WO2023013230A1 - リニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法 - Google Patents

リニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法 Download PDF

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WO2023013230A1
WO2023013230A1 PCT/JP2022/022783 JP2022022783W WO2023013230A1 WO 2023013230 A1 WO2023013230 A1 WO 2023013230A1 JP 2022022783 W JP2022022783 W JP 2022022783W WO 2023013230 A1 WO2023013230 A1 WO 2023013230A1
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WO
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pressure
linear motor
voltage
mover
discharge
Prior art date
Application number
PCT/JP2022/022783
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English (en)
French (fr)
Inventor
尚礼 鈴木
昌喜 小山
義則 河合
寛 小林
Original Assignee
日立Astemo株式会社
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Publication date
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    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02P—CONTROL OR REGULATION OF ELECTRIC MOTORS, ELECTRIC GENERATORS OR DYNAMO-ELECTRIC CONVERTERS; CONTROLLING TRANSFORMERS, REACTORS OR CHOKE COILS
    • H02P25/00—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of AC motor or by structural details
    • H02P25/02—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of AC motor or by structural details characterised by the kind of motor
    • H02P25/06—Linear motors
    • H02P25/064—Linear motors of the synchronous type

Definitions

  • the present invention relates to a linear motor control device, a suspension system including the same, and a linear motor control method.
  • Patent Document 1 discloses a phase detection means for detecting a phase difference between an output voltage detected by a voltage detection means and a current detected by a current detection means, and a value corresponding to the phase difference detected by the phase detection means.
  • Control means are disclosed for correcting the output voltage of the AC power supply to maintain the neutral position of the piston at a predetermined position.
  • Patent Document 1 provides a linear compressor driving device that can maintain a constant neutral position of the piston even if the load fluctuates and does not complicate the configuration of the linear compressor. are doing.
  • Patent Document 1 assumes a mechanism for compressing expanded refrigerant gas in a cooling device such as a refrigerator, it does not assume a situation where the suction pressure of the compressor is higher than the discharge pressure. Further, in the technology described in Patent Document 1, the viewpoint of flow rate is not taken into consideration.
  • An object of the present invention is to provide a linear motor control device that can handle a wide range of pressure conditions, a suspension system including the same, and a linear motor control method.
  • the present invention provides a linear motor comprising an armature having a winding to which an alternating voltage is applied, and a mover that moves relative to the armature, and a linear motor connected to one of the movers. and a controller for controlling the linear motor, wherein a fluid machine is connected to the other side of the mover, and the controller controls the voltage applied to the winding and the pressure state determination means for determining the pressure state of the fluid machine according to any one of a current phase difference, a phase difference between the voltage applied to the winding and the position of the mover, a q-axis current value, and a current amplitude;
  • the part is characterized by comprising a control mode for varying the amplitude of the voltage applied to the windings and the center position of the reciprocating motion of the mover based on the pressure state determined by the pressure state determining means.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a linear motor control device 100 according to Embodiment 1 of the present invention
  • FIG. 1 is a perspective view of a linear motor 104 according to Example 1 of the present invention
  • FIG. 3 is a cross-sectional view in a plane along line III-III of FIG. 2
  • FIG. 10 is a diagram showing the thrust applied to the mover 6 due to the magnetization of the magnetic pole teeth 70
  • 4 is a schematic diagram showing a state in which an external mechanism is connected to the mover 6 of the linear motor 104
  • FIG. 4 is a diagram showing the relationship between the frequency of an alternating voltage (horizontal axis) and the stroke (vertical axis) of a mover 6 when alternating voltages having the same amplitude are applied;
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a linear motor control device 100 according to Embodiment 1 of the present invention
  • FIG. 1 is a perspective view of a linear motor 104 according to Example 1 of the present invention
  • FIG. 3 is
  • FIG. 7A shows the relationship between the position and speed of the mover 6 when the linear motor 104 is driven
  • FIG. 7B shows the relationship between the applied voltage waveform and the motor current flowing through the linear motor 104.
  • FIG. 8 is a diagram showing the AC waveform of FIG. 7 as a vector
  • 2 is a vertical cross-sectional view showing an example of a hermetic compressor 50 having a linear motor 104.
  • FIG. 1 is a diagram showing a system configuration example using a hermetic compressor 50 having a linear motor 104 as a power source
  • FIG. FIG. 5 is a diagram showing an example of pressure changes over time when the hermetic compressor 50 is operated with air having different pressures previously put into tanks on the suction side and the discharge side.
  • FIG. 7 is a diagram showing an example of analysis results of changes in discharge pressure and discharge flow rate when suction pressure is changed;
  • 3 is a diagram illustrating the configuration of a voltage command value generator 103;
  • FIG. 3 is a diagram showing a configuration example of an offset voltage calculator 180;
  • FIG. 4 is a diagram showing a second configuration example of an offset voltage calculator 180;
  • 3 is a diagram showing a configuration example of pressure state determination means 109.
  • FIG. FIG. 5 is a diagram showing an example of change in phase difference dlt ⁇ with respect to pressure difference;
  • FIG. 10 is a diagram showing a second configuration example of the pressure state determination means 109a;
  • FIG. 10 is a diagram showing a third configuration example of the pressure state determination means 109b; It is a figure which shows the example of the relationship between a load state and resonance frequency. It is a figure which shows the example of the relationship between a load state, a stroke command value, and a voltage amplitude value.
  • FIG. 7 is a diagram showing an example of analysis results of changes in discharge pressure and discharge flow rate when suction pressure is changed;
  • FIG. 5 is a diagram showing the circuit configuration of an air suspension system 200 according to Embodiment 2 of the present invention;
  • FIG. 2 is a schematic diagram of a vehicle 300 equipped with an air suspension system 200 according to Embodiment 2 of the present invention; It is a configuration example of an offset voltage calculator 180a according to Example 2 of the present invention.
  • FIG. 9 is a diagram showing an example of change in output voltage according to Example 2 of the present invention.
  • the various constituent elements of the present invention do not necessarily exist independently of each other, and a plurality of constituent elements may be formed as one member, and one constituent element may be formed by a plurality of members. , that a component is part of another component, part of one component overlaps part of another component, and so on.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a linear motor control device 100 according to Embodiment 1 of the present invention.
  • a linear motor control device 100 comprises a control section 102 , a linear motor 104 , a power conversion circuit 105 and a current detection means 107 .
  • the linear motor 104 has an armature 9 and a mover 6 that move relative to each other.
  • the control unit 102 outputs an output voltage command value to the power conversion circuit 105 or a drive signal (pulse signal) for driving the power conversion circuit 105 according to the detection result of the voltage command value generator 103 .
  • the control unit 102 also has a pressure state determination means 109 and a PWM signal generator 133 .
  • the power conversion circuit 105 is an example of a power conversion unit that converts the voltage of a DC voltage source and outputs an AC voltage.
  • it can be configured using a widely used voltage-type PWM inverter.
  • a DC current source may be used instead of the DC voltage source.
  • FIG. 2 is a perspective view of the linear motor 104 according to Example 1 of the present invention.
  • the linear motor 104 of this embodiment has a mover 6 (see FIG. 3) that can move relative to the armature 9 in the direction of the arrow in FIG.
  • the armature 9 has two magnetic poles 7 facing each other across an air gap and a winding 8 wound around the magnetic poles 7 .
  • the mover 6 is arranged in this gap.
  • the magnetic pole 7 has magnetic pole teeth 70 as end faces facing the mover 6 .
  • the armature 9 can apply a force in the front-rear direction (hereinafter referred to as thrust) to the mover 6.
  • thrust a force in the front-rear direction
  • the thrust can be controlled so that the mover 6 reciprocates in the front-rear direction.
  • the mover 6 has two flat plate-shaped permanent magnets 2 (2a, 2b) magnetized in the vertical direction. In FIG. 2, the permanent magnets 2a and 2b are shown, but the mover 6 is not shown. As the mover 6, for example, a plate-like one to which the plate-like permanent magnet 2 is fixed can be used.
  • the configuration of the mover 6 having one armature 9 and two permanent magnets 2 is shown. There is no particular limit to the number. Also, the number of phases of the power conversion circuit 105 can be freely determined according to the number of armatures 9 .
  • the control unit 102 can output a drive signal so that the mover 6 reciprocates within a range facing the armature 9 .
  • FIG. 3 is a cross-sectional view in a plane taken along line III--III in FIG.
  • the arrow lines in FIG. 3 show an example of magnetic flux lines when an AC voltage is applied to the two windings 8 and a current is caused to flow.
  • the direction of magnetic flux flow can be reversed depending on the direction of the current flowing through the winding 8, so it is not limited to that shown in the figure.
  • the magnetic flux lines magnetize the magnetic pole teeth 70 .
  • FIG. 4 is a diagram showing the thrust applied to the mover 6 by the magnetization of the magnetic pole teeth 70. As shown in FIG. The polarities of the magnetic pole teeth 70 caused by the current flowing through the winding 8 are represented by "N" and "S" near the magnetic pole teeth 70 in the figure.
  • the upper magnetic pole tooth 70a is magnetized to "S” and the lower magnetic pole tooth 70b is magnetized to "N", so that the permanent magnet 2a is attracted and the mover 6 receives a forward force.
  • FIG. 4B shows an example in which the mover 6 has moved forward.
  • the upper magnetic pole tooth 70a is magnetized to "N” and the lower magnetic pole tooth 70b is magnetized to "S”. An example in which the mover 6 has moved backward is shown.
  • the thrust applied to the mover 6 can be changed by changing the amplitude of the applied AC current or AC voltage. Further, by appropriately changing the thrust applied to the mover 6 using a known method, the displacement of the mover 6 can be changed as desired.
  • the mover 6 makes a reciprocating motion (for example, motion that sequentially repeats the magnetization of the magnetic pole teeth 70 as shown in FIGS. 4(a) and 4(b))
  • the displacement of the mover 6 that changes in the form of an AC waveform is The amount of change is called a stroke.
  • forward displacement of the mover 6 is defined as positive.
  • the magnetic pole tooth 70 is a magnetic material, a magnetic attraction force that attracts the permanent magnet 2 acts on it.
  • the two magnetic pole teeth 70 are arranged to face each other with the mover 6 interposed therebetween, the resultant force of the magnetic attraction force acting on the mover 6 can be reduced.
  • FIG. 5 is a schematic diagram showing a state in which an external mechanism is connected to the mover 6 of the linear motor 104.
  • a mechanism is provided in which an external mechanism configured by a resonance spring 23 (elastic body) as a coil spring is connected to one side of the mover 6 and the mover 6 is returned by the spring force.
  • the resonance spring 23 has one end connected to one side of the mover 6 via the intermediate portion 24 and the other end fixed to the base portion 25 . Further, a side portion 26 that extends substantially parallel to the extending direction of the resonance spring 23 and guides or supports the resonance spring 23 is provided.
  • the other end of the mover 6 is connected to, for example, a piston 4 as a fluid machine (compression element 20) (see FIG. 9).
  • a resonance spring 23 (assist spring) is added to the mover 6 as shown in FIG.
  • the velocity energy of the element 6 can be effectively utilized, and a highly efficient linear motor drive system can be constructed.
  • a known elastic body may be used instead of the resonance spring 23 .
  • FIG. 6 is a diagram showing the relationship between the frequency of the alternating voltage (horizontal axis) and the stroke of the mover 6 (vertical axis) when the alternating voltage of the same amplitude is applied.
  • the stroke of the mover 6 sharply increases near the resonance frequency (approximately 50 Hz), and the stroke decreases away from the resonance frequency.
  • the resonance frequency is given by the square root of the value obtained by dividing the spring constant k of the resonance spring 23 by the mass m of the mover 6, but depending on the system of the linear motor 104, this value may be an approximate value.
  • FIG. 7A shows the relationship between the position and speed of the mover 6 when the linear motor 104 is driven
  • FIG. 7B shows the relationship between the applied voltage waveform and the motor current flowing through the linear motor 104.
  • FIG. 8 is a diagram showing the AC waveform of FIG. 7 as a vector. It can be seen that the speed of the mover 6, the applied voltage, and the motor current are almost in phase.
  • FIG. 8 shows the relationship between the position of the mover, the speed of the mover, the applied voltage, and the motor current as a vector.
  • the mass of the mover 6 deviates from the assumption due to manufacturing variations, or if the state of the load element added to the mover 6 (the state of the load when viewed from the linear motor 104) changes, the mass connected to the resonance spring 23 changes, the resonance frequency changes. Therefore, it is preferable to accurately detect or estimate the resonance frequency that changes depending on the conditions.
  • FIG. 9 is a longitudinal sectional view showing an example of a hermetic compressor 50 having a linear motor 104.
  • the hermetic compressor 50 is a reciprocating compressor in which the compression element 20 and the electric element 30 are arranged inside the hermetic container 3 .
  • the compression element 20 and the electric element 30 are elastically supported inside the sealed container 3 by a support spring 49 .
  • Electric element 30 includes mover 6 and armature 9 .
