JPH0237973B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPH0237973B2 JPH0237973B2 JP57159556A JP15955682A JPH0237973B2 JP H0237973 B2 JPH0237973 B2 JP H0237973B2 JP 57159556 A JP57159556 A JP 57159556A JP 15955682 A JP15955682 A JP 15955682A JP H0237973 B2 JPH0237973 B2 JP H0237973B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- motor
- torque
- control system
- circuit
- speed
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
- 238000012360 testing method Methods 0.000 claims description 22
- 230000005540 biological transmission Effects 0.000 claims description 13
- 238000001514 detection method Methods 0.000 claims description 9
- 230000004069 differentiation Effects 0.000 claims description 3
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 29
- 238000010521 absorption reaction Methods 0.000 description 7
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 4
- 238000013016 damping Methods 0.000 description 3
- 239000003990 capacitor Substances 0.000 description 2
- RDYMFSUJUZBWLH-UHFFFAOYSA-N endosulfan Chemical compound C12COS(=O)OCC2C2(Cl)C(Cl)=C(Cl)C1(Cl)C2(Cl)Cl RDYMFSUJUZBWLH-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 2
- 238000010304 firing Methods 0.000 description 2
- 238000000034 method Methods 0.000 description 2
- 201000002569 3-methylglutaconic aciduria type 5 Diseases 0.000 description 1
- VCBRBUKGTWLJOB-UHFFFAOYSA-N Chloranocryl Chemical compound CC(=C)C(=O)NC1=CC=C(Cl)C(Cl)=C1 VCBRBUKGTWLJOB-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 239000002131 composite material Substances 0.000 description 1
- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 1
- 102000051759 human factor J Human genes 0.000 description 1
- 108700008420 human factor J Proteins 0.000 description 1
- 238000010008 shearing Methods 0.000 description 1
Classifications
-
- G—PHYSICS
- G05—CONTROLLING; REGULATING
- G05D—SYSTEMS FOR CONTROLLING OR REGULATING NON-ELECTRIC VARIABLES
- G05D19/00—Control of mechanical oscillations, e.g. of amplitude, of frequency, of phase
- G05D19/02—Control of mechanical oscillations, e.g. of amplitude, of frequency, of phase characterised by the use of electric means
Landscapes
- Physics & Mathematics (AREA)
- General Physics & Mathematics (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Automation & Control Theory (AREA)
- Testing Of Devices, Machine Parts, Or Other Structures Thereof (AREA)
- Measurement Of Mechanical Vibrations Or Ultrasonic Waves (AREA)
- Control Of Direct Current Motors (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は動力伝達系試験機駆動用直流電流機の
