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WO2017188271A1 - 試験システムのダイナモメータ制御装置 - Google Patents

試験システムのダイナモメータ制御装置 Download PDF

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WO2017188271A1
WO2017188271A1 PCT/JP2017/016422 JP2017016422W WO2017188271A1 WO 2017188271 A1 WO2017188271 A1 WO 2017188271A1 JP 2017016422 W JP2017016422 W JP 2017016422W WO 2017188271 A1 WO2017188271 A1 WO 2017188271A1
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torque
shaft torque
test system
specimen
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PCT/JP2017/016422
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English (en)
French (fr)
Inventor
岳夫 秋山
Original Assignee
株式会社明電舎
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Publication date
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Definitions

  • the present invention relates to a dynamometer control device for a test system. More specifically, the present invention relates to a dynamometer control device for a test system that generates a torque current command signal to an inverter based on a shaft torque detection signal.
  • FIG. 10 is a diagram showing a configuration of the test system 100 for the engine 160 using the dynamometer 150.
  • the test system 100 includes a dynamometer 150 connected to an engine 160 as a specimen and a connecting shaft 170, a throttle actuator 110 and an engine control device 120 that control the output of the engine 160, and an inverter that controls the output of the dynamometer 150. 130 and a dynamometer control device 140.
  • the torque and speed of the dynamometer 150 are controlled using the dynamometer control device 140 while the throttle opening of the engine 160 is controlled using the engine control device 120, and the power generated by the engine 160 is converted to the dynamometer.
  • Absorption with the meter 150 evaluates the durability, fuel consumption, exhaust purification performance, etc. of the engine 160.
  • Patent Document 1 discloses a dynamometer control device that controls shaft torque to a predetermined target while suppressing such mechanical resonance.
  • the dynamometer control device of Patent Document 1 is derived so as to obtain an effect of suppressing resonance at a resonance frequency of about several tens of Hz by using an equation of motion that models the mechanical system.
  • Patent Document 1 does not consider the viscous resistance of the engine.
  • the engine speed control by the engine control device and the shaft torque control by the dynamometer control device interfere with each other, and as a result, the engine speed and shaft torque in a low frequency range of about 0.5 Hz lower than the mechanical resonance frequency. In some cases, a resonance phenomenon may occur. For this reason, accurate measurement may be difficult in a region where the engine speed is low.
  • An object of the present invention is to provide a dynamometer control device for a test system that can control a shaft torque to a predetermined target shaft torque while suppressing resonance in a low frequency region due to the viscous resistance of a specimen.
  • a test system (for example, test system 1 described later) is a dynamometer coupled to a specimen (for example, engine E to be described later) that generates torque and a connection shaft (for example, connection shaft S to be described later).
  • a specimen for example, engine E to be described later
  • a connection shaft for example, connection shaft S to be described later.
  • a dynamometer D described later an inverter for supplying power to the dynamometer (for example, an inverter 3 described later), and a shaft torque meter (for example, a shaft described later) for detecting a shaft torque generated in the connecting shaft.
  • a dynamometer control device (for example, a dynamometer control device 6 described later) that generates a torque current command signal (T2) to the inverter based on a torque meter 7) and a shaft torque detection signal (T12) of the shaft torque meter. And comprising.
  • the dynamometer control device receives an integrator (for example, an integrator 62 described later) for integrating a difference between the shaft torque detection signal and a command signal for the shaft torque, and an output signal of the integrator as inputs.
  • a phase lead compensator (for example, a phase lead compensator 63 to be described later) that performs a phase lead compensation process using one or more constants (for example, constants (a1, b1) to be described later) depending on the viscous resistance of the specimen;
  • the torque current command signal is generated using an output signal of the phase advance compensator.
  • the transfer function G1 (s) of the phase advance compensator is determined by the value of the viscous resistance coefficient (C1) of the specimen, the value of the moment of inertia (J1) of the specimen, and the inertia of the dynamometer. It is preferable that it is represented by the following formula (1) using two constants (a1, b1) depending on the value of the moment (J2). However, b1> a1.
  • the gain constant Ki of the integrator and the two constants (a1, b1) are such that the viscous resistance coefficient is C1, the inertia moment of the specimen is J1, and the inertia moment of the dynamometer is
  • J2 is set and ⁇ p is an arbitrary constant, it is preferably represented by the following formula (2).
  • the specimen includes an engine (for example, engine E described later), and the dynamometer control device uses the output signal of the phase advance compensator when the engine is in an idle operation state.
  • the torque current command signal is generated.
  • a dynamometer control device (for example, a dynamometer control device 6A described later) of the present invention generates a torque current command signal (T2) to the inverter based on a shaft torque detection signal (T12) of the shaft torque meter.
  • An integrator that integrates a difference between the shaft torque detection signal and a command signal for the shaft torque for example, an integrator 62A described later
  • the shaft torque detection signal as inputs
  • the specimen A phase lag compensator (for example, a phase lag compensator 63A described later) that performs a phase lag compensation process using one or more constants (for example, constants (a2, b2) described later) depending on the viscous resistance of And generating the torque current command signal using the output signal of the integrator and the output signal of the phase lag compensator.
  • the transfer function G2 (s) of the phase lag compensator includes the value of the viscous resistance coefficient (C1) of the specimen, the value of the moment of inertia (J1) of the specimen, and the inertia of the dynamometer. It is preferable that it is represented by the following formula (3) using two constants (a2, b2) depending on the value of the moment (J2). However, a2> b2.
  • the gain constant of the integrator and the two constants (a2, b2) are such that the viscous resistance coefficient is C1, the inertia moment of the specimen is J1, and the inertia moment of the dynamometer is J2.
  • an arbitrary constant is ⁇ p, it is preferably represented by the following formula (4).
  • the specimen includes an engine
  • the dynamometer control device uses the output signals of the integrator and the phase lag compensator when the engine is in an idling operation state. It is preferable to generate a command signal.
  • the gain constant (Ki) and the constants ((a1, b1) or (a2, b2)) of the integrator are calculated based on the shaft torque detection signal (T12) with respect to the generated torque (T1) of the specimen.
  • the torque current command signal is generated using an integrator that integrates the difference between the shaft torque detection signal and the command signal with respect to the shaft torque.
  • the signal can be tracked.
  • the output of the phase lead compensator that performs the phase lead compensation process using one or more constants depending on the viscous resistance of the specimen using the output signal of the integrator as an input.
  • a torque current command signal is generated using the signal. This suppresses resonance in the low frequency region due to the viscous resistance of the specimen, even when the rotational speed of the specimen is controlled to a low rotational speed where the viscous resistance appears remarkably as described above, for example.
