2012 年度大学院機械工学専攻公聴会
講演論文 No.410
ソーラーカーにおけるショックアブソーバ特性が運動性能に及ぼす影響
Influence the shock absorber characteristic in a solar car has on movement performance
清原 啓文
(Hirofumi KIYOHARA)
指導：山部 昌 教授
Key Words: Vehicle dynamics, Simulation, Solar Car, Stability factor
1．緒言
近年，CO2 増加による温暖化などの地球環境問題が懸
念されており，自動車開発において大きな課題の一つで
ある．このような背景から，石油価格の高騰化に伴いエ
コカーのような低公害車に対する期待と関心が高まりつ
つあり，電気を始めとした次世代動力源の研究開発や一
般販売が行われている．一方で本学においても積極的に
エコカー開発に取り組む活動がある．それは太陽の光を
エネルギー源として走るソーラーカーの開発を行ってい
る夢考房 ソーラーカープロジェクトである．本研究で
はこのソーラーカーを対象に研究を行う．
現在のソーラーカーはプロジェクト発足から 5 台目で
あり，毎年鈴鹿サーキットで行われるレースに参加して
いる．現車両は新たに設けられたオリンピアクラス参戦
を目的に 2011 年度に完成した車両(Fig.1)である．オリン
ピアクラスに適したボディ・サスペンション 1)2)などの車
両設計は本学で行われた設計研究が起点とされている．
特にサスペンション設計ではコーナーの多いテクニカル
コースである鈴鹿サーキット走行を目的に，安定したコ
ーナリング走行と走行エネルギーを低減することを設計
コンセプトとして定め，目標とするステア特性(操縦安定
性の指標であるスタビリティファクタ：0.001[s2/m2])を満
足させるサスペンションジオメトリを実現することがで
きた．しかし，2011 年度のレースに参戦したが，リタイ
アという残念な結果に終わった．問題として大きなアン
ダーステア(以下，US)特性であり，定めたコンセプトと
は程遠い性能であった．また，コーナリングやブレーキ
ング時には大きな車両姿勢変化を伴い，ロール運動，ピ
ッチ運動が見られた．これにより，高速度域でのコーナ
リングが困難であり，コーナーに差し掛かる際に減速せ
ざるを得なく大幅なエネルギーロスを生じていた．これ
らの原因としてショックアブソーバ(以下，S/A)のばねが
柔らかすぎたのが一つの因子として考えられた．
そこで，この車両姿勢を抑制することをテーマにばね
特性の再検討を行った．操縦安定性の指標であるスタビ
リティファクタ：0.001[s2/m2]を達成し，かつエネルギー
ロスの少ない車両を目標に車両開発を行う．そして，ば
ね特性の硬さの違いがコーナリング性能に及ぼす影響を
明確にし，ばね特性を含めた S/A 特性が運動性能改善に
おいて有効な手段であるかを実験的に評価し，2012 年度
のレースに再び参戦した．
Fig.1 KIT Golden Eagle 5
２.ショックアブソーバの再設計
ここでは，ばねとダンパを組み合わせたものを S/A と
定義とし，ばね特性，ダンパ特性を含めた S/A の特性を
S/A 特性として定義する．今回の再設計は荷重移動によ
る姿勢抑制とバウンド/リバウンドにおけるストローク
領域を再検討することから，ばねの硬さによる因子が強
いと判断しばね特性を主に再設計を行う．
２．１ばね定数の決定
ばね定数の決定はばね上固有振動数を用いて選定を行
った．人間が感じる快適さとは感覚的な量ではないため，
すべての人間に対して適合する定量的な値は示すことが
できない．一般的に言われている人間が不快と感じる固
有振動数はおよそ 4～7[Hz]にあるとされている．そこで，
このレベルの固有振動数を外し，乗り心地は一般車レベ
ルを目標に置き，一般車に用いられている車体の固有振
動数を基準に，ばね定数の決定を行った．次式に固有振
動数よりばね定数を求める式を示す．
K=(4π2M/Le)*f2
ここで，K：S/A ばね定数
M：ばね上質量
Le：レバー比
f：固有振動数
一般的な自動車は約 1～1.5[Hz]のあたりで設定されて
いる．2011 年度はこれを参考にフロントばね上固有振動
数を 1.8[Hz]とリアばね上固有振動数を 1.5[Hz]と設定し，
フロントが 1.5[kg/mm]，リアが 1.4[kg/mm]であった．し
かし，大会の結果からこのレベルでの設定では競技車両
には向かない設定であると判断し，人間が不快に感じる
レベルの手前に 2012 年度は仕様を決定した．フロントば
ね上における固有振動数を 3.1[Hz]，リアばね上における
固有振動数を 2.7[Hz]として設計を行うこととし，計算の
結果フロント，リア共にばね定数は 4.46[kg/mm]となった．
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２．２ストローク領域の決定
2.1 で述べたように人間の固有振動数を基にばね定数
の仕様決定を行った．ここでは決定したばね定数を考慮
し，1G の車両姿勢を決定してバウンド/リバウンドスト
ロークを定める．ソーラーカーにおいて路面とタイヤと
の接触関係は走行抵抗の特に転がり抵抗やコーナリング
抵抗に大きく関わってくる．例えば，サスペンションが
ストロークすれば，トー角やキャンバ角，スカッフなど
のアライメントが変化し，走行抵抗の因子として考えら
れる．走行抵抗を限りなく低減することを最優先として
