass from acting on the sprung part.
制御システムはバネ下加速度センサー90、バネ上加速度センサー91、アクチュエーター筐体部加速度センサー96、コントローラー93、アクチュエーター本体94からなる。
コントローラー93は各加速度センサー信号を積分して図のブロック線図に示す演算式により制御指令値Uを計算して出力する。アクチュエーター本体94は制御指令値Uを受けてこれに等しい力Faを発生させる。The control system consists of an
The
次に図5のモデルの運動方程式を記す。
バネ上質量の運動方程式は以下の通りである。
The equation of motion for the sprung mass is as follows.
図6にバネ上振動特性のシミュレーション結果を示す。数式1、2、3の車両運動方程式と、数式4の制御指令値を用いている。車両諸元は小型乗用車のものを使用した。良路相当の路面入力を加えバネ上加速度振動のパワースペクトル密度(PSD)を計算したものである。 FIG. 6 shows the simulation results of sprung mass vibration characteristics.
図中の制御なしサスペンションは図3と同一である。また図中のパッシブマスダンパー付きサスペンションは図5の本考案サスペンション制御装置のアクチュエーター指令値U=0とした場合であって図示のようにバネ上とバネ下の間に質量Mrのマスダンパーを設定した場合に相当する。図中の破線は参考として図3に示す特許文献1のアクティブサスペンションを再掲示したものである。これらと比較して本発明サスペンションの結果を示した。ここで制御則Uは数式(4)である。The uncontrolled suspension in the figure is the same as in FIG. The suspension with a passive mass damper in the figure is a case where the actuator command value U of the suspension control system of the present invention in FIG. Equivalent to setting The dashed line in the figure is for reference the active suspension of
結果を見ると、パッシブマスダンパー付きサスペンションはバネ下共振での振動低減効果は多少認められるが10Hz以下での効果は少なく1Hz辺りでは効果は見られない。これに対し、本考案システムではバネ下共振周波数域での振動低減効果が顕著でありさらに10Hz以下の全周波数域において大幅な効果が見られる。参考に示した特許文献1のアクティブサスペンションに対しても特にバネ下共振周波数での振動低減効果は大きいことが分かる。
このように、従来技術ではバネ下共振周波数(12Hz)辺りではバネ上振動を低減させることは困難であり乗心地改善にも限界があったが、本考案システムによりこのような従来技術の課題を解決することができた。Looking at the results, the suspension with a passive mass damper has some vibration reduction effect in unsprung resonance, but the effect is small at 10 Hz or less, and no effect is seen at around 1 Hz. On the other hand, in the system of the present invention, the effect of reducing vibration in the unsprung resonance frequency range is remarkable, and a significant effect can be seen in the entire frequency range of 10 Hz or less. It can be seen that the active suspension of
As described above, with the conventional technology, it is difficult to reduce the sprung mass vibration around the unsprung resonance frequency (12 Hz), and there is a limit to improving the ride comfort. I was able to solve it.
図7は良路相当の路面入力を入力しバネ下加速度振動のパワースペクトル密度(PSD)を計算したものである。本考案システムのバネ下振動への影響は小さく走行時のバタツキ感や接地性などの大きな問題は生じないことが分かる。 FIG. 7 shows the power spectrum density (PSD) of unsprung acceleration vibration calculated by inputting a road surface input equivalent to a smooth road. It can be seen that the influence of the system of the present invention on unsprung vibration is small, and there are no major problems such as fluttering feeling during running or road contact.
図8は図5のシステムに路面凹凸センサー95とその信号を用いた制御を追加した場合のモデルを示す。路面凹凸センサー95の凹凸検出位置はタイヤ踏面の近傍である。制御指令値Uは次式で与えられる。
図9は図8のモデルを用いてバネ上加速度振動のパワースペクトル密度(PSD)を計算したものである。
結果を見ると、路面凹凸センサーを用いることによって本考案システムは図6の結果に対して、バネ下共振周波数域での振動低減効果がさらに顕著であり、10Hz以下の周波数域においてもさらに大幅な振動低減効果があることが分かる。FIG. 9 shows the power spectral density (PSD) of the sprung mass acceleration vibration calculated using the model of FIG.
Looking at the results, by using the road surface unevenness sensor, the system of the present invention has a more pronounced vibration reduction effect in the unsprung resonance frequency range than the results in FIG. It can be seen that there is a vibration reduction effect.
