WO2010095272A1 - 状態フィ－ドバック制御装置、状態フィ－ドバックコントロ－ラ－および状態フィ－ドバック制御方法 - Google Patents

状態フィ－ドバック制御装置、状態フィ－ドバックコントロ－ラ－および状態フィ－ドバック制御方法 Download PDF

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WO2010095272A1
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state feedback
control
space model
feedback control
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PCT/JP2009/053306
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貴仁 渡辺
幹彦 本間
田畑　雅朗
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トヨタ自動車株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a state feedback control device, a state feedback controller, and a state feedback control method for performing state feedback control on a controlled object.
  • the present invention is applied to a damping force control device that suppresses and controls vibration of a vehicle suspension device, for example, by controlling damping force.
  • a state feedback control apparatus that performs state feedback control on a controlled object has been put into practical use.
  • state feedback control is often used for damping force control of a vehicle suspension device.
  • Nonlinear H ⁇ state feedback control may be used for damping force control of a vehicle suspension device.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 2000-148208 is calculated by a state feedback controller designed by applying a nonlinear H ⁇ control theory to a system represented by a state space model of a vibration system (control target) including a variable damping suspension device.
  • a damping force control device that obtains a variable damping coefficient representing a variable amount of damping force based on a control input is disclosed.
  • the system When the control target is subjected to state feedback control, as a prerequisite, the system is required to be controllable. That is, the controllable matrix of the state space model (also referred to as state space expression) representing the system is required to be full rank. However, there may be cases where the system cannot be designed to be controllable. In particular, if the number of equations of motion that are the basis of the design of the state space model to be controlled is less than the number of control inputs calculated by the state feedback controller, the system represented by the state space model is considered to be disabled control. Become.
  • a case is assumed in which a two-wheel model of a vehicle is a control target, and a state space model of the control target is designed based on a vertical motion equation of a sprung member obtained from the control target.
  • the number of motion equations serving as the basis for model design is one (only the vertical motion equation of the sprung member).
  • the control input calculated by the state feedback controller is a variable damping coefficient of a damper used in the left and right suspension devices
  • the number of control inputs is two. Since the number of equations of motion is less than the number of control inputs, the system represented by the designed state space model becomes uncontrollable.
  • a four-wheel model of a vehicle is a control target, and a state space model of the control target is designed based on the equations of motion related to heave motion (vertical motion), pitch motion, and roll motion of the sprung member obtained from the control target.
  • the number of equations of motion serving as the basis for model design is three (the heave motion equation, pitch motion equation, and roll motion equation of the sprung member).
  • the control input is a variable damping coefficient of a damper used in the suspension device attached to the front left and right and rear left and right of the sprung member, the number of control inputs is four.
  • the error has a large influence on the output because the error is incorporated on the input / output side of the model (for example, the input matrix or the output matrix).
  • the error component increases due to the accumulation of errors, and the difference between the designed model and the actual model to be controlled increases. For this reason, highly accurate state feedback control could not be performed.
  • the present invention has been made to cope with the above-described problem, and its purpose is to accurately control the state of a controlled object by simple model correction even when the system represented by the state space model is uncontrollable.
  • a feature of the present invention is that in a state feedback control device that performs state feedback control on a controlled object, the state of the state space model of the controlled object that represents an uncontrollable system A state feedback controller that calculates a control input of the system based on a state quantity of the system represented by the corrected state space model, and a control unit that controls a control target based on the control input calculated by the state feedback controller. It is in providing a state feedback control device. According to the above invention, the controlled object is controlled based on the control input calculated by the state feedback controller of the system represented by the corrected state space model.
  • a modified state space model is a control designed as a model that represents an uncontrollable system. It is designed to be a model that represents the system. In this modified state space model Prevents the rank drop of the controllable matrix of the modified state space model. This makes the system represented by the modified state space model controllable.
  • a system in which the state space model to be controlled is uncontrollable.
  • the control target can be subjected to state feedback control.
  • the modified state space model The structure is the same as the state space model of the controlled object. Therefore, it is necessary to redesign the model. There is no stacking up.
  • the difference between the corrected state space model and the actual state space model of the control target is reduced, and highly accurate state feedback control can be performed. Further, since there is only one error examination location, the time required for error examination can be shortened. From these facts, according to the present invention, even when the state space model represents an uncontrollable system, it is possible to accurately perform state feedback control of the controlled object by simple model correction.
  • Can be a controllable matrix it can be a matrix with a positive error component. It should be designed to change the components that affect the calculation of the link. in this case, Is good. According to this, rank drop due to the fact that the components in each row of the controllable matrix are the same component is prevented.
  • the present invention can be applied when the number of motion equations to be controlled is smaller than the number of control inputs calculated by the state feedback controller. For example, when controlling the vibration of the suspension device by controlling the damping force of the vehicle suspension device by state feedback, the damping force of the right suspension device and the damping force of the left suspension device are calculated based on one equation of motion. Applicable when controlling at the same time. Also applicable when simultaneously controlling the damping force of the four suspension devices attached to the front left and right and rear left and right of the sprung member based on the heave motion equation, pitch motion equation, and roll motion equation of the sprung member it can.
  • the state feedback controller may calculate a control input by applying H ⁇ state feedback control to a generalized plant designed based on a system represented by a modified state space model.
  • H ⁇ state feedback control linear H ⁇ state feedback control or non-linear H ⁇ state feedback control may be used.
  • the H ⁇ norm ⁇ G ⁇ ⁇ (L 2 gain from the system disturbance w to the output z in the case of nonlinear H ⁇ control) of the generalized plant is designed to be less than a predetermined positive constant ⁇ . Since the control object is subjected to state feedback control based on the control input calculated by the state feedback controller ( H ⁇ state feedback controller), disturbance suppression and robust stability are improved.
  • non-zero component component other than 0
  • error component component other than 0
  • the error line Should be 1/10 to 1/100 of the non-zero component of the state matrix It is possible to gain control and the system is sufficiently affected by errors Can be prevented from becoming zero.
  • this addition component is used for component calculation of the controllable matrix of the modified state space model, the addition component does not become zero, so that the controllable matrix is less likely to drop in rank.
  • the component that does not influence is preferably a zero component. According to this, the components unnecessary for the rank calculation of the controllable matrix of the modified state space model are set to 0, thereby reaching the system.
  • the deviation from the state space model to be controlled becomes smaller.
  • the control target includes a suspension device including a damper and a spring interposed between a sprung member and an unsprung member of the vehicle, and the control unit controls a damping force for damping the vibration of the suspension device. It should be a thing. According to this, the vibration of the suspension device is suppressed by controlling the damping force of the suspension device. Therefore, the riding comfort of the vehicle is improved.
  • Another feature of the present invention is a state feedback controller that calculates a system control input based on a system state quantity represented by a state space model. Thus, the state feedback controller calculates the control input of the system based on the state quantity of the system represented by the modified state space model modified to represent the controllable system.
  • the state feedback controller applies control by applying H ⁇ state feedback control to a generalized plant designed based on the system represented by the modified state space model.
  • the size of the non-zero component of the state matrix is preferably 1/10 to 1/100.
  • error The minute should have a zero component.
  • the invention of such a state feedback controller also has the same operational effects as the invention of the state feedback control apparatus described above.
  • another feature of the present invention is a state feedback control method for performing state feedback control on a controlled object, which is a controlled object state space model representing an uncontrollable system.
  • the control input calculation step may calculate the control input by applying H ⁇ state feedback control to the generalized plant designed based on the system represented by the modified state space model.
  • the invention of such a method also has the same operational effects as the invention of the state feedback control device described above.
  • FIG. 1 is a block diagram of a system represented by a state space model of a certain control target.
  • FIG. 2 is a block diagram of the system represented.
  • FIG. 3 is a block diagram illustrating a state feedback loop of the system represented by the modified state space model of FIG.
  • FIG. 4 is an overall schematic diagram of the vehicle suspension control apparatus according to the present embodiment.
  • FIG. 5 is a flowchart showing the flow of variable attenuation coefficient calculation processing executed by the nonlinear H ⁇ controller of the microcomputer.
  • FIG. 6 is a flowchart showing the flow of required damping force calculation processing executed by the required damping force calculation unit of the microcomputer.
  • FIG. 7 is a flowchart showing the flow of the required step number determination process executed by the required step number determination unit of the microcomputer.
  • FIG. 8 is a block diagram of the closed loop system S that feeds back the state quantity of the generalized plant G.
  • FIG. 9 is a diagram illustrating the motion of the suspension device according to this embodiment as a two-wheel model of a vehicle.
  • FIG. 10 is a block diagram of a system represented by a state space model to be controlled when the two-wheel model according to the present embodiment is a control target.
  • FIG. 11 is a block diagram of a system represented by a modified state space model according to the present embodiment.
  • FIG. 12 is a block diagram of a closed loop system in which a generalized plant designed based on a modified state space model is fed back.
  • FIG. 13 is a block diagram of a system represented by another modified state space model according to the present embodiment.
  • FIG. 1 is a block diagram of a system represented by a state space model expressed as equation (eq. 1).
  • blocks represented as I / s represent time integration
  • blocks represented by A, B, C, and D represent respective system coefficient matrices.
  • the controllable matrix U of the state space model c N ⁇ nm
  • This controllable matrix U c Is represented by the following formula (eq.2).
  • the state matrix A and the input matrix B are expressed as, for example, the following equation (eq.3).
  • the controllable matrix U c Is represented by the following formula (eq.4).
  • FIG. 2 is a block diagram of a system represented by a modified state space model Built into the modified state space model.
  • FIG. 3 is a block diagram illustrating a state feedback loop of a controllable system represented by a modified state space model.
  • the state feedback controller K calculates the system control input u based on the system state quantity x represented by the modified state space model.
  • the controlled object is subjected to state feedback control by the calculated control input u.
  • FIG. 4 is an overall schematic diagram of the vehicle suspension control apparatus.
  • This suspension control device 1 is a right suspension device SP. R , Left suspension system SP L And an electric control device EL.
  • Right suspension system SP R Is a suspension device mounted on the right wheel side of the vehicle
  • the left suspension device SP L Is a suspension device attached to the left wheel side of the vehicle.
  • Right suspension system SP R And left suspension SP L The structure of is the same.
  • the configurations of the suspension devices on both sides are described collectively, terms representing the left and right of each configuration are omitted.
  • Suspension device SP R , SP L Includes suspension springs 10R, 10L and dampers 20R, 20L.
  • the suspension springs 10R, 10L and the dampers 20R, 20L are made up of a sprung member HA and an unsprung member LA of the vehicle.
  • the suspension springs 10R and 10L are unsprung members LA.
  • the dampers 20R and 20L are arranged in parallel with the suspension springs 10R and 10L, and the unsprung member LA.
  • the vibration is attenuated by giving resistance to the vibration of the sprung member HA with respect to.
  • the sprung member HA is a member supported by the suspension springs 10R and 10L and the dampers 20R and 20L, and the vehicle body is also included in the sprung member HA.
  • the dampers 20R and 20L include cylinders 21R and 21L, pistons 22R and 22L, and piston rods 23R and 23L.
  • the cylinders 21R and 21L are hollow members in which a viscous fluid such as oil is sealed.
  • Cylinders 21R and 21L have unsprung members LA at their lower ends.
  • R , LA L Is connected to the lower arm.
  • the pistons 22R and 22L are disposed in the cylinders 21R and 21L.
  • the pistons 22R and 22L are movable in the axial direction inside the cylinders 21R and 21L.
  • the piston rods 23R and 23L are rod-shaped members.