設計するソーラーカーではバウンド/リバウンドストロ
ークをした時にこのアライメント変化が最も変化量の少
ない領域を見極め決定する必要がある．アライメント変
化を考慮して定めた 1G 時のレイアウト及び最大バウン
ド/リバウンド時のレイアウトを Fig.2 に示す．
2011，2012 年度の両仕様とも基本的な総ストローク量
は変更していない．最もその違いはばね定数である．2011
年仕様ではフロント，リア共に 100[kg]ほどの荷重がかか
ればフルストロークに近い仕様であるが，2012 年度では
一輪にかかる荷重の約 2.4～2.7 倍の荷重がかからないこ
とにはフルストロークの心配もなく，常用域おける範囲
では 2011 年度仕様と比べてストローク量を大きく抑制
し，かつ小さなアライメント変化での走行を可能にした．
Fig.4 に 2011 年度の S/A とこれまでの検討結果から購
入した 2012 年度の S/A を示す．また，Table.1 に各 S/A
の仕様を示す．
1G
Max bound
Max rebound
100
a) 2011
100
0
b) 2012
Fig.4 Shock absorber
0
0.0
100.0
200.0
300.0
400.0
0.0
100.0
200.0
300.0
400.0
Table.1 Shock absorber specs
-100
-100
-200
-200
-300
-300
-400
-400
-500
-500
-600
Manufacturer
Product name
Shock absorber length
Shock absorber length (1G)
Bound
Rebound
Spring rate
b) Rear suspension geometry
Fig.2 2012 suspension geometry
Fig.2 よりレイアウトを検討した結果，ばねのストロー
クとばねにかかる荷重の関係は Fig.3 のようになった．ま
た，Fig.3 では 2011 年度の仕様と比較して示している．
Table.2 Solar car specs
300
S/A Load [kg]
Length × Width × Height
Wheel base
Tread base
Weight of vehicle (+ Driver weight)
Front
Load on wheel
Rear
Suspension type
Steering type
Drive system
2012-Front
2011-Front
250
200
Max bound
150
100
50
1G
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
50
60
70
S/A Stroke [mm]
a) Front S/A
350
2012-Rear
2011-Rear
300
mm
mm
mm
kg
kg
-
3970×1760×1212
1800
1350
235
117
118
Double wishbone suspension
Rack & Pinion
Motor drive
３.１ 定常円旋回試験
ばねの硬さの違いによるステア特性への影響を評価す
るために定常円旋回試験を行う．試験コースを Fig.5 に
示す．半径 20[m]の円を一定操舵で右旋回走行する．
Table.3 に旋回速度条件を示す．
Max rebound (0G)
0
-40
S/A Load [kg]
250
200
150
20[m]
100
Max rebound (0G)
0
-50
-40
-30
-20
-10
Max bound
1G
50
0
10
20
30
40
50
60
2012
Front
Rear
PENSKE
8987
290
330
268.52
303.63
34.91
36.19
13.48
19.37
4.46
4.46
３. 車両性能評価試験
2 つの S/A を使った車両性能評価試験を行う．ばねの
硬さの違いが運動性能に与える影響を検討し，ばね特性
変更が運動性能改善における手段として果たして有効で
あるかを評価する．今回はステア特性と車両の応答性を
評価すべく，定常円旋回試験とレーンチェンジ試験を実
施した．Table.2 にソーラーカーの車両諸元を示す．
-600
a) Front suspension geometry
2011
Front
Rear
Kayaba Industry Company
MGS
mm
280
330
mm
256.88
299.61
mm
29.64
32.17
mm
23.12
23.39
kgf/mm
1.5
1.4
70
S/A Stroke [mm]
b) Rear S/A
Fig.3 Relationship between S/A stroke and S/A load
Fig.5
2／4
Test course
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次に本試験の性能評価を行う前に，横加速度に伴うホ
イールストローク量を計測したところ約 40％のストロー
クを抑制することが確認できた．Fig.8 に横加速度に伴う
ホイールストローク量を示す．Fig.8 の囲った部分に着目
すると 2011 年度仕様のフロント右はある横加速度に達
するとストローク量が伸びていないことから，S/A が伸
びきり，タイヤが浮いて走行していたことが実験より確
認できた．これに対し，2012 年度仕様は内輪，外輪とも
にバランスよくストロークしていることが分かる．これ