図10は同様に図8のモデルを用いてバネ下加速度振動のパワースペクトル密度(PSD)を計算したものである。この場合もバネ下振動への影響は小さく走行時のバタツキ感や接地性などの大きな問題は生じないことが分かる。 FIG. 10 similarly calculates the power spectral density (PSD) of the unsprung acceleration vibration using the model of FIG. In this case as well, the influence on the unsprung vibration is small, and no major problems such as fluttering feeling and grounding during running do not occur.
図11は図9の本考案の路面凹凸センサー付きシステムにおいて質量Mrの値を変化させた場合のバネ上加速度PSDを示している。バネ下共振周波数辺りで十分なバネ上振動低減効果を狙うにはMr=10Kg程度は必要であり、付加質量なしでこれを実現するにはアクチュエーター筐体とショックアブソーバー筐体を一体化させることが一つの方策であることが分かる。FIG. 11 shows the sprung mass acceleration PSD when the value of the mass Mr is changed in the system with the road surface unevenness sensor of the present invention shown in FIG. In order to aim for a sufficient effect of reducing sprung mass vibration around the unsprung resonance frequency, M r =10 Kg is required. To achieve this without additional mass, the actuator housing and shock absorber housing must be integrated. is one measure.
図12は同様にしてバネ下加速度振動のパワースペクトル密度(PSD)を計算したものである。マスダンパー効果によりMrを増すとバネ下共振が抑えられることが分かる。FIG. 12 similarly calculates the power spectrum density (PSD) of the unsprung acceleration vibration. It can be seen that the unsprung resonance can be suppressed by increasing Mr due to the mass damper effect.
図13は図8のモデルを用いて、バネ上速度に対するアクチュエーター全発生力Faaの伝達関数特性と10Hz辺りの周波数域における等価モデルを示している。ここでFaaとは制御指令値Uによってモーターが生ずる発生力FaにアクチュエーターのストッパーバネKbによる発生力とアクチュエーターの等価減衰定数Csによる発生力を加えたアクチュエーター全体の発生力である。これより10Hz辺りの周波数域ではFaaはバネ上速度に対してほぼ同相であることからFaaはスカイフックダンパーとして作用しておりゲイン特性よりその値はCs2=100000N/(m/sec)と大きな減衰を発生させていることが分かる。これによって図9に示すようなバネ下共振周波数域で大幅な振動低減がなされることになり極めて優れた乗心地性能が得られることになる。FIG. 13 shows transfer function characteristics of the total actuator force F aa with respect to the sprung speed and an equivalent model in a frequency range around 10 Hz using the model of FIG. 8 . Here, Faa is the force generated by the entire actuator, which is the force Fa generated by the motor according to the control command value U, the force generated by the stopper spring Kb of the actuator, and the force generated by the equivalent damping constant Cs of the actuator. From this, since F aa is almost in phase with the sprung velocity in the frequency range around 10 Hz, F aa acts as a skyhook damper and its value is C s2 = 100000 N/(m/sec) from the gain characteristic. It can be seen that a large attenuation occurs. As a result, vibrations are greatly reduced in the unsprung resonance frequency region as shown in FIG. 9, and extremely excellent riding comfort performance is obtained.
図14は同様に図8のモデルを用いてバネ下速度に対するショックアブソーバー発生力(内蔵しているバネ力を含む)Fdの伝達関数特性と10Hz辺りの周波数域における等価モデルを示している。
これよりバネ下共振周波数辺りでのFdはバネ下速度に対してほぼほぼ60degだけ進んでいることからFdはスカイフックイナータとスカイフックダンパーの合成された作用を及ぼしていることが分かる。ゲイン特性よりその値はスカイフックイナータがMs=14N/(m/sec2)程度であり、スカイフックダンパーはCs1=423N/(m/sec)程度であることが分かる。FIG. 14 similarly shows the transfer function characteristics of the shock absorber generated force (including the built-in spring force) Fd with respect to the unsprung speed and an equivalent model in the frequency range around 10 Hz using the model of FIG.
From this, Fd around the unsprung resonance frequency advances the unsprung speed by approximately 60 degrees, so it can be seen that Fd exerts a combined action of the skyhook inerter and the skyhook damper . . From the gain characteristics, it can be seen that the skyhook inerter has a value of about M s =14 N/(m/sec 2 ) and the skyhook damper has a value of about C s1 =423 N/(m/sec).
一般にバネ上スカイフックダンパーCs2を大きくしていくとバネ下スカイフックダンパーCs1はゼロに近づいてしまうが本考案ではそうならず423N/(m/sec)程度の値を保っている。これによって図10に示すように従来サスペンションに対してバネ下共振レベルは若干増大傾向になるが接地性など走りの性能に影響を及ぼす程ではない程度に収まっている。In general, when the sprung skyhook damper Cs2 is increased, the unsprung skyhook damper Cs1 approaches zero, but in the present invention, the value is maintained at about 423 N/(m/sec). As a result, as shown in FIG. 10, the unsprung resonance level tends to increase slightly compared to the conventional suspension, but it is within a level that does not affect the running performance such as road contact.