制御装置にかかり更に詳しくは自動車等の動力伝
達系（トランスアクスルやトランスミツシヨン
等）の試験機の回転軸に発生する低周波捩り振動
を減衰させるのに好適な動力伝達系試験機駆動用
直流電動機の制御装置に関する。
制御装置にかかり更に詳しくは自動車等の動力伝
達系（トランスアクスルやトランスミツシヨン
等）の試験機の回転軸に発生する低周波捩り振動
を減衰させるのに好適な動力伝達系試験機駆動用
直流電動機の制御装置に関する。
第１図は自動車の動力伝達系（トランスアクス
ル、トランスミツシヨン等、以下供試体と略称す
る）等の試験機の概要を示す説明図である。図示
するように、この試験機は、駆動用直流電動機１
と、軸トルクを検出するトルクメーター４と、供
試体３の出力軸側の動力を吸収する吸収用直流電
動機２と、回転検出のパイロツト発電機５とから
構成されている。ここで、動力の伝達を安定して
行うためには、必然的に駆動用直流電動機１に対
して定速度制御（以下ASRと称す）を施し、吸
収用直流電動機２に対して定電流制御（以下
ACRと称す）又は定トルク制御（以下ATRと称
す）を施す必要がある。
ル、トランスミツシヨン等、以下供試体と略称す
る）等の試験機の概要を示す説明図である。図示
するように、この試験機は、駆動用直流電動機１
と、軸トルクを検出するトルクメーター４と、供
試体３の出力軸側の動力を吸収する吸収用直流電
動機２と、回転検出のパイロツト発電機５とから
構成されている。ここで、動力の伝達を安定して
行うためには、必然的に駆動用直流電動機１に対
して定速度制御（以下ASRと称す）を施し、吸
収用直流電動機２に対して定電流制御（以下
ACRと称す）又は定トルク制御（以下ATRと称
す）を施す必要がある。
第１図に示す試験機においては、一般産業機械
と比較して、比較的低周波の軸捩り振動が顕著に
生じる。その理由は、一般産業機械においては軸
捩り振動の共振周波数が固定であるのに対し、供
試体３として種々の動力伝達系が設置され、その
ギヤ比が種々変化し、これによつて軸捩り振動の
共振周波数が種々変化し、軸捩り振動を抑制する
ことが困難なためである。
と比較して、比較的低周波の軸捩り振動が顕著に
生じる。その理由は、一般産業機械においては軸
捩り振動の共振周波数が固定であるのに対し、供
試体３として種々の動力伝達系が設置され、その
ギヤ比が種々変化し、これによつて軸捩り振動の
共振周波数が種々変化し、軸捩り振動を抑制する
ことが困難なためである。
また、第１図に示す試験機においては、軸トル
クの測定は必須であり、そのためトルクメータ４
が設けられている。トルクメータ４は衆知のよう
に、内蔵しているテンシヨンバーの捩り角により
トルクを検知するものであり、原理的にそのバネ
定数は低い値をとらえざるを得ない。一般的にバ
ネ定数Ｋの値は、トルクメータ４の容量にもよる
が、動力伝達系の軸のバネ定数が104〜105〔Kg・
ｍ／RAD〕のオーダであるのに対し、トルクメ
ータ４のバネ定数は102〔Kg・ｍ／RAD〕のオー
ダである。
クの測定は必須であり、そのためトルクメータ４
が設けられている。トルクメータ４は衆知のよう
に、内蔵しているテンシヨンバーの捩り角により
トルクを検知するものであり、原理的にそのバネ
定数は低い値をとらえざるを得ない。一般的にバ
ネ定数Ｋの値は、トルクメータ４の容量にもよる
が、動力伝達系の軸のバネ定数が104〜105〔Kg・
ｍ／RAD〕のオーダであるのに対し、トルクメ
ータ４のバネ定数は102〔Kg・ｍ／RAD〕のオー
ダである。
機械系の共振周波数は、トルクメータバネ定数
をＫ〔Kg・ｍ／RAD〕、慣性能率をＪ〔Kg・ｍ／
sec2〕とすると、次の(1)式で示されるから、共振
周波数は必然的に低い値となる。
をＫ〔Kg・ｍ／RAD〕、慣性能率をＪ〔Kg・ｍ／
sec2〕とすると、次の(1)式で示されるから、共振
周波数は必然的に低い値となる。
第２図は、第１図に示す試験機を物理定数を用
いて表現した機械系軸捩り振動モデル図である。
第２図における各記号は以下の通りである。
いて表現した機械系軸捩り振動モデル図である。
第２図における各記号は以下の通りである。
J1；駆動用直流電動機１の供試体出力軸換算慣性
能率〔Kg・ｍ／sec2〕 J2；吸収用直流電動機２の慣性能率〔Kg・ｍ／
sec2〕 Ｋ；トルクメータ４のバネ定数〔Kg・ｍ／RAD〕 ω1；トルクメータ４の入力軸角速度〔RAD／
sec〕 ω2；トルクメータ４の出力軸角速度〔RAD／
sec〕 T1；駆動用直流電動機１の軸トルク〔Kg・ｍ〕 T2；吸収用直流電動機２の軸トルク〔Kg・ｍ〕 第１図に示す試験機を第２図に示すように２つ
の質量（駆動用直流電動機１と吸収用直流電動機
２）を有する系に近似することは、次の理由によ
り合理性がある。即ち、試験機は厳密には２つの
質量を有する系ではないが、その共振周波数は最
低周波数の１次が最も大きく、制御系に与える影
響も大きいため、第２図に示す機械系軸捩り振動
モデルで評価しても問題はない。
能率〔Kg・ｍ／sec2〕 J2；吸収用直流電動機２の慣性能率〔Kg・ｍ／
sec2〕 Ｋ；トルクメータ４のバネ定数〔Kg・ｍ／RAD〕 ω1；トルクメータ４の入力軸角速度〔RAD／
sec〕 ω2；トルクメータ４の出力軸角速度〔RAD／
sec〕 T1；駆動用直流電動機１の軸トルク〔Kg・ｍ〕 T2；吸収用直流電動機２の軸トルク〔Kg・ｍ〕 第１図に示す試験機を第２図に示すように２つ
の質量（駆動用直流電動機１と吸収用直流電動機
２）を有する系に近似することは、次の理由によ
り合理性がある。即ち、試験機は厳密には２つの
質量を有する系ではないが、その共振周波数は最
低周波数の１次が最も大きく、制御系に与える影
響も大きいため、第２図に示す機械系軸捩り振動
モデルで評価しても問題はない。
第３図は、第２図に示す機械軸捩り振動モデル
をブロツク図で表現したものであり、第３図にお