  • the piston rods 23R and 23L are connected to the pistons 22R and 22L at one end thereof, extend from the connection ends in the axial direction of the cylinders 21R and 21L, and protrude outward from the upper ends of the cylinders 21R and 21L. And it connects with the vehicle body which is the sprung member HA at the other end.
  • the upper chamber R1 is placed in the cylinders 21R and 21L by the pistons 22R and 22L disposed inside the cylinders 21R and 21L.
  • R , R1 L And lower chamber R2 R , R2 L Is partitioned.
  • communication passages 24R and 24L are formed in the pistons 22R and 22L.
  • the communication passages 24R and 24L are connected to the upper chamber R1.
  • R , R1 L And lower chamber R2 R , R2 L Communicate with.
  • the unsprung member HA becomes the unsprung member LA when the vehicle gets over the road surface convex portion.
  • suspension device SP R , SP L Are fitted with variable aperture mechanisms 30R and 30L.
  • the variable throttle mechanisms 30R and 30L include valves 31R and 31L and actuators 32R and 32L.
  • the valves 31R and 31L are provided in the communication passages 24R and 24L.
  • the valves 31R and 31L are operated, the size of the cross-sectional area of at least a part of the communication passages 24R and 24L and the number of connection of the communication passages 24R and 24L are changed. That is, the opening degree OP of the communication passages 24R, 24L is changed by the operation of the valves 31R, 31L.
  • the valves 31R and 31L are constituted by, for example, rotary valves incorporated in the communication passages 24R and 24L.
  • the opening degree OP is changed by changing the number of connected passages 24R and 24L and the cross-sectional area of the flow path by changing the rotation angle of the rotary valve.
  • the actuators 32R and 32L are connected to the valves 31R and 31L.
  • the valves 31R and 31L are also operated in conjunction with the operation of the actuators 32R and 32L.
  • the actuators 32R and 32L can be configured by a motor for rotating the rotary valves.
  • this resistance force is a damping force against vibration. Therefore, if the opening degree OP changes, the damping force characteristics of the dampers 20R and 20L also change.
  • the damping force characteristic is a change characteristic of the magnitude of the damping force with respect to the speed of the pistons 22R and 22L with respect to the cylinders 21R and 21L (that is, the relative speed between the spring and the unspring).
  • the damping force characteristic is represented by a damping coefficient.
  • the opening degree OP is set stepwise. For this reason, the damping force characteristics of the dampers 20R and 20L are also changed step by step with the change of the opening degree OP.
  • the damping force characteristic is represented by the set number of stages of the set opening degree OP.
  • each damping force characteristic is displayed as a number of steps such as one step, two steps,... According to the set number of steps of the opening degree OP.
  • the number of stages representing the damping force characteristic can be set so that the damping force increases as the number representing the number of stages increases.
  • the set number of stages representing the damping force characteristics can be changed by the operation of the variable throttle mechanisms 30R and 30L as described above.
  • the electric control device EL includes a sprung acceleration sensor 41, a right unsprung acceleration sensor 42R, a left unsprung acceleration sensor 42L, a right stroke sensor 43R, a left stroke sensor 43L, and a microcomputer 50.
  • the sprung acceleration sensor 41 is attached to the vehicle body, and the sprung acceleration d, which is the vertical acceleration of the sprung member HA with respect to the absolute space. 2 y / dt 2 , And detected sprung acceleration d 2 y / dt 2 Output a signal according to.
  • the right unsprung acceleration sensor 42R is a right unsprung member LA.
  • R Right-side unsprung acceleration d which is the vertical acceleration of 2 r R / Dt 2 , And the detected right unsprung acceleration d 2 r R / Dt 2 Output a signal according to.
  • the left unsprung acceleration sensor 42L is a left unsprung member LA.
  • L Left unsprung member LA for absolute space L Left-side unsprung acceleration d that is the vertical acceleration of 2 r L / Dt 2 And the detected left-side unsprung acceleration d 2 r L / Dt 2 Output a signal according to.
  • the right stroke sensor 43R is composed of a sprung member HA and a right unsprung member LA. R Between the reference position of the sprung member HA and the right spring unsprung member LA. R The right unsprung displacement r, which is the displacement in the vertical direction from the reference position R Relative displacement r of spring-right spring R -Y is detected, and the detected sprung-right unsprung relative displacement amount r R A signal corresponding to -y is output.
  • This displacement amount is equal to the displacement amount (stroke amount) of the right piston 22R with respect to the right cylinder 21R in the right damper 20R.
  • the left stroke sensor 43L includes an unsprung member HA and a left unsprung member LA.
  • L Between the sprung displacement amount y and the left unsprung member LA.
  • L Left unsprung displacement amount r which is the amount of displacement in the vertical direction from the reference position of L Is the difference between the unsprung and left unsprung relative displacement r L -Y is detected, and the detected sprung-left unsprung relative displacement amount r L A signal corresponding to -y is output.
  • This displacement amount is equal to the displacement amount (stroke amount) of the left piston 22L with respect to the left cylinder 21L in the left damper 20L.
  • the sprung acceleration sensor 41 and the unsprung acceleration sensors 42R and 42L detect the upward acceleration as a positive acceleration and the downward acceleration as a negative acceleration.
  • the stroke sensors 43R and 43L have a positive sprung displacement amount from the reference position of the sprung member HA upward, and a negative sprung displacement amount from the reference position of the sprung member HA downward.
  • the amount of displacement is positive, and the amount of positive unsprung displacement is the unsprung member LA.
  • R , LA L The amount of displacement upward from the reference position and the negative unsprung displacement is the unsprung member LA.
  • R , LA L The relative displacement amount is detected when the displacement amount is downward from the reference position.
  • the microcomputer 50 is electrically connected to the sprung acceleration sensor 41, the unsprung acceleration sensors 42R and 42L, and the stroke sensors 43R and 43L.
  • the microcomputer 50 determines the right requested step number D representing the control target step number of the damping force characteristic of the right damper 20R based on the signal output from each sensor. reqR And the left required step number D representing the control target step number of the damping force characteristic of the left damper 20L reqL To decide. And the determined right side required step number D reqR To the right actuator 32R with a command signal corresponding to reqL The command signal corresponding to is output to the left actuator 32L. Both actuators 32R and 32L operate based on the command signal.
  • the right valve 31R and the left valve 31L operate.
  • the microcomputer 50 controls the right variable diaphragm mechanism 30R and the left variable diaphragm mechanism 30L, so that the damping force characteristics of the right damper 20R and the left damper 20L are variably controlled.
  • the right suspension device SP R And left suspension SP L The damping force is controlled simultaneously.
  • a controller 51, a required damping force calculation unit 52, and a required step number determination unit 53 are provided.
  • Nonlinear H ⁇ The controller 51 receives signals from the sensors 41, 42R, 42L, 43R, and 43L, and performs nonlinear H ⁇ Based on the control theory, the right variable damping coefficient C as the control input u vR And left variable damping coefficient C vL Is calculated.
  • Right-side variable damping coefficient C vR The right suspension device SP R Is a coefficient of a variable amount of damping force (right-side variable damping force) that fluctuates according to control with respect to a vibration speed (an upper spring-right unsprung relative speed described later).
  • the required damping force calculation unit 52 has a variable damping coefficient C vR , C vL And input variable damping coefficient C vR , C vL Based on the right suspension device SP R Right side required damping force F that is the target damping force that should be generated reqR And left suspension SP L Left side required damping force F that is the target damping force that should be generated reqL Calculate And the calculated both required damping force F reqR , F reqL Is output.
  • the required step number determining unit 53 is a required damping force F reqR , F reqL , And the input required damping force F reqR , F reqL Based on the right side required step number D which is the control target step number of the damping force characteristic reqR And left side required step number D reqL To decide. And the determined number D of both required steps reqR , D reqL Are output to the right actuator 32R and the left actuator 32L as instruction signals.
  • step number is abbreviated as S
  • step number is abbreviated as S
  • the sprung acceleration sensor 41 receives the sprung acceleration d. 2 y / dt 2 From the right unsprung acceleration sensor 42R to the right unsprung acceleration d. 2 r R / Dt 2 From the left unsprung acceleration sensor 42L to the left unsprung acceleration d. 2 r L / Dt 2 From the right stroke sensor 43R, the relative displacement r between the sprung and the right unsprung R -Y from the left stroke sensor 43L on the spring-left spring unsprung relative displacement r L Enter -y.
  • the input sprung acceleration d 2 y / dt 2 And unsprung acceleration d 2 r R / Dt 2 , D 2 r L / Dt 2 are integrated over time, and the sprung speed dy / dt which is the displacement speed in the vertical direction of the sprung member HA and the right unsprung member LA.
  • R The right unsprung speed dr which is the displacement speed in the vertical direction R / Dt, left unsprung member LA L
  • Left-side unsprung speed dr L / Dt is calculated.
  • the input spring-right spring relative displacement r R -Y is differentiated with respect to time and sprung speed dy / dt and right unsprung speed dr R / Dt is the difference between the sprung-right unsprung relative speed dr R / Dt-dy / dt is input as the relative amount of displacement r of the unsprung to left unsprung portion.
  • L -Y is time-differentiated, and the sprung speed dy / dt and the left unsprung speed dr L / Dt is the difference between the sprung-left unsprung relative speed dr L Calculate / dt-dy / dt.
  • Sprung speed dy / dt and unsprung speed dr R / Dt, dr L / Dt is calculated as a positive speed when the speed is upward, and is calculated as a negative speed when the speed is downward.
  • the sprung-unsprung relative speed dr R / Dt-dy / dt, dr L / Dt ⁇ dy / dt is the sprung member HA and the unsprung member LA R , LA L
  • the speed toward the direction of narrowing the gap that is, the speed toward the side where the dampers 20R and 20L compress, and is calculated as a positive speed. It is calculated as a negative speed when the speed is toward.
  • step S106 the controller 51 determines that the nonlinear H ⁇ Right-side variable damping coefficient C based on control theory vR And left variable damping coefficient C vL Calculate Variable damping coefficient C vR , C vL Represents an attenuation coefficient for a variable that varies depending on the control.
  • the controller 51 has a variable damping coefficient C vR , C vL L of the system (generalized plant) expressed using the modified state space model with control input u as 2 Gain (L from disturbance w to evaluation output z 2 The control input u, that is, the variable damping coefficient C so that the gain) is less than the positive constant ⁇ .
  • vR , C vL Calculate Variable damping coefficient C in S106 vR , C vL After calculating the variable damping coefficient C in S108 vR , C vL Is output. Then, it progresses to S110 and complete
  • Nonlinear H ⁇ The controller 51 has a function corresponding to the state feedback controller of the present invention.
  • the step of executing the variable attenuation coefficient calculation process shown in FIG. 5 corresponds to the control input calculation step of the present invention.
  • FIG. 6 is a flowchart showing the flow of the required damping force calculation process executed by the required damping force calculation unit 52.
  • the requested damping force calculation unit 52 starts this processing in S200 of FIG. 6, and in the next S202, the variable damping coefficient C vR , C vL Enter.
  • the right requested damping coefficient C reqR And left side required damping coefficient C reqL Calculate Right side required damping coefficient C reqR Is the right variable damping coefficient C vR Right-side linear damping coefficient C sR Is obtained by adding.
  • Left required damping coefficient C reqL Is the left variable damping coefficient C vL Left-side linear damping coefficient C sL Is obtained by adding.
  • the requested damping force calculation unit 52 determines that the right side requested damping force F is S206.
  • the required step number determination unit 53 starts this processing in S300 of FIG. 7, and in the next S302, the required damping force F reqR , F reqL Enter.
  • the right requested step number D in S304 reqR And left side required step number D reqL To decide.
  • the microcomputer 50 includes a plurality of sprung-right unsprung relative speeds dr.
