JP5246269B2 - 減衰力制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、減衰力を制御する減衰力制御装置に関する。本発明は、例えば車両のサスペンション装置の減衰力を制御する減衰力制御装置に適用される。

車両のサスペンション装置は、バネ上部材とバネ下部材との間に介装されたサスペンションスプリングおよびダンパを備える。ダンパは、車両が路面凹凸を乗り越えることなどにより発生するバネ上部材の振動やバネ下部材の振動を減衰する。サスペンションスプリングは上記振動を吸収（緩衝）する。すなわちサスペンション装置は、外部から入力される振動を吸収（緩衝）するとともにその振動を減衰するための減衰力を発生する減衰力発生装置として機能する。
車両の走行状況に応じて減衰力特性を変更することができるダンパが搭載されたサスペンション装置が知られている。このようなダンパは、所定の制御理論に基づいて設計されるフィードバックコントローラから算出される制御入力に基づいてアクチュエータが作動することにより、その減衰力特性が可変制御される。
ダンパの減衰力特性を可変制御するときに、乗り心地が向上するように減衰力の可変分の大きさを計算する制御理論として非線形Ｈ_∞制御理論が良く適用される。例えば、特開２００１−１７３６号公報は、サスペンション装置の運動方程式を表す力学的運動モデルに非線形重みを加えて設計した一般化プラントと、この一般化プラントの状態フィードバックコントローラを有する閉ループ制御系について、非線形Ｈ_∞制御問題を満足するように設計された状態フィードバックコントローラ、すなわち閉ループ制御系のＬ_２ゲインが正定数γ未満となるように設計された状態フィードバックコントローラにより求められる制御入力に基づいて、可変減衰係数を算出する減衰力制御装置を開示している。

一般に、減衰力制御装置は、減衰力制御に係る閉ループ制御系のフィードバックコントローラにより算出される制御入力に基づいてアクチュエータを作動させることにより、減衰力発生装置の減衰力を制御する。この場合、アクチュエータが作動を開始してからその作動が完了するまでには時間がかかる。この作動時間分の遅れによって、フィードバックコントローラから得られる制御入力がアクチュエータの作動完了時に必要とする制御入力ではなくなっている事態が生ずる。このように、アクチュエータの作動の遅れは制御のタイミングにずれを生じさせる。すなわち、アクチュエータの作動遅れは、フィードバックコントローラにより与えられる制御入力に基づいて行われる減衰力制御に対して悪影響を及ぼす。
アクチュエータの応答性を速くすることによりアクチュエータの作動の遅れを小さくすることができる。しかし、応答性を速くすると異音が発生してしまう。つまり、遅れによる悪影響をできるだけ小さくするために単純にアクチュエータの応答性を上げた場合には、別の不具合が発生する。
また、減衰力発生装置の力学的運動モデルにアクチュエータの作動の遅れを考慮した制御モデル（本明細書においてこのようなモデルを「遅れ考慮モデル」と呼ぶ）を用いて閉ループ制御系のフィードバックコントローラを設計することができれば、設計したフィードバックコントローラからアクチュエータの作動の遅れを見越した制御入力、つまり作動の遅れによる制御タイミングのずれが修正された制御入力を得ることができる。したがって、設計したフィードバックコントローラから得られた制御入力に基づいて減衰力を制御することで、遅れによる悪影響が除外された減衰力制御を行うことができる。
しかし、非線形Ｈ_∞制御理論を用いて減衰力を制御するためには、制御モデルが双線形システムでなければならない。制御モデルが双線形システムである場合は、近似的にリカッチ不等式の解を求めることによりフィードバックコントローラを設計することができるのに対し、制御モデルが双線形でない非線形である場合には、ハミルトンヤコビ偏微分不等式の解を求めなければならず、この解を解析的に求めることはほぼ不可能と言われているからである。上記した遅れ考慮モデルは非線形なシステムであり、且つ双線形にもならない。よって、この遅れ考慮モデルは、非線形Ｈ_∞制御理論を適用して減衰力を制御するときに制御モデルとして用いることはできない。このため、アクチュエータの作動遅れを考慮に入れた減衰力制御を行うことができなかった。
本発明は、上記問題に対処するためになされたもので、その目的は、アクチュエータの作動遅れによる制御タイミングのずれ（遅れ）などの悪影響が除外された減衰力制御を行うことができる減衰力制御装置を提供することにある。
本発明の特徴は、アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する減衰力制御装置であり、前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよびこの一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが予め設定される正定数γ未満となるように設計された前記状態フィードバックコントローラＫにより制御入力ｕを算出する制御入力算出手段と、前記制御入力算出手段により算出された制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータの作動を制御する作動制御手段と、を備える減衰力制御装置とすることにある。この場合、前記制御入力ｕは可変減衰係数Ｃ_ｖであるのがよい。この可変減衰係数Ｃ_ｖは、制御により変動する可変分の減衰係数であり、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対する減衰力の可変分の大きさの変化勾配により表される。
本発明によれば、一般化プラントの設計に用いられる遅れ近似モデルＭは、減衰力発生装置の力学的運動モデルにアクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよびこの遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルである。つまり、遅れ近似モデルＭは、減衰力発生装置の力学的運動モデルを表すブロック線図にアクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよびこの遅れを打ち消す遅れ要素補償Ｒ^＊を加えたブロック線図により表される制御モデルである。この遅れ近似モデルＭは双線形システムとなるように構成されているので、遅れ近似モデルＭを用いて設計した一般化プラントＧも双線形システムとなる。よって、リカッチ不等式を解くことによって閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが所定の正定数γ未満となる状態フィードバックコントローラＫを設計することができる。
また、遅れ近似モデルＭは、減衰力発生装置の力学的運動モデルにアクチュエータの遅れを考慮した制御モデルである遅れ考慮モデルに近似している。したがって、遅れ近似モデルＭを用いて設計された閉ループ制御系Ｓの状態フィードバックコントローラＫによって与えられる制御入力ｕは、アクチュエータの作動の遅れが考慮された制御入力となる。つまり制御入力ｕは、アクチュエータの作動の遅れによる制御タイミングのずれ（遅れ）が修正された制御入力として算出される。よって、このように算出された制御入力ｕに基づいてアクチュエータを作動させることにより、アクチュエータは自身の遅れを無くすように作動する。これによりアクチュエータの作動遅れによる制御タイミングのずれが修正される。つまり、本発明の減衰力制御装置によれば、アクチュエータの作動の遅れによる制御タイミングのずれなどによる悪影響が除外された減衰力制御を行うことができる。
上記遅れ補償要素Ｒ^＊は、アクチュエータの作動遅れを打ち消す要素である。「アクチュエータの作動遅れを打ち消す」とは、アクチュエータの作動遅れを表す遅れ要素Ｒと掛け合わされた場合に遅れ要素Ｒが作用しなくなるということである。具体的には、例えば遅れ要素Ｒがある伝達関数により表されたときに、遅れ補償要素Ｒ^＊は、遅れ要素Ｒを表す伝達関数と掛け合わせられた場合に出力が１となるような伝達関数により表される。
また、上記双線形システムとは、一般化プラントあるいは制御モデルを状態空間表現したときに、状態量に係る行列が定数行列であり、制御入力に係る行列が状態量の関数により表される制御系をいう。
また、「遅れ考慮モデルに近似するように設計された制御モデル」とは、モデルの構成に遅れ考慮モデルとは異なった部分が存在するものの、遅れ考慮モデルと等価な制御モデル、あるいは等価とみなすことができるように設計された制御モデルをいう。例えば、減衰力制御装置により制御すべき減衰力の可変分の大きさを表す可変減衰力Ｆ_ｖを制御入力や状態量により表現したときに、遅れ考慮モデルにて表現される減衰力と同じ表現形式で減衰力が表される制御モデルは、遅れ考慮モデルに近似するように設計された制御モデルである。この場合、遅れ近似モデルは、常に遅れ考慮モデルに近似するものでなくてもよく、所定の条件が満たされる場合に遅れ考慮モデルに近似するものであってもよい。
また、前記遅れ近似モデルＭは、前記速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力が前記制御入力ｕと積算され、その積算結果に前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されているとよい。つまり、遅れ近似モデルＭをブロック線図により表したときに、速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを表す部分に遅れ補償要素Ｒ^＊が作用しており、その出力が制御入力ｕに掛け合わされている。そして、その積算結果に遅れ要素Ｒが作用している。このように遅れ近似モデルＭを設計することにより、遅れ近似モデルＭを双線形システムとするができる。
また、このように遅れ近似モデルＭを設計することにより、速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔまたは制御入力ｕが一定であるという条件の下で、遅れ近似モデルＭにて表される可変減衰力Ｆ_ｖの表現形式と遅れ考慮モデルにて表される可変減衰力Ｆ_ｖの表現形式が一致する。したがって、速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量Δｖまたは制御量ｕの変化量Δｕが予め設定された微少量以下であるときに、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルと等価な制御モデル、あるいは等価とみなすことができる制御モデルとなる。つまり、遅れ近似モデルが遅れ考慮モデルに近似した制御モデルとなる。
よって、速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量Δｖおよび制御入力ｕの変化量Δｕが予め設定された微小量以下である場合に、双線形な遅れ近似モデルＭを基に設計した一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫにより算出される制御入力ｕに基づいてアクチュエータを作動させて減衰力を制御することにより、アクチュエータの作動遅れによる制御タイミングのずれなどの悪影響が十分に除外された最適な減衰力制御を行うことができる。なお、このとき一般化プラントＧは、その状態量ｘが速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔおよび可変減衰力Ｆ_ｖを含み、制御入力ｕは可変減衰係数Ｃ_ｖであるのがよい。
速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量Δｖおよび制御入力ｕの変化量Δｕは、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似する範囲で設計者が任意に設定することができる。これらの変化量の具体的な範囲は扱う制御モデルや遅れの大きさによって異なるため一概に決定することはできないが、例えば速度の変化量の絶対値｜Δｖ｜の上限が０．０５〜０．５ｍ／ｓであるときに本発明を適用することができる。また制御入力ｕの変化量Δｕの絶対値｜Δｕ｜の上限が１００〜４００Ｎ・Ｓ／ｍであるときに本発明を適用することができる。勿論、遅れ近似モデルが遅れ考慮モデルに十分近似した制御モデルとなる限りにおいては、速度または制御入力の変化量が上記の範囲ではなくてもよい。
また、前記遅れ要素Ｒは、一次遅れ要素として下記式（ｅｑ．１）により表され、前記遅れ補償要素Ｒ^＊は、下記式（ｅｑ．２）により表されるものであってもよい。

