JP4674923B1 - 電動射出成形機の圧力制御装置および圧力制御方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】電動射出成形機の圧力制御で、高価で、煩雑な取付け作業、複雑な機械構造、更にはノイズ対策やゼロ点調整等の人手作業を必要とする圧力検出センサを使わずに、高精度で時間的に遅れの非常に小さい射出圧力検知方法が望まれていた。
【解決手段】電動射出成形機の射出・保圧機構の数式モデルを表現した状態方程式と出力方程式を利用して導出した離散演算式を内蔵し、入力信号としてスクリュ速度信号とモータ電流指令或いはモータ実電流を受取り、上記状態方程式表現の状態変数の１つである射出圧力の推定値を出力する高ゲイン観測器を採用する。高ゲイン観測器は、圧力検出センサを必要とせず、高精度で、時間的遅れの非常に小さい射出圧力推定値を出力する。したがって、高ゲイン観測器の出力する射出圧力推定値は、射出圧力制御での射出圧力検出値のフィードバック信号として採用できる。
【選択図】図１
【解決手段】電動射出成形機の射出・保圧機構の数式モデルを表現した状態方程式と出力方程式を利用して導出した離散演算式を内蔵し、入力信号としてスクリュ速度信号とモータ電流指令或いはモータ実電流を受取り、上記状態方程式表現の状態変数の１つである射出圧力の推定値を出力する高ゲイン観測器を採用する。高ゲイン観測器は、圧力検出センサを必要とせず、高精度で、時間的遅れの非常に小さい射出圧力推定値を出力する。したがって、高ゲイン観測器の出力する射出圧力推定値は、射出圧力制御での射出圧力検出値のフィードバック信号として採用できる。
【選択図】図１
Description
本発明は、電動射出成形機の圧力制御装置および圧力制御方法に関するものである。
高精度な制御と優れた応答性を特長とするＡＣサーボモータは、モータに用いる永久磁石の性能向上とコストダウンの実現により大容量化が図られ、その結果、従来は油圧駆動であった中型射出成形機（型締力３５０ｔ以上）でもＡＣサーボモータを用いたＡＣサーボ駆動が適用されるようなった。
射出成形機には、スクリュ回転により樹脂ペレットを溶融する可塑化機構、スクリュの前進移動により溶融樹脂を金型に高速射出し、高圧で保持する射出・保圧機構、及び金型を開閉する型開閉機構がある。ＡＣサーボ駆動はこれらのどの機構にも適用できるが、ここでは、射出・保圧機構でのＡＣサーボ技術を説明するために、射出・保圧機構の模式図を図２に示す。
射出成形機には、地上に固定された図示しない射出成形機基盤上に、リニアガイドにより移動可能な図示しない移動装置台が設けられる。この移動装置台に図２に示す金型１以外の全部品が搭載される。この移動装置台を移動させることにより、射出シリンダ２の先端部を金型１に押し付けることができ、また、逆に金型１から射出シリンダ２の先端部を離すこともできる。図２は、金型１内に溶融樹脂を射出するために射出シリンダ２の先端部を金型１に押し付けている状態を示す。
移動装置台の上には、射出シリンダ２、サーボモータ３、減速機４、ボールネジ５及び軸受６が固設されている。また、上記ボールネジ５のナット７、可動部８、スクリュ９及び圧力検出センサ１０が一体構造となっている。この一体構造は、ボールネジ５のナット７の移動により前後移動可能なように、可動部８がリニアガイド１１上に取り付けられている。
サーボモータ３の回転運動は減速機４を介して倍力機構としてのボールネジ５に伝えられ、ボールネジ５の回転運動はボールネジ軸上のナット７の直線運動に変換され、可動部８を介してスクリュ９の前後移動とスクリュ９による溶融樹脂への加圧が実現される。また、スクリュ９の位置はサーボモータ軸に設けられたモータエンコーダ１２で検出される。スクリュ９が射出シリンダ２の先端部の溶融樹脂に与える圧力は、ボールネジのナット７と可動部８との間に挟まれて設置される圧力検出センサ（例えば、ロードセル）１０により検出される。溶融樹脂は、スクリュ９により金型１内のキャビティ１３に充填される。
成形品を作る射出工程は、充填工程と保圧工程とからなる。充填工程では金型内に充填された樹脂温度を一様にするために、溶融樹脂を出来るだけ高速、短時間でキャビティ１３内に充填することが必要である。しかし、過度の高速化により、過度の射出圧力を発生させると成形不良の要因となるので、射出圧力はある所定の値以下という制約が課される。充填後の保圧工程では、溶融樹脂の冷却による樹脂収縮を補充するために一定時間圧力を掛ける必要がある。したがって、射出工程中の射出速度及び射出圧力に対しては、次の２つの要求課題が与えられる。
（１）
充填工程中は、所定の射出速度を実現すると同時に射出圧力が所定の圧力以下であること。
（２）
保圧工程中は、所定の保持圧力を実現すると同時に射出速度が安全面の点から所定の速度以下であること。
充填工程中は、所定の射出速度を実現すると同時に射出圧力が所定の圧力以下であること。
（２）
保圧工程中は、所定の保持圧力を実現すると同時に射出速度が安全面の点から所定の速度以下であること。
つまり、図３(ａ)に示す充填工程中(時間０〜ｔ１)では、所定の射出速度を実現するために図３(ｂ)のように与えられた射出速度指令を忠実に実行させるような射出速度制御がなされる。しかし、射出圧力は図３(ｃ)のように与えられた射出圧力指令以下に抑える制御がなされなければならない。ここで、図３(ｂ)、図３(ｃ)の縦軸に示す１００％はそれぞれ射出速度、射出圧力の最大値を示す。
次に保圧工程(時間ｔ１〜ｔ２)に入ったときは、所定の射出圧力を実現するために図３(ｃ)のように与えられた射出圧力指令を忠実に実行させるような射出圧力制御がなされる。しかし、射出速度は図３(ｂ)のように与えられた射出速度指令以下に抑える制御がなされなければならない。
図４は、前述の２つの要求課題(１)(２)(段落(０００８))を実現するための制御装置の内部構成を説明するためのブロック図である(特許文献１)。この制御装置は、射出制御器２０とモータ制御器（サーボアンプ）４０とで構成される。
射出制御器２０について説明する。射出制御器２０は一定時間間隔Δｔ毎に制御演算を行い、制御指令を更新する。射出制御器２０は、射出速度指令器２１、変換器２２、パルス発生器２３、アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器２５、射出圧力指令器２６、減算器２７、圧力制御器２８、デジタル／アナログ（Ｄ／Ａ）変換器２９から構成される。射出制御器２０には、前記の圧力検出センサ１０が接続される。
射出速度指令器２１は、時間シーケンスに従った射出速度指令Ｖ＊ ｉを変換器２２に出力する。変換器２２は、入力された射出速度指令Ｖ＊ ｉに対してΔｔ時間に進むべきスクリュ９の移動量を、スクリュ移動指令Δｘ＊ ｖとして次の式(１)により算出する。
算出したスクリュ移動量指令Δｘ＊ ｖをパルス発生器２３に出力する。