  • the right damping force characteristic table storing the damping force that can be generated by the right damper 20R with respect to / dt-dy / dt for each step number representing the damping force characteristic of the right damper 20R, and a plurality of sprung-left unsprung relatives Speed dr L
  • a left-side damping force characteristic table storing damping force that can be generated by the left damper 20L with respect to / dt-dy / dt for each number of stages representing the damping force characteristic of the left damper 20L.
  • the required step number determination unit 53 refers to the right-side damping force characteristic table, and the right-side required step number D.
  • the left required step number D reqL are determined respectively. Specifically, the required step number determination unit 53 determines in S304 the sprung-right unsprung relative speed dr from among the damping forces stored in the right damping force characteristic table. R A damping force corresponding to / dt ⁇ dy / dt is selected for each number of steps. Further, the right-side required damping force F is selected from the damping forces selected for each stage number. reqR The damping force closest to is finally selected. Then, the number of steps corresponding to the finally selected damping force is determined as the right-side required number of steps D. reqR Determine as.
  • the required step number determination unit 53 selects the sprung-left unsprung relative speed dr from among the damping forces stored in the left damping force characteristic table.
  • L A damping force corresponding to / dt ⁇ dy / dt is selected for each number of steps.
  • the left-side required damping force F is selected from the damping forces selected for each stage number. reqL
  • the damping force closest to is finally selected.
  • the number of steps corresponding to the finally selected damping force is set to the left-side required number of steps D. reqL Determine as.
  • the requested step number determination unit 53 proceeds to S306, and the requested step number D reqR , D reqL A command signal corresponding to is output to the actuators 32R and 32L. Thereafter, the process proceeds to S308, and this process ends.
  • the actuators 32R and 32L that have received the command signal operate based on the command signal. As a result, the valves 31R and 31L are operated, and the number of stages representing the damping force characteristics of the dampers 20R and 20L is the required number of stages D. reqR , D reqL Thus, the variable aperture mechanisms 30R and 30L are controlled.
  • the suspension device SP R , SP L The damping force is controlled simultaneously.
  • the required damping force calculation unit 52 and the required step number determination unit 53 are non-linear H as a state feedback controller.
  • the required damping force calculation unit 52 and the required step number determination unit 53 correspond to the control means of the present invention.
  • the execution steps of the required damping force calculation process shown in FIG. 6 and the required step number determination process shown in FIG. 7 correspond to the control steps of the present invention.
  • Nonlinear H ⁇ The microcomputer 50 including the controller 51, the required damping force calculation unit 52, and the required step number determination unit 53 corresponds to the state feedback control device of the present invention.
  • Variable attenuation coefficient C vR , C vL Nonlinear H ⁇ Calculated by the controller 51.
  • the ride quality of the vehicle is determined by the ideal variable damping coefficient C depending on the running conditions of the vehicle.
  • the system includes a nonlinear H ⁇
  • variable damping coefficient C vR , C vL Is calculated as the control input u.
  • Nonlinear H in this embodiment ⁇
  • Variable damping coefficient C using state feedback control vR , C vL An outline of the calculation method will be described below. 1.
  • Nonlinear H ⁇ State feedback control theory First, nonlinear H ⁇ The state feedback control theory will be described. 1-1.
  • Bilinear system FIG. 8 is a block diagram of the closed-loop system S that feeds back the state quantity x of the generalized plant G. In this closed loop system S, the disturbance is represented by w, the evaluation output is z, the control input is u, and the state quantity is represented by x.
  • the state space model (state space representation) of the generalized plant G can be expressed as the following equation (eq.10) using the disturbance w, the evaluation output z, the control input u, and the state quantity x.
  • a state space model is represented by the form shown in the following equation (eq.11)
  • the state space model is said to be a bilinear system.
  • Nonlinear H ⁇ State feedback control problem Nonlinear H ⁇ State feedback control problem, ie non-linear H ⁇
  • the control purpose in the state feedback control is to design the system state feedback controller K so that the disturbance w of the closed loop system S does not appear as much as possible in the evaluation output z.
  • the state space model is a bilinear system, if there is a positive definite symmetric matrix P that satisfies the Riccati inequality shown in the following equation (eq.15), the nonlinear H ⁇ It is known that the state feedback control problem is approximately solvable. This Riccati inequality can be solved.
  • C 11 Is the frequency weight W s Is a matrix for the state quantity x in the output equation representing the output of 12 Is the frequency weight W u Is a matrix for the state quantity x in the output equation representing the output obtained by applying.
  • D 122 Is the frequency weight W u Is a matrix applied to the control input u in the output equation representing the output obtained by applying.
  • the state feedback controller K can be designed by solving the Riccati inequality. Then, the control object can be subjected to state feedback control by the control input u calculated by the designed state feedback controller K.
  • FIG. 9 shows the suspension device SP shown in FIG. R , SP L Is represented as a two-wheel model of a vehicle, and shows a vibration system to be controlled in this example.
  • M is the mass of the sprung member HA
  • K R Is the spring constant of the right suspension spring 10R
  • K L Is the spring constant of the left suspension spring 10L
  • C sR Is the linear damping coefficient of the right damper 20R
  • C sL Is the linear damping coefficient of the left damper 20L
  • C vR Is the variable damping coefficient of the right damper 20R
  • C vL Is a variable damping coefficient of the left damper 20L
  • y is a vertical displacement amount (sprung displacement amount) of the sprung member HA
  • r R Is the right unsprung member LA R Vertical displacement (right unsprung displacement)
  • r L Is the left unsprung member LA L
  • the vertical displacement amount left-side unsprung displacement amount).
  • the equation of motion of the sprung member HA is expressed by the following equation (eq.17).
  • equation (eq.17) 2-2.
  • State-space model design Based on the equation (eq.17), the state space model of the two-wheel model in FIG. 9 is designed.
  • the state quantity x p Is the relative displacement r on the spring-right spring R -Y, sprung-left sprung relative displacement r L ⁇ y, sprung speed dy / dt, disturbance w is right sprung speed dr R / Dt and left unsprung speed dr L / Dt.
  • the control input u is a variable attenuation coefficient C on the right side.
  • Evaluation output z p For example, the relative displacement amount r on the spring-right spring R -Y and sprung-left unsprung relative displacement r L Z if -y p , C p1 And D p12 Is expressed as follows. Evaluation output z p Is the sprung acceleration d 2 y / dt 2 Or sprung speed dy / dt.
  • the state space model shown in equation (eq.20) is a bilinear system.
  • FIG. 10 is a block diagram of the system represented by the equation (eq.20). 3. Controllability of systems represented by state space models The necessary and sufficient condition for the system represented by the state space model of equation (eq.20) to be controllable is the controllable matrix U of this state space model c Is full rank.
  • controllable matrix U c Is not full rank.
  • the system represented by the state space model shown by Formula (eq.20) is uncontrollable.
  • Controllable matrix U c Is not full rank because the number of control inputs u is two (the right-side variable damping coefficient C vR And left variable damping coefficient C vL This is because there is only one equation of motion that is the basis of model design, and there are fewer equations of motion than the number of control inputs u. 4).
  • Designing a modified state-space model In the present embodiment, a modified state space model is proposed in which the state space model to be controlled shown in the equation (eq.20) is modified. This modified state space model is described as the following equation (eq.23).
  • the state quantity x of the state equation p Includes the state space model of equation (eq.20).
  • the modified state space model shown in the equation (eq.23) is shown in the equation (eq.20).
  • the state space model is a modified model.
  • Fig. 11 is a block diagram of the system represented by this modified state space model. It is incorporated into the positive state space model, and the state matrix A at the addition point Q1 p Is added to error
  • the controllable matrix U of the modified state space model c * It is a necessary and sufficient condition that is full rank.
  • Controllable matrix U of the modified state space model c * Is represented by the following formula (eq.24).
  • the state matrix A expressed by the equation (eq.18) p And input matrix B p2 (X p ) are respectively expressed as the following formula (eq.25) and formula (eq.26).
  • State matrix A p , Input matrix B p2 (X p ) And error matrix (Eq.28) and formula (eq.29) hold.
  • Controllable matrix U c * Is represented by the following formula (eq.35).
  • the controllable matrix U shown in equation (eq.35) c * The first row component and the second row component are the same. This causes a rank drop and a controllable matrix U c * Will not be full rank.
  • the above formula (eq.36) can be expressed as the following formula (eq.37).
  • Control matrix U c * Ingredient a that affects the rank of 11 , A 12 , A 13 , A 21 , A 22 , A 23 Is set as shown in the following equation (eq.38).
  • FIG. 12 is a block diagram of a closed loop system S (state feedback control system) in which a generalized plant G designed based on a system represented by a modified state space model is fed back. M in FIG. * The part indicated by is a system represented by a modified state space model.
  • the modified state space model is expressed as the following equation (eq.39). This equation is the same as the above equation (eq.23). Also, as can be seen from FIG. 12, the evaluation output z p Includes a frequency weight W that is a weight that varies depending on the frequency. s Is working. Frequency weight W s Is a state quantity x w , Output z w And each constant matrix A w , B w , C w , D w Is expressed as the following equation (eq.40). here, Formula (eq.40) can be transformed into the following formula (eq.41). Moreover, the frequency weight W that varies depending on the frequency is also applied to the control input u. u Is working.
  • Formula (eq. 45) is described as Formula (eq. 47) according to the condition represented by Formula (eq. 46).
  • the right-side variable damping coefficient C is calculated by the calculated control input u. vR And left variable damping coefficient C vL Is obtained.
  • the right-side variable damping coefficient C thus obtained is vR And left variable damping coefficient C vL
  • the damping force characteristic of the right damper 20R and the damping force characteristic of the left damper 20L are controlled.
  • the right suspension device SP R And left suspension SP L Is controlled.
  • the microcomputer 50 as the state feedback control device calculates the system control input based on the state quantity of the system represented by the modified state space model (nonlinear H ⁇ The suspension device SP based on the control input calculated by the controller 51) and the state feedback controller K R , SP L The suspension device SP is controlled by controlling the damping force of the dampers 20R and 20L. R , SP L Control means (required damping force calculation unit 52, required step number determination unit 52).
  • the above modified state space model is a suspension designed as an uncontrollable system By being calculated, the controllable matrix of the modified state space model is designed to be full rank.
  • the system (or generalized plant) represented by the modified state space model becomes controllable, and the controlled object can be subjected to state feedback control.
  • the basic structure of the model is the same as the original state space model of the controlled object. In rare cases, there is no accumulation of errors. Therefore, there is little difference between the corrected state space model and the actual state space model to be controlled, and highly accurate state feedback control can be performed. Further, since there is only one error examination location, the time required for error examination can be shortened. That is, according to the present embodiment, it is possible to accurately perform state feedback control on a controlled object by simple model correction.
  • the state matrix components are set to change. For this reason, an error is added to the component causing the rank drop.
  • non-linear H The controller 51 adds a non-linear H to a generalized plant G designed based on a system represented by a modified state space model.
  • ⁇ Control input is calculated by applying state feedback control.
  • the suspension device SP is improved so as to improve disturbance suppression and robust stability.
  • R SP L
  • the state feedback control can be performed.
  • Column A p 1/10 of the magnitude of the non-zero component For this reason, the system represented by the modified state space model can obtain sufficiently controllability and the system.
  • the state matrix A p Since the non-zero components of are different in units of digits, the state matrix A p It is possible to prevent the added component from becoming zero due to cancellation when an error is added to. This sum component is the controllable matrix U c * Since the added component does not become zero, the controllable matrix U is used. c * Will be less likely to rank down. Dell controllable matrix U c * The components that do not affect the rank of the first row, that is, the components in the third row are set to zero. Thus, the controllable matrix U c * Zero components that do not contribute to the rank drop In addition, the divergence between the corrected state space model and the original state space model to be controlled can be further reduced.
