WO2018122982A1 - 発電システム、及びその制御方法 - Google Patents

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龍彦 五井
中島　健一
智史 大月
杉本　和繁
東　成昭
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川崎重工業株式会社
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    • H02P2101/45—Special adaptation of control arrangements for generators for motor vehicles, e.g. car alternators

Definitions

  • the present invention relates to a power generation system for generating three-phase AC power having a predetermined set frequency, and a control method thereof.
  • Aircrafts, automobiles, and the like are equipped with a power generation system to supply power to the electronic devices provided in the aircraft, and a power generation device such as that disclosed in Patent Document 1 is known as the power generation system.
  • the generator is an AC generator, for example, and is driven by an engine.
  • the generator is connected to the engine via a continuously variable transmission, and generates an alternating current having a frequency corresponding to the engine speed and the gear ratio.
  • the engine and the generator are connected via a continuously variable transmission so that an alternating current with a specified frequency is generated in an electronic device provided in an aircraft, an automobile, etc. regardless of the engine speed.
  • the gear ratio of the continuously variable transmission is controlled by the control device.
  • the control device When controlling the gear ratio, the control device performs feedback control and also performs feedforward control according to a change in the power load of the generator. As a result, the frequency of the alternating current generated by the generator is kept within a specified range.
  • the power load of the generator is calculated based on the voltage and current of each phase of the generator, and the feed is performed using the calculated power load. Forward control is performed.
  • the calculated power load may include harmonics of a specified frequency due to various factors.
  • overcorrection may be performed in feedforward control by harmonics included in the power load.
  • the frequency of the alternating current generated by the generator may not be within a predetermined range. In order to avoid such a situation, it is desired to calculate a power load that is not overcorrected in the feedforward control.
  • an object of the present invention is to provide a power generation system that can suppress the occurrence of excessive feedforward compensation, and a control method therefor.
  • the power generation system of the present invention has a speed change mechanism that changes the speed ratio steplessly, and a continuously variable transmission that transmits the rotational speed of the input shaft to the output shaft at the changed speed ratio, and by rotation of the output shaft
  • a generator that is driven to generate three-phase AC power
  • a transmission drive that drives the transmission mechanism to change the transmission ratio of the continuously variable transmission to a command transmission value corresponding to an input transmission command
  • An output-side speed detector that detects an output-side rotational speed that is the rotational speed of the output shaft, a power load computing device that computes the power load of the generator, and a detection result detected by the output-side speed detector;
  • a shift command according to the power load calculated by the power load calculation device is output to control the gear ratio of the continuously variable transmission to generate three-phase AC power having a predetermined set frequency in the generator.
  • the arithmetic device includes a current detector, a voltage detector, and an arithmetic unit, wherein the current detector detects a current value of each phase of the three-phase AC generated by the generator, and the voltage detector Detects the voltage value of each phase of the three-phase alternating current generated by the generator, and the computing unit is based on the current value and the voltage value detected by the current detector and the voltage detector, respectively.
  • the control device includes a feedback control unit, a feedforward compensation unit,
  • the feedback control unit calculates a shift command so that the output side rotational speed detected by the output side speed detector becomes the output side target rotational speed corresponding to the set frequency, and is calculated.
  • Shift command to shift command The feedforward compensation unit performs feedforward compensation for correcting a shift command calculated by the feedback control unit based on a power load of the generator calculated by the calculator. It is something to execute.
  • the high frequency is attenuated in advance by filtering work, thereby generating excessive feedforward compensation (ie, overcorrection) due to the high frequency. Can be suppressed. Thereby, the gear ratio of the continuously variable transmission can be stably controlled.
  • the computing unit includes a prefilter, and the prefilter attenuates the harmonics of the set frequency for each of the detected three-phase current value and the three-phase current value. May be performed before calculating the power load.
  • the harmonics included in the current value and voltage value of each phase are attenuated by the prefilter, thereby suppressing the appearance of the harmonics in the calculated power load.
  • the computing unit may include a post filter, and the post filter may perform a filtering operation for attenuating harmonics of the set frequency with respect to the calculated power load.
  • the N-th harmonic other than the second harmonic is attenuated by the low-pass filter, so that the effect of the phase shift due to the use of the low-pass filter is reduced compared to the case where the second harmonic is attenuated by the low-pass filter. Can be reduced. As a result, it is possible to calculate a power load that suppresses the appearance of harmonics and has a small phase shift.
  • the feedforward compensation unit speeds up the power load computed by the power load computing device, performs phase compensation on the speeded power load through a dead band filter, and further performs integration to perform filtering work, and performs filtering.
  • the shift command calculated by the feedback control unit may be corrected using the power load that has been operated as a compensation value.
  • the feedforward compensation unit performs filtering work by speeding up, so if the power load contains high frequency, even if filtering is performed by the dead band filter, a lot of noise remains and feedforward compensation is performed. There is a possibility of overcompensation by some parts.
  • the noise can be sufficiently attenuated from the power load speeded up by the dead band filter filtering in the feedforward compensation unit, and the overcompensation by the feedforward compensation unit is performed. Can be suppressed.
  • the method for controlling a power generation system is a three-phase AC power driven by the rotation of the output shaft of a continuously variable transmission having a transmission mechanism capable of steplessly changing the gear ratio of the output shaft to the input shaft.
  • a speed change drive device drives the speed change mechanism to change the speed ratio of the continuously variable transmission to a command speed change value corresponding to an input speed change command
  • a three-phase with a predetermined set frequency A method of generating AC power in the generator, wherein a current detection step of detecting a current value of each phase of the three-phase AC generated by the generator, and a phase of each phase of the three-phase AC generated by the generator
  • a power load of the generator is calculated based on a current value and a voltage value detected in each of the current detection step and the voltage detection step; and the power load of the generator
  • FIG. 5 is a boat diagram showing an attenuation factor and a phase shift of a notch filter in the arithmetic device of FIG. 4.
  • a power generation system 1 shown in FIG. 1 is mounted on, for example, an aircraft, and generates power using rotational power from an engine E of the aircraft.
  • the power generation system 1 mainly includes a transmission 2, a generator 3, a control device 4, and a power load calculation device 5, and is driven by the transmission 2, the control device 4, and the power load calculation device 5.
  • a mechanism-integrated power generator 6 (Integrated Drive Generator: hereinafter referred to as “IDG”) is configured.
  • the input rotation speed N1 is, for example, 4,800 to 8,500 rpm
  • the control device 4 determines that the output rotation speed N2 is the target rotation speed N2 ref (for example, the synchronization speed of the generator 3)
  • the movement of the transmission 2 is controlled to be constant at 24,000 rpm.
  • the transmission 2 is connected to the generator 3.
  • the generator 3 is a three-phase AC generator, and receives the rotational driving force output from the transmission 2 and generates AC power having an output frequency f1 corresponding to the output rotational speed N2. That is, the control device 4 controls the movement of the transmission device 2 such that an alternating current having a rated frequency (ie, 400 Hz) corresponding to the target rotational speed N2 ref is generated from the generator 3. Further, the generator 3 is electrically connected to a load 7 such as an electronic device or an electric actuator, and AC power generated by the generator 3 is applied to the load 7. The power load generated in the generator 3 varies according to the operating state of the load 7, and the output rotation speed N2 varies with the variation of the power load.
  • a load 7 such as an electronic device or an electric actuator
  • the power load calculation device 5 calculates the power load of the generator 3, and the control device 4 feedback-controls the movement of the transmission 2 based on the power load.
  • the transmission 2 includes a toroidal continuously variable transmission (hereinafter referred to as “toroidal CVT”) 21 and a transmission drive mechanism 22.
  • the toroidal CVT 21 is a so-called double cavity type half toroidal CVT, and mainly includes an input shaft 21a, an input disk 21b, an output disk 21c, a plurality of power rollers 21d, and an output shaft 21e.
  • the input shaft 21a is connected to the engine E and is driven to rotate around the rotation axis L1 by the engine E.
  • the input shaft 21a rotates in conjunction with the input disk 21b, and the output disk 21c is arranged to face the input disk 21b.
  • Each of the input disk 21b and the output disk 21c has friction surfaces 21f and 21g, and the friction surfaces 21f and 21g are arranged to face each other.
  • Each of the friction surfaces 21f and 21g is formed such that a cut surface obtained by cutting each of the disks 21b and 21c along a plane including the rotation axis L1 forms a 1 ⁇ 4 arc. Therefore, an annular cavity 24 having a substantially semicircular cut surface is formed between the input disk 21b and the output disk 21c.
  • a plurality of power rollers 21d (in the present embodiment, two power rollers 21d) are arranged at equal intervals.
  • Each power roller 21d is formed in a substantially disc shape, and its outer peripheral edge portion has a partial spherical shape. Each power roller 21d is fitted between the input disk 21b and the output disk 21c with its outer peripheral edge abutting against the two friction surfaces 21f and 21g.
  • a roller shaft 21h is inserted through each power roller 21d along the center axis L2.
  • a thrust bearing 21j is integrally formed on the roller shaft 21h, and the power roller 21d is individually supported rotatably on the trunnion 25 (see also FIG. 3) via the thrust bearing 21j.
  • the roller shaft 21h is rotated around the center (that is, centered on the central axis L2) while being in contact with the roller 21c.
  • the output disk 21c is provided with a clamp mechanism 23.
  • the clamp mechanism 23 is a cam type (sometimes referred to as a loading mechanism) or a hydraulic type clamp mechanism.
  • the clamp mechanism 23 pushes the output disk 21c toward the input disk 21b, and sandwiches the power roller 21d between the output disk 21c and the input disk 21b.
  • a high-viscosity lubricating oil film is interposed between the power roller 21d and each of the disks 21b and 21c, and the rotational driving force input to the input disk 21b causes the power roller 21d to be driven by the shear resistance of the lubricating oil film. Via the output disk 21c.
  • the output disk 21c is provided with an output shaft 21e that rotates in conjunction with the output disk 21c, and the output shaft 21e is connected to the generator 3 via a power transmission mechanism 26. That is, the output disk 21c is connected to the generator 3 through the output shaft 21e and the power transmission mechanism.
  • the toroidal CVT 21 transmits the rotational driving force of the engine E to the generator 3.
  • the trunnion 25 is configured to be rotatable about a rotation axis L3 (see FIG. 3) that passes through the center of the arc of the cavity 24 and extends in a direction orthogonal to the center axis L2 (arrow B2 in FIG. 3).
  • B3 by rotating, the power roller 21d is tilted to change the tilt angle ⁇ of the power roller 21d (that is, the tilt angle of the roller shaft 21h).
  • the output rotational speed of the output disk 21c can be changed by changing the contact point between the power roller 21d and the friction surfaces 21f and 21g.
  • the trunnion 25 is configured to be displaceable in the tilt axis direction along the rotation axis L3, and the tilt angle ⁇ of the power roller 21d is adjusted to an angle corresponding to the displacement amount of the trunnion 25 by the displacement. It is like that. That is, the toroidal CVT 21 can adjust the speed ratio SR steplessly by moving the trunnion 25, and can adjust the speed ratio SR to a value corresponding to the displacement amount of the trunnion 25.
  • the toroidal CVT 21 configured as described above is provided with a speed change drive mechanism 22 for changing the speed ratio SR.
  • the speed change drive mechanism 22 includes two hydraulic cylinder mechanisms 28 and 29, a direction switching valve 30, a pump 31, and a relief valve 32.
  • Each hydraulic cylinder mechanism 28, 29 is provided corresponding to each trunnion 25, and moves the corresponding trunnion 25 forward and backward in the direction of the tilt axis.
  • Each hydraulic cylinder mechanism 28 and 29 has a piston rod 33 and a cylinder 34.
