JP2004045402A - 路面摩擦状態推定装置 - Google Patents
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Abstract
【課題】セルフアライニングトルク（ＳＡＴ）の推定値からグリップ状態を推定する。
【解決手段】推定手段３６で車両の路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴを推定し、スリップ角推定手段３４で車両の車輪スリップ角を推定し、スリップ角推定手段で推定された前輪スリップ角に応じたＳＡＴ基準値を設定し、設定したＳＡＴ基準値と推定手段が推定したＳＡＴとの比較結果に基づいて、車輪に対するグリップ状態を推定する。
【選択図】図２２
【解決手段】推定手段３６で車両の路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴを推定し、スリップ角推定手段３４で車両の車輪スリップ角を推定し、スリップ角推定手段で推定された前輪スリップ角に応じたＳＡＴ基準値を設定し、設定したＳＡＴ基準値と推定手段が推定したＳＡＴとの比較結果に基づいて、車輪に対するグリップ状態を推定する。
【選択図】図２２
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、路面摩擦状態推定装置に係り、特に、セルフアライニングトルク（ＳＡＴ）の推定値からグリップ状態を推定する路面摩擦状態推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術及び発明が解決しようとする課題】
特開平１１−２８７７４９号公報には、タイヤの操舵角と操舵トルクとを検出すると共に、操舵角に対する操舵トルクの特性を演算し、演算結果に基づいてタイヤが接地する路面の摩擦係数μ（路面μ）を演算する技術が開示されている。
【０００３】
この従来技術では、グリップ状態に相当する物理量である路面μを操舵角の変化量に対する操舵トルクの変化量として求めているため、ノイズの影響を受け易い推定手法となっている。すなわち、変化量を求めることはノイズを増幅させる微分を行うことを意味しており、このため推定値はノイズを多く含む値となる。
【０００４】
また、この従来技術では、操舵角の切り増し時にのみ路面μを推定しているので、タイヤに与えられる負荷が最も大きくなる最大舵角時には切り増しができないことから摩擦係数を推定できない。本来、タイヤに与えられる負荷が最も大きい、すなわち限界に近いときに路面μの推定、すなわち限界の路面μの推定を行った方が推定精度が向上するが、従来技術では、最大舵角時には路面μの推定ができず、最大舵角時に至る手前でしか路面μの推定ができない、という問題がある。
【０００５】
ところで、ＳＡＴとスリップ角または操舵角との間には、タイヤトレッドのねじれやパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によってヒステリシス特性が生じる。このため、操舵角の切り増し時と切り戻し時とでは特性が異なり、スリップ角または操舵角の変化に対するＳＡＴの変化に着目する従来の手法では、推定値にばらつきが生じることとなる。
【０００６】
また、保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵力を減少させた場合、スリップ角または操舵角には変化が生じないにも拘わらずＳＡＴが減少する結果、「グリップ状態が低下」したと誤判定される可能性がある。すなわち、上記従来技術では、切り増し時のみ推定を行うことによってこのような誤判定を避けると共に推定値のばらつきを低減させていたが、この結果切り戻しや保舵時にはグリップ状態等の路面摩擦状態を推定できない、という問題がある。
【０００７】
また、切戻しや保舵時に路面摩擦状態を推定できないということは、例えば保舵状態で低μ路から高μ路へ乗り移ったり、高μ路から低μ路に乗り移ったりしてグリップ状態が変化した場合には、変化した時点では路面摩擦状態を推定できず、次に操舵角を切り増しするまでグリップ状態の推定ができないことを意味している。このため、従来技術によるグリップ状態の推定値は、速い適応性が要求されるパワーステアリング装置やＡＢＳの特性をグリップ状態に応じて切り替える制御パラメータとして利用することはできない。
【０００８】
また、特開平１１−３３４６３４号、及び特開平１１−５９４６６号には、操舵角と車速とに基づいて設定された基準操舵トルクと操舵トルクとを比較し、操舵トルクが基準操舵トルクより大きい状態が一定時間継続した場合に、タイヤの空気圧が低下したと判定する技術が記載されている。
【０００９】
上記従来技術では、操舵系の摩擦を含む操舵トルクを利用しているため、操舵トルクの空気圧に対する変化がこの摩擦によって影響されるため正確に検出できなくなり、摩擦の影響のために高い精度で空気圧の低下を推定することができない、という問題がある。
【００１０】
また、操舵角と操舵トルクとの間には、上記操舵系の摩擦の他に車両運動の動特性の影響も受ける。このため、速い操舵を行ったとき等に推定精度が劣化することが危惧される。
【００１１】
上記問題に対する対策として、従来技術では操舵トルクが基準操舵トルクに対して大きい状態が一定時間以上継続した場合という条件を付加し、この条件によって精度劣化の問題を緩和している。しかしながら、この条件によって推定の機会が少なくなり、結果的に推定時間が遅れる、という問題点が新たに生じる。
【００１２】
本発明は上記問題点を解消するためになされたもので、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けないグリップ状態の推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においてもグリップ状態の推定が可能になる路面摩擦状態推定装置を提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために第１の発明は、車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、前記車両の車輪スリップ角を推定するスリップ角推定手段と、前記スリップ角推定手段で推定された前記前輪スリップ角に応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、を含んで構成したものである。
【００１４】
本発明では、前記スリップ角と前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。また、タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。
【００１５】
また、第２の発明は、車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、前記車両の車輪のサイドフォースを推定するサイドフォース推定手段と、前記サイドフォース推定手段で推定された前記前輪のサイドフォースに応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、を含で構成したものである。
【００１６】
この発明では、前記サイドフォースと前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。また、タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明を前輪によって操舵する車両に適用した場合の実施の形態を詳細に説明する。まず、本実施の形態を説明する前に、本実施の形態の前提となる路面摩擦状態推定装置について説明する。
【００１８】
図１に示すように、車両に搭載された電動パワーステアリング装置には、ステアリングシャフト１０の上端部に固定されたステアリングホイール（ハンドル）１２が設けられている。ステアリングシャフト１０の下端部は、ラック・アンド・ピニオン式のステアリングギヤ１４に連結されている。
【００１９】
ステアリングギヤ１４のラックの両側部にはタイロッド１６が各々連結されており、各タイロッド１６の先端部の各々にはサスペンション機構を介してタイヤが連結されている。
【００２０】
また、ステアリングシャフト１０には、操舵角を検出する操舵角センサ１８、及び操舵トルクを検出するトルクセンサ２０がステアリングシャフトと同軸上に取り付けられている。操舵角センサ１８は、ステアリングホイール１２の回転により生じる操舵角を検出して操舵角信号を出力する。また、トルクセンサ２０は、運転者がステアリングホイール１２を回転することによりステアリングシャフト１０に発生した回転トルクを検出し、ステアリングホイール１２の回転操作方向に応じた操舵トルク信号を出力する。
【００２１】
このトルクセンサ２０から出力された操舵トルク信号は、パワーステアリング装置用コンピュータ及びモータ駆動回路を含んで構成された電気制御装置２２に入力される。
【００２２】
ステアリングシャフト１０のトルクセンサ２０取付位置より下側には、一対のすぐばかさ歯車等で構成された減速機２４が取り付けられている。減速機２４は、電気制御装置２２によって制御される電気モータ２６の回転軸に連結されている。電気制御装置２２によって電気モータ２６を駆動し、電気モータの回転力を減速機２４を介してステアリングシャフト１０に伝達することにより、ステアリングホイール１２の操舵力をパワーアシストすることができる。
【００２３】
また、車両には、車体速度（車速）を検出する車速センサ３０が取り付けられており、電気制御装置２２には電動パワーステアリング装置に流れる電流からパワーアシストトルクを検出してアシストトルク信号を出力するアシストトルクセンサ３２が取り付けられている。
【００２４】
上記の操舵角センサ１８及び車速センサ３０は、機能ブロックで考えたときにスリップ角推定手段、ＳＡＴ推定手段、スリップ角基準値演算手段、及び摩擦状態推定手段として機能するマイクロコンピュータのスリップ角推定手段３４に接続されている。スリップ角推定手段３４は、操舵角及び車速に基づいて操舵輪である前輪のスリップ角を演算する。また、操舵トルクセンサ２０及びアシストトルクセンサ３２は、操舵トルク及びアシストトルクに基づいてＳＡＴを推定するＳＡＴ推定手段３６に接続されている。
【００２５】
ＳＡＴ推定手段３６は、推定されたＳＡＴからスリップ角基準値を演算するスリップ角基準値演算手段３８に接続されている。
【００２６】
なお、上記ではスリップ角推定手段３４、ＳＡＴ推定手段３６、スリップ角基準値演算手段３８、及び摩擦状態推定手段４０を１つのマイクロコンピュータで構成したが、別々の装置で構成してもよい。
【００２７】
以下、上記各手段の作用を説明する。スリップ角推定手段３４は、入力された操舵角信号及び車速信号に基づいて、車両運動の動特性を利用して次式の状態方程式を用いて前輪のスリップ角を推定する。
【００２８】
【数１】
【００２９】
ただし、
ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、
ｒ：ヨー角速度（ｒａｄ／ｓ）、
αｆ：前輪スリップ角（ｒａｄ）、
ｕ：車速（ｍ／ｓ）、
ｃｆ：前輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、
ｃｒ：後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、
Ｌｆ：前軸重心間距離（ｍ）、
Ｌｒ：後軸重心間距離（ｍ）、
Ｍ：車両質量（ｋｇ）、
Ｉｚ：ヨー慣性（ｋｇｍ２）、
ｇｈ：ハンドル実舵間ギヤ比、
θｐ：ハンドル角（操舵角）、
であり、記号＾は、推定値であることを示している。
【００３０】
上記（１）、（２）式をサンプル時間τで離散化し、車速の関数として表現すると、次の（３）、（４）式が得られる。
【００３１】
【数２】
【００３２】
ただし、（３）式のＡｓ、Ｂｓは、
【００３３】
【数３】
【００３４】
である。
【００３５】
従って、前輪スリップ角αｆは、サンプル時間τ毎に上記（４）式で演算することができる。
【００３６】
ＳＡＴ推定手段３６は、ハンドルと同軸上に取り付けられたトルクセンサ２０によって計測された操舵トルク（トルクセンサ計測値）Ｔｐと、電動パワーステアリング装置のモータ電流Ｉｍから演算されたアシストトルクＴａとを加算して次式に基づき路面反力であるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを推定する。
【００３７】
【数４】
【００３８】
ただし、ｇｐはピニオンリード、ｇｂはボールネジリード、ｋｍはアシストモータトルク定数であり、いずれも定数である。
【００３９】
なお、パワーステアリング装置の粘性摩擦を考慮し、操舵速度を用いて次式に基づいて演算すれば、より正確にＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを推定することができる。
【００４０】
【数５】
【００４１】
ただし、ｃはパワーステアリング装置のモータ、ピニオン軸、及びラック等各要素の粘性を等価的にピニオン軸（ハンドル操舵軸）の粘性に換算した値である。
【００４２】
さらに、外乱オブザーバを用いることによって、パワーステアリング装置の慣性も考慮したＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの推定が可能となる。以下、外乱オブザーバを用いた推定について説明する。電動パワーステアリング装置の動特性は、以下の微分方程式によって記述される。
【００４３】
【数６】
【００４４】
ただし、Ｍｒはラック質量、Ｊｍはモータ慣性である。ここで、（７）式の右辺を外乱オブザーバで推定する外乱とみなした場合、次式のような外乱オブザーバが構成できる。
【００４５】
【数７】
【００４６】
であり、Ｇはオブザーバゲイン、記号＾は各状態量の推定値を示している。（８）式は、離散化によって次式に示す操舵速度ｄθｐ／ｄｔ、及び操舵角θｐから外乱ｄを推定する漸化式となる。
【００４７】
【数８】
【００４８】
ただし、Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄは、（８）式を離散化したシステム行列である。また、ＳＡＴの推定値は、下記の（１３）式で演算することができる。
【００４９】
【数９】
【００５０】