  • the control object is a suspension device SP having a sprung member of a vehicle, an unsprung member, and a damper and a spring interposed between the sprung member and the unsprung member.
  • R , SP L It is comprised by the vibration system containing.
  • the suspension device SP R , SP L The damping system is controlled by the microcomputer 50, whereby the vibration system is controlled. This improves the ride comfort of the vehicle. From the above embodiment, the following invention can also be grasped. (1) Error rows in the state matrix of the state space model of the controlled object representing an uncontrollable system Spatial model.
  • the present invention should not be limited to the above embodiment.
  • a two-wheel model of a vehicle is taken as an example, and a state feedback control device that can obtain two control inputs from one equation of motion is disclosed.
  • the present invention can be applied in addition to such state feedback control.
  • the three equations of motion that form the basis of the state space model design are expressed by, for example, the following equation (eq.48), and the control input u is expressed by the following equation (eq.49).
  • M mass of sprung member
  • x vertical displacement of sprung member
  • F fr Vertical force acting on the right front side of the sprung member
  • F fl Vertical force acting on the left front side of the sprung member
  • F rr Vertical force acting on the right rear side of the sprung member
  • F rl Vertical force acting on the left rear side of the sprung member
  • I r Roll moment of inertia
  • I p Moment of pitch inertia
  • L Wheelbase
  • ⁇ r Roll angle
  • ⁇ p Pitch angle
  • T f Tread (front side)
  • T r Tread (rear side)
  • C vfr Variable damping coefficient of front right damper
  • C vfl Variable damping coefficient of front right damper
  • C vfl
  • the state matrix A is multiplied as a multiplicative error.
  • the system represented by the modified state space model can be made controllable.
  • the modified state matrix is expressed as the following equation (eq.50).
  • the present invention has been described by taking the damping force control of the vehicle suspension device as an example. However, the present invention can be applied to other state feedback control.
  • the nonlinear H ⁇ Although the present invention has been described with state feedback control as an example, linear H ⁇ State feedback control may be used. If it is state feedback control, H ⁇ It does not have to be control. Thus, the present invention can be modified without departing from the gist thereof.

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Abstract

不可制御なシステムを表す状態空間モデルに誤差行列⊿を加算することにより、可制御なシステムを表すように状態空間モデルを修正した修正状態空間モデルが設計される。この修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態フィ－ルドバックコントロ－ラ－により算出された制御量に基づいて制御対象が制御される。不可制御であるシステムを表す状態空間モデルを誤差行列⊿で修正することにより、システムを可制御にすることができる。また、誤差行列⊿は状態行列に加算されるので、誤差がシステムの出力に及ぼす影響を小さくすることができる。

Description

状態フィードバック制御装置、状態フィードバックコントローラおよび状態フィードバック制御方法
　本発明は、制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御装置、状態フィードバックコントローラ、および状態フィードバック制御方法に関する。本発明は、例えば減衰力を制御することによって、車両のサスペンション装置の振動を抑制制御する減衰力制御装置に適用される。
　制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御装置が実用化されている。例えば、車両のサスペンション装置の減衰力制御に状態フィードバック制御がよく用いられる。
　車両のサスペンション装置の減衰力制御には、非線形Ｈ∞状態フィードバック制御が用いられることもある。特開２０００−１４８２０８号公報は、可変減衰型のサスペンション装置を含む振動系（制御対象）の状態空間モデルにより表されたシステムに非線形Ｈ∞制御理論を適用して設計した状態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、減衰力の可変分を表す可変減衰係数を得る減衰力制御装置を開示している。
　制御対象を状態フィードバック制御する場合、その前提条件として、システムが可制御であることが要求される。つまり、システムを表す状態空間モデル（状態空間表現ともいう）の可制御行列がフルランクであることが要求される。しかし、可制御になるようにシステムを設計することができない場合もあり得る。特に、制御対象の状態空間モデル設計の基礎となる運動方程式の個数が、状態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の個数未満である場合には、その状態空間モデルにより表されるシステムが不可制御となる。
　例えば、車両の２輪モデルが制御対象とされ、この制御対象から得られるバネ上部材の上下方向の運動方程式を基礎として、制御対象の状態空間モデルを設計する場合を想定する。この場合、モデル設計の基礎となる運動方程式の個数は１個（バネ上部材の上下運動方程式のみ）である。これに対し、状態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が左右のサスペンション装置に用いられるダンパの可変減衰係数である場合、制御入力の個数は２個となる。運動方程式の個数が制御入力の個数未満となるので、設計した状態空間モデルにより表されるシステムは不可制御になる。
　また、車両の４輪モデルが制御対象とされ、この制御対象から得られるバネ上部材のヒーブ運動（上下運動）、ピッチ運動、ロール運動に関する運動方程式を基礎として、制御対象の状態空間モデルを設計する場合を想定する。この場合、モデル設計の基礎となる運動方程式の個数は３個（バネ上部材のヒーブ運動方程式、ピッチ運動方程式、ロール運動方程式）である。これに対し、制御入力がバネ上部材の前方左右および後方左右にそれぞれ取付けられたサスペンション装置に用いられるダンパの可変減衰係数である場合、制御入力の個数は４個となる。この場合も、運動方程式の個数が制御入力の個数未満となるために不可制御となる。
　システムが不可制御である場合、制御入力により状態量を制御することができないので、状態フィードバック制御することができない。この場合には、状態空間モデルを再検討し、システムが可制御になるようにモデルを作り変えることが従来から行われていた。しかし、モデルを作り変える場合には、新たなパラメータの同定を必要としたり、また作り変えたモデルが複雑化したりする。このためモデルの再設計に多大な時間を要してしまうという問題がある。また、モデルに擬似的な誤差を組み込むことにより可制御性を得る方法も考えられる。この方法によれば、モデルに誤差を組み込むだけであるので比較的短時間でモデルを設計することができる。しかし、従来ではモデルの入出力側（例えば入力行列や出力行列）に誤差が組み込まれるため、誤差が出力に及ぼす影響が大きいという問題があった。また、従来では、モデルの複数箇所に誤差が組み込まれるので、誤差の積み上げにより誤差成分が大きくなり、設計したモデルと実際の制御対象のモデルとの乖離が大きくなる。このため精度の高い状態フィードバック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、状態空間モデルにより表されるシステムが不可制御であるときであっても、簡単なモデル修正により制御対象を精度良く状態フィードバック制御することができる状態フィードバック制御装置および状態フィードバック制御方法、およびそのような状態フィードバック制御装置および方法に用いられる状態フィードバックコントローラを提供することにある。
　本発明の特徴は、制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御装置において、不可制御なシステムを表す制御対象の状態空間モデルの状態
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000008
た修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラと、状態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制御対象を制御する制御手段とを備える状態フィードバック制御装置とすることにある。
　上記発明によれば、制御対象は、修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態フィードバックコントローラが算出する制御入力に基づいて制御される。修正状態空間モデルは、不可制御なシステムを表すモデルとして設計された制御
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000009
システムを表すモデルとなるように設計される。この修正状態空間モデルにおい
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000010
によって、修正状態空間モデルの可制御行列のランク落ちが防止される。これにより修正状態空間モデルにより表されるシステムが可制御になる。
　このように、本発明によれば、制御対象の状態空間モデルが不可制御なシステ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000011
テムが可制御となるように修正された修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態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、制御対象を状態フィードバック制御することができる。また、修正状態空間モデル
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000012
構造は制御対象の状態空間モデルと同一である。よって、モデルの再設計に要す
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000013
の積み上げが発生しない。よって、修正状態空間モデルと実際の制御対象の状態空間モデルとの乖離が少なくなり、精度の高い状態フィードバック制御を行うことができる。また、誤差検討箇所が１箇所であるのため、誤差検討に要する時間も短縮できる。これらのことから、本発明によれば、状態空間モデルが不可制御なシステムを表す場合でも、簡単なモデル修正により制御対象を精度良く状態フィードバック制御することができるのである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000014
が可制御になるのであれば、正の誤差成分を持つ行列でもよく、負の誤差成分を
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000015
ンクの計算に影響する成分が変化するよう設計されているのがよい。この場合、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000016
がよい。これによれば、可制御行列の各行の成分が同一成分であることによるランク落ちが防止される。
　本発明は、制御対象の運動方程式の個数が、状態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の個数よりも少ない場合に適用できる。例えば、状態フィードバックにより車両のサスペンション装置の減衰力を制御することによってサスペンション装置の振動を制御するにあたり、一つの運動方程式に基づいて、右側のサスペンション装置の減衰力と左側のサスペンション装置の減衰力を同時に制御する際に適用できる。また、バネ上部材のヒーブ運動方程式、ピッチ運動方程式、ロール運動方程式に基づいて、バネ上部材の前方左右および後方左右に取付けられた４個のサスペンション装置の減衰力を同時に制御する際にも適用できる。
　本発明において、状態フィードバックコントローラは、修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出するものであるとよい。この場合、線形Ｈ∞状態フィードバック制御であってもよく、また非線形Ｈ∞状態フィードバック制御であってもよい。これによれば、一般化プラントのＨ∞ノルム‖Ｇ‖∞（非線形Ｈ∞制御の場合はシステムの外乱ｗから出力ｚまでのＬ２ゲイン）が所定の正定数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（Ｈ∞状態フィードバックコントローラ）により算出された制御入力に基づいて制御対象が状態フィードバック制御されるので、外乱抑圧性およびロバスト安定性が向上する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000017
た、非零成分（０以外の成分）の値（すなわち誤差成分）が大きい場合は、小さ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000018
モデルにより表されるシステムが実質的に不可制御となる。したがって、誤差行
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000019
の大きさは、状態行列の非零成分の大きさの１／１０~１／１００とするのがよ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000020
御性を得ることができるとともに、システムが誤差の影響を受ける度合いが十分
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000021