  • the compression element 20 includes a cylinder block 1 forming a cylinder 1a, a cylinder head 16 assembled on the end face of the cylinder block 1, and a head cover 17 forming a discharge chamber space.
  • the working fluid supplied into the cylinder 1a is compressed by the reciprocating motion of the piston 4, and the compressed working fluid is sent to a discharge pipe (not shown) communicating with the outside of the compressor.
  • a valve element made of an elastic material may be provided between the cylinder and the discharge chamber space so that the pressure in the cylinder is substantially equal to or higher than the pressure in the discharge space. When the pressure inside the cylinder is lower than the pressure in the discharge space, the valve body closes to prevent reverse flow (flow from the discharge side to the suction side).
  • a piston 4 is connected to the other end of the mover 6 .
  • the working fluid is compressed by the reciprocation of the mover 6 and the piston 4 .
  • a compression element 20 is arranged at one end of the electric element 30 .
  • the cylinder block 1 has a guide rod along the front-rear direction for guiding the reciprocating motion of the mover 6 .
  • an airtight connector called a hermetic connector or hermetic seal is sometimes used.
  • a hermetic connector or hermetic seal is sometimes used.
  • the resonance frequency of the compression element 20 is It is also necessary to consider the impact on That is, the pressure in the discharge space causes the working fluid to act like a spring, so that the frequency at which the resonance occurs changes. That is, when the pressure of the cylinder 1a is high, it is equivalent to the spring constant of the resonance spring 23 added to the mover 6 being high, and the resonance frequency is increased. Conversely, when the pressure in the cylinder 1a is low, the spring constant of the resonance spring 23 added to the mover 6 becomes dominant, and the resonance frequency is the mechanical resonance frequency determined by the mass and spring constant of the mover 6. close to
  • efficiency and flow rate are generally used as evaluation indexes for the hermetic compressor 50 .
  • Efficiency needs to be considered for each of the compression element 20 and the electric element 30, but is ultimately determined by multiplying the efficiencies of both elements.
  • the flow rate can be obtained by multiplying the stroke amount of the piston 4 (which can also be considered as the stroke amount of the mover 6) and the frequency of the piston reciprocating motion.
  • Using the linear motor 104 as the electric element 30 has the advantage that the stroke of the piston can be controlled by the voltage applied to the linear motor 104 . By controlling the stroke, it has the advantage that the volume of the electric element 30 can be changed.
  • FIG. 10 is a diagram showing a system configuration example using a hermetic compressor 50 powered by a linear motor 104.
  • FIG. 10 shows a configuration example in which a suction pipe 53a and a discharge pipe 53b are connected to the suction side and the discharge side of a hermetic compressor 50, and a first tank 52a and a second tank 52b are connected to the ends of the pipes 53.
  • the working fluid (including gas) compressed by the hermetic compressor 50 is not particularly limited, but air will be described as an example here.
  • the air stored in the first tank 52a is moved to the second tank 52b.
  • the configuration in which the tanks 52 are added to both the suction side and the discharge side is shown, but this is only an example.
  • a system in which the tanks are not connected to the discharge side is naturally conceivable. It is a system to move to the second tank 52b.
  • FIG. 11 is a diagram showing an example of pressure changes over time when the hermetic compressor 50 is operated with air having different pressures put in the respective tanks on the suction side and the discharge side in advance.
  • the suction pressure the pressure in the first tank 52a
  • the discharge pressure the pressure in the second tank 52b
  • the pressure difference gradually decreases, and at a certain point (about 25 sec), the pressure reverses (suction pressure ⁇ discharge pressure), and the pressure difference increases.
  • suction pressure ⁇ discharge pressure the pressure difference increases.
  • it shows an example of a system in which the operation is stopped when the discharge pressure reaches a desired pressure.
  • FIG. 12 is a diagram showing an example of the relationship between differential pressure (pressure difference between discharge pressure and suction pressure) and resonance frequency.
  • differential pressure pressure difference between discharge pressure and suction pressure
  • resonance frequency increases.
  • the differential pressure is small, the resonance frequency is close to the resonance frequency determined by the resonance spring and the mover mass.
  • the differential pressure is negative (the suction pressure is higher than the discharge pressure), the air flows out even if the piston does not compress. Therefore, the resonance frequency is lowered.
  • FIG. 13 is a diagram showing an example of analysis results of changes in the discharge pressure and the discharge flow rate when the suction pressure is changed with respect to the flow rate, which is the evaluation index of the compressor described above.
  • a power source for the piston 4 although details are omitted, two types are used: a reciprocating type (DC motor drive) in which the rotary motion of a DC motor is converted to reciprocating motion by a crankshaft or the like, and the linear motor 104 of this embodiment. It is the result of comparing the flow rate by drive system.
  • the resonance frequency is high, that is, the driving frequency (the frequency of the piston reciprocating motion) is also high.
  • the discharge flow rate of the linear type is greater than that of the reciprocating type. Conversely, when the discharge pressure is low, the discharge flow rate of the linear type is lower than that of the reciprocating type.
  • the control unit 102 and the like will be described with reference to FIG. 1 and the like.
  • the control unit 102 has a voltage command value generator 103 , a pressure state determination means 109 and a PWM signal generator 133 .
  • the control unit 102 applies power to the linear motor 104 so that the linear motor 104 operates according to a stroke command and a frequency command given from a higher control (not shown) or obtained by holding or calculation in the control unit 102
  • the basic operation is to control the voltage applied.
  • FIG. 14 is a diagram for explaining the configuration of the voltage command value generator 103. As shown in FIG. A phase command value ⁇ *, which will be described later, and a stroke command value l* and a frequency command value ⁇ * obtained from a host controller (not shown) or the like are input to the voltage command value generator 103, and a single-phase alternating current is generated. A voltage command value Vm* is output.
  • the voltage applied to the linear motor 104 can be adjusted by changing any one of the stroke command value l*, the frequency command value ⁇ *, and the offset voltage Voff. can be done. That is, by adjusting the amplitude, frequency, and offset value of the applied voltage, it is possible to control the drive frequency to the resonance frequency and control the stroke. This makes it possible to optimize efficiency (power consumption) and flow rate.
  • a stroke command value l* obtained from a host controller (not shown) or the like and a frequency command value ⁇ * following the resonance frequency are input.
  • a known method can be applied to obtain the frequency command value ⁇ * that follows the resonance frequency.
  • it can be configured by means described in Japanese Patent No. 6591668.
  • the stroke command value l* has two meanings: the amplitude of the reciprocating motion of the piston (or mover) and the amount of displacement on the positive side (the direction in which the piston compresses the working fluid) and on the negative side. Use properly by.
  • the frequency command value ⁇ * is integrated by the integrator 94a to obtain the phase command value ⁇ *. *) is obtained.
  • a multiplier 92d multiplies this cosine by the stroke command value l*.
  • the speed command value vm* of the mover 6 can be obtained without performing a differential operation.
  • one of the position command value xm* and speed command value vm* can be a sine and the other can be a cosine.
  • the speed command value vm* of the mover 6 is multiplied by the induced voltage constant Ke* in a multiplier 92e to obtain a single-phase AC voltage command value Vm0*.
  • the offset voltage output by the offset voltage calculator 180 is added to obtain the AC voltage command value Vm* to be applied to the linear motor 104 .
  • the voltage command value generator 103 can apply a known synchronous motor drive voltage command method.
  • FIG. 15 is a diagram showing a configuration example of the offset voltage calculator 180.
  • the offset voltage calculator 180 outputs an offset voltage Voff according to the pressure state.
  • the horizontal axis indicates the input pressure state
  • the vertical axis indicates the output offset voltage Voff.
  • information of differential pressure [MPa] is used as the pressure state on the horizontal axis
  • the offset voltage Voff on the vertical axis is based on the DC voltage of the DC voltage source when the AC voltage is output by the power conversion circuit 105. This is an example of a case of expressing by a ratio.
  • the offset voltage Voff is negative.
  • the offset voltage Voff is assumed to be zero in other pressure states. By doing so, the flow rate can be increased in a region where the differential pressure is negative (suction pressure>discharge pressure) and the absolute value of the pressure difference is small.
  • the center position of the reciprocating motion of the mover 6 can be shifted to the anti-piston side.
  • An increase in the stroke on the negative side can be considered equivalent to an increase in the maximum capacity of the compressor.
  • the resonance frequency is low in the operating state where the differential pressure is negative (suction pressure > discharge pressure) and the absolute value is small.
  • increasing the stroke length or increasing the drive frequency are conceivable, but neither is desirable from the viewpoint of efficiency.
  • the stroke length is increased, the sliding distance is increased by that amount, so the sliding loss increases.
  • increasing the driving frequency results in driving outside the resonance frequency, which reduces the efficiency.
  • the differential pressure is a curve near -0.2 and 0.0, but it does not have to be a curve. may be changed linearly with a minimum value at .
  • the horizontal axis in FIG. 15 represents the pressure state
  • the means using the pressure sensor, the means using the phase difference between the applied voltage and the current flowing through the linear motor, the means using the q-axis current substantially proportional to the thrust of the linear motor 104, and the means using the amplitude of the current flowing through the linear motor 104 are It is possible to adopt the means to use, etc.
  • FIG. 16 is a diagram showing a second configuration example of the offset voltage calculator 180. As shown in FIG. FIG. 16 shows a configuration example for switching the offset voltage Voff in accordance with a load state mode signal output by pressure state determination means 109, which will be described later.
  • An example of the relationship between the load state and the load state mode signal can be as shown in FIG. That is, the region where the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is negative (suction pressure > discharge pressure) and the absolute value of the pressure difference is large is the first load state mode (1), and the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is negative ( Suction pressure>discharge pressure) and the pressure difference absolute value is small is the second load state mode (2). Mode (3).
  • the offset values for load condition modes (1) and (3) are set to zero, and the offset value for load condition mode (2) is set to a negative value.
  • the pressure difference in the first load condition mode (1) is greater than the pressure difference in the second load condition mode (2).
  • a first control mode signal (1) and a second control mode signal corresponding to the first load state mode (1), the second load state mode (2), and the third load state mode (3) (2) output the third control mode signal (3) from the offset voltage calculator 180;
  • FIG. 17 is a diagram showing a configuration example of the pressure state determination means 109.
  • a phase difference detector 130 that outputs the phase difference between the mover position Xm or the motor current Im and the reference phase (for example, the phase obtained by integrating the frequency command value ⁇ * shown in FIG. 14). It is an example of a configuration.
  • the phase obtained by integrating the frequency command value ⁇ * shown in FIG. 14 is used as the reference phase ⁇ *, the phase difference between the movable element position Xm or the motor current Im with respect to the applied voltage is obtained. .
  • a plurality of combinations are conceivable depending on how to obtain the reference phase ⁇ * and the denominator and numerator when obtaining the arctangent. For example, FIG.
  • the phase difference in the pressure equalization state is 90°, and the phase difference dlt ⁇ increases or decreases according to the pressure difference.
  • the pressure state determination means 109 is configured by utilizing the fact that the phase difference dlt ⁇ changes according to the load state determined by the pressure conditions of suction and discharge.
  • FIG. 19 is a diagram showing a second configuration example of the pressure state determination means 109a.
  • This configuration example uses the load current detector 150, and the load current detector 150 of the present embodiment extracts the amplitude of the load current component using a Fourier transform formula.
  • the load current detector 150 has a sine calculator 81 that outputs the sine of the input value and a cosine calculator 82 that outputs the cosine of the input value, similarly to the configuration of the phase difference detector 130 shown in FIG. , a phase command value .theta.* as a reference phase is input, and the sine and cosine for the phase command value .theta.* are obtained.
  • a multiplier 92 outputs a value obtained by multiplying each of the sine and cosine by the motor current Im.
  • the outputs of the integrators 94 e and 94 f are squared and input to the square root operator 96 . That is, the square root of the sum of the squares of the sine and cosine components, which are the first-order Fourier coefficients of the sine and cosine, respectively, is obtained to obtain the amplitude of the fundamental current. Since the amplitude of the fundamental wave current increases as the load increases, the load current Im_ld can be detected with the configuration in FIG. In this embodiment, the load current is assumed to be equivalent to the q-axis current (current approximately proportional to the torque of the rotary motor or the thrust of the linear motor) generally used in drive control of the rotary motor. That is, it changes according to the load state determined by the pressure conditions of suction and discharge.
  • the pressure state determining means 109a is configured using this relationship.
  • the offset voltage calculator 180 When the offset voltage calculator 180 has the configuration shown in FIG. 16, it outputs a control mode signal according to a preset load current value Im_Id.
  • FIG. 20 is a diagram showing a third configuration example of the pressure state determination means 109b.
  • the load current detector 150a receives the motor current Im and extracts the cos component (Im_cos) of the fundamental frequency of the motor current Im. Next, the cos component (Im_cos) of the fundamental frequency of the motor current Im is low-pass filtered by the first-order lag filter 141 and output as the load current Im_ld.
  • FIG. 20 shows a configuration example of the first-order lag filter
  • the low-pass filter may be configured with other known configurations such as a second-order lag filter, not limited to the first-order lag filter.