  • the piston rod 33 is provided integrally with the trunnion 25 and is inserted through the cylinder 34.
  • the inside of the cylinder 34 is partitioned into a deceleration chamber 35 and a speed increase chamber 36 by a pressure receiving portion 33 a formed on the piston rod 33.
  • the piston rod 33 advances and retreats by changing the position of the trunnion 25 by supplying pressure oil to the deceleration chamber 35 and the acceleration chamber 36, respectively.
  • a pump 31 is connected to the deceleration chamber 35 and the acceleration chamber 36 via a direction switching valve 30.
  • the pump 31 is connected to the engine E via the toroidal CVT 21 and the power transmission mechanism 26 (the detailed connection state is not shown), and is driven by the rotational driving force of the engine E to discharge the pressure oil. ing.
  • the pressure oil discharged from the pump 31 is guided to the direction switching valve 30 and is caused to flow to either the deceleration chamber 35 or the speed increasing chamber 36 by the direction switching valve 30. That is, the direction switching valve 30 receives a valve opening command value I ref described later, and the direction in which the pressure oil discharged from the pump 31 flows based on the valve opening command value I ref and The flow rate is switched.
  • the direction switching valve 30 is a nozzle flapper type servo valve as shown in FIG. 4, for example, and includes a control valve 41 and an electromagnetic drive mechanism 42.
  • the control valve 41 is a spool valve, and has a pump port 41a, a first port 41b, a second port 41c, and a tank port 41d.
  • the pump port 41 a is connected to the pump 31, and the first port 41 b is connected to the deceleration chamber 35 of each hydraulic cylinder mechanism 28, 29.
  • the second port 41 c is connected to the speed increasing chamber 36 of each hydraulic cylinder mechanism 28, 29, and the tank port 41 d is connected to the tank 40.
  • the connection states of these four ports 41a to 41d are switched by the spool 43 of the control valve 41, and the spool 43 is provided with an electromagnetic drive mechanism 42 for driving it.
  • the electromagnetic drive mechanism 42 includes an armature 44, a permanent magnet piece 45, a flapper 47, and a pair of nozzles 46A and 46B.
  • the armature 44 is a long rod-shaped member, and a central portion in the longitudinal direction thereof is pivotally supported, and is angularly displaced about the pivotally supported portion.
  • separate coils 48 are wound around portions of the armature 44 on one side and the other side in the longitudinal direction.
  • permanent magnet pieces 45 are arranged at both ends in the longitudinal direction of the armature 44, and a portion where the armature 44 is pivotally supported by flowing a drive current (valve opening command value I ref ) through the coil. Angular displacement at the center.
  • a flapper 47 is integrally provided at a central portion in the longitudinal direction of the armature 44, and the flapper 47 swings when the armature 44 is angularly displaced.
  • the flapper 47 that moves in this manner is disposed between the pair of nozzles 46A and 46B.
  • Each of the pair of nozzles 46A, 46B is connected to pilot chambers 43a, 43b formed at both ends of the spool 43, and changes the pilot pressures P1, P2 supplied to the pilot chambers 43a, 43b. . That is, when the flapper 47 swings and approaches the nozzle 46A, the pilot pressure P1 increases and the pilot pressure P2 decreases. On the other hand, when the flapper 47 swings and approaches the nozzle 46B, the pilot pressure P2 increases and the pilot pressure P1 decreases (see FIG. 4).
  • the spool 43 receives the pilot pressures P1 and P2 of the pilot chambers 43a and 43b, and changes the position of the spool 43 according to the differential pressure between the pilot pressures P1 and P2.
  • the flapper 47 is connected to the spool 43 via a feedback spring 49.
  • the feedback spring 49 adjusts the swing angle of the flapper 47 so that the differential pressure becomes zero when the differential pressure between the pilot pressures P1 and P2 is generated. It comes to adjust.
  • the valve opening command value I ref is input to the electromagnetic drive mechanism 42 as described above, and according to the valve opening command value I ref input to the electromagnetic drive mechanism 42.
  • the pump port 41a is connected to the tank port 41d.
  • the spool 43 moves toward the third position S3.
  • the pump port 41a is connected to the speed increasing chamber 36 of each hydraulic cylinder mechanism 28, 29 via the second port 41c
  • the tank port 41d is connected to the speed reducing chamber 35 via the first port 41b.
  • the direction switching valve 30 switches the flow direction of the hydraulic oil in this way, and supplies the hydraulic oil to the deceleration chamber 35 or the speed increase chamber 36 of each hydraulic cylinder mechanism 28, 29.
  • Each hydraulic cylinder mechanism 28, 29 expands and contracts when hydraulic oil is supplied to the deceleration chamber 35 or the acceleration chamber 36, and the trunnion 25 moves forward and backward in the direction of the tilting axis as it expands and contracts.
  • the deceleration chamber 35 and the acceleration chamber 36 of each hydraulic cylinder mechanism 28 and 29 are located in the opposite side with respect to the pressure receiving part 33a, respectively. Therefore, when hydraulic oil is supplied to the deceleration chamber 35 and the acceleration chamber 36, one of the two hydraulic cylinder mechanisms 28 and 29 expands and the other contracts. As a result, one of the two trunnions 25 also moves forward in the direction of the tilt axis (for example, arrow A2 in FIG.
  • each power roller 21d can be tilted by the two trunnions 25 moving forward and backward (see arrows B2 and B3 in FIG. 3), and accordingly the transmission ratio SR of the toroidal CVT can be changed.
  • the speed change drive mechanism 22 can change the speed change ratio SR of the toroidal CVT by moving the direction switching valve 30.
  • the control device 4 is connected to the electromagnetic drive mechanism 42 of the direction switching valve 30 in order to control the transmission gear ratio SR of the toroidal CVT by moving the spool 43 of the direction switching valve 30.
  • the control device 4 has a function of controlling the movement of the speed change drive mechanism 22, more specifically, the movement of the electromagnetic drive mechanism 42. Further, in order to control the movement of the electromagnetic drive mechanism 42, the control device 4 is electrically connected with an input side rotation sensor 11, an output side rotation sensor 12, and a power load calculation device 5 as shown in FIG. Yes.
  • the input side rotation sensor 11 outputs a signal corresponding to the input rotation speed N1 of the engine E
  • the output side rotation sensor 12 outputs a signal corresponding to the rotation speed N2 of the generator 3.
  • the power load calculation device (hereinafter simply referred to as “calculation device”) 5 calculates the power load of the generator 3 that is a disturbance during feedback control of the control device 4.
  • the arithmetic device 5 includes a voltage sensor 14, a current sensor 15, and a power load calculator 16. Voltage sensor 14, each phase of the load voltage value V A of the AC power supplied to the load 7, V B, a signal corresponding to V C to each output, the current sensor 15, the AC power supplied to the load Signals corresponding to the load current values I A , I B , and I C of each phase are output.
  • the output signal is input to a power load calculator (hereinafter simply referred to as “calculator”) 16.
  • the arithmetic unit 16 is incorporated in the control device 4 or configured separately, and may be realized by either software or hardware.
  • the arithmetic unit 16 when the arithmetic unit 16 is realized by software, it is realized by arithmetic processing by, for example, a CPU (Central Processing Unit) and an FPGA (field-programmable gate array).
  • the calculator 16 configured as described above calculates the power load based on the six signals from the voltage sensor 14 and the current sensor 15.
  • the computing unit 16 performs a filtering operation for attenuating the harmonics of the rated frequency, and suppresses the influence of the harmonics in the feedforward control.
  • the arithmetic unit 16 having such a function includes a pre-filter 17, an arithmetic unit 18, and a post filter 19.
  • the pre-filter 17 is connected to the voltage sensor 14 and the current sensor 15 and filters the harmonics of the rated frequency for the six signals output from the sensors 14 and 15, respectively. More specifically, the pre-filter 17 has, for example, six notch filter portions 17a to 17f. Each of the notch filter units 17a to 17f attenuates a specific harmonic, the second harmonic (about 800 Hz) in the present embodiment, with respect to the six signals inputted from each of the voltage sensor 14 and the current sensor 15 (See boat diagram in FIG. 6). In FIG. 6, the graph on the upper side of the drawing shows the magnitude of the attenuation rate with respect to the frequency, and the graph on the lower side of the drawing shows the degree of phase shift with respect to the frequency.
  • the notch filter units 17a to 17f may be configured with only one notch filter that is a band elimination filter for attenuating the second harmonic (about 800 Hz), but in addition to the second harmonic, Alternatively, a notch filter shifted by a predetermined frequency may be used in a multiplexed manner. As a result, noise around the second harmonic (for example, a range of ⁇ 14 Hz with respect to the second harmonic) can be attenuated, and can be attenuated even if the second harmonic deviates from 800 Hz. it can.
  • the calculation unit 18 calculates the load voltage values V A , V B , V C of each phase of the AC power of each phase and the load current values I A , I B , I C of each phase from the six signals, Further, the instantaneous or effective power load LOAD of the load 7 is calculated based on the following nonlinear calculation formula (1). Note that f is a rated frequency.
  • the load 7 forms an unbalanced circuit, and the voltages of the respective phases become unbalanced as shown in FIG.
  • A V B ⁇ V C
  • harmonics appear in the calculated power load LOAD (see the solid line in FIG. 7).
  • FIG. 7 shows the time course of each phase voltage, a chain line V A is one-dot chain line V B is two points, V C is shown in three-dot chain line. Since harmonics included in the power load LOAD affect feedforward control described later, the calculated power load LOAD is filtered again by the post filter 19.
  • the post filter 19 performs filtering to attenuate harmonics included in the power load LOAD calculated by the calculation unit 18. More specifically, the post filter 19 includes a notch filter unit 19a, a low-pass filter unit 19b, and a limit filter 19c.
  • the notch filter unit 19a attenuates a specific harmonic, the second harmonic (about 800 Hz) in the present embodiment, similarly to the notch filter units 17a to 17f described above, and is included in the power load LOAD.
  • the second harmonic is attenuated by the notch filter portion 19a.
  • the notch filter unit 19a may also use multiple notch filters. When the second harmonic is removed in this way, the power load LOAD is filtered in the low-pass filter unit 19b.
  • the notch filter unit 19a has a narrow frequency band for attenuation as shown in FIG. 6, but also has a narrow frequency band for causing a phase shift.
  • the notch filter unit 19a to attenuate the second harmonic, it is possible to perform the filtering operation of the second harmonic while suppressing attenuation and phase shift of the signal of the rated frequency.
  • noise in a frequency band not limited to the Nth harmonic is attenuated by attenuation by the low-pass filter unit 19b in a frequency band that does not affect the signal of the rated frequency (that is, the frequency band after the third harmonic). be able to.
  • the harmonics of the power load LOAD are attenuated by the notch filter unit 19a and the low-pass filter unit 19b.
  • the prefilter 17 includes the voltage values V A , V B , V C and the current values I A , I B , I C of each phase. Since the generated harmonics can be attenuated, the appearance of harmonics in the power load LOAD can be suppressed. Further, by filtering the power load LOAD by the post filter 19, it is possible to attenuate harmonics generated in the power load due to the imbalance between the current value and the voltage value of each phase. Thereby, it is possible to calculate a power load that can be easily referred to in control or the like.
  • the power load LOAD calculated in this way is further regulated to a value within the range between the upper limit value and the lower limit value by the limit filter 19c, and is output to the control device 4.
  • the control device 4 is configured by, for example, a CPU or FPGA and has the following functions. That is, the control device 4 detects the input rotation speed N1 based on the signal from the input side rotation sensor 11, and detects the rotation speed N2 based on the signal from the output side rotation sensor 12. Further, the control device 4 receives the power load LOAD from the computing unit 16 and controls the movement of the speed change drive mechanism 22 based on the input rotational speed N1, the rotational speed N2, and the power load LOAD. Below, the control apparatus 4 is demonstrated, referring the control block of FIG.