パルス発生器２３は、スクリュ移動量指令Δｘ＊ ｖに相当する数のパルスを含むパルス列２４を発生させる。そして、この発生させたパルス列２４をモータ制御器４０内のカウンタ４１に出力する。
また、圧力検出センサ１０で検出された圧力を射出圧力センサ信号ＰｉとしてＡ／Ｄ変換器２５を介して射出制御器２０に取り込む。Ａ／Ｄ変換器２５は取り込んだ射出圧力センサ信号Ｐｉを減算器２７へ出力する。
射出圧力指令器２６は、時間シーケンスに従った射出圧力指令Ｐ＊ ｉを減算器２７に入力する。減算器２７は射出圧力指令Ｐ＊ ｉと射出圧力センサ信号Ｐｉとの制御偏差ΔＰｉを次の式(２)により算出する。
この後、算出した制御偏差ΔＰｉを圧力制御器２８に入力する。
圧力制御器２８は、制御偏差ΔＰｉに対して比例積分微分(ＰＩＤ)制御演算を実行してモータ電流指令ｉ＊ ｐを算出する。この算出したモータ電流指令ｉ＊ ｐをＤ／Ａ変換器２９を介してモータ制御器４０に入力する。
次にモータ制御器（サーボアンプ）４０について説明する。モータ制御器４０はカウンタ４１及び４４、A／D変換器４２、比較器４３、減算器４５及び４８、位置制御器４６、微分回路４７、速度制御器４９、パルス幅変調制御(PWM)回路５０から構成される。このモータ制御器４０は前記サーボモータ３に接続されている。前記サーボモータ３には前記モータエンコーダ１２が取り付けられている。
モータ制御器４０では、射出制御器２０からのモータ電流指令ｉ＊ ｐをＡ／Ｄ変換器４２を介して取り込んだ後、このモータ電流指令ｉ＊ ｐを比較器４３に入力する。
射出制御器２０からの速度指令用のパルス列２４を受けるモータ制御器４０内のカウンタ４１は、パルス列２４のパルス数を積算計数して、スクリュ９の位置指令ｘ＊を検出する。このｘ＊を減算器４５に入力する。また、カウンタ４４はモータエンコーダ１２からのパルスを受ける。カウンタ４４はこのパルス数を積算計数して、スクリュ９の実際の位置ｘを検出する。このｘを減算器４５に入力する。
減算器４５は入力されたｘ＊及びｘから位置制御偏差(ｘ＊−ｘ)を算出した後、この結果を位置制御器４６に入力する。位置制御器４６は次の式(３)より速度指令ｖ＊を算出した後、その結果を減算器４８に入力する。
ここで、ＫＰは位置制御器４６の比例ゲインである。
モータエンコーダ１２はパルスを、カウンタ４４の他に微分回路４７にも入力する。微分回路４７はこのパルスにより実速度ｖを検出する。このｖを減算器４８に入力する。
減算器４８は入力されたｖ＊及びｖから速度制御偏差(ｖ＊−ｖ)を算出して速度制御器４９に入力する。速度制御器４９は次の式(４)よりモータ電流指令ｉ＊ ｖを算出し、比較器４３に入力する。
ここで、ＫＰｖは速度制御器４９の比例ゲインであり、ＴＩｖは速度制御器４９の積分時間である。モータ制御器４０内では、位置制御ループのマイナループとして速度制御ループが形成されている。
速度制御器４９からの出力であるモータ電流指令ｉ＊ ｖと圧力制御器２８からの出力であるモータ電流指令ｉ＊ ｐとが入力される比較器４３は、ｉ＊ ｖとｉ＊ ｐの小さい方の値を選択し、その値を最終的なモータ電流指令ｉ＊としてＰＷＭ回路５０に入力する。ＰＷＭ回路５０は与えられたモータ電流指令ｉ＊に基づいて所定の３相電圧をサーボモータ３に印加する。これにより、サーボモータ３はモータ電流ｉ＊で駆動される。比較器４３は位置制御ループにより決定されるモータ電流指令ｉ＊ ｖを制御ループ外からのモータ電流指令ｉ＊ ｐによって制限するために設けられている。
次に、前記比較器４３の動作により前述した２つの要求課題(１)(２)(段落(０００８))が実現されることを、図３を用いて説明する。
図３で、運転員により決められる充填工程から保圧工程への移行時間ｔ１は、キャビティ１３の充填完了時間に一致すべきであるが、運転員が正確に移行時間ｔ１を設定することは難しい。まず、図３の移行時間ｔ１が、運転員により実際にキャビティ１３に樹脂が十分充填される時間よりも前に設定されていた場合を考える。時間が移行時間ｔ１に到達したとき、キャビティ１３内にはまだ空隙が存在するので射出圧力は一般的に低くなっている。この状態から次の保圧工程に入ると、一般に射出圧力指令Ｐ＊ ｉの方が実際の射出圧力よりも高いので、実際の射出圧力を高くするために圧力制御器２８から出力されるモータ電流指令ｉ＊ ｐが大きくなる。
図３で、運転員により決められる充填工程から保圧工程への移行時間ｔ１は、キャビティ１３の充填完了時間に一致すべきであるが、運転員が正確に移行時間ｔ１を設定することは難しい。まず、図３の移行時間ｔ１が、運転員により実際にキャビティ１３に樹脂が十分充填される時間よりも前に設定されていた場合を考える。時間が移行時間ｔ１に到達したとき、キャビティ１３内にはまだ空隙が存在するので射出圧力は一般的に低くなっている。この状態から次の保圧工程に入ると、一般に射出圧力指令Ｐ＊ ｉの方が実際の射出圧力よりも高いので、実際の射出圧力を高くするために圧力制御器２８から出力されるモータ電流指令ｉ＊ ｐが大きくなる。
ここで、モータ電流指令ｉ＊ ｐが最終的なモータ電流指令として採用されたとすると、キャビティ１３内が未充填なので射出速度が急上昇する。これにより、図３(ｂ)の射出速度指令を上回ってしまうおそれがある。しかし、比較器４３では常にｉ＊ ｖとｉ＊ ｐのうちで小さいほうの値が選択されるので、充填中に保圧制御に移行してｉ＊ ｐがｉ＊ ｖを上回っても、比較器４３においてｉ＊ ｖが最終的なモータ電流指令として採用される。
つまり、射出圧力制御から射出速度制限に移行させることができ、前述の要求課題(２)を常に満足させることができる。
つまり、射出圧力制御から射出速度制限に移行させることができ、前述の要求課題(２)を常に満足させることができる。
次に、図３の移行時間ｔ１が、運転員により実際にキャビティ１３に樹脂が十分充填される時間よりも後に設定されていた場合を考える。このときはキャビティ１３内に樹脂が十分充填されていても、まだ充填工程中であるので射出速度制御を実行する。しかし、この時点ではキャビティ１３が十分充填されているので実際のスクリュ速度はかなり低下している。そのため、速度制御器４９から出力されるモータ電流指令ｉ＊ ｖが大きくなる。
ここで、モータ電流指令ｉ＊ ｖが最終的なモータ電流指令として採用されたとすると、既にキャビティ１３内に樹脂が十分充填されているので急激に圧力が上昇する。これにより、図３(ｃ)の射出圧力指令を上回ってしまうおそれがある。しかし、比較器４３では常にｉ＊ ｖとｉ＊ ｐのうちで小さい方の値が選択されるので、充填が完了し、ｉ＊ ｖがｉ＊ ｐを上回っても、比較器４３においてｉ＊ ｐが最終的なモータ電流指令として採用される。つまり、射出速度制御から射出圧力制限に移行させることができ、前述の要求課題(１)を常に満足させることができる。
図４の比較器４３は、射出速度制御と射出圧力制御の相互移行時に発生する過度の圧力変動や速度変動を抑制するためであるが、これと同じ機能を果たす２つの信号の最小値選択器（ローセレクタ）の採用は特許文献２および特許文献３に見られる。