  • the configuration of FIG. 20 can detect the load current by filtering the extracted cosine component.
  • the configuration of FIG. 20 is effective in reducing the computational load.
  • FIG. 21 shows an example of configuring the pressure state determination means 109 using this relationship.
  • FIG. 21 is a diagram showing an example of the relationship between the load state and the resonance frequency.
  • the estimated or detected resonance frequency is compared with a predetermined judgment value, and the first load state mode (1), the second load state mode (2), and the third load state mode (2) are selected.
  • Determine load condition mode (3) That is, when the drive frequency of the mover is close to the resonance frequency determined by the resonance spring and the mover mass and lower than the reference value, it is determined as the second load state mode (2), and the negative offset voltage is set. Give and drive.
  • the vertical axis in FIG. 22 indicates the maximum stroke or the DC voltage of the DC voltage source of the power conversion circuit 105 as a reference (100%). That is, a minute voltage is output in the first load state mode (1).
  • the first load state mode (1) is a region where the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is negative (suction pressure>discharge pressure) and the absolute value is large. That is, in this region, the valve body is open due to the differential pressure. Therefore, the stroke command value l* should be determined so that the minimum voltage, current, or stroke required for the pressure state determination means 109 to determine the pressure state.
  • the voltage command value generator 103 outputs a signal (voltage command value) for the first control mode so as to reduce the amplitude of the voltage applied to the windings. .
  • the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is negative (suction pressure>discharge pressure).
  • the stroke command value l* is gradually increased as the pressure difference disappears, taking into consideration the characteristics of the elastic body that constitutes the valve body.
  • the offset voltage calculator 180 outputs a negative offset value (a value that shifts the center position of the reciprocating motion of the mover 6 toward the anti-piston side).
  • a signal voltage command value.
  • the second control mode may include the time when the suction pressure and the discharge pressure are equalized.
  • the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is positive (suction pressure ⁇ discharge pressure).
  • a stroke command value l* is given so as to increase functionally (chain line).
  • the amplitude of the voltage applied to the windings from the voltage command value generator 103 increases substantially proportionally (solid line) according to the load state, or exponentially.
  • a signal (voltage command value) for the third control mode is output so that the amplitude of the voltage applied to the windings increases in line with (chain line).
  • FIG. 23 is a diagram showing an example of analysis results of changes in discharge pressure and discharge flow rate when the suction pressure is changed using the above configuration. While the results are the same as in FIG. 13 when the discharge pressure is higher than the suction pressure, it can be seen that the flow rate can be increased when the suction pressure is higher than the discharge pressure.
  • the pressure state of the fluid machine can be determined based on the phase difference between the voltage applied to the windings and the current, or the phase difference between the voltage applied to the windings and the mover position, the q-axis current value, or the current amplitude. can be done.
  • the offset voltage and voltage amplitude value can be controlled according to the determined pressure state.
  • Example 2 The configuration of this embodiment can be the same as that of the first embodiment except for the following points.
  • This embodiment relates to an air suspension system as an example of a device equipped with the linear motor control device 100.
  • FIG. 1 A schematic diagram of a device equipped with the linear motor control device 100.
  • FIG. 24 is a circuit diagram showing an air suspension system 200 according to Embodiment 2 of the present invention.
  • FIG. 25 is a schematic diagram of a vehicle 300 equipped with an air suspension system 200 according to a second embodiment of the invention. However, with regard to the air suspension system 200 according to FIG. 25, only a distribution point 209N, which will be described later, and components on the side of the air suspensions 201 and 202 from this point are shown.
  • the air suspension system 200 includes two air suspensions 201, 202, a compressor 203 driven by a linear motor 104, an intake filter 204, a first tank 205, an air dryer 207, and three check valves 208, 215, 217 as valves. , a supply/discharge switching valve 210 , two suspension control valves 211 and 212 , a return passage opening/closing valve 214 , and an exhaust passage opening/closing valve 219 .
  • the air suspension system 200 connects them by passages through which air can flow.
  • the air suspension system 200 is, for example, mounted on the vehicle 300 and is a system that controls the air pressure in the air chambers 201C and 202C of the air suspensions 201 and 202.
  • a left wheel 310L and a right wheel 310R of the vehicle 300 are provided with an axle 320 that connects these hubs.
  • air suspensions 201 and 202 are provided between the wheels 310 and the vehicle body 330, such as between the left wheel 310L and the right wheel 310R and the vehicle body 330, or between the hub and the vehicle body 330.
  • the vehicle height can be adjusted by controlling the air pressure.
  • the air suspensions 201 and 202 may be attached between the axle 320 on the wheel 310 side and the vehicle body 330 of the vehicle 300 as shown in FIG. (wheel 310 side) and the vehicle body 330, or between the hub of the wheel 310 (wheel 310 side) and the vicinity of the vehicle body 330 mounting portion of the upper arm of the suspension (body 330 side).
  • the air suspensions 201 and 202 may be provided so as to support the wheels 310 and the vehicle body 330.
  • they can be provided between the wheels 310 and the vehicle body 330 in the vertical direction, and directly support the wheels 310 and the vehicle body.
  • 330 is not limited.
  • the number of air suspensions included in the air suspension system 200 is not particularly limited as long as it is one or more.
  • the number of air suspensions can be equal to the number of wheels, for example.
  • a total of four air suspensions, two on the two front wheel sides and two on the two rear wheel sides can be arranged.
  • the buffer cylinders 201A, 201A and the air chambers 201C, 202C serving as air springs are integrated is shown.
  • (Hydraulic shock absorbers) 201A and 202A and air springs may be provided independently.
  • air chambers 201C, 202C are formed between the cushioning cylinders 201A, 202A, respectively, and the piston rods 201B, 202B, respectively, and constitute air springs.
  • Each of the air chambers 201C and 202C is connected to a passage, which will be described later, and the air suspension system 200 operates to control the pressure and vehicle height.
  • the compressor 203 can compress the air sucked from the intake port 203C and discharge it from the discharge port 203D.
  • the compressor 203 is composed of a compressor body 203A and a linear motor 203B.
  • a pressure sensor is provided to measure the pressure of the suction port 203C, the discharge port 203D, or both ports.
  • the air intake filter 204 is provided at an outside air intake through which the air suspension system 200 can take in outside air (atmosphere) as needed, and removes dust and the like in the outside air when the air suspension system 200 takes in outside air. be able to.
  • the first tank 205 can compress air with the compressor 203 and store the compressed air.
  • the air dryer 207 holds a desiccant such as silica gel inside, and can reduce the humidity of the air passing through the air dryer 207 .
  • the air suspension system 200 has a supply/exhaust passage 209, a supply passage 206, a return passage 213, a bypass passage 216, and an exhaust passage 218 as passages.
  • the supply/discharge passage 209 (209A, 209B, 209C) has a first end at the air suspension 201, a second end at the air suspension 202, and a third end at the supply/discharge switching valve 210. , and suspension control valves 211 and 212 are provided.
  • the supply/discharge passage 209 has a distribution supply/discharge passage 209A, a distribution supply/discharge passage 209B, and a joint supply/discharge passage 209C, and one end of each of these is connected to each other at a distribution point 209N.
  • the distribution supply/discharge passage 209A has one end connected to the distribution point 209N and the other end connected to the air chamber 201C.
  • the distribution supply/discharge passage 209B has one end connected to the distribution point 209N and the other end connected to the air chamber 202C.
  • the joint supply/discharge passage 209C has one end connected to the distribution point 209N and the other end connected to the supply/discharge switching valve 210 .
  • the replenishment passage 206 is a passage having a first end at the supply/discharge switching valve 210 and a second end at the discharge port 203D of the compressor 203.
  • the first tank 205, the air dryer 207 and the first check valve 208 is provided.
  • a bypass end point 216B is located in the supply passage 206 on the opposite side of the air dryer 207 from the discharge port 203D.
  • a second end of the bypass passage 216 is connected to the bypass end point 216B.
  • an exhaust starting point 218A is located on the same side of the air dryer 207 as the discharge port 203D.
  • a first end of the exhaust passage 218 is connected to the exhaust starting point 218A.
  • the first tank 205 is positioned between the first end of the replenishment passage 206 and the first check valve 208 .
  • the air dryer 207 is positioned between the bypass end point 216B and the exhaust start point 218A.
  • the air suspension system 200 can bypass the compressor 203 and exhaust the air in the air chambers 201C and 202C to the atmosphere. At this time, since the air flows through the bypass passage 216 and the exhaust passage 218, the dry air in the air chambers 201C and 202C flows, and the moisture in the desiccant in the air dryer 207 can be removed.
  • the first check valve 208 is located between the bypass end point 216B and the first tank 205.
  • a first check valve 208 allows air to flow from the second end of the make-up passage to the first end and blocks the reverse flow. This prevents the air in the first tank 205 from flowing into the compressor 203 and the exhaust passage 218 .
  • the suction side passage 220 is a passage having a first end at the suction port 203C and a second end at the outside air intake, and is provided with a second check valve 215 .
  • a return end point 213B is located between the suction port 203C of the suction side passage 220 and the second check valve 215. A second end of the return passage 213 is connected to the return end point 213B.
  • An exhaust end point 218B is positioned between the second check valve 215 and the outside air intake. A second end of the exhaust passage 218 is connected to the exhaust endpoint 218B.
  • the second check valve 215 is positioned between the return end point 213B and the exhaust end point 218B.
  • the second check valve 215 allows air to flow from the second end side of the suction side passage 220 to the first end side and blocks the reverse.
  • the air in the air chambers 201C and 202C that has passed through the return passage 213 and the return passage open/close valve 214 can be prevented from being exhausted from the outside air intake port and guided to the intake port 203C.
  • the return passage 213 is a passage having a first end at the supply/discharge switching valve 210 and a second end at the return end point 213B, and the return passage opening/closing valve 214 is arranged.
  • bypass start point 16A is located between the supply/discharge switching valve 210 and the return passage opening/closing valve 214.
  • a first end of the bypass passage 216 is connected to the bypass starting point 216A.
  • the bypass passage 216 is a passage having a first end at a bypass start point 216A and a second end at a bypass end point 216B, and a third check valve 217 is arranged.
  • the third check valve 217 allows air to flow from the first end side of the bypass passage 216 to the second end side, and blocks the opposite. As a result, the air discharged from the discharge port 203D can be effectively guided to the first tank 205. As shown in FIG.
  • the exhaust passage 218 is a passage having a first end at an exhaust start point 218A and a second end at an exhaust end point 218B, and an exhaust passage opening/closing valve 219 is arranged.
  • Exhaust passage 218 may be adapted to exhaust air from a location other than the outside air intake without having a second end connected to exhaust end point 218B, but as in the present embodiment, exhaust end point 218B is connected to the outside air intake. If it is provided between the port and the second check valve 215 , the air exhausted through the return passage 213 , the bypass passage 216 and the exhaust passage 218 can remove dust adhering to the intake filter 204 .
  • air suspension system 200 includes supply/discharge switching valve 210, two suspension control valves 211 and 212, return passage opening/closing valve 214, and exhaust passage opening/closing valve 219. have.
  • the supply/discharge switching valve 210 is a 3-port, 2-position solenoid valve that connects to three passages and can switch between two types of connection relationships.
  • the supply/discharge switching valve 210 is connected to the first end of the supply passage 206 , the first end of the return passage 213 , and the third end of the supply/discharge passage 209 .
  • the supply/discharge switching valve 210 has two positions, connecting the first end of the supply passage 206 and the third end of the supply/discharge passage 209, and connecting the first end of the return passage 213 and the supply/discharge passage. 209, the first end of the return passage 213 and the third end of the supply/discharge passage 209, and the first end of the replenishment passage 206. and a discharge position (b) that blocks the third end of the supply/discharge passage 209 .
  • the position can be switched, for example, by switching the excitation state of the solenoid 210A.
  • the supply/discharge switching valve 210 when the solenoid 210A is not energized, the supply/discharge switching valve 210 is held in the discharge position (b) by the spring 210B, and when the solenoid 210A is energized, the supply/discharge switching valve 210 is held in the supply position (a) against the spring 210B. ).
  • the suspension control valve 211 is provided between the distribution point 209N and the air suspension 201, and the suspension control valve 212 is provided between the distribution point 209N and the air suspension 202.
  • the suspension control valve 211 is a 2-port, 2-position solenoid valve that connects to two passages and can switch between two types of connection relationships.
  • the suspension control valve 211 has two positions: an open position (a) that opens the distribution supply/exhaust passage 209A to enable supply and discharge of air from the air chamber 201C, and a closed position (a) that closes the distribution supply/discharge passage 209A to close the air chamber 201C. and a closed position (b) for blocking air supply and exhaust.
  • the position can be switched by switching the excitation state of the solenoid 211A, for example.
  • the solenoid 211A when the solenoid 211A is not energized, the suspension control valve 211 is held in the closed position (b) by the spring 211B, and when the solenoid 211A is energized, the suspension control valve 211 is held in the open position (a) against the spring 211B. is switched to
  • the suspension control valve 212 is a 2-port, 2-position solenoid valve, and can perform the same opening/closing control as the suspension control valve 211 for the distribution supply/discharge passage 209B. These two suspension control valves 211 and 212 may be controlled simultaneously or independently.