  • the control device 4 adjusts the speed ratio SR of the toroidal CVT 21 by controlling the movement of the speed change drive mechanism 22 so that the rotational speed of the generator 3 becomes constant at the target rotational speed N2 ref . That is, the control device 4 mainly includes a gear ratio calculation unit 60, a target gear ratio calculation unit 61, a PI controller 62, a feedforward (hereinafter referred to as "FF") compensator 63, and an FF compensation switching unit 64. And a valve opening command value calculation unit 65 and an observer 66.
  • FF feedforward
  • the gear ratio calculation unit 60 refers to signals from the input side rotation sensor 11 and the output side rotation sensor 12, and based on these signals, a ratio between the input rotation speed N1 and the output rotation speed N2, that is, a shift that is an actual gear ratio.
  • the ratio SR is calculated.
  • the target gear ratio calculation unit 61 calculates the target gear ratio SR ref separately from the gear ratio SR. That is, the target gear ratio calculation unit 61 refers to the target rotation speed N2 ref set by the target rotation speed setting unit 67 and the signal from the input side rotation sensor 11, and based on them, the input rotation speed N1 and A target speed ratio SR ref that is a ratio to the target rotational speed N2 ref is calculated.
  • the transmission gear ratio SR and the target transmission gear ratio SR ref are used by the transmission gear ratio subtractor 68.
  • the transmission gear ratio subtractor 68 calculates the transmission gear ratio difference ⁇ SR by subtracting the transmission gear ratio SR from the target transmission gear ratio SR ref. To do.
  • the calculated gear ratio difference ⁇ SR is used by the PI controller 62.
  • the PI controller 62 executes PI control using the gear ratio difference ⁇ SR as an input value and the transmission drive command value LVDT ref as an output value so that the gear ratio SR becomes the target gear ratio SR ref .
  • the PI controller 62 includes a pseudo-differentiator 71, a proportional gain multiplier 72, an integral gain multiplier 73, an adder 74, and an integrator 75. ing.
  • the pseudo-differentiator 71 performs pseudo-differentiation on the gear ratio difference ⁇ SR using a transfer function F 71 as shown in the equation (2).
  • s is a complex variable
  • T71 is a time constant.
  • the transmission ratio difference ⁇ SR referred to by the PI controller 62 is multiplied by the integral gain K i1 by the integral gain multiplier 73 separately from the pseudo differentiation.
  • the value calculated by the integral gain multiplier 73 is added to the value calculated by the proportional gain multiplier 72 by the adder 74.
  • the value added by the adder 74 is integrated by the integrator 75, and the integrated value becomes the stroke amount command value LVDT ref .
  • the stroke amount command value LVDT ref is a stroke amount to be expanded and contracted of the piston rod 33 in each of the hydraulic cylinder mechanisms 28 and 29.
  • the stroke amount command value LVDT ref is added with an FF correction amount by an adder / subtractor 69 as shown in FIG. 1 in order to correct the value, and is controlled to calculate the FF correction amount.
  • the device 4 has an FF compensator 63.
  • the FF compensator 63 that is an FF compensator determines the FF correction amount based on the power load LOAD calculated by the calculation device 5 and the signal from the input side rotation sensor 11 (that is, the input rotation speed N1). That is, the FF compensator 63 includes a stroke correction amount calculation unit 76, a pseudo-differentiator 77, a dead band filter 78, a phase compensation unit 79, a gain adjustment unit 80, a rate limit unit 81, as shown in FIG. And an integrator 82.
  • the stroke correction amount calculation unit 76 calculates the stroke amounts of the piston rods 38 and 39 to be corrected according to the magnitude of the power load LOAD.
  • the stroke correction amount calculation unit 76 first calculates the input rotation speed N1 of the engine E based on the signal from the input side rotation sensor 11, and calculates the calculated input rotation speed N1 and the target rotation speed N2 ref . Is calculated based on the target gear ratio SR ref (see reference numeral 83 in FIG. 9).
  • a correction estimated command value LVDT est is calculated based on the power load LOAD and the target gear ratio SR ref by using a table (see reference numeral 84 in FIG. 9) or a function stored in advance.
  • the correction estimation command value LVDT est is filtered by the pseudo-differentiator 77, the dead band filter 78, the phase compensation unit 79, the gain adjustment unit 80, the rate limit unit 81, and the integrator 82.
  • the pseudo differentiator 77 so as to calculates the time rate of change of the correction estimation command value LVDT est (i.e., to the speed of the correction estimation command value LVDT est), as shown in equation (3)
  • the transfer function F 77 is used to perform pseudo differentiation on the correction estimation command value LVDT est .
  • s is a complex variable
  • T 77 is a time constant.
  • the dead rate filter 78 filters the time change rate of the correction estimation command value LVDT est calculated based on the transfer function F77.
  • the dead band filter 78 removes high-frequency noise having a small fluctuation range from the time change rate of the calculated correction estimation command value LVDT est .
  • the time compensation rate of the correction estimated command value LVDT est from which the noise has been removed is compensated for time delay by the phase compensator 79.
  • the phase compensation unit 79 performs phase delay compensation using a transfer function F 79 as shown in Expression (4) in order to compensate for a time delay caused by an operation delay or the like of the speed change drive mechanism 22.
  • s is a complex variable
  • T 1 and T 2 are time constants.
  • the FF compensation switching unit 64 selects whether or not to perform FF compensation based on the rotational speed of the generator 3, that is, the output rotational speed N2, that is, switches between execution and stop of FF compensation. More specifically, the FF compensation switching unit 64 has a predetermined range in which the output rotation speed N2 calculated based on the signal from the output side rotation sensor 12 includes the synchronization speed of the generator 3, that is, the target rotation speed N2 ref. For example, it is determined whether or not N2 ref ⁇ ⁇ N2 ⁇ N2 ref + ⁇ ).
  • the FF compensation switching unit 64 If it is determined that the output rotation speed N2 is within the predetermined range, the FF compensation switching unit 64 outputs the FF compensation amount calculated by the FF compensator 63 to the addition / subtraction unit 69 in order to perform FF compensation. On the other hand, when it is determined that the output rotation speed N2 is outside the predetermined range, the FF compensation switching unit 64 outputs a zero value to the adder / subtractor 69 to stop the FF compensation. Adder subtractor 69 adds the FF correction amount to the stroke amount command value LVDT ref, to calculate a corrected stroke command value LVDT ref.
  • the FF compensator 63 calculates the FF correction amount based on various signals and input values to make the FF compensation executable, and the FF compensation switching unit 64 executes and stops the FF compensation. It is designed to switch. That is, when the FF compensation switching unit 64 executes FF compensation, the control device 4 performs feedforward control on the output rotation speed N2 in order to suppress the influence of fluctuations in the power load.
  • the addition subtracter 69 is input with an estimated stroke amount LVDT obs, which is an estimated actual stroke amount from the observer 66, which will be described in detail later.
  • the addition subtracter 69 is a stroke to which the FF correction amount is added.
  • the calculated stroke amount difference ⁇ LVDT is output from the addition / subtraction unit 69 to the valve opening command value calculation unit 65.
  • the valve opening command value calculation unit 65 calculates a valve opening command value I ref to be input to the direction switching valve 30 in order to control the output rotation speed N2 to the target rotation speed N2 ref . More specifically, the valve opening command value calculation unit 65 includes a command conversion unit 86 and a limiter 87.
  • the command conversion unit 86 is a so-called coefficient unit, and multiplies the stroke amount difference ⁇ LVDT by a proportional gain K p2 to convert the stroke amount difference ⁇ LVDT into a valve opening command value I ref .
  • the converted valve opening command value I ref is limited by the limiter 87 to be equal to or lower than the upper limit value and higher than the lower limit value, and then output to the transmission 2, more specifically to the electromagnetic drive mechanism 42 of the direction switching valve 30.
  • valve opening command value I ref is input to the observer 66 in order to estimate the stroke amount of the piston rods 38 and 39 after the control.
  • the observer 66 is also supplied with the estimated tilt angle ⁇ est output from the estimated tilt angle calculation unit 88.
  • the estimated tilt angle calculation unit 88 is configured to estimate the tilt angle ⁇ of the power roller 21d based on the speed ratio SR output from the speed ratio calculation unit 60. More specifically, the estimated tilt angle calculation unit 88 generates an inverse function f ⁇ 1 ( ⁇ ) that is an inverse function of the function f ( ⁇ ) indicating the relationship of the speed ratio SR to the tilt angle ⁇ of the power roller 21d. Based on the transmission ratio SR from the transmission ratio calculation unit 60, the estimated tilt angle ⁇ est is calculated. The calculated estimated tilt angle ⁇ est is input to the observer 66 together with the valve opening command value I ref .
  • the observer 66 makes a numerical model of the transmission 2 and estimates the stroke amount of the piston rods 38 and 39 based on the numerical model, the valve opening command value I ref, and the estimated tilt angle ⁇ est, and the estimated stroke
  • the quantity estimated value LVDT obs is output to the addition / subtraction unit 69.
  • the addition / subtraction unit 69 calculates the stroke amount difference ⁇ LVDT based on the stroke amount estimated value LVDT obs , the stroke amount command value LVDT ref, and the FF correction amount.
  • the valve opening command value I ref is calculated based on the stroke amount difference ⁇ LVDT.
  • the calculated valve opening command value I ref is input to the electromagnetic drive mechanism 42 of the direction switching valve 30, whereby the output rotational speed N 2 is controlled to the target rotational speed N 2 ref .
  • the gear ratio calculation unit 60 In the control device 4 having such a function, the gear ratio calculation unit 60, the target gear ratio calculation unit 61, the PI controller 62, the valve opening command value calculation unit 65, the observer 66, the gear ratio subtractor 68, and the addition subtractor.
  • the feedback control unit 70 is configured by 69 and the like, and the feedback control unit 70 executes feedback control using the stroke amount estimated value LVDT obs of the observer 66 in order to maintain the output rotation speed N2 at the target rotation speed N2ref . Further, as described above, the control device 4 performs the feedforward control by the FF compensator 63, and maintains the output rotational speed N2 at the target rotational speed N2ref by the feedforward control and the feedback control. Yes.
  • the control device 4 executes feedback control by the feedback control unit 70 immediately after the start of driving, and increases the speed ratio SR of the transmission 2 to bring the output rotational speed N2 closer to the target rotational speed N2ref .
  • the feedforward control is executed when the rotational speed of the generator 3 is increased to the target rotational speed N2 set at an early stage immediately after the start of driving, the increase in the rotational speed of the generator 3 is slowed by the feedforward control. There is.
  • the FF compensation switching unit 64 sets the FF compensation amount to zero so that feedforward control is not executed.
  • the control device 4 executes feedforward control in addition to feedback control.
  • the feedforward control of the control device 4 changes the FF correction amount according to the power load of the generator 3. That is, as shown in FIG. 10, when the load 7 is not in operation (see times t 0 to t 1 ), the stroke amount command value LVDT ref is not so much corrected.
  • the stroke amount command value LVDT ref is corrected more strongly.
  • the power load received by the generator 3 increases and the output rotation speed N2 of the generator 3 decreases, but the amount of drop can be suppressed by executing the feedforward control (the output rotation of FIG. 10). See speed graph).