らの結果を踏まえて各試験での運動性能に与える影響を
考察していく．
Table.3 Regular circle turning test conditions
Lateral acceleration
Revolution speed
G
km/h
0.1
16
0.2
23
0.3
28
0.4
32
0.5
36
0.6
39
0.7
42
３.２ レーンチェンジ試験
S/A のばね定数の違いでステア角とヨーレイト，横加
速度における車両応答，安定性への影響を見るためレー
ンチェンジ試験を実施した．コースを Fig.6 に示す．な
お，Table.4 に本試験の速度条件を示す．
Lane change Section
Acceleration
Section
185
100
80
30
15
2012 FR
2012 FL
2012 RR
2012 RL
2011 FR
2011 FL
2011 RR
2011 RL
60
Bound : Left Side
WHStroke[mm]
40
Fig.6 Test course
Table.4
Velocity
Lane changing test of velocity condition
km/h
10
30
50
20
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
-20
70
-40
３.３ 評価項目
本試験による評価項目を Table.5 に示す．
Table.5
試験項目
Lateral Accelation[G]
Fig.8 Relationship between
lateral accelation and wheel stroke
Evaluation criteria
計測項目
走行速度
3軸(X,Y,Z)加速度
S/Aストローク量
レーンチェンジ試験
車両ヨーレイト
操舵量
定常円旋回試験
Rebound : Right Side
-60
評価項目
ショックアブソーバ
車両性能
スタビリティファクタ
荷重移動量
ステア角
操舵に対するS/A応答
ホイールストローク量
合計操舵量
３.４ 実験結果と考察
定常 円旋 回試 験よ り得 たス タビ リテ ィフ ァク タを
Fig.9 に示す．Fig.9 よりばね定数の違いによりステア特性
に変化があることがわかる．2011 年度仕様は 0.7G 時にお
いて 0.008[s2/m2]であり，大きな US 特性であることが分
かる．これに対し 2012 年度仕様では 0.004[s2/m2]と US
特性が弱まる結果となった．これは Fig.8 で示したように
フロント右が浮いていた 2011 年度仕様とは違い，フロン
ト 2 輪で旋回できているため車両の回頭性能が向上した
と考えられる．また，各横加速度におけるステア角を
Fig.10 に示す．Fig.10 より，2011 年度仕様に比べ，2012
年度仕様は小さなステア角で旋回できていることがわか
る．
次にレーンチェンジ試験より得た操舵に対する S/A の
応答結果を今回は高速時 50[km/h]を代表に Fig.11 に示す．
硬い仕様はストローク量は大幅に抑制され車両姿勢変化
は小さくなっているが，操舵に対して S/A の立ち上がり
が若干遅いことが見れる．また 1G の状態にストローク
が収束するところを見るとばらつきが目立つ．このこと
から S/A の応答，収束に関して硬い仕様はやや鈍く，収
束が悪い．これはばねの硬さに起因するものではなく，
ばねの動きを制御する減衰特性に起因する影響が大きい
のではないかと考えられる．減衰特性は定常円試験のよ
うな車両姿勢の静的変化にはあまり影響はないが，レー
ンチェンジのような過渡的な姿勢変化にはその効果につ
いて今後検討する余地があると考えられる．
また，Fig.12 の合計操舵量に着目すると高い高速域に
おいて比較的小さなステア角で走行できていることが確
認できる．また，速度の上昇に対する合計操舵量の増加
傾向が少ない．Fig10,12 の結果より，小さい舵角で走行
できていることから操舵量が削減でき，その分タイヤに
スリップ角がつかないため発生するコーナリング抵抗を
抑えていると考えられる．このため，走行抵抗を減少さ
定常円旋回試験におけるステア特性はスタビリティフ
ァクタにて比較を行う．また，ステア角を評価し，操舵
における旋回性能の影響を検討する．次式 3)よりスタビ
リティファクタの導出を行う．
Ks=｛（δsωV/γℓN）-1｝/V2
ここで，Ks：スタビリティファクタ
V：車速
γ：ヨーレイト
ℓ：ホイールベース
N：オーバオールステアリング比
δsω：ハンドル角
また，
レーンチェンジ試験に関しては操舵に対する S/A
の応答と合計操舵量の比較評価を行う．ここで合計操舵
量は以下のように定義する．
合計操舵量は Fig.7 に示すように距離とステア角の関
係から読み取れるグラフを積分法にて絶対値における面
積(Fig.7 の黒塗り部分)を求め，合計した値を合計操舵量
として定義する．
Steering angle [deg]
10
8
6
4
2
0
-2
0
20
40
60
80
100
120
140
160
-4
-6
-8
-10
Distance[m]
Fig.7
Total steering
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せる要因であると考えられる．
以上のことからばね特性を硬くすることでステア特性
を弱 US 傾向に改善できることから，目標とするコンセ
プトに近づけることが可能であり，高い速度域でも安定