  • the return passage opening/closing valve 214 is a 2-port 2-position solenoid valve, and opens and closes between the bypass start point 216A and the return end point 213B of the return passage 213 in the same manner as the suspension control valves 211 and 212. can be controlled.
  • the exhaust passage opening/closing valve 219 is a 2-port 2-position electromagnetic valve like the suspension control valves 211 and 212 and the return passage opening/closing valve 214. , 212 and the return passage opening/closing valve 214 can be controlled.
  • the same number of supply/discharge switching valves 210 as the number of air suspensions may be used.
  • the first end of the replenishment passage 206 is branched in the same number as the number of air suspensions (two in this embodiment) and connected to each of the supply/discharge switching valves 210 .
  • the first end of the return passage 213 is also branched into the same number as the number of air suspensions and connected to each supply/discharge switching valve 210 .
  • one end of each distribution supply/discharge passage (two in this embodiment) is connected to each supply/discharge switching valve 210 instead of the distribution point 209N.
  • suspension control valves 211 and 212 may be eliminated, and a throttle may be provided in the distribution supply/exhaust passage 209B.
  • the compression element 20 When a resonance spring 23 is added to the mover 6 of the linear motor 203B and the mover 6 is reciprocated at a mechanical resonance frequency determined by the mass and spring constant of the mover 6, the compression element 20 also affects the resonance frequency. need to consider. That is, due to the suction pressure of the compression element 20 and the pressure of the discharge space, a spring-like action of the working fluid is applied, so that the frequency at which the resonance state occurs changes. That is, when the pressure of the cylinder 1a is high, it is equivalent to the spring constant of the resonance spring 23 added to the mover 6 being high, and the resonance frequency is increased. Conversely, when the pressure in the cylinder 1a is low, the spring constant of the resonance spring 23 added to the mover 6 becomes dominant, and the resonance frequency is the mechanical resonance frequency determined by the mass and spring constant of the mover 6. close to
  • the resonance frequency changes depending on the conditions of the compression element (suction pressure, discharge pressure, pressure difference between suction and discharge, etc.). Therefore, it is necessary to change the drive frequency according to changes in load and resonance frequency. Further, it can be said that the purpose of this embodiment is to provide a configuration and drive control suitable for increasing the flow rate in order to shorten the time for controlling the vehicle height.
  • FIG. 26 is a configuration example of an offset voltage calculator 180a according to Example 2 of the present invention.
  • FIG. 27 is a diagram showing an example of change in output voltage according to Example 2 of the present invention.
  • the region where the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is negative (suction pressure>discharge pressure) and the absolute value of the pressure difference is large is called the first load state mode (1).
  • the area where the pressure difference is negative (suction pressure > discharge pressure) and the absolute value of the pressure difference is small is the second load state mode (2), and the area where the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is positive (suction pressure ⁇ discharge pressure).
  • the third load state mode (3) is selected. Then, for example, the offset values for load condition modes (1) and (3) are set to zero, and the offset value for load condition mode (2) is set to a negative value.
  • the pressure difference in the first load condition mode (1) is greater than the pressure difference in the second load condition mode (2).
  • a first control mode signal (1) and a second control mode signal corresponding to the first load state mode (1), the second load state mode (2), and the third load state mode (3) (2) Output the third control mode signal (3) from the offset voltage calculator 180 in the voltage command value generator 103 .
  • a signal ( voltage command value).
  • the offset voltage calculator 180 outputs a negative offset value (a value that shifts the center position of the reciprocating motion of the mover 6 toward the anti-piston side).
  • a signal voltage command value
  • the second control mode may include the time when the suction pressure and the discharge pressure are equalized.
  • the pressure difference between the suction pressure and the discharge pressure is positive (suction pressure ⁇ discharge pressure).
  • a stroke command value l* is given so as to increase functionally.
  • a signal from the voltage command value generator 103 to set the third control mode so that the amplitude of the voltage applied to the winding increases substantially proportionally according to the load state. (voltage command value) is output.
  • part or all of the above configurations, functions, processing units, processing procedures, etc. may be realized by hardware, for example, by designing them with an integrated circuit.
  • each of the above configurations, functions, etc. may be realized by software by a processor interpreting and executing a program for realizing each function.
  • linear motor 104 has been described as a single-phase machine, the configuration of the present invention can be applied to a three-phase machine, and similar effects can be obtained.

Landscapes

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Abstract

本発明は、幅広い圧力条件において好適なリニアモータ制御装置を提供する。　本発明のリニアモータ制御装置は、交流電圧が印加される巻線を有する電機子９、及び電機子９と相対移動する可動子６とから構成されたリニアモータ１０４と、可動子６の一方に接続された共振バネ２３と、リニアモータ１０４を制御する制御部１０２を備えている。可動子６の他方にはシリンダ１ａ内を往復動するピストンが接続されている。制御部１０２は、巻線８の印加電圧と電流の位相差、巻線８の印加電圧と可動子６の位置の位相差、ｑ軸電流値、電流振幅の何れかによってシリンダ１ａ内の圧力状態を判定する圧力状態判定手段１０９を備える。制御部１０２は、圧力状態判定手段１０９で判定した圧力状態に基づいて巻線８に印加する電圧の振幅、及び可動子６の往復動の中心位置を異ならせる制御モードを備えている。

Description

リニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法
　本発明は、リニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法に関する。
　リニアモータを用いたシステムとして、例えば特許文献１に記載の技術がある。特許文献１には、電圧検出手段によって検出された出力電圧と電流検出手段によって検出された電流との位相差を検出する位相検出手段、および位相検出手段によって検出された位相差に応じた値だけ交流電源の出力電圧を補正し、ピストンの中立位置を予め定められた位置に保持する制御手段が開示されている。
特許３８６９４８１号公報