  • the amount of decrease in the output rotation speed N2 can be further suppressed as compared with the conventional power generation apparatus (see the solid line and the two-dot chain line in FIG. 10). That is, in the power generation system 1 and the conventional power generation device, the feedforward control responds sensitively to fluctuations in the power load, including the control device 4 and the transmission 2. Therefore, if a harmonic is included in the power load, excessive FF compensation is performed by the harmonic, and a situation may occur in which the generated frequency of the generator 3 does not fall within a desired range. In this regard, in the power generation system 1, when the power load LOAD referred to by the FF compensator 63 is calculated, a filtering operation for attenuating harmonics is performed in the calculator 16.
  • the FF compensator 63 can calculate FF compensation based on the power load LOAD that does not include harmonics. Thereby, it can suppress that excessive FF compensation is performed in the feedforward control by the control apparatus 4.
  • FIG. As a result, the transmission gear ratio SR of the toroidal CVT 21 can be stably controlled, and a drop in the output rotation speed N2 immediately after the operation of the load 7 can be suppressed as shown in FIG.
  • the prefilter 17 filters the load voltage values V A , V B , V C of each phase and the load current values I A , I B , I C of each phase. Since the second harmonic is attenuated by performing the work, it is possible to suppress the appearance of the harmonic in the calculated power load LOAD. Furthermore, in the calculation device 5 of the power generation system 1, a filtering operation for attenuating harmonics is performed on the power load LOAD calculated by the post filter 19, and this also indicates that harmonics appear in the power load LOAD. Can be suppressed.
  • the FF compensator 63 when calculating the FF compensation, performs a filtering operation by speeding up by the pseudo differentiator 77 and the dead band filter 78. Therefore, if the power load LOAD includes a high frequency, noise may remain even after filtering by the dead band filter 78, and excessive feedforward compensation may be performed. At this time, since the control device 4 attenuates the high frequency when calculating the power load LOAD by the arithmetic device 5, the dead band filter 78 can sufficiently attenuate the noise even after the speed is increased, and excessive feed Forward compensation (ie, overcorrection) can be prevented from being performed.
  • the stroke correction amount calculation unit 76 of the FF compensator 63 calculates the stroke correction amount according to the power load LOAD, but the value to be referenced is not necessarily limited to the power load LOAD. .
  • the bending of the power roller 21d can be obtained by detecting the clamping force of the clamping mechanism 23 and referring to it.
  • the mechanical factors in the toroidal CVT 21 in this way, it is possible to further suppress the drop in the output rotation speed N2.
  • various control blocks for executing the feedforward control and the feedback control of the control device 4 shown in FIG. 1 are examples, and are not necessarily limited to such a combination of control blocks.
  • the stroke correction amount calculation unit 76 may refer to the speed ratio SR calculated by the speed ratio calculation unit 60 instead of the input rotation speed N1.
  • the stroke correction amount calculation unit 76 calculates the correction estimation command value LVDT est using the speed ratio SR calculated by the speed ratio calculation unit 60, the power load LOAD, and the table 84 stored in advance. .
  • the power generation system 1 is applied to the aircraft engine E.
  • the applied devices are not limited thereto. That is, the engine for vehicles and the engine for various industrial machines may be sufficient, and the application object is not ask
  • the power generation system 1 has a particularly excellent effect on the generator 3 that is required to generate high-frequency AC power, such as an aircraft.
  • the toroidal CVT 21 is a center input type, but may be a center output type.
  • the toroidal CVT 21 is of a double cavity type and a half toroidal type, but may be a single cavity type or a swinging toroidal type.
  • the system to which the arithmetic device 5 is applied is not limited to the power generation system as described above, and may be any system that performs control such as feedforward control with reference to the power load.

Abstract

発電システムは、無段変速機、発電機、変速駆動装置、出力側速度検出器、電力負荷装置、及び制御装置を備え、電力負荷演算装置は、発電機が発生する三相交流の各相の電流値及び電流値を検出し、検出される電圧値及び電流値に基づいて発電機の電力負荷を演算すると共に、発電機の電力負荷を演算する際に設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行い、制御装置は、前記出力側速度検出器で検出される出力側回転速度が前記設定周波数に応じた出力側目標回転速度になるように変速指令を演算し、演算される変速指令を前記変速駆動装置に出力するフィードバック制御すると共に、前記フィードバック制御部で演算される変速指令を電力負荷演算装置で演算される電力負荷に基づいて補正するフィードフォーワード補償を行う。

Description

発電システム、及びその制御方法
　本発明は、予め定められる設定周波数の三相交流電力を発生させるための発電システム、及びその制御方法に関する。
　航空機や自動車等においては、それ自身に備わる電子機器に電力を供給すべく発電システムを備えており、発電システムとしては、例えば特許文献１のような発電装置が知られている。特許文献１の発電装置において、発電機は、例えば交流発電機であって、エンジンによって駆動されている。また、発電機は、無段変速機を介してエンジンに繋がっており、エンジンの回転数と前記変速比に応じた周波数の交流電流を発生するようになっている。
　このような発電装置では、エンジンと発電機とを無段変速機を介して連結し、エンジンの回転数に寄らず航空機や自動車等に備わる電子機器に規定の周波数の交流電流が発生するように、制御装置によって無段変速機の変速比を制御するようになっている。制御装置は、変速比を制御する際、フィードバック制御を実行すると共に、発電機の電力負荷の変化に応じてフィードフォワード制御を実行する。これにより、発電機で発生する交流電流の周波数が、規定の範囲内に収まるようにしている。
特開２００４－３６４４５９号公報
　特許文献１の発電装置では、電力負荷に応じてフィードフォワード制御を行う際、発電機の各相の電圧及び電流に基づいて発電機の電力負荷を演算し、演算された電力負荷を用いてフィードフォワード制御を行っている。演算される電力負荷には、種々の要因に起因して規定の周波数の高調波が含まれることがある。また、電力負荷に含まれる高調波によってフィードフォワード制御において過剰補正が行われることがある。そうすると、発電機で発生する交流電流の周波数が予め定められた範囲内に収まらない場合がある。このような事態を避けるべく、フィードフォワード制御では過剰補正が行われないような電力負荷を演算することが望まれている。