  • the shaft torque detection signal can be made to follow the command signal. This also enables highly accurate measurement even in a low rotation region.
  • the transfer function G1 (s) of the phase advance compensator is determined by two values depending on the value of the viscous resistance coefficient of the specimen, the value of the moment of inertia of the specimen, and the value of the moment of inertia of the dynamometer.
  • the real part of the pole of the transfer function of the shaft torque detection signal with respect to the torque generated by the specimen can be made negative by defining the constant (a1, b1) using the above equation (1). Therefore, in the present invention, by generating a torque current command signal using such a phase advance compensator, the effect of suppressing the resonance in the low frequency region due to the viscous resistance of the specimen can be more reliably exhibited. .
  • the gain constant of the integrator and the constant (a1, b1) of the phase lead compensator are expressed by the above formula (2), so that the pole of the transfer function of the shaft torque detection signal with respect to the torque generated by the specimen Therefore, the effect of suppressing the resonance in the low-frequency region due to the viscous resistance of the specimen can be more reliably exhibited.
  • the torque current command signal is generated by using an integrator that integrates the difference between the shaft torque detection signal and the command signal with respect to the shaft torque.
  • the signal can be tracked.
  • the output signal of the phase lag compensator that performs the phase lag compensation process using one or more constants depending on the viscous resistance of the specimen, with the shaft torque detection signal as an input. Is used to generate a torque current command signal.
  • the shaft torque detection signal can be made to follow the command signal while suppressing the resonance in the low frequency region due to the viscous resistance of the specimen as in the invention of (1) above.
  • the transfer function G2 (s) of the phase lag compensator is expressed by two constants (a2, a2) that depend on the value of the viscous resistance coefficient of the specimen, the value of the moment of inertia of the specimen, and the value of the moment of inertia of the dynamometer.
  • the gain constant of the integrator and the constants (a2, b2) of the phase lag compensator are expressed by the above formula (4), so that the pole of the transfer function of the shaft torque detection signal with respect to the torque generated by the specimen Therefore, the effect of suppressing the resonance in the low-frequency region due to the viscous resistance of the specimen can be more reliably exhibited.
  • the torque current command signal is generated using the phase lag compensator having the function as described above, so that the same as the invention of (3) above. This is particularly effective because resonance in the low frequency region due to the viscous resistance of the engine can be suppressed.
  • the gain constant of the integrator and the constant included in the phase lead compensator or phase lag compensator are set so that the real part of the pole of the transfer function of the shaft torque detection signal with respect to the torque generated by the specimen is negative.
  • FIG. It is a figure which shows the gain characteristic of the engine speed with respect to the engine torque in the test system which concerns on the said embodiment, and the gain characteristic of the shaft torque with respect to an engine torque. It is a block diagram which shows the structure of the control circuit of the dynamometer control apparatus which concerns on 2nd Embodiment of this invention.
  • FIG. It is a figure which shows the gain characteristic of the engine speed with respect to the engine torque in the test system which concerns on the said embodiment, and the gain characteristic of the shaft torque with respect to an engine torque. It is a figure which shows the structure of the conventional test system.
  • FIG. 1 is a diagram showing a configuration of a test system 1 according to the present embodiment.
  • the test system 1 includes an engine E as a specimen for generating torque, a dynamometer D coupled to a crankshaft as an output end of the engine E via a connecting shaft S, and an engine E via a throttle actuator 2.
  • Engine control device 5 that controls output
  • inverter 3 that supplies power to dynamometer D
  • shaft torque meter 7 that detects torsional torque (hereinafter referred to as “shaft torque”) generated on connecting shaft S
  • dynamometer And an encoder 8 for detecting the rotational speed of the output shaft of D (hereinafter referred to as “dynamo rotational speed”).
  • the test system 1 is called a so-called engine bench system in which the engine E is a test target.
  • the connecting shaft S is configured by combining, for example, the clutch C, the transmission TM, the propeller shaft PS, and the like, but the present invention is not limited to this.
  • the engine E is used to control the throttle opening of the engine E
  • the dynamometer controller 6 is used to absorb the power generated by the engine E, thereby improving the durability and fuel consumption of the engine E. And a test for evaluating the exhaust purification performance.
  • the engine control device 5 starts the engine E at a predetermined timing or controls the output of the engine E via the throttle actuator 2 in a predetermined manner.
  • the dynamometer control device 6 uses the shaft torque detection signal that is the output of the shaft torque meter 7, the shaft torque command signal that is a command signal for the shaft torque detection signal, and the output signal of the encoder 8, thereby generating a torque current.
  • a command signal is generated and input to the inverter 3.
  • the inverter 3 supplies power to the dynamometer D based on the torque current command signal generated by the dynamometer control device 6, thereby generating a torque corresponding to the torque current command signal in the dynamometer D.
  • the conventional test system refers to a system that controls shaft torque using a dynamometer control device described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-133714 by the applicant of the present application.
  • FIG. 2 is a diagram showing an example of the behavior of the deviation (upper stage) and the shaft torque (lower stage) between the engine speed and a predetermined target idle speed when the engine is controlled to an idle operation state in a conventional test system.
  • the dynamometer control described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-133714 is performed while the engine speed control is performed by the engine control device so as to maintain the engine speed at a predetermined target idle speed.
  • Axial torque control was performed using the device to reduce the axial torque to zero.
  • the engine speed control for maintaining the engine speed at the target idle speed and the dynamometer control device described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-133714 The shaft torque control may interfere, and as a result, it is considered that low frequency vibration as shown in FIG. 2 occurs.
  • FIG. 3 shows the engine speed gain characteristic (upper stage) with respect to engine torque (more specifically, torque generated by engine combustion pressure) and the shaft torque gain characteristic (lower stage) with respect to engine torque in the conventional test system.
  • the conventional test system has resonance characteristics in a low frequency region of about 0.5 Hz, which is lower than the mechanical resonance point of about 10 Hz. Therefore, in the conventional test system, minute pulsations of the engine torque are amplified, and a resonance phenomenon occurs in a low frequency region of about 0.5 Hz as shown in FIG.
  • control circuit of the dynamometer control device 6 configured to suppress the resonance in the low frequency region due to the viscous resistance of the engine that may occur in the conventional test system. This will be described with reference to FIG.
  • FIG. 4 is a block diagram showing the configuration of the control circuit of the dynamometer control device 6.
  • the dynamometer control device 6 includes a subtractor 61, an integrator 62, and a phase lead compensator 63.