　特許文献１に記載の技術においては、負荷が変動してもピストンの中立位置を一定に保持することが可能であり、かつリニアコンプレッサの構成を複雑にする事が無いリニアコンプレッサの駆動装置を提供している。
　しかしながら、特許文献１では、冷蔵庫のような冷却装置において膨張した冷媒ガスを圧縮する機構を前提としているため、コンプレッサの吸込圧が吐出圧よりも高い状況については想定されていない。また、特許文献１に記載の技術においては、流量という観点ついては考慮されていない。
　本発明の目的は、幅広い圧力条件に対応可能なリニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法を提供することにある。
　上記目的を達成するために本発明は、交流電圧が印加される巻線を有する電機子、及び前記電機子と相対移動する可動子とから構成されたリニアモータと、前記可動子の一方に接続された弾性体と、前記リニアモータを制御する制御部を備えたリニアモータ制御装置であって、前記可動子の他方には流体機械が接続され、前記制御部は、前記巻線の印加電圧と電流の位相差、前記巻線の印加電圧と前記可動子の位置の位相差、ｑ軸電流値、電流振幅の何れかによって前記流体機械の圧力状態を判定する圧力状態判定手段を備え、前記制御部は、前記圧力状態判定手段で判定した圧力状態に基づいて前記巻線に印加する電圧の振幅、及び前記可動子の往復動の中心位置を異ならせる制御モードを備えたことを特徴とする。
　本発明によれば、幅広い圧力条件に対応可能なリニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法を提供することができる。
本発明の実施例１に係るリニアモータ制御装置１００の模式図である。 本発明の実施例１に係るリニアモータ１０４の斜視図である。 図２のIII－III線に沿った平面での断面図である。 磁極歯７０の磁化により、可動子６が受ける推力を示す図である。 リニアモータ１０４の可動子６に外部機構を接続した状態を示す概略図である。 同一振幅の交流電圧を印加したした際の交流電圧の周波数（横軸）と、可動子６のストローク（縦軸）の関係を示す図である。 図７（ａ）は、リニアモータ１０４を駆動した際における可動子６の位置と速度の関係を示す図であり、図７（ｂ）は、印加電圧波形とリニアモータ１０４に流れるモータ電流の関係を示す図である。 図７の交流波形をベクトルとして示した図である。 リニアモータ１０４を有する密閉型圧縮機５０の一例を示す縦断面図である。 リニアモータ１０４を動力源とする密閉型圧縮機５０を用いたシステム構成例を示す図である。 吸込側と吐出側のそれぞれのタンクに予め異なる圧力の空気を入れておき、密閉型圧縮機５０を動作させた時における圧力の時間変化の例を示す図である。 差圧（吐出圧と吸込圧の圧力差）と共振周波数の関係性の例を示す図である。 吸込圧を変えた場合の吐出圧および吐出流量の変化の解析結果における一例を示す図である。 電圧指令値作成器１０３の構成を説明する図である。 オフセット電圧算出器１８０の構成例を示す図である。 オフセット電圧算出器１８０の第二の構成例を示す図である。 圧力状態判定手段１０９の構成例を示す図である。 圧力差に対する位相差ｄｌｔθの変化の例を示す図である。 圧力状態判定手段１０９ａの第二の構成例を示す図である。 圧力状態判定手段１０９ｂの第三の構成例を示す図である。 負荷状態と共振周波数の関係性の例を示す図である。 負荷状態とストローク指令値・電圧振幅値の関係性の例を示す図である。 吸込圧を変えた場合の吐出圧および吐出流量の変化の解析結果における一例を示す図である。 本発明の実施例２に係るエアサスペンションシステム２００の回路構成を示す図である。 本発明の実施例２に係るエアサスペンションシステム２００を搭載した車両３００の概略図である。 本発明の実施例２に係るオフセット電圧算出器１８０ａの構成例である。 本発明の実施例２に係る出力電圧の変化例を示す図である。
　以下、添付の図面を参照しつつ本発明の実施例を詳細に説明する。同様の構成要素には同様の符号を付し、また、同一の説明は繰り返さない。
　本発明の各種の構成要素は、必ずしも個々に独立した存在である必要はなく、複数の構成要素が一個の部材として形成されていること、一つの構成要素が複数の部材で形成されていること、或る構成要素が他の構成要素の一部であること、或る構成要素の一部と他の構成要素の一部とが重複していること、等を許容する。
　本実施例では、説明の便宜のため、互いに直交する前後方向、左右方向、及び上下方向という語を用いるが、重力方向は必ずしも下方向に平行である必要はなく、前後方向、左右方向、上下方向又はそれ以外の方向に平行にすることができる。
　＜リニアモータ制御装置１００＞
　図１は、本発明の実施例１に係るリニアモータ制御装置１００の模式図である。リニアモータ制御装置１００は、制御部１０２と、リニアモータ１０４、電力変換回路１０５、電流検出手段１０７とから構成される。後述するようにリニアモータ１０４は、相対移動する電機子９及び可動子６を有する。
　制御部１０２は、電圧指令値作成器１０３の検出結果に応じて、電力変換回路１０５への出力電圧指令値、又は電力変換回路１０５を駆動するドライブ信号（パルス信号）を出力する。また、制御部１０２は、圧力状態判定手段１０９と、ＰＷＭ信号作成器１３３を有する。
　詳細は省略するが、電力変換回路１０５は、直流電圧源の電圧を変換して交流電圧を出力する電力変換部の一例である。例えば、広く使われる電圧型のＰＷＭインバータを用いて構成することができる。なお、直流電圧源に代えて直流電流源を用いても良い。
　＜リニアモータ１０４＞
　図２は、本発明の実施例１に係るリニアモータ１０４の斜視図である。本実施例のリニアモータ１０４は、電機子９に対して図２中の矢印の方向（以下、前後方向と呼ぶ）に相対移動可能な可動子６（図３参照）を有する。電機子９は空隙を介して対向する２つの磁極７と、磁極７に巻回した巻線８とを有している。可動子６は、この空隙に配置されている。磁極７は、可動子６に対向する端面としての磁極歯７０を有している。
　電機子９は、可動子６に対して前後方向の力（以下、推力という。）を付与できる。例えば、後述するように、可動子６が前後方向に往復動するように推力を制御できる。
　可動子６は、上下方向に磁化した２つの平板状の永久磁石２（２ａ、２ｂ）を有している。図２では、永久磁石２ａ，２ｂは図示しているが、可動子６は図示していない。可動子６としては、例えば平板状の永久磁石２を固定した平板状のものを採用できる。
　本実施例では、一つの電機子９と二つの永久磁石２を有する可動子６の構成を示しているが、電機子９は複数あってもよく、また可動子６を構成する永久磁石２の数にも特に制限は無い。また、電機子９の数によって電力変換回路１０５の相数を自由に決めることができる。
　制御部１０２は、可動子６が電機子９に対向する範囲で往復動させるようにドライブ信号を出力が可能である。
　図３は、図２のIII－III線に沿った平面での断面図である。図３の矢印線は、２つの巻線８に交流電圧を印加し電流を流したときの磁束線の一例を示している。磁束の流れの向きは、巻線８に流れる電流の向きにより逆方向になり得るため、図に示す限りではない。
この磁束線により、磁極歯７０が磁化される。
　［可動子６に付与する推力］
　図４は、磁極歯７０の磁化により、可動子６が受ける推力を示す図である。巻線８に流れる電流により生じる磁極歯７０の極性を、図中の磁極歯７０近傍に記した「Ｎ」、「Ｓ」で表している。
　図４（ａ）は、上側の磁極歯７０ａが「Ｓ」、下部の磁極歯７０ｂが「Ｎ」に磁化されることにより、永久磁石２ａが吸引されて可動子６が前方向に力を受け、可動子６が前に移動した例を示している。図４（ｂ）は上部の磁極歯７０ａが「Ｎ」、下部の磁極歯７０ｂが「Ｓ」に磁化されることにより、永久磁石２ｂが吸引されて可動子６が後ろ方向に力を受け、可動子６が後ろに移動した例を示している。
　このように、巻線８に電圧や電流を印加することで、２つの磁極７を含む磁気回路に磁束を供給して、対向する２つの磁極歯７０（磁極歯組）を磁化できる。電圧や電流として、例えば正弦波や矩形波（方形波）といった交流の電圧や電流を与えることで、可動子６を往復動させる推力を与えることができる。これにより可動子６の運動を制御できる。
　なお、可動子６に付与する推力は、印加する交流電流や交流電圧の振幅を変更することで変えられる。また、可動子６に付与する推力を公知の方法を用いて適切に変更することで、可動子６の変位を所望に変えられる。ここで、可動子６が往復動（例えば、図４（ａ）および（ｂ）のような磁極歯７０の磁化を順次繰り返す運動）をする場合、交流波形的に変化する可動子６の変位の変化量をストロークと呼ぶ。本実施例では、可動子６が前方向に変位するのを正と定義する。
　磁極歯７０は磁性体であるため、永久磁石２を吸引する磁気吸引力が作用する。本実施例では可動子６を介して２つの磁極歯７０を対向配置しているため、可動子６に作用する磁気吸引力の合力を低減できる。
　＜本実施例の目的＞
　構成例の詳細については後述するが、本実施例の目的は前記の流体機械の動力源として用いた時に好適な構成および駆動制御を提供することである。流体機械の評価指標としては、一般的に効率と流量とがあり、すなわち高効率化と流量増加が本実施例の目的と言える。
　[可動子６外部の機構]
　図５は、リニアモータ１０４の可動子６に外部機構を接続した状態を示す概略図である。図５では、一例として、コイルバネとしての共振バネ２３（弾性体）によって構成される外部機構を可動子６の一方に接続し、そのバネ力により可動子６が戻される機構を備えている。共振バネ２３は、一端が中間部２４を介して可動子６の一方に接続し、他端が基部２５に固定されている。また、共振バネ２３の延在方向と略並行に延在し、共振バネ２３を案内又は支持する側部２６が備えられている。なお、可動子６の他方には、例えば、流体機械（圧縮要素２０）としてのピストン４が接続される（図９参照）。
　リニアモータ１０４を往復動させる場合、可動子６の運動方向が変わる度に、加速と減速を繰り返す。減速時は、可動子６の速度エネルギーが電気エネルギーに変換される（回生動作）が、リニアモータ１０４への配線の抵抗によって損失が生じる。
　一方、図５のように、可動子６に共振バネ２３（アシストバネ）を付加し、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数で、可動子６を往復動させる場合、可動子６の速度エネルギーを有効活用でき、高効率なリニアモータ駆動システムを構成することができる。共振バネ２３に代えて、公知の弾性体を用いてもよい。
　図６は、同一振幅の交流電圧を印加した際の交流電圧の周波数（横軸）と、可動子６のストローク（縦軸）の関係を示す図である。図６から分かるように、共振周波数付近（約５０Ｈｚ）で可動子６のストロークが急峻に大きくなり、共振周波数から離れるとストロークが小さくなる特性を示す。共振周波数は、共振バネ２３のバネ定数ｋを可動子６の質量ｍで除した値の平方根で与えられるが、リニアモータ１０４の系によっては、この値は近似値となる。
　このように、共振周波数又はこの近傍の周波数の交流電圧を印加することで、大きなストローク（大きなエネルギー）で振動させることができる。つまり、高効率化を実現する事ができる。このように、可動子６に共振バネ２３等の弾性体を付加したリニアモータ１０４を制御する場合には、可動子６の共振周波数を検出あるいは推定することが重要である。可動子６のストロークを所望に制御する場合においても可動子６の共振周波数を検出あるいは推定することが重要である。
　[駆動時の位相関係]
　図７（ａ）は、リニアモータ１０４を駆動した際における可動子６の位置と速度の関係を示す図であり、図７（ｂ）は、印加電圧波形とリニアモータ１０４に流れるモータ電流の関係を示す図である。図８は、図７の交流波形をベクトルとして示した図である。可動子６の速度、印加電圧、およびモータ電流はほぼ同位相であることがわかる。
　また、可動子６に共振バネ２３を付加し、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数で可動子６を往復動させる場合、可動子６の位置の位相は、巻線８への印加電圧Ｖ、モータ電流Iｍ、及び可動子６の速度の位相それぞれに対して９０度の位相差となることが知られている。すなわち、これらの何れかの関係が成立している時は、共振周波数で駆動していると推定できる。可動子位置、可動子速度、印加電圧、モータ電流の関係をベクトルで示すと図８のようになる。
　製造バラつきによって可動子６の質量が想定からずれている場合、可動子６に付加された負荷要素の状態（リニアモータ１０４から見ると負荷の状態）が変わる場合、共振バネ２３に接続される質量が変化する場合は、共振周波数が変化してしまう。そのため、条件によって変化する共振周波数を高精度に検出あるいは推定することが好ましい。
　＜密閉型圧縮機５０＞
　図９は、リニアモータ１０４を有する密閉型圧縮機５０の一例を示す縦断面図である。密閉型圧縮機５０は、圧縮要素２０と電動要素３０とが密閉容器３内に配置されたレシプロ圧縮機である。圧縮要素２０及び電動要素３０は支持ばね４９によって密閉容器３内に弾性的に支持されている。電動要素３０は、可動子６及び電機子９を含む。
　圧縮要素２０はシリンダ１ａを形成するシリンダブロック１と、シリンダブロック１の端面に組み立てられるシリンダヘッド１６と、吐出室空間を形成するヘッドカバー１７とを備えている。シリンダ１ａ内に供給された作動流体はピストン４の往復動によって圧縮され、圧縮された作動流体は圧縮機外部に連通する吐出管（不図示）へと送られる。本実施例の主眼から外れるため詳細は説明しないが、例えば、シリンダと吐出室空間との間に弾性体で構成された弁体を設け、シリンダ内の圧力が吐出空間の圧力と略同等以上の時に弁体が開いて作動流体が流れ、逆にシリンダ内圧力の方が吐出空間の圧力より低い場合は弁体が閉じ、逆流（吐出側から吸込側に流れる）を防ぐ構造となっている。
　可動子６の他方にはピストン４が接続されている。本実施例では、可動子６及びピストン４が往復動することで、作動流体を圧縮する。電動要素３０の片端には圧縮要素２０を配置してある。シリンダブロック１は、可動子６の往復動を案内するガイドロッドを前後方向に沿って有している。
　密閉容器３にリニアモータ１０４を設置する場合は、ハーメチックコネクタやハーメチックシールと呼ばれる、気密性を持ったコネクタが用いられることがある。気密性を保つためには、コネクタの数は最小限にするのが望ましい。そのため、可動子６の位置や共振周波数をセンサレスで構成する事も重要であるが、本明細書ではこの点に関しては言及せず、いずれの公知の技術を適用することができる。