　そこで本発明は、過剰なフィードフォワード補償の発生を抑制することができる発電システム、及びその制御方法を提供することを目的としている。
　本発明の発電システムは、変速比を無段階で変更する変速機構を有し、入力軸の回転速度を変更された変速比で出力軸に伝達する無段変速機と、前記出力軸の回転によって駆動されて三相交流電力を発生する発電機と、入力される変速指令に応じた指令変速値に前記無段変速機の変速比を変更すべく前記変速機構を駆動する変速駆動装置と、前記出力軸の回転速度である出力側回転速度を検出する出力側速度検出器と、前記発電機の電力負荷を演算する電力負荷演算装置と、前記出力側速度検出器で検出される検出結果と、前記電力負荷演算装置で演算される電力負荷とに応じた変速指令を出力して前記無段変速機の変速比を制御して予め定められる設定周波数の三相交流電力を前記発電機に発生させる制御装置と、を備え、前記電力負荷演算装置は、電流検出器と、電圧検出器と、演算器とを有し、前記電流検出器は、前記発電機が発生する三相交流の各相の電流値を検出し、前記電圧検出器は、前記発電機が発生する三相交流の各相の電圧値を検出し、前記演算器は、前記電流検出器と前記電圧検出器とで夫々検出される電流値及び電圧値に基づいて前記発電機の電力負荷を演算し、且つ前記発電機の電力負荷を演算する際に前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行い、前記制御装置は、フィードバック制御部と、フィードフォワード補償部と、を有し、前記フィードバック制御部は、前記出力側速度検出器で検出される出力側回転速度が前記設定周波数に応じた出力側目標回転速度になるように変速指令を演算し、演算される変速指令を前記変速駆動装置に出力するフィードバック制御を実行し、前記フィードフォワード補償部は、前記フィードバック制御部で演算される変速指令を前記演算器で演算される前記発電機の電力負荷に基づいて補正するフィードフォワード補償を実行するものである。
　本発明に従えば、フィードフォワード補償部が補償する外乱である電力負荷に関して、事前にフィルタリング作業で高周波を減衰させておくことで、高周波による過剰なフィードフォワード補償（即ち、過剰補正）の発生を抑制することができる。これにより、無段変速機の変速比を安定して制御することができる。
　上記発明において、前記演算器は、プレフィルタを有し、前記プレフィルタは、検出される三相の電流値及び三相の電流値の各々に対して前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を、前記電力負荷を演算する前に行ってもよい。
　上記構成に従えば、各相の電流値及び電圧値に含まれる高調波をプレフィルタによって減衰させることによって、演算後の電力負荷に高調波が現れることを抑制することができる。
　上記発明において、前記演算器は、ポストフィルタを有し、前記ポストフィルタは、演算される電力負荷に対して前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行ってもよい。
　上記構成に従えば、発電機がそれに繋がる負荷（即ち、電気機器等）と共に不平衡回路を形成することに起因して各相の電流値及び電圧値がアンバランスになった場合において演算される電力負荷には設定周波数の高調波が現れることになるが、ポストフィルターで高調波を減衰させることによって電力負荷に高調波が現れることを抑制することができる。
　上記発明において、前記ポストフィルタは、前記設定周波数の第２高調波を減衰させるバンドエリミネーションフィルタと、前記設定周波数の第Ｎ高調波（Ｎ＝３，４，・・・）を減衰させるローパスフィルタを含んでいてもよい。
　上記構成に従えば、第２高調波以外の第Ｎ高調波をローパスフィルタで減衰させることによって、第２高調波までローパスフィルタで減衰させる場合に比べてローパスフィルタを用いることによる位相ずれの影響を少なくすることができる。これにより、高調波が現れることが抑制され且つ位相ずれの小さい電力負荷を演算することができる。
　上記発明において、前記フィードフォワード補償部は、前記電力負荷演算装置で演算される電力負荷を速度化し、速度化した電力負荷を不感帯フィルタを通して位相補償を施し、更に積分化するフィルタリング作業を行い、フィルタリング作業を行った電力負荷を補償値として前記フィードバック制御部で演算される変速指令を補正してもよい。
　上記構成に従えば、フィードフォワード補償部において速度化によるフィルタリング作業が行われるので、電力負荷に高周波が含まれていると、不感帯フィルタでフィルタリングを行っても、多くのノイズが残ってフィードフォワード補償部による過剰補償が行う可能性がある。他方、本発明では、演算時に高周波を減衰させているので、フィードフォワード補償部における不感帯フィルタによるフィルタリングにより速度化した電力負荷からノイズを十分に減衰させることができ、フィードフォワード補償部による過剰補償を抑えることができる。
　上記発明の発電システムの制御方法は、入力軸に対する出力軸の変速比を無段階で変更可能な変速機構を有する無段変速機の前記出力軸の回転によって発電機が駆動されて三相交流電力を発生し、入力される変速指令に応じた指令変速値に前記無段変速機の変速比を変更すべく変速駆動装置が前記変速機構を駆動する発電システムにおいて、予め定められる設定周波数の三相交流電力を前記発電機に発生させる方法であって、前記発電機が発生する三相交流の各相の電流値を検出する電流検出工程と、前記発電機が発生する三相交流の各相の電圧値を検出する電圧検出工程と、前記電流検出工程と前記電圧検出工程とで夫々検出される電流値及び電圧値に基づいて前記発電機の電力負荷を演算し、且つ前記発電機の電力負荷を演算する際に前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行う演算工程と、前記出力軸の回転速度である出力側回転速度を検出する速度検出工程と、前記速度検出工程で検出される出力側回転速度が前記設定周波数に応じた出力側目標回転速度になるように変速指令を演算し、演算される変速指令を前記変速駆動装置に出力するフィードバック制御を実行するフィードバック制御工程と、前記フィードバック制御工程で演算される変速指令を前記演算工程で演算される前記発電機の電力負荷に基づいて補正するフィードフォワード補償を実行するフィードフォワード補償工程とを有す方法である。
　上記構成に従えば、フィードフォワード補償部が補償する外乱である電力負荷に関して、事前にフィルタリング作業で高周波を減衰させておくことで、高周波による過剰なフィードフォワード補償（即ち、過剰補正）の発生を抑制することができる。これにより、無段変速機の変速比を安定して制御することができる。
　本発明によれば、過剰なフィードフォワード補償の発生を抑制することができる。
本実施形態に係る発電システムの構成を示すブロック図である。 図１の発電システムに備わる変速装置の構成の概略を示す模式図である。 図１の発電システムに備わる油圧駆動装置の油圧回路を示す回路図である。 図２の油圧駆動装置における方向切換弁の構成の概略を示す図である。 図４の制御装置におけるＰＩ制御器の電気的構成を示すブロック図である。 図４の演算装置の電気的構成を示すブロック図である。 図４の演算装置におけるノッチフィルタの減衰率及び位相ずれを示すボート線図である。 図６の制御装置におけるＦＦ補償器の電気的構成を示すブロック線図である。 図６の電圧センサによって検出される電圧値の経時変化、及び電力負荷の一例を示すグラフである。 図１に示す発電システムの負荷電力及び交流の周波数の経時変化を示すグラフである。
　以下、各実施形態について図面を参照して説明する。
　＜発電システム＞
　図１に示す発電システム１は、例えば航空機に搭載されており、航空機のエンジンＥからの回転動力によって発電するようになっている。発電システム１は、主に変速装置２と、発電機３と、制御装置４と、電力負荷演算装置５と、を備えており、変速装置２と制御装置４と電力負荷演算装置５とによって駆動機構一体型発電装置６（Integrated Drive Generator：以下、「ＩＤＧ」という）が構成されている。変速装置２は、エンジンＥからの入力回転速度Ｎ１を変速比ＳＲ（＝Ｎ２／Ｎ１）で変速して出力回転速度Ｎ２とし、この出力回転速度Ｎ２で発電機３が回転駆動するようになっている。なお、本実施形態において、入力回転速度Ｎ１は、例えば４，８００～８，５００ｒｐｍであって、制御装置４は、出力回転速度Ｎ２が発電機３の同期速度である目標回転速度Ｎ２ｒｅｆ（例えば２４，０００ｒｐｍ）の一定となるように変速装置２の動きを制御するようになっている。また、変速装置２は、発電機３と繋がっている。
　発電機３は、三相交流発電機であり、変速装置２から出力される回転駆動力を受けて出力回転速度Ｎ２に応じた出力周波数ｆ１の交流電力が発生する。即ち、制御装置４は、目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに対応する定格周波数（即ち、４００Ｈｚ）の交流電流が発電機３から発生するように変速装置２の動きを制御するようになっている。また、発電機３は、電子機器や電気アクチュエータ等の負荷７と電気的に接続されており、発電機３で発生した交流電力が負荷７に与えられるようになっている。また、発電機３に生じる電力負荷は、負荷７の動作状態に応じて変動するようになっており、電力負荷の変動に伴って出力回転速度Ｎ２が変動する。それ故、発電システム１では、電力負荷演算装置５によって発電機３の電力負荷を演算し、制御装置４は、その電力負荷に基づいて変速装置２の動きをフィードバック制御するようになっている。このように構成されている発電システム１の各構成について更に詳細に説明する。
　変速装置２は、図２に示すようにトロイダル無段変速機（以下、「トロイダルＣＶＴ」という）２１と、変速駆動機構２２とを有している。トロイダルＣＶＴ２１は、いわゆるダブルキャビティ型のハーフトロイダルＣＶＴであり、主に入力軸２１ａと、入力ディスク２１ｂと、出力ディスク２１ｃと、複数のパワーローラ２１ｄと、出力軸２１ｅと、を有している。入力軸２１ａは、エンジンＥに接続されており、エンジンＥによって回転軸線Ｌ１周りに回転駆動されるようになっている。また、入力軸２１ａは、入力ディスク２１ｂと連動して回転するようになっており、出力ディスク２１ｃは、入力ディスク２１ｂに対向させて配置されている。入力ディスク２１ｂ及び出力ディスク２１ｃの各々は、摩擦面２１ｆ，２１ｇを有しており、摩擦面２１ｆ，２１ｇが互いに対向するように配置されている。摩擦面２１ｆ，２１ｇの各々は、各ディスク２１ｂ，２１ｃをその回転軸線Ｌ１を含む平面で切断した切断面が１／４の円弧となるように形成されている。そのため、入力ディスク２１ｂと出力ディスク２１ｃとの間には、切断面が大略半円形状で且つ円環状のキャビティ２４が形成されている。このキャビティ２４には、複数のパワーローラ２１ｄ（本実施形態では、２つのパワーローラ２１ｄ）が等間隔をあけて配置されている。
　各パワーローラ２１ｄは、大略円板状に形成され、その外周縁部が部分球面状になっている。各パワーローラ２１ｄは、その外周縁部を２つの摩擦面２１ｆ，２１ｇに当接させて入力ディスク２１ｂと出力ディスク２１ｃとの間に嵌まり込んでいる。また、各パワーローラ２１ｄには、その中心軸線Ｌ２にそってローラ軸２１ｈが挿通されている。ローラ軸２１ｈには、スラスト軸受２１ｊが一体的に形成されており、パワーローラ２１ｄは、スラスト軸受２１ｊを介してトラニオン２５（図３も参照）に回転可能に個別に支持され、２つのディスク２１ｂ，２１ｃに当接している状態でローラ軸２１ｈを中心（即ち、中心軸線Ｌ２を中心）に回転するようになっている。また、出力ディスク２１ｃには、クランプ機構２３が設けられている。クランプ機構２３は、カム式（ローディング機構と称される場合もある）又は油圧式のクランプ機構である。クランプ機構２３は、出力ディスク２１ｃを入力ディスク２１ｂに向かって押し、出力ディスク２１ｃと入力ディスク２１ｂとにパワーローラ２１ｄを挟持させている。これにより、パワーローラ２１ｄと各ディスク２１ｂ，２１ｃとの間には高粘度の潤滑油膜が介在するようになり、入力ディスク２１ｂに入力させる回転駆動力は、潤滑油膜のせん断抵抗によってパワーローラ２１ｄを介して出力ディスク２１ｃに伝達される。また、出力ディスク２１ｃには、出力ディスク２１ｃと連動して回転する出力軸２１ｅが設けられており、出力軸２１ｅは、動力伝達機構２６を介して発電機３に接続されている。即ち、出力ディスク２１ｃは、出力軸２１ｅ及び動力伝達機構を介して発電機３に繋がっている。このように、トロイダルＣＶＴ２１は、エンジンＥの回転駆動力を発電機３に伝達するようになっている。