ける各記号の意味は上記した第２図に示す記号の
意味と同一である。なお、第３図に示す記号Ｃ
は、第２図中に示されていないが、ブロツク図上
で表現された機械系のまさつの大きさ〔Kg・ｍ／
RAD／sec〕を意味している。
をブロツク図で表現したものであり、第３図にお
ける各記号の意味は上記した第２図に示す記号の
意味と同一である。なお、第３図に示す記号Ｃ
は、第２図中に示されていないが、ブロツク図上
で表現された機械系のまさつの大きさ〔Kg・ｍ／
RAD／sec〕を意味している。
トルクT1が与えられたとき、トルクメータ４
の入力軸角速度がω1の値になる迄の伝達関数
ω1／T1を求めると ω1／T1＝１／（J1＋J2）Ｓ×１＋Ｃ／ＫＳ＋J2／ＫS2
／１＋Ｃ／ＫＳ＋J1×J2／Ｋ（J1＋J2）S2
……(2) ここでＳ；ラプラス演算子 となる。(2)式を２次系の一般式に書き直すと、 ω1／T1＝１／JΣS×１＋2ζBＳ／ωB＋S2／ωB 2／１＋
2ζAＳ／ωA＋S2／ωA 2……(3) 但し、 ζA＝１／２×Ｃ／Ｋ×ωA ……(5) ζB＝１／２×Ｃ／Ｋ×ωB ……(7) となる。
の入力軸角速度がω1の値になる迄の伝達関数
ω1／T1を求めると ω1／T1＝１／（J1＋J2）Ｓ×１＋Ｃ／ＫＳ＋J2／ＫS2
／１＋Ｃ／ＫＳ＋J1×J2／Ｋ（J1＋J2）S2
……(2) ここでＳ；ラプラス演算子 となる。(2)式を２次系の一般式に書き直すと、 ω1／T1＝１／JΣS×１＋2ζBＳ／ωB＋S2／ωB 2／１＋
2ζAＳ／ωA＋S2／ωA 2……(3) 但し、 ζA＝１／２×Ｃ／Ｋ×ωA ……(5) ζB＝１／２×Ｃ／Ｋ×ωB ……(7) となる。
(3)式の周波数特性をＳ＝jωとおいて、ボード
線図を作成すると第４図のようになる。いうまで
もなく、ωA，ωBが共振角周波数（RAD／sec）、
ζA，ζBはそれぞれ共振角周波数ωA，ωBにおける
減衰定数、Mpが共振角周波数ωAにおける共振時
のゲインのピーク値（db）を示し、Mpは、下式
で示される。
線図を作成すると第４図のようになる。いうまで
もなく、ωA，ωBが共振角周波数（RAD／sec）、
ζA，ζBはそれぞれ共振角周波数ωA，ωBにおける
減衰定数、Mpが共振角周波数ωAにおける共振時
のゲインのピーク値（db）を示し、Mpは、下式
で示される。
仮にまさつＣが存在しないとすれば、Mpは理
論的には無限大となる。現実にモータ等回転体の
まさつ（損失）は非常に小さく作つてあり、共振
点におけるMpは非常に大きな値となる。なお、
共振角周波数ωBにおける共振は、ゲインを下げ
るものであるため、問題は生じない。
論的には無限大となる。現実にモータ等回転体の
まさつ（損失）は非常に小さく作つてあり、共振
点におけるMpは非常に大きな値となる。なお、
共振角周波数ωBにおける共振は、ゲインを下げ
るものであるため、問題は生じない。
上記した従来技術に関する説明では、軸捩り振
動の機械系のみの周波数特性について述べてき
た。次に、駆動用直流電動機１のASR制御系と
軸捩り振動の共振角周波数のかかわりについて述
べ従来技術での問題点を明らかにする。
動の機械系のみの周波数特性について述べてき
た。次に、駆動用直流電動機１のASR制御系と
軸捩り振動の共振角周波数のかかわりについて述
べ従来技術での問題点を明らかにする。
第１図に示す駆動用直流電動機のASR制御系
のブロツク図を第５図に示す。第５図に示す記号
の意味は、以下の通りである。
のブロツク図を第５図に示す。第５図に示す記号
の意味は、以下の通りである。
GASR；ASR制御補償伝達関数
FC；マイナーACR制御フイードバツクゲイン
TC；マイナーACR制御系時定数
ζφ；駆動用直流電動機のトルク系数（T1／Ia）
J1；駆動用直流電動機の供試体出力軸換算慣性能
率 J2；吸収用直流電動機の慣性能率 Ｋ；トルクメータバネ定数 ω1；トルクメータ入力軸角速度 ω2；トルクメータ出力軸角速度 FN；速度フイードバツク回路伝達関数 Ia；電機子電流 T1；電動機出力トルク T2；負荷トルク（DCMA側からの負荷トルク） 第５図に示すASR制御系は、速度信号ω1をフ
イードバツクする制御系であり、そのループ内に
第３図に示す機械軸捩り振動モデルの制御ブロツ
クが含まれている。いま、第５図に示すASR制
御系中に機械軸捩り振動が存在しないとすると、
第１図に示す駆動用直流電動機のASR制御系の
ボード線図は、第６図に一点鎖線で示すボード線
図Ａの様にある周波数領域内で直線となる。しか
し、実際には上記した様に、速度信号ω1をフイ
ードバツクするループ内に第３図に示す機械軸捩
り振動モデルの制御ブロツクが含まれているた
め、ASR制御系のボード線図Ｂは、第６図中に
実線で示すように、一点鎖線で示すボード線図Ａ
に対して第４図に示す機械捩り振動モデルのボー
ド線図が重畳した形となる。第５図に示すASR
制御系は、フイードバツク制御系であるため、共
振周波数ωAにおけるピーク値Mpがゲイン1.0以
上の値となると制御系＋機械系全体ループでωA
の点で共振現象を生じることになり、共振は収斂
しないで持続又は発散して、まつたく運転不能に
陥る。
率 J2；吸収用直流電動機の慣性能率 Ｋ；トルクメータバネ定数 ω1；トルクメータ入力軸角速度 ω2；トルクメータ出力軸角速度 FN；速度フイードバツク回路伝達関数 Ia；電機子電流 T1；電動機出力トルク T2；負荷トルク（DCMA側からの負荷トルク） 第５図に示すASR制御系は、速度信号ω1をフ
イードバツクする制御系であり、そのループ内に
第３図に示す機械軸捩り振動モデルの制御ブロツ
クが含まれている。いま、第５図に示すASR制
御系中に機械軸捩り振動が存在しないとすると、
第１図に示す駆動用直流電動機のASR制御系の
ボード線図は、第６図に一点鎖線で示すボード線
図Ａの様にある周波数領域内で直線となる。しか
し、実際には上記した様に、速度信号ω1をフイ