　可動子６に共振バネ２３（図９中では不図示）を付加し、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数で可動子６を往復動させる場合、圧縮要素２０による共振周波数への影響も考慮する必要がある。すなわち、吐出空間の圧力によって、作動流体のバネ的な作用が加わるため、共振状態となる周波数が変化する。つまり、シリンダ１ａの圧力が高い場合には、可動子６に付加された共振バネ２３のバネ定数が高いのと等価であり、共振周波数は高くなる。反対に、シリンダ１ａの圧力が低い場合には、可動子６に付加された共振バネ２３のバネ定数が支配的となり、共振周波数は、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数に近い。
　前述のように、密閉型圧縮機５０の評価指標としては、一般的に効率と流量とがある。効率は、圧縮要素２０、電動要素３０のそれぞれについて考える必要があるが、最終的には両要素の効率の掛け算によって決まる。流量は、単純に言えばピストン４のストローク量（可動子６のストローク量とも考えられる）とピストン往復動の周波数との乗算で求めることができる。
　電動要素３０としてリニアモータ１０４を用いた場合には、ピストンのストロークをリニアモータ１０４に印加する電圧によって制御することができるメリットがある。ストロークを制御することで、つまりは電動要素３０の容積を変更することができるという利点を有することになる。
　＜リニア圧縮機システム＞
　図１０は、リニアモータ１０４を動力源とする密閉型圧縮機５０を用いたシステム構成例を示す図である。図１０は、密閉型圧縮機５０の吸込側および吐出側に吸込管５３ａと吐出管５３ｂが接続され、それら配管５３の先に第１タンク５２ａ及び第２タンク５２ｂが接続された構成例である。密閉型圧縮機５０が圧縮する作動流体（気体を含む）は特に限定は無いが、例として、ここでは空気として説明をする。図１０に示したシステム構成例の動作としては、第１タンク５２ａに溜められた空気を第２タンク５２ｂへと移動させることになる。
　ここでは、吸込側と吐出側の両方にタンク５２を付加する構成を示したが、あくまで一例であり、例えば吐出側にはタンク接続しないシステムも当然考えられ、その場合は大気圧の空気を第２タンク５２ｂに移動させるシステムという事になる。
　この様にタンクに作動流体を圧縮あるいは移動させるシステムでは、圧縮動作時の効率や消費電力が重要であることは勿論のこと、単位時間当たりの作動気体の移動量つまり流量も重要になる。さらに、システム観点では小型軽量も望まれる。小型にすることで設置時の自由度が増す上に、製作時の必要な材料を抑制することができる。
　図１１は、吸込側と吐出側のそれぞれのタンクに予め異なる圧力の空気を入れておき、密閉型圧縮機５０を動作させた時における圧力の時間変化の例を示す図である。この例では、動作開始直後は吸込圧（第１タンク５２ａの圧力）の方が吐出圧（第２タンク５２ｂの圧力）よりも高く、徐々に圧力差が減り、ある時点（本実施例では約２５sec）で逆転（吸込圧＜吐出圧）し、圧力差は大きくなっていく。例えば、吐出圧が所望の圧力に達したら停止するといった動作を止めるといったシステムの例を示していることになる。
　図１２は、差圧（吐出圧と吸込圧の圧力差）と共振周波数の関係性の例を示す図である。繰り返しであるが、吐出圧が高い場合は、可動子６に付加された共振バネ２３のバネ定数が高いのと等価であり、共振周波数は高くなる。差圧が小さい場合には、共振バネと可動子質量で決まる共振周波数に近くなる。差圧が負（吐出圧よりも吸込圧が高い）の場合は、ピストンが圧縮動作をせずとも、空気が流れ出ていく。そのため、共振周波数は低くなる。
　図１３は、前述の圧縮機の評価指標である流量について、吸込圧を変えた場合の吐出圧および吐出流量の変化の解析結果における一例を示す図である。ピストン４の動力源として、詳細は省略するがＤＣモータの回転運動をクランクシャフト等で往復運動に変えているレシプロ式（ＤＣモータ駆動）と、本実施例のリニアモータ１０４の２種類を用い、駆動方式による流量を比較した結果である。
　説明の簡略化のためにレシプロ式とリニア式のストローク量を一定とすると、吐出圧力が高い場合には、共振周波数が高いため、すなわち駆動周波数（ピストン往復動の周波数）も高くなることで、リニア式の吐出流量はレシプロ式よりも増加する。逆に、吐出圧力が低い場合には、リニア式の吐出流量はレシプロ式より低下する。
　したがって、改めて本発明の目的を言及すると、幅広い吸込圧と吐出圧の条件において、高効率で高流量を実現するリニアモータ制御装置を提供することにある。以下、その構成例について述べる。
　＜制御部１０２の概要＞
　図１等を参照して制御部１０２等について説明する。制御部１０２は、電圧指令値作成器１０３と、圧力状態判定手段１０９と、ＰＷＭ信号作成器１３３とを有する。制御部１０２は、上位制御（図示していない）から与えられる、または、制御部１０２内で保持または計算によって得られるストローク指令と周波数指令に従ってリニアモータ１０４が動作するように、リニアモータ１０４に印加する電圧を制御するというのが、基本的な動作である。
　＜電圧指令値作成器１０３＞
　図１４は、電圧指令値作成器１０３の構成を説明する図である。電圧指令値作成器１０３には、後述する位相指令値θ＊と、上位制御器（図示はしていない）などから得るストローク指令値ｌ＊と周波数指令値ω＊が入力され、単相の交流電圧指令値Ｖｍ＊が出力される。
　図１４の構成から分かるように、ストローク指令値ｌ＊、周波数指令値ω＊、オフセット電圧Ｖｏｆｆのいずれか（複数でも構わない）を変更することにより、リニアモータ１０４に印加する電圧を調整することができる。つまり、印加電圧の振幅、周波数、およびオフセット値を調整することで、駆動周波数を共振周波数に制御することやストロークを制御することが可能となる。これにより、効率（消費電力）や流量を最適化できる。
　本実施例では、上位制御器（図示はしていない）などから得るストローク指令値ｌ＊と共振周波数に追従する周波数指令値ω＊を入力している。共振周波数に追従する周波数指令値ω＊の求め方は、公知の方法を適用することができる。例えば、特許６５９１６６８号公報に記載の手段より構成できる。
　ストローク指令値ｌ＊は、ピストン（または可動子）の往復動の振幅という意味と、正側（ピストンが作動流体を圧縮する方向）および負側のそれぞれの変位量という意味とがり、制御手段の構成によって使い分ける。
　周波数指令値ω＊を積分器９４ａで積分することで位相指令値θ＊を得て、これを余弦演算器８２ｂ（入力値の余弦を出力）に入力し、位相指令値θ＊に対する余弦（ｃｏｓθ＊）を得る。この余弦とストローク指令値ｌ＊とを乗算器９２ｄで乗じる。こうすることで、微分演算を行わずに可動子６の速度指令値ｖｍ＊を得ることができる。一般には、位置指令値ｘｍ＊及び速度指令値ｖｍ＊の一方を正弦、他方を余弦にすることができる。なお、正弦余弦の組み合わせによっては、負号を付加する必要がある。
　さらに、可動子６の速度指令値ｖｍ＊を乗算器９２ｅで誘起電圧定数Ｋｅ＊と乗じ、単相の交流電圧指令値Ｖｍ0＊を得る。その後、オフセット電圧算出器１８０が出力するオフセット電圧を加算し、リニアモータ１０４に印加する交流電圧指令値Ｖｍ＊を得る。
　なお、電圧指令値作成器１０３には、上記以外にも公知の同期式モータの駆動電圧指令方法を適用することができる。
　＜オフセット電圧算出器１８０＞
　図１５は、オフセット電圧算出器１８０の構成例を示す図である。オフセット電圧算出器１８０は、圧力状態に応じてオフセット電圧Ｖｏｆｆを出力する。図１５は、横軸を入力の圧力状態、縦軸を出力のオフセット電圧Ｖｏｆｆとして図示している。図１５は、横軸の圧力状態として例えば差圧［ＭＰａ］の情報を用い、縦軸のオフセット電圧Ｖｏｆｆは電力変換回路１０５で交流電圧を出力する際の直流電圧源の直流電圧を基準とした比率で表した場合の例である。
　差圧が負（吸込圧＞吐出圧）で絶対値が小さい領域で、オフセット電圧Ｖｏｆｆが負となっている。その他の圧力状態ではオフセット電圧Ｖｏｆｆはゼロとしている。こうすることで、差圧が負（吸込圧＞吐出圧）で圧力差絶対値が小さい領域での流量を増加させることができる。オフセット電圧Ｖｏｆｆを負とすることで、可動子６の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすことができる。負側のストロークが増えることは、圧縮機としては最大容積が増加したのと等価と考えることができる。
　負側のストロークが増えることで吸込管５３ａからシリンダ１ａ内に供給される作動流体が増加する。差圧が負（吸込圧＞吐出圧）で絶対値が小さいため、ピストンが圧縮する方向（正のストローク方向）に動き始めるとすぐに弁体が開き、作動流体が流れ始める。つまり、全ストローク長が同じでも、オフセット電圧Ｖｏｆｆを負に与えて負側のストロークを増加させることにより、効率を低下させることなく流量を増加させることができる。
　なお、前述の通り、差圧が負（吸込圧＞吐出圧）で絶対値が小さい動作状態では共振周波数は低い。この動作領域で流量を増加させるためには、ストローク長を大きくする、または駆動周波数を高くする、といったことが考えられるが、いずれも効率の観点では望ましくない。ストローク長を大きくすると、その分だけ摺動距離が長くため、摺動損失が増加する。また、駆動周波数を高くすることは、つまりは共振周波数から外れて駆動することになり、効率が低下することは容易に理解できる。
　図１５の例では、差圧が－０．２と０．０付近で曲線となっているが、曲線である必要はなく、ステップ状に変化させる、または－０．２と０．０の間で極小値をもつ直線状に変化させても良い。
　図１５の横軸は圧力状態としたが、圧力状態を検出する手段として複数考えられる。上述の通り、圧力センサを用いる手段、印加電圧とリニアモータに流れる電流の位相差を用いる手段、リニアモータ１０４の推力に略比例するｑ軸電流を用いる手段、リニアモータ１０４に流れる電流の振幅を用いる手段、等を採用することが可能である。
　図１６は、オフセット電圧算出器１８０の第二の構成例を示す図である。図１６は、後述する圧力状態判定手段１０９が出力する負荷状態モード信号に応じて、オフセット電圧Ｖｏｆｆを切替える構成例である。負荷状態と負荷状態モード信号の関係の例としては、図１５に示した様にすることができる。つまり、吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）で圧力差の絶対値が大きい領域を第１の負荷状態モード（１）、吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）で圧力差絶対値が小さい領域を第２の負荷状態モード（２）、吸込圧と吐出圧の圧力差が正（吸込圧＜吐出圧）の領域を第３の負荷状態モード（３）とする。そして、例えば、負荷状態モード（１）および（３）用のオフセット値をゼロとし、負荷状態モード（２）のオフセット値を負の値にする。第１の負荷状態モード（１）における圧力差は、第２の負荷状態モード（２）における圧力差よりも大きい。そして、第１の負荷状態モード（１）、第２の負荷状態モード（２）、第３の負荷状態モード（３）に対応した第１の制御モード信号（１）、第２の制御モード信号（２）、第３の制御モード信号（３）をオフセット電圧算出器１８０から出力する。なお、第２の負荷状態モード（２）には、吸込圧と吐出圧が均圧（吸込圧＝吐出圧）時を含めるようにしても良い。
　＜圧力状態判定手段１０９＞
　図１７は、圧力状態判定手段１０９の構成例を示す図である。図１７は、可動子位置Ｘｍまたはモータ電流Ｉｍの、基準位相（例えば、図１４に示した周波数指令値ω＊を積分して求めた位相）に対する位相差を出力する位相差検出器１３０とした構成の例である。基準位相θ＊として、図１４に示した周波数指令値ω＊を積分して求めた位相を用いる場合は、つまり印加電圧に対する可動子位置Ｘｍまたはモータ電流Ｉｍの位相差を求めていることになる。基準位相θ＊の取り方や逆正接を求める際の分母分子によって複数の組合せが考えられるが、例えば、圧力差に対する位相差ｄｌｔθの変化の例を図１８に示す。
　図１８の例では、均圧状態（吸込圧と吐出圧が略同一）の位相差が９０°で、圧力差に応じて位相差ｄｌｔθが増減する。つまり、吸込と吐出の圧力条件で決まる負荷状態に応じて位相差ｄｌｔθが変化する事を利用し、圧力状態判定手段１０９を構成した例である。オフセット電圧算出器１８０として、図１６の構成とする場合は、予め設定した位相差ｄｌｔθに応じて、圧力差を判定し、上記した第１の負荷状態モード（１）、第２の負荷状態モード（２）、第３の負荷状態モード（３）の信号を出力する。
　図１９は、圧力状態判定手段１０９ａの第二の構成例を示す図である。この構成例では、負荷電流検出器１５０を用いた構成例で、本実施例の負荷電流検出器１５０は、フーリエ変換式を用いて負荷電流成分の振幅を抽出する。
　負荷電流検出器１５０は、図１７に示した位相差検出器１３０の構成と同様に、入力値の正弦を出力する正弦演算器８１と、入力値の余弦を出力する余弦演算器８２のそれぞれに、基準位相となる位相指令値θ＊を入力し、位相指令値θ＊に対する正弦および余弦を得る。正弦および余弦それぞれをモータ電流Ｉｍと乗算した値が乗算器９２からそれぞれ出力される。その出力をそれぞれ積分器９４ｅ，９４ｆで積分すると、正弦および余弦それぞれの１次のフーリエ係数を得る。すなわち、フーリエ展開の駆動周波数ωより高次の周波数成分を消去できるので、高次のノイズに対してロバストに構成できる。
　積分器９４ｅ，９４ｆの出力を二乗し、平方根演算器９６に入力する。すなわち、正弦および余弦それぞれの１次のフーリエ係数となる、正弦成分および余弦成分の二乗和平方根を得て、基本波電流の振幅を得る。負荷の増加に伴い、基本波電流の振幅も増加するため、図１９の構成により、負荷電流Ｉｍ＿ｌｄを検出することができる。本実施例では、負荷電流は、回転モータの駆動制御で一般的に使われるｑ軸電流（回転モータのトルクやリニアモータの推力に略比例する電流）と等価として説明する。つまり、吸込と吐出の圧力条件で決まる負荷状態に応じて変化する。吸込圧＞吐出圧の時には負、吸込圧＜吐出圧の時には正となる。この関係性を利用し、圧力状態判定手段１０９ａを構成した例である。オフセット電圧算出器１８０として、図１６の構成とする場合は、予め設定した負荷電流値Ｉｍ＿Ｉｄに応じて、制御モード信号を出力する。
　図２０は、圧力状態判定手段１０９ｂの第三の構成例を示す図である。負荷電流検出器１５０ａは、モータ電流Ｉｍを入力し、モータ電流Ｉｍの基本周波数のｃｏｓ成分（Ｉｍ＿ｃｏｓ）を抽出する。次に、モータ電流Ｉｍの基本周波数のｃｏｓ成分（Ｉｍ＿ｃｏｓ）を一次遅れフィルタ１４１でローパスフィルタ（低域通過フィルタ）処理し、負荷電流Ｉｍ＿ｌｄとして出力する。
　なお、図２０には１次遅れフィルタの構成例を示したが、１次遅れフィルタに限らず、２次遅れフィルタ等、他の公知の構成でローパスフィルタを構成しても良い。