（τは時定数、ｓはラプラス演算子）
これによれば、アクチュエータの一次遅れによる制御タイミングのずれが修正されるように算出された制御入力に基づき減衰力が制御される。
また、前記減衰力発生装置は、車両のバネ上部材とバネ下部材との間に介装されて、バネ下部材に対するバネ上部材の振動を減衰するダンパと、前記振動を吸収する弾性部材を備えるサスペンション装置であり、前記減衰力制御装置は、前記状態フィードバックコントローラＫにより算出される制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータを作動させて前記ダンパの減衰力特性を可変制御することによって、バネ上部材の振動を抑制するように、前記減衰力発生装置の減衰力を制御するものであるのがよい。この場合、前記遅れ近似モデルＭの状態空間表現が、下記式（ｅｑ．３）により表されるものであるのがよい。

ここで、

Ｋ_ｓは弾性部材（例えばバネ）の弾性係数（バネ定数）、
Ｍはバネ上部材の質量、Ｃ_ｓは線形減衰係数、τは時定数である。
これによれば、サスペンション装置に本発明の減衰力制御装置を適用し、アクチュエータの作動遅れによる制御タイミングのずれが修正された制御入力に基づき減衰力制御を行うことで、車両の乗り心地を向上させることができる。
また、本発明の他の特徴は、アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する減衰力制御方法であって、その減衰力制御方法を、前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよびこの一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが予め設定された正定数γ未満となるように、前記状態フィードバックコントローラＫを設計するステップと、設計した前記状態フィードバックコントローラＫにより制御入力ｕを算出するステップと、算出した制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータを作動させるステップと、を含むものとしたことである。
この場合、前記制御入力ｕは、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対する減衰力の可変分の大きさの変化勾配を表す可変減衰係数Ｃ_ｖであるのがよい。また、前記遅れ近似モデルＭは、前記速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力が前記制御入力ｕと積算され、その積算結果に前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されているとよい。また、前記遅れ近似モデルＭは、前記速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量または前記制御入力ｕの変化量が予め設定された微小量以下である場合に、前記遅れ考慮モデルに近似するように設計されているものであるのがよい。
このような方法の発明においても、上述の減衰力制御装置の発明と同様の作用効果を得ることができる。

図１は、本発明の一実施形態に係る車両のサスペンション制御装置の全体概略図である。
図２は、マイクロコンピュータが非線形Ｈ_∞制御部にて実行する可変減衰係数計算処理の流れを示すフローチャートである。
図３は、マイクロコンピュータが要求減衰力決定部にて実行する要求減衰力決定処理の流れを示すフローチャートである。
図４は、マイクロコンピュータが要求段数決定部にて実行する要求段数決定処理の流れを示すフローチャートである。
図５は、一般化プラントＧの状態量をフィードバックした閉ループ制御系Ｓのブロック線図である。
図６は、本実施形態に係るサスペンション装置の単輪モデルを表す図である。
図７は、サスペンション装置の力学的運動モデルを表すブロック線図である。
図８は、サスペンション装置の力学的運動モデルにアクチュエータの一次遅れを考慮して設計した制御モデルである遅れ考慮モデルを表すブロック線図である。
図９は、本実施形態の制御モデルである遅れ近似モデルのブロック線図である。
図１０は、本実施形態の遅れ近似モデルを用いた一般化プラントＧおよび一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫよりなる閉ループ制御系Ｓのブロック線図である。
図１１は、遅れ要素および遅れ補償要素の作用箇所を明確に表した閉ループ制御系Ｓのブロック線図である。