が零となることを防止できる。この加算成分は修正状態空間モデルの可制御行列の成分計算に用いられるため、加算成分が零にならないことで、上記可制御行列がランク落ちし難くなるといった効果も奏する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000022
影響しない成分は、零成分であるのがよい。これによれば、修正状態空間モデルの可制御行列のランク計算に不必要な成分を０にすることにより、システムに及
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000023
制御対象の状態空間モデルとの乖離がより小さくなる。
　また、制御対象は、車両のバネ上部材とバネ下部材との間に介装されたダンパおよびバネを備えるサスペンション装置を含み、制御手段はサスペンション装置の振動を減衰するための減衰力を制御するものであるのがよい。これによれば、サスペンション装置の減衰力を制御することによってサスペンション装置の振動が抑制される。よって、車両の乗り心地が向上する。
　また、本発明の他の特徴は、状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいてシステムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラにお
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000024
することにより可制御なシステムを表すように修正された修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラとしたことにある。この場合、状態フィードバックコントローラは、修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000025
態行列の非零成分の大きさの１／１０~１／１００であるのがよい。また、誤差
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000026
分は零成分であるのがよい。このような状態フィードバックコントローラの発明においても、上記した状態フィードバック制御装置の発明と同様の作用効果を奏する。
　また、本発明の他の特徴は、制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御方法であって、不可制御なシステムを表す制御対象の状態空間モ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000027
に修正された修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する制御入力算出ステップと、制御入力算出ステップにより算出された制御入力に基づいて制御対象を制御する制御ステップと、を含む、状態フィードバック制御方法とすることにある。この場合、制御入力算出ステップは、修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出す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、上記した状態フィードバック制御装置の発明と同様の作用効果を奏する。
図１は、ある制御対象の状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000028
表されるシステムのブロック線図である。
図３は、図２の修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態フィードバックループを示すブロック線図である。
図４は、本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５は、マイクロコンピュータの非線形Ｈ∞コントローラが実行する可変減衰係数算出処理の流れを示すフローチャートである。
図６は、マイクロコンピュータの要求減衰力計算部が実行する要求減衰力計算処理の流れを示すフローチャートである。
図７は、マイクロコンピュータの要求段数決定部が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８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システムＳのブロック線図である。
図９は、本実施形態に係るサスペンション装置の運動を車両の２輪モデルとして表す図である。
図１０は、本実施形態に係る２輪モデルを制御対象とした場合における、制御対象の状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図である。
図１１は、本実施形態に係る修正状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図である。
図１２は、修正状態空間モデルに基づいて設計された一般化プラントを状態フィードバックした閉ループシステムのブロック線図である。
図１３は、本実施形態に係る他の修正状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図である。
　以下、本発明の実施形態について、説明する。
　制御対象の状態空間モデル（状態空間表現）は、制御入力ｕ、出力ｚ、状態量ｘによって、例えば下記式（ｅｑ．１）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000029
　なお、式（ｅｑ．１）は、線形時不変系のモデルを示している。
　上記式（ｅｑ．１）において、Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄは状態空間モデルのシステム係数行列であり、行列Ａは状態行列（あるいはシステム行列）、行列Ｂは入力行列、行列Ｃは出力行列、行列Ｄは直達行列と呼ばれる。
　図１は、式（ｅｑ．１）のように示される状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図である。図において、Ｉ／ｓとして表されるブロックは時間積分を示し、Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄにより表されるブロックは各システム係数行列を示している。
　状態空間モデルにより表されるシステムが可制御であるためには、状態空間モデルの可制御行列Ｕｃ（ｎ×ｎｍ）がフルランク（ｒａｎｋＵｃ＝ｎ）であることが必要十分条件である。この可制御行列Ｕｃは、下記式（ｅｑ．２）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000030
　ここで、状態行列Ａおよび入力行列Ｂが例えば下記式（ｅｑ．３）のように表されるものとする。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000031
すると、可制御行列Ｕｃは、下記式（ｅｑ．４）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000032
式（ｅｑ．４）により表される可制御行列Ｕｃのランクは１（ｒａｎｋＵｃ＝１）である。フルランクは２（Ｆｕｌｌ　Ｒａｎｋ＝２）であるので、可制御行列Ｕｃはフルランクでないことがわかる。したがって、状態空間モデルの状態行列Ａおよび入力行列Ｂが上記式（ｅｑ．３）によって表される場合、その状態空間モデルにより表されるシステムは不可制御であることがわかる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000033
を加算することにより、状態空間モデルを修正した修正状態空間モデルである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000034
列と呼ぶ。図２は、修正状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000035
修正状態空間モデルに組み込まれている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000036
　状態行列Ａおよび入力行列Ｂが上記式（ｅｑ．３）のように表されるものとすると、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000037
を用いて下記式（ｅｑ．７）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000038
Ｕｃ ＊のランクは２（ｒａｎｋＵｃ ＊＝２）となる。つまり可制御行列Ｕｃ ＊はフルランクになり、修正状態空間モデルにより表されるシステムが可制御になる。このように、状態
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000039
御性が回復する。
　図３は、修正状態空間モデルにより表される可制御なシステムの状態フィードバックループを示すブロック線図である。この閉ループシステムからわかるように、状態フィードバックコントローラＫは、修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量ｘに基づいて、システムの制御入力ｕを算出する。算出される制御入力ｕによって、制御対象が状態フィードバック制御される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000040
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000041
が非零であっても可制御行列Ｕｃ ＊の第１行成分が全て０となるためランクが１（ｒａｎｋＵｃ ＊＝１）となる。この場合はシステムが不可制御になる。よって、誤差行列
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000042
に、すなわち修正状態空間モデルの可制御行列Ｕｃ ＊がフルランクとなるように設定される必要がある。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000043
状態行列Ａの成分の絶対値と同程度である場合には、修正状態空間モデルの可制御行列Ｕｃ ＊のランク落ちが発生して、可制御行列Ｕｃ ＊がフルランクにならない可能性があるからである。例えば、状態行列Ａおよび入力行列Ｂが下記式（ｅｑ．８）
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000044
Ｕｃ ＊は下記式（ｅｑ．９）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000045
ここで、ａ１１，ａ１２，ａ２１，ａ２２≠０
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000046
制御行列Ｕｃ ＊のランク落ちが発生する。このため可制御行列Ｕｃ ＊はフルランクにならない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000047
の単位で異なっていれば、両行列の加算成分により表される可制御行列Ｕｃ ＊の成分が、加算による相殺で０となることはない。このため上の例で示されたような、可制御行列Ｕｃ ＊が成分に０を多く含むことによるランク落ちが防止される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000048
行列に近似されるために、システムに実質的な可制御性を与えることができない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000049
大きさであれば、修正状態空間モデルにより表されるシステムの可制御性を損な
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000050
れる。
　以下、本発明を車両のサスペンション装置の減衰力制御に適用した実施形態を説明する。
［サスペンション制御装置の構成］
　図４は、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１は、右側サスペンション装置ＳＰＲ、左側サスペンション装置ＳＰＬおよび電気制御装置ＥＬを備える。右側サスペンション装置ＳＰＲは車両の右輪側に取付けられているサスペンション装置であり、左側サスペンション装置ＳＰＬは車両の左輪側に取付けられているサスペンション装置である。右側サスペンション装置ＳＰＲと左側サスペンション装置ＳＰＬの構造は同一である。以下の説明において、両側のサスペンション装置の構成を一括して説明する場合には、各構成の左右を表す用語を省略する。
　サスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬは、サスペンションスプリング１０Ｒ，１０Ｌおよびダンパ２０Ｒ，２０Ｌを備える。サスペンションスプリング１０Ｒ，１０Ｌおよびダンパ２０Ｒ，２０Ｌは、車両のバネ上部材ＨＡとバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬとの間に介装され、一端（下端）がバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬ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１０Ｒ，１０Ｌはバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬとバネ上部材ＨＡとの間の相対振動を吸収（緩衝）する。ダンパ２０Ｒ，２０Ｌはサスペンションスプリング１０Ｒ，１０Ｌと並行に配置されており、バネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬに対するバネ上部材ＨＡの振動に抵抗を与えることによって、上記振動を減衰する。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ＬＡＲ，ＬＡＬに相当する。バネ上部材ＨＡは、サスペンションスプリング１０Ｒ，１０Ｌおよびダンパ２０Ｒ，２０Ｌ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２０Ｒ，２０Ｌは、シリンダ２１Ｒ，２１Ｌと、ピストン２２Ｒ，２２Ｌと、ピストンロッド２３Ｒ，２３Ｌを備える。シリンダ２１Ｒ，２１Ｌ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る。シリンダ２１Ｒ，２１Ｌはその下端にてバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬであるロアアームに連結されている。ピストン２２Ｒ，２２Ｌはシリンダ２１Ｒ，２１Ｌ内に配設されている。ピストン２２Ｒ，２２Ｌは、シリンダ２１Ｒ，２１Ｌの内部を軸方向に移動可能である。ピストンロッド２３Ｒ，２３Ｌは棒状の部材である。ピストンロッド２３Ｒ，２３Ｌは、その一端にてピストン２２Ｒ，２２Ｌに接続され、その接続端からシリンダ２１Ｒ，２１Ｌの軸方向上方に延設されてシリンダ２１Ｒ，２１Ｌの上端から外部に突き出ている。そして、他端にてバネ上部材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２１Ｒ，２１Ｌの内部に配設されたピストン２２Ｒ，２２Ｌによって、シリンダ２１Ｒ，２１Ｌ内に上部室Ｒ１Ｒ，Ｒ１Ｌと下部室Ｒ２Ｒ，Ｒ２Ｌが区画形成されている。また、ピストン２２Ｒ，２２Ｌには連通路２４Ｒ，２４Ｌが形成されている。連通路２４Ｒ，２４Ｌは、上部室Ｒ１Ｒ，Ｒ１Ｌと下部室Ｒ２Ｒ，Ｒ２Ｌとを連通する。
　上記構造のダンパ２０Ｒ，２０Ｌにおいて、車両が路面凸部を乗り越えることなどによりバネ上部材ＨＡがバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬに対して上下に振動した場合に、ピストンロッド２３Ｒ，２３Ｌを介してバネ上部材ＨＡに連結したピストン２２Ｒ，２２Ｌがバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬに連結したシリンダ２１Ｒ，２１Ｌ内を軸方向に相対変位する。この相対変位に伴い連通路２４Ｒ，２４Ｌ内を粘性流体が流通する。この流通時に発生する抵抗力が上下振動に対する減衰力である。これにより、バネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬに対するバネ上部材ＨＡの振動が減衰する。なお、減衰力の大きさは、シリンダ２１Ｒ，２１Ｌに対するピストン２２Ｒ，２２Ｌの振動速度（この速度は後述するバネ上−バネ下相対速度である）が大きくなる程大きくなる。