　図７及び図８で示したように、可動子の位置を正弦波とすると、負荷電流は余弦成分が支配的になる。そのため、図２０の構成は抽出した余弦成分をフィルタ処理することで、負荷電流を検出することができる。図２０の構成とした場合、演算負荷低減に有効である。
　前述の通り、作動流体のバネ的な作用が加わるため、圧力状態によって共振状態となる周波数が変化する。従って、この関係性を用い、圧力状態判定手段１０９を構成する場合の例を図２１に示す。
　図２１は、負荷状態と共振周波数の関係性の例を示す図である。本実施例では詳細は示していないが、推定あるいは検出した共振周波数を予め設定した判定値と比較し、第１の負荷状態モード（１）、第２の負荷状態モード（２）、第３の負荷状態モード（３）を決定する。つまり、可動子の駆動周波数が、共振バネと可動子質量で決まる共振周波数に近傍でかつ基準値よりも低い場合には、第２の負荷状態モード（２）と判定し、負のオフセット電圧を与えて駆動する。
　［出力電圧波形］
　図１４に示した電圧指令値作成器１０３の構成では、交流電圧指令値Ｖｍ＊の振幅は、誘起電圧定数Ｋｅ＊を一定値とした場合、ストローク指令値ｌ＊に比例する。そこで、前述の圧力状態判定手段１０９が出力する圧力状態に応じて、図２２のようにストローク指令値ｌ＊（つまり、交流電圧指令値Ｖｍ＊の振幅）を変化させる。
　図２２の縦軸は、最大ストロークまたは電力変換回路１０５の直流電圧源の直流電圧を基準（１００％）として示している。すなわち、第１の負荷状態モード（１）においては微小な電圧が出力される。第１の負荷状態モード（１）は吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）で絶対値が大きい領域である。すなわち、この領域では弁体が差圧により開いている状態である。そのため、圧力状態判定手段１０９が圧力の状態を判定するのに必要な最小限の電圧、電流、またはストロークとなるように、ストローク指令値ｌ＊を決定すればよい。そして、第１の負荷状態モード（１）では、電圧指令値作成器１０３から、巻線に印加する電圧の振幅を小さくするように第１の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。
　第２の負荷状態モード（２）においては、吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）であるため、弁体の動作を踏まえると、第１の負荷状態モード（１）と同様に大きなストロークは不要であるが、弁体を構成する弾性体の特性を考慮して、圧力差が無くなるに従いストローク指令値ｌ＊を漸増させる。また、第２の負荷状態モード（２）では、上述したようにオフセット電圧算出器１８０から負のオフセット値（可動子６の往復動の中心位置を反ピストン側にずらす値）が出力される。そして、第２の負荷状態モード（２）では、電圧指令値作成器１０３からの負のオフセット値と合わせ、圧力差が無くなるに従いストローク指令値ｌ＊を漸増させる第２の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。なお、第２の制御モードには、吸込圧と吐出圧が均圧時を含めるようにしても良い。
　第３の負荷状態モード（３）においては、吸込圧と吐出圧の圧力差が正（吸込圧＜吐出圧）の領域であるため、負荷状態に応じて比例（実線）するように、または指数関数的に増加する（一点鎖線）ようにストローク指令値ｌ＊を与える。そして、第３の負荷状態モード（３）では、電圧指令値作成器１０３から負荷状態に応じて略比例（実線）して巻線に印加する電圧の振幅が増加するように、または指数関数的（一点鎖線）に合わせて巻線に印加する電圧の振幅が増加するように第３の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。
　図２３は、上記の構成を用いて、吸込圧を変えた場合の吐出圧および吐出流量の変化の解析結果における一例を示す図である。吐出圧が吸込圧よりも高い状態は図１３と同じ結果である一方、吸込圧が吐出圧より高い状態において流量が増加することができることが分かる。
　以上のように、巻線の印加電圧と電流の位相差、または巻線の印加電圧と可動子位置の位相差、またはｑ軸電流値、または電流振幅によって、流体機械の圧力状態を判定することができる。判定した圧力状態に応じて、オフセット電圧および電圧振幅値を制御することで、幅広い吸込圧と吐出圧の条件において、高効率で高流量を実現するリニアモータ制御装置及び制御方法を提供することができる。
　次に実施例２について説明する。本実施例の構成は、下記の点を除き実施例１と同様にできる。本実施例は、リニアモータ制御装置１００を搭載した機器の一例としてのエアサスペンションシステムに関する。
　図２４は、本発明の実施例２に係るエアサスペンションシステム２００を示す回路図である。図２５は、本発明の実施例２に係るエアサスペンションシステム２００を搭載した車両３００の概略図である。但し、図２５に係るエアサスペンションシステム２００については、後述する分配点２０９Ｎ及びこれよりエアサスペンション２０１，２０２側の構成要素のみを図示している。
　エアサスペンションシステム２００は、２つのエアサスペンション２０１，２０２、リニアモータ１０４を駆動源とするコンプレッサ２０３、吸気フィルタ２０４、第１タンク２０５、及びエアドライヤ２０７、並びに弁として３つのチェック弁２０８，２１５，２１７、給排切換弁２１０、２つのサスペンション制御弁２１１，２１２、戻り通路開閉弁２１４、及び排気通路開閉弁２１９、を有している。エアサスペンションシステム２００は、空気が流通可能な通路によってこれらを接続している。
　エアサスペンションシステム２００は、例えば車両３００に搭載され、エアサスペンション２０１，２０２のエア室２０１Ｃ，２０２Ｃ内の空気圧の制御を行うシステムである。例えば車両３００の左車輪３１０Ｌ及び右車輪３１０Ｒには、これらのハブ等同士を繋ぐ車軸３２０が設けられている。例えば、左車輪３１０Ｌ及び右車輪３１０Ｒそれぞれと車体３３０の間や、ハブ及び車体３３０の間といった、車輪３１０側及び車体３３０側の間にエアサスペンション２０１、２０２を設け、エア室２０１Ｃ，２０２Ｃ内の空気圧を制御することで、車高の調整を行える。
　エアサスペンション２０１，２０２は、図２５に示すように車輪３１０側の車軸３２０と車両３００の車体３３０との間に取り付けられてもよく、また、車輪３１０と車体３３０とを連結するサスペンションのアーム類(車輪３１０側）と車体３３０との間や車輪３１０のハブ（車輪３１０側）とサスペンションのアッパーアームの車体３３０取付部近傍（車体３３０側）との間に取付けてもよい。このように、エアサスペンション２０１，２０２は、車輪３１０と車体３３０を支えるように設けられれば良く、例えば、上下方向について車輪３１０と車体３３０との間に設けることができ、直接、車輪３１０や車体３３０に取り付ける態様には限られない。
　本実施例では、エアサスペンションを２つ有するエアサスペンションシステム２００について説明するが、エアサスペンションシステム２００が含むエアサスペンションの個数は１つ以上であれば特に制限されない。エアサスペンションの個数は、例えば車輪の個数に等しくすることができる。例えば４輪自動車の場合には、２つの前輪側に２個、２つの後輪側に２個の合計４個のエアサスペンションを配置できる。なお、本実施例では、緩衝用のシリンダ２０１Ａ，２０１Ａとエアばねとなるエア室２０１Ｃ，２０２Ｃとを一体にした例を示したが、大型車やリヤサスペンション側で周知のように緩衝用のシリンダ（油圧緩衝器）２０１Ａ，２０２Ａとエアばねとを独立に設けてもよい。
　エアサスペンション２０１，２０２には、緩衝用のシリンダ２０１Ａ，２０２Ａそれぞれとピストンロッド２０１Ｂ，２０２Ｂそれぞれとの間にエア室２０１Ｃ，２０２Ｃが形成されており、エアばねを構成している。エア室２０１Ｃ，２０２Ｃそれぞれには後述する通路が接続されており、エアサスペンションシステム２００の動作によって圧力及び車高が制御されている。
　コンプレッサ２０３は、吸入ポート２０３Ｃから吸入した空気を圧縮して吐出ポート２０３Ｄから吐出することができる。コンプレッサ２０３は、コンプレッサ本体２０３Ａ及びリニアモータ２０３Ｂから構成される。吸入ポート２０３Ｃまたは吐出ポート２０３Ｄ、もしくは両ポートの圧力を測定する圧力センサを設けている。
　吸気フィルタ２０４は、エアサスペンションシステム２００が必要に応じて外気（大気）を取り入れることができる外気取り入れ口に設けられており、エアサスペンションシステム２００が外気を取り入れる際、外気中の粉塵等を除去することができる。
　第１タンク２０５は、例えば空気をコンプレッサ２０３により圧縮し、その圧縮空気を貯留できる。
　エアドライヤ２０７は、内部にシリカゲル等の乾燥剤を保持しており、エアドライヤ２０７を通過する空気の湿度を低下させることができる。
　エアサスペンションシステム２００は、通路として、給排通路２０９、補給通路２０６、戻り通路２１３、バイパス通路２１６、及び排気通路２１８を有する。
　給排通路２０９（２０９Ａ，２０９Ｂ，２０９Ｃ）は、エアサスペンション２０１に第１の端部を、エアサスペンション２０２に第２の端部を、給排切換弁２１０に第３の端部を、有する通路であり、サスペンション制御弁２１１，２１２が設けられている。
　給排通路２０９は、分配給排通路２０９Ａ、分配給排通路２０９Ｂ、及び合同給排通路２０９Ｃを有しており、これらそれぞれの一端は、分配点２０９Ｎにおいて互いに接続している。分配給排通路２０９Ａは、一端が分配点２０９Ｎに、他端がエア室２０１Ｃに接続している。分配給排通路２０９Ｂは、一端が分配点２０９Ｎに、他端がエア室２０２Ｃに接続している。合同給排通路２０９Ｃは、一端が分配点２０９Ｎに、他端が給排切換弁２１０に接続している。
　補給通路２０６は、給排切換弁２１０に第１の端部を、コンプレッサ２０３の吐出ポート２０３Ｄに第２の端部を、有する通路であり、第１タンク２０５、エアドライヤ２０７及び第１のチェック弁２０８が設けられている。
　補給通路２０６には、エアドライヤ２０７に対して吐出ポート２０３Ｄとは反対側に、バイパス終点２１６Ｂが位置している。バイパス終点２１６Ｂには、バイパス通路２１６の第２の端部が接続している。
　補給通路２０６には、エアドライヤ２０７に対して吐出ポート２０３Ｄと同じ側に、排気始点２１８Ａが位置している。排気始点２１８Ａには、排気通路２１８の第１の端部が接続している。
　第１タンク２０５は、補給通路２０６の第１の端部及び第１のチェック弁２０８の間に位置している。
　エアドライヤ２０７は、バイパス終点２１６Ｂ及び排気始点２１８Ａの間に位置している。エアサスペンションシステム２００は、コンプレッサ２０３をバイパスさせて、エア室２０１Ｃ，２０２Ｃ内の空気を大気中に放出する排気を行うことができる。この際、バイパス通路２１６及び排気通路２１８を通って空気が流通するため、エア室２０１Ｃ、２０２Ｃの乾燥空気が流れて、エアドライヤ２０７の乾燥剤の水分を除去することができる。
　第１のチェック弁２０８は、バイパス終点２１６Ｂ及び第１タンク２０５の間に位置している。第１のチェック弁２０８は、補給通路の第２の端部側から第１の端部側へ空気が流れることを可能にし、その逆の流れを遮断する。これにより、第１タンク２０５内の空気が、コンプレッサ２０３や排気通路２１８に流れることを防止できる。
　吸込み側通路２２０は、吸入ポート２０３Ｃに第１の端部を、外気取り入れ口に第２の端部を、有する通路であり、第２のチェック弁２１５が設けられている。
　吸込み側通路２２０の吸入ポート２０３Ｃ及び第２のチェック弁２１５の間には、戻り終点２１３Ｂが位置している。戻り終点２１３Ｂには、戻り通路２１３の第２の端部が接続している。
　第２のチェック弁２１５及び外気取り入れ口の間には、排気終点２１８Ｂが位置している。排気終点２１８Ｂには、排気通路２１８の第２の端部が接続している。
　第２のチェック弁２１５は、戻り終点２１３Ｂ及び排気終点２１８Ｂの間に位置している。第２のチェック弁２１５は、吸込み側通路２２０の第２の端部側から第１の端部側に空気が流通することを可能にし、その逆を遮断する。これにより、戻り通路２１３及び戻り通路開閉弁２１４を通過したエア室２０１Ｃ，２０２Ｃ内の空気が外気取り入れ口から排気されることを防止し、吸入ポート２０３Ｃに導くことができる。
　戻り通路２１３は、給排切換弁２１０に第１の端部を、戻り終点２１３Ｂに第２の端部を、有する通路であり、戻り通路開閉弁２１４が配されている。
　戻り通路２１３には、給排切換弁２１０及び戻り通路開閉弁２１４の間にバイパス始点１６Ａが位置している。バイパス始点２１６Ａには、バイパス通路２１６の第１の端部が接続している。
　バイパス通路２１６は、バイパス始点２１６Ａに第１の端部を、バイパス終点２１６Ｂに第２の端部を、有する通路であり、第３のチェック弁２１７が配されている。
　第３のチェック弁２１７は、バイパス通路２１６の第１の端部側から第２の端部側への空気の流通を可能にし、その逆を遮断する。これにより、吐出ポート２０３Ｄから吐出された空気を第１タンク２０５に効果的に導くことができる。
　排気通路２１８は、排気始点２１８Ａに第１の端部を、排気終点２１８Ｂに第２の端部を、有する通路であり、排気通路開閉弁２１９が配されている。
　排気通路２１８は、第２の端部を排気終点２１８Ｂに接続させず、外気取り入れ口以外の場所から空気を排気する態様にされても良いが、本実施例のように排気終点２１８Ｂが外気取り入れ口及び第２のチェック弁２１５の間に設けられていると、戻り通路２１３、バイパス通路２１６及び排気通路２１８を通って排気される空気によって、吸気フィルタ２０４に付着した塵埃を除去できる。
　上述したように、エアサスペンションシステム２００は、チェック弁２０８，２１５，２１７に加え、給排切換弁２１０、２つのサスペンション制御弁２１１，２１２、戻り通路開閉弁２１４、及び排気通路開閉弁２１９、を有している。
　給排切換弁２１０は、３つの通路に接続し、これらの接続関係を２種類に切換可能な３ポート２ポジションの電磁弁である。
　給排切換弁２１０は、補給通路２０６の第１の端部、戻り通路２１３の第１の端部、及び給排通路２０９の第３の端部に接続している。
　給排切換弁２１０は、２つのポジションとして、補給通路２０６の第１の端部及び給排通路２０９の第３の端部を接続させるとともに、戻り通路２１３の第１の端部及び給排通路２０９の第３の端部を遮断する供給ポジション（ａ）と、戻り通路２１３の第１の端部及び給排通路２０９の第３の端部を接続させるとともに、補給通路２０６の第１の端部及び給排通路２０９の第３の端部を遮断する排出ポジション（ｂ）とを有している。ポジションの切換は、例えばソレノイド２１０Ａの励磁状態を切換えることで行うことができる。本実施例では、ソレノイド２１０Ａが励磁されていないときには、ばね２１０Ｂによって給排切換弁２１０は排出ポジション（ｂ）を保持し、ソレノイド２１０Ａが励磁されたときには、ばね２１０Ｂに抗して供給ポジション（ａ）に切換えられる。