  • the subtractor 61 generates a shaft torque error signal by subtracting the shaft torque detection signal T12 [Nm] from the shaft torque command signal T12ref [Nm], and inputs this to the integrator 62.
  • the integrator 62 generates an integration error signal by integrating the shaft torque error signal under a predetermined gain constant Ki, and inputs this to the phase advance compensator 63.
  • the phase advance compensator 63 is a compensator inserted to suppress a resonance phenomenon that occurs in the shaft torque and the engine speed due to the viscous resistance of the engine.
  • the transfer function G1 (s) is, for example, It is represented by the following equation (5) defined using two constants (a1, b1) depending on the viscous resistance of the engine. However, in the following formula (5), the constant b1 is larger than a1 (b1> a1).
  • the phase advance compensator 63 uses the signal obtained by performing the phase advance processing shown in the following equation (5) on the integration error signal obtained by the integrator 62 as a torque current command signal T2, and inputs this to the inverter. To do.
  • the value of the gain constant Ki in the integrator 62 and the values of the two constants (a1, b1) in the phase lead compensator 63 are in the low frequency region as described above.
  • the real part of the poles of the transfer function from the engine torque T1 to the shaft torque detection signal T12 is set to be negative so that the function of suppressing resonance is achieved.
  • the values of the gain constant Ki and the constants (a1, b1) are, for example, the value of the viscosity resistance coefficient C1 [Nms / rad] of the engine measured in advance and the moment of inertia J1 [kgm 2 of the engine.
  • the value of the parameter ⁇ p is set to about 1 to 5, for example.
  • engine torque (Hereinafter also referred to as “engine torque”) [Nm]
  • T12 is the shaft torque [Nm] generated by the connecting shaft
  • T2 is the torque generated by the dynamometer (hereinafter referred to as “dynamometer torque”).
  • dynamometer torque [Nm]
  • K12 is the axial rigidity [Nm / rad] of the connecting shaft
  • w2 is the dynamo rotational speed [rad / s].
  • the dynamometer torque T2 is expressed by the following equation (8).
  • the transfer function of the shaft torque T12 with respect to the engine torque T1 that can generate the pulsating torque is expressed by the following equation (9) using these equations (7-1) to (7-3) and equation (8). become.
  • the value of the shaft torque command signal T12ref is 0, and the term proportional to the reciprocal of the shaft stiffness K12 is set to 0 by setting the shaft stiffness K12 to infinity.
  • the limit that this shaft stiffness K12 is infinite that is, that the connecting shaft is regarded as a rigid body, is that the control response frequency of the engine idling speed control by the engine control device connects the engine and the dynamometer with the connecting shaft. This is reasonable under the assumption that the frequency is sufficiently lower than the frequency of the mechanical resonance point of the mechanical system configured as described above.
  • “D (s)” is a characteristic polynomial.
  • the characteristic polynomial D (s) and the transfer function T12 / T1 are expressed by the following equation (10-1) and It looks like (10-2). That is, the dynamometer control device 6 shown in FIG. 4 makes all the real parts of the poles of the transfer function T12 / T1 negative and stable in a non-vibrating manner under the setting of the parameters shown in the above equation (6). Control can be realized.
  • FIG. 5 shows the engine speed and a predetermined target idle when a torque current command signal is generated using the dynamometer control device 6 including the phase advance compensator 63 as described above when the engine is in an idle operation state. It is a figure which shows an example of the behavior of the deviation (upper stage) and shaft torque (lower stage) with a rotation speed.
  • the engine speed control was performed by the same one as used to obtain the result of FIG. 2, and the value of the shaft torque command signal was set to 0 as in FIG.
  • FIG. 6 is a diagram showing a gain characteristic of the engine speed with respect to the engine torque (upper stage) and a gain characteristic of the shaft torque with respect to the engine torque (lower stage) in the test system 1 according to the present embodiment.
  • the gain characteristics in the conventional test system shown in FIG. 3 are indicated by broken lines for comparison.
  • the resonance characteristic in the low frequency region of about 0.5 Hz that appears in the conventional test system is eliminated. For this reason, the minute pulsation of the engine torque in the low frequency region is not amplified, so that the low frequency vibration is suppressed as shown in FIG. 5, and thus high-precision measurement is possible even in the low rotation region.
  • FIG. 7 is a block diagram showing the configuration of the control circuit of the dynamometer control device 6A of the test system 1A according to the present embodiment.
  • the test system 1A according to the present embodiment is different from the test system 1 according to the first embodiment of FIG. 1 in the configuration of the dynamometer control device, and the other configurations are the same.
  • symbol is attached
  • the dynamometer control device 6A includes a subtractor 61, an integrator 62A, a phase delay compensator 63A, and a subtractor 64A.
  • the phase lag compensator 63A is a compensator inserted in order to suppress the resonance phenomenon that occurs in the shaft torque and the engine speed due to the viscous resistance of the engine.
  • the transfer function G2 (s) is, for example, It is represented by the following formula (11) defined using two constants (a2, b2) depending on the viscous resistance of the engine. However, in the following formula (11), the constant a2 is larger than b2 (a2> b2).
  • the phase lag compensator 63A inputs the compensation signal obtained by performing the phase lag processing shown in the following equation (11) to the shaft torque detection signal T12 to the subtractor 64A.
  • the subtractor 64A uses a signal obtained by subtracting the compensation signal obtained by the phase lag compensator 63A from the integration error signal obtained by the integrator 62A as a torque current command signal T2, and inputs this to the inverter. .
  • the values of the gain constant Ki and the constants (a2, b2) are, for example, the value of the viscous resistance coefficient C1 of the engine, the value of the moment of inertia J1 of the engine, and the value of the moment of inertia J2 of the dynamometer.
  • the resonance suppression effect by the dynamometer control device 6A as described above will be verified.
  • the dynamometer torque T2 is expressed by the following equation (13).
  • FIG. 8 shows the engine speed and a predetermined target idle when a torque current command signal is generated using the dynamometer control device 6A provided with the phase lag compensator 63A as described above when the engine is in an idle operation state. It is a figure which shows an example of the behavior of the deviation (upper stage) and shaft torque (lower stage) with a rotation speed.
  • the engine speed control was performed by the same one used for obtaining the result of FIG. 2, and the value of the shaft torque command signal was set to 0 as in FIG.
  • FIG. 9 is a diagram showing a gain characteristic of the engine speed with respect to the engine torque (upper stage) and a gain characteristic of the shaft torque with respect to the engine torque (lower stage) in the test system 1A according to the present embodiment.