以上述べた電動射出成形機の制御装置では、樹脂の圧力検出センサの装着を不可欠としていたが、特許文献４〜特許文献１２は圧力検出センサを使わずに射出成形機での圧力制御を実現する考案である。
特許文献４は、油圧式射出成形機を対象とし、樹脂圧力、樹脂温度、樹脂比容積の間の関係式を与える樹脂特性式を用いて、計測樹脂温度及び製品重量の目標値から決まる樹脂比容積を入力して必要となる樹脂圧力を算出する。さらに保圧工程移行時の初期金型温度と初期樹脂温度の計測値及び算出した前記樹脂圧力を用いて近似式より必要な保圧力設定値を求める。前記保圧力設定値を電圧指令値に変換して油圧サーボ弁アンプに入力し、油圧シリンダの油圧力により保圧設定値を実現している。
特許文献５は、金型内キャビティの圧力を検出するために、キャビティに出入自在に設けられる突出しピンにキャビティ内圧力が掛かる構造で、突出しピンを支持するボールネジ機構を介してボールナットを回転駆動する突出し用電動機からなる。射出・保圧時のキャビティ内圧力を受けた突出しピンの位置変化を突出し用電動機に付属する回転位置検出器で検出し、射出前の初期突出し位置に突出しピンを保持するために必要な突出し用電動機の負荷電流を電流検出器で検出し、前記負荷電流が変換されてキャビティ内圧力を検知するものである。
特許文献６は、金型内圧力を検出するのに、突出ピンを移動させる突出用サーボモータシステムに対してモータ速度信号とトルク指令信号を入力信号とし、負荷トルクを推定する外乱オブザーバを構成する。外乱オブザーバの演算内容が示されている。負荷トルク推定値から等価なキャビティ内圧力を得る。突出ピンを位置保持した状態でのサーボモータの駆動電流或はトルク指令値から直接キャビティ内圧力を得る方法も示す。
特許文献７は、予め射出スクリュの駆動圧力と射出速度からキャビティ内樹脂圧力を推定するキャビティ内樹脂圧力推定関数を決定しておき、制御動作時には、前記キャビティ内樹脂圧力推定関数に成形品形状情報、樹脂情報、射出スクリュ駆動圧力及び射出速度のリアルタイム検出値を入力してキャビティ内樹脂圧力推定値をリアルタイムで取得し、前記キャビティ内樹脂圧力推定値と設定された基準圧力との偏差により充填速度を自動的に制御する方法である。高精度の推定関数を求める手順が示されている。
特許文献８は射出用モータを対象に、樹脂圧推定値を求めるオブザーバを構成して、オブザーバ出力である樹脂圧推定値を樹脂圧検出値として用いる射出圧力制御装置を実現している。オブザーバは射出工程中のモータ回転速度、モータトルク指令及び射出機構全体の摩擦抵抗を入力信号として、モータ回転速度推定値及び樹脂圧力推定値を出力する。オブザーバで使う制御対象は次の２つを考えている。
（１） 射出用モータがスクリュに直結している場合
（２） 射出用モータが１段プーリ減速機を介してスクリュを駆動する場合
前記オブザーバモデル(１)での摩擦抵抗は、動摩擦抵抗と静止摩擦抵抗からなる。前記オブザーバモデル(２)での摩擦抵抗は、速度依存成分と荷重依存成分からなる動摩擦抵抗からなる。
（１） 射出用モータがスクリュに直結している場合
（２） 射出用モータが１段プーリ減速機を介してスクリュを駆動する場合
前記オブザーバモデル(１)での摩擦抵抗は、動摩擦抵抗と静止摩擦抵抗からなる。前記オブザーバモデル(２)での摩擦抵抗は、速度依存成分と荷重依存成分からなる動摩擦抵抗からなる。
上記オブザーバモデル(１)での樹脂圧力は一定としている。上記オブザーバモデル(２)では、モータ回転速度推定値、樹脂圧力推定値の他に、負荷側プーリ回転速度推定値、ベルト張力推定値、スクリュが樹脂を押す力推定値も、オブザーバが出力する。ベルトを弾性体とし、樹脂圧力の時間変化は、負荷側プーリ回転速度及び回転加速度に比例し、さらにスクリュが樹脂を押す力に比例するとしている。スクリュが樹脂を押す力は一定としている。
特許文献９は射出用モータを対象に、溶融樹脂から受ける反抗トルク(圧力推定値)を求めるオブザーバを構成して射出速度・圧力制御装置を実現している。オブザーバはモータ回転速度及びモータ電流指令値を入力信号として、モータ回転速度推定値、モータ軸と負荷軸の回転位置の差推定値及び外力トルク推定値を出力する。オブザーバの制御対象は、モータが1段プーリ減速機を介してスクリュを駆動するモデルを考えている。外力トルク推定値から換算した圧力を圧力検出値に使っている。
特許文献１０は、特許文献６の制御対象モデル(２)を用いたオブザーバを構成し、状態変数であるモータ回転速度、負荷側プーリ回転速度推定値、ベルト張力推定値及び樹脂圧力推定値をフィードバック信号として使って、樹脂圧力を圧力設定値に追従させる制御方式を考案している。また、モータトルク指令値を前記４つの状態フィードバックで決める制御方式を考案している。
特許文献１１はモータ回転速度とモータトルクから、モータが受ける負荷トルクを伝達関数の逆モデルから得る方法を考案している。逆モデルは高次微分作用を必要とする。
特許文献１２は、モータ回転速度計測値とモータ発生トルク計測値から、スクリュと一体構造をなす可動部材の運動方程式を使って、樹脂圧力を推定する考案である。モータ軸に換算した可動部材の運動方程式を次の式(５)に示す。モータ軸とボールネジ駆動軸は1段プーリ減速機を介している。
圧力検出センサを使わずに、樹脂圧力を検知する特許文献４〜特許文献１２の目的は、次のような不利を改善しようとする点で共通している。
（１） 高圧環境下で信頼性の高い圧力センサは高価になる。
（２） 金型内やスクリュノズル部への圧力センサ取付けは、特別な加工を施す必要があり、作業コストが無視できない。
（３） 電動モータから射出スクリュに至る射出軸系に取り付けるロードセルは、組み込むための機械構造を複雑にし、更には射出軸系の機械剛性の低下を招く。
（４） 歪みゲージを検出部に使用するロードセルでは、微弱なアナログ信号に対するノイズ対策が必要になり、また信号アンプのゼロ点調整やスパン調整等にも人手による作業が必要になる（特許文献１３）。
（１） 高圧環境下で信頼性の高い圧力センサは高価になる。
（２） 金型内やスクリュノズル部への圧力センサ取付けは、特別な加工を施す必要があり、作業コストが無視できない。
（３） 電動モータから射出スクリュに至る射出軸系に取り付けるロードセルは、組み込むための機械構造を複雑にし、更には射出軸系の機械剛性の低下を招く。
（４） 歪みゲージを検出部に使用するロードセルでは、微弱なアナログ信号に対するノイズ対策が必要になり、また信号アンプのゼロ点調整やスパン調整等にも人手による作業が必要になる（特許文献１３）。
他に、特許文献１４、特許文献１５は電動射出成形機の圧力制御に関する考案であるが、いずれも圧力検出センサの使用が不可欠である。特許文献１４は、圧力の制御をスクリュの変位の制御で行うという考え方に基づく式（明細書(１)式）で導入された無効速度ω１なる概念を導入して、モータトルクと圧力設定値とのギャップを生じさせる原因となる非線形損失による圧力損失を補償するパラメータとして無効速度ω１を使って正確な圧力制御を行うという考案である。外乱オブザーバが、ロードセルによる検出圧力と自らが出力する圧力推定値との差が入力されて、その差が０になるように無効速度推定値を出力する。特許文献１５は、特許文献１４の先願で、外乱オブザーバの構成が異なる。