　また、トラニオン２５は、キャビティ２４の円弧中心を通り、且つ中心軸線Ｌ２に直交する方向に延びる回転軸線Ｌ３（図３参照）を中心に回動可能に構成されており（図３の矢符Ｂ２、Ｂ３参照）、回動することによってパワーローラ２１ｄを傾転させてパワーローラ２１ｄの傾転角φ（即ち、ローラ軸２１ｈの傾斜角）を変えるようになっている。このように傾転角φを変えることによって、パワーローラ２１ｄと各摩擦面２１ｆ，２１ｇと接触点を変えて出力ディスク２１ｃの出力回転速度を変えることができる。また、トラニオン２５は、回転軸線Ｌ３に沿う傾転軸方向に変位可能に構成されており、変位することによってパワーローラ２１ｄの傾転角φがトラニオン２５の変位量に応じた角度に調整されるようになっている。つまり、トロイダルＣＶＴ２１は、トラニオン２５を動かすことで変速比ＳＲを無段階で調整することができ、トラニオン２５の変位量に応じた値に変速比ＳＲを調整することができるようになっている。このように構成されているトロイダルＣＶＴ２１には、変速比ＳＲを変えるべく変速駆動機構２２が設けられている。
　変速駆動機構２２は、図３に示すように２つの油圧シリンダ機構２８，２９と、方向切換弁３０と、ポンプ３１と、リリーフ弁３２とを備えている。各油圧シリンダ機構２８，２９は、各トラニオン２５に対応させて夫々設けられ、対応するトラニオン２５を傾転軸方向に進退させるようになっている。各油圧シリンダ機構２８，２９は、ピストンロッド３３とシリンダ３４とを有している。ピストンロッド３３は、トラニオン２５に一体的に設けられ、シリンダ３４に挿通されている。シリンダ３４内は、ピストンロッド３３に形成される受圧部３３ａによって減速室３５と増速室３６とに区画されている。ピストンロッド３３は、減速室３５及び増速室３６に圧油を夫々供給することで進退してトラニオン２５の位置を変えるようになっている。また、減速室３５及び増速室３６には、方向切換弁３０を介してポンプ３１が接続されている。
　ポンプ３１は、トロイダルＣＶＴ２１及び動力伝達機構２６を介してエンジンＥと接続されており（詳しい接続状態は、図示せず）、エンジンＥの回転駆動力によって駆動して圧油を吐出するようになっている。ポンプ３１から吐出される圧油は、方向切換弁３０に導かれ、方向切換弁３０によって減速室３５及び増速室３６の何れかに流される。即ち、方向切換弁３０は、後述する弁開度指令値Ｉｒｅｆが入力されるようになっており、その弁開度指令値Ｉｒｅｆに基づいてポンプ３１から吐出される圧油の流れる方向及びその流量を切換えるようになっている。
　更に詳細に説明すると、方向切換弁３０は、例えば図４に示すようなノズルフラッパ型のサーボ弁であり、制御弁４１と、電磁駆動機構４２とを有している。制御弁４１は、スプール弁であり、ポンプポート４１ａ、第１ポート４１ｂ、第２ポート４１ｃ、及びタンクポート４１ｄを有している。ポンプポート４１ａは、ポンプ３１に接続され、第１ポート４１ｂは、各油圧シリンダ機構２８，２９の減速室３５に接続されている。また、第２ポート４１ｃは、各油圧シリンダ機構２８，２９の増速室３６に接続され、タンクポート４１ｄは、タンク４０に接続されている。これら４つのポート４１ａ～４１ｄの接続状態は、制御弁４１のスプール４３によって切換えられるようになっており、スプール４３には、それを駆動するための電磁駆動機構４２が設けられている。
　電磁駆動機構４２は、アーマチュア４４と、永久磁石片４５と、フラッパ４７と、一対のノズル４６Ａ，４６Ｂを有している。アーマチュア４４は、長尺な棒状の部材であり、その長手方向中央部分が軸支され、軸支されている部分を中心にして角変位するようになっている。また、アーマチュア４４の長手方向一方側及び他端側の部分には、夫々別々のコイル４８が巻き付けられている。更に、アーマチュア４４の長手方向両端部には、永久磁石片４５が配置されており、コイルに駆動電流（弁開度指令値Ｉｒｅｆ）を流すことで、アーマチュア４４が軸支されている部分を中心に角変位するようになっている。また、アーマチュア４４の長手方向中央部分には、フラッパ４７が一体的に設けられており、アーマチュア４４が角変位することで、フラッパ４７が揺動するようになっている。このような動きをするフラッパ４７は、一対のノズル４６Ａ，４６Ｂの間に配置されている。
　一対のノズル４６Ａ，４６Ｂの各々は、スプール４３の両端に形成されるパイロット室４３ａ，４３ｂに繋がっており、各パイロット室４３ａ，４３ｂに供給されるパイロット圧Ｐ１，Ｐ２を変えるようになっている。即ち、フラッパ４７が揺動してノズル４６Ａに近づくとパイロット圧Ｐ１が大きくなり、パイロット圧Ｐ２が小さくなる。他方、フラッパ４７が揺動してノズル４６Ｂに近づくとパイロット圧Ｐ２が大きくなり、パイロット圧Ｐ１が小さくなる（図４参照）。スプール４３は、各パイロット室４３ａ，４３ｂのパイロット圧Ｐ１，Ｐ２を受圧しており、パイロット圧Ｐ１，Ｐ２の差圧に応じてスプール４３の位置を変えるようになっている。また、フラッパ４７は、フィードバックスプリング４９を介してスプール４３に繋がっており、フィードバックスプリング４９は、パイロット圧Ｐ１，Ｐ２の差圧が生じると差圧がゼロとなるようにフラッパ４７の揺動角を調整するようになっている。
　このように構成されている方向切換弁３０では、前述の通り電磁駆動機構４２に弁開度指令値Ｉｒｅｆが入力され、電磁駆動機構４２に入力される弁開度指令値Ｉｒｅｆに応じてスプール４３の位置が切替えられる。例えば、Ｐ１＞Ｐ２となると、図３に示すようにスプール４３が第１位置Ｓ１の方に移動する。これにより、ポンプポート４１ａが第１ポート４１ｂを介して各油圧シリンダ機構２８，２９の減速室３５と繋がり、タンクポート４１ｄが第２ポート４１ｃを介して各油圧シリンダ機構２８，２９の増速室３６と繋がる。また、Ｐ１＝Ｐ２となると、スプール４３が第２位置Ｓ２に位置する。これにより、第１ポート４１ｂ及び第２ポート４１ｃが遮断され、ポンプポート４１ａがタンクポート４１ｄと繋がるようになっている。更に、Ｐ１＜Ｐ２となると、スプール４３が第３位置Ｓ３の方に移動する。これにより、ポンプポート４１ａが第２ポート４１ｃを介して各油圧シリンダ機構２８，２９の増速室３６と繋がり、タンクポート４１ｄが第１ポート４１ｂを介して減速室３５と繋がる。方向切換弁３０は、このようにして作動油の流れる方向を切換え、各油圧シリンダ機構２８，２９の減速室３５又は増速室３６に作動油を供給する。
　各油圧シリンダ機構２８，２９は、減速室３５又は増速室３６に作動油が供給されると伸縮し、伸縮に伴ってトラニオン２５が傾転軸方向に進退する。なお、各油圧シリンダ機構２８，２９の減速室３５及び増速室３６は、受圧部３３ａに対して夫々反対側に位置している。それ故、減速室３５及び増速室３６に夫々作動油が供給されると、２つの油圧シリンダ機構２８，２９の一方が伸長し、他方が縮退する。これにより、２つのトラニオン２５もまた、一方が傾転軸方向において前進し（例えば、図３の矢符Ａ２）、他方が傾転軸方向において後退する（例えば、図３の矢符Ａ３）。また、２つのトラニオン２５が夫々進退することによって各パワーローラ２１ｄを傾動させることができ（図３の矢符Ｂ２，Ｂ３参照）、それに伴ってトロイダルＣＶＴの変速比ＳＲを変えることができる。このように、変速駆動機構２２は、方向切換弁３０を動かすことによってトロイダルＣＶＴの変速比ＳＲを変えることができるようになっている。また、方向切換弁３０のスプール４３を動かしてトロイダルＣＶＴの変速比ＳＲを制御するべく、方向切換弁３０の電磁駆動機構４２には制御装置４が接続されている。
　制御装置４は、変速駆動機構２２の動き、より詳細には電磁駆動機構４２の動きを制御する機能を有している。また、制御装置４には、電磁駆動機構４２の動きを制御するため、図１に示すように入力側回転センサ１１、出力側回転センサ１２、及び電力負荷演算装置５が電気的に接続されている。入力側回転センサ１１は、エンジンＥの入力回転速度Ｎ１に応じた信号を出力し、出力側回転センサ１２は、発電機３の回転速度Ｎ２に応じた信号を出力する。また、電力負荷演算装置（以下、単に「演算装置」という）５は、制御装置４のフィードバック制御時における外乱となる発電機３の電力負荷を演算するようになっている。
　演算装置５は、電圧センサ１４、電流センサ１５、及び電力負荷演算器１６を有している。電圧センサ１４は、負荷７に供給される交流電力の各相の負荷電圧値ＶＡ，ＶＢ，ＶＣに応じた信号を夫々出力し、電流センサ１５は、負荷に供給される交流電力の各相の負荷電流値ＩＡ，ＩＢ，ＩＣに応じた信号を出力する。出力された信号は、電力負荷演算器（以下、単に「演算器」という）１６に入力される。演算器１６は、例えば制御装置４に組み込まれて又は別体で構成され、またソフトウェア及びハードウェアの何れによって実現されてもよい。更に、演算器１６は、ソフトウェアにて実現される場合には、例えばＣＰＵ（Central Processing Unit）及びＦＰＧＡ（field-programmable gate array）による演算処理によって実現される。このように構成されている演算器１６は、電圧センサ１４及び電流センサ１５からの６つ信号に基づいて電力負荷を演算する。また、演算器１６は、定格周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行い、フィードフォワード制御における高調波の影響を抑えるようになっている。このような機能を有する演算器１６は、図５に示すように、プレフィルタ１７と、演算部１８と、ポストフィルタ１９と、を有している。
　プレフィルタ１７は、電圧センサ１４及び電流センサ１５に接続されており、各センサ１４，１５から出力される６つ信号に対して定格周波数の高調波を夫々フィルタリングする。更に詳細に説明すると、プレフィルタ１７は、例えば６つのノッチフィルタ部１７ａ～１７ｆを有している。ノッチフィルタ部１７ａ～１７ｆの各々は、電圧センサ１４及び電流センサ１５の各々から入力される６つの信号に対して特定の高調波、本実施形態において第２高調波（約８００Ｈｚ）を減衰させる（図６のボート線図参照）。なお、図６は、紙面上側のグラフが周波数に対する減衰率の大きさを示し、紙面下側のグラフが周波数に対する位相ずれの度合いを示している。なお、ノッチフィルタ部１７ａ～１７ｆでは、第２高調波（約８００Ｈｚ）を減衰させるバンドエリミネーションフィルタであるノッチフィルタを１つだけで構成してもよいが、それに加えて第２高調波に対して所定の周波数ずらしたノッチフィルタを多重に用いて構成してもよい。これにより、第２高調波の周辺（例えば、第２高調波に対して±１４Ｈｚの範囲）のノイズも減衰させることが可能になり、第２高調波が８００Ｈｚからズレていても減衰させることができる。
　このようにしてプレフィルタ１７において６つの信号から第２高調波が取り除かれると、これらの６つの信号は演算部１８にて演算に用いられる。即ち、演算部１８は、６つの信号から各相の交流電力の各相の負荷電圧値ＶＡ，ＶＢ，ＶＣ及び各相の負荷電流値ＩＡ，ＩＢ，ＩＣを算出し、更に以下のような非線形の演算式（１）に基づいて負荷７の瞬時値又は実効値の電力負荷ＬＯＡＤを演算する。なお、ｆは、定格周波数である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　このような演算式（１）に基づいて電力負荷ＬＯＡＤが演算されるので、負荷７が不平衡回路を形成して図７に示すように各相の電圧がアンバランスになった（即ち、ＶＡ＝ＶＢ≠ＶＣ）場合、演算される電力負荷ＬＯＡＤに高調波が現れることになる（図７の実線参照）。なお、図７では、各相の電圧の経時変化を示しており、ＶＡが一点鎖線、ＶＢが二点鎖線、ＶＣが三点鎖線で示されている。電力負荷ＬＯＡＤに含まれる高調波が後述するフィードフォワード制御に影響を与えるため、演算された電力負荷ＬＯＡＤに対してポストフィルタ１９にて再度フィルタリングされる。
　ポストフィルタ１９は、演算部１８で演算される電力負荷ＬＯＡＤに含まれる高調波を減衰すべくフィルタリングを行う。具体的に説明すると、ポストフィルタ１９は、ノッチフィルタ部１９ａ、ローパスフィルタ部１９ｂ、及びリミットフィルタ１９ｃを有している。ノッチフィルタ部１９ａは、前述するノッチフィルタ部１７ａ～１７ｆと同様に、特定の高調波、本実施形態において第２高調波（約８００Ｈｚ）を減衰させるようになっており、電力負荷ＬＯＡＤに含まれる第２高調波がノッチフィルタ部１９ａによって減衰される。なお、ノッチフィルタ部１９ａもまたノッチフィルタを多重に用いてもよい。このようにして第２高調波が取り除かれると、ローパスフィルタ部１９ｂにおいて電力負荷ＬＯＡＤのフィルタリングが行われる。