  • the gain characteristics in the conventional test system shown in FIG. 3 are indicated by broken lines for comparison.
  • the resonance characteristic in the low frequency region of about 0.5 Hz that appears in the conventional test system is eliminated. For this reason, the minute pulsation of the engine torque in the low frequency region is not amplified, so that the low frequency vibration is suppressed as shown in FIG. 8, and as a result, highly accurate measurement is possible even in the low rotation region.

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Abstract

供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制しながら軸トルクを所定の目標軸トルクに制御できる試験システムのダイナモメータ制御装置を提供することを目的とする。　試験システムは、エンジンと連結軸を介して結合されたダイナモメータと、ダイナモメータに電力を供給するインバータと、連結軸に発生する軸トルクを検出する軸トルクメータと、軸トルクメータの軸トルク検出信号Ｔ１２に基づいてインバータへのトルク電流指令信号Ｔ２を生成するダイナモメータ制御装置６と、を備える。ダイナモメータ制御装置６は、軸トルク検出信号Ｔ１２と軸トルク指令信号Ｔ１２ｒｅｆとの差を積分する積分器６２と、積分器６２の出力信号を入力とし、供試体の粘性抵抗に依存する定数（ａ１，ｂ１）を用いた位相進み補償処理を行う位相進み補償器６３と、を備え、この位相進み補償器６３の出力信号を用いてトルク電流指令信号Ｔ２を生成する。

Description

試験システムのダイナモメータ制御装置
　本発明は試験システムのダイナモメータ制御装置に関する。より詳しくは、軸トルク検出信号に基づいてインバータへのトルク電流指令信号を生成する試験システムのダイナモメータ制御装置に関する。
　図１０は、ダイナモメータ１５０を用いたエンジン１６０の試験システム１００の構成を示す図である。
　試験システム１００は、供試体であるエンジン１６０と連結軸１７０で連結されたダイナモメータ１５０と、エンジン１６０の出力を制御するスロットルアクチュエータ１１０及びエンジン制御装置１２０と、ダイナモメータ１５０の出力を制御するインバータ１３０及びダイナモメータ制御装置１４０と、を備える。試験システム１００では、エンジン制御装置１２０を用いてエンジン１６０のスロットル開度を制御しながら、ダイナモメータ制御装置１４０を用いてダイナモメータ１５０のトルクや速度を制御し、エンジン１６０で発生した動力をダイナモメータ１５０で吸収することによってエンジン１６０の耐久性、燃費、及び排気浄化性能等が評価される。
　ところで上記のようにエンジン１６０とダイナモメータ１５０とを連結軸１７０で連結した機械系によって構成される試験システムでは、エンジン１６０において発生する脈動トルクによって共振現象が発生する場合がある。特許文献１には、このような機械的な共振を抑制しながら、軸トルクを所定の目標に制御するダイナモメータ制御装置が示されている。
特開２００９－１３３７１４号公報
　特許文献１のダイナモメータ制御装置は、上記機械系をモデル化した運動方程式を用いることによって、数１０Ｈｚ程度の共振周波数の共振を抑制する効果が得られるように導出される。しかしながら特許文献１では、エンジンの粘性抵抗については考慮されていない。このため、これらエンジンの粘性抵抗の影響が顕著に表れる低回転域（具体的には、例えばアイドル回転数）に制御されているエンジンに特許文献１に示されたダイナモメータ制御装置を適用すると、エンジン制御装置によるエンジン回転数制御とダイナモメータ制御装置による軸トルク制御とが干渉してしまい、結果として上記機械的な共振周波数よりも低い０．５Ｈｚ程度の低周波領域においてエンジン回転数や軸トルクに共振現象が発生する場合がある。このため、エンジン回転数の低い領域では精度の高い測定が困難になる場合がある。
　本発明は、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制しながら軸トルクを所定の目標軸トルクに制御できる試験システムのダイナモメータ制御装置を提供することを目的とする。
　（１）試験システム（例えば、後述の試験システム１）は、トルクを発生する供試体（例えば、後述のエンジンＥ）と連結軸（例えば、後述の連結軸Ｓ）を介して結合されたダイナモメータ（例えば、後述のダイナモメータＤ）と、前記ダイナモメータに電力を供給するインバータ（例えば、後述のインバータ３）と、前記連結軸に発生する軸トルクを検出する軸トルクメータ（例えば、後述の軸トルクメータ７）と、前記軸トルクメータの軸トルク検出信号（Ｔ１２）に基づいて前記インバータへのトルク電流指令信号（Ｔ２）を生成するダイナモメータ制御装置（例えば、後述のダイナモメータ制御装置６）と、を備える。前記ダイナモメータ制御装置は、前記軸トルク検出信号と前記軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器（例えば、後述の積分器６２）と、前記積分器の出力信号を入力とし、前記供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数（例えば、後述の定数（ａ１，ｂ１））を用いた位相進み補償処理を行う位相進み補償器（例えば、後述の位相進み補償器６３）と、を備え、前記位相進み補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成する。
　（２）この場合、前記位相進み補償器の伝達関数Ｇ１（ｓ）は、前記供試体の粘性抵抗係数（Ｃ１）の値と前記供試体の慣性モーメント（Ｊ１）の値と前記ダイナモメータの慣性モーメント（Ｊ２）の値とに依存する２つの定数（ａ１，ｂ１）を用いて、下記式（１）で表されることが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
 　ただし、ｂ１＞ａ１とする。
　（３）この場合、前記積分器のゲイン定数Ｋｉ及び前記２つの定数（ａ１，ｂ１）は、前記粘性抵抗係数をＣ１とし、前記供試体の慣性モーメントをＪ１とし、前記ダイナモメータの慣性モーメントをＪ２とし、任意定数をωｐとした場合、下記式（２）で表されることが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　（４）この場合、前記供試体は、エンジン（例えば、後述のエンジンＥ）を含み、前記ダイナモメータ制御装置は、前記エンジンがアイドル運転状態であるときに前記位相進み補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することが好ましい。