H.K.Khalil, Nonlinear Systems, 14.5 High-Gain Observers,Prentice-Hall, (2002), pp.610-625
B.D.O. Anderson and J.B. Moore, Optimal Control, Linear Quadratic Methods, 7.2 DeterministicEstimator Design, Prentice-Hall, (1990), pp.168-178
A.M. Dabroom andH.K. Khalil, Discrete-time implementation of high-gain observers for numericaldifferentiation, Int. J. Control, Vol.72, No.17, (1999), pp.1523-1537
A.M. Dabroom andH.K. Khalil, Output Feedback Sampled-Data Control of Nonlinear Systems UsingHigh-Gain Observers, IEEE Trans. Automat. Contr., Vol.46, No.11, (2001),pp.1712-1725
圧力検出センサを使うことによる「背景技術」で述べた前記４つの不利(段落(００５１))を回避するために、圧力検出センサを使わずに電動射出成形機の制御装置に要求される機能（「背景技術」で述べた２つの要求課題(1)(2)(段落(０００８))）を達成できる制御装置を実現すること。
成形品を作る射出工程は充填工程と保圧工程からなるが、「背景技術」で述べた要求課題(１)より充填工程中も所定の射出圧力以下に保持することが求められることから、充填工程中の実際の射出圧力を時間的に遅れることなく検知する必要がある。更に要求課題(２)より保圧工程中に所定の保持圧力を実現する良好な保持圧制御を行うには、実際の射出圧力を時間的遅れなく検出する必要がある。したがって、射出工程中の圧力検知手段には時間的遅れのないことが要求される。
次に検知圧力の誤差は、成形不良や安全運転の欠如につながることから、高精度の圧力検知が要求される。したがって、前記２つの必要条件
(A)高精度である
(B)時間的遅れが非常に小さい
を満たす圧力検知を実現するためには、高ゲイン観測器(非特許文献１)の手法を採用する。計測できる変数を入力して、すべての状態変数を推定する高ゲイン観測器が、前記２つの必要条件(A)(B)を満たしていることを簡単な制御対象モデルを使って説明する。式(７)は制御対象モデルの状態方程式と出力方程式を示す。
(A)高精度である
(B)時間的遅れが非常に小さい
を満たす圧力検知を実現するためには、高ゲイン観測器(非特許文献１)の手法を採用する。計測できる変数を入力して、すべての状態変数を推定する高ゲイン観測器が、前記２つの必要条件(A)(B)を満たしていることを簡単な制御対象モデルを使って説明する。式(７)は制御対象モデルの状態方程式と出力方程式を示す。
ここで、ｘ１、ｘ２は状態変数、ｕは入力変数、ｙは出力変数である。φ(ｘ、ｕ)は変数ｘ、ｕからなる非線形関数である。状態方程式は状態変数ｘ１、ｘ２の挙動を表現するそれぞれ1階微分方程式より成り、出力方程式は観測できる変数、すなわち出力変数ｙを定める。例えば、ｘ１は位置変数、ｘ２は速度変数、ｕはモータ電流である。出力ｙ及び入力ｕは計測できるとし、式(７)では、位置変数ｘ１が計測できるとしている。状態ｘを推定する高ゲイン観測器は、次の式(８)で与えられる。
ここで、ｘ^１、ｘ^２は、状態変数ｘ１、ｘ２の推定値を表す。Ｈ１、Ｈ２は高ゲイン観測器のゲイン定数である。関数φ０は、高ゲイン観測器の演算に採用された関数φの公称（基準）関数を表す。式(８)の高ゲイン観測器を用いたときの推定値誤差ｘ〜 １、ｘ〜 ２は、式(７)、式(８)より次の式(９)で与えられる。
ここで、δは、実際には得られない真の関数φと高ゲイン観測器で採用した公称の関数φ０ との差、すなわち制御対象のモデル誤差と考えられる。次に１より十分小さい正のパラメータεを導入して、Ｈ１、Ｈ２を次の式(１１)で与える。
定数Ｈ１、Ｈ２には、式(１１)から判るように大きなゲイン定数を採用することから高ゲイン観測器と呼ばれる。式(１１)を使うと、式(９)は次の式(１２)で表される。
推定値誤差ｘ〜 １、ｘ〜 ２を次の式(１３)で表される新変数η１、η２に置き換える。
式(１３)より、式(１２)は次の式(１４)で表される。
ここで、パラメータεを十分小さくとれば、式(１４)より推定誤差η１、η２は制御対象のモデル誤差δから受ける影響を十分小さくできる。すなわち高ゲイン観測器を用いれば、状態変数に射出圧力を含める制御対象モデルを採用することにより、圧力検知に要求される前記必要条件(A)「高精度である」ことが満たされることが判る。
次にモデル誤差の影響を無視すると、式(１４)は次の式(１５)で表される。
行列Aの共役複素数の固有値λ１、λ２の実数部Ｒｅ(λ１)＝Ｒｅ(λ２)が負になるようにＫ１、Ｋ２を決めると、式(１５)より推定値誤差η１、η２はその初期値η１０、η２０に対して次の式(１７)で与えられる。
ｔは時間変数で、C１(ｔ)〜C４(ｔ)はＫ１、Ｋ２で決まる一定振幅、一定周波数成分を表す。Ｒｅ(λ１)＜０で、パラメータεを１より十分小さくとれば、式(１７)より推定値誤差η１(ｔ)、η２(ｔ)は急速に０になることが判る。すなわち高ゲイン観測器を用いれば、圧力検知に要求される前記必要条件(B)「時間的遅れが非常に小さい」ことが満たされることが判る。
式(８)の高ゲイン観測器では、すべての状態変数ｘ１、ｘ２の推定値を得たが、状態変数ｘ１は出力ｙとして計測できるので、状態変数ｘ２だけを推定すればよい。このときの高ゲイン観測器は、次の式(１８)で与えられる(非特許文献２)。
ここで、Hは高ゲイン観測器のゲイン定数である。式(１８)は右辺に出力ｙの時間微分を含むので、直接、演算式としては使えないが、式(１８)で与えられる高ゲイン観測器は、前記２つの必要条件(A)(B)(段落(００５７))を満たすことを示す。式(７)の３番目の式より、次の式(１９)が得られる。
式(１８)、式(１９)より次の式(２０)が得られる。
式(７)の２番目の式を使うと、式(２０)より次の式(２１)を得る。
次に１より十分小さい正のパラメータεを導入してHを次の式(２３)で与える。
式(２３)を使うと、式(２１)は次の式(２４)で表される。