スリップ角基準値演算手段３８は、ＳＡＴ推定手段３６によって推定されたＳＡＴ推定値からパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によって生じるヒステリシス特性を考慮したスリップ角の基準値（スリップ角基準値）を演算する。スリップ角基準値の演算は、以下で説明するロジックによって行われる。このロジックは、ＳＡＴ推定値の変化に対するスリップ角基準値の変化の比で表される勾配（傾き）を有する演算式であって、クーロン摩擦によってＳＡＴ推定値が変動する領域の勾配Ｋ１をこの領域以外の領域の勾配Ｋ２より小さくした各領域毎に異なる演算式によって演算するものである。
【００５１】
図２は、スリップ角−ＳＡＴモデルのスリップ角基準値の上限と下限とを表したものであり、各々の境界を表す直線の傾きはＫ２である。この直線の傾きＫ２は、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係を表している。また、上限と下限の間の幅はヒステリシス特性の大きさを表しており、２直線の横軸上の間隔は、クーロン摩擦によって生じる摩擦トルクＴｆｒｉｃを表している。
【００５２】
また、この傾きＫ２は、走行する車速に応じて変化させることにより、より精密に摩擦状態を推定することができる。さらに、この傾きＫ２は、装着したタイヤ種別によっても変更することが望まれるものであり、スタッドレスタイヤやサマータイヤ等の種別が判別している場合には、タイヤ種別に応じて変更しても良い。
【００５３】
図３は、スリップ角基準値の演算方法を示すものである。直進状態では、ＳＡＴは０であり、このときのスリップ角基準値として０を出力する。次に操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、スリップ角基準値は、ＳＡＴに対し傾きＫ１の直線に基づいて演算される。コンピュータ内では、離散化されたロジックにより、以下の式に基づいて演算される。
【００５４】
【数１０】
【００５５】
ただし、α０は、スリップ角基準値であり、ｋは時刻を表している。この傾きＫ１は、Ｋ２に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦等によってＳＡＴが変動しても発生するスリップ角の変動を小さくすることを表現している。さらに、操舵が行われ、（１４）式によるスリップ角基準値の演算値が図３におけるＡ点まで達し、さらにＳＡＴが増加する場合には、スリップ角基準値はスリップ角−ＳＡＴモデルの下限を表す直線に沿って次式に従って増加する。
【００５６】
【数１１】
【００５７】
また、さらに操舵が行われてＢ点まで達したところで切り増しが終了し、ＳＡＴが減少し始めた場合には、スリップ角基準値は傾きＫ１で（１４）式に従って減少する。この領域では、ＳＡＴの変動に対し、スリップ角基準値の変動は小さくなるように設定されている。これは、旋回時の保舵状態においてドライバの操舵力を多少変化させてもパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響によって舵角や前輪スリップ角には影響が現れないことを表現したものである。
【００５８】
なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再びＳＡＴが増加する場合には、スリップ角基準値は（１４）式に従いＢ点に向かって増加する。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴが減少し、スリップ角−ＳＡＴモデルの上限に達した場合には、スリップ角基準値は上限を表す直線に沿って（１５）式に従って減少する。このように各領域によって異なる２種類の傾きＫ１、Ｋ２を有する演算式によって図３に示すヒステリシス特性が実現され、高グリップ状態、すなわち高μ路面走行等グリップ状態に十分な余裕のある状態を仮定したときの前輪スリップ角がＳＡＴの時系列信号から推定できる。したがって、スリップ角基準値は、グリップ状態が十分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角をＳＡＴ推定値から演算したものになる。また、スリップ角基準値は、グリップ状態が充分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角であるので、セルフアライニングトルクの推定値に対するヒステリシス特性が除去されている。
【００５９】
摩擦状態推定手段４０は、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角の推定値とスリップ角基準値演算手段によって演算されたスリップ角基準値とを比較し、グリップ状態が低下する程、スリップ角基準値に比較してスリップ角が大きくなることを利用してグリップ状態、すなわち路面摩擦状態を演算する。
【００６０】
グリップ状態（路面摩擦状態）は、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差を用いて、図１１に示すマップから演算することができる。ここで演算されるグリップ状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きい程グリップが高いことを表している。図１１に示すマップから前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。なお、この偏差に代えて、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との比を用いて路面摩擦状態を推定してもよい。
【００６１】
ここで、低μ路走行時等のグリップ状態が低下した状態で操舵が行われた場合には、前輪スリップ角の微小変化にＳＡＴ推定値の微小変化の比で表される傾き（スリップ角−ＳＡＴ曲線のスリップ角が所定値の点における接線の傾き）は、図４に示すように、高グリップ状態と比較して小さくなる。このため、図３とは逆に、ＳＡＴを横軸、前輪スリップ角を縦軸に記述した場合には、図５に示すように、高グリップ状態を仮定したスリップ角基準値と比較すると低グリップ状態の前輪スリップ角は大きくなり、ＳＡＴの前輪スリップ角に対する傾きはグリップ状態が小さくなるに従って大きくなる。スリップ角基準値は、グリップ状態が十分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角をＳＡＴから演算したものであるので、この特性を利用して、前輪スリップ角とスリップ角基準値とを比較することによりグリップ状態の低下を判別することが可能となる。なお、上記で説明したように前輪スリップ角とスリップ角基準値との偏差をそのままグリップ低下の指標として利用しても良いが、スリップ角基準値に対して、車速、タイヤ種別、または制駆動等の状態に応じた重み付けを行い、基準化して用いても良い。
【００６２】
第１の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴの時系列信号から高グリップ状態におけるスリップ角を推定するモデルを用い、このモデルの出力であるスリップ角基準値と実際の前輪スリップ角（舵角から推定）とを比較することによってグリップ状態を判定している。このモデルは、ヒステリシス特性が考慮されたものとなっており、例えば保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵力を減少させた場合でも、モデル出力であるスリップ角基準値は大きく落ち込まないモデルとなっている。このため、ドライバの操舵力が変動する保舵状態においてもスリップ角基準値と前輪スリップ角推定値を比較することによってグリップ状態を推定することができる。
【００６３】
第１の路面摩擦状態推装置は、従来技術と同様にＳＡＴとスリップ角との物理的関係を利用して路面摩擦状態を推定するものであるが、逆にスリップ角からＳＡＴの基準値をスリップ角−ＳＡＴモデルによって演算し、ＳＡＴの基準値と実際のＳＡＴ（ＳＡＴ推定値）とを比較することによってグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定することも考えられる。
【００６４】
しかしながら、前述のように実際のＳＡＴは、保舵状態においてドライバの操舵力変動の影響を大きく受ける。このため、誤差要因の大きなＳＡＴをモデル出力と比較する構成では、推定誤差が大きく、保舵時の推定は従来技術と同様に困難となる。
【００６５】
これに対し、本第１の路面摩擦状態推装置では保舵時に変動の小さなスリップ角に着目し、スリップ角とスリップ角基準値との比較を行っているため、保舵時や切り戻し時においても正確にグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定することが可能となっている。
【００６６】
また、切戻しや保舵時に推定できるということは、例えば、保舵状態で低μ路から高μ路へ乗り移ったり、高μ路から低μ路に乗り移ったりしてグリップ状態が変化する場合に、推定遅れが生じることなく変化した時点で推定できることを意味している。このため、従来技術では不可能であった速い適応性が要求されるパワーステアリング装置やＡＢＳの特性をグリップ状態に応じて切り替える制御パラメータとして利用することも可能である。
【００６７】
次に、上記第１の路面摩擦状態の推定の実験結果について説明する。上記で説明したように、スリップ角推定手段３４では、車両運動の動特性を利用し、上記（３）、（４）式に基づいて前輪のスリップ角が推定される。ＳＡＴ推定手段３６では、ハンドルと同軸上に取り付けられたトルクセンサ２０によって計測された操舵トルクと、電動パワーステアリング装置の電流から演算されるアシストトルクとを加算し、さらにパワーステアリング装置の粘性摩擦を考慮し、操舵速度を用いて（６）式に基づいてＳＡＴが推定される。
【００６８】
図６は、高μ路を３０ｋｍ／ｈで走行中に操舵を行ったときの（３）、（４）式によって演算された前輪スリップ角と（６）式によって演算されたＳＡＴ推定値との関係を示したものである。図６には、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係に対応するスリップ角基準値の上下限（図２参照）を示す直線を同時に破線で示している。
【００６９】
また、図７に同じ実験結果を用い、操舵角と粘性を考慮しない（５）式に基づいて演算されたＳＡＴとの関係を示す。操舵角の代わりにタイヤ発生力の基本的な状態量であるスリップ角を用いると共にパワーステアリング装置で発生する粘性摩擦を考慮してＳＡＴを求めることによって、再現性良く破線上（上下限を示す直線）を通ることがわかる。この特性は、グリップ状態を含む路面摩擦状態の推定の基礎になるものであり、図７と比較して推定精度が向上することが期待できる。
【００７０】
また、図８（Ａ）、（Ｂ）は、この実験結果の時間応答（ＳＡＴは、粘性補償を行った値）を示したものである。この実験では、図８（Ａ）に示すように操舵と保舵とを繰り返すステップ操舵が行われており、このときの前輪スリップ角推定値は、操舵角に応じてステップ的な波形となっている。これに対し、ＳＡＴは、図８（Ｂ）に示すように保舵中に減少しており、また減少時の波形には再現性が見られない。これは、保舵中のドライバの操舵力が変動していることを表しており、ＳＡＴをモデル出力と比較する手法では、変動の影響を受けて正確なグリップ状態の推定が困難であることが予測できる。
【００７１】
これに対し、保舵中のスリップ角の波形は安定しており、スリップ角をモデル出力（スリップ角基準値）と比較する本第１の路面摩擦状態推装置では保舵中においても正確にグリップ状態の推定が可能となることが理解できる。
【００７２】
スリップ角基準値演算手段３８では、ＳＡＴ推定手段３６によって推定されたＳＡＴ推定値からパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によって生じるヒステリシス特性を考慮したスリップ角の基準値が演算される。まず、操舵角が０で、ＳＡＴが０となる直進状態において、スリップ角基準値の初期値を０に設定する。次いで、操舵が開始され、ＳＡＴが出力されると（１４）、（１５）式の漸化式に従ってスリップ角基準値が演算される。ここで、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係を表す傾きＫ２は、車速に応じて変化するように設定している。図９は、図８（Ｂ）のＳＡＴから上記アルゴリズムによってスリップ角基準値を演算した結果と前輪スリップ角推定値とを比較して示したものである。ヒステリシス特性を考慮したアルゴリズムによって、モデルの入力であるＳＡＴの波形は保舵時に減少や振動的な特性を有しているにもかかわらず、出力であるスリップ角基準値は略一定の値となっている。また、この実験が行われた高μ路においては、スリップ角基準値はスリップ角推定値と良い一致が見られることがわかる。
【００７３】
図１０は、図９と同様の実験をグリップ状態の低下する低μ路において実施した結果を示したものである。この実験では図９と略同様の舵角の操舵が行われており、スリップ角推定値は図９と同様の出力が得られているにもかかわらず、ＳＡＴから演算されるスリップ角の基準値は小さく、ＳＡＴの推定値とＳＡＴの基準値との間には偏差が生じていることがわかる。これは、グリップ状態の低下により、高グリップ状態を仮定したスリップ角基準値と比較して実際の前輪スリップ角が大きくなるために生じたものである。
【００７４】
摩擦状態推定手段４０では、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角とスリップ角基準値演算手段３８によって演算されたスリップ角基準値とを比較し、グリップ状態が演算される。グリップ状態は、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差を用いて、図１１に示すマップから演算する。ここで演算されるグリップ状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きい程グリップが高いことを表している。図１１に示すマップから前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。
【００７５】