図15に実施例3を示す。実施例3は実施例1のショックアブソーバーの構造を変更したものでショックアブソーバーの機能と性能は実施例1と同じである。ショックアブソーバーの筐体50は三重チューブで構成され、ロッド17の伸び行程では減衰弁51により減衰力を生じ、ロッド17の縮み行程では主に減衰弁52により減衰力を生じる(縮み行程ではロッド進入による容積分は減衰弁51を通して流れるがこの流量は小さいく減衰力も小さいため減衰力としては省略できる)。 Example 3 is shown in FIG. Example 3 is a modification of the structure of the shock absorber of Example 1, and the function and performance of the shock absorber are the same as those of Example 1. The
チェック弁53はチューブで仕切られた油室の外側から内側への流れを許容しその逆は流れないように作用させている。また減衰弁52に直列に設けたチェック弁54は伸び行程で油を流さず全て減衰弁51を流れるようにしている。空気室56はロッド17の出入りに伴う容積変化を吸収している。ロッド17の伸び行程時には油はポート55とチェック弁53を通って容積変化を吸収している。ロッド17の縮み行程時には油は減衰弁51を通って容積変化を吸収している。
このような実施例3の構成にするとガス室とブラダが不要になってガス漏れが皆無となって耐久性が向上する。The
With such a configuration of the third embodiment, the gas chamber and the bladder are unnecessary, and the gas leakage is eliminated, thereby improving the durability.
図16に実施例4のサスペンション制御装置断面図を示す。
フリーピストン57を介して油室58とガス室59を隔離する構成にしている。ショックアブソーバー圧縮側のバネとストッパーを筐体の外に設置している。この構成によりフリーピストンを介して油室とガス室を同一直線上に配置することができ、従来ショックアブソーバーとの互換性が高く車載が容易になる。ガス室59と油室58を隔離するのは金属ベローズでもよい。FIG. 16 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the fourth embodiment.
The
図17に実施例5のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例4に外筒60を設けてバネ下に近くて過酷な環境下のショックアブソーバーロッドや圧縮側のバネ、ストッパーを保護しつつ、サスペンションバネの併設を容易にしまた車輪スピンドルを固定したストラット構造への対応を容易にするものである。FIG. 17 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the fifth embodiment.
A strut structure in which an
図18に実施例6のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例5にコイルバネ方式のサスペンションバネ61を併設した場合の実施例である。このサスペンションバネとショックアブソーバーを一つのユニットにまとめられるため一層の車載性が増す。FIG. 18 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the sixth embodiment.
This is an embodiment in which a coil spring
図19に実施例7のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例5に空気バネ方式のサスペンションバネを併設した場合の実施例である。
空気バネは空気室62とダイヤフラム63、ダイヤフラムガイド64から成る。
外部空気圧源(図示せず)からソレノイドバルブ(図示せず)を介して制御圧を導き空気室の空気圧を調整することで車高調整を可能にしている。FIG. 19 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the seventh embodiment.
This is an embodiment in which an air spring type suspension spring is added to the fifth embodiment.
The air spring consists of an
A control pressure is introduced from an external air pressure source (not shown) through a solenoid valve (not shown) to adjust the air pressure in the air chamber, thereby making it possible to adjust the vehicle height.
図20に実施例8のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例6に対して、アクチュエーター筐体66をバネ上にマウントし、アクチュエーターロッド67をショックアブソーバー筐体68に固定していることが変更点である。こうする事でアクチュエーターへの振動入力を低減しアクチュエーターへの電気配線をバネ上に集約できるため信頼性を高めることができる。この場合はアクチュエーター質量が可動質量から除かれて可動質量が低減し性能が十分でない恐れもあるので円盤上部材9やショックアブソーバー筐体68の厚さを増すなどして追加質量を加えることもできる。FIG. 20 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the eighth embodiment.
The difference from the sixth embodiment is that the
図21に実施例9のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例6に対して、アクチュエーター筐体66をバネ上にマウントし、アクチュエーターロッド67をショックアブソーバーロッド17に固定していることが変更点である。この場合は可動質量が小さいので付加質量69を追加する。こうする事で実施例8と同様にアクチュエーターへの振動入力を低減しアクチュエーターへの電気配線をバネ上に集約できるため信頼性を高めることができる。この構成ではガス室とフリーピストンを空気室56に置き換えられガス漏れの心配がなくなり耐久性が増す。FIG. 21 shows a cross-sectional view of the suspension control device of the ninth embodiment.