ここで、パラメータεを十分小さくとれば、式(２４)より推定値誤差ｘ〜 ２は、制御対象のモデル誤差δから受ける影響を十分小さくできる。すなわち高ゲイン観測器を用いれば、状態変数に射出圧力を含める制御対象モデルを採用することにより圧力検知に要求される前記必要条件(A)「高精度である」ことが満たされることが判る。
次にモデル誤差δの影響を無視すると、式(２４)は次の式(２５)で表される。
式(２５)より推定値誤差ｘ〜 ２は、次の式(２６)で表される。
ここで、ｘ〜 ２０は推定値誤差ｘ〜 ２の初期値である。式(２６)より、パラメータεを１より十分小さくとれば、推定値誤差ｘ〜 ２(ｔ)は急速に０になることが判る。すなわち高ゲイン観測器を用いれば、圧力検知に要求される前記必要条件(B)「時間的遅れが非常に小さい」ことが満たされることが判る。式(１８)の高ゲイン観測器は、計測できる状態変数は推定せず、必要最小限の状態変数を推定するので式(８)の観測器より次数が低くなるので、低次元高ゲイン観測器と呼ばれる。
次に式(１８)の演算を出力ｙの時間微分を使わずに行う方法を示す。次の式(２７)で与えられる新変数ｗ^を導入する。
式(２７)を使うと、式(１８)は次の式(２８)で与えられる。
式(２８)よりｗ^を計算し、次の式(２９)より推定値ｘ^２を求めることができる。
状態変数に射出圧力を含めた電動射出成形機の制御対象モデルに対して、高ゲイン観測器を適用する手順は後述の実施例で詳述する。
状態変数に射出圧力を含めた電動射出成形機の制御対象モデルに高ゲイン観測器を適用することにより、圧力検出センサを使用しないで、時間的遅れが非常に小さく、高精度な圧力検知が可能となる。これにより、圧力検出センサを使用しないで、電動射出成形機の制御装置に要求される機能を実現でき、さらに「背景技術」で述べた４つの不利(段落(００５１))を回避することができる。
以下、本発明の実施形態に係る電動射出成形機の制御装置を図面に基づいて説明する。
図５は、圧力検出センサを使用しない射出・保圧機構の模式図を示す。図５は、圧力検出センサを除いて図２と同じ符号を持つ部品から構成されるので、図５の説明は、「背景技術」で述べた図２の説明(段落(０００４)〜(０００６))に代える。
図１は、本発明の一実施形態に係る高ゲイン観測器による射出圧力検知を電動射出成形機の制御装置に適用した例で、制御装置の内部構成を説明するためのブロック図である。この制御装置は、高ゲイン観測器３１を内蔵する射出制御器２０とモータ制御器(サーボアンプ)４０とから構成される。
射出制御器２０について説明する。射出制御器２０は一定時間間隔Δｔ毎に制御演算を行い、制御指令をモータ制御器４０に出力する。射出制御器２０は、射出速度指令器２１、変換器２２、パルス発生器２３、射出圧力指令器２６、減算器２７、圧力制御器２８、デジタル／アナログ（Ｄ／Ａ）変換器２９、アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器３０及び高ゲイン観測器３１から構成される。
射出速度指令器２１は、時間シーケンスに従った射出速度指令Ｖ＊ ｉを変換器２２に出力する。変換器２２は、入力された射出速度指令Ｖ＊ ｉに対してΔｔ時間に進むべきスクリュ９の移動量を、スクリュ移動指令Δｘ＊ ｖとして次の式(３０)により算出する。
算出したスクリュ移動量指令Δｘ＊ ｖをパルス発生器２３へ出力する。パルス発生器２３は、スクリュ移動量指令Δｘ＊ ｖに相当する数のパルスを含むパルス列２４を発生させる。このパルス列２４は、モータ制御器４０内のカウンタ４１へ出力される。
射出圧力指令器２６は、時間シーケンスに従った射出圧力指令Ｐ＊ ｉを減算器２７へ出力する。モータ制御器４０内のモータ電流指令ｉ＊は、射出制御器２０内のＡ／Ｄ変換器３０を介して高ゲイン観測器３１に入力される。更にモータ制御器４０内の微分回路４７の出力であるスクリュ９の速度信号ｖが高ゲイン観測器３１に入力される。高ゲイン観測器３１は、入力信号ｖ及びｉ＊を使って、射出軸系の数式モデルを利用して導出した内蔵する離散演算式を実行して、射出圧力推定値Ｐ^ｉを出力する。
射出圧力推定値Ｐ^ｉは、減算器２７に入力される。減算器２７は射出圧力指令Ｐ＊ ｉと射出圧力推定値Ｐ^ｉとの制御偏差ΔＰｉを次の式(３１)より算出する。
減算器２７は、算出した制御偏差ΔＰｉを圧力制御器２８へ出力する。
圧力制御器２８は、制御偏差ΔＰｉに対して比例積分微分(ＰＩＤ)制御演算を実行してモータ電流指令ｉ＊ ｐを算出する。モータ電流指令ｉ＊ ｐはＤ／Ａ変換器２９を介してモータ制御器４０へ出力される。
次にモータ制御器（サーボアンプ）４０について説明する。モータ制御器４０はカウンタ４１及び４４、A／D変換器４２、比較器４３、減算器４５及び４８、位置制御器４６、微分回路４７、速度制御器４９、パルス幅変調制御（PWM）回路５０から構成される。モータ制御器４０には、前記サーボモータ３が接続され、サーボモータ３には前記モータエンコーダ１２が取り付けられている。
モータ制御器４０では、射出制御器２０からのモータ電流指令ｉ＊ ｐをＡ／Ｄ変換器４２を介して取込んだ後、モータ電流指令ｉ＊ ｐは比較器４３に入力される。
射出制御器２０からの速度指令用のパルス列２４を受けるカウンタ４１は、パルス列２４のパルス数を積算計数して、スクリュ９の位置指令ｘ＊を算出し、減算器４５へ出力する。また、カウンタ４４はモータエンコーダ１２からのパルスを受けて積算計数して、スクリュ９の実際の位置ｘを検出する。このｘを減算器４５へ出力する。
減算器４５は、入力されたｘ＊及びｘから位置制御偏差(ｘ＊−ｘ)を算出し、位置制御器４６へ出力する。位置制御器４６は次の式(３２)より速度指令ｖ＊を算出し、減算器４８へ出力する。
ここで、ＫＰは位置制御器４６の比例ゲインである。モータエンコーダ１２はパルスを、カウンタ４４の他に微分回路４７へも出力する。微分回路４７は、このパルスにより実速度ｖを検出し、減算器４８へ出力する。
減算器４８は入力されたｖ＊及びｖから速度制御偏差(ｖ＊−ｖ)を算出して速度制御器４９へ出力する。速度制御器４９は次の式(３３)よりモータ電流指令ｉ＊ ｖを算出し、比較器４３へ出力する。
ここで、ＫＰｖは速度制御器４９の比例ゲインであり、ＴＩｖは速度制御器４９の積分時間である。
速度制御器４９からのモータ電流指令ｉ＊ ｖと圧力制御器２８からのモータ電流指令ｉ＊ ｐとが入力される比較器４３は、ｉ＊ ｖとｉ＊ ｐの小さい方の値を選択し、その値を最終的なモータ電流指令ｉ＊としてＰＷＭ回路５０に入力する。ＰＷＭ回路５０は与えられたモータ電流指令ｉ＊に基づいて所定の３相電圧をサーボモータ３に印加する。これにより、サーボモータ３はモータ電流指令ｉ＊で駆動される。
比較器４３の動作により、「背景技術」で述べた電動射出成形機の制御装置に要求される前記2つの要求課題(１)(２)(段落(０００８))が実現されることは、「背景技術」の段落(００３３)〜(００３７)で詳述したので、ここでは述べない。
次に、速度信号ｖ及びモータ電流指令ｉ＊を入力して射出圧力推定値Ｐ^ｉを出力する高ゲイン観測器３１の設計に必要になる射出軸系の数式モデルを図５を使って説明する。図５のモータ３の運動方程式は次の式(３４)で与えられる。