図１２は、高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示すものである。高μ路走行時には、この程度のスリップ角では、スリップ角の有無に関わらず常に高いグリップ状態となっていることが推定できている。図１３は、低μ路走行時における図１２と同様のグリップ状態とスリップ角推定値とを示している。低μ路走行時には、グリップ状態が低下していることが理解できる。また、操舵中にスリップ角が０付近になる時点でグリップ状態は１となり、直進に近い領域ではグリップが回復する現象が正確に推定できていることが理解できる。
【００７６】
次に、ＳＡＴ推定値に生じるヒステリシス特性の原因となる摩擦トルクＴｆｒｉｃの推定について説明する。ここでは、ハンドル切り増し中に絶対値が最大となったときのＳＡＴ推定値とハンドル切り戻し時点のＳＡＴ推定値との差を演算し、この差を操舵系の内部クーロン摩擦によって生じる摩擦トルクＴｆｒｉｃとして推定する。
【００７７】
ハンドルを左方向に操舵した時に生じるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを正、ハンドルを右方向に操舵した時に生じるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを負とし、操舵角速度センサから供給された操舵角速度信号の符号が反転したことを検出すると、このタイミング以降のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最大値を次のように演算する。
【００７８】
操舵角速度信号が負から正に反転して、ハンドルが左方向（正方向）に操舵された場合、正のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴが発生するので、ＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最大値Ｔｍａｘを以下の式に従って演算する。
【００７９】
【数１２】
【００８０】
次に、操舵の切り戻しによって操舵角速度が正から負に反転したことを検出すると、この時点のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴと上記のように求められた最大値Ｔｍａｘとを用いて、下記式に従って摩擦トルクＴｆｒｉｃを演算する。
【００８１】
【数１３】
【００８２】
一方、操舵角速度が正から負に反転して、ハンドルが右方向に操舵された場合、負のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴが発生するので、次式に従って、ＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最小値Ｔｍｉｎを演算する。
【００８３】
【数１４】
【００８４】
次に、操舵の切り戻しによって操舵角速度が負から正に反転したことを検出すると、この時点のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴと上記のように求めた最小値Ｔｍｉｎとを用いて、次式に従って摩擦トルクＴｆｒｉｃを演算する。
【００８５】
【数１５】
【００８６】
この結果、ハンドルの切り戻しのたびに生じるヒステリシス特性に対して、ハンドル切り戻しの度に摩擦トルクＴｆｒｉｃが推定されるので、常に正確なヒステリシス特性の大きさを推定することができる。
【００８７】
特に悪路走行時には、路面外乱が操舵系内部のクーロン摩擦に対してディザー効果として働き、クーロン摩擦項が減少してクーロン摩擦が変化する。そこで、上述のようにハンドル切り戻しの度に摩擦トルクＴｆｒｉｃを推定すれば、クーロン摩擦の大きさが変化する場合においても、逐次最新のヒステリシス特性の補償を行うことができる。
【００８８】
第１の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴからスリップ角を求めるモデルを用い、ヒステリシス特性を有するＳＡＴを入力としたときのモデル出力であるスリップ角基準値を求めることによりヒステリシス特性を除去し、スリップ角基準値とスリップ角の推定値との比較によってグリップ状態を推定する例について説明した。以下で説明する第２の路面摩擦状態推装置は、ヒステリシス特性を有するＳＡＴから直接ヒステリシス特性を除去し、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とスリップ角とからグリップ状態を路面摩擦状態として推定するものである。
【００８９】
本第２の路面摩擦状態推装置を図１４を参照して説明する。本第２の路面摩擦状態推装置は、マイクロコンピュータを機能ブロックで考えたときの図１に示すスリップ角基準演算手段に代えて、ＳＡＴからヒステリシス特性を除去するヒステリシス特性除去手段４２を設け、摩擦状態推定手段４４において、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とスリップ角推定手段３４で推定されたスリップ角の推定値とに基づいてグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定するようにしたものである。
【００９０】
以下、各手段の作用について説明する。ヒステリシス特性除去手段４２は、ＳＡＴ推定手段３６において推定されたヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値からヒステリシス特性発生の原因となるパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響を除去し、ヒステリシス特性の無いＳＡＴ推定値をＳＡＴ補正値として出力する。
【００９１】
摩擦状態推定手段４４は、スリップ角とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とから以下のようにしてグリップ状態を路面摩擦状態として演算し出力する。
【００９２】
ヒステリシス特性除去手段４２によるヒステリシス特性除去の演算は、以下のロジックによって行われる。このロジックは、ＳＡＴ推定値の変化に対するＳＡＴ補正値の変化の比で表される傾きを有する演算式であって、クーロン摩擦によってＳＡＴ推定値が変動する領域の傾きＫ１をこの領域以外の領域の傾き（＝１）より小さくした各領域毎に異なる演算式によって演算するものである。
【００９３】
図１５は、ヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値（ＳＡＴ補正値）との関係を示す座標面であり、座標面上の２本の直線の幅は、ヒステリシス特性の大きさを表したものである。ヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値とは、ヒステリシス特性分だけ大きさが相違しているだけであるので、各々の直線の傾きは１である。
【００９４】
図１６は、ヒステリシス特性除去演算の方法を示すものである。ＳＡＴ推定値及びスリップ角共に０となる直進状態では、ヒステリシス特性は発生しておらず、このときのＳＡＴ補正値は０を出力する。次に操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、ＳＡＴ補正値は、ＳＡＴ推定値に対しＫ１の傾きで演算される。コンピュータ内では、離散化されたロジックにより、以下に示す（１６）式に従って演算される。
【００９５】
【数１６】
【００９６】
ただし、ＴＳＡＴ０は、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値である。この傾きＫ１は、１に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦等によってＳＡＴ推定値が変動してもＳＡＴ補正値の変動は小さくなるようにされている。
【００９７】
上記（１６）式は、セルフアライニングトルク推定値の現在値、セルフアライニングトルク推定値の前回値、及びセルフアライニングトルク補正値の前回値からセルフアライニングトルク推定値の現在値がクーロン摩擦によるヒステリシス領域内にあるか否かを判断し、ヒステリシス領域内にある場合には、セルフアライニングトルク補正値の現在値とセルフアライニングトルク補正値の前回値との差によって演算される補正値変化の大きさが、セルフアライニングトルク推定値の現在値とセルフアライニングトルク推定値の前回値との差によって演算される推定値変化の大きさより小さくなり、ヒステリシス領域外にある場合には、補正値変化と推定値変化とが一致するようにセルフアライニングトルク補正値の現在値を演算することを表している。
【００９８】
さらに、操舵が行われ、（１６）式によるＳＡＴ補正値の演算値が図１６におけるＡ点まで達し、さらにＳＡＴ推定値が増加する場合には、ＳＡＴ補正値は、モデルの下限を示す直線に沿って次式に従って増加する。
【００９９】
【数１７】
【０１００】
また、さらに操舵が行われてＢ点まで達したところで切り増しが終了し、ＳＡＴ推定値が減少し始めた場合には、傾きＫ１で（１６）式に従ってＳＡＴ補正値は減少する。この領域では、ＳＡＴ推定値の変動に対し、ＳＡＴ補正値の変動は小さくなるように設定されている。これは、旋回時の保舵状態においてドライバの操舵力を多少変化させてもパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響によってＳＡＴ補正値には影響が現れないようにしたものである。なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再びＳＡＴ推定値が増加する場合には、（１６）式に従いＢ点に向かってＳＡＴ補正値は増加するように演算される。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴ推定値が減少し、モデル上限に達した場合には、ＳＡＴ補正値は上限を示す直線に沿って（１７）式に従って減少するように演算される。このような２種類の傾きの設定によってＳＡＴ推定値に対するＳＡＴ補正値は一義的に定まり、図１６に示すヒステリシス特性が除去される。
【０１０１】
図１７（Ａ）は、高μ路面走行時のＳＡＴ推定値、図１７（Ｂ）はこのＳＡＴ推定値から（１６）、（１７）式に基づいてヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値を各々示したものである。図１７（Ａ）、（Ｂ）の比較によりヒステリシス除去の効果によって、クーロン摩擦等の影響と考えられる保舵時の変動が略補償されていることがわかる。
【０１０２】
また、図１８（Ａ）は、高μ路、低μ路走行時のスリップ角とＳＡＴ推定値との関係、図１８（Ｂ）は、スリップ角とＳＡＴ補正値との関係を各々示したものである。図１８（Ｂ）からスリップ角とＳＡＴ補正値との関係は略線形になっており、ヒステリシス特性が除去されていることが理解できる。
【０１０３】
路面摩擦状態推定手段４４は、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角とヒステリシス特性が除去されたＳＡＴ補正値とに基づいてグリップ状態を路面摩擦状態として以下に示すように演算する。
【０１０４】
すなわち、路面摩擦状態推定手段４４では、スリップ角に車速やタイヤ種別に応じて変化する係数を乗じて導出されたＳＡＴ基準値と、ＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値と差に応じてグリップ状態を出力する。ＳＡＴ基準値を導出するための係数は高グリップ状態を仮定して設定するものであり、低μ路走行時等低グリップ状態時にはＳＡＴ補正値はＳＡＴ基準値に比較して小さくなる。路面摩擦状態推定手段４４では、この性質を利用し、ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との偏差が大きい程グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さくなるように演算して出力する。
【０１０５】
図１９（Ａ）、（Ｂ）は、ＳＡＴ補正値（実線）と車速に応じて変化する係数を前輪スリップ角に乗じて導出されたＳＡＴ基準値（破線）とを比較したものである。高グリップ状態を仮定してスリップ角から演算されたＳＡＴ基準値は、図１９（Ａ）に示すように、高μ路走行時にはＳＡＴ補正値と略一致するのに対し、グリップ状態が低下する低μ路走行時には、図１９（Ｂ）に示すように、ＳＡＴ補正値との間に偏差が生じていることが理解できる。
【０１０６】
従って、路面摩擦状態推定手段４４では、ＳＡＴ補正値及びＳＡＴ基準値各々の絶対値の差を用いて、図２０に示すマップからグリップ状態を含む路面摩擦状態を演算する。ここで演算されるグリップ状態を含む路面摩擦状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きいほどグリップ状態、すなわち路面摩擦状態が高いことを表している。図２０に示すマップからＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。
【０１０７】
図２１（Ａ）、（Ｂ）は、高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値、低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値を各々示している。図２１（Ａ）に示すように、高μ路走行時には、この程度のスリップ角では、スリップ角の有無に関わらず常に高いグリップ状態となっていることが推定できている。また、図２１（Ｂ）に示すように、低μ路走行時には、グリップ状態が低下していることが理解できる。また、操舵中にスリップ角が０付近になる時点でグリップ状態は１となり、直進に近い領域ではグリップ状態が回復する現象が正確に推定できていることが理解できる。
【０１０８】
第１の路面摩擦状態推装置ではスリップ角のモデルとの比較によって、また第２の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴのモデルとの比較によって、各々グリップ状態を含む路面摩擦状態を推定する例について説明したが、このようにモデルとの比較という構成に限られるものではなく、ヒステリシス除去後のＳＡＴとスリップ角の関数としてグリップ状態を記述したり、ヒステリシス除去後のＳＡＴとスリップ角の２次元マップでグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定しても良い。