以下、本発明の減衰力制御装置を車両のサスペンション装置に適用した一実施形態について図面を用いて説明する。
［サスペンション制御装置の構造］
図１は、本実施形態の車両のサスペンション制御装置の全体概略図である。このサスペンション制御装置は、サスペンション装置１と電気制御装置５を備えている。
サスペンション装置１は本発明の減衰力発生装置に相当するものであり、サスペンションスプリング１０とダンパ２０を備えている。サスペンションスプリング１０およびダンパ２０は、車両のバネ上部材ＨＡとバネ下部材ＬＡとの間に介装されており、一端（下端）がバネ下部材ＬＡに接続され、他端（上端）がバネ上部材ＨＡに接続されている。サスペンションスプリング１０は本発明の弾性部材に相当し、バネ下部材ＬＡおよびバネ上部材ＨＡの振動を吸収（緩衝）する。ダンパ２０はサスペンションスプリング１０と並行に配置されており、バネ下部材ＬＡに対するバネ上部材ＨＡの振動を減衰する。なお、車輪に連結されたナックルや、一端がナックルに連結されたロアアーム等がバネ下部材ＬＡに相当する。バネ上部材ＨＡは、サスペンションスプリング１０およびダンパ２０に支持される部材であり、車体もバネ上部材ＨＡに含まれる。
ダンパ２０は、シリンダ２１と、ピストン２２と、ピストンロッド２３を備える。シリンダ２１は内部にオイルなどの粘性流体が封入された中空の部材であり、その下端がバネ下部材ＬＡであるロアアームに連結されている。ピストン２２はシリンダ２１内に配設され、シリンダ２１の内部を軸方向に移動可能に構成されている。ピストンロッド２３は棒状の部材であって、その一端がピストン２２に接続され、その接続端からシリンダ２１の軸方向上方に延設されてシリンダ２１の上端から外部に突き出ている。そして、他端がバネ上部材ＨＡである車体に連結している。
図に示されるように、シリンダ２１の内部に配設されたピストン２２によって、シリンダ２１内に上部室２１ａと下部室２１ｂが区画形成されている。また、ピストン２２には連通路２２ｃが形成されている。この連通路２２ｃは、上部室２１ａに面している上面２２ａと下部室２１ｂに面している下面２２ｂとに開口し、上部室２１ａと下部室２１ｂとを連通している。
上記構造のダンパ２０において、車両が路面凹凸などを乗り越えることにより発生するバネ下部材ＬＡの振動がサスペンションスプリング１０およびダンパ２０を介してバネ上部材ＨＡに伝達されることにより、バネ上部材ＨＡがバネ下部材ＬＡに対して上下に振動した場合に、ピストンロッド２３を介してバネ上部材ＨＡに連結したピストン２２がバネ下部材ＬＡに連結したシリンダ２１内を軸方向に相対変位する。この相対変位に伴い連通路２２ｃ内を粘性流体が流通する。この流通時に発生する粘性抵抗が上下振動に対する減衰力となって、バネ下部材ＬＡ（シリンダ２１側）に対するバネ上部材ＨＡ（ピストン２２側）の振動が減衰する。なお、減衰力の大きさは、シリンダ２１に対するピストン２２の振動速度（この速度は後述するバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔである）が大きくなる程大きくなる。
また、サスペンション装置１には、可変絞り機構３０が取付けられている。可変絞り機構３０は、バルブ３１およびアクチュエータ３２を有する。バルブ３１はピストン２２に形成された連通路２２ｃに設けられている。バルブ３１は、作動することによって、連通路２２ｃの少なくとも一部の流路断面積の大きさや連通路２２ｃの接続本数を変化させる。すなわち連通路２２ｃの開度ＯＰを変化させる。バルブ３１は、例えば連通路２２ｃ内に組み込まれたロータリーバルブにより構成することができる。ロータリーバルブの回転角を変化させて連通路２２ｃの接続本数や流路断面積を変更させることにより、開度ＯＰを変化させることができる。アクチュエータ３２はバルブ３１に接続されている。このアクチュエータ３２の作動に連動してバルブ３１も作動する。アクチュエータ３２は、例えばバルブ３１が上記のようにロータリーバルブである場合に、このロータリーバルブを回転させるためのモータにより構成することができる。
アクチュエータ３２の作動に連動したバルブ３１の作動によって開度ＯＰが変更された場合、連通路２２ｃ内を粘性流体が流通するときの抵抗の大きさも変更される。この抵抗力は上述したように振動に対する減衰力である。したがって、開度ＯＰが変更されれば、ダンパ２０の減衰力特性も変更される。なお、減衰力特性は、シリンダ２１に対するピストン２２の速度（すなわち後述するバネ上−バネ下相対速度）に対する減衰力の大きさの変化特性であり、減衰力が速度に比例する場合はこの減衰力特性は減衰係数により表される。
また、本実施形態においては、開度ＯＰは段階的に設定される。このため開度ＯＰの変更に伴いダンパ２０の減衰力特性も段階的に変化していく。減衰力特性は、設定される開度ＯＰの設定段数により表される。すなわち各減衰力特性は、開度ＯＰの設定段数に習って、１段、２段、・・・、というように段数表示される。この場合、例えば段数を表す数字が大きくなるほど、ピストン２２の速度（バネ上−バネ下相対速度）に対する減衰力が大きくなるように、減衰力特性を表す各段数を設定することができる。減衰力特性を表す設定段数は、上述のように可変絞り機構３０の作動により変更される。すなわち可変絞り機構３０は、減衰力特性を変更する減衰力特性変更手段である。
次に、電気制御装置５について説明する。電気制御装置５は、バネ上加速度センサ５１と、バネ下加速度センサ５２と、ストロークセンサ５３と、マイクロコンピュータ６０を備える。バネ上加速度センサ５１は車体に組み付けられていて、絶対空間に対するバネ上部材ＨＡの上下方向の加速度であるバネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２を検出し、検出したバネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２に応じた信号を出力する。バネ下加速度センサ５２はバネ下部材ＬＡに固定され、絶対空間に対するバネ下部材ＬＡの上下方向の加速度であるバネ下加速度ｄ^２ｒ／ｄｔ^２を検出し、検出したバネ下加速度ｄ^２ｒ／ｄｔ^２に応じた信号を出力する。ストロークセンサ５３は、バネ上部材ＨＡとバネ下部材ＬＡとの間に配設されており、バネ上部材ＨＡの基準位置からの上下方向の変位量であるバネ上変位量ｙとバネ下部材ＬＡの基準位置からの上下方向の変位量であるバネ下変位量ｒとの差であるバネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙを検出し、検出したバネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙに応じた信号を出力する。なお、本実施形態においては、バネ下部材ＬＡの上下変位は路面の上下変位に等しいものとしている。よって、バネ下変位量ｒは路面変位量でもある。
なお、バネ上加速度センサ５１およびバネ下加速度センサ５２は、上方向に向かう加速度を正の加速度として検出し、下方向に向かう加速度を負の加速度として検出する。また、ストロークセンサ５３は、正のバネ上変位量がバネ上部材ＨＡの基準位置から上方向への変位量、負のバネ上変位量がバネ上部材ＨＡの基準位置から下方向への変位量であり、正のバネ下変位量がバネ下部材ＬＡの基準位置から上方向への変位量、負のバネ下変位量がバネ下部材ＬＡの基準位置から下方向への変位量である場合における、相対変位量を検出する。
マイクロコンピュータ６０は、バネ上加速度センサ５１、バネ下加速度センサ５２、ストロークセンサ５３に電気的に接続されており、各センサから出力された信号に基づいて、減衰力特性の制御目標段数を表す要求段数Ｄ_ｒｅｑを決定する。そして、決定した要求段数Ｄ_ｒｅｑに応じた指令信号をアクチュエータ３２に出力する。アクチュエータ３２は上記指令信号に基づいて作動する。これによりバルブ３１も作動する。このようにマイクロコンピュータ６０が可変絞り機構３０を制御してダンパ２０の減衰力特性を可変制御することにより、サスペンション装置１の減衰力が制御される。すなわち、マイクロコンピュータ６０が、本発明の減衰力制御装置に相当する。
また、マイクロコンピュータ６０は、図１からわかるように非線形Ｈ_∞制御部６１、要求減衰力決定部６２および要求段数決定部６３を備える。非線形Ｈ_∞制御部６１は、各センサ５１，５２，５３から信号を入力し、非線形Ｈ_∞制御理論に基づいて、制御すべき可変分の減衰係数である可変減衰係数Ｃ_ｖを計算する。そして、計算した可変減衰係数Ｃ_ｖを出力する。要求減衰力決定部６２は、可変減衰係数Ｃ_ｖを入力するとともに、入力した可変減衰係数Ｃ_ｖと予め設定されている線形減衰係数Ｃ_ｓとの和により求められる要求減衰係数Ｃ_ｒｅｑに基づいて、制御に必要な減衰力である要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを計算する。そして、計算した要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを出力する。要求段数決定部６３は要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを入力し、入力した要求減衰力Ｆ_ｒｅｑに基づいて、減衰力特性の制御目標段数である要求段数Ｄ_ｒｅｑを決定する。そして、決定した要求段数Ｄ_ｒｅｑに対応する信号を指示信号としてアクチュエータ３２に出力する。