ードバツクするループ内に第３図に示す機械軸捩
り振動モデルの制御ブロツクが含まれているた
め、ASR制御系のボード線図Ｂは、第６図中に
実線で示すように、一点鎖線で示すボード線図Ａ
に対して第４図に示す機械捩り振動モデルのボー
ド線図が重畳した形となる。第５図に示すASR
制御系は、フイードバツク制御系であるため、共
振周波数ωAにおけるピーク値Mpがゲイン1.0以
上の値となると制御系＋機械系全体ループでωA
の点で共振現象を生じることになり、共振は収斂
しないで持続又は発散して、まつたく運転不能に
陥る。
先にも述べたが、試験機等回転運動系のまさつ
は軸受の損失程度であり非常に小さく、共振現象
を減衰させる要素として期待ができない。したが
つて、ピーク値Mpは非常に大きく、40〜50dBに
達するのが一般的である。
は軸受の損失程度であり非常に小さく、共振現象
を減衰させる要素として期待ができない。したが
つて、ピーク値Mpは非常に大きく、40〜50dBに
達するのが一般的である。
従来は、この共振現象に起因してASR制御系
が不安定になるの防止するため、第１に制御系の
しや断周波数ωCを下げる手段が取られていた。
すなわち、第６図に実線で示すボード線図Ｂは、
前記したように、ASR制御系の応答特性を示す
ボード線図Ａに対して機械捩り振動に起因するボ
ード線図（第４図参照）が重畳し、共振角周波数
ωAにおいてゲインが高くなつた状態を示してい
る。この場合、本来のASR制御系の応答はしや
断角周波数ωCの点であるにもかかわらず、しや
断角周波数ωCと共振角周波数ωAとにおいて干渉
が生じ、制御系が安定に動作しない状態が発生す
る。そこで、従来は、共振角周波数ωAの影響を
除去するため、点線で示すボード線図Ｃのよう
に、共振角周波数ωAにおけるピーク点が−10〜
−15dBの値になるようにボード線図Ｂを全体的
に下げ、しや断角周波数をωCからωC′に下げると
いう手段が取られていたのである。
が不安定になるの防止するため、第１に制御系の
しや断周波数ωCを下げる手段が取られていた。
すなわち、第６図に実線で示すボード線図Ｂは、
前記したように、ASR制御系の応答特性を示す
ボード線図Ａに対して機械捩り振動に起因するボ
ード線図（第４図参照）が重畳し、共振角周波数
ωAにおいてゲインが高くなつた状態を示してい
る。この場合、本来のASR制御系の応答はしや
断角周波数ωCの点であるにもかかわらず、しや
断角周波数ωCと共振角周波数ωAとにおいて干渉
が生じ、制御系が安定に動作しない状態が発生す
る。そこで、従来は、共振角周波数ωAの影響を
除去するため、点線で示すボード線図Ｃのよう
に、共振角周波数ωAにおけるピーク点が−10〜
−15dBの値になるようにボード線図Ｂを全体的
に下げ、しや断角周波数をωCからωC′に下げると
いう手段が取られていたのである。
周知のように、１／ωCは制御系の応答時定数
と考えることができるので、しや断角周波数ωC
を下げることは、制御系の応答劣化を招く。一例
として、共振角周波数ωAが５〔RAD／sec〕の点
で、Mpが40〔dB〕の機械軸共振が発生している
とする。この場合、上記したように、共振角周波
数ωAにおけるゲインを−10〜−15dBまで下げる
ためには、しや断角周波数ωC′が0.3〔RAD／sec〕
になるまで、ボード線図全体を下げる必要があ
る。しかし、しや断角周波数ωC′＝0.3〔RAD／
sec〕は、一般の制御系の1/30位の値であつて、
制御系の応答劣化は著しいものになり、非常に応
答の遅い制御系しか提供できないという問題があ
る。
と考えることができるので、しや断角周波数ωC
を下げることは、制御系の応答劣化を招く。一例
として、共振角周波数ωAが５〔RAD／sec〕の点
で、Mpが40〔dB〕の機械軸共振が発生している
とする。この場合、上記したように、共振角周波
数ωAにおけるゲインを−10〜−15dBまで下げる
ためには、しや断角周波数ωC′が0.3〔RAD／sec〕
になるまで、ボード線図全体を下げる必要があ
る。しかし、しや断角周波数ωC′＝0.3〔RAD／
sec〕は、一般の制御系の1/30位の値であつて、
制御系の応答劣化は著しいものになり、非常に応
答の遅い制御系しか提供できないという問題があ
る。
第２にフイードバツク系に遅れ要素又はフイル
タを挿入する方法もとられていた。これらの方法
は制御系の安定性を劣化させるとともに、フイル
タの場合は共振周波数が、固定値でないと有効で
はない。試験機はωAが供試体ギヤーシフト又は
その種類によつて変化するため採用できないとい
う問題がある。
タを挿入する方法もとられていた。これらの方法
は制御系の安定性を劣化させるとともに、フイル
タの場合は共振周波数が、固定値でないと有効で
はない。試験機はωAが供試体ギヤーシフト又は
その種類によつて変化するため採用できないとい
う問題がある。
本発明の動力伝達系試験機駆動用直流電動機の
制御装置は、あらかじめ定められた速度設定値と
駆動用直流電動機に設けられた回転検出器からの
速度信号との偏差に応じて速度指令を発生する定
速度制御回路と、上記速度指令を受けて駆動用直
流電動機に所定の端子電圧を供給するマイナー定
電流制御系を含んで構成され、試験機の回転軸の
トルクを検出するトルクメータから出力されるト
ルク検出信号を微分する微分回路と、上記微分回
路の出力を上記マイナーACR回路に帰還させる
帰還回路とから構成されていることを特徴として
いる。
制御装置は、あらかじめ定められた速度設定値と
駆動用直流電動機に設けられた回転検出器からの
速度信号との偏差に応じて速度指令を発生する定
速度制御回路と、上記速度指令を受けて駆動用直
流電動機に所定の端子電圧を供給するマイナー定
電流制御系を含んで構成され、試験機の回転軸の
トルクを検出するトルクメータから出力されるト
ルク検出信号を微分する微分回路と、上記微分回
路の出力を上記マイナーACR回路に帰還させる