【０１０９】
また、上記では電動パワーステアリング装置を搭載した車両へ適用した例について説明したが、操舵トルクとアシストトルクとに対応するパワーステアリング装置の油圧が計測できれば、油圧パワーステアリング装置の車両にも適用できるものである。
【０１１０】
次に、図２２を参照して空気圧の低下を判定する本発明の第１の実施の形態について説明する。本実施の形態は、操舵トルクとアシストトルクとを加算してＳＡＴ推定値を演算するＳＡＴ推定手段３６、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生しているＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定するＳＡＴ補正手段４２、操舵角と車速に基づいて前輪のスリップ角を推定するスリップ角推定手段３４が設けられている。本実施の形態では、図１４の摩擦状態推定手段に代えてＳＡＴ補正値と前輪スリップ角とに基づいて空気圧の低下を判定する空気圧低下判定手段５０が設けられている。
【０１１１】
次に、空気圧低下判定手段５０による空気圧低下の推定原理について説明する。タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによると、サイドフォースＦｆｙ及セルフアライニングトルク（ＳＡＴ）Ｔｓは、以下の式で表される。
【０１１２】
【数１８】
【０１１３】
ただし、
【０１１４】
【数１９】
【０１１５】
である。
【０１１６】
ここで、
Ｆｚ：接地荷重、
ｌ：タイヤ接地長、
Ｋｙ：単位幅かつ単位長さ当たりのトレッドラバーの横方向剛性、
ｂ：接地面の幅、
λ：横スリップ、
である。
【０１１７】
この横スリップλと前輪スリップ角との間には、
【０１１８】
【数２０】
【０１１９】
の関係が有るが、一般的にξ＞０の領域ではスリップ角αｆは小さいので、下記の（２２）式のようにみなすことができる。
【０１２０】
【数２１】
【０１２１】
以上の関係からスリップ角０付近におけるスリップ角の微小変化に対するサイドフォースの微小変化の比∂Ｆｆｙ／∂αｆで表される勾配（以下、サイドフォース勾配という）、及びスリップ角の微小変化に対するＳＡＴ補正値の微小変化の比で表される勾配∂Ｔｓ／∂αｆ（以下、ＳＡＴ補正値の勾配という）は、各々以下のように表される。
【０１２２】
【数２２】
【０１２３】
ここで、空気圧が低下すると、路面に対するタイヤの接地長が増加するので、サイドフォース勾配、またはＳＡＴ補正値の勾配を演算し、サイドフォース勾配、またはＳＡＴ補正値の勾配が増加したか否かを判断することにより、タイヤの空気圧低下を判断することができる。本実施の形態の空気圧低下判定装置は、この特徴に着目し、空気圧低下に伴う接地長の増加をサイドフォース勾配の増加またはＳＡＴ補正値の勾配の増加として検出するものである。
【０１２４】
なお、上記（２３）式、（２４）式より、サイドフォース勾配はタイヤ接地長の２乗に比例するのに対し、ＳＡＴ勾配はタイヤ接地長の３乗に比例し、ＳＡＴ勾配の方がタイヤ接地長の変化がより顕著に表れるので、空気圧の低下をより精度良く検出することができる。
【０１２５】
以下、本実施の形態の作用について説明する。本実施の形態は、ＳＡＴ勾配に基づいて、空気圧の低下を判定するようにしたものである。ＳＡＴ推定手段３６は、図１４で説明したのと同様に、操舵トルクとアシストトルクとを加算してＳＡＴ推定値を演算する。ここで推定されたＳＡＴ推定値は、操舵系の内部摩擦を含んだ値であるので、ＳＡＴ補正手段４２は、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定する。また、スリップ角推定手段３４は、図１４で説明したように、操舵角と車速とに基づいて前輪のスリップ角を推定する。
【０１２６】
空気圧低下判定手段５０は、上記で説明した推定原理に基づいて、上記で説明した空気圧低下に伴う接地長の増加をＳＡＴ補正値の勾配の増加として検出する。すなわち、空気圧低下判定手段５０は、前輪スリップ角とＳＡＴ補正値とからスリップ角に対するＳＡＴ補正値の勾配を演算し、このＳＡＴ補正値の勾配が一定値以上になった場合に、空気圧が低下したと判定する。
【０１２７】
このＳＡＴ補正値の勾配は、オンライン同定法（オンライン最小２乗法）を用いて推定演算することができる。このオンライン最小２乗法は、以下で説明する図２３（Ｂ）のＳＡＴ補正値の勾配を推定し、推定された勾配と一定値（基準勾配を表す一点鎖線の勾配）との比較を行うものである。
【０１２８】
このオンライン最小２乗法を用いる場合、直進付近の微小な操舵状態においても勾配を推定することが可能であるため、直進に近い走行条件でも空気圧低下の判定が可能となる。また、ＳＡＴ補正値の勾配のみに着目するため、バンク走行時等路面カントによるＳＡＴ特性の切片がずれる状況においても路面カントの影響を受けることなく正確に空気圧低下の判定ができると、いう効果が得られる。
【０１２９】
なお、本実施の形態では、ＳＡＴ補正値の勾配を用いて空気圧の低下を判定する例について説明したが、本実施の形態はこれに限定されるものではなく、上記の第２の実施の形態で用いた前輪スリップ角に応じて設定されるＳＡＴ基準値を用い、このＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ補正値がＳＡＴ基準値より大きくなった場合に、タイヤの空気圧が低下したと判定するようにしてもよい。すなわち、空気圧低下判定手段５０では、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との差を演算し、この差が閾値を越えた場合に空気圧の低下と判定したり、またはＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との比を演算し、この値が閾値を超えた場合に空気圧が低下したと判定してもよい。また、ここで用いられる閾値は、スリップ角や車速に応じて可変に設定しても良い。
【０１３０】
図２３（Ａ）は、空気圧が正常の状態で一定車速（３０ｋｍ／ｈ）で走行中に、ステップ操舵を繰り返した時の操舵角とＳＡＴ推定値との関係、すなわち操舵角とドライバの操舵する操舵トルクにパワーステアリングのアシストトルクを加算した値との関係を示したものである。
【０１３１】
特開平１１−５９４６６号公報及び特開平１１−３３４６３４号公報に記載された従来技術では、一点差線で示す基準トルクを設定し、ＳＡＴ推定値が基準トルクを超えた場合に空気圧が低下したと判定している。しかしながら、図２３（Ａ）に示すように操舵角とＳＡＴ推定値との間にはヒステリシス特性が存在しているので、空気圧が正常にも拘わらず、操舵の過渡時等では基準値を超えている。
【０１３２】
従来技術では、空気圧低下判定を保舵時に限定する等によってこのような過渡状態における誤作動の防止を図っているが、この対策は推定できる走行条件を限定するものであり、判定遅れ等の問題が生じるものである。
【０１３３】
これに対し本実施の形態では、ＳＡＴ推定値及びＳＡＴ基準値を用いる場合には、図２３（Ｂ）に示すように、横軸を図２３（Ａ）の操舵角に代えてスリップ角としている。スリップ角は、タイヤの横力発生の基になる物理量であり、スリップ角とＳＡＴとの間には時間遅れ等の動特性が存在しない。これに対し、操舵角とＳＡＴとの間には、操舵角とスリップ角の間に車両運動に伴う動特性が存在するため、この動特性の影響を受ける。
【０１３４】
本実施の形態では、横軸を車両運動の動特性の影響を受けないスリップ角としているため、過渡時においても空気圧低下判定を行うことができる。
【０１３５】
図２３（Ｂ）は、上記のように横軸をスリップ角としたときのＳＡＴ推定値（破線）と操舵系の摩擦を除去したＳＡＴ補正値（実線）との変化を示したものである。横軸をスリップ角とすることで、車両運動の動特性の影響による特性のふくらみが除去され直線的な特性が得られていることが理解できる。
【０１３６】
さらに、ＳＡＴ補正手段４２において操舵系の摩擦を除去することによって、ヒステリシス特性も除かれていることが理解できる。図２３（Ｂ）には、同時に本実施の形態の空気圧低下判定手段５０において設定されたＳＡＴ基準値を一点鎖線で示している。この実験では、原点近傍の領域を除きＳＡＴ補正値が常にＳＡＴ基準値以下となっており、直進状態を除く広い領域で空気圧の低下判定が精度良く行われていることが理解できる。
【０１３７】
次に、図２４を参照して本発明の第２の実施の形態を説明する。本実施の形態は、第１の実施の形態のスリップ角推定手段３４に代えて、横加速度を検出する横加速度センサ４４、ヨー角速度を検出するヨー角速度センサ４６、及び横加速度とヨー角速度とに基づいて、前輪のサイドフォースを推定するサイドフォース推定手段５２を設けたものである。
【０１３８】
ＳＡＴ推定手段３６は、上記で説明したように、操舵トルクとアシストトルクを加算してＳＡＴ推定値を演算する。ここで推定されたＳＡＴ推定値は、操舵系の内部摩擦を含んだ値であるので、ＳＡＴ補正手段４２は、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定する。
【０１３９】
サイドフォース推定手段５２は、横加速度センサ４４で検出された横加速度とヨー角速度センサ４６で検出されたヨー角速度とに基づいて、前輪のサイドフォースを推定する。空気圧低下判定手段５４は、ＳＡＴ補正値と前輪サイドフォースとに基づいて空気圧の低下を判定する。
【０１４０】
ここで、前輪サイドフォース（横力）Ｆｆは、以下の式で示される車体の運動方程式から求めることができる。
【０１４１】
【数２３】
【０１４２】
ただし、前輪サイドフォースＦｆは、（２５）、（２６）式を連立し、後輪サイドフォースＦｒを消去することによって、以下の（２７）式のように表すことができる。
【０１４３】
【数２４】
【０１４４】
ただし、
【０１４５】
【数２５】
【０１４６】
である。
【０１４７】
また、Ｍ、ｖ、ｒ、ｕ、Ｉｚ、Ｌｆ、Ｌｒ、は、上記（１）、（２）式で説明したのと同じ物理量であり、 Ｆｆは前輪サイドフォース、Ｆｒは後輪サイドフォースである。
【０１４８】
したがって、サイドフォース推定手段５２は、図２５に示すように、（２７）式に基づいてヨー角速度にハイパスまたはバンドパスフィルタ処理を施して近似演算したヨー角速度微分値ｄｒ／ｄｔに近似した値を出力するフィルタ５２Ｂ、横加速度信号にヨー角速度に施したフィルタ処理と同じカットオフ周波数でローパスフィルタ処理を施して近似演算した横加速度微分値ｄｖ／ｄｔに近似した値を出力するローパスフィルタ５２Ａ、及びローパスフィルタ５２Ａ出力とフィルタ５２Ｂ出力とから上記（２７）式に基づいて前輪のサイドフォースＦｒを推定する演算手段５２Ｃから構成されている。
【０１４９】
また、空気圧低下判定手段５４は、前輪サイドフォースに応じたＳＡＴ基準値を設定するＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂ、ヨー角速度に施したフィルタ処理と同じカットオフ周波数でＳＡＴ補正値に対してローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタ５４Ａ、及び前輪サイドフォースに応じて設定されたＳＡＴ基準値とローパスフィルタ５４Ａでローパスフィルタ処理されたＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ補正値がＳＡＴ基準値より大きくなった場合に、空気圧が低下したと判定する比較手段５４Ｃから構成されている。
【０１５０】
比較手段５４Ｃでは、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値の差を演算し、この差が閾値を越えた場合に空気圧が低下したと判定したり、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との比を演算し、この比の値が閾値を超えた場合に空気圧が低下したと判定することができる。また、ここで用いられる閾値はスリップ角や車速に応じて可変に設定しても良い。
【０１５１】
図２６は、横軸を上記（２７）式に従って推定された前輪サイドフォースとしたときのＳＡＴ補正値を示したものである。横軸をサイドフォースとする場合も横軸をスリップ角とした場合と同様に、操舵系の摩擦を除去することによってＳＡＴのヒステリシス特性が除去されていることが理解できる。図２６には、同時に本実施の形態の空気圧低下判定手段５４のＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂにおいて設定されたＳＡＴ基準値を一点鎖線で示している。
【０１５２】
この実験では、原点近傍の領域を除き常にＳＡＴ補正値はＳＡＴ基準値以下となっており、直進状態を除く広い領域で空気圧低下判定が行われることが予測できる。
【０１５３】
ところで、前述の第１の実施の形態の構成では、ヨー角速度や横加速度等の車両運動状態量を計測するセンサが必要ないという特徴があるが、空気圧低下に伴うスリップ角推定の誤差の影響を受けるという問題もある。すなわち、車両運動方程式のパラメータであるコーナリングスティッフネスは、サイドフォース勾配と同じものであり、サイドフォース勾配は（２３）式に示すように空気圧変化に伴うタイヤの接地長変化の影響を受ける。このため、車両運動の動特性も空気圧変化の影響を受け、例えば、自然空気漏れ等の４輪同時に空気圧が低下した状態とパンク等の前輪１輪のみ低下する状態とでは、同じ操舵を行った場合のスリップ角の大きさが異なる。
【０１５４】
これに対し、第１の実施の形態では、パラメータを固定した車両運動モデルに基づいてスリップ角を推定しているため、４輪同時に空気圧が低下した状態と前輪１輪のみ空気圧が低下した状態とで同じ値を出力する。この演算結果は、空気圧低下判定の誤差要因になり得ると考えられる。
【０１５５】
これに対し、第２の実施の形態では（２７）式に基づいて推定演算されるサイドフォースを用いている。このサイドフォースは（２７）式から明らかなように、実際のサイドフォースを反映した車両運動の動特性から直接導出している結果、コーナリングスティッフネスの影響を受けていない。このため、４輪同時に空気圧が低下した状態や前輪１輪のみ空気圧が低下した状態との異なる状況によらず、常に正確なサイドフォースの推定が可能である。