　（５）本発明のダイナモメータ制御装置（例えば、後述のダイナモメータ制御装置６Ａ）は、前記軸トルクメータの軸トルク検出信号（Ｔ１２）に基づいて前記インバータへのトルク電流指令信号（Ｔ２）を生成するものであって、前記軸トルク検出信号と前記軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器（例えば、後述の積分器６２Ａ）と、前記軸トルク検出信号を入力とし、前記供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数（例えば、後述の定数（ａ２，ｂ２））を用いた位相遅れ補償処理を行う位相遅れ補償器（例えば、後述の位相遅れ補償器６３Ａ）と、を備え、前記積分器の出力信号及び前記位相遅れ補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成する。
　（６）この場合、前記位相遅れ補償器の伝達関数Ｇ２（ｓ）は、前記供試体の粘性抵抗係数（Ｃ１）の値と前記供試体の慣性モーメント（Ｊ１）の値と前記ダイナモメータの慣性モーメント（Ｊ２）の値とに依存する２つの定数（ａ２，ｂ２）を用いて、下記式（３）で表されることが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
 　ただし、ａ２＞ｂ２とする。
　（７）この場合、前記積分器のゲイン定数及び前記２つの定数（ａ２，ｂ２）は、前記粘性抵抗係数をＣ１とし、前記供試体の慣性モーメントをＪ１とし、前記ダイナモメータの慣性モーメントをＪ２とし、任意定数をωｐとした場合、下記式（４）で表されることが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　（８）この場合、前記供試体は、エンジンを含み、前記ダイナモメータ制御装置は、前記エンジンがアイドル運転状態であるときに前記積分器及び前記位相遅れ補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することが好ましい。
　（９）この場合、前記積分器のゲイン定数（Ｋｉ）及び前記定数（（ａ１，ｂ１）又は（ａ２，ｂ２））は、前記供試体の発生トルク（Ｔ１）に対する前記軸トルク検出信号（Ｔ１２）の伝達関数の極の実部が負になるように設定されることが好ましい。
　（１）本発明のダイナモメータ制御装置では、軸トルク検出信号と軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、軸トルク検出信号をその指令信号に追従させることができる。これに加えて本発明のダイナモメータ制御装置では、積分器の出力信号を入力とし、供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数を用いた位相進み補償処理を行う位相進み補償器の出力信号を用いてトルク電流指令信号を生成する。これにより、例えば上述のように供試体の回転数をその粘性抵抗が顕著に表れる低回転領域に制御している場合であっても、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制しつつ軸トルク検出信号をその指令信号に追従させることができる。またこれにより、低回転領域においても精度の高い測定が可能となる。
　（２）本発明では、位相進み補償器の伝達関数Ｇ１（ｓ）を、供試体の粘性抵抗係数の値と供試体の慣性モーメントの値とダイナモメータの慣性モーメントの値とに依存する２つの定数（ａ１，ｂ１）を用いて上記式（１）によって定義することにより、供試体の発生トルクに対する軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部を負にすることができる。したがって本発明では、このような位相進み補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制する効果をより確実に奏することができる。
　（３）本発明では、積分器のゲイン定数及び位相進み補償器の定数（ａ１，ｂ１）を上記式（２）で表すことにより、供試体の発生トルクに対する軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部を負にすることができるので、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制する効果をより確実に奏することができる。
　（４）上述のようにアイドル運転状態である場合、エンジンの粘性抵抗は他の運転状態と比較してより顕著になる。本発明では、エンジンがアイドル運転状態である場合に、上記のような機能を備える位相進み補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、エンジンの粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制できるので、特に効果的である。
　（５）本発明のダイナモメータ制御装置では、軸トルク検出信号と軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、軸トルク検出信号をその指令信号に追従させることができる。これに加えて本発明のダイナモメータ制御装置では、軸トルク検出信号を入力とし、供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数を用いた位相遅れ補償処理を行う位相遅れ補償器の出力信号を用いてトルク電流指令信号を生成する。これにより、上記（１）の発明と同様に、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制しつつ軸トルク検出信号をその指令信号に追従させることができる。
　（６）位相遅れ補償器の伝達関数Ｇ２（ｓ）を、供試体の粘性抵抗係数の値と供試体の慣性モーメントの値とダイナモメータの慣性モーメントの値とに依存する２つの定数（ａ２，ｂ２）を用いて上記式（３）によって定義することにより、上記（２）の発明と同様に、供試体の発生トルクに対する軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部を負にすることができる。したがって本発明では、このような位相遅れ補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制する効果をより確実に奏することができる。
　（７）本発明では、積分器のゲイン定数及び位相遅れ補償器の定数（ａ２，ｂ２）を上記式（４）で表すことにより、供試体の発生トルクに対する軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部を負にすることができるので、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制する効果をより確実に奏することができる。
　（８）本発明では、エンジンがアイドル運転状態である場合に、上記のような機能を備える位相遅れ補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、上記（３）の発明と同様に、エンジンの粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制できるので、特に効果的である。
　（９）本発明では、積分器のゲイン定数と、位相進み補償器又は位相遅れ補償器に含まれる定数を、供試体の発生トルクに対する軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部が負になるように設定する。これにより本発明では、供試体の粘性抵抗に起因した低周波領域の共振を抑制する効果をより確実に奏することができる。