帰還回路とから構成されていることを特徴として
いる。
本発明によれば、上記トルクメータと微分回路
とマイナーACR回路から構成される帰還ループ
との合成された伝達関数は、トルクメータのトル
クフイードバツクゲインと微分回路の伝達関数と
マイナーACR回路の伝達関数を乗算したものに
なり、この合成伝達関数により、試験機の回転軸
にまさつが生じたのと同じ働きをする。
とマイナーACR回路から構成される帰還ループ
との合成された伝達関数は、トルクメータのトル
クフイードバツクゲインと微分回路の伝達関数と
マイナーACR回路の伝達関数を乗算したものに
なり、この合成伝達関数により、試験機の回転軸
にまさつが生じたのと同じ働きをする。
次にトルク検出信号の微分値が機械的なまさつ・・・
と等価であることについて説明する。第３図にお
いて伝達関数Ｃはまさつ・・・を示す伝達関数であり、
トルク検出信号の微分の微分値と等価であること
は、以下の関係より明らかである。
と等価であることについて説明する。第３図にお
いて伝達関数Ｃはまさつ・・・を示す伝達関数であり、
トルク検出信号の微分の微分値と等価であること
は、以下の関係より明らかである。
トルクメータのトルク検出原理は(9)式で表さ
れ、 TT＝KT（θ1−θ2） ……(9) ここで、 TT；トルクメータ検出トルク〔Kg・ｍ〕 KT；トルクメータ内テンシヨンバーバネ定数 θ1；トルクメータ入力軸角度 θ2；トルクメータ出力軸角度 である。
れ、 TT＝KT（θ1−θ2） ……(9) ここで、 TT；トルクメータ検出トルク〔Kg・ｍ〕 KT；トルクメータ内テンシヨンバーバネ定数 θ1；トルクメータ入力軸角度 θ2；トルクメータ出力軸角度 である。
これを第３図を用いて表わすと、(9)式の角値と
第３図の値は下記のように対応している。
第３図の値は下記のように対応している。
T2→TT
Ｋ→KT
ω1→θ1
ω2→θ2
ω1，ω2は角速度、θ1，θ2は角度であるが、こ
れは、デイメンジヨンの違いだけであり、物理的
な意味は同じである。
れは、デイメンジヨンの違いだけであり、物理的
な意味は同じである。
角度θは角速度ωを積分したものであり、
θ＝ω／Ｓで表される。
ただしＳ；ラプラス演算子
したがつて、第３図の伝達関数をθで表現する
と、 １／J1Sは１／J1S2 １／J1Sは１／J1S2 Ｋ／ＳはＫ ＣはCS で表わすことができる。
と、 １／J1Sは１／J1S2 １／J1Sは１／J1S2 Ｋ／ＳはＫ ＣはCS で表わすことができる。
以上のことにより、第３図におけるトルクT2
の物理量をトルクメータからの信号で検知できる
ことがわかる。
の物理量をトルクメータからの信号で検知できる
ことがわかる。
従つて、微分回路の微分アンプゲインをTC1、
微分アンプゲイン遅れ時定数をTC2とすれば、ト
ルク検出信号を微分回路で微分して、マイナー
ACR制御系にフイードバツクするときの伝達関
数は、次の(11)式で表わせる。
微分アンプゲイン遅れ時定数をTC2とすれば、ト
ルク検出信号を微分回路で微分して、マイナー
ACR制御系にフイードバツクするときの伝達関
数は、次の(11)式で表わせる。
TC1・Ｓ／１＋TC2・Ｓ×KT／Ｓ×ζφ／FC（１＋TC・Ｓ
）……(11) (11)式において、TC1・Ｓ／１＋TC2・Ｓは微分回路の
伝 達関数を意味し、ζφ／FC（１＋TC・Ｓ）は駆動用直流 電動機を含んだマイナーACR制御系の伝達関数
を示している。
）……(11) (11)式において、TC1・Ｓ／１＋TC2・Ｓは微分回路の
伝 達関数を意味し、ζφ／FC（１＋TC・Ｓ）は駆動用直流 電動機を含んだマイナーACR制御系の伝達関数
を示している。
(11)式において、マイナーACR制御系時定数TC
は、マイナーACR制御系の応答が高速であるた
め、TC０と考えられる。また、微分回路の微
分アンプゲイン遅れ時定数TC2は一般に小さい値
であり、TC2０と考えられる。従つて、(11)式
は、次の(12)式となり、 TC1・Ｓ／＼／FC×KT／Ｓ／＼ ……(12) TC1を適宜調整することによつて、回転軸にま
さつが生じた場合と等価な伝達関数 TC1・KT／FC＝Ｃを得ることができる。
は、マイナーACR制御系の応答が高速であるた
め、TC０と考えられる。また、微分回路の微
分アンプゲイン遅れ時定数TC2は一般に小さい値
であり、TC2０と考えられる。従つて、(11)式
は、次の(12)式となり、 TC1・Ｓ／＼／FC×KT／Ｓ／＼ ……(12) TC1を適宜調整することによつて、回転軸にま
さつが生じた場合と等価な伝達関数 TC1・KT／FC＝Ｃを得ることができる。
以下添付の図面に示す実施例により、更に詳細
に本発明について説明する。
に本発明について説明する。
第７図は本発明の一実施例を示す制御ブロツク
図であり、第５図に示す従来例と同一部分には同
一記号を付している。第７図に示す制御ブロツク
図が第５図に示す制御ブロツク図と異なるのは、
トルクメータ入力軸角速度ω1，ω2の差に基づい
て得られるトルク検出信号を微分し、閉ループＬ
を構成していることである。なお、第７図におい
て、前記したように記号TC1は微分アンプゲイン
を示し、記号TC2は微分アンプゲイン遅れ時定数
を示している。
図であり、第５図に示す従来例と同一部分には同
一記号を付している。第７図に示す制御ブロツク
図が第５図に示す制御ブロツク図と異なるのは、
トルクメータ入力軸角速度ω1，ω2の差に基づい
て得られるトルク検出信号を微分し、閉ループＬ
を構成していることである。なお、第７図におい
て、前記したように記号TC1は微分アンプゲイン
を示し、記号TC2は微分アンプゲイン遅れ時定数
を示している。
即ち、第７図に示す制御ブロツク図によれば、
微分アンプゲインTC1を調整することにより、閉
ループＬの働きを第３図に示すまさつＣと等価に
することが可能になる。