　また、サスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬには、可変絞り機構３０Ｒ，３０Ｌが取付けられている。可変絞り機構３０Ｒ，３０Ｌは、バルブ３１Ｒ，３１Ｌおよびアクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌを有する。バルブ３１Ｒ，３１Ｌは連通路２４Ｒ，２４Ｌに設けられている。バルブ３１Ｒ，３１Ｌが作動することにより、連通路２４Ｒ，２４Ｌの少なくとも一部の流路断面積の大きさや連通路２４Ｒ，２４Ｌの接続本数が変化する。すなわちバルブ３１Ｒ，３１Ｌの作動によって連通路２４Ｒ，２４Ｌの開度ＯＰが変化する。バルブ３１Ｒ，３１Ｌは、例えば連通路２４Ｒ，２４Ｌ内に組み込まれたロータリーバルブにより構成される。ロータリーバルブの回転角の変化により連通路２４Ｒ，２４Ｌの接続本数や流路断面積を変更させることで、開度ＯＰが変化する。アクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌはバルブ３１Ｒ，３１Ｌに接続されている。このアクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌの作動に連動してバルブ３１Ｒ，３１Ｌも作動する。アクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌは、例えばバルブ３１Ｒ，３１Ｌ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３２Ｒ，３２Ｌの作動に連動したバルブ３１Ｒ，３１Ｌの作動によって開度ＯＰが変化した場合、連通路２４Ｒ，２４Ｌ内を粘性流体が流通するときの抵抗の大きさも変化する。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が変化すれば、ダンパ２０Ｒ，２０Ｌの減衰力特性も変化する。なお、減衰力特性は、シリンダ２１Ｒ，２１Ｌに対するピストン２２Ｒ，２２Ｌの速度（すなわちバネ上−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２０Ｒ，２０Ｌの減衰力特性も段階的に変更される。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３０Ｒ，３０Ｌの作動により変更することができる。
　次に、電気制御装置ＥＬについて説明する。電気制御装置ＥＬは、バネ上加速度センサ４１と、右側バネ下加速度センサ４２Ｒと、左側バネ下加速度センサ４２Ｌと、右側ストロークセンサ４３Ｒと、左側ストロークセンサ４３Ｌと、マイクロコンピュータ５０を備える。
　バネ上加速度センサ４１は車体に取付けられていて、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ｄ２ｙ／ｄｔ２を検出し、検出したバネ上加速度ｄ２ｙ／ｄｔ２に応じた信号を出力する。右側バネ下加速度センサ４２Ｒは右側バネ下部材ＬＡＲに取付けられ、絶対空間に対する右側バネ下部材ＬＡＲの上下方向の加速度である右側バネ下加速度ｄ２ｒＲ／ｄｔ２を検出し、検出した右側バネ下加速度ｄ２ｒＲ／ｄｔ２に応じた信号を出力する。左側バネ下加速度センサ４２Ｌは左側バネ下部材ＬＡＬに取付けられ、絶対空間に対する左側バネ下部材ＬＡＬの上下方向の加速度である左側バネ下加速度ｄ２ｒＬ／ｄｔ２を検出し、検出した左側バネ下加速度ｄ２ｒＬ／ｄｔ２に応じた信号を出力する。
　右側ストロークセンサ４３Ｒは、バネ上部材ＨＡと右側バネ下部材ＬＡＲとの間に取付けられ、バネ上部材ＨＡの基準位置から上下方向の変位量であるバネ上変位量ｙと右側バネ下部材ＬＡＲの基準位置から上下方向の変位量である右側バネ下変位量ｒＲの差であるバネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙを検出し、検出したバネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙに応じた信号を出力する。なお、この変位量は、右側ダンパ２０Ｒにおける右側ピストン２２Ｒの右側シリンダ２１Ｒに対する変位量（ストローク量）に等しい。左側ストロークセンサ４３Ｌは、バネ上部材ＨＡと左側バネ下部材ＬＡＬとの間に取付けられ、バネ上変位量ｙと、左側バネ下部材ＬＡＬの基準位置から上下方向の変位量である左側バネ下変位量ｒＬとの差であるバネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙを検出し、検出したバネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙに応じた信号を出力する。なお、この変位量は、左側ダンパ２０Ｌにおける左側ピストン２２Ｌの左側シリンダ２１Ｌに対する変位量（ストローク量）に等しい。
　バネ上加速度センサ４１およびバネ下加速度センサ４２Ｒ，４２Ｌ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４３Ｒ，４３Ｌ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ＬＡＲ，ＬＡＬ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ＬＡＲ，ＬＡＬ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５０は、バネ上加速度センサ４１、バネ下加速度センサ４２Ｒ，４２Ｌ、ストロークセンサ４３Ｒ，４３Ｌに電気的に接続されている。マイクロコンピュータ５０は、各センサから出力された信号に基づいて、右側ダンパ２０Ｒの減衰力特性の制御目標段数を表す右側要求段数ＤｒｅｑＲおよび、左側ダンパ２０Ｌの減衰力特性の制御目標段数を表す左側要求段数ＤｒｅｑＬを決定する。そして、決定した右側要求段数ＤｒｅｑＲに応じた指令信号を右側アクチュエータ３２Ｒに、決定した左側要求段数ＤｒｅｑＬに応じた指令信号を左側アクチュエータ３２Ｌにそれぞれ出力する。両アクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌは上記指令信号に基づいて作動する。これにより右側バルブ３１Ｒおよび左側バルブ３１Ｌが作動する。このようにマイクロコンピュータ５０が右側可変絞り機構３０Ｒおよび左側可変絞り機構３０Ｌを制御することにより、右側ダンパ２０Ｒおよび左側ダンパ２０Ｌの減衰力特性が可変制御される。これにより、右側サスペンション装置ＳＰＲおよび左側サスペンション装置ＳＰＬの減衰力が同時に制御される。
　また、マイクロコンピュータ５０は、図１からわかるように非線形Ｈ∞コントローラ５１、要求減衰力計算部５２および要求段数決定部５３を備える。非線形Ｈ∞コントローラ５１は、各センサ４１，４２Ｒ，４２Ｌ，４３Ｒ，４３Ｌから信号を入力し、非線形Ｈ∞制御理論に基づいて、制御入力ｕとしての右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬを算出する。右側可変減衰係数ＣｖＲは、右側サスペンション装置ＳＰＲが発生すべき減衰力のうち、制御により変動する可変分の減衰力（右側可変減衰力）の、振動速度（後述するバネ上−右側バネ下相対速度）に対する係数である。左側可変減衰係数ＣｖＬは、左側サスペンション装置ＳＰＬが発生すべき減衰力のうち、制御により変動する可変分の減衰力（左側可変減衰力）の、振動速度（後述するバネ上−左側バネ下相対速度）に対する係数である。要求減衰力計算部５２は可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを入力し、入力した可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬに基づいて、右側サスペンション装置ＳＰＲが発生すべき目標減衰力である右側要求減衰力ＦｒｅｑＲおよび、左側サスペンション装置ＳＰＬが発生すべき目標減衰力である左側要求減衰力ＦｒｅｑＬを計算する。そして、計算した両要求減衰力ＦｒｅｑＲ，ＦｒｅｑＬを出力する。要求段数決定部５３は要求減衰力ＦｒｅｑＲ，ＦｒｅｑＬを入力し、入力した要求減衰力ＦｒｅｑＲ，ＦｒｅｑＬに基づいて、減衰力特性の制御目標段数である右側要求段数ＤｒｅｑＲおよび左側要求段数ＤｒｅｑＬを決定する。そして、決定した両要求段数ＤｒｅｑＲ，ＤｒｅｑＬに対応する信号を指示信号として右側アクチュエータ３２Ｒおよび左側アクチュエータ３２Ｌ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サスペンション制御装置１において、例えばバネ上加速度センサ４１の検出値が所定の閾値を越えた場合（すなわちサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの振動抑制制御が必要となる場合）、マイクロコンピュータ５０の非線形Ｈ∞コントローラ５１は可変減衰係数算出処理を、要求減衰力計算部５２は要求減衰力計算処理を、要求段数決定部５３は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。
　非線形Ｈ∞コントローラ５１は、図５のフローチャートに示される可変減衰係数算出処理を実行することによって、制御入力ｕとしての可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを算出する。図５にしたがってこの処理を説明すると、非線形Ｈ∞コントローラ５１は、図５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４１からバネ上加速度ｄ２ｙ／ｄｔ２を、右側バネ下加速度センサ４２Ｒから右側バネ下加速度ｄ２ｒＲ／ｄｔ２を、左側バネ下加速度センサ４２Ｌから左側バネ下加速度ｄ２ｒＬ／ｄｔ２を、右側ストロークセンサ４３Ｒからバネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙを、左側ストロークセンサ４３Ｌからバネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙを入力する。次に、Ｓ１０４にて、入力したバネ上加速度ｄ２ｙ／ｄｔ２およびバネ下加速度ｄ２ｒＲ／ｄｔ２，ｄ２ｒＬ／ｄｔ２をそれぞれ時間積分して、バネ上部材ＨＡの上下方向の変位速度であるバネ上速度ｄｙ／ｄｔ、右側バネ下部材ＬＡＲの上下方向の変位速度である右側バネ下速度ｄｒＲ／ｄｔ、左側バネ下部材ＬＡＬの上下方向の変位速度である左側バネ下速度ｄｒＬ／ｄｔを計算する。さらに、入力したバネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙを時間微分してバネ上速度ｄｙ／ｄｔと右側バネ下速度ｄｒＲ／ｄｔとの差であるバネ上−右側バネ下相対速度ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを、入力したバネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙを時間微分してバネ上速度ｄｙ／ｄｔと左側バネ下速度ｄｒＬ／ｄｔとの差であるバネ上−左側バネ下相対速度ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを計算する。バネ上速度ｄｙ／ｄｔおよびバネ下速度ｄｒＲ／ｄｔ，ｄｒＬ／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、バネ上−バネ下相対速度ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔ，ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔは、バネ上部材ＨＡとバネ下部材ＬＡＲ，ＬＡＬとの間隔を狭める方向に向かう速度、つまりダンパ２０Ｒ，２０Ｌ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２０Ｒ，２０Ｌ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ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔ，ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔは、外部入力によるサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの振動速度を表し、この速度は上述したピストン２２Ｒ，２２Ｌのシリンダ２１Ｒ，２１Ｌに対する速度に等しい。
　次いで、非線形Ｈ∞コントローラ５１は、Ｓ１０６にて、非線形Ｈ∞制御理論に基づいて右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬを計算する。可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬは、制御により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、非線形Ｈ∞コントローラ５１は、可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを制御入力ｕとした修正状態空間モデルを用いて表されたシステム（一般化プラント）のＬ２ゲイン（外乱ｗから評価出力ｚまでのＬ２ゲイン）が正定数γ未満となるように、制御入力ｕすなわち可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを計算する。Ｓ１０６にて可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを計算した後は、Ｓ１０８にて可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを出力する。その後、Ｓ１１０に進んでこの処理を終了する。非線形Ｈ∞コントローラ５１は、本発明の状態フィードバックコントローラに相当する機能を有する。また、図５に示される可変減衰係数算出処理を実行するステップは、本発明の制御入力算出ステップに相当する。
　図６は、要求減衰力計算部５２が実行する要求減衰力計算処理の流れを示すフローチャートである。要求減衰力計算部５２はこの処理を図６のＳ２００にて開始し、次のＳ２０２にて、可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬを入力する。次いで、Ｓ２０４にて右側要求減衰係数ＣｒｅｑＲおよび左側要求減衰係数ＣｒｅｑＬを計算する。右側要求減衰係数ＣｒｅｑＲは、右側可変減衰係数ＣｖＲに予め設定されている右側線形減衰係数ＣｓＲを加算することにより求められる。左側要求減衰係数ＣｒｅｑＬは、左側可変減衰係数ＣｖＬに予め設定されている左側線形減衰係数ＣｓＬを加算することにより求められる。線形減衰係数ＣｓＲ，ＣｓＬは、制御によっては変動しない固定分（線形分）の減衰係数を表す。続いて要求減衰力計算部５２は、Ｓ２０６にて右側要求減衰力ＦｒｅｑＲおよび左側要求減衰力ＦｒｅｑＬを計算する。右側要求減衰力ＦｒｅｑＲは、右側要求減衰係数ＣｒｅｑＲにバネ上−右側バネ下相対速度ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを乗ずることにより求められる。左側要求減衰力ＦｒｅｑＬは、左側要求減衰係数ＣｒｅｑＬにバネ上−左側バネ下相対速度ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔを乗ずることにより求められる。次いで、要求減衰力計算部５２はＳ２０８に進み、要求減衰力ＦｒｅｑＲ，ＦｒｅｑＬを出力する。その後Ｓ２１０に進んでこの処理を終了する。
　図７は、要求段数決定部５３が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。要求段数決定部５３はこの処理を図７のＳ３００にて開始し、次のＳ３０２にて要求減衰力ＦｒｅｑＲ，ＦｒｅｑＬを入力する。次いで、Ｓ３０４にて右側要求段数ＤｒｅｑＲおよび左側要求段数ＤｒｅｑＬを決定する。なお、マイクロコンピュータ５０は、複数のバネ上−右側バネ下相対速度ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対して右側ダンパ２０Ｒが発生し得る減衰力を、右側ダンパ２０Ｒの減衰力特性を表す段数ごとに記憶した右側減衰力特性テーブルと、複数のバネ上−左側バネ下相対速度ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対して左側ダンパ２０Ｌが発生し得る減衰力を、左側ダンパ２０Ｌの減衰力特性を表す段数ごとに記憶した左側減衰力特性テーブルとを有している。そして、Ｓ３０４において、要求段数決定部５３は、右側減衰力特性テーブルを参照して右側要求段数ＤｒｅｑＲを、左側減衰力特性テーブルを参照して左側要求段数ＤｒｅｑＬを、それぞれ決定する。具体的には、要求段数決定部５３は、Ｓ３０４にて、右側減衰力特性テーブルに記憶されている減衰力の中から、バネ上−右側バネ下相対速度ｄｒＲ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対応する減衰力を段数ごとに選択する。さらに、段数ごとに選択した減衰力の中から、右側要求減衰力ＦｒｅｑＲに最も近い減衰力を最終的に選び出す。そして、最終的に選び出した減衰力に対応する段数を右側要求段数ＤｒｅｑＲとして決定する。また、要求段数決定部５３は、左側減衰力特性テーブルに記憶されている減衰力の中から、バネ上−左側バネ下相対速度ｄｒＬ／ｄｔ−ｄｙ／ｄｔに対応する減衰力を段数ごとに選択する。さらに、段数ごとに選択した減衰力の中から、左側要求減衰力ＦｒｅｑＬに最も近い減衰力を最終的に選び出す。そして、最終的に選び出した減衰力に対応する段数を左側要求段数ＤｒｅｑＬとして決定する。
　Ｓ３０４にて要求段数ＤｒｅｑＲ，ＤｒｅｑＬを決定した後は、要求段数決定部５３はＳ３０６に進み、要求段数ＤｒｅｑＲ，ＤｒｅｑＬに応じた指令信号をアクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌに出力する。その後Ｓ３０８に進んでこの処理を終了する。指令信号を受けたアクチュエータ３２Ｒ，３２Ｌは、その指令信号に基づいて作動する。これによりバルブ３１Ｒ，３１Ｌが作動し、ダンパ２０Ｒ，２０Ｌの減衰力特性を表す段数が要求段数ＤｒｅｑＲ，ＤｒｅｑＬとなるように、可変絞り機構３０Ｒ，３０Ｌが制御される。これによりサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの減衰力が同時に制御される。