The difference from the sixth embodiment is that the
図22に実施例10のサスペンション制御装置断面図を示す。
実施例6に対して、アクチュエーター筐体66をショックアブソーバーロッド17に固定していることが変更点である。こうする事で実施例9と同様にガス室とフリーピストンを空気室56に置き換えられガス漏れの心配がなくなり耐久性が増す。この場合もショックアブソーバー筐体の質量が可動質量から除かれて可動質量が低減し性能が十分でない恐れもあるのでアクチュエーター筐体66の厚さを増すなどして追加質量を加えることもできる。FIG. 22 shows a sectional view of the suspension control device of the tenth embodiment.
The difference from the sixth embodiment is that the
最後に、数式4、5の制御則の導出方法について説明する。
本考案の制御則は、特許文献2および非特許文献2に示すエネルギー最適制御理論から導いている。
エネルギー最適制御理論の概要を説明する。
まず制御則を求めるという発想を変えて、評価関数の値を最小化させる理想的なシステムの運動方程式を求めるというように制御問題の形式を変える。
次に評価関数をパワー表現によりエネルギーの流れを記述し、評価関数を最小化する理想的なシステムの運動方程式を導く。この導出過程は従来の変分法を適用するだけであり、微分方程式を解く過程は存在しないのでほぼ自動的に導き出される。
最後に、“閉ループ系は、ハードウエアである制御対象の運動と制御則と称するソフトウエアで記述された制御対象のあるべき運動との連立微分方程式の解を実時間で解いている”という事実を利用する。Finally, a method of deriving the control rules of
The control law of the present invention is derived from the energy optimum control theory shown in
An outline of the energy optimum control theory is explained.
First, we change the form of the control problem by changing the concept of finding the control law and finding the equation of motion of the ideal system that minimizes the value of the evaluation function.
Next, the energy flow is described by the power expression of the evaluation function, and the equation of motion of the ideal system that minimizes the evaluation function is derived. This derivation process only applies the conventional variational method, and since there is no process of solving differential equations, the derivation is almost automatic.
Finally, the fact that "the closed-loop system solves simultaneous differential equations in real time between the motion of the controlled object, which is hardware, and the desired motion of the controlled object, which is described in software called the control law." take advantage of
現代では多くの制御システムがコンピュータ制御による閉ループ系を構成していることを考えると最適制御理論の構築に当たって閉ループ系を前提にすることは自然な方策である。具体的には、前述の理想的なシステムの運動方程式の入出力を逆にした特性を制御則として閉ループ系に組み込む。こうすると前記の連立微分方程式の解を生成する作用により最適制御が実現する。しかも制御則は状態変数による演算式であるから実時間制御が可能になる。 Considering that many modern control systems are computer-controlled closed-loop systems, it is natural to assume closed-loop systems in constructing optimal control theory. Specifically, the characteristics of the equation of motion of the above-described ideal system with the inputs and outputs reversed are incorporated into the closed loop system as the control law. In this way, optimum control is realized by the action of generating solutions to the simultaneous differential equations. Moreover, since the control law is an arithmetic expression based on state variables, real-time control is possible.
図23は従来の最適制御問題Aと、エネルギー最適制御理論による新しい最適制御問題Bを対比して示している。
問題A:制御対象の運動方程式と評価関数Jが与えられているとき評価関数を最小化させる制御則Uを求めよ。
問題B:任意の制御則Uに対して、与えられた評価関数Jを最小化させる理想システムの運動方程式を求めよ。FIG. 23 shows the conventional optimum control problem A and the new optimum control problem B based on the energy optimum control theory in comparison.
Problem A: Given the equation of motion of the controlled object and the evaluation function J, find a control law U that minimizes the evaluation function.
Problem B: For an arbitrary control law U, find the equation of motion of the ideal system that minimizes the given evaluation function J.
問題AではUを求めるのに対し、問題BではUは与えられているものとして評価関数を最小化する理想的な運動方程式を求めるというシステム設計問題に変換している。
問題AのLは2次形式で統一される場合が多いが、問題Bでは位差量と流通量の積即ちパワーで統一している。こうすると関数Lの形によらずこの評価関数を最小化させる条件から入力Uに対する理想システムの運動方程式をほぼ自動的に導くことができる。In Problem A, U is obtained, while in Problem B, U is given and converted into a system design problem of obtaining an ideal equation of motion that minimizes the evaluation function.