微分アンプゲインTC1を調整することにより、閉
ループＬの働きを第３図に示すまさつＣと等価に
することが可能になる。
すなわち、前記したように、閉ループＬの一巡
伝達関数は、 TC1・Ｓ／１＋TC2・Ｓ×KT／Ｓ×ζφ／FC（１＋TC・Ｓ
）……(11) (11)式で表わされ、TC2０、TC０とすれば、
(12)式となり、 TC1・Ｓ／＼／FC×KT／Ｓ／＼ ……(12) TC1を適宜調整すれば、TC1・KT／FC＝Ｃ （まさつＣ相当の伝達関数）を得ることができ
る。
伝達関数は、 TC1・Ｓ／１＋TC2・Ｓ×KT／Ｓ×ζφ／FC（１＋TC・Ｓ
）……(11) (11)式で表わされ、TC2０、TC０とすれば、
(12)式となり、 TC1・Ｓ／＼／FC×KT／Ｓ／＼ ……(12) TC1を適宜調整すれば、TC1・KT／FC＝Ｃ （まさつＣ相当の伝達関数）を得ることができ
る。
第８図は第７図に示すブロツク線図を具体的な
回路で実現したものであり、駆動用直流電動機１
の速度制御回路を示している。第８図に示すよう
に、駆動用直流電動機１には、供試体３を介し
て、トルクメータ４が接続されている。サイリス
タ整流装置６の出力電圧は駆動用直流電動機１に
出力され、これによつて駆動用直流電動機１が回
転する。サイリスタ整流装置６には、交流電源１
１から電力が供給されており、電流検出用変流器
１０は供給される電流の値を検出して、マイナー
ACR回路８に出力する。マイナーACR回路８は
上記電流値を受けて、交流電源１１からサイリス
タ整流装置６に供給される電流値が一定になるよ
うに、パルス位相器７を介してサイリスタ整流装
置６を制御する。
回路で実現したものであり、駆動用直流電動機１
の速度制御回路を示している。第８図に示すよう
に、駆動用直流電動機１には、供試体３を介し
て、トルクメータ４が接続されている。サイリス
タ整流装置６の出力電圧は駆動用直流電動機１に
出力され、これによつて駆動用直流電動機１が回
転する。サイリスタ整流装置６には、交流電源１
１から電力が供給されており、電流検出用変流器
１０は供給される電流の値を検出して、マイナー
ACR回路８に出力する。マイナーACR回路８は
上記電流値を受けて、交流電源１１からサイリス
タ整流装置６に供給される電流値が一定になるよ
うに、パルス位相器７を介してサイリスタ整流装
置６を制御する。
また、駆動用直流電動機１にはパイロツト発電
機５が設けられており、駆動用直流電動機１の回
転速度を検出して減算器１３に回転速度信号（電
圧信号）として出力している。他方において、減
算器１３には、速度設定器１４から出力された速
度信号が入力されている。したがつて、減算器１
３は目標速度を示す速度信号とパイロツト発電機
５から入力される回転速度信号の偏差を取り、
ASR制御回路１２に出力する。ASR制御回路１
２は、減算器１３から入力される上記偏差を増幅
して、減算器９に出力する。
機５が設けられており、駆動用直流電動機１の回
転速度を検出して減算器１３に回転速度信号（電
圧信号）として出力している。他方において、減
算器１３には、速度設定器１４から出力された速
度信号が入力されている。したがつて、減算器１
３は目標速度を示す速度信号とパイロツト発電機
５から入力される回転速度信号の偏差を取り、
ASR制御回路１２に出力する。ASR制御回路１
２は、減算器１３から入力される上記偏差を増幅
して、減算器９に出力する。
従来技術においては、ASR制御回路１２から
出力される信号が直接マイナーACR回路８に入
力され、マイナーACR回路８とパルス位相器７
を介してサイリスタ整流装置６の点弧角を制御し
ていた。しかし、本実施例においては、トルクメ
ータ４から出力されるトルク信号を入力とし、入
力されるトルク信号を微分して減算器９に出力す
るアナログ微分器１５が付加されている。アナロ
グ微分器１５は、演算アンプ１５１と演算抵抗器
１５２，１５３と演算コンデンサ１５４とゲイン
調整用可変抵抗器１５５とから構成されている。
すなわち、トルクメータ４から出力されるトルク
信号がアナログ微分器１５によつて微分され、減
算器９が上記微分値とASR制御回路１２から出
力される信号の偏差を取り、マイナーACR回路
８に出力する。これによつて、サイリスタ整流装
置６の点弧角の制御にトルクメータ４から出力さ
れるトルク信号の微分値が取り込まれ、駆動用直
流電動機１の端子電圧が制御される。このように
して、本実施例によれば、第７図に示す閉ループ
Ｌが具体的に構成されることになる。
出力される信号が直接マイナーACR回路８に入
力され、マイナーACR回路８とパルス位相器７
を介してサイリスタ整流装置６の点弧角を制御し
ていた。しかし、本実施例においては、トルクメ
ータ４から出力されるトルク信号を入力とし、入
力されるトルク信号を微分して減算器９に出力す
るアナログ微分器１５が付加されている。アナロ
グ微分器１５は、演算アンプ１５１と演算抵抗器
１５２，１５３と演算コンデンサ１５４とゲイン
調整用可変抵抗器１５５とから構成されている。
すなわち、トルクメータ４から出力されるトルク
信号がアナログ微分器１５によつて微分され、減
算器９が上記微分値とASR制御回路１２から出
力される信号の偏差を取り、マイナーACR回路
８に出力する。これによつて、サイリスタ整流装
置６の点弧角の制御にトルクメータ４から出力さ
れるトルク信号の微分値が取り込まれ、駆動用直
流電動機１の端子電圧が制御される。このように
して、本実施例によれば、第７図に示す閉ループ
Ｌが具体的に構成されることになる。
第８図において、周知のサイリスタレオナード
方式のASR制御のマイナーACR回路８は非常に
高い応答が得られる。そのオーダーは、時定数
TCが４〔ｍＳ〕未満であつて、マイナーACR回路
８自体のしや断角周波数は300〜500〔RAD／sec〕
程度である。従つて、TC＝０と考えることがで
きる。本発明はこのマイナーACR回路８が高い