【０１５６】
また、空気圧低下判定手段と５４して、ＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂを用いることなく、前輪サイドフォースとヨー角速度に施したフィルタと同じカットオフ周波数をもつローパスフィルタ処理を施したＳＡＴ補正値とから、サイドフォースの微小変化に対するＳＡＴ補正値の微小変化の比で表されるサイドフォースにた対するＳＡＴ補正値の勾配を演算し、このサイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配が一定値以上になった場合に、空気圧が低下したと判定することもできる。
【０１５７】
なお、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配は、前述のスリップ角に対するＳＡＴ補正値の勾配を求めるアルゴリズムのスリップ角をサイドフォースに置き換えた演算によって推定することが可能である。また、ＳＡＴとサイドフォースの特性の場合、バンク走行時等路面カントによる影響は受けないため、推定パラメータのうち切片を０に固定して考えても良い。この場合、オンライン最小２乗法の推定パラメータは、勾配のみとなり演算負荷の低減効果も期待できる。以下にこのときのアルゴリズムを詳述する。
【０１５８】
ここでは、ＳＡＴとサイドフォースに次の関係が成立していると仮定する。
【０１５９】
【数２６】
【０１６０】
ただし、ｋは、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配である。このとき上記（２８）式にオンライン最小２乗法を適用すると、以下の（２９）式が得られる。
【０１６１】
【数２７】
【０１６２】
ただし、λｆは忘却係数である。
【０１６３】
この手法は、図２６のＳＡＴ補正値の勾配を推定し、推定された勾配と所定値（一点鎖線で表される勾配）との比較を行うものである。この手法を用いる場合、直進付近の微小な操舵状態においても勾配を推定することが可能であるため、直進に近い走行条件でも空気圧低下の判定が可能となる。また、ブラッシュモデルによって記述する場合、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配ｋは（２７），（２８）式より、
【０１６４】
【数２８】
【０１６５】
となる。これは、トレッドラバーの剛性や接地幅に依存することなく、接地長のみ検出できることを意味している。したがって、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配を導出する手法の場合、スタッドレスやサマーといったタイヤ種別やタイヤサイズに依存せず、精度良く空気圧の低下判定が可能である。
【０１６６】
以上説明したように本実施の形態によれば、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けない推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においても推定が可能になる。
【０１６７】
したがって、ＳＡＴ補正手段において操舵系の摩擦を除去するため、保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵トルクを変動させても、変動分が摩擦として除去されるためにＳＡＴ補正値は一定に保たれ、正確な空気圧低下判定が行われる。
【０１６８】
また、タイヤ発生力の基になる前輪スリップ角を推定し、このスリップ角とＳＡＴ補正値との関係から空気圧低下判定を行うため、推定値が車両運動の動特性の影響を受けず、速い操舵の状態でも正確な判定が可能となる。
【０１６９】
なお、本実施の形態では、上記（２３）式に従って、スリップ角に対するサイドフォース勾配を演算し、このサイドフォース勾配が所定値以上になったときに空気圧が低下したと判断するようにしてもよい。
【０１７０】
上記で説明したように、タイヤの空気圧が低下するとタイヤと路面との接地長が長くなるため、タイヤと路面との間の摩擦係数が大きくなったのと等価とみなすことができ、タイヤの空気圧低下と路面摩擦状態とは密接な関係にある。従って、路面摩擦状態推定について説明した実施の形態はタイヤの空気圧低下推定に用いることができ、タイヤの空気圧低下推定について説明した実施の形態は路面摩擦状態推定に用いることができる。
【０１７１】
【発明の効果】
以上説明したように本発明によれば、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けないグリップ状態の推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においてもグリップ状態の推定が可能になる、という効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】電動パワーステアリング装置が搭載された車両に本発明を適用した第１の実施の形態を示すブロック図である。
【図２】スリップ角基準値の上限及び下限を示す線図である。
【図３】スリップ角基準値の演算方法を説明するための線図である。
【図４】ＳＡＴ−スリップ角特性の路面摩擦状態による相違を示す線図である。
【図５】低グリップ状態でのスリップ角を示す線図である。
【図６】粘性補償後のＳＡＴとスリップ角との関係を示す線図である。
【図７】粘性補償前のＳＡＴとスリップ角との関係を示す線図である。
【図８】（Ａ）は操舵角の時間変化を示す線図であり、（Ｂ）はＳＡＴとスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図９】高μ路走行時のスリップ角基準値及びスリップ角推定値の時間変化を示す線図である。
【図１０】低μ路走行時のスリップ角基準値及びスリップ角推定値の時間変化を示す線図である。
【図１１】スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差と、グリップ状態との関係を示す線図である。
【図１２】高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図１３】低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図１４】電動パワーステアリング装置が搭載された車両に本発明を適用した第２の実施の形態を示すブロック図である。
【図１５】ＳＡＴ補正値の上限及び下限を示す線図である。
【図１６】ＳＡＴ推定値からＳＡＴ補正値を演算する方法を説明するための線図である。
【図１７】（Ａ）はＳＡＴ推定値の時間変化を示す線図であり、（Ｂ）はヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値の時間変化を示す線図である。
【図１８】（Ａ）は高μ路及び低μ路におけるスリップ角とＳＡＴ推定値との関係を示す線図であり、（Ｂ）は高μ路及び低μ路におけるスリップ角とＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【図１９】（Ａ）は高μ路走行時のＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値との時間変化を示す線図であり、（Ｂ）は低μ路走行時のＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値との時間変化を示す線図である。
【図２０】ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差と、グリップ状態との関係を示す線図である。
【図２１】（Ａ）は高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示す線図、（Ｂ）は低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示す線図である。
【図２２】本発明をタイヤの空気圧低下を推定する装置に適用した第１の実施の形態を示すブロック図である。
【図２３】（Ａ）は操舵角とＳＡＴ推定値との関係を示す線図であり、（Ｂ）はスリップ角とＳＡＴ推定値及びＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【図２４】本発明をタイヤの空気圧低下を推定する装置に適用した第２の実施の形態を示すブロック図である。
【図２５】図２８のサイドフォース推定手段及び空気圧低下判定手段の詳細を示すブロック図である。
【図２６】サイドフォースとＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【符号の説明】
１０ ステアリングシャフト
１２ ステアリングホイール
１４ ステアリングギヤ
１６ タイロッド
１８ 操舵角センサ
２０ トルクセンサ
２２ 電気制御装置
２４ 減速機
２６ 電気モータ
３０ 車速センサ
３２ アシストトルクセンサ
３４ スリップ角推定手段
３６ ＳＡＴ推定手段
３８ スリップ角基準値演算手段
４０ 摩擦状態推定手段
４２ ヒステリシス特性除去手段
４４ 摩擦状態推定手段
【発明の属する技術分野】
本発明は、路面摩擦状態推定装置に係り、特に、セルフアライニングトルク（ＳＡＴ）の推定値からグリップ状態を推定する路面摩擦状態推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術及び発明が解決しようとする課題】
特開平１１−２８７７４９号公報には、タイヤの操舵角と操舵トルクとを検出すると共に、操舵角に対する操舵トルクの特性を演算し、演算結果に基づいてタイヤが接地する路面の摩擦係数μ（路面μ）を演算する技術が開示されている。
【０００３】
この従来技術では、グリップ状態に相当する物理量である路面μを操舵角の変化量に対する操舵トルクの変化量として求めているため、ノイズの影響を受け易い推定手法となっている。すなわち、変化量を求めることはノイズを増幅させる微分を行うことを意味しており、このため推定値はノイズを多く含む値となる。
【０００４】
また、この従来技術では、操舵角の切り増し時にのみ路面μを推定しているので、タイヤに与えられる負荷が最も大きくなる最大舵角時には切り増しができないことから摩擦係数を推定できない。本来、タイヤに与えられる負荷が最も大きい、すなわち限界に近いときに路面μの推定、すなわち限界の路面μの推定を行った方が推定精度が向上するが、従来技術では、最大舵角時には路面μの推定ができず、最大舵角時に至る手前でしか路面μの推定ができない、という問題がある。
【０００５】
ところで、ＳＡＴとスリップ角または操舵角との間には、タイヤトレッドのねじれやパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によってヒステリシス特性が生じる。このため、操舵角の切り増し時と切り戻し時とでは特性が異なり、スリップ角または操舵角の変化に対するＳＡＴの変化に着目する従来の手法では、推定値にばらつきが生じることとなる。
【０００６】
また、保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵力を減少させた場合、スリップ角または操舵角には変化が生じないにも拘わらずＳＡＴが減少する結果、「グリップ状態が低下」したと誤判定される可能性がある。すなわち、上記従来技術では、切り増し時のみ推定を行うことによってこのような誤判定を避けると共に推定値のばらつきを低減させていたが、この結果切り戻しや保舵時にはグリップ状態等の路面摩擦状態を推定できない、という問題がある。
【０００７】
また、切戻しや保舵時に路面摩擦状態を推定できないということは、例えば保舵状態で低μ路から高μ路へ乗り移ったり、高μ路から低μ路に乗り移ったりしてグリップ状態が変化した場合には、変化した時点では路面摩擦状態を推定できず、次に操舵角を切り増しするまでグリップ状態の推定ができないことを意味している。このため、従来技術によるグリップ状態の推定値は、速い適応性が要求されるパワーステアリング装置やＡＢＳの特性をグリップ状態に応じて切り替える制御パラメータとして利用することはできない。
【０００８】
また、特開平１１−３３４６３４号、及び特開平１１−５９４６６号には、操舵角と車速とに基づいて設定された基準操舵トルクと操舵トルクとを比較し、操舵トルクが基準操舵トルクより大きい状態が一定時間継続した場合に、タイヤの空気圧が低下したと判定する技術が記載されている。
【０００９】
上記従来技術では、操舵系の摩擦を含む操舵トルクを利用しているため、操舵トルクの空気圧に対する変化がこの摩擦によって影響されるため正確に検出できなくなり、摩擦の影響のために高い精度で空気圧の低下を推定することができない、という問題がある。
【００１０】
また、操舵角と操舵トルクとの間には、上記操舵系の摩擦の他に車両運動の動特性の影響も受ける。このため、速い操舵を行ったとき等に推定精度が劣化することが危惧される。
【００１１】
上記問題に対する対策として、従来技術では操舵トルクが基準操舵トルクに対して大きい状態が一定時間以上継続した場合という条件を付加し、この条件によって精度劣化の問題を緩和している。しかしながら、この条件によって推定の機会が少なくなり、結果的に推定時間が遅れる、という問題点が新たに生じる。
【００１２】
本発明は上記問題点を解消するためになされたもので、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けないグリップ状態の推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においてもグリップ状態の推定が可能になる路面摩擦状態推定装置を提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために第１の発明は、車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、前記車両の車輪スリップ角を推定するスリップ角推定手段と、前記スリップ角推定手段で推定された前記前輪スリップ角に応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、を含んで構成したものである。
【００１４】