本発明の第１実施形態に係る試験システムの構成を示す図である。 従来の試験システムにおいてエンジンをアイドル運転状態に制御したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差及び軸トルクの挙動の一例を示す図である。 従来の試験システムにおけるエンジントルクに対するエンジン回転数のゲイン特性及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性を示す図である。 上記実施形態に係るダイナモメータ制御装置の制御回路の構成を示すブロック図である。 エンジンがアイドル運転状態であるときに上記実施形態に係るダイナモメータ制御装置を用いてトルク電流指令信号を生成したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差及び軸トルクの挙動の一例を示す図である。 上記実施形態に係る試験システムにおけるエンジントルクに対するエンジン回転数のゲイン特性及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性を示す図である。 本発明の第２実施形態に係るダイナモメータ制御装置の制御回路の構成を示すブロック図である。 エンジンがアイドル運転状態であるときに上記実施形態に係るダイナモメータ制御装置を用いてトルク電流指令信号を生成したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差及び軸トルクの挙動の一例を示す図である。 上記実施形態に係る試験システムにおけるエンジントルクに対するエンジン回転数のゲイン特性及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性を示す図である。 従来の試験システムの構成を示す図である。
＜第１実施形態＞
　以下、本発明の第１実施形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。
　図１は、本実施形態に係る試験システム１の構成を示す図である。
　試験システム１は、トルクを発生する供試体としてのエンジンＥ、このエンジンＥの出力端であるクランクシャフトと連結軸Ｓを介して結合されたダイナモメータＤと、スロットルアクチュエータ２を介してエンジンＥの出力を制御するエンジン制御装置５と、ダイナモメータＤに電力を供給するインバータ３と、連結軸Ｓに発生する捩れトルク（以下、「軸トルク」という）を検出する軸トルクメータ７と、ダイナモメータＤの出力軸の回転数（以下、「ダイナモ回転数」という）を検出するエンコーダ８と、を備える。試験システム１は、エンジンＥを試験対象とした所謂エンジンベンチシステムと呼称されるものである。
　連結軸Ｓは、例えば、クラッチＣ、変速機ＴＭ、及びプロペラシャフトＰＳ等を組み合わせて構成されるが、本発明はこれに限らない。試験システム１では、エンジン制御装置５を用いてエンジンＥのスロットル開度を制御しながら、ダイナモメータ制御装置６を用いてエンジンＥで発生する動力を吸収することにより、エンジンＥの耐久性、燃費、及び排気浄化性能を評価する試験が行われる。
　エンジン制御装置５は、所定のタイミングでエンジンＥを始動したり、予め定められた態様でスロットルアクチュエータ２を介してエンジンＥの出力を制御したりする。
　ダイナモメータ制御装置６は、軸トルクメータ７の出力である軸トルク検出信号と、この軸トルク検出信号に対する指令信号である軸トルク指令信号と、エンコーダ８の出力信号とを用いることによって、トルク電流指令信号を生成し、これをインバータ３に入力する。インバータ３は、ダイナモメータ制御装置６によって生成されたトルク電流指令信号に基づいてダイナモメータＤに電力を供給することにより、このトルク電流指令信号に応じたトルクをダイナモメータＤで発生させる。
　ここで従来の試験システムの課題とその原因について検討する。以下において従来の試験システムとは、本願出願人による特開２００９－１３３７１４号公報に記載されたダイナモメータ制御装置を用いて軸トルクを制御するものをいう。
　図２は、従来の試験システムにおいてエンジンをアイドル運転状態に制御したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差（上段）及び軸トルク（下段）の挙動の一例を示す図である。より具体的には、図２の例では、エンジン制御装置によってエンジン回転数を所定の目標アイドル回転数に維持するエンジン回転数制御を行いながら、特開２００９－１３３７１４号公報に記載のダイナモメータ制御装置を用いて軸トルクを０にする軸トルク制御を行った。
　図２に示すように、従来の試験システムでは、エンジンをアイドル運転状態に制御すると、エンジン回転数と軸トルクの両方において２秒程度の周期の低周波振動が発生する場合がある。この低周波振動は、主に供試体であるエンジンの粘性抵抗に起因するものと考えられる。すなわち特開２００９－１３３７１４号公報に記載されたダイナモメータ制御装置は、エンジンとダイナモメータとを連結軸で結合して構成される機械系に固有の１０Ｈｚ程度の周波数の機械系共振が抑制されるように、上記機械系のモデルの運動方程式に基づいて構成されたものであるが、この運動方程式ではエンジンの粘性抵抗は考慮されていない。またエンジンの粘性抵抗は、エンジン回転数が低くなるほど顕著になることから、エンジン回転数を目標アイドル回転数に維持するエンジン回転数制御と特開２００９－１３３７１４号公報に記載のダイナモメータ制御装置による軸トルク制御とが干渉する場合があり、結果として図２に示すような低周波振動が発生すると考えられる。
　図３は、従来の試験システムにおけるエンジントルク（より具体的には、エンジンの燃焼圧により発生するトルク）に対するエンジン回転数のゲイン特性（上段）及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性（下段）を示す図である。
　図３のゲイン特性からも明らかなように、従来の試験システムでは、上述の１０Ｈｚ程度の機械系共振点よりも低い０．５Ｈｚ程度の低周波領域において共振の特性となっている。このため従来の試験システムでは、エンジントルクの微小な脈動が増幅され、図２に示すような０．５Ｈｚ程度の低周波領域で共振現象が発生する。
　以下では、従来の試験システムで発生する場合があるエンジンの粘性抵抗に起因する低周波領域の共振が抑制されるように構成された本実施形態に係るダイナモメータ制御装置６の制御回路の構成について、図４を参照しながら説明する。
　図４は、ダイナモメータ制御装置６の制御回路の構成を示すブロック図である。
　ダイナモメータ制御装置６は、減算器６１と、積分器６２と、位相進み補償器６３と、を備える。減算器６１は、軸トルク指令信号Ｔ１２ｒｅｆ［Ｎｍ］から軸トルク検出信号Ｔ１２［Ｎｍ］を減算することによって軸トルク誤差信号を生成し、これを積分器６２に入力する。積分器６２は、所定のゲイン定数Ｋｉの下で軸トルク誤差信号を積分することによって積分誤差信号を生成し、これを位相進み補償器６３に入力する。