して走行でき，操舵に関しては小さなステア角でもコー
ナリングを可能にし，操舵量の削減が確認できた．また，
ばね特性は安定性に関して大きく影響しており，減衰特
性は操縦性に関して大きく影響しているのではないかと
考えられる．
Total steering [deg・m]
450
400
2011
2012
350
300
250
200
150
100
50
0
10
30
50
70
Velocity condition [km/h]
Fig.12 Result of velocity condition and total steering
2012年度
0.008
2011年度
0.006
４．結言
車両の姿勢抑制をテーマに S/A を再設計し，運動性能
向上に努めた．今回はばね特性に着目し，定常円旋回試
験，レーンチェンジ試験を実施し運動性能向上における
効果の有用性を確認した．
1) 目標としたスタビリティファクタ 0.001[s2/m2]を十分
に満足することはできなかったが，ばね特性を見直すこ
とでステア特性改善は十分にできることを確認できた．
2) 小さなステア角で走行できる車両に仕上がった．この
効果が走行抵抗低減に直結する要因になることを今後明
らかにしていく必要がある．
3) 車両応答に関してはばね特性よりも減衰特性が寄与
している可能性が考えられる．減衰特性に対する車両運
動への影響も今後考慮に入れる必要がある．
以上のことから，姿勢を大幅に抑制することで 2011 年
度とは違いコーナリングに対して高い速度域を持っても
安定して走れる仕様に仕上がり，さらには小さなステア
角で走行できる車両に仕上がった．
今後は HyperWorks をさらに高度に使い，ばね特性，減
衰特性が運動性能に与える詳細メカニズムを明確化し，
目標コンセプトを達成する S/A 仕様の提案を行っていく．
0.004
0.002
0.000
-0.002
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
-0.004
-0.006
Lateral Accelation[G]
Fig.9 Stability factor
2012年度
8
2011年度
7
6
5
4
3
2
1
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
Lateral Accelation[G]
Fig.10 Steering angle
Front-Right
Rear-Right
Rear-Left
Steering Angle
Front-Left
50.0
30
24
30.0
18
20.0
12
10.0
6
0.0
0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
-6
-20.0
-12
-30.0
-18
-40.0
-24
-50.0
Cumber angle
-30
Time [sec]
50.0
30
2012
40.0
24
18
20.0
12
10.0
6
0
0.0
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
-10.0
-6
-20.0
-12
-30.0
-18
-40.0
-24
-50.0
Rear-Left
Steering Angle
40
20
0
L/Toe Angle
0
-20
20
0
-20
-40
-60
-80
L/Cumber Angle
0
1.5
R/Toe Angle
Toe Angle[deg]
Side scuff
40
-0.2
1
-60
60
-0.4
0.5
-40
80
Cumber Angle[deg]
R/Cumber Angle
-6
80
60
40
20
0
-4
-2
-20
L/Sucuff
0
R/Sucuff
-40
-60
Scuff [mm]
-80
Fig.13 Hyper Works analysis
参考文献
1) 山崎一樹：オリンピアクラスにおけるソーラーカーの車両諸元と
空力に関する研究，金沢工業大学，工学設計 プロジェクトレポート
(2008)
2) 上野智之：ソーラーカーのオリンピアクラス車両における設計コ
ンセプトの構築，金沢工業大学大学院，修士論文(2008)
3) (社)自動車技術会：自動車の運動性能向上技術，東京，朝倉書
店(2008)，42
-30
Time [sec]
Front-Right
Rear-Right
SteeringAngle [deg]
30.0
60
-80
Wheel Stroke [mm]
0.0
-10.0
Toe angle
80
Wheel Stroke [mm]
40.0
SteeringAngle [deg]
Shock Stroke [mm]
Rebound←→Bound
2011
S/A Stroke [mm]
Rebound←→Bound
Steering Angle[deg]
9
Wheel Stroke [mm]
Stability Facter[s2/m2]
0.010
Front-Left
Fig.11 Result of steering wheel angle and yaw rate, lateral
acceleration (V=50[km/h])
本研究に関する研究業績
1） 清原啓文，瀬戸雅宏，山部昌，ソーラーカーにおけるショ
ックアブソーバ特性が運動性能に及ぼす影響，日本設計工
学会平成 24 年度秋季研究発表講演会
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