［サスペンション装置の減衰力制御］
上記のように構成された本実施形態のサスペンション制御装置において、車両のイグニッションキーが操作されることによりイグニッションがＯＮ状態になると、マイクロコンピュータ６０は、非線形Ｈ_∞制御部６１にて可変減衰係数計算処理を、要求減衰力決定部６２にて要求減衰力決定処理を、要求段数決定部６３にて要求段数決定処理を、それぞれ所定の短時間ごとに繰り返し実行する。
図２は、マイクロコンピュータ６０が非線形Ｈ_∞制御部６１にて実行する可変減衰係数計算処理の流れを示すフローチャートである。マイクロコンピュータ６０は、図２のステップ１００（以下、ステップ番号をＳと略記する）にてこの処理を開始し、次のＳ１０２にてバネ上加速度センサ５１からバネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２を、バネ下加速度センサ５２からバネ下加速度ｄ^２ｒ／ｄｔ^２を、ストロークセンサ５３からバネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙを入力する。次に、Ｓ１０４にて、入力したバネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２およびバネ下加速度ｄ^２ｒ／ｄｔ^２をそれぞれ時間積分してバネ上部材ＨＡの上下方向の速度であるバネ上速度ｄｙ／ｄｔおよびバネ下部材ＬＡの上下方向の速度であるバネ下速度ｄｒ／ｄｔを計算し、さらに入力したバネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙを時間微分して、バネ上速度ｄｙ／ｄｔとバネ下速度ｄｒ／ｄｔとの差であるバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを計算する。ここで、バネ上速度ｄｙ／ｄｔおよびバネ下速度ｄｒ／ｄｔは、上方向に向かう速度であるときに正の速度として計算され、下方向に向かう速度であるときに負の速度として計算される。また、相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔは、バネ上部材ＨＡとバネ下部材ＬＡとの間隔を狭める方向に向かう速度、つまりダンパ２０が圧縮する側に向かう速度であるときに正の速度として計算され、上記間隔を広げる方向に向かう速度、つまりダンパ２０が伸びる側に向かう速度であるときに負の速度として計算される。なお、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔは、外部からサスペンション装置１に入力される振動の速度を表し、この速度は上述したピストン２２のシリンダ２１に対する速度に等しい。
次いで、マイクロコンピュータ６０は、Ｓ１０６にて、非線形Ｈ_∞制御理論に基づいて可変減衰係数Ｃ_ｖを算出する。可変減衰係数Ｃ_ｖは、減衰力が制御されることによって変動する可変分の減衰係数を表す。この場合、詳細は後述するが、可変減衰係数Ｃ_ｖは、一般化プラントＧおよび状態フィードバックコントローラＫからなる閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが正定数γ未満となるように設計された状態フィードバックコントローラＫにより、制御入力ｕとして算出される。すなわち、このＳ１０６の処理を有する非線形Ｈ_∞制御部６１が、本発明の制御入力算出手段に相当する。マイクロコンピュータ６０はＳ１０６にて可変減衰係数Ｃ_ｖを算出した後は、Ｓ１０８にて可変減衰係数Ｃ_ｖを出力する。その後、Ｓ１１０に進んでこの処理を終了する。
図３は、マイクロコンピュータ６０が要求減衰力決定部６２にて実行する要求減衰力決定処理の流れを示すフローチャートである。マイクロコンピュータ６０は図３のＳ２００にてこの処理を開始し、次のＳ２０２にて、可変減衰係数Ｃ_ｖを入力する。次いで、Ｓ２０４にて要求減衰係数Ｃ_ｒｅｑを計算する。要求減衰係数Ｃ_ｒｅｑは、可変減衰係数Ｃ_ｖに、予め設定されている線形減衰係数Ｃ_ｓを加算することにより求められる。この線形減衰係数Ｃ_ｓは、減衰力が制御されることによっては変動しない固定分（線形分）の減衰係数を表す。続いてマイクロコンピュータ６０は、Ｓ２０６にて要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを計算する。要求減衰力Ｆ_ｒｅｑは、計算した要求減衰係数Ｃ_ｒｅｑにバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを乗ずることにより求められる。次いで、マイクロコンピュータ６０は、Ｓ２０８にて求めた要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを出力し、その後Ｓ２１０に進んでこの処理を終了する。
図４は、マイクロコンピュータ６０が要求段数決定部６３にて実行する要求段数決定処理の流れを示すフローチャートである。マイクロコンピュータ６０は図４のＳ３００にてこの処理を開始し、次のＳ３０２にて要求減衰力Ｆ_ｒｅｑを入力する。次いで、Ｓ３０４にて要求段数Ｄ_ｒｅｑを決定する。なお、マイクロコンピュータ６０は、複数のバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対して減衰力特性の設定段数ごとにダンパ２０が発生し得る減衰力の大きさを記憶した減衰力特性テーブルを有している。そして、Ｓ３０４において、減衰力特性テーブルを参照して要求段数Ｄ_ｒｅｑを決定する。具体的には、マイクロコンピュータ６０は、Ｓ３０４にて、減衰力特性テーブルに記憶されている減衰力の中から、入力されている相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対応する減衰力を段数ごとに選択する。そして、選択した減衰力のうち、Ｓ３０２にて入力した要求減衰力Ｆ_ｒｅｑに最も近い減衰力についての段数を、要求段数Ｄ_ｒｅｑとして決定する。
Ｓ３０４にて要求段数Ｄ_ｒｅｑを決定した後は、マイクロコンピュータ６０はＳ３０６に進み、要求段数Ｄ_ｒｅｑに応じた指令信号をアクチュエータ３２に出力する。指令信号を受けたアクチュエータ３２は、その指令信号に基づいて作動する。これによりバルブ３１が作動し、ダンパ２０の減衰力特性の設定段数が要求段数Ｄ_ｒｅｑとなるように、可変絞り機構３０が制御される。その後Ｓ３０８に進んでこの処理を終了する。
以上のようにして可変絞り機構３０を制御することにより、ダンパ２０の減衰力特性が可変制御される。これによりサスペンション装置１の減衰力が制御される。なお、要求減衰力決定部６２および要求段数決定部６３が、制御入力ｕとして算出された可変減衰係数Ｃ_ｖに基づいてアクチュエータ３２の作動を制御する作動制御手段に相当する。
［可変減衰係数Ｃ_ｖの制御理論］
可変減衰係数Ｃ_ｖは、可変減衰係数計算処理のＳ１０６にて算出される。可変減衰係数Ｃ_ｖは、制御により変動する可変分の減衰係数を表す。つまり、可変減衰係数Ｃ_ｖは、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対する可変分の減衰力（可変減衰力Ｆ_ｖ）の大きさの変化勾配を表し、この可変減衰係数Ｃ_ｖとバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔとの積が可変減衰力Ｆ_ｖに相当する。車両の乗り心地の善し悪しは、車両の走行状況に応じていかにして理想的な可変減衰係数Ｃ_ｖを算出し、それに基づいて減衰力を制御するかにより決定付けられる。本実施形態においては、可変減衰係数Ｃ_ｖは、非線形Ｈ_∞制御理論に基づいて算出される。非線形Ｈ_∞制御理論を用いた可変減衰係数Ｃ_ｖの算出手法について、以下に説明する。
１．非線形Ｈ_∞制御理論
まず、非線形Ｈ_∞制御理論について説明する。
１−１．状態空間表現
図５は、一般化プラントＧの状態量ｘを状態フィードバックコントローラＫによりフィードバックした閉ループ制御系Ｓのブロック線図である。この閉ループ制御系Ｓにおいて、外乱はｗ、評価出力はｚ、制御入力はｕ、状態量はｘにより表されている。一般化プラントＧの状態空間表現は、外乱ｗ、評価出力ｚ、制御入力ｕおよび状態量ｘを用いて下記式（ｅｑ．４）のように表すことができる。