応答を示すことも一つのポイントとなつている。
方式のASR制御のマイナーACR回路８は非常に
高い応答が得られる。そのオーダーは、時定数
TCが４〔ｍＳ〕未満であつて、マイナーACR回路
８自体のしや断角周波数は300〜500〔RAD／sec〕
程度である。従つて、TC＝０と考えることがで
きる。本発明はこのマイナーACR回路８が高い
応答を示すことも一つのポイントとなつている。
また、アナログ微分器１５は対ノイズを考慮し
て不完全微分とせざるを得ないが、微分アンプゲ
イン遅れ時定数TC2は小さくおさえることが可能
である。
て不完全微分とせざるを得ないが、微分アンプゲ
イン遅れ時定数TC2は小さくおさえることが可能
である。
従つて、(12)式を成立させることが可能であり、
第７図に示す閉ループＬ自体の応答はそのしや断
角周波数で300〔RAD／sec〕以上を確保すること
ができ、本実施例のASR制御回路１２自体の応
答（しや断角周波数ωで10〔RAD／sec〕程度）
と比較して十分に高いので、機械形軸捩り振動の
影響を除去することが可能になる。すなわち、第
７図に示す閉ループＬは第３図に示すまさつＣと
等価性を有することになる。また、その量はアナ
ログ微分器１５内のゲイン調整用抵抗器１５５を
調整し、アナログ微分器１５の微分アンプゲイン
TC1を調整することで可変にできる。
第７図に示す閉ループＬ自体の応答はそのしや断
角周波数で300〔RAD／sec〕以上を確保すること
ができ、本実施例のASR制御回路１２自体の応
答（しや断角周波数ωで10〔RAD／sec〕程度）
と比較して十分に高いので、機械形軸捩り振動の
影響を除去することが可能になる。すなわち、第
７図に示す閉ループＬは第３図に示すまさつＣと
等価性を有することになる。また、その量はアナ
ログ微分器１５内のゲイン調整用抵抗器１５５を
調整し、アナログ微分器１５の微分アンプゲイン
TC1を調整することで可変にできる。
こうして、制御系で機械系の軸捩り振動を減衰
させることができる。
させることができる。
本発明によれば、制御系で機械系の軸捩り振動
現象を減衰させることができ、共振角周波数にお
ける共振ピーク値を制御できるため、従来技術に
比し、ASR制御系のしや断角周波数ωCを高くで
きる。すなわち、従来に比し高い応答の制御装置
を提供できる。従来、ωC≒0.3〔RAD／sec〕であ
つたものを、本発明により、ωC≒10〔RAD／sec〕
に改善でき、約30倍応答を早くすることが可能に
なる。
現象を減衰させることができ、共振角周波数にお
ける共振ピーク値を制御できるため、従来技術に
比し、ASR制御系のしや断角周波数ωCを高くで
きる。すなわち、従来に比し高い応答の制御装置
を提供できる。従来、ωC≒0.3〔RAD／sec〕であ
つたものを、本発明により、ωC≒10〔RAD／sec〕
に改善でき、約30倍応答を早くすることが可能に
なる。
第１図は動力伝達系の試験機の概要を示す説明
図、第２図は第１図に示す試験機の機械系軸捩り
振動モデル図、第３図は第２図に対応するブロツ
ク図、第４図は第３図に示すブロツク図における
周波数特性を示すボード線図、第５図は従来技術
による駆動用直流電動機のASR制御系を示すブ
ロツク図、第６図は第５図に示すブロツク図にお
ける周波数特性を示すボード線図、第７図は本発
明による動力伝達系試験機駆動用直流電動機の制
御装置のブロツク図、第８図は第７図に示すブロ
ツク図を実現する具体例を示す回路図である。 １……駆動用直流電動機、２……吸収用直流電
動機、３……供試体、４……トルクメータ、５…
…パイロツト発電機、６……サイリスタ整流装
置、７……パルス位相器、８……マイナーACR
回路、１２……ASR制御回路、１４……速度設
定器、１５……アナログ微分器、１５１……演算
アンプ、１５２，１５３……演算抵抗器、１５４
……演算コンデンサ、１５５……ゲイン調整用可
変抵抗器。
図、第２図は第１図に示す試験機の機械系軸捩り
振動モデル図、第３図は第２図に対応するブロツ
ク図、第４図は第３図に示すブロツク図における
周波数特性を示すボード線図、第５図は従来技術
による駆動用直流電動機のASR制御系を示すブ
ロツク図、第６図は第５図に示すブロツク図にお
ける周波数特性を示すボード線図、第７図は本発
明による動力伝達系試験機駆動用直流電動機の制
御装置のブロツク図、第８図は第７図に示すブロ
ツク図を実現する具体例を示す回路図である。 １……駆動用直流電動機、２……吸収用直流電
動機、３……供試体、４……トルクメータ、５…
…パイロツト発電機、６……サイリスタ整流装
置、７……パルス位相器、８……マイナーACR
回路、１２……ASR制御回路、１４……速度設
定器、１５……アナログ微分器、１５１……演算
アンプ、１５２，１５３……演算抵抗器、１５４
……演算コンデンサ、１５５……ゲイン調整用可
変抵抗器。
Claims (1)
- １ あらかじめ定められた速度設定値と駆動用直
流電動機に設けられた回転検出器からの速度信号
との偏差に応じて速度指令を発生する定速度制御
回路と、上記速度指令を受けて駆動用直流電動機
に所定の端子電圧を供給するマイナー定電流制御
系とを含んで構成される動力伝達系試験機駆動用
直流電動機の定速度制御装置において、試験機の
回転軸のトルクを検出するトルクメーターから出
力されるトルク検出信号を微分する微分回路と、
上記微分回路の出力を上記マイナー定電流制御系
に帰還させる帰還路とから構成されていることを
特徴とする動力伝達系試験機駆動用直流電動機の