　以上の説明からわかるように、要求減衰力計算部５２および要求段数決定部５３は、状態フィードバックコントローラとしての非線形Ｈ∞コントローラ５１が算出した可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬに基づいて、サスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの減衰力を制御する。この減衰力制御によって、サスペンション装置ＳＰＲおよびＳＰＬの振動が制御される。この要求減衰力計算部５２および要求段数決定部５３が本発明の制御手段に相当する。また、図６に示される要求減衰力計算処理および図７に示される要求段数決定処理の実行ステップが、本発明の制御ステップに相当する。また、非線形Ｈ∞コントローラ５１、要求減衰力計算部５２および要求段数決定部５３を備えるマイクロコンピュータ５０が、本発明の状態フィードバック制御装置に相当する。
［可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬの制御理論］
　可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬ非線形Ｈ∞コントローラ５１により算出される。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ＣｖＲ，ＣｖＬ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、システムに非線形Ｈ∞状態フィードバック制御を適用することにより、可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬが制御入力ｕとして算出される。本実施形態における非線形Ｈ∞状態フィードバック制御を用いた可変減衰係数ＣｖＲ，ＣｖＬの算出手法について、以下にその概略を説明する。
１．非線形Ｈ∞状態フィードバック制御理論
　まず、非線形Ｈ∞状態フィードバック制御理論について説明する。
１−１．双線形システム
　図８は、一般化プラントＧの状態量ｘをフィードバックした閉ループシステムＳのブロック線図である。この閉ループシステム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の状態空間モデル（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．１０）のように表すことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000051
　特に特殊なケースとして、状態空間モデルが下記式（ｅｑ．１１）に示す形式により表される場合、その状態空間モデルは双線形システムであるという。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000052
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、閉ループシステムＳの外乱ｗが評価出力ｚにできるだけ現れないように、システムの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、閉ループシステムＳの外乱ｗから評価出力ｚまでのＬ２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．１２）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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000053
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．１３）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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000054
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．１４）により与えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000055
　ハミルトンヤコビ偏微分不等式を解くことはほぼ不可能といわれている。したがって、状態フィードバックコントローラＫを解析的に導くことはできない。しかし、状態空間モデルが双線形システムである場合には、下記式（ｅｑ．１５）に示すリカッチ不等式を満たす正定対称行列Ｐが存在すれば、非線形Ｈ∞状態フィードバック制御問題が近似的に可解であることが知られている。このリカッチ不等式は解くことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000056
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．１６）により与えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000057
式（ｅｑ．１５）および式（ｅｑ．１６）において、Ｃ１１は、評価出力に周波数重みＷｓを作用させた出力を表す出力方程式中の状態量ｘに掛る行列であり、Ｃ１２は、制御入力に周波数重みＷｕを作用させた出力を表す出力方程式中の状態量ｘに掛る行列である。Ｄ１２２は、制御入力に周波数重みＷｕを作用させた出力を表す出力方程式中の制御入力ｕに掛る行列である。また、ｍ（ｘ）は、周波数重みＷｓ，Ｗｕ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となる。
　したがって、状態空間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により算出される制御入力ｕにより制御対象を状態フィードバック制御することができる。
２．状態空間モデルの設計
２−１．サスペンション装置の運動方程式の導出
　図９は、図４に示されたサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬを車両の２輪モデルとして表した図であり、本例における制御対象となる振動系を示している。図において、Ｍはバネ上部材ＨＡの質量、ＫＲは右側サスペンションスプリング１０Ｒのバネ定数、ＫＬは左側サスペンションスプリング１０Ｌのバネ定数、ＣｓＲは右側ダンパ２０Ｒの線形減衰係数、ＣｓＬは左側ダンパ２０Ｌの線形減衰係数、ＣｖＲは右側ダンパ２０Ｒの可変減衰係数、ＣｖＬは左側ダンパ２０Ｌ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）、ｒＲは右側バネ下部材ＬＡＲの上下変位量（右側バネ下変位量）、ｒＬは左側バネ下部材ＬＡＬの上下変位量（左側バネ下変位量）である。
　図９に示す２輪モデルにおいて、バネ上部材ＨＡの運動方程式は、下記式（ｅｑ．１７）により表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000058
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000059
２−２．状態空間モデルの設計
　式（ｅｑ．１７）を基に、図９の２輪モデルの状態空間モデルを設計する。この場合、状態量ｘｐは、バネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙ、バネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙ、バネ上速度ｄｙ／ｄｔであり、外乱ｗは、右側バネ下速度ｄｒＲ／ｄｔおよび左側バネ下速度ｄｒＬ／ｄｔである。また、制御入力ｕは、右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬである。すると、状態方程式は下記式（ｅｑ．１８）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000060
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000061
　また、出力方程式は下記式（ｅｑ．１９）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000062
評価出力ｚｐが、例えばバネ上−右側バネ下相対変位量ｒＲ−ｙおよびバネ上−左側バネ下相対変位量ｒＬ−ｙである場合、ｚｐ，Ｃｐ１およびＤｐ１２は、以下のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000063
　評価出力ｚｐは、バネ上加速度ｄ２ｙ／ｄｔ２やバネ上速度ｄｙ／ｄｔであってもよい。また、出力方程式は、外乱ｗに関する項を加えてｚｐ＝Ｃｐ１ｘｐ＋Ｄｐ１１ｗ＋Ｄｐ１２ｕのように書き表されるものでも良い。
　式（ｅｑ．１８）および式（ｅｑ．１９）より、図９に示される制御対象の状態空間モデルは下記式（ｅｑ．２０）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000064
　式（ｅｑ．２０）に示される状態空間モデルは双線形システムである。図１０は、式（ｅｑ．２０）により表されるシステムのブロック線図である。
３．状態空間モデルにより表されるシステムの可制御性
　式（ｅｑ．２０）の状態空間モデルにより表されるシステムが可制御であるための必要十分条件は、この状態空間モデルの可制御行列Ｕｃがフルランクであることである。可制御行列Ｕｃは、下記式（ｅｑ．２１）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000065
　状態行列Ａｐおよび入力行列Ｂｐ２（ｘｐ）が上記式（ｅｑ．１８）により表される場合、可制御行列Ｕｃは、下記式（ｅｑ．２２）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000066
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000067
式（ｅｑ．２２）からわかるように、可制御行列Ｕｃは３×６行列である。よって、可制御行列Ｕｃのフルランクは３（Ｆｕｌｌ　ｒａｎｋ＝３）である。また、可制御行列Ｕｃの成分中、第１行の成分と第２行の成分は全て同一である。よってランク落ちが発生し、可制御行列Ｕｃのランクは２（ｒａｎｋＵｃ＝２）となる。つまり、可制御行列Ｕｃはフルランクではない。このため、式（ｅｑ．２０）に示される状態空間モデルにより表されるシステムは不可制御である。
　可制御行列Ｕｃがフルランクではない理由は、制御入力ｕの個数が２個（右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬ）であるのに対し、モデル設計の基礎となる運動方程式が１個であり、制御入力ｕの個数よりも運動方程式の個数が少ないからである。
４．修正状態空間モデルの設計
　本実施形態においては、式（ｅｑ．２０）に示される制御対象の状態空間モデルを修正した修正状態空間モデルが提案される。この修正状態空間モデルは、下記式（ｅｑ．２３）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000068
式（ｅｑ．２３）からわかるように、状態方程式の状態量ｘｐには、式（ｅｑ．２０）の状態空間モ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000069
る。すなわち、式（ｅｑ．２３）に示される修正状態空間モデルは、式（ｅｑ．２０）に示される
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000070
ことにより、状態空間モデルが修正されたモデルである。
　図１１は、この修正状態空間モデルにより表されるシステムのブロック線図で
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000071
正状態空間モデルに組み込まれ、加算点Ｑ１にて状態行列Ａｐに加算される。誤差
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000072
　修正状態空間モデルにより表されるシステムが可制御であるためには、修正状態空間モデルの可制御行列Ｕｃ ＊がフルランクであることが必要十分条件である。修正状態空間モデルの可制御行列Ｕｃ ＊は、下記式（ｅｑ．２４）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000073
ここで、計算の複雑化を避けるため、式（ｅｑ．１８）により表される状態行列Ａｐおよび入力行列Ｂｐ２（ｘｐ）を、それぞれ下記式（ｅｑ．２５）および式（ｅｑ．２６）のように表記する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000074
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000075
成分ａ３３の１／１０の大きさである。状態行列Ａｐ、入力行列Ｂｐ２（ｘｐ）および誤差行列
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000076
（ｅｑ．２８）および式（ｅｑ．２９）が成立する。また、可制御行列Ｕｃ ＊は下記式（ｅｑ．３０）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000077
ここで、γ＝−ａ３１−ａ３２＋ａ３３ ２
式（ｅｑ．３０）からわかるように、可制御行列Ｕｃ ＊の第１行第５列および第１行第６列の成分は、第２行第５列および第２行第６列の成分とは異なっている。よって、第１行成分と第２行成分が全て同一成分であることによるランク落ちが防止され、可制御行列Ｕｃ ＊のランクが３（ｒａｎｋＵｃ ＊＝３）となる。つまり、可制御行列Ｕｃ ＊はフルランクとなり、修正状態空間モデルにより表されるシステムは可制御となる。よって、修正状態空間モデルの状態フィードバック制御系を設計することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000078
が下記式（ｅｑ．３２）により表される場合について検討する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000079
このとき下記式（ｅｑ．３３）および式（ｅｑ．３４）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000080
可制御行列Ｕｃ ＊は、下記式（ｅｑ．３５）により表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000081
この場合において、下記の等式（ｅｑ．３６）が成立した場合には、式（ｅｑ．３５）に示される可制御行列Ｕｃ ＊の第１行成分と第２行成分が同一となる。このためランク落ちが発生し、可制御行列Ｕｃ ＊はフルランクにはならない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000082
上記式（ｅｑ．３６）は、下記式（ｅｑ．３７）のように表すことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000083
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000084
制御行列Ｕｃ ＊のランクに影響する成分ａ１１，ａ１２，ａ１３，ａ２１，ａ２２，ａ２３は、下記式（ｅｑ．３８）に示されるように設定されている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000085
上記式（ｅｑ．３８）のように各成分を設定した場合、式（ｅｑ．３７）の左辺は−０．１ａ３３となり、右辺は０となる。このため式（ｅｑ．３７）は成立しなくなる。よって、可制御行列Ｕｃ ＊はランク落ちせずにフルランクとなる。
　上記の設計例は、入力行列Ｂｐ２（ｘｐ）が式（ｅｑ．３２）のように表される場合における誤
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000086
ないように、個々に設計される。
６．状態フィードバック制御系の設計
　図１２は、修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントＧを状態フィードバックした閉ループシステムＳ（状態フィードバック制御系）のブロック線図である。図１２のＭ＊により示される部分が、修正状態空間モデルにより表されるシステムである。修正状態空間モデルは下記式（ｅｑ．３９）のように表される。この式は上記式（ｅｑ．２３）と同一である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000087
　また、図１２からわかるように、評価出力ｚｐには、周波数により変動する重みである周波数重みＷｓが作用している。周波数重みＷｓの状態空間モデルは、状態量ｘｗ、出力ｚｗおよび各定数行列Ａｗ，Ｂｗ，Ｃｗ，Ｄｗにより、下記式（ｅｑ．４０）のように表現される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000088