ここで、ＪＭはモータ本体慣性モーメント、ＪＧ１はモータ側減速歯車慣性モーメント、ωｍはモータ角速度、ＴＭはモータトルク、ｒ１はモータ側減速歯車半径、Ｆは減速機伝達力及びｔは時間である。ボールネジ５の運動方程式は次の式(３５)で与えられる。
ここで、ＪＳはボールネジ軸慣性モーメント、ＪＧ２は負荷側減速歯車慣性モーメント、ωsはボールネジ軸角速度、ｒ２は負荷側減速歯車半径及びＴａはボールネジ駆動トルクである。可動部８の運動方程式は次の式(３６)、式(３７)で与えられる。
ここで、Ｗは可動部重量、ｇは重力加速度、ｖはスクリュ（可動部）速度、ｘはスクリュ位置(射出開始時ｘ＝０)、Ｆａはボールネジ軸力、FＬはスクリュが樹脂から受ける負荷力、μは可動部―リニアガイド摩擦係数である。ボールネジ駆動トルクＴａとボールネジ軸力Ｆａの関係は次の式(３８)で与えられる。
ここで、ｌはボールネジリード及びηはボールネジ効率である。スクリュ速度ｖ、ボールネジ角速度ωs及びモータ角速度ωｍの関係は次の式(３９)で与えられる。
スクリュの受ける負荷力ＦＬは次の式(４０)で与えられる。
ここで、Ａｓはスクリュ断面積、Ｐｉは射出シリンダ貯留部（スクリュ先端部）の樹脂圧力を意味する射出圧力、Ｃｍｔは射出シリンダ粘性係数、γは速度べき乗数である。射出圧力の方程式は次の式(４１)、式(４２)で与えられる。
ここで、Ｖｉはシリンダ貯留部容積、Ｖｉ０はシリンダ貯留部容積初期値（射出開始時）、Ｑｉｎは金型への樹脂流入量及びβは樹脂体積弾性係数である。モータ特性は次の式(４３)で与えられる。
ここで、ＫＴはモータトルク係数及びｉｍはモータ電流である。式(３４)、式(３５)、式(３９)を使ってωs、Ｆを消去すると、次の式(４４)を得る。
式(３６)、式(３８)、式(３９)、式(４４)を使って、Ｔａ、Ｆａを消去すると次の式(４５)を得る。
式(４５)は、モータ軸に換算した射出軸系の運動方程式を表し、式(４６)はモータ軸換算等価慣性モーメントを表す。式(３７)、式(３９)より次の式(４７)が得られる。
式(４０)、式(４３)、式(４５)より、射出軸系の運動方程式は次の式(４８)で与えられる。
次に式(４２)は、次の式(４９)で表される。
ここで、ｘｍａｘは最大スクリュ位置である。式(３９)と式(４９)を使うと、式(４１)は次の式(５０)で表される。
次に変数の無次元化を行う。式(４７)の変数を無次元化すると、次の式(５１)が得られる。
ここで、ωｍａｘはモータ定格回転数、ｖｍａｘは最大射出速度である。
次に式(４８)の変数を無次元化すると、次の式(５２)が得られる。
ここで、ｉｍａｘはモータ定格電流である。Ｐｍａｘは最大射出圧力を表す。式(５２)では、次の関係式(５３)を使っている。
式(５２)は、次の式(５４)で表される。
ここで、ＴＭｍａｘ＝ＫＴｉｍａｘでモータ定格トルクを表す。
次に式(５０)の変数を無次元化すると、次の式(５５)が得られる。
ここで、Qｍａｘ＝Ａｓｖｍａｘで最大射出量を表す。式(５５)は次の式(５６)に書き換えられる。
ここで、金型への樹脂流入量[Ｑｉｎ／Ｑｍａｘ]は一般的に射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の関数で、その関数関係式(５７)はノズル形状、金型入口形状、キャビティ形状及び樹脂特性で決まる。
以上高ゲイン観測器３１の設計に必要な射出軸系の数式モデルは、式(５１)、式(５４)、式(５６)、式(５７)より、次の式(５８)、式(５９)、式(６０)として与えられる。
なお、金型に樹脂が完全に充填されたときには、次の式(６１)が成立つとする。
次に式(６２)で定義される状態変数ｘ１、ｘ２、ｘ３を導入する。
次の式(６３)で定義される入力変数ｕを導入する。ｕは計測できるとする。高ゲイン観測器３１での計算では、モータ実電流ｉｍはモータ電流指令ｉ＊に等しいと考える。
計測できる状態変数としてｘ２を選び、出力変数ｙを次の式(６４)の出力方程式で定義する。
式(５８)、式(５９)、式(６０)、式(６４)を状態方程式と出力方程式で表現すると、次の式(６５)〜式(６８)となる。
χ(ｘ2)、ψ(ｘ)は非線形関数を表す。
式(６８)の出力変数ｙ＝ｘ２が計測できることから、式(６５)を使って状態変数ｘ１は次の式(７１)より求められ、出力変数ｙより決まる変数ｙｓに置換される。変数ｙｓの物理的意味は無次元スクリュ位置である。
したがって、状態変数ｘ１は状態変数より除外されて、新たな状態方程式と出力方程式は式(６６)〜式(６８)より次の式(７２)、式(７３)で与えられる。
状態方程式を表す式(７２)中の変数ｙｓは、入力変数ｕに加えて新たな入力変数と考えられ、式(７１)より入力変数ｙｓは次の式(７５)で与えられる。
状態変数ｘ２は計測できるので、状態変数ｘ２は推定する必要がない。したがって、高ゲイン観測器３１は、計測できるスクリュ速度ｘ２とモータ電流指令ｕを入力して、状態変数推定値ｘ３を出力する。その推定値ｘ＾３は次の式(７７)で与えられる(非特許文献２)。式(７７)中の入力変数ｙｓは、式(７５)によるスクリュ速度ｙ＝ｘ２の時間積分値として高ゲイン観測器３１内で算出される。Kは高ゲイン観測器３１のゲイン定数である。
χ0(ｙ)、ψ0(ｘ＾３、y、ｙｓ)は高ゲイン観測器３１で使われるχ(ｙ)、ψ(ｘ＾３、y、ｙｓ)の公称(基準)関数である。式(７７)を次の式(７８)のように書く。
新変数ｗ＾を次の式(７９)で導入する。
式(７８)に式(７９)を使うと、推定値ｘ＾３は次の式(８０)、式(８１)より得られる。
次に１より十分小さい正のパラメータεを導入して、ゲインKを次の式(８２)で与え、次の式(８３)で表される新変数η＾を導入する。
式(８２)、式(８３)を利用して、式(８０)を書き直すと、次の式(８４)が得られる。
式(８３)より、次の式(８５)が得られる。
式(８５)を使うと、式(８１)は次の式(８６)で表される。
以上より高ゲイン観測器３１での状態推定値ｘ＾３を得る計算手順は式(７５)、式(８４)、式(８６)より、次の式(８７)、式(８８)、式(８９)で表される。
（１）計算手順 １
（１）計算手順 １
（２）計算手順 ２
（３） 計算手順 ３
計算手順１でｙｓを求め、計算手順２でη＾を求め、計算手順３でｘ＾３を求める。
次に「課題を解決するための手段」で述べた高ゲイン観測器３１に要求される２つの必要条件
（A）高精度である
（B）時間的遅れが非常に小さい
が満たされることを明らかにする。式(８８)で公称関数χ0(ｙ)、ψ0(η＾、y、ｙｓ)に代わって、実際には得られない真の関数χ(ｙ)、ψ(η、y、ｙｓ)を使用したときに得られるηは次の式(９０)で決まる。
（A）高精度である
（B）時間的遅れが非常に小さい
が満たされることを明らかにする。式(８８)で公称関数χ0(ｙ)、ψ0(η＾、y、ｙｓ)に代わって、実際には得られない真の関数χ(ｙ)、ψ(η、y、ｙｓ)を使用したときに得られるηは次の式(９０)で決まる。