本発明では、前記スリップ角と前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。また、タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。
【００１５】
また、第２の発明は、車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、前記車両の車輪のサイドフォースを推定するサイドフォース推定手段と、前記サイドフォース推定手段で推定された前記前輪のサイドフォースに応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、を含で構成したものである。
【００１６】
この発明では、前記サイドフォースと前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。また、タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定することができる。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明を前輪によって操舵する車両に適用した場合の実施の形態を詳細に説明する。まず、本実施の形態を説明する前に、本実施の形態の前提となる路面摩擦状態推定装置について説明する。
【００１８】
図１に示すように、車両に搭載された電動パワーステアリング装置には、ステアリングシャフト１０の上端部に固定されたステアリングホイール（ハンドル）１２が設けられている。ステアリングシャフト１０の下端部は、ラック・アンド・ピニオン式のステアリングギヤ１４に連結されている。
【００１９】
ステアリングギヤ１４のラックの両側部にはタイロッド１６が各々連結されており、各タイロッド１６の先端部の各々にはサスペンション機構を介してタイヤが連結されている。
【００２０】
また、ステアリングシャフト１０には、操舵角を検出する操舵角センサ１８、及び操舵トルクを検出するトルクセンサ２０がステアリングシャフトと同軸上に取り付けられている。操舵角センサ１８は、ステアリングホイール１２の回転により生じる操舵角を検出して操舵角信号を出力する。また、トルクセンサ２０は、運転者がステアリングホイール１２を回転することによりステアリングシャフト１０に発生した回転トルクを検出し、ステアリングホイール１２の回転操作方向に応じた操舵トルク信号を出力する。
【００２１】
このトルクセンサ２０から出力された操舵トルク信号は、パワーステアリング装置用コンピュータ及びモータ駆動回路を含んで構成された電気制御装置２２に入力される。
【００２２】
ステアリングシャフト１０のトルクセンサ２０取付位置より下側には、一対のすぐばかさ歯車等で構成された減速機２４が取り付けられている。減速機２４は、電気制御装置２２によって制御される電気モータ２６の回転軸に連結されている。電気制御装置２２によって電気モータ２６を駆動し、電気モータの回転力を減速機２４を介してステアリングシャフト１０に伝達することにより、ステアリングホイール１２の操舵力をパワーアシストすることができる。
【００２３】
また、車両には、車体速度（車速）を検出する車速センサ３０が取り付けられており、電気制御装置２２には電動パワーステアリング装置に流れる電流からパワーアシストトルクを検出してアシストトルク信号を出力するアシストトルクセンサ３２が取り付けられている。
【００２４】
上記の操舵角センサ１８及び車速センサ３０は、機能ブロックで考えたときにスリップ角推定手段、ＳＡＴ推定手段、スリップ角基準値演算手段、及び摩擦状態推定手段として機能するマイクロコンピュータのスリップ角推定手段３４に接続されている。スリップ角推定手段３４は、操舵角及び車速に基づいて操舵輪である前輪のスリップ角を演算する。また、操舵トルクセンサ２０及びアシストトルクセンサ３２は、操舵トルク及びアシストトルクに基づいてＳＡＴを推定するＳＡＴ推定手段３６に接続されている。
【００２５】
ＳＡＴ推定手段３６は、推定されたＳＡＴからスリップ角基準値を演算するスリップ角基準値演算手段３８に接続されている。
【００２６】
なお、上記ではスリップ角推定手段３４、ＳＡＴ推定手段３６、スリップ角基準値演算手段３８、及び摩擦状態推定手段４０を１つのマイクロコンピュータで構成したが、別々の装置で構成してもよい。
【００２７】
以下、上記各手段の作用を説明する。スリップ角推定手段３４は、入力された操舵角信号及び車速信号に基づいて、車両運動の動特性を利用して次式の状態方程式を用いて前輪のスリップ角を推定する。
【００２８】
【数１】
ただし、
ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、
ｒ：ヨー角速度（ｒａｄ／ｓ）、
αｆ：前輪スリップ角（ｒａｄ）、
ｕ：車速（ｍ／ｓ）、
ｃｆ：前輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、
ｃｒ：後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、
Ｌｆ：前軸重心間距離（ｍ）、
Ｌｒ：後軸重心間距離（ｍ）、
Ｍ：車両質量（ｋｇ）、
Ｉｚ：ヨー慣性（ｋｇｍ２）、
ｇｈ：ハンドル実舵間ギヤ比、
θｐ：ハンドル角（操舵角）、
であり、記号＾は、推定値であることを示している。
【００３０】
上記（１）、（２）式をサンプル時間τで離散化し、車速の関数として表現すると、次の（３）、（４）式が得られる。
【００３１】
【数２】
ただし、（３）式のＡｓ、Ｂｓは、
【００３３】
【数３】
である。
【００３５】
従って、前輪スリップ角αｆは、サンプル時間τ毎に上記（４）式で演算することができる。
【００３６】
ＳＡＴ推定手段３６は、ハンドルと同軸上に取り付けられたトルクセンサ２０によって計測された操舵トルク（トルクセンサ計測値）Ｔｐと、電動パワーステアリング装置のモータ電流Ｉｍから演算されたアシストトルクＴａとを加算して次式に基づき路面反力であるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを推定する。
【００３７】
【数４】
ただし、ｇｐはピニオンリード、ｇｂはボールネジリード、ｋｍはアシストモータトルク定数であり、いずれも定数である。
【００３９】
なお、パワーステアリング装置の粘性摩擦を考慮し、操舵速度を用いて次式に基づいて演算すれば、より正確にＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを推定することができる。
【００４０】
【数５】
ただし、ｃはパワーステアリング装置のモータ、ピニオン軸、及びラック等各要素の粘性を等価的にピニオン軸（ハンドル操舵軸）の粘性に換算した値である。
【００４２】
さらに、外乱オブザーバを用いることによって、パワーステアリング装置の慣性も考慮したＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの推定が可能となる。以下、外乱オブザーバを用いた推定について説明する。電動パワーステアリング装置の動特性は、以下の微分方程式によって記述される。
【００４３】
【数６】
ただし、Ｍｒはラック質量、Ｊｍはモータ慣性である。ここで、（７）式の右辺を外乱オブザーバで推定する外乱とみなした場合、次式のような外乱オブザーバが構成できる。
【００４５】
【数７】
であり、Ｇはオブザーバゲイン、記号＾は各状態量の推定値を示している。（８）式は、離散化によって次式に示す操舵速度ｄθｐ／ｄｔ、及び操舵角θｐから外乱ｄを推定する漸化式となる。
【００４７】
【数８】
ただし、Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄは、（８）式を離散化したシステム行列である。また、ＳＡＴの推定値は、下記の（１３）式で演算することができる。
【００４９】
【数９】
スリップ角基準値演算手段３８は、ＳＡＴ推定手段３６によって推定されたＳＡＴ推定値からパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によって生じるヒステリシス特性を考慮したスリップ角の基準値（スリップ角基準値）を演算する。スリップ角基準値の演算は、以下で説明するロジックによって行われる。このロジックは、ＳＡＴ推定値の変化に対するスリップ角基準値の変化の比で表される勾配（傾き）を有する演算式であって、クーロン摩擦によってＳＡＴ推定値が変動する領域の勾配Ｋ１をこの領域以外の領域の勾配Ｋ２より小さくした各領域毎に異なる演算式によって演算するものである。
【００５１】
図２は、スリップ角−ＳＡＴモデルのスリップ角基準値の上限と下限とを表したものであり、各々の境界を表す直線の傾きはＫ２である。この直線の傾きＫ２は、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係を表している。また、上限と下限の間の幅はヒステリシス特性の大きさを表しており、２直線の横軸上の間隔は、クーロン摩擦によって生じる摩擦トルクＴｆｒｉｃを表している。
【００５２】
また、この傾きＫ２は、走行する車速に応じて変化させることにより、より精密に摩擦状態を推定することができる。さらに、この傾きＫ２は、装着したタイヤ種別によっても変更することが望まれるものであり、スタッドレスタイヤやサマータイヤ等の種別が判別している場合には、タイヤ種別に応じて変更しても良い。
【００５３】
図３は、スリップ角基準値の演算方法を示すものである。直進状態では、ＳＡＴは０であり、このときのスリップ角基準値として０を出力する。次に操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、スリップ角基準値は、ＳＡＴに対し傾きＫ１の直線に基づいて演算される。コンピュータ内では、離散化されたロジックにより、以下の式に基づいて演算される。
【００５４】
【数１０】
ただし、α０は、スリップ角基準値であり、ｋは時刻を表している。この傾きＫ１は、Ｋ２に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦等によってＳＡＴが変動しても発生するスリップ角の変動を小さくすることを表現している。さらに、操舵が行われ、（１４）式によるスリップ角基準値の演算値が図３におけるＡ点まで達し、さらにＳＡＴが増加する場合には、スリップ角基準値はスリップ角−ＳＡＴモデルの下限を表す直線に沿って次式に従って増加する。
【００５６】
【数１１】
また、さらに操舵が行われてＢ点まで達したところで切り増しが終了し、ＳＡＴが減少し始めた場合には、スリップ角基準値は傾きＫ１で（１４）式に従って減少する。この領域では、ＳＡＴの変動に対し、スリップ角基準値の変動は小さくなるように設定されている。これは、旋回時の保舵状態においてドライバの操舵力を多少変化させてもパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響によって舵角や前輪スリップ角には影響が現れないことを表現したものである。
【００５８】
なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再びＳＡＴが増加する場合には、スリップ角基準値は（１４）式に従いＢ点に向かって増加する。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴが減少し、スリップ角−ＳＡＴモデルの上限に達した場合には、スリップ角基準値は上限を表す直線に沿って（１５）式に従って減少する。このように各領域によって異なる２種類の傾きＫ１、Ｋ２を有する演算式によって図３に示すヒステリシス特性が実現され、高グリップ状態、すなわち高μ路面走行等グリップ状態に十分な余裕のある状態を仮定したときの前輪スリップ角がＳＡＴの時系列信号から推定できる。したがって、スリップ角基準値は、グリップ状態が十分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角をＳＡＴ推定値から演算したものになる。また、スリップ角基準値は、グリップ状態が充分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角であるので、セルフアライニングトルクの推定値に対するヒステリシス特性が除去されている。
【００５９】
摩擦状態推定手段４０は、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角の推定値とスリップ角基準値演算手段によって演算されたスリップ角基準値とを比較し、グリップ状態が低下する程、スリップ角基準値に比較してスリップ角が大きくなることを利用してグリップ状態、すなわち路面摩擦状態を演算する。
【００６０】
グリップ状態（路面摩擦状態）は、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差を用いて、図１１に示すマップから演算することができる。ここで演算されるグリップ状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きい程グリップが高いことを表している。図１１に示すマップから前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。なお、この偏差に代えて、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との比を用いて路面摩擦状態を推定してもよい。
【００６１】
ここで、低μ路走行時等のグリップ状態が低下した状態で操舵が行われた場合には、前輪スリップ角の微小変化にＳＡＴ推定値の微小変化の比で表される傾き（スリップ角−ＳＡＴ曲線のスリップ角が所定値の点における接線の傾き）は、図４に示すように、高グリップ状態と比較して小さくなる。このため、図３とは逆に、ＳＡＴを横軸、前輪スリップ角を縦軸に記述した場合には、図５に示すように、高グリップ状態を仮定したスリップ角基準値と比較すると低グリップ状態の前輪スリップ角は大きくなり、ＳＡＴの前輪スリップ角に対する傾きはグリップ状態が小さくなるに従って大きくなる。スリップ角基準値は、グリップ状態が十分に高く余裕がある操舵領域において発生する前輪のスリップ角をＳＡＴから演算したものであるので、この特性を利用して、前輪スリップ角とスリップ角基準値とを比較することによりグリップ状態の低下を判別することが可能となる。なお、上記で説明したように前輪スリップ角とスリップ角基準値との偏差をそのままグリップ低下の指標として利用しても良いが、スリップ角基準値に対して、車速、タイヤ種別、または制駆動等の状態に応じた重み付けを行い、基準化して用いても良い。