特に特殊なケースとして、状態空間表現が下記式（ｅｑ．５）に示す形式により表される場合、その一般化プラントＧにより表される制御システムは双線形システムであるという。

１−２．非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御問題
非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御問題、すなわち非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御における制御目的は、閉ループ制御系Ｓの外乱ｗが評価出力ｚにだけできるだけ現れないような状態フィードバックコントローラＫを設計することである。この問題は、閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲイン（‖Ｓ‖_Ｌ２）がある与えられた正定数γ未満となるように、すなわち下記式（ｅｑ．６）を満たすように、状態フィードバックコントローラＫ（＝ｕ＝Ｋ（ｘ））を設計することと等しい。

１−３．非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御問題の解
非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御問題が可解であるための必要十分条件は、式（ｅｑ．７）に示すハミルトンヤコビ偏微分不等式を満たす正定関数Ｖ（ｘ）および正定数εが存在することである。

このとき状態フィードバックコントローラＫ（＝ｕ＝Ｋ（ｘ））の一つは下記式（ｅｑ．８）により与えられる。

ハミルトンヤコビ偏微分不等式を解析的に解くことはほぼ不可能といわれている。したがって、制御入力ｕを解析的に導くことはできない。しかし、制御モデルが双線形システムである場合には、下記式（ｅｑ．９）に示すリカッチ不等式を満たす正定対称行列Ｐが存在することが、非線形Ｈ_∞状態フィードバック制御問題が可解であることの必要十分条件であることが知られている。このリカッチ不等式は、解析的に解くことができる。

このとき状態フィードバックコントローラＫ（＝ｕ＝Ｋ（ｘ））の一つは下記式（ｅｑ．１０）により与えられる。

式（ｅｑ．９）および式（ｅｑ．１０）において、Ｃ_１１は、評価出力に掛る周波数重みの状態空間表現における、出力方程式中の状態量に掛る行列であり、Ｃ_１２は、制御入力に掛る周波数重みの状態空間表現における、出力方程式中の状態量に掛る行列である。Ｄ_１２２は、評価出力に掛る周波数重みの状態空間表現における、出力方程式中の制御入力に掛る行列である。また、ｍ（ｘ）は、周波数重みに掛けられる非線形重みの制約条件に影響する任意の正定スカラー値関数であり、非線形重みが重みとして作用しない場合には、ｍ（ｘ）＝０とすることができる。したがって、一般化プラントＧで表される制御モデルが双線形システムである場合には、リカッチ不等式を解くことにより状態フィードバックコントローラＫを設計することができる。そして、設計した状態フィードバックコントローラＫから制御入力ｕを求めることができる。
２．サスペンション装置の運動モデルの設計
２−１．サスペンション装置の運動方程式の導出
図６は、サスペンション装置１の単輪モデルを表す。図において、Ｍはバネ上部材ＨＡの質量、Ｋ_ｓはサスペンションスプリング１０のバネ定数（弾性定数）、Ｃ_ｓはダンパ２０の線形減衰係数、Ｃ_ｖはダンパ２０の可変減衰係数、ｙはバネ上部材ＨＡの上下変位量（バネ上変位量）、ｒはバネ下部材ＬＡの上下変位量（バネ下変位量）である。なお、この単輪モデルにおいてはバネ下部材ＬＡの上下変位と路面の上下変位とは等しいものと仮定している。したがって、バネ下変位量ｒは路面変位量でもある。
図６に示す単輪モデルで表されるサスペンション装置１の運動方程式は、下記式（ｅｑ．１１）により表される。

ここで、

２−２．力学的運動モデルの設計
図７は、サスペンション装置１の力学的運動モデルを表すブロック線図である。このブロック線図は、式（ｅｑ．１１）に示される運動方程式を表している。図中、符号Ｐで示される点は積算点であり、入力同士の時間領域における積を表す。
この運動モデルにおいて、制御入力ｕが可変減衰係数Ｃ_ｖ、外乱ｗがバネ下速度ｄｒ／ｄｔに設定されている。また、加算点Ｑ１にて、外乱ｗであるバネ下速度ｄｒ／ｄｔからバネ上速度ｄｙ／ｄｔが減算されている。減算結果であるバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが制御入力ｕである可変減衰係数Ｃ_ｖと積算点Ｐにて乗算されている。乗算結果である可変減衰力Ｆ_ｖに、加算点Ｑ２にて線形減衰力Ｆ_ｓ（＝Ｃ_ｓ（ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔ））が、加算点Ｑ３にてサスペンションスプリング１０による弾性力Ｆ_ｋ（＝Ｋ_ｓ（ｒ−ｙ））がそれぞれ加算され、さらに質量Ｍの逆数が掛け合わされることにより、バネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２が表されている。この関係は、式（ｅｑ．１１）に示される運動方程式から導かれる。また、上記のように表されたバネ上加速度ｄ^２ｙ／ｄｔ^２を時間積分することによりバネ上速度ｄｙ／ｄｔが表されている。このバネ上速度ｄｙ／ｄｔが上記したようにバネ下速度ｄｒ／ｄｔから減算されることにより、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが表されている。
このブロック線図において、バネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙおよびバネ上速度ｄｙ／ｄｔを状態量ｘ_ｐに設定した場合、状態空間表現は下記式（ｅｑ．１２）により表される。

式（ｅｑ．１２）は、下記式（ｅｑ．１３）のように表すことができる。

ここで、

式（ｅｑ．１３）により表される制御モデルは双線形システムである。したがって、リカッチ不等式を解くことにより制御入力ｕすなわち可変減衰係数Ｃ_ｖを求めることができる。
３．遅れ考慮モデルの設計
ところで、アクチュエータ３２を作動させることによりサスペンション装置１の減衰力を制御する場合、アクチュエータ３２の作動の遅れによる制御タイミングのずれが発生する。図７の運動モデルはこのアクチュエータの遅れが考慮されていない。このため、上記式（ｅｑ．１２）に基づいて制御入力ｕ（可変減衰係数Ｃ_ｖ）を算出し、算出した制御入力ｕに基づいて減衰力を制御しても、アクチュエータ３２の作動の遅れの分だけ制御タイミングがずれるので、適切な減衰力制御を行うことができない。したがって、この遅れによる制御タイミングのずれを考慮した制御系の設計が要求される。
図８は、サスペンション装置１の力学的運動モデルにアクチュエータ３２の一次遅れを考慮して設計した制御モデルである遅れ考慮モデルを表すブロック線図である。図において、符号Ｒにより表されたブロック（１／（τｓ＋１））が、アクチュエータ３２の一次遅れを表す遅れ要素である。この遅れ要素Ｒが制御入力ｕに作用するように、遅れ考慮モデルが設計されている。この遅れ考慮モデルを用いた閉ループ制御系の状態フィードバックコントローラが設計できれば、その状態フィードバックコントローラから与えられた制御入力ｕはアクチュエータ３２の遅れが考慮された制御入力ということになる。よって、遅れが考慮された制御入力ｕに基づいてアクチュエータ３２を作動させてサスペンション装置１の減衰力を制御することにより、遅れによる制御タイミングのずれを修正することができる。
この場合、可変減衰係数Ｃ_ｖと制御入力ｕとの関係は、一次遅れを考慮して下記式（ｅｑ．１４）のように表される。