　ローパスフィルタ部１９ｂは、第２高調波より高い周波数の成分、特に第Ｎ高調波（Ｎ＝３，４，・・・）を減衰させるようになっている。ローパスフィルタ部１９ｂは、ノッチフィルタ部１９ａに比べて広い周波数帯で信号を減衰させるので、位相ずれを生じさせる周波数帯もまた広い。それ故、ローパスフィルタ部１９ｂで第２高調波を減衰させようとすると、定格周波数の信号を減衰したり位相ずれを引き起こしたりすることになる。他方、ノッチフィルタ部１９ａは、図６に示すように減衰させる周波数帯が狭いが、位相ずれを生じさせる周波数帯もまた狭くなっている。それ故、第２高調波を減衰させるべくノッチフィルタ部１９ａを用いることによって、定格周波数の信号を減衰及び位相ずれを抑制しつつ第２高調波のフィルタリング作業を行うことができる。他方、定格周波数の信号に影響を及ぼさない周波数帯（即ち、第３高調波以降の周波数帯）においてローパスフィルタ部１９ｂにより減衰することによって、第Ｎ高調波に限定されない周波数帯のノイズを減衰することができる。このようにして、電力負荷ＬＯＡＤは、ノッチフィルタ部１９ａ及びローパスフィルタ部１９ｂにて高調波が減衰される。
　このように構成される演算装置５では、電力負荷ＬＯＡＤを演算する前に、プレフィルタ１７によって各相の電圧値ＶＡ，ＶＢ，ＶＣ及び電流値ＩＡ，ＩＢ，ＩＣに含まれる高調波を減衰させることができるので、電力負荷ＬＯＡＤに高調波が現れることを抑制することができる。更に、ポストフィルタ１９によって電力負荷ＬＯＡＤに対してもフィルタリングを行うことによって、各相の電流値及び電圧値のアンバランスに起因して電力負荷に発生する高調波を減衰することができる。これにより、制御等において参照しやすい電力負荷を演算することができる。このようにして演算された電力負荷ＬＯＡＤは、更にリミットフィルタ１９ｃによって上限値と下限値との間の範囲内の値に規制され、制御装置４に出力される。
　制御装置４は、例えばＣＰＵ又はＦＰＧＡによって構成されており、以下のような機能を有する。即ち、制御装置４は、入力側回転センサ１１からの信号に基づいて入力回転速度Ｎ１を検出し、出力側回転センサ１２からの信号に基づいて回転速度Ｎ２を検出する。更に、制御装置４は、演算器１６から電力負荷ＬＯＡＤを受けとり、入力回転速度Ｎ１、回転速度Ｎ２、及び電力負荷ＬＯＡＤに基づいて変速駆動機構２２の動きを制御するようになっている。以下では、制御装置４について、図１の制御ブロックを参照しながら説明する。
　制御装置４は、発電機３の回転速度が目標回転速度Ｎ２ｒｅｆで一定となるように変速駆動機構２２の動きを制御してトロイダルＣＶＴ２１の変速比ＳＲを調整するようになっている。即ち、制御装置４は、主に変速比演算部６０と、目標変速比演算部６１と、ＰＩ制御器６２と、フィードフォワード（以下、「ＦＦ」という）補償器６３と、ＦＦ補償切換部６４と、弁開度指令値演算部６５と、オブザーバ６６とを有している。変速比演算部６０は、入力側回転センサ１１及び出力側回転センサ１２からの信号を参照し、これらの信号に基づいて入力回転速度Ｎ１と出力回転速度Ｎ２の比、即ち実変速比である変速比ＳＲを演算する。また、目標変速比演算部６１は、変速比ＳＲとは別に目標変速比ＳＲｒｅｆを演算するようになっている。即ち、目標変速比演算部６１は、目標回転速度設定部６７にて設定されている目標回転速度Ｎ２ｒｅｆ、及び入力側回転センサ１１からの信号を参照し、それらに基づいて入力回転速度Ｎ１と目標回転速度Ｎ２ｒｅｆとの比である目標変速比ＳＲｒｅｆを演算する。これらの変速比ＳＲ及び目標変速比ＳＲｒｅｆは、変速比減算器６８にて用いられ、変速比減算器６８は、目標変速比ＳＲｒｅｆから変速比ＳＲを減算して変速比の差ΔＳＲを演算する。演算された変速比の差ΔＳＲは、ＰＩ制御器６２で用いられる。
　ＰＩ制御器６２は、変速比ＳＲが目標変速比ＳＲｒｅｆとなるように、変速比の差ΔＳＲを入力値、及び変速機駆動指令値ＬＶＤＴｒｅｆを出力値とするＰＩ制御を実行する。更に詳細に説明すると、ＰＩ制御器６２は、図８に示すように擬似微分器７１と、比例ゲイン乗算部７２と、積分ゲイン乗算部７３と、加算器７４と、積分器７５とを有している。擬似微分器７１は、式（２）に示されるような伝達関数Ｆ７１を用いて変速比の差ΔＳＲに対して擬似微分を行う。なお、式（２）において、ｓは複素変数であり、Ｔ７１は、時定数である。
　　Ｆ７１＝ｓ／（１＋Ｔ７１・ｓ）　　　　　　　　　　　　　　…（２）
擬似微分器７１で演算された値には、比例ゲイン乗算部７２にて比例ゲインＫｐ１が乗算される。
　また、ＰＩ制御器６２で参照される変速比の差ΔＳＲは、擬似微分と別に積分ゲイン乗算部７３にて積分ゲインＫｉ１が乗算される。積分ゲイン乗算部７３で演算された値は、加算器７４にて比例ゲイン乗算部７２で演算された値に加算される。また、加算器７４にて加算された値は、積分器７５にて積分され、積分された値がストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆとなる。ここで、ストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆは、各油圧シリンダ機構２８，２９におけるピストンロッド３３の伸縮させるべきストローク量である。また、ストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆは、その値を補正すべく、図１に示すように加算減算器６９にてＦＦ補正量が加算されるようになっており、ＦＦ補正量を算出すべく制御装置４は、ＦＦ補償器６３を有している。
　ＦＦ補償部であるＦＦ補償器６３には、演算装置５にて演算される電力負荷ＬＯＡＤ及びに入力側回転センサ１１から信号（即ち、入力回転速度Ｎ１）に基づいてＦＦ補正量を決定する。即ち、ＦＦ補償器６３は、図８に示すようにストローク補正量演算部７６と、擬似微分器７７と、不感帯フィルタ７８と、位相補償部７９と、ゲイン調整部８０と、レートリミット部８１と、積分器８２と、を有している。ストローク補正量演算部７６は、電力負荷ＬＯＡＤの大きさに応じて補正すべきピストンロッド３８，３９のストローク量を演算するようになっている。具体的には、ストローク補正量演算部７６は、まず入力側回転センサ１１からの信号に基づいてエンジンＥの入力回転速度Ｎ１を算出し、算出された入力回転速度Ｎ１と目標回転速度Ｎ２ｒｅｆとに基づいて目標変速比ＳＲｒｅｆを演算する（図９の符号８３参照）。次に、予め記憶されるテーブル（図９の符号８４参照）又は関数等を用いることによって電力負荷ＬＯＡＤと目標変速比ＳＲｒｅｆとに基づいて補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔを算出する。更に、補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔは、擬似微分器７７、不感帯フィルタ７８、位相補償部７９、ゲイン調整部８０、レートリミット部８１、及び積分器８２によってフィルタリングされる。
　即ち、擬似微分器７７は、補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔの時間変化率を演算すべく（即ち、補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔの速度化を行うべく）、式（３）に示されるような伝達関数Ｆ７７を用いて補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔに対して擬似微分を行う。なお、式（３）において、ｓは複素変数であり、Ｔ７７は、時定数である。
　　Ｆ７７＝ｓ／（１＋Ｔ７７・ｓ）　　　　　　　　　　　　　　…（３）
伝達関数Ｆ７７に基づいて演算された補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔの時間変化率は、不感帯フィルタ７８にてフィルタリングされる。不感帯フィルタ７８は、演算された補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔの時間変化率から変動幅の小さい高周波ノイズを除去する。ノイズが除去された補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔの時間変化率は、次に位相補償部７９にて時間遅れの補償が行われる。
　即ち、位相補償部７９は、変速駆動機構２２の動作遅れ等に起因する時間遅れを補償するために、式（４）に示されるような伝達関数Ｆ７９を用いて位相遅れ補償を行う。なお、式（４）において、ｓは複素変数であり、Ｔ１及びＴ２は、時定数である。
　　Ｆ７９＝（１＋Ｔ２・ｓ）／（１＋Ｔ１・ｓ）　　　　　　　　…（４）
伝達関数Ｆ７９に基づいて位相遅れ補償が行われた出力値は、ゲイン調整部８０にてゲインＫｆｆが乗算されて、更にレートリミット部８１にて上限値及び下限値の範囲内に制限される。その後、出力値は、積分器８２にて積分され、積分された値をＦＦ補正量としてＦＦ補償切換部６４にて参照される。
　ＦＦ補償切換部６４は、発電機３の回転数、即ち出力回転速度Ｎ２に基づいてＦＦ補償を行うか否かを選択する、即ちＦＦ補償の実行と停止とを切換えるようになっている。具体的に説明すると、ＦＦ補償切換部６４は、出力側回転センサ１２からの信号に基づいて演算される出力回転速度Ｎ２が発電機３の同期速度、即ち目標回転速度Ｎ２ｒｅｆを含む所定範囲（例えば、Ｎ２ｒｅｆ－α≦Ｎ２≦Ｎ２ｒｅｆ＋α）内であるか否かを判定する。出力回転速度Ｎ２が所定範囲内であると判定すると、ＦＦ補償切換部６４は、ＦＦ補償を実行すべく、ＦＦ補償器６３で演算されたＦＦ補償量を加算減算器６９に出力する。他方、出力回転速度Ｎ２が所定範囲外であると判定すると、ＦＦ補償切換部６４は、ＦＦ補償を停止すべくゼロ値を加算減算器６９に出力する。加算減算器６９は、ストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆにＦＦ補正量を加算し、補正されたストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆを算出する。このようにして、ＦＦ補償器６３は、各種の信号及び入力値に基づいてＦＦ補正量を演算し、ＦＦ補償を実行可能な状態にし、ＦＦ補償切換部６４は、ＦＦ補償の実行及び停止を切換えるようになっている。即ち、ＦＦ補償切換部６４がＦＦ補償を実行することで、制御装置４は、電力負荷の変動の影響を抑えるべく出力回転速度Ｎ２に対してフィードフォワード制御を実行するようになっている。
　また、加算減算器６９には、後で詳述するオブザーバ６６からの推定された実ストローク量であるストローク量推定値ＬＶＤＴｏｂｓが入力され、加算減算器６９は、ＦＦ補正量が加算されたストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆからストローク量推定値ＬＶＤＴｏｂｓを減算し、ストローク量の差ΔＬＶＤＴ（＝ＬＶＤＴｒｅｆ－ＬＶＤＴｏｂｓ）が演算する。演算されたストローク量の差ΔＬＶＤＴは、加算減算器６９から弁開度指令値演算部６５に出力される。
　弁開度指令値演算部６５は、出力回転速度Ｎ２を目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに制御するために方向切換弁３０に入力すべき弁開度指令値Ｉｒｅｆを演算するようになっている。更に詳細に説明すると、弁開度指令値演算部６５は、指令変換部８６と、リミッタ８７とを有している。指令変換部８６は、いわゆる係数器であり、ストローク量の差ΔＬＶＤＴに比例ゲインＫｐ２を乗算し、ストローク量の差ΔＬＶＤＴを弁開度指令値Ｉｒｅｆに変換するようになっている。変換された弁開度指令値Ｉｒｅｆは、リミッタ８７によって上限値以下且つ下限値以上に制限され、その後変速装置２、より詳細には方向切換弁３０の電磁駆動機構４２に出力される。これにより、ピストンロッド３８，３９への圧油の流れが方向切換弁３０によって弁開度指令値Ｉｒｅｆに応じた流れに切換えられ、出力回転速度Ｎ２が目標回転速度Ｎ２ｓｅｔになるように変速比ＳＲが調整される。また、この弁開度指令値Ｉｒｅｆは、制御後のピストンロッド３８，３９のストローク量を推定すべくオブザーバ６６に入力される。また、オブザーバ６６には、推定傾転角演算部８８から出力される推定傾転角φｅｓｔも入力されるようになっている。
　推定傾転角演算部８８は、変速比演算部６０から出力される変速比ＳＲに基づいてパワーローラ２１ｄの傾転角φを推定するようになっている。具体的に説明すると、推定傾転角演算部８８は、パワーローラ２１ｄの傾転角φに対する変速比ＳＲの関係を示す関数ｆ（φ）の逆関数である逆関数ｆ－１（φ）に基づいて、変速比演算部６０からの変速比ＳＲに基づいて推定傾転角φｅｓｔを算出する。算出された推定傾転角φｅｓｔは、弁開度指令値Ｉｒｅｆと共にオブザーバ６６に入力される。オブザーバ６６は、変速装置２を数値モデル化し、この数値モデルと弁開度指令値Ｉｒｅｆと推定傾転角φｅｓｔとに基づいてピストンロッド３８，３９のストローク量を推定し、推定されたストローク量推定値ＬＶＤＴｏｂｓを加算減算器６９に出力するようになっている。加算減算器６９は、前述の通り、ストローク量推定値ＬＶＤＴｏｂｓとストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆとＦＦ補正量とに基づいてストローク量の差ΔＬＶＤＴを演算し、弁開度指令値演算部６５は、ストローク量の差ΔＬＶＤＴに基づいて弁開度指令値Ｉｒｅｆを演算する。このようにして、演算された弁開度指令値Ｉｒｅｆは、方向切換弁３０の電磁駆動機構４２に入力され、これによって出力回転速度Ｎ２は、目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに制御される。