【００６２】
第１の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴの時系列信号から高グリップ状態におけるスリップ角を推定するモデルを用い、このモデルの出力であるスリップ角基準値と実際の前輪スリップ角（舵角から推定）とを比較することによってグリップ状態を判定している。このモデルは、ヒステリシス特性が考慮されたものとなっており、例えば保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵力を減少させた場合でも、モデル出力であるスリップ角基準値は大きく落ち込まないモデルとなっている。このため、ドライバの操舵力が変動する保舵状態においてもスリップ角基準値と前輪スリップ角推定値を比較することによってグリップ状態を推定することができる。
【００６３】
第１の路面摩擦状態推装置は、従来技術と同様にＳＡＴとスリップ角との物理的関係を利用して路面摩擦状態を推定するものであるが、逆にスリップ角からＳＡＴの基準値をスリップ角−ＳＡＴモデルによって演算し、ＳＡＴの基準値と実際のＳＡＴ（ＳＡＴ推定値）とを比較することによってグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定することも考えられる。
【００６４】
しかしながら、前述のように実際のＳＡＴは、保舵状態においてドライバの操舵力変動の影響を大きく受ける。このため、誤差要因の大きなＳＡＴをモデル出力と比較する構成では、推定誤差が大きく、保舵時の推定は従来技術と同様に困難となる。
【００６５】
これに対し、本第１の路面摩擦状態推装置では保舵時に変動の小さなスリップ角に着目し、スリップ角とスリップ角基準値との比較を行っているため、保舵時や切り戻し時においても正確にグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定することが可能となっている。
【００６６】
また、切戻しや保舵時に推定できるということは、例えば、保舵状態で低μ路から高μ路へ乗り移ったり、高μ路から低μ路に乗り移ったりしてグリップ状態が変化する場合に、推定遅れが生じることなく変化した時点で推定できることを意味している。このため、従来技術では不可能であった速い適応性が要求されるパワーステアリング装置やＡＢＳの特性をグリップ状態に応じて切り替える制御パラメータとして利用することも可能である。
【００６７】
次に、上記第１の路面摩擦状態の推定の実験結果について説明する。上記で説明したように、スリップ角推定手段３４では、車両運動の動特性を利用し、上記（３）、（４）式に基づいて前輪のスリップ角が推定される。ＳＡＴ推定手段３６では、ハンドルと同軸上に取り付けられたトルクセンサ２０によって計測された操舵トルクと、電動パワーステアリング装置の電流から演算されるアシストトルクとを加算し、さらにパワーステアリング装置の粘性摩擦を考慮し、操舵速度を用いて（６）式に基づいてＳＡＴが推定される。
【００６８】
図６は、高μ路を３０ｋｍ／ｈで走行中に操舵を行ったときの（３）、（４）式によって演算された前輪スリップ角と（６）式によって演算されたＳＡＴ推定値との関係を示したものである。図６には、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係に対応するスリップ角基準値の上下限（図２参照）を示す直線を同時に破線で示している。
【００６９】
また、図７に同じ実験結果を用い、操舵角と粘性を考慮しない（５）式に基づいて演算されたＳＡＴとの関係を示す。操舵角の代わりにタイヤ発生力の基本的な状態量であるスリップ角を用いると共にパワーステアリング装置で発生する粘性摩擦を考慮してＳＡＴを求めることによって、再現性良く破線上（上下限を示す直線）を通ることがわかる。この特性は、グリップ状態を含む路面摩擦状態の推定の基礎になるものであり、図７と比較して推定精度が向上することが期待できる。
【００７０】
また、図８（Ａ）、（Ｂ）は、この実験結果の時間応答（ＳＡＴは、粘性補償を行った値）を示したものである。この実験では、図８（Ａ）に示すように操舵と保舵とを繰り返すステップ操舵が行われており、このときの前輪スリップ角推定値は、操舵角に応じてステップ的な波形となっている。これに対し、ＳＡＴは、図８（Ｂ）に示すように保舵中に減少しており、また減少時の波形には再現性が見られない。これは、保舵中のドライバの操舵力が変動していることを表しており、ＳＡＴをモデル出力と比較する手法では、変動の影響を受けて正確なグリップ状態の推定が困難であることが予測できる。
【００７１】
これに対し、保舵中のスリップ角の波形は安定しており、スリップ角をモデル出力（スリップ角基準値）と比較する本第１の路面摩擦状態推装置では保舵中においても正確にグリップ状態の推定が可能となることが理解できる。
【００７２】
スリップ角基準値演算手段３８では、ＳＡＴ推定手段３６によって推定されたＳＡＴ推定値からパワーステアリング装置のクーロン摩擦等によって生じるヒステリシス特性を考慮したスリップ角の基準値が演算される。まず、操舵角が０で、ＳＡＴが０となる直進状態において、スリップ角基準値の初期値を０に設定する。次いで、操舵が開始され、ＳＡＴが出力されると（１４）、（１５）式の漸化式に従ってスリップ角基準値が演算される。ここで、高グリップ状態で操舵した時に生じるＳＡＴと前輪スリップ角との関係を表す傾きＫ２は、車速に応じて変化するように設定している。図９は、図８（Ｂ）のＳＡＴから上記アルゴリズムによってスリップ角基準値を演算した結果と前輪スリップ角推定値とを比較して示したものである。ヒステリシス特性を考慮したアルゴリズムによって、モデルの入力であるＳＡＴの波形は保舵時に減少や振動的な特性を有しているにもかかわらず、出力であるスリップ角基準値は略一定の値となっている。また、この実験が行われた高μ路においては、スリップ角基準値はスリップ角推定値と良い一致が見られることがわかる。
【００７３】
図１０は、図９と同様の実験をグリップ状態の低下する低μ路において実施した結果を示したものである。この実験では図９と略同様の舵角の操舵が行われており、スリップ角推定値は図９と同様の出力が得られているにもかかわらず、ＳＡＴから演算されるスリップ角の基準値は小さく、ＳＡＴの推定値とＳＡＴの基準値との間には偏差が生じていることがわかる。これは、グリップ状態の低下により、高グリップ状態を仮定したスリップ角基準値と比較して実際の前輪スリップ角が大きくなるために生じたものである。
【００７４】
摩擦状態推定手段４０では、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角とスリップ角基準値演算手段３８によって演算されたスリップ角基準値とを比較し、グリップ状態が演算される。グリップ状態は、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差を用いて、図１１に示すマップから演算する。ここで演算されるグリップ状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きい程グリップが高いことを表している。図１１に示すマップから前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、前輪スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。
【００７５】
図１２は、高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示すものである。高μ路走行時には、この程度のスリップ角では、スリップ角の有無に関わらず常に高いグリップ状態となっていることが推定できている。図１３は、低μ路走行時における図１２と同様のグリップ状態とスリップ角推定値とを示している。低μ路走行時には、グリップ状態が低下していることが理解できる。また、操舵中にスリップ角が０付近になる時点でグリップ状態は１となり、直進に近い領域ではグリップが回復する現象が正確に推定できていることが理解できる。
【００７６】
次に、ＳＡＴ推定値に生じるヒステリシス特性の原因となる摩擦トルクＴｆｒｉｃの推定について説明する。ここでは、ハンドル切り増し中に絶対値が最大となったときのＳＡＴ推定値とハンドル切り戻し時点のＳＡＴ推定値との差を演算し、この差を操舵系の内部クーロン摩擦によって生じる摩擦トルクＴｆｒｉｃとして推定する。
【００７７】
ハンドルを左方向に操舵した時に生じるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを正、ハンドルを右方向に操舵した時に生じるＳＡＴ推定値ＴＳＡＴを負とし、操舵角速度センサから供給された操舵角速度信号の符号が反転したことを検出すると、このタイミング以降のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最大値を次のように演算する。
【００７８】
操舵角速度信号が負から正に反転して、ハンドルが左方向（正方向）に操舵された場合、正のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴが発生するので、ＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最大値Ｔｍａｘを以下の式に従って演算する。
【００７９】
【数１２】
次に、操舵の切り戻しによって操舵角速度が正から負に反転したことを検出すると、この時点のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴと上記のように求められた最大値Ｔｍａｘとを用いて、下記式に従って摩擦トルクＴｆｒｉｃを演算する。
【００８１】
【数１３】
一方、操舵角速度が正から負に反転して、ハンドルが右方向に操舵された場合、負のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴが発生するので、次式に従って、ＳＡＴ推定値ＴＳＡＴの最小値Ｔｍｉｎを演算する。
【００８３】
【数１４】
次に、操舵の切り戻しによって操舵角速度が負から正に反転したことを検出すると、この時点のＳＡＴ推定値ＴＳＡＴと上記のように求めた最小値Ｔｍｉｎとを用いて、次式に従って摩擦トルクＴｆｒｉｃを演算する。
【００８５】
【数１５】
この結果、ハンドルの切り戻しのたびに生じるヒステリシス特性に対して、ハンドル切り戻しの度に摩擦トルクＴｆｒｉｃが推定されるので、常に正確なヒステリシス特性の大きさを推定することができる。
【００８７】
特に悪路走行時には、路面外乱が操舵系内部のクーロン摩擦に対してディザー効果として働き、クーロン摩擦項が減少してクーロン摩擦が変化する。そこで、上述のようにハンドル切り戻しの度に摩擦トルクＴｆｒｉｃを推定すれば、クーロン摩擦の大きさが変化する場合においても、逐次最新のヒステリシス特性の補償を行うことができる。
【００８８】
第１の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴからスリップ角を求めるモデルを用い、ヒステリシス特性を有するＳＡＴを入力としたときのモデル出力であるスリップ角基準値を求めることによりヒステリシス特性を除去し、スリップ角基準値とスリップ角の推定値との比較によってグリップ状態を推定する例について説明した。以下で説明する第２の路面摩擦状態推装置は、ヒステリシス特性を有するＳＡＴから直接ヒステリシス特性を除去し、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とスリップ角とからグリップ状態を路面摩擦状態として推定するものである。
【００８９】
本第２の路面摩擦状態推装置を図１４を参照して説明する。本第２の路面摩擦状態推装置は、マイクロコンピュータを機能ブロックで考えたときの図１に示すスリップ角基準演算手段に代えて、ＳＡＴからヒステリシス特性を除去するヒステリシス特性除去手段４２を設け、摩擦状態推定手段４４において、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とスリップ角推定手段３４で推定されたスリップ角の推定値とに基づいてグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定するようにしたものである。
【００９０】
以下、各手段の作用について説明する。ヒステリシス特性除去手段４２は、ＳＡＴ推定手段３６において推定されたヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値からヒステリシス特性発生の原因となるパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響を除去し、ヒステリシス特性の無いＳＡＴ推定値をＳＡＴ補正値として出力する。
【００９１】
摩擦状態推定手段４４は、スリップ角とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値とから以下のようにしてグリップ状態を路面摩擦状態として演算し出力する。
【００９２】
ヒステリシス特性除去手段４２によるヒステリシス特性除去の演算は、以下のロジックによって行われる。このロジックは、ＳＡＴ推定値の変化に対するＳＡＴ補正値の変化の比で表される傾きを有する演算式であって、クーロン摩擦によってＳＡＴ推定値が変動する領域の傾きＫ１をこの領域以外の領域の傾き（＝１）より小さくした各領域毎に異なる演算式によって演算するものである。
【００９３】
図１５は、ヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値（ＳＡＴ補正値）との関係を示す座標面であり、座標面上の２本の直線の幅は、ヒステリシス特性の大きさを表したものである。ヒステリシス特性を有するＳＡＴ推定値とヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値とは、ヒステリシス特性分だけ大きさが相違しているだけであるので、各々の直線の傾きは１である。
【００９４】