式（ｅｑ．１４）において、ｓはラプラス演算子、τは時定数である。式（ｅｑ．１４）を状態空間表現に書き直すと、式（ｅｑ．１５）が得られる。

バネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙ、バネ上速度ｄｙ／ｄｔおよびｘ_τ（＝可変減衰係数Ｃ_ｖ）が状態量に設定された場合、図８に示される遅れ考慮モデルの状態空間表現は、式（ｅｑ．１２）に式（ｅｑ．１５）を組み込むことにより、下記式（ｅｑ．１６）のように表される。

上記式（ｅｑ．１６）の右辺第１項の状態量に掛かる行列には、下線で示したように状態量に関連する成分が含まれる。よって、この式（ｅｑ．１６）は、状態量の積を伴う非線形システムである。つまり、式（ｅｑ．１６）は、下記式（ｅｑ．１７）のように書き表される。

状態空間表現が式（ｅｑ．１７）により表される遅れ考慮モデルは双線形システムではない。したがって、リカッチ不等式を適用することができない。このため閉ループ制御系のフィードバックコントローラを設計することができず、制御入力ｕを求めることができない。
４．遅れ近似モデルＭの設計（本発明）
本実施形態においては、図９に示されるブロック線図により表される制御モデルである遅れ近似モデルＭが提案される。遅れ近似モデルＭは、サスペンション装置１の力学的運動モデルに、遅れ要素Ｒ及び遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルである。遅れ補償要素Ｒ^＊は、遅れ要素Ｒによって表されるアクチュエータ３２の一次遅れを打ち消すような要素として予め設定される。例えば、遅れ要素Ｒが一次遅れとして式（ｅｑ．１８）のように表される場合、遅れ補償要素Ｒ^＊は、式（ｅｑ．１９）のように表される。

ここで、τは時定数、ｓはラプラス演算子
つまり、遅れ要素Ｒと遅れ補償要素Ｒ^＊は、両者が直接掛け合わされた場合、その出力が１になる関係にある。
また、図９からわかるように、遅れ補償要素Ｒ^＊は、外部から入力される振動の速度であるバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに作用している。その出力をＡとすると、出力Ａと制御入力ｕが掛け合わされている。その積Ａｕに遅れ要素Ｒが作用している。その出力が減衰力の可変分を表す可変減衰力Ｆ_ｖとされる。遅れ近似モデルＭは上記の関係が成立するように設計されている。
図９に示される遅れ近似モデルＭは双線形システムである。これは、以下のように証明される。
まず、式（ｅｑ．１２）により表される単輪モデルの運動方程式の状態空間表現を、下記式（ｅｑ．２０）のように書き換える。

また、図９中に示される出力Ａは下記式（ｅｑ．２１）のように表される。

可変減衰力Ｆ_ｖは、下記式（ｅｑ．２２）のように表される。

式（ｅｑ．２２）の状態空間表現は、式（ｅｑ．２３）のように表される。

式（ｅｑ．２３）の関係を式（ｅｑ．２０）の状態空間表現に組み込むと、遅れ近似モデルＭの状態空間表現として下記式（ｅｑ．２４）が成立する。

ここで、

Ｋ_ｓは弾性部材（例えばバネ）の弾性係数（バネ定数）、
Ｍはバネ上部材の質量、Ｃ_ｓは線形減衰係数、τは時定数である。
式（ｅｑ．２４）は、下記式（ｅｑ．２５）のように表すことができる。

ここで、

式（ｅｑ．２５）からわかるように、遅れ近似モデルＭは双線形システムとなる。
５．遅れ近似モデルＭと遅れ考慮モデルとの比較
図９の遅れ近似モデルＭと図８の遅れ考慮モデルとを、以下の条件Ａ，Ｂの下で比較する。
条件Ａ．バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定（＝α）の場合
条件Ｂ．制御入力ｕが一定（＝β）の場合
Ａ．バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定（＝α）の場合
この場合、ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔ＝ｖとすると、ｖ＝αである。したがって、図８に示される遅れ考慮モデルにおいて、可変減衰力Ｆ_ｖは下記式（ｅｑ．２６）のように表される。

式（ｅｑ．２６）からわかるように、可変減衰力Ｆ_ｖは一次遅れ（１／（τｓ＋１））の影響を受けている。したがって、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定（＝α）である場合、可変減衰力Ｆ_ｖの応答は制御入力ｕに対して遅れる。
一方、図９に示される本実施形態の遅れ近似モデルＭにおいて、相対速度ｖのラプラス変換Ｌ（ｖ）をステップ応答（＝α／ｓ）で表すことによって、出力Ａのラプラス変換Ｌ（Ａ）について、下記式（ｅｑ．２７）が成立する。

相対速度ｖは定常的に一定（＝α）であるから、最終値定理により下記式（ｅｑ．２８）が成立する。

よって、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定（＝α）であれば、Ａ＝αが成り立つ。
Ａ＝αであるので、図９に示される遅れ近似モデルＭにおいて、可変減衰力Ｆ_ｖは下記式（ｅｑ．２９）のように表される。

式（ｅｑ．２９）からわかるように可変減衰力Ｆ_ｖは一次遅れ（１／（τｓ＋１））の影響を受けている。したがって、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定である場合、可変減衰力Ｆ_ｖの応答は制御入力ｕに対して遅れる。
Ｂ．制御入力ｕが一定（＝β）の場合
制御入力ｕが一定（＝β）、すなわちｕ＝βである場合、図８の遅れ考慮モデルにおいて、ｕのラプラス変換Ｌ（ｕ）をステップ応答（＝β／ｓ）で表すと、可変減衰係数Ｃ_ｖのラプラス変換Ｌ（Ｃ_ｖ）について、下記式（ｅｑ．３０）が成立する。

ｕは定常的に一定であるから、最終値定理により下記式（ｅｑ．３１）が成立する。

上記式（ｅｑ．３１）よりＣ_ｖ＝βとなる。したがって、図８の遅れ考慮モデルにおいて、可変減衰力Ｆ_ｖは下記式（ｅｑ．３２）のように表される。

式（ｅｑ．３２）からわかるように、可変減衰力Ｆ_ｖは一次遅れの影響を受けていない。つまり、制御入力ｕが一定（＝β）である場合は、可変減衰力Ｆ_ｖの応答はバネ上−バネ下相対速度ｖに対して遅れない。
また、図９の遅れ近似モデルＭにおいて、可変減衰力Ｆ_ｖは下記式（ｅｑ．３３）のように表される。

また、出力Ａは、下記式（ｅｑ．３４）のように表される。

式（ｅｑ．３３）および式（ｅｑ．３４）から、図９の遅れ近似モデルＭにおいて、可変減衰力Ｆ_ｖは下記式（ｅｑ．３５）のように表される。

式（ｅｑ．３５）からわかるように、可変減衰力Ｆ_ｖは一次遅れの影響を受けていない。つまり、制御入力ｕが一定（＝β）である場合は、可変減衰力Ｆ_ｖの応答はバネ上−バネ下相対速度ｖに対して遅れない。
バネ上−バネ下相対速度ｖが一定（＝α）である場合、および、制御入力ｕが一定（＝β）である場合について、図９の遅れ近似モデルＭにおける可変減衰力Ｆ_ｖと、図８の遅れ考慮モデルにおける可変減衰力Ｆ_ｖとを比較すると、その比較結果は、上記考察から下記表のようになる。