　このような機能を有する制御装置４では、変速比演算部６０、目標変速比演算部６１、ＰＩ制御器６２、弁開度指令値演算部６５、オブザーバ６６、変速比減算器６８、加算減算器６９等によってフィードバック制御部７０が構成され、フィードバック制御部７０は、出力回転速度Ｎ２を目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに維持すべく、オブザーバ６６のストローク量推定値ＬＶＤＴｏｂｓを用いてフィードバック制御を実行する。また、制御装置４は、前述の通り、ＦＦ補償器６３によってフィードフォワード制御を実行しており、フィードフォワード制御とフィードバック制御とによって出力回転速度Ｎ２を目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに維持するようになっている。
　このように構成されている発電システム１では、エンジンＥが駆動すると、回転駆動力が変速装置２を介して発電機３に伝達され、発電機３が駆動される。制御装置４は、駆動開始直後からフィードバック制御部７０によってフィードバック制御を実行し、変速装置２の変速比ＳＲを大きくして出力回転速度Ｎ２を目標回転速度Ｎ２ｒｅｆに近づけていく。他方、駆動開始直後において発電機３の回転数を早期に目標回転速度Ｎ２ｓｅｔまで上げる場合にフィードフォワード制御が実行されると、フィードフォワード制御により発電機３の回転数の上昇が緩慢になることがある。それを踏まえて、制御装置４では、出力回転速度Ｎ２がＮ２ｒｅｆ－α未満である場合、ＦＦ補償切換部６４がＦＦ補償量をゼロとし、フィードフォワード制御が実行されないようにしている。これにより、駆動開始直後等、早期に回転数を目標回転速度Ｎ２ｓｅｔまで上げたい場合において、フィードフォワード制御が実行される場合に比べて発電機３の回転数をより速く上昇させることができる。
　その後、出力回転速度Ｎ２がＮ２ｒｅｆ－αを超えると、制御装置４は、フィードバック制御に加えてフィードフォワード制御を実行する。制御装置４のフィードフォワード制御は、発電機３の電力負荷に応じてＦＦ補正量を変えるようになっている。即ち、図１０に示すように負荷７が作動していない状態（時刻ｔ0～ｔ１参照）では、ストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆに対してあまり補正を行わない。他方、図１０に示すように負荷７が作動して大きな電力負荷が発電機３に加わった際（時刻ｔ１）にストローク量指令値ＬＶＤＴｒｅｆをより強く補正するようになっている。これにより、発電機３が受ける電力負荷が増加して発電機３の出力回転速度Ｎ２が低下するが、フィードフォワード制御を実行することによってその落ち込み量を抑制することができる（図１０の出力回転速度のグラフ参照）。
　更に、発電システム１では、従来技術の発電装置に比べて出力回転速度Ｎ２の落ち込み量をさらに抑制することができる（図１０の実線及び二点鎖線参照）。即ち、発電システム１及び従来技術の発電装置では、制御装置４及び変速装置２を含め、電力負荷の変動に対してフィードフォワード制御が敏感に反応する。それ故、電力負荷に高調波が含まれていると、その高調波により過剰なＦＦ補償が行われ、発電機３の発生周波数が所望の範囲内に収まらない事態が生じることがある。これに関して、発電システム１では、ＦＦ補償器６３にて参照される電力負荷ＬＯＡＤを演算する際、演算器１６において高調波を減衰するフィルタリング作業が行われている。それ故、ＦＦ補償器６３は、高調波を含まない電力負荷ＬＯＡＤに基づいてＦＦ補償を演算することができる。これにより、制御装置４によるフィードフォワード制御において過剰なＦＦ補償が行われることを抑制することができる。これにより、トロイダルＣＶＴ２１の変速比ＳＲを安定して制御することができ、図１０に示すように、負荷７の作動直後における出力回転速度Ｎ２の落ち込みを抑制することができる。
　また、発電システム１の演算装置５では、プレフィルタ１７によって各相の負荷電圧値ＶＡ，ＶＢ，ＶＣ及び各相の負荷電流値ＩＡ，ＩＢ，ＩＣの各々に対してフィルタリング作業を行って第２高調波を減衰させているので、演算される電力負荷ＬＯＡＤに高調波が現れることを抑制することができる。更に、発電システム１の演算装置５では、ポストフィルタ１９によって演算された電力負荷ＬＯＡＤに対して高調波を減衰させるフィルタリング作業が行われており、これによっても電力負荷ＬＯＡＤに高調波が現れることを抑制することができる。
　更に、制御装置４では、ＦＦ補償を演算するに際してＦＦ補償器６３において擬似微分器７７及び不感帯フィルタ７８によって速度化によるフィルタリング作業が行われる。それ故、電力負荷ＬＯＡＤに高周波が含まれていると、不感帯フィルタ７８によるフィルタリング後においてもノイズが残って過剰なフィードフォワード補償が行われてしまう可能性がある。これに際し、制御装置４では、演算装置５で電力負荷ＬＯＡＤを演算する際に高周波を減衰させているので、速度化した後も不感帯フィルタ７８によってノイズを十分に減衰させることができ、過剰なフィードフォワード補償（即ち、過剰補正）がおこなわれることを抑えることができる。
　［その他の実施形態］
　本実施形態の発電システム１では、ＦＦ補償器６３のストローク補正量演算部７６において、電力負荷ＬＯＡＤに応じてストローク補正量を演算しているが、参照する値は必ずしも電力負荷ＬＯＡＤだけに限定されない。例えば、トロイダルＣＶＴ２１における機械的な要因（例えば、パワーローラ２１ｄの撓み等）を参照するようにしてもよい。なお、パワーローラ２１ｄの撓みは、クランプ機構２３のクランプ力を検出しそれを参照することによって求めることができる。このようにトロイダルＣＶＴ２１における機械的な要因も参照することによって、出力回転速度Ｎ２の落ち込みを更に抑制することができる。
　更に、本実施形態の発電システム１では、図1に示す制御装置４のフィードフォワード制御及びフィードバック制御を実行するための各種制御ブロックは一例であり、必ずしもこのような制御ブロックの組み合わせに限定されない。例えば、ストローク補正量演算部７６は、入力回転速度Ｎ１ではなく、変速比演算部６０で演算される変速比ＳＲを参照してもよい。この場合、ストローク補正量演算部７６は、変速比演算部６０で演算される変速比ＳＲと、電力負荷ＬＯＡＤと、予め記憶されるテーブル８４とを用いて補正用推定指令値ＬＶＤＴｅｓｔを演算する。
　また本実施形態では、発電システム１が航空機のエンジンＥに適用される場合についてしたが、適用される機器についてはこれらに限定されない。即ち、車両用のエンジン及び各種産業機械用のエンジンであってもよく、その適用対象は問わない。他方、航空機のように発電機３に高い周波数の交流電力の発生を要求されるものに対して、発電システム１は特に優れた作用効果を奏する。また、本実施形態の発電システム１では、トロイダルＣＶＴ２１が中央入力型のものであるが、中央出力型の物であってもよい。また、トロイダルＣＶＴ２１は、ダブルキャビティ型且つハーフトロイダル型のものであるが、シングルキャビティ型及び振るトロイダル型であってもよい。また、演算装置５が適用されるシステムは、前述するような発電システムに限定されず、電力負荷を参照してフィードフォワード制御等の制御を実施するシステムであればよい。
　１　発電システム
　３　発電機
　４　制御装置
　５　演算装置
　１２　出力側回転センサ
　１４　電圧センサ
　１５　電流センサ
　１６　演算器
　１７　プレフィルタ
　１８　演算部
　１９　ポストフィルタ
　２１　トロイダルＣＶＴ
　２１ｅ　出力軸
　２２　変速駆動機構
　６３　ＦＦ補償器
　７０　フィードバック制御部
　７７　擬似微分器
　７８　不感帯フィルタ
　７９　位相補償部
　８０　ゲイン調整部

Claims (6)

  1. 　変速比を無段階で変更する変速機構を有し、入力軸の回転速度を変更された変速比で出力軸に伝達する無段変速機と、
    　前記出力軸の回転によって駆動されて三相交流電力を発生する発電機と、
    　入力される変速指令に応じた指令変速値に前記無段変速機の変速比を変更すべく前記変速機構を駆動する変速駆動装置と、
    　前記出力軸の回転速度である出力側回転速度を検出する出力側速度検出器と、
    　前記発電機の電力負荷を演算する電力負荷演算装置と、
    　前記出力側速度検出器で検出される検出結果と、前記電力負荷演算装置で演算される電力負荷とに応じた変速指令を出力して前記無段変速機の変速比を制御して予め定められる設定周波数の三相交流電力を前記発電機に発生させる制御装置と、を備え、
    　前記電力負荷演算装置は、電流検出器と、電圧検出器と、演算器とを有し、
    　　前記電流検出器は、前記発電機が発生する三相交流の各相の電流値を検出し、
    　　前記電圧検出器は、前記発電機が発生する三相交流の各相の電圧値を検出し、
    　　前記演算器は、前記電流検出器と前記電圧検出器とで夫々検出される電流値及び電圧値に基づいて前記発電機の電力負荷を演算し、且つ前記発電機の電力負荷を演算する際に前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行い、
    　前記制御装置は、フィードバック制御部と、フィードフォワード補償部と、を有し、
    　　前記フィードバック制御部は、前記出力側速度検出器で検出される出力側回転速度が前記設定周波数に応じた出力側目標回転速度になるように変速指令を演算し、演算される変速指令を前記変速駆動装置に出力するフィードバック制御を実行し、
    　　前記フィードフォワード補償部は、前記フィードバック制御部で演算される変速指令を前記演算器で演算される前記発電機の電力負荷に基づいて補正するフィードフォワード補償を実行する、発電システム。
  2. 　前記演算器は、プレフィルタを有し、
    　前記プレフィルタは、検出される三相の電流値及び三相の電流値の各々に対して前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を、前記電力負荷を演算する前に行う、請求項１に記載の発電システム。
  3. 　前記演算器は、ポストフィルタを有し、
    　前記ポストフィルタは、演算される電力負荷に対して前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行う、請求項１又は２に記載の発電システム。
  4. 　前記ポストフィルタは、前記設定周波数の第２高調波を減衰させるバンドエリミネーションフィルタと、前記設定周波数の第Ｎ高調波（Ｎ＝３，４，・・・）を減衰させるローパスフィルタを含んでいる、請求項３に記載の発電システム。
  5. 　前記フィードフォワード補償部は、前記電力負荷演算装置で演算される電力負荷を速度化し、速度化した電力負荷を不感帯フィルタを通して位相補償を施し、更に積分化するフィルタリング作業を行い、フィルタリング作業を行った電力負荷を補償値として前記フィードバック制御部で演算される変速指令を補正する、請求項４に記載の発電システム。
  6. 　入力軸に対する出力軸の変速比を無段階で変更可能な変速機構を有する無段変速機の前記出力軸の回転によって発電機が駆動されて三相交流電力を発生し、入力される変速指令に応じた指令変速値に前記無段変速機の変速比を変更すべく変速駆動装置が前記変速機構を駆動する発電システムにおいて、予め定められる設定周波数の三相交流電力を前記発電機に発生させる発電システムの制御方法であって、
    　前記発電機が発生する三相交流の各相の電流値を検出する電流検出工程と、
    　前記発電機が発生する三相交流の各相の電圧値を検出する電圧検出工程と、
    　前記電流検出工程と前記電圧検出工程とで夫々検出される電流値及び電圧値に基づいて前記発電機の電力負荷を演算し、且つ前記発電機の電力負荷を演算する際に前記設定周波数の高調波を減衰させるフィルタリング作業を行う演算工程と、
    　前記出力軸の回転速度である出力側回転速度を検出する速度検出工程と、
    　前記速度検出工程で検出される出力側回転速度が前記設定周波数に応じた出力側目標回転速度になるように変速指令を演算し、演算される変速指令を前記変速駆動装置に出力するフィードバック制御を実行するフィードバック制御工程と、
    　前記フィードバック制御工程で演算される変速指令を前記演算工程で演算される前記発電機の電力負荷に基づいて補正するフィードフォワード補償を実行するフィードフォワード補償工程とを有する、発電システムの制御方法。
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