推定値誤差η〜＝η―η＾は、式(８８)、式(９０)より次の式(９１)で得られる。
パラメータεは１より十分小さいことから、式(９１)より推定値誤差η〜は制御対象のモデル誤差δ１、δ２から受ける影響を十分小さくできることが判る。すなわち高ゲイン観測器３１を用いれば、式(８７)、式(８８)、式(８９)より得られる射出圧力推定値ｘ＾３は前記必要条件(A)「高精度である」ことが満たされる。
次にモデル誤差δ１、δ２の影響を無視すると、式(９１)は次の式(９３)で表される。
式(９３)より推定値誤差η〜は、次の式(９４)で表される。
ここで、η〜 ０は推定値誤差η〜の初期値である。射出成形機の射出工程ではｂ＜０となるので、式(９４)よりパラメータεを１より十分小さくとれば、推定値誤差η〜(ｔ)は急速に０になることが判る。すなわち高ゲイン観測器３１を用いれば、式(８７)、式(８８)、式(８９)より得られる射出圧力推定値ｘ＾３は前記必要条件(B)「時間的遅れが非常に小さい」ことが満たされる。
射出制御器２０は一定時間間隔Δｔ毎に制御演算を行うので、高ゲイン観測器３１での演算式(８７)、(８８)、(８９)を離散演算式に変換する（非特許文献３、非特許文献４）。
新たなパラメータαを導入して、演算周期Δｔを次の式(９５)で表す。
式(８７)の時間積分の離散演算式は、台形近似法を採用すると次の式(９６)で表される。
離散時間ｔｋ(ｋ＝０、１、２、・・・)での関数値ｙｓ(ｔｋ)、ｙ(ｔｋ)をｙｓ(ｋ)、ｙ(ｋ)で表すと、式(９６)は次の式(９７)で表せる。
演算周期Δｔは小さいので、式(９７)による出力変数ｙ(ｔ)の時間数値積分は高精度と考えられる。
次に式(８８)に前進矩形近似を適用すると、時間微分を表すラプラス演算子ｓとｚ変換演算子ｚの間には次の式(９８)が成立つ。
式(８８)に式(９８)を適用すると、次の式(９９)が成立つ。
式(９９)を式(９７)と同様の離散演算式で表現すると、次の式(１００)が得られる。
ここで、離散時間ｔｋでの推定値η^(ｔｋ)をη^(ｋ)で表現している。ｙ(ｋ)、ｕ(ｋ)、ｙｓ(ｋ)についても同じである。χ0(ｋ)は式(６９)より得られ、ψ0(ｋ)は式(６７)より得られ、時間ｔｋでの値を示す。式(１００)は次の式(１０２)で表せる。
式(８９)の離散演算式は次の式(１０３)で与えられる。
高ゲイン観測器３１は、演算式(９７)、(１０２)、(１０３)を一定時間間隔Δｔ毎に演算することにより射出圧力推定値ｘ^３(ｋ)を得ることができる。式(９７)、式(１０２)、式(１０３)で実現する高ゲイン観測器３１は、計測できる状態変数ｘ２(ｋ)は推定せず、必要となる状態変数である射出圧力ｘ３(ｋ)を推定する低次元高ゲイン観測器である。
電動射出成形機を対象に高ゲイン観測器３１を使ったときのシミュレーション計算結果を示す。制御対象のモデル数値は次の通りである。
最大スクリュ位置 ｘｍａｘ＝３７．２ｃｍ
最大射出速度 ｖｍａｘ＝１３．２ｃｍ／ｓｅｃ
最大射出圧力 Ｐｍａｘ＝１７６５２Ｎ／ｃｍ２
モータ定格回転数 ωｍａｘ＝２０９．４ｒａｄ／ｓｅｃ（２０００ｒｐｍ）
対象のモデル定数を使って、式(６５)〜式(６７)で使われる係数ａ，ｂ，ｃ，ｄは式(１０４)の値を用いた。なお、本計算では抵抗成分χ(ｘ２)＝０とした。
最大スクリュ位置 ｘｍａｘ＝３７．２ｃｍ
最大射出速度 ｖｍａｘ＝１３．２ｃｍ／ｓｅｃ
最大射出圧力 Ｐｍａｘ＝１７６５２Ｎ／ｃｍ２
モータ定格回転数 ωｍａｘ＝２０９．４ｒａｄ／ｓｅｃ（２０００ｒｐｍ）
対象のモデル定数を使って、式(６５)〜式(６７)で使われる係数ａ，ｂ，ｃ，ｄは式(１０４)の値を用いた。なお、本計算では抵抗成分χ(ｘ２)＝０とした。
関数ｆ(Ｐ^ｉ／Ｐｍａｘ)は適切な関数形を用いた。ここでは、任意の樹脂圧設定値Ｐｓｅｔ
(ｔ)の波形を実現するために、Ｐ^ｉ(ｔ)／Ｐｓｅｔ(ｔ)の値によって金型への樹脂流入量を決める油圧機器の比例電磁式リリーフ弁の特性を用いた。式(８２)で与えられる高ゲイン観測器３１のゲインＫはＫ１＝０．００３，ε＝０．０１として次の式(１０５)で与えられる。演算周期Δｔ＝５ｍｓｅｃを採用した。
(ｔ)の波形を実現するために、Ｐ^ｉ(ｔ)／Ｐｓｅｔ(ｔ)の値によって金型への樹脂流入量を決める油圧機器の比例電磁式リリーフ弁の特性を用いた。式(８２)で与えられる高ゲイン観測器３１のゲインＫはＫ１＝０．００３，ε＝０．０１として次の式(１０５)で与えられる。演算周期Δｔ＝５ｍｓｅｃを採用した。
図６(ａ)は、圧力検出センサ１０を用いたときの時間軸ｔｉｍｅ(ｓｅｃ)に対する実際の射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の制御波形、図６(ｂ)は、そのときの高ゲイン観測器３１が算出した射出圧力推定値[Ｐ^ｉ／Ｐｍａｘ]の波形、図６(ｃ)は、圧力検出センサ１０を用いずに図１に示すように射出圧力推定値[Ｐ^ｉ／Ｐｍａｘ]をフィードバック信号として減算器２７に入力したときの実際の射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の制御波形である。図６(ｂ)の高ゲイン観測器３１の算出した射出圧力推定値[Ｐ^ｉ／Ｐｍａｘ]の波形は、図６(ａ)の実際の射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の制御波形とほとんど一致していることが判る。更に図６(ａ)に示す圧力検出センサを用いたときの射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の制御波形と図６(ｃ)に示す圧力検出センサ１０を用いずに高ゲイン観測器３１を用いたときの射出圧力[Ｐｉ／Ｐｍａｘ]の制御波形は、ほとんど同じであることが判る。スクリュ位置[ｘ／ｘｍａｘ]＝０．５５のときに充填工程から保圧工程への切換を行っており、図３での時間ｔ１＝２．６秒である。高ゲイン観測器３１は、射出圧力を時間的遅れなく、高精度に推定できることが判る。したがって、高ゲイン観測器３１が算出した射出圧力推定値は、圧力検出センサ信号の代わりに、充填工程での射出圧力監視及び保圧工程での射出圧力フィードバック信号として使えることが判る。
電動射出成形機の圧力制御装置及び圧力制御方法において、圧力検出センサを使わずに、高ゲイン観測器が出力する射出圧力推定値を射出圧力検知信号として使うことにより、次の4つの不利を回避できる。
（１） 高圧環境下で信頼性の高い圧力センサは高価になる。
（２） 金型内やスクリュノズル部への圧力センサ取付けは、特別な加工を施す必要があり、作業コストが無視できない。
（３） 電動モータから射出スクリュに至る射出軸系に取り付けるロードセルは、組み込むための機械構造を複雑にし、更には射出軸系の機械剛性の低下を招く。
（４） 歪みゲージを検出部に使用するロードセルでは、微弱なアナログ信号に対するノイズ対策が必要になり、また信号アンプのゼロ点調整やスパン調整等にも人手による作業が必要になる（特許文献１３）。