上記表からわかるように、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔが一定である場合、および、制御入力ｕが一定である場合は、遅れ近似モデルにおける可変減衰力Ｆ_ｖと遅れ考慮モデルにおける可変減衰力Ｆ_ｖは等しくなる。つまり、これらの条件下では遅れ近似モデルは遅れ考慮モデルと等価な制御モデルである。
このことは、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの時間変化量Δｖが微小である場合、および、制御入力ｕの時間変化量Δｕが微小である場合には、遅れ近似モデルにおける可変減衰力Ｆ_ｖと遅れ考慮モデルにおける可変減衰力Ｆ_ｖは非常に近い値になることを意味する。したがって、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの時間変化量Δｖが微小である場合、および、制御入力ｕの時間変化量Δｕが微小である場合は、遅れ近似モデルＭは遅れ考慮モデルと等価とみなすことができる制御モデルとなる。すなわち、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの時間変化量Δｖおよび、制御入力ｕの時間変化量Δｕが微小範囲内である場合は、遅れ近似モデルＭは遅れ考慮モデルに近似する。
この場合、ΔｖおよびΔｕの範囲は、扱う制御モデルや遅れの大きさなどにより変化するため、一概に決定することができない。例えばΔｖは、その絶対値の上限が０．０５〜０．５ｍ／ｓであるときに、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似する場合がある。また、例えばΔｕは、その絶対値の上限が１００〜４００Ｎ・Ｓ／ｍであるときに、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似する場合がある。一例として、Δｖおよび／またはΔｕは、下記式（ｅｑ．３６）および（ｅｑ．３７）に示される範囲とすることができる。

以上の考察から、バネ上−バネ下相対速度の変化量および制御入力の変化量が、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似するとみなされる範囲内であるような運動モデルを扱う場合には、遅れ考慮モデルを遅れ近似モデルＭに置き換えることができる。遅れ近似モデルＭは双線形システムであるので、リカッチ不等式の解を求めることにより、閉ループ制御系の状態フィードバックコントローラＫを設計することができる。また、遅れ近似モデルＭはアクチュエータ３２の作動の遅れを考慮した制御モデルであるので、設計した状態フィードバックコントローラＫにより算出される制御入力ｕもアクチュエータ３２の一次遅れを考慮した制御入力となる。よって、求めた制御入力ｕに基づいてアクチュエータ３２を作動させることにより、遅れによる制御タイミングのずれが修正された減衰力制御を行うことができる。
６．一般化プラントＧの設計
図９の遅れ近似モデルＭにおいて、バネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙ、バネ上速度ｄｙ／ｄｔ、制御入力ｕが評価出力ｚ_ｐに設定される。また、上述の式（ｅｑ．２５）に示したように、状態量ｘ_ｐは、バネ上−バネ下相対変位量ｒ−ｙ，バネ上速度ｄｙ／ｄｔおよびｘ_τである。すると、この遅れ近似モデルＭの状態空間表現は、下記式（ｅｑ．３８）のように表される。

ここで、

図１０は、式（ｅｑ．３８）によって表される図９の遅れ近似モデルＭを用いて設計した一般化プラントＧおよび、この一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫ（Ｋ（ｘ））からなる閉ループ制御系Ｓを表すブロック線図である。また、図１１は、遅れ要素Ｒおよび遅れ補償要素Ｒ^＊の作用箇所を明確に表した閉ループ制御系Ｓのブロック線図である。図１０において、一点鎖線で囲まれた領域Ｔにより表される部分が、図９に示す遅れ近似モデルＭに対応する。図からわかるように、評価出力ｚ_ｐに、周波数により変動する重みである周波数重みＷ_ｓが作用している。周波数重みＷ_ｓの状態空間表現は、状態ｘ_ｗ、出力ｚ_ｗおよび各定数行列Ａ_ｗ，Ｂ_ｗ，Ｃ_ｗ，Ｄ_ｗにより、下記式（ｅｑ．３９）のように表される。

ここで、

式（ｅｑ．３９）は、下記式（ｅｑ．４０）のように変形できる。

また、制御入力ｕにも、周波数により変動する周波数重みＷ_ｕが作用している。周波数重みＷ_ｕの状態空間表現は、状態量ｘ_ｕ、出力ｚ_ｕおよび各定数行列Ａ_ｕ，Ｂ_ｕ，Ｃ_ｕ，Ｄ_ｕにより、下記式（ｅｑ．４１）により表される。

ここで、

一般化プラントＧの状態空間表現は、式（ｅｑ．３８）〜式（ｅｑ．４１）を用いることによって下記式（ｅｑ．４２）のように表される。

ここで、

７．制御入力ｕの算出
一般化プラントＧの状態空間表現が上記式（ｅｑ．４２）のように表されている場合、一般化プラントＧは双線形システムとなる。したがって、予め設定される正定数γに対して下記式（ｅｑ．４３）に示すリカッチ不等式を満たす正定対称行列Ｐが存在する場合、図１０の閉ループ制御系Ｓが内部安定となり、且つ、外乱に対するロバスト性を表すＬ_２ゲインをγ未満にすることができる。