　位相進み補償器６３は、エンジンの粘性抵抗に起因して軸トルク及びエンジン回転数に発生する共振現象を抑制するために挿入される補償器であり、その伝達関数Ｇ１（ｓ）は、例えば、エンジンの粘性抵抗に依存する２つの定数（ａ１，ｂ１）を用いて定義された下記式（５）によって表される。ただし、下記式（５）において、定数ｂ１はａ１より大きい（ｂ１＞ａ１）。位相進み補償器６３は、積分器６２によって得られた積分誤差信号に、下記式（５）に示す位相進み処理を行うことによって得られた信号をトルク電流指令信号Ｔ２とし、これをインバータに入力する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　以上のように構成されたダイナモメータ制御装置６において、積分器６２におけるゲイン定数Ｋｉの値及び位相進み補償器６３における２つの定数（ａ１，ｂ１）の値は、上述のような低周波領域の共振を抑制する機能が達成されるよう、エンジントルクＴ１から軸トルク検出信号Ｔ１２までの伝達関数の極の実部が全て負になるように設定される。より具体的には、これらゲイン定数Ｋｉ及び定数（ａ１，ｂ１）の値は、例えば、予め測定されたエンジンの粘性抵抗係数Ｃ１［Ｎｍｓ／ｒａｄ］の値と、エンジンの慣性モーメントＪ１［ｋｇｍ２］の値と、ダイナモメータの慣性モーメントＪ２［ｋｇｍ２］の値と、制御応答を決定するための任意のパラメータωｐの値と、を用いて定義された下記式（６）によって算出された値が用いられる。なお本実施形態では、パラメータωｐの値は、例えば１～５程度に設定される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　次に、以上のようなダイナモメータ制御装置６による共振抑制効果について検証する。先ず、エンジンには、粘性抵抗係数Ｃ１で表される粘性抵抗が存在することを考慮すると、エンジンとダイナモメータとを連結軸で結合して構成される機械系の運動方程式は下記式（７－１）、（７－２）及び（７－３）によって表される。下記式（７－１）～（７－３）において、“ｗ１”はエンジンの角速度（以下、「エンジン回転数」ともいう）［ｒａｄ／ｓ］であり、“Ｔ１”はエンジンで発生するトルク（以下、「エンジントルク」ともいう）［Ｎｍ］であり、“Ｔ１２”は連結軸で発生する軸トルク［Ｎｍ］であり、“Ｔ２”はダイナモメータで発生するトルク（以下、「ダイナモメータトルク」ともいう）［Ｎｍ］であり、“Ｋ１２”は連結軸の軸剛性［Ｎｍ／ｒａｄ］であり、“ｗ２”はダイナモ回転数［ｒａｄ／ｓ］である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　また図４に示すダイナモメータ制御装置６によって生成されるトルク電流指令信号とダイナモメータトルクＴ２とが等しいとすると、ダイナモメータトルクＴ２は下記式（８）によって表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　次に、脈動トルクが発生し得るエンジントルクＴ１に対する軸トルクＴ１２の伝達関数は、これら式（７－１）～（７－３）及び式（８）を用いると、下記式（９）のようになる。なお、下記式（９）を導出するにあたり、軸トルク指令信号Ｔ１２ｒｅｆの値は０とし、また軸剛性Ｋ１２は無限大とすることによって軸剛性Ｋ１２の逆数に比例した項は０とした。なお、この軸剛性Ｋ１２を無限大とする極限、すなわち連結軸を剛体とみなすことは、エンジン制御装置によるエンジンのアイドル回転数制御の制御応答周波数が、エンジンとダイナモメータとを連結軸で結合して構成される機械系の機械系共振点の周波数より十分に低いものとするとの仮定の下では、妥当である。また、下記式（９）において“Ｄ（ｓ）”は特性多項式である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
　ここで、ゲイン定数Ｋｉ、及び２つの定数（ａ１，ｂ１）を上記式（６）に示すように定義すると、特性多項式Ｄ（ｓ）及び伝達関数Ｔ１２／Ｔ１は下記式（１０－１）及び（１０－２）のようになる。すなわち、図４に示すダイナモメータ制御装置６は、上記式（６）に示すようなパラメータの設定の下では、伝達関数Ｔ１２／Ｔ１の極の実部を全て負にし、非振動的な安定した制御を実現できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
　次に、本実施形態に係る試験システム１の効果について説明する。
　図５は、エンジンがアイドル運転状態であるときに上述のような位相進み補償器６３を備えたダイナモメータ制御装置６を用いてトルク電流指令信号を生成したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差（上段）及び軸トルク（下段）の挙動の一例を示す図である。なお、図５の試験結果を得るにあたり、エンジン回転数制御は図２の結果を得るために用いたものと同じものによって行い、また図２と同様に軸トルク指令信号の値は０とした。
　図５に示すように、本実施形態に係る試験システム１によれば、式（６）に示すようなパラメータの設定の下で、式（５）に示すようなエンジンの粘性抵抗に依存した定数（ａ１，ｂ１）を用いた位相進み補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、エンジンの粘性抵抗に起因する０．５Ｈｚ程度の低周波振動は、図２の従来の試験システムと比較して有意に抑制される。
　図６は、本実施形態に係る試験システム１おけるエンジントルクに対するエンジン回転数のゲイン特性（上段）及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性（下段）を示す図である。なお図６には、比較のため図３に示す従来の試験システムにおけるゲイン特性を破線で示す。この図６に示すように、本実施形態に係る試験システム１によれば、従来の試験システムにおいて表れていた０．５Ｈｚ程度の低周波領域における共振特性が解消されている。このため、上記低周波領域におけるエンジントルクの微小な脈動が増幅されることもないので、図５に示すように低周波振動が抑制され、ひいては低回転領域でも精度の高い測定が可能となる。
＜第２実施形態＞
　以下、本発明の第１実施形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。
　図７は、本実施形態に係る試験システム１Ａのダイナモメータ制御装置６Ａの制御回路の構成を示すブロック図である。本実施形態に係る試験システム１Ａは、図１の第１実施形態に係る試験システム１とダイナモメータ制御装置の構成が異なり、他の構成は同じである。以下では、第１実施形態と同じ構成については同じ符号を付し、その説明を省略する。
　ダイナモメータ制御装置６Ａは、減算器６１と、積分器６２Ａと、位相遅れ補償器６３Ａと、減算器６４Ａと、を備える。位相遅れ補償器６３Ａは、エンジンの粘性抵抗に起因して軸トルク及びエンジン回転数に発生する共振現象を抑制するために挿入される補償器であり、その伝達関数Ｇ２（ｓ）は、例えば、エンジンの粘性抵抗に依存する２つの定数（ａ２，ｂ２）を用いて定義された下記式（１１）によって表される。ただし、下記式（１１）において定数ａ２はｂ２より大きい（ａ２＞ｂ２）。位相遅れ補償器６３Ａは、軸トルク検出信号Ｔ１２に、下記式（１１）に示す位相遅れ処理を行うことによって得られた補償信号を減算器６４Ａに入力する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
　減算器６４Ａは、積分器６２Ａによって得られた積分誤差信号から位相遅れ補償器６３Ａによって得られた補償信号を減算することによって得られた信号をトルク電流指令信号Ｔ２とし、これをインバータに入力する。
　以上のように構成されたダイナモメータ制御装置６Ａにおいて、積分器６２Ａにおけるゲイン定数Ｋｉの値及び位相遅れ補償器６３Ａにおける２つの定数（ａ２，ｂ２）の値は、図２及び図３を参照して説明した低周波領域の共振を抑制する機能が達成されるよう、エンジントルクＴ１から軸トルク検出信号Ｔ１２までの伝達関数の極の実部が全て負になるように設定される。より具体的には、これらゲイン定数Ｋｉ及び定数（ａ２，ｂ２）の値は、例えば、エンジンの粘性抵抗係数Ｃ１の値と、エンジンの慣性モーメントＪ１の値と、ダイナモメータの慣性モーメントＪ２の値と、制御応答を決定するための任意のパラメータωｐの値と、を用いて定義された下記式（１２）によって算出された値が用いられる。なお本実施形態では、パラメータωｐの値は、例えば１０～５０程度に設定される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　次に、以上のようなダイナモメータ制御装置６Ａによる共振抑制効果について検証する。先ず、図７に示すダイナモメータ制御装置６Ａによれば、ダイナモメータトルクＴ２は下記式（１３）によって表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