　サスペンション制御弁２１１は分配点２０９Ｎ及びエアサスペンション２０１の間に設けられており、サスペンション制御弁２１２は分配点２０９Ｎ及びエアサスペンション２０２の間に設けられている。
　サスペンション制御弁２１１は、２つの通路に接続し、これらの接続関係を２種類に切換可能な２ポート２ポジションの電磁弁である。
　サスペンション制御弁２１１は、２つのポジションとして、分配給排通路２０９Ａを開いてエア室２０１Ｃの空気の給排を可能にする開ポジション（ａ）と、分配給排通路２０９Ａを閉じてエア室２０１Ｃの空気の給排を遮断する閉ポジション（ｂ）とを有している。ポジションの切換は、例えばソレノイド２１１Ａの励磁状態を切換えることで行える。本実施例では、ソレノイド２１１Ａが励磁されていないときには、ばね２１１Ｂによってサスペンション制御弁２１１は閉ポジション（ｂ）を保持し、ソレノイド２１１Ａが励磁されたときには、ばね２１１Ｂに抗して開ポジション（ａ）に切換えられる。
　サスペンション制御弁２１２は、サスペンション制御弁２１１と同様に２ポート２ポジションの電磁弁であり、分配給排通路２０９Ｂについてサスペンション制御弁２１１と同様の開閉制御を行うことができる。これら２つのサスペンション制御弁２１１，２１２の制御は同時に行っても良いし、独立して制御しても良い。
　戻り通路開閉弁２１４は、サスペンション制御弁２１１，２１２と同様に２ポート２ポジションの電磁弁であり、戻り通路２１３のバイパス始点２１６Ａ及び戻り終点２１３Ｂの間についてサスペンション制御弁２１１，２１２と同様の開閉制御を行うことができる。
　排気通路開閉弁２１９は、サスペンション制御弁２１１，２１２及び戻り通路開閉弁２１４と同様に２ポート２ポジションの電磁弁であり、排気通路２１８の排気始点２１８Ａ及び排気終点２１８Ｂの間についてサスペンション制御弁２１１，２１２及び戻り通路開閉弁２１４と同様の開閉制御を行うことができる。
　なお、以下のように構成を変更して、給排通路２０９に設けたサスペンション制御弁２１１，２１２に代えて、エアサスペンションの個数と同数の給排切換弁２１０、すなわち、３ポート２ポジションの弁を使用するようにしても良い。具体的には、補給通路２０６の第１の端部をエアサスペンションの個数と同数に（本実施例では２つに）分岐させて、各給排切換弁２１０に接続する。また、戻り通路２１３の第１の端部もエアサスペンションの個数と同数に分岐させて、各給排切換弁２１０に接続する。さらに、各分配給排通路（本実施例では２つ）の一端それぞれを、分配点２０９Ｎに代えて各給排切換弁２１０に接続する。
　上記のように構成を変更した場合、エアサスペンションの何れか一つ又は二つ以上に給気中にエアサスペンションのその他を排気することも可能となる。
　また、簡易的なシステム構成であれば、サスペンション制御弁２１１，２１２を廃止し、分配給排通路２０９Ｂに絞りを設けてもよい。
　リニアモータ２０３Ｂの可動子６に共振バネ２３を付加し、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数で可動子６を往復動させる場合、圧縮要素２０による共振周波数への影響も考慮する必要がある。すなわち、圧縮要素２０の吸込圧力や吐出空間の圧力によって、作動流体のバネ的な作用が加わるため、共振状態となる周波数が変化する。つまり、シリンダ１ａの圧力が高い場合には、可動子６に付加された共振バネ２３のバネ定数が高いのと等価であり、共振周波数は高くなる。反対に、シリンダ１ａの圧力が低い場合には、可動子６に付加された共振バネ２３のバネ定数が支配的となり、共振周波数は、可動子６の質量とバネ定数から決まる機械的な共振周波数に近い。
　このように、リニアモータ２０３Ｂを圧縮要素の動力とする場合は、圧縮要素の条件（吸込圧力、吐出圧力、吸込と吐出の圧力差等）によって共振周波数が変化してしまう。そのため、負荷や共振周波数の変化に合わせて駆動周波数を変化させることが必要である。
また、車高を制御する時間を短くするために流量を増加するのに好適な構成及び駆動制御を提供することが本実施例の目的と言える。
　図２６は、本発明の実施例２に係るオフセット電圧算出器１８０ａの構成例である。図２７は、本発明の実施例２に係る出力電圧の変化例を示す図である。
　実施例１と同様に、吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）で圧力差の絶対値が大きい領域を第１の負荷状態モード（１）、吸込圧と吐出圧の圧力差が負（吸込圧＞吐出圧）で圧力差絶対値が小さい領域を第２の負荷状態モード（２）、吸込圧と吐出圧の圧力差が正（吸込圧＜吐出圧）の領域を第３の負荷状態モード（３）とする。そして、例えば、負荷状態モード（１）および（３）用のオフセット値をゼロとし、負荷状態モード（２）のオフセット値を負の値にする。第１の負荷状態モード（１）における圧力差は、第２の負荷状態モード（２）における圧力差よりも大きい。そして、第１の負荷状態モード（１）、第２の負荷状態モード（２）、第３の負荷状態モード（３）に対応した第１の制御モード信号（１）、第２の制御モード信号（２）、第３の制御モード信号（３）を電圧指令値作成器１０３内のオフセット電圧算出器１８０から出力する。なお、第２の負荷状態モード（２）には、吸込圧と吐出圧が均圧（吸込圧＝吐出圧）時を含めるようにしても良い。
　また、実施例１と同様に、第１の負荷状態モード（１）では、電圧指令値作成器１０３から、巻線に印加する電圧の振幅を小さくするように第１の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。
　第２の負荷状態モード（２）では、上述したようにオフセット電圧算出器１８０から負のオフセット値（可動子６の往復動の中心位置を反ピストン側にずらす値）が出力される。そして、第２の負荷状態モード（２）では、電圧指令値作成器１０３からの負のオフセット値と合わせ、圧力差が無くなるに従いストローク指令値ｌ＊を漸増させる第２の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。なお、第２の制御モードには、吸込圧と吐出圧が均圧時を含めるようにしても良い。
　第３の負荷状態モード（３）においては、吸込圧と吐出圧の圧力差が正（吸込圧＜吐出圧）の領域であるため、負荷状態に応じて比例（実線）するように、または指数関数的に増加するようにストローク指令値ｌ＊を与える。そして、第３の負荷状態モード（３）では、電圧指令値作成器１０３から負荷状態に応じて略比例して巻線に印加する電圧の振幅が増加するように第３の制御モードとなる信号（電圧指令値）を出力する。
　実施例２では、エアサスペンションシステム２００の動作によって制御されている車高の情報を基に、オフセット電圧および電圧振幅値を制御することで、幅広い吸込圧と吐出圧の条件において、高効率で高流量を実現するリニアモータ制御装置を提供することができる。
　本発明は上記した実施例に限定されるものではなく、様々な変形例が含まれる。例えば、上記した実施例は本発明を分かりやすく説明するために詳細に説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成を備えるものに限定されるものではない。
　また、上記の各構成、機能、処理部、処理手続き等は、それらの一部または全部を、例えば集積回路で設計する等によりハードウェアで実現しても良い。また、上記の各構成や機能等は、プロセッサがそれぞれの機能を実現するプログラムを解釈し、実行することによりソフトウェアで実現しても良い。
　リニアモータ１０４は、単相機として説明したが、三相機であっても本発明の構成を適用することができ、同様の効果を得られる。
１…シリンダブロック、１ａ…シリンダ、２…永久磁石、３…密閉容器、４…ピストン、６…可動子、７…磁極、８…巻線、９…電機子、２０…圧縮要素、２３…共振バネ（アシストバネ）、３０…電動要素、５０…密閉型圧縮機、１００…リニアモータ制御装置、１０２…制御部、１０３…電圧指令値作成器、１０４…リニアモータ、１０５…電力変換回路、１０７…電流検出手段、１０９…圧力状態判定手段 

Claims (10)

  1. 　交流電圧が印加される巻線を有する電機子、及び前記電機子と相対移動する可動子とから構成されたリニアモータと、前記可動子の一方に接続された弾性体と、前記リニアモータを制御する制御部を備えたリニアモータ制御装置であって、
    　前記可動子の他方には流体機械が接続され、
    　前記制御部は、前記巻線の印加電圧と電流の位相差、前記巻線の印加電圧と前記可動子の位置の位相差、ｑ軸電流値、電流振幅の何れかによって前記流体機械の圧力状態を判定する圧力状態判定手段を備え、
    　前記制御部は、前記圧力状態判定手段で判定した圧力状態に基づいて前記巻線に印加する電圧の振幅、及び前記可動子の往復動の中心位置を異ならせる制御モードを備えたことを特徴とするリニアモータ制御装置。
  2. 　請求項１において、
    　前記流体機械は、シリンダと、前記可動子の他方に接続され前記シリンダ内を往復動するピストンとを備えた圧縮機であることを特徴とするリニアモータ制御装置。
  3. 　請求項２に記載のリニアモータ制御装置において、
    　前記制御モードは、
    　吸込圧が吐出圧より高い時に、前記巻線に印加する電圧の振幅を小さくする第１の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧が均圧時、及び／又は吸込圧が吐出圧より高く吸込圧と吐出圧の圧力差が前記第１の制御モードにおける圧力差より小さい時に、前記可動子の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすオフセット値にて前記巻線に電圧を印加する第２の制御モードであることを特徴とするリニアモータ制御装置。
  4. 　請求項２に記載のリニアモータ制御装置において、
    　前記制御モードは、
    　吸込圧が吐出圧より高い時に、前記巻線に印加する電圧の振幅を小さくする第１の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧が均圧時、及び／又は吸込圧が吐出圧より高く吸込圧と吐出圧の圧力差が前記第１の制御モードにおける圧力差より小さい時に、前記可動子の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすオフセット値にて前記巻線に電圧を印加する第２の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧の圧力差に比例するように電圧振幅が増加する第３の制御モードであることを特徴とするリニアモータ制御装置。
  5. 　請求項２において、
    　前記圧縮機には、第１タンクと第２タンクとが接続され、
    　前記第１タンクは吸込管を介して接続され、
    　前記第２タンクは吐出管を介して接続されたことを特徴とするリニアモータ制御装置。
  6. 　交流電圧が印加される巻線を有する電機子、及び前記電機子と相対移動する可動子とから構成されたリニアモータと、前記可動子の一方に接続された弾性体と、前記リニアモータを制御する制御部を備えたリニアモータ制御装置であって、
    　前記可動子の他方にはシリンダ内を往復動するピストンが接続され、
    　前記制御部は、前記巻線の印加電圧と電流の位相差、前記巻線の印加電圧と前記可動子の位置の位相差、ｑ軸電流値、電流振幅の何れかによって前記シリンダ内の圧力状態を判定する圧力状態判定手段を備え、
    　前記制御部は、前記圧力状態判定手段で判定した圧力状態において吸込圧が吐出圧より高い時に、前記可動子の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすオフセット値にて前記巻線に電圧を印加することを特徴とするリニアモータ制御装置。
  7. 　車体と車輪との間に備えられたサスペンションシステムであって、
    前記サスペンションシステムは、請求項１乃至５の何れか１項に記載のリニアモータ制御装置を備えたことを特徴とするサスペンションシステム。
  8. 　交流電圧が印加される巻線を有する電機子、及び前記電機子と相対移動する可動子とから構成されたリニアモータと、前記可動子の一方に接続された弾性体と、前記リニアモータを制御する制御部を備えたリニアモータ制御方法であって、
    　前記可動子の他方にはシリンダ内を往復動するピストンが接続され、
    　前記制御部は、前記巻線の印加電圧と電流の位相差、前記巻線の印加電圧と前記可動子の位置の位相差、ｑ軸電流値、電流振幅の何れかによって前記シリンダ内の圧力状態を判定し、判定した圧力状態に基づいて前記巻線に印加する電圧の振幅、及び前記可動子の往復動の中心位置を異ならせる制御モードにより制御することを特徴とするリニアモータ制御方法。
  9. 　請求項８に記載のリニアモータ制御方法であって、
    　前記制御モードは、
    　吸込圧が吐出圧より高い時に、前記巻線に印加する電圧の振幅を小さくする第１の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧が均圧時、及び／又は吸込圧が吐出圧より高く吸込圧と吐出圧の圧力差が前記第１の制御モードにおける圧力差より小さい時に、前記可動子の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすオフセット値にて前記巻線に電圧を印加する第２の制御モードであることを特徴とするリニアモータ制御方法。
  10. 　請求項８に記載のリニアモータ制御方法であって、
    　前記制御モードは、
    　吸込圧が吐出圧より高い時に、前記巻線に印加する電圧の振幅を小さくする第１の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧が均圧時、及び／又は吸込圧が吐出圧より高く吸込圧と吐出圧の圧力差が前記第１の制御モードにおける圧力差より小さい時に、前記可動子の往復動の中心位置を反ピストン側にずらすオフセット値にて前記巻線に電圧を印加する第２の制御モードと、
    　吸込圧と吐出圧の圧力差に比例するように電圧振幅が増加する第３の制御モードであることを特徴とするリニアモータ制御方法。 
PCT/JP2022/022783 2021-08-05 2022-06-06 リニアモータ制御装置及びこれを備えたサスペンションシステム、並びにリニアモータ制御方法 WO2023013230A1 (ja)

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