L in Problem A is often unified in a quadratic form, but in Problem B, it is unified in the product of the position difference amount and the circulation amount, that is, the power. By doing so, the equation of motion of the ideal system for the input U can be almost automatically derived from the condition that minimizes this evaluation function regardless of the form of the function L.
次に、エネルギー最適制御理論は閉ループ系が連立微分方程式を実時間で解いているという特質を活用する。
この理想システムの入出力の逆特性を閉ループ系の制御則とすれば制御対象はあたかも自身のダイナミックスの許容範囲内で理想システムであるかのごとく振舞うことになる。Next, the energy optimum control theory utilizes the property that the closed-loop system solves the simultaneous differential equations in real time.
If the inverse characteristics of the input and output of this ideal system are used as the control law of the closed loop system, the controlled object will behave as if it were an ideal system within the allowable range of its own dynamics.
図24はこの理論を本考案システムへ適用した場合の説明図である。
関数Lを次式で定義する。
FIG. 24 is an explanatory diagram when this theory is applied to the system of the present invention.
A function L is defined by the following equation.
より確定した伝達関数は各数式の矢印ようになる。
A more definite transfer function is indicated by the arrows in each equation.
さらにr0、r1、r2、ra、rdを適切な数値に置き換え、数式8~10に示す確定した伝達関数を数式7に代入すれば数式5が得られる。ここで、数式5の右辺第4項は路面凹凸センサー信号に1Hzのハイパスフィルター処理をしている。これは車体の定常的ピッチ角による変化分を除去するため、またx0が推定値の場合は積分演算によるドリフト分を除くためなど路面凹凸信号処理特有の理由によるものである。Furthermore, by replacing r 0 , r 1 , r 2 , r a , and r d with appropriate numerical values and substituting the fixed transfer functions shown in
次に、数式5の最適制御則を用いたシミュレーションを行い、伝達関数解析を行い数式8~10の確定した伝達関数の妥当性を確認した結果を図25に示す。図の上から順に数式8、9、10の確定した伝達関数を破線で示し、シミュレーションから求めた真の伝達関数を実線で示す。破線はほぼ実線を近似していることから数式5は近似的に最適制御則であるということが帰納法的に確認できた。 Next, a simulation using the optimum control law of
本考案はコーナーモジュール化されており従来サスペンションのバネとショックアブソーバーとの互換が容易で車載性がよく高級車を中心に一般車への適用も期待できる。
また本考案搭載車は揺れが極めて小さくなるので乗員はスマホなどの操作が容易になる。これは今後の自動運転車両にとってニーズが高く重要な性能と考えられる。The present invention is a corner module, and the conventional suspension springs and shock absorbers are easily compatible with each other. It is highly mountable and can be expected to be applied to general cars, mainly luxury cars.
In addition, since the vehicle equipped with this invention has extremely small shaking, it is easy for passengers to operate smartphones. This is considered to be an important performance that is in high demand for future self-driving vehicles.
1 ボールねじメス側
2 ボールねじオス側
3 回転磁石
4 モーターコイル
5 ストッパー
6 コイルスプリング
7 筐体
8 ガイド
9 円盤状部材
10 別置き油室
11 ブラダ
12 ガス室
13 ポート
14 減衰弁
15 油室
16 ロッドガイド&オイルシール
17 ロッド
18 インシュレータ
19 ブッシュ
22 ボールねじメス側
24 回転磁石
25 モーターコイル
26 ボールねじオス側
30 ショックアブソーバーピストンロッド
50 筐体
51 減衰弁
52 減衰弁
53 チェック弁
54 チェック弁
55 ポート
56 空気室
57 フリーピストン
58 油室
59 ガス室
60 外筒
61 コイルバネ
62 空気室
63 ダイヤフラム
64 ダイヤフラムガイド
65 カバー
66 アクチュエーター筐体
67 アクチュエーターロッド
68 ショックアブソーバー筐体
69 付加質量
90 バネ下加速度センサー
91 バネ上加速度センサー
92 アクチュエーター可動部加速度センサー
93 アクチュエーター用コントローラー
94 アクチュエーター本体
95 路面凹凸センサー
96 アクチュエーター筐体加速度センサー1 Ball screw
Claims (9)
計測値もしくはその推定値である。路面凹凸信号を使わない場合は数式1の右辺第4項は
9. The suspension control device according to claim 8, further comprising a control device for outputting an actuator generated force command value according to a control rule expressed by the following equation.
It is a measured value or its estimated value. If the road surface unevenness signal is not used, the fourth term on the right side of Equation 1 is
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