定速度制御装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57159556A JPS5950334A (ja) | 1982-09-16 | 1982-09-16 | 動力伝達系試験機駆動用直流電動機の制御装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57159556A JPS5950334A (ja) | 1982-09-16 | 1982-09-16 | 動力伝達系試験機駆動用直流電動機の制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5950334A JPS5950334A (ja) | 1984-03-23 |
| JPH0237973B2 true JPH0237973B2 (ja) | 1990-08-28 |
Family
ID=15696314
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57159556A Granted JPS5950334A (ja) | 1982-09-16 | 1982-09-16 | 動力伝達系試験機駆動用直流電動機の制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5950334A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2015136626A1 (ja) * | 2014-03-11 | 2015-09-17 | 株式会社明電舎 | ドライブトレインの試験システム |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0742939B2 (ja) * | 1985-10-07 | 1995-05-15 | 株式会社日立製作所 | トルク制御式圧縮機 |
| JPS62155348A (ja) * | 1985-12-27 | 1987-07-10 | Saaborando Kk | 動力伝達系防振制御法 |
| DE3783557T2 (de) * | 1986-10-24 | 1993-05-13 | Mazda Motor | Fahrzeugaufhaengungssystem mit veraenderlichen aufhaengungscharakteristiken. |
| JP2003337092A (ja) * | 2002-05-21 | 2003-11-28 | Meidensha Corp | 動的捩りのばね定数の割り出し方法 |
| JP4279531B2 (ja) * | 2002-09-30 | 2009-06-17 | アルプス電気株式会社 | 力覚付与入力装置 |
-
1982
- 1982-09-16 JP JP57159556A patent/JPS5950334A/ja active Granted
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2015136626A1 (ja) * | 2014-03-11 | 2015-09-17 | 株式会社明電舎 | ドライブトレインの試験システム |
| JP5839154B1 (ja) * | 2014-03-11 | 2016-01-06 | 株式会社明電舎 | ドライブトレインの試験システム |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5950334A (ja) | 1984-03-23 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| KR100425819B1 (ko) | 기계진동검출장치 및 제진제어장치 | |
| CN101180789B (zh) | 电动机控制装置 | |
| CN104137413B (zh) | 测力计系统 | |
| JP2019052862A (ja) | 動力計制御装置 | |
| US6252369B1 (en) | Motor speed controller and gain setting method of the controller | |
| JPH052179B2 (ja) | ||
| KR102198760B1 (ko) | 상태 옵저버 병용형 풀 클로즈드 제어에 의한 파동 기어 장치를 구비한 액추에이터의 위치결정 제어장치 | |
| JPH0237973B2 (ja) | ||
| JP2018091876A (ja) | 動力系の試験装置 | |
| JP2002291272A (ja) | 速度制御装置とその制御方法 | |
| EP0081594A1 (en) | Control system for a motor driven machine | |
| CN100388614C (zh) | 电机的控制装置 | |
| EP0523255B1 (en) | Method of suppressing torsional vibration in a motor speed control system and apparatus therefor | |
| JPH026308B2 (ja) | ||
| JP2850075B2 (ja) | 可変構造制御方法 | |
| JPS594954B2 (ja) | 機械駆動系軸ねじり振動制御装置 | |
| JP2623532B2 (ja) | 防振制御方法 | |
| JP2737064B2 (ja) | 制御装置 | |
| JPS623666B2 (ja) | ||
| JPH05215643A (ja) | 電動機駆動試験装置 | |
| JP3244184B2 (ja) | 状態空間法によるねじり系制御装置 | |
| JP3266391B2 (ja) | 制御装置 | |
| JPS63201705A (ja) | マニピユレ−タの防振制御装置 | |
| JPH04248436A (ja) | 動力伝達系試験機の軸捩り振動減衰制御装置 | |
| JPS60148392A (ja) | 電動機の回転制御装置 |