　次に、ゲイン定数Ｋｉ、及び２つの定数（ａ２，ｂ２）を上記式（１２）に示すように定義し、さらに第１実施形態と同様の手順によって近似すると、エンジントルクＴ１に対する軸トルクＴ１２の伝達関数Ｔ１２／Ｔ１について下記式（１４）が導出される。すなわち、図７に示すダイナモメータ制御装置６Ａは、上記式（１２）に示すようなパラメータの設定の下では、伝達関数Ｔ１２／Ｔ１の極の実部を全て負にし、非振動的な安定した制御を実現できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000018
　次に、本実施形態に係る試験システム１Ａの効果について説明する。
　図８は、エンジンがアイドル運転状態であるときに上述のような位相遅れ補償器６３Ａを備えたダイナモメータ制御装置６Ａを用いてトルク電流指令信号を生成したときにおけるエンジン回転数と所定の目標アイドル回転数との偏差（上段）及び軸トルク（下段）の挙動の一例を示す図である。なお、図８の試験結果を得るにあたり、エンジン回転数制御は図２の結果を得るために用いたものと同じものによって行い、また図２と同様に軸トルク指令信号の値は０とした。
　図８に示すように、本実施形態に係る試験システム１Ａによれば、式（１２）に示すようなパラメータの設定の下で、式（１１）に示すようなエンジンの粘性抵抗に依存した定数（ａ２，ｂ２）を用いた位相遅れ補償器を用いてトルク電流指令信号を生成することにより、第１実施形態の試験システム１と同様に、エンジンの粘性抵抗に起因する０．５Ｈｚ程度の低周波振動は、図２の従来の試験システムと比較して有意に抑制される。
　図９は、本実施形態に係る試験システム１Ａおけるエンジントルクに対するエンジン回転数のゲイン特性（上段）及びエンジントルクに対する軸トルクのゲイン特性（下段）を示す図である。なお図９には、比較のため図３に示す従来の試験システムにおけるゲイン特性を破線で示す。この図９に示すように、本実施形態に係る試験システム１Ａによれば、従来の試験システムにおいて表れていた０．５Ｈｚ程度の低周波領域における共振特性が解消されている。このため、上記低周波領域におけるエンジントルクの微小な脈動が増幅されることもないので、図８に示すように低周波振動が抑制され、ひいては低回転領域でも精度の高い測定が可能となる。
　以上、本発明の一実施形態について説明したが、本発明はこれに限らない。本発明の趣旨の範囲内で、細部の構成を適宜変更してもよい。
　１，１Ａ…試験システム
　３…インバータ
　６，６Ａ…ダイナモメータ制御装置
　６２，６２Ａ…積分器
　６３…位相進み補償器
　６３Ａ…位相遅れ補償器
　７…軸トルクメータ
　Ｅ…エンジン（供試体）
　Ｓ…連結軸
　Ｄ…ダイナモメータ

Claims (9)

  1. 　トルクを発生する供試体と連結軸を介して結合されたダイナモメータと、前記ダイナモメータに電力を供給するインバータと、前記連結軸に発生する軸トルクを検出する軸トルクメータと、を備えた試験システムにおいて、前記軸トルクメータの軸トルク検出信号に基づいて前記インバータへのトルク電流指令信号を生成する試験システムのダイナモメータ制御装置であって、
    　前記軸トルク検出信号と前記軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器と、
    　前記積分器の出力信号を入力とし、前記供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数を用いた位相進み補償処理を行う位相進み補償器と、を備え、
    　前記位相進み補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することを特徴とする試験システムのダイナモメータ制御装置。
  2. 　前記位相進み補償器の伝達関数Ｇ１（ｓ）は、前記供試体の粘性抵抗係数の値と前記供試体の慣性モーメントの値と前記ダイナモメータの慣性モーメントの値とに依存する２つの定数（ａ１，ｂ１）を用いて、下記式（１）で表されることを特徴とする請求項１に記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
     　ただし、ｂ１＞ａ１とする。
  3. 　前記積分器のゲイン定数Ｋｉ及び前記２つの定数（ａ１，ｂ１）は、前記粘性抵抗係数をＣ１とし、前記供試体の慣性モーメントをＪ１とし、前記ダイナモメータの慣性モーメントをＪ２とし、任意定数をωｐとした場合、下記式（２）で表されることを特徴とする請求項２に記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
  4. 　前記供試体は、エンジンを含み、
    　前記ダイナモメータ制御装置は、前記エンジンがアイドル運転状態であるときに前記位相進み補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することを特徴とする請求項１から３の何れかに記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
  5. 　トルクを発生する供試体と連結軸を介して結合されたダイナモメータと、前記ダイナモメータに電力を供給するインバータと、前記連結軸に発生する軸トルクを検出する軸トルクメータと、を備えた試験システムにおいて、前記軸トルクメータの軸トルク検出信号に基づいて前記インバータへのトルク電流指令信号を生成する試験システムのダイナモメータ制御装置であって、
    　前記軸トルク検出信号と前記軸トルクに対する指令信号との差を積分する積分器と、
    　前記軸トルク検出信号を入力とし、前記供試体の粘性抵抗に依存する１つ以上の定数を用いた位相遅れ補償処理を行う位相遅れ補償器と、を備え、
    　前記積分器の出力信号及び前記位相遅れ補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することを特徴とする試験システムのダイナモメータ制御装置。
  6. 　前記位相遅れ補償器の伝達関数Ｇ２（ｓ）は、前記供試体の粘性抵抗係数の値と前記供試体の慣性モーメントの値と前記ダイナモメータの慣性モーメントの値とに依存する２つの定数（ａ２，ｂ２）を用いて、下記式（３）で表されることを特徴とする請求項５に記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
     　ただし、ａ２＞ｂ２とする。
  7. 　前記積分器のゲイン定数及び前記２つの定数（ａ２，ｂ２）は、前記粘性抵抗係数をＣ１とし、前記供試体の慣性モーメントをＪ１とし、前記ダイナモメータの慣性モーメントをＪ２とし、任意定数をωｐとした場合、下記式（４）で表されることを特徴とする請求項６に記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
  8. 　前記供試体は、エンジンを含み、
    　前記ダイナモメータ制御装置は、前記エンジンがアイドル運転状態であるときに前記積分器及び前記位相遅れ補償器の出力信号を用いて前記トルク電流指令信号を生成することを特徴とする請求項５から７の何れかに記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
  9. 　前記積分器のゲイン定数及び前記定数は、前記供試体の発生トルクに対する前記軸トルク検出信号の伝達関数の極の実部が負になるように設定されることを特徴とする請求項１から８の何れかに記載の試験システムのダイナモメータ制御装置。
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