（１） 高圧環境下で信頼性の高い圧力センサは高価になる。
（２） 金型内やスクリュノズル部への圧力センサ取付けは、特別な加工を施す必要があり、作業コストが無視できない。
（３） 電動モータから射出スクリュに至る射出軸系に取り付けるロードセルは、組み込むための機械構造を複雑にし、更には射出軸系の機械剛性の低下を招く。
（４） 歪みゲージを検出部に使用するロードセルでは、微弱なアナログ信号に対するノイズ対策が必要になり、また信号アンプのゼロ点調整やスパン調整等にも人手による作業が必要になる（特許文献１３）。
更に、高ゲイン観測器の出力する射出圧力推定値は、高精度であり、時間的遅れも非常に小さいので、射出圧力の監視信号及び射出圧力制御の射出圧力フィードバック信号として使える。したがって、本発明による高ゲイン観測器による電動射出成形機の圧力制御装置及び圧力制御方法は、十分利用される価値を有すると考えられる。
１ 金型
２ 射出シリンダ
３ サーボモータ
４ 減速機
５ ボールネジ
６ 軸受
７ ナット
８ 可動部
９ スクリュ
１０ 圧力検出センサ
１１ リニアガイド
１２ モータエンコーダ
１３ キャビティ
２０ 射出制御器
２１ 射出速度指令器
２２ 変換器
２３ パルス発生器
２４ パルス列
２５ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
２６ 射出圧力指令器
２７ 減算器
２８ 圧力制御器
２９ デジタル／アナログ（Ｄ／Ａ）変換器
３０ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
３１ 高ゲイン観測器
４０ モータ制御器（サーボアンプ）
４１ カウンタ
４２ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
４３ 比較器
４４ カウンタ
４５ 減算器
４６ 位置制御器
４７ 微分回路
４８ 減算器
４９ 速度制御器
５０ パルス幅変調制御（ＰＷＭ）回路
２ 射出シリンダ
３ サーボモータ
４ 減速機
５ ボールネジ
６ 軸受
７ ナット
８ 可動部
９ スクリュ
１０ 圧力検出センサ
１１ リニアガイド
１２ モータエンコーダ
１３ キャビティ
２０ 射出制御器
２１ 射出速度指令器
２２ 変換器
２３ パルス発生器
２４ パルス列
２５ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
２６ 射出圧力指令器
２７ 減算器
２８ 圧力制御器
２９ デジタル／アナログ（Ｄ／Ａ）変換器
３０ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
３１ 高ゲイン観測器
４０ モータ制御器（サーボアンプ）
４１ カウンタ
４２ アナログ／デジタル（Ａ／Ｄ）変換器
４３ 比較器
４４ カウンタ
４５ 減算器
４６ 位置制御器
４７ 微分回路
４８ 減算器
４９ 速度制御器
５０ パルス幅変調制御（ＰＷＭ）回路
Claims (2)
- 電動射出成形機の圧力制御装置であって、サーボモータの回転は減速機を介してボールネジに伝えられ、前記ボールネジの回転はボールネジ軸上のナットの直線運動に変換され、前記ナットにより駆動される可動部を介してスクリュが前進移動し、前記スクリュの前進により射出シリンダ先端部に貯留された溶融樹脂への加圧と金型内キャビティへの樹脂充填を実現する射出・保圧機構の運動を表現する射出軸系の数式モデルとして、前記スクリュの射出速度変数と射出圧力変数の２変数を状態変数とし前記サーボモータへの制御信号として印加されるモータ電流指令信号或はモータ実電流信号とスクリュ位置の２変数を入力変数とする状態方程式と計測できる状態変数として前記スクリュの射出速度変数を出力変数とする出力方程式からなる連続時間系数式モデルおよび前記スクリュ位置と射出速度の関係を与える時間積分式を採用し、前記時間積分式に対して時間積分近似を適用して導出した時間積分離散演算式および前記連続時間系数式モデルから前進矩形近似を適用して導出した離散演算式を一定時間間隔毎に実行する高ゲイン観測器と、射出圧力を指令するための射出圧力指令を出力する射出圧力指令器と、前記高ゲイン観測器が前記サーボモータの軸に設けたモータエンコーダと微分回路で検出される射出速度信号と前記モータ電流指令信号或は前記モータ実電流信号が入力されて内蔵する前記時間積分離散演算式と前記離散演算式を使用して算出して出力する射出圧力推定値と前記射出圧力指令器が出力する前記射出圧力指令とが入力されて、前記射出圧力指令と前記射出圧力推定値との差を出力する減算器と、前記減算器の出力を入力して、前記射出圧力推定値が前記射出圧力指令に追従するように前記モータ電流指令信号を算出する圧力制御器と、を含む射出制御器と、
前記モータ電流指令信号が入力されるモータ制御器と、
を具備することを特徴とする電動射出成形機の圧力制御装置 - 電動射出成形機の圧力制御方法であって、サーボモータの回転は減速機を介してボールネジに伝えられ、前記ボールネジの回転はボールネジ軸上のナットの直線運動に変換され、前記ナットにより駆動される可動部を介してスクリュが前進移動し、前記スクリュの前進により射出シリンダ先端部に貯留された溶融樹脂への加圧と金型内キャビティへの樹脂充填を実現する射出・保圧機構の運動を表現する射出軸系の数式モデルとして採用した射出速度と射出圧力を状態変数とし、モータ電流指令信号或はモータ実電流信号とスクリュ位置を入力変数とする下記（数８６）の状態方程式（１０６）と射出速度を出力変数とする出力方程式（１０７）およびスクリュ位置と射出速度の関係を与える時間積分式としての下記（数８７）の式（１０９）に対して、前記時間積分式（１０９）に時間積分近似を適用して導出した下記（数８８）の時間積分離散演算式（１１０）および前記状態方程式（１０６）と出力方程式（１０７）から前進矩形近似を適用して導出した下記（数８９）の離散演算式（１１２）および（数９０）の離散演算式（１１４）を一定時間間隔毎に実行する高ゲイン観測器が、前記サーボモータの軸に設けたモータエンコーダおよび微分回路で検出される射出速度信号と前記サーボモータへの制御信号として印加されるモータ電流指令信号或はモータ実電流信号を入力信号として射出圧力推定値ｘ＾３を出力し、減算器が、射出圧力指令器が出力する射出圧力指令と前記射出圧力推定値を入力信号として前記射出圧力指令と前記射出圧力推定値との差を出力し、圧力制御器が、前記減算器の出力を入力信号として前記射出圧力推定値が前記射出圧力指令に追従するように前記モータ電流指令信号を出力し、モータ制御器が、前記モータ電流指令信号を入力信号として、前記サーボモータに前記モータ電流指令信号に相当するモータトルクを発生させて前記射出圧力指令に等しい射出圧力を実現する電動射出成形機の圧力制御方法
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