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000089
式（ｅｑ．４０）は、下記式（ｅｑ．４１）のように変形できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000090
　また、制御入力ｕにも、周波数により変動する周波数重みＷｕが作用している。周波数重みＷｕの状態空間モデルは、状態量ｘｕ、出力ｚｕおよび各定数行列Ａｕ，Ｂｕ，Ｃｕ，Ｄｕにより、下記式（ｅｑ．４２）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000091
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000092
　式（ｅｑ．３９）~式（ｅｑ．４２）から、一般化プラントを表す状態空間モデルは下記式
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000093
いる。よって、一般化プラントは可制御である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000094
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000095
７．状態フィードバックコントローラの設計
　上記式（ｅｑ．４３）のように表される状態空間モデルは双線形システムである。したがって、予め設定される正定数γに対して下記式（ｅｑ．４４）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１２の閉ループシステム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閉ループシステムＳのＬ２ゲイン‖Ｓ‖Ｌ２をγ未満にすることができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000096
このとき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．４５）に示すように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000097
　式（ｅｑ．４５）は、式（ｅｑ．４６）により表される条件により、式（ｅｑ．４７）のように記述される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000098
　制御入力ｕは、一例として上記式（ｅｑ．４７）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（＝Ｋ（ｘ））、すなわち閉ループシステムＳのＬ２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（＝Ｋ（ｘ））により算出される。算出された制御入力ｕにより右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬが得られる。本実施形態においてはこうして求められた右側可変減衰係数ＣｖＲおよび左側可変減衰係数ＣｖＬに基づいて、右側ダンパ２０Ｒの減衰力特性および左側ダンパ２０Ｌの減衰力特性が制御される。このような減衰力制御により、右側サスペンション装置ＳＰＲおよび左側サスペンション装置ＳＰＬの振動が制御されるのである。
　以上の説明からわかるように、状態フィードバック制御装置としてのマイクロコンピュータ５０は、修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいてシステムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラＫ（非線形Ｈ∞コントローラ５１）と、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に基づいてサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬ（ダンパ２０Ｒ，２０Ｌ）の減衰力を制御することにより、サスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの振動を制御する制御手段（要求減衰力計算部５２、要求段数決定部５２）を備える。
　上記修正状態空間モデルは、不可制御なシステムとして設計されたサスペンシ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000099
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000100
算されることによって修正状態空間モデルの可制御行列がフルランクとなるように設計される。このため修正状態空間モデルにより表されるシステム（または一般化プラント）が可制御になり、制御対象を状態フィードバック制御することができるのである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000101
るのみであってモデルの基本構造は元の制御対象の状態空間モデルと同一である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000102
まれるので、誤差の積み上げが発生しない。よって、修正状態空間モデルと実際の制御対象の状態空間モデルとの乖離が少なく、精度の高い状態フィードバック制御を行うことができる。また、誤差検討箇所が１箇所であるのため、誤差検討に要する時間も短縮できる。すなわち本実施形態によれば、簡単なモデル修正により制御対象を精度良く状態フィードバック制御することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000103
る状態行列の成分が変化するように設定されている。このためランク落ちの原因となる成分に誤差が加えられる。このような成分修正により修正状態空間モデルを可制御にすることができる。
　また、非線形Ｈ∞コントローラ５１は、修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントＧに非線形Ｈ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出している。これにより、外乱抑圧性およびロバスト安定性が向上するようにサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬを状態フィードバック制御することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000104
列Ａｐの非零成分の大きさの１／１０とされている。このため修正状態空間モデルにより表されるシステムが十分に可制御性を得ることができるとともに、システ
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000105
成分と状態行列Ａｐの非零成分が桁数の単位で異なるため、状態行列Ａｐに誤差が加算されたときに相殺により加算成分が零となることを防止できる。この加算成分は可制御行列Ｕｃ ＊の成分計算に用いられるため、加算成分が零にならないことで、可制御行列Ｕｃ ＊がランク落ちし難くなる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000106
デルの可制御行列Ｕｃ ＊のランクに影響しない成分、すなわち３行目の成分が零にされている。このように可制御行列Ｕｃ ＊のランク落ちに関与しない成分を零にし
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000107
きるとともに、修正状態空間モデルと元の制御対象の状態空間モデルとの乖離をより小さくすることができる。
　また、本実施形態において、制御対象は、車両のバネ上部材と、バネ下部材と、バネ上部材とバネ下部材との間に介装されたダンパおよびバネを有するサスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬを含む振動系により構成される。また、サスペンション装置ＳＰＲ，ＳＰＬの減衰力がマイクロコンピュータ５０により制御されることにより、上記振動系が制御される。これにより車両の乗り心地が向上する。
　上記実施形態から、以下の発明も把握することができる。
（１）不可制御なシステムを表す制御対象の状態空間モデルの状態行列に誤差行
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000108
空間モデル。
（２）状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラの設計方法であり、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000109
を加算することにより、可制御なシステムを表すように修正された修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞制御を適用することにより、状態フィードバックコントローラを設計することを特徴とする、状態フィードバックコントローラの設計方法。
（３）上記（１）または（２）において、
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000110
／１０~１／１００であることを特徴とする。
　本発明は、上記実施形態に限定されるべきものではない。例えば、上記実施形態では車両の２輪モデルを例に採り、一つの運動方程式から２つの制御入力を得ることができる状態フィードバック制御装置を開示している。このような状態フィードバック制御以外にも本発明は適用され得る。例えば、車両の４輪モデルから導かれるバネ上部材のヒーブ運動、ピッチ運動、ロール運動に関する三つの運動方程式を用いて、バネ上部材の前方左右および後方左右に取付けられる４つのサスペンション装置にそれぞれ設けられるダンパの可変減衰係数を制御入力とした不可制御なシステムを表す状態空間モデルを設計し、この状態空間モデルの状
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000111
された修正状態空間モデルを設計することができる。そして、修正状態空間モデルにより表されるシステムを基に設計した一般化プラントにＨ∞制御などを適用することにより得られる状態フィードバックコントローラから４つの制御入力を算出し、算出した制御入力に基づいて、４つのサスペンション装置の減衰力を制御することもできる。この場合、状態空間モデル設計の基礎となる３つの運動方程式は、例えば下記式（ｅｑ．４８）により表され、制御入力ｕは下記式（ｅｑ．４９）により表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000112
ここで、
Ｍ：バネ上部材の質量、ｘ：バネ上部材の上下変位量、Ｆｆｒ：バネ上部材の右前側に働く上下力、Ｆｆｌ：バネ上部材の左前側に働く上下力、Ｆｒｒ：バネ上部材の右後側に働く上下力、Ｆｒｌ：バネ上部材の左後側に働く上下力、Ｉｒ：ロール慣性モーメント、Ｉｐ：ピッチ慣性モーメント、Ｌ：ホイールベース、θｒ：ロール角、θｐ：ピッチ角、Ｔｆ：トレッド（フロント側）、Ｔｒ：トレッド（リア側）
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000113
ここで、
Ｃｖｆｒ：右前側のダンパの可変減衰係数、Ｃｖｆｌ：左前側のダンパの可変減衰係数、
Ｃｖｒｒ：右後側のダンパの可変減衰係数、Ｃｖｒｌ：左後側のダンパの可変減衰係数
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000114
的誤差として状態行列Ａｐに加算されているが、図１３のように、乗法的誤差として状態行列Ａｐに加算されている場合でも、修正状態空間モデルにより表されるシステムを可制御にすることができる場合がある。この場合、修正状態行列は、下記式（ｅｑ．５０）のように表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000115
　また、上記実施形態においては、車両のサスペンション装置の減衰力制御を例にとって本発明を説明したが、それ以外の状態フィードバック制御にも本発明を適用することができる。また、上記実施形態においては、非線形Ｈ∞状態フィードバック制御を例にとって本発明を説明したが、線形Ｈ∞状態フィードバック制御でもよい。また、状態フィードバック制御であれば、Ｈ∞制御でなくてもよい。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 (11)

  1. 制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御装置において、
    　不可制御なシステムを表す前記制御対象の状態空間モデルの状態行列に誤差行
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
    間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラと、
    　前記状態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前記制御対象を制御する制御手段と、
    　を備えることを特徴とする、状態フィードバック制御装置。
  2. 請求の範囲１に記載の状態フィードバック制御装置において、
    　前記状態フィードバックコントローラは、前記修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出することを特徴とする、状態フィードバック制御装置。
  3. 請求の範囲１または２に記載の状態フィードバック制御装置において、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000002
    ／１０~１／１００であることを特徴とする、状態フィードバック制御装置。
  4. 請求の範囲１乃至３のいずれかに記載の状態フィードバック制御装置において、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000003
    に影響しない成分が零成分であることを特徴とする、状態フィードバック制御装置。
  5. 請求の範囲１乃至４のいずれかに記載の状態フィードバック制御装置において、
    　前記制御対象は、車両のバネ上部材とバネ下部材との間に介装されたダンパおよびバネを備えるサスペンション装置を含み、
    　前記制御手段は、前記サスペンション装置の振動を減衰するための減衰力を制御することを特徴とする、状態フィードバック制御装置。
  6. 状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する状態フィードバックコントローラにおいて、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
    ことにより可制御なシステムを表すように修正された修正状態空間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出することを特徴とする、状態フィードバックコントローラ。
  7. 請求の範囲６に記載の状態フィードバックコントローラにおいて、
    　前記修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出することを特徴とする、状態フィードバックコントローラ。
  8. 請求の範囲６または７に記載の状態フィードバックコントローラにおいて、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000005
    ／１０~１／１００であることを特徴とする、状態フィードバックコントローラ。
  9. 請求の範囲６乃至８のいずれかに記載の状態フィードバックコントローラにおいて、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000006
    に影響しない成分が零成分であることを特徴とする、状態フィードバックコントローラ。
  10. 制御対象を状態フィードバック制御する状態フィードバック制御方法であって、
    　不可制御なシステムを表す前記制御対象の状態空間モデルの状態行列に誤差行
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000007
    間モデルにより表されるシステムの状態量に基づいて、システムの制御入力を算出する制御入力算出ステップと、
    　前記制御入力算出ステップにより算出された制御入力に基づいて前記制御対象を制御する制御ステップと、
    　を含む、状態フィードバック制御方法。
  11. 請求の範囲１０に記載の状態フィードバック制御方法において、
    　前記制御入力算出ステップは、前記修正状態空間モデルにより表されるシステムに基づいて設計された一般化プラントにＨ∞状態フィードバック制御を適用することにより制御入力を算出することを特徴とする、状態フィードバック制御方法。
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