このとき制御入力ｕを表す状態フィードバックコントローラＫ（＝Ｋ（ｘ））の一つは下記式（ｅｑ．４４）に示すように表される。

式（ｅｑ．４４）は、式（ｅｑ．４５）により表される条件により、式（ｅｑ．４６）のように記述される。

制御入力ｕは、上記式（ｅｑ．４６）のように設計された状態フィードバックコントローラＫ、すなわち閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが正定数γ未満となるように設計される状態フィードバックコントローラＫにより算出される。算出された制御入力ｕが可変減衰係数Ｃ_ｖを表す。
遅れ近似モデルＭを用いて設計した一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫから算出される制御入力ｕにより表される可変減衰係数Ｃ_ｖは、アクチュエータ３２の一次遅れが考慮された減衰係数、すなわちアクチュエータの一次遅れによる制御タイミングのずれが無くなるように修正された減衰係数である。マイクロコンピュータ６０は、このように算出された可変減衰係数Ｃ_ｖを用いて要求減衰力Ｆ_ｒｅｑおよび要求段数Ｄ_ｒｅｑを計算し、ダンパ２０の減衰力特性を表す段数が計算した要求段数Ｄ_ｒｅｑとなるように可変絞り機構３０を制御する。これにより、アクチュエータ３２の作動の遅れによる制御タイミングのずれが修正されるとともに、バネ上部材ＨＡの振動を抑制するように、サスペンション装置１の減衰力が制御される。つまり、本実施形態の減衰力制御装置によれば、アクチュエータ３２の遅れによる制御タイミングのずれなどの悪影響が除外された減衰力制御を行うことができるのである。
以上説明したように、本実施形態の制御モデルである図９の遅れ近似モデルＭは、サスペンション装置１の力学的運動モデルにアクチュエータ３２の一次遅れを表す遅れ要素Ｒおよび遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊が作用するように設計されている。さらに、遅れ近似モデルＭは、外部から入力される振動の速度であるバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力Ａに制御入力ｕ（可変減衰係数Ｃ_ｖ）が乗じられ、その積Ａｕに前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されている。
このように設計された遅れ近似モデルＭは双線形システムであるので、リカッチ不等式を解くことにより、遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよびこの一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを有する図１０に示す閉ループ制御系ＳについてのＬ_２ゲインが予め設定された正定数γ未満となるように状態フィードバックコントローラＫを設計することができる。また、遅れ近似モデルＭは、図８の遅れ考慮モデルに近似する。したがって、設計された状態フィードバックコントローラＫにより算出される制御入力ｕである可変減衰係数Ｃ_ｖは、アクチュエータ３２の一次遅れによる制御タイミングのずれが無くなるように遅れが考慮された減衰係数となる。よって、この可変減衰係数Ｃ_ｖに基づいて決定される要求段数Ｄ_ｒｅｑにしたがってダンパ２０の減衰力特性が制御されることにより、アクチュエータ３２の一次遅れによる制御タイミングのずれなどの悪影響が除外された最適な減衰力制御が行われる。
また、減衰力制御装置であるマイクロコンピュータ６０は、車両のサスペンション装置１の減衰力を制御する。よって、アクチュエータ３２の遅れによる制御タイミングのずれによる悪影響が除外された最適な乗り心地制御が行われる。また、このサスペンション装置１について設計した遅れ近似モデルＭの状態空間表現が上記式（ｅｑ．２４）のように表されることにより、制御モデルを双線形システムにすることができる。
上記説明した実施形態から、以下に示す発明も把握することができる。
（１）アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する際に用いられる制御モデルであり、前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させ、双線形システムであり、且つ前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルである遅れ考慮モデルに近似するように設計された遅れ近似モデルＭ。
（２）アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する減衰力制御装置であり、前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよび状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系Ｓに、非線形Ｈ_∞制御理論を適用することにより制御入力ｕを算出する制御入力算出手段と、前記制御入力算出手段により算出された制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータの作動を制御する作動制御手段と、を備える減衰力制御装置。
（３）アクチュエータを作動させることにより、ある与えられた制御対象の振動を制御する振動制御装置であり、前記制御対象の力学的運動モデル（振動モデル）に前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ前記力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよび状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系Ｓに、非線形Ｈ_∞制御理論を適用することにより制御入力ｕを算出する制御入力算出手段と、前記制御入力算出手段により算出された制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータの作動を制御する作動制御手段と、を備える振動制御装置。
（４）上記（１）〜（３）において、遅れ近似モデルＭは、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力が前記制御入力ｕと積算され、その積算結果に前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されていることを特徴とする。
（５）アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御するための制御系の設計方法であり、前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させ、双線形システムであり且つ前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れが考慮された制御モデルである遅れ考慮モデルに近似した制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて一般化プラントＧを設計するステップと、一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系Ｓを設計するステップと、閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが予め設定された正定数γ未満となるように、前記状態フィードバックコントローラＫを設計するステップとを含む、制御系の設計方法。
本発明は、上記実施形態に限定されるべきものではない。上記実施形態においては、車両のサスペンション装置に適用する減衰力制御装置の例について説明したが、アクチュエータの遅れを伴う減衰力発生装置であれば、その他の装置にも本発明の減衰力制御装置が適用できる。また、上記実施形態においては、アクチュエータの一次遅れが発生する場合における減衰力制御について説明したが、本発明は、一次遅れとして表される遅れ以外の遅れにも適用できる。例えば遅れ要素Ｒが２次遅れとして表される場合には、その２次遅れを打ち消すように遅れ補償要素Ｒ^＊を設定するとよい。また、何らかの処理の都合によりアクチュエータの作動の開始時期が遅れるような場合についても、その遅れを打ち消すように遅れ補償要素Ｒ^＊を設定すればよい。
また、上記実施形態においては、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似するような、バネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの時間変化量Δｖおよび制御入力ｕの時間変化量Δｕの数値範囲についても言及している。しかし、上述のようにこれらの変化量の範囲は、アクチュエータの遅れの大きさや扱うモデルにより適用可能範囲が変化するので、一概に決定できるものではない。また本発明はこれらの数値に限定されるものではない。
また、制御対象のバネ上−バネ下相対速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔおよび／または制御入力ｕが、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似する範囲でのみ変化する場合には、その制御対象に対して恒常的に本発明の遅れ近似モデルＭを制御モデルとして適用することができる。そうでない制御対象に対しては、遅れ近似モデルＭが遅れ考慮モデルに近似する範囲で、遅れ近似モデルＭを制御モデルとして適用することができる。
このように、本発明は、その趣旨を逸脱しない限りにおいて、変形可能である。

Claims (9)

1. アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する減衰力制御装置であり、
   前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量が予め設定された微小量以下である場合に前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよびこの一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが予め設定される正定数γ未満となるように設計された前記状態フィードバックコントローラＫにより制御入力ｕを算出する制御入力算出手段と、
   前記制御入力算出手段により算出された制御入力ｕに基づいてアクチュエータの作動を制御する作動制御手段と、
   を備える減衰力制御装置。
2. 前記制御入力ｕは、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対する減衰力の可変分の大きさの変化勾配を表す可変減衰係数Ｃ_Ｖであることを特徴とする、請求の範囲１に記載の減衰力制御装置。
3. 前記遅れ近似モデルＭは、前記速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力が前記制御入力ｕと積算され、その積算結果に前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されていることを特徴とする、請求の範囲１または２に記載の減衰力制御装置。
4. 前記遅れ要素Ｒは、一次遅れ要素として下記式（ｅｑ．１）により表され、前記遅れ補償要素Ｒ^＊は、下記式（ｅｑ．２）により表されることを特徴をする、請求の範囲１乃至３のいずれかに記載の減衰力制御装置。
   

   

   （τは時定数、ｓはラプラス演算子）
5. 前記減衰力発生装置は、車両のバネ上部材とバネ下部材との間に介装されて、バネ下部材に対するバネ上部材の振動を減衰するダンパと、前記振動を吸収する弾性部材を備えるサスペンション装置であり、
   前記減衰力制御装置は、前記状態フィードバックコントローラＫにより算出される制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータを作動させて前記ダンパの減衰力特性を可変制御することによって、バネ上部材の振動を抑制するように、前記減衰力発生装置の減衰力を制御することを特徴とする、請求の範囲２，３，５のいずれかに記載の減衰力制御装置。
6. 前記遅れ近似モデルＭの状態空間表現が、下記式（ｅｑ．３）により表されることを特徴とする、請求の範囲６に記載の減衰力制御装置。
   

   

   ここで、
   

   

   Ｋ_Ｓは弾性部材の弾性係数、Ｍはバネ上部材の質量、Ｃ_Ｓは線形減衰係数、τは時定数である。
7. アクチュエータを作動させることによって、外部から入力される振動に対して減衰力発生装置により発生される減衰力を制御する減衰力制御方法であり、
   前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記アクチュエータの作動の遅れを表す遅れ要素Ｒおよび前記遅れを打ち消す遅れ補償要素Ｒ^＊を作用させた制御モデルであって、双線形システムであり且つ、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔの変化量が予め設定された微小量以下である場合に前記減衰力発生装置の力学的運動モデルに前記遅れを考慮した制御モデルに近似するように設計された制御モデルである遅れ近似モデルＭを用いて設計された一般化プラントＧおよびこの一般化プラントＧの状態フィードバックコントローラＫを含む閉ループ制御系ＳのＬ_２ゲインが予め設定される正定数γ未満となるように、前記状態フィードバックコントローラＫを設計するステップと、
   設計した前記状態フィードバックコントローラＫにより、制御入力ｕを算出するステップと、
   算出した制御入力ｕに基づいて前記アクチュエータを作動させるステップと、
   を含む、減衰力制御方法。
8. 前記制御入力ｕは、外部から入力される振動の速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対する減衰力の可変分の大きさの変化勾配を表す可変減衰係数Ｃ_Ｖであることを特徴とする、請求の範囲８に記載の減衰力制御方法。
9. 前記遅れ近似モデルＭは、前記速度ｄｒ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに前記遅れ補償要素Ｒ^＊が作用し、その出力が前記制御入力ｕと積算され、その積算結果に前記遅れ要素Ｒが作用するように設計されていることを特徴とする、請求の範囲８または９に記載の減衰力制御方法。

Images