図１６は、ヒステリシス特性除去演算の方法を示すものである。ＳＡＴ推定値及びスリップ角共に０となる直進状態では、ヒステリシス特性は発生しておらず、このときのＳＡＴ補正値は０を出力する。次に操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、ＳＡＴ補正値は、ＳＡＴ推定値に対しＫ１の傾きで演算される。コンピュータ内では、離散化されたロジックにより、以下に示す（１６）式に従って演算される。
【００９５】
【数１６】
ただし、ＴＳＡＴ０は、ヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値である。この傾きＫ１は、１に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦等によってＳＡＴ推定値が変動してもＳＡＴ補正値の変動は小さくなるようにされている。
【００９７】
上記（１６）式は、セルフアライニングトルク推定値の現在値、セルフアライニングトルク推定値の前回値、及びセルフアライニングトルク補正値の前回値からセルフアライニングトルク推定値の現在値がクーロン摩擦によるヒステリシス領域内にあるか否かを判断し、ヒステリシス領域内にある場合には、セルフアライニングトルク補正値の現在値とセルフアライニングトルク補正値の前回値との差によって演算される補正値変化の大きさが、セルフアライニングトルク推定値の現在値とセルフアライニングトルク推定値の前回値との差によって演算される推定値変化の大きさより小さくなり、ヒステリシス領域外にある場合には、補正値変化と推定値変化とが一致するようにセルフアライニングトルク補正値の現在値を演算することを表している。
【００９８】
さらに、操舵が行われ、（１６）式によるＳＡＴ補正値の演算値が図１６におけるＡ点まで達し、さらにＳＡＴ推定値が増加する場合には、ＳＡＴ補正値は、モデルの下限を示す直線に沿って次式に従って増加する。
【００９９】
【数１７】
また、さらに操舵が行われてＢ点まで達したところで切り増しが終了し、ＳＡＴ推定値が減少し始めた場合には、傾きＫ１で（１６）式に従ってＳＡＴ補正値は減少する。この領域では、ＳＡＴ推定値の変動に対し、ＳＡＴ補正値の変動は小さくなるように設定されている。これは、旋回時の保舵状態においてドライバの操舵力を多少変化させてもパワーステアリング装置のクーロン摩擦等の影響によってＳＡＴ補正値には影響が現れないようにしたものである。なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再びＳＡＴ推定値が増加する場合には、（１６）式に従いＢ点に向かってＳＡＴ補正値は増加するように演算される。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴ推定値が減少し、モデル上限に達した場合には、ＳＡＴ補正値は上限を示す直線に沿って（１７）式に従って減少するように演算される。このような２種類の傾きの設定によってＳＡＴ推定値に対するＳＡＴ補正値は一義的に定まり、図１６に示すヒステリシス特性が除去される。
【０１０１】
図１７（Ａ）は、高μ路面走行時のＳＡＴ推定値、図１７（Ｂ）はこのＳＡＴ推定値から（１６）、（１７）式に基づいてヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値を各々示したものである。図１７（Ａ）、（Ｂ）の比較によりヒステリシス除去の効果によって、クーロン摩擦等の影響と考えられる保舵時の変動が略補償されていることがわかる。
【０１０２】
また、図１８（Ａ）は、高μ路、低μ路走行時のスリップ角とＳＡＴ推定値との関係、図１８（Ｂ）は、スリップ角とＳＡＴ補正値との関係を各々示したものである。図１８（Ｂ）からスリップ角とＳＡＴ補正値との関係は略線形になっており、ヒステリシス特性が除去されていることが理解できる。
【０１０３】
路面摩擦状態推定手段４４は、スリップ角推定手段３４によって推定された前輪スリップ角とヒステリシス特性が除去されたＳＡＴ補正値とに基づいてグリップ状態を路面摩擦状態として以下に示すように演算する。
【０１０４】
すなわち、路面摩擦状態推定手段４４では、スリップ角に車速やタイヤ種別に応じて変化する係数を乗じて導出されたＳＡＴ基準値と、ＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値と差に応じてグリップ状態を出力する。ＳＡＴ基準値を導出するための係数は高グリップ状態を仮定して設定するものであり、低μ路走行時等低グリップ状態時にはＳＡＴ補正値はＳＡＴ基準値に比較して小さくなる。路面摩擦状態推定手段４４では、この性質を利用し、ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との偏差が大きい程グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さくなるように演算して出力する。
【０１０５】
図１９（Ａ）、（Ｂ）は、ＳＡＴ補正値（実線）と車速に応じて変化する係数を前輪スリップ角に乗じて導出されたＳＡＴ基準値（破線）とを比較したものである。高グリップ状態を仮定してスリップ角から演算されたＳＡＴ基準値は、図１９（Ａ）に示すように、高μ路走行時にはＳＡＴ補正値と略一致するのに対し、グリップ状態が低下する低μ路走行時には、図１９（Ｂ）に示すように、ＳＡＴ補正値との間に偏差が生じていることが理解できる。
【０１０６】
従って、路面摩擦状態推定手段４４では、ＳＡＴ補正値及びＳＡＴ基準値各々の絶対値の差を用いて、図２０に示すマップからグリップ状態を含む路面摩擦状態を演算する。ここで演算されるグリップ状態を含む路面摩擦状態は、［０、１］の範囲で基準化されたものであり、大きいほどグリップ状態、すなわち路面摩擦状態が高いことを表している。図２０に示すマップからＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差が大きくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は小さく推定され、ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差が小さくなるに従って、グリップ状態、すなわち路面摩擦状態は大きく推定される。
【０１０７】
図２１（Ａ）、（Ｂ）は、高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値、低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値を各々示している。図２１（Ａ）に示すように、高μ路走行時には、この程度のスリップ角では、スリップ角の有無に関わらず常に高いグリップ状態となっていることが推定できている。また、図２１（Ｂ）に示すように、低μ路走行時には、グリップ状態が低下していることが理解できる。また、操舵中にスリップ角が０付近になる時点でグリップ状態は１となり、直進に近い領域ではグリップ状態が回復する現象が正確に推定できていることが理解できる。
【０１０８】
第１の路面摩擦状態推装置ではスリップ角のモデルとの比較によって、また第２の路面摩擦状態推装置では、ＳＡＴのモデルとの比較によって、各々グリップ状態を含む路面摩擦状態を推定する例について説明したが、このようにモデルとの比較という構成に限られるものではなく、ヒステリシス除去後のＳＡＴとスリップ角の関数としてグリップ状態を記述したり、ヒステリシス除去後のＳＡＴとスリップ角の２次元マップでグリップ状態を含む路面摩擦状態を推定しても良い。
【０１０９】
また、上記では電動パワーステアリング装置を搭載した車両へ適用した例について説明したが、操舵トルクとアシストトルクとに対応するパワーステアリング装置の油圧が計測できれば、油圧パワーステアリング装置の車両にも適用できるものである。
【０１１０】
次に、図２２を参照して空気圧の低下を判定する本発明の第１の実施の形態について説明する。本実施の形態は、操舵トルクとアシストトルクとを加算してＳＡＴ推定値を演算するＳＡＴ推定手段３６、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生しているＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定するＳＡＴ補正手段４２、操舵角と車速に基づいて前輪のスリップ角を推定するスリップ角推定手段３４が設けられている。本実施の形態では、図１４の摩擦状態推定手段に代えてＳＡＴ補正値と前輪スリップ角とに基づいて空気圧の低下を判定する空気圧低下判定手段５０が設けられている。
【０１１１】
次に、空気圧低下判定手段５０による空気圧低下の推定原理について説明する。タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによると、サイドフォースＦｆｙ及セルフアライニングトルク（ＳＡＴ）Ｔｓは、以下の式で表される。
【０１１２】
【数１８】
ただし、
【０１１４】
【数１９】
である。
【０１１６】
ここで、
Ｆｚ：接地荷重、
ｌ：タイヤ接地長、
Ｋｙ：単位幅かつ単位長さ当たりのトレッドラバーの横方向剛性、
ｂ：接地面の幅、
λ：横スリップ、
である。
【０１１７】
この横スリップλと前輪スリップ角との間には、
【０１１８】
【数２０】
の関係が有るが、一般的にξ＞０の領域ではスリップ角αｆは小さいので、下記の（２２）式のようにみなすことができる。
【０１２０】
【数２１】
以上の関係からスリップ角０付近におけるスリップ角の微小変化に対するサイドフォースの微小変化の比∂Ｆｆｙ／∂αｆで表される勾配（以下、サイドフォース勾配という）、及びスリップ角の微小変化に対するＳＡＴ補正値の微小変化の比で表される勾配∂Ｔｓ／∂αｆ（以下、ＳＡＴ補正値の勾配という）は、各々以下のように表される。
【０１２２】
【数２２】
ここで、空気圧が低下すると、路面に対するタイヤの接地長が増加するので、サイドフォース勾配、またはＳＡＴ補正値の勾配を演算し、サイドフォース勾配、またはＳＡＴ補正値の勾配が増加したか否かを判断することにより、タイヤの空気圧低下を判断することができる。本実施の形態の空気圧低下判定装置は、この特徴に着目し、空気圧低下に伴う接地長の増加をサイドフォース勾配の増加またはＳＡＴ補正値の勾配の増加として検出するものである。
【０１２４】
なお、上記（２３）式、（２４）式より、サイドフォース勾配はタイヤ接地長の２乗に比例するのに対し、ＳＡＴ勾配はタイヤ接地長の３乗に比例し、ＳＡＴ勾配の方がタイヤ接地長の変化がより顕著に表れるので、空気圧の低下をより精度良く検出することができる。
【０１２５】
以下、本実施の形態の作用について説明する。本実施の形態は、ＳＡＴ勾配に基づいて、空気圧の低下を判定するようにしたものである。ＳＡＴ推定手段３６は、図１４で説明したのと同様に、操舵トルクとアシストトルクとを加算してＳＡＴ推定値を演算する。ここで推定されたＳＡＴ推定値は、操舵系の内部摩擦を含んだ値であるので、ＳＡＴ補正手段４２は、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定する。また、スリップ角推定手段３４は、図１４で説明したように、操舵角と車速とに基づいて前輪のスリップ角を推定する。
【０１２６】
空気圧低下判定手段５０は、上記で説明した推定原理に基づいて、上記で説明した空気圧低下に伴う接地長の増加をＳＡＴ補正値の勾配の増加として検出する。すなわち、空気圧低下判定手段５０は、前輪スリップ角とＳＡＴ補正値とからスリップ角に対するＳＡＴ補正値の勾配を演算し、このＳＡＴ補正値の勾配が一定値以上になった場合に、空気圧が低下したと判定する。
【０１２７】
このＳＡＴ補正値の勾配は、オンライン同定法（オンライン最小２乗法）を用いて推定演算することができる。このオンライン最小２乗法は、以下で説明する図２３（Ｂ）のＳＡＴ補正値の勾配を推定し、推定された勾配と一定値（基準勾配を表す一点鎖線の勾配）との比較を行うものである。
【０１２８】
このオンライン最小２乗法を用いる場合、直進付近の微小な操舵状態においても勾配を推定することが可能であるため、直進に近い走行条件でも空気圧低下の判定が可能となる。また、ＳＡＴ補正値の勾配のみに着目するため、バンク走行時等路面カントによるＳＡＴ特性の切片がずれる状況においても路面カントの影響を受けることなく正確に空気圧低下の判定ができると、いう効果が得られる。
【０１２９】
なお、本実施の形態では、ＳＡＴ補正値の勾配を用いて空気圧の低下を判定する例について説明したが、本実施の形態はこれに限定されるものではなく、上記の第２の実施の形態で用いた前輪スリップ角に応じて設定されるＳＡＴ基準値を用い、このＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ補正値がＳＡＴ基準値より大きくなった場合に、タイヤの空気圧が低下したと判定するようにしてもよい。すなわち、空気圧低下判定手段５０では、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との差を演算し、この差が閾値を越えた場合に空気圧の低下と判定したり、またはＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との比を演算し、この値が閾値を超えた場合に空気圧が低下したと判定してもよい。また、ここで用いられる閾値は、スリップ角や車速に応じて可変に設定しても良い。
【０１３０】
図２３（Ａ）は、空気圧が正常の状態で一定車速（３０ｋｍ／ｈ）で走行中に、ステップ操舵を繰り返した時の操舵角とＳＡＴ推定値との関係、すなわち操舵角とドライバの操舵する操舵トルクにパワーステアリングのアシストトルクを加算した値との関係を示したものである。
【０１３１】
特開平１１−５９４６６号公報及び特開平１１−３３４６３４号公報に記載された従来技術では、一点差線で示す基準トルクを設定し、ＳＡＴ推定値が基準トルクを超えた場合に空気圧が低下したと判定している。しかしながら、図２３（Ａ）に示すように操舵角とＳＡＴ推定値との間にはヒステリシス特性が存在しているので、空気圧が正常にも拘わらず、操舵の過渡時等では基準値を超えている。
【０１３２】
従来技術では、空気圧低下判定を保舵時に限定する等によってこのような過渡状態における誤作動の防止を図っているが、この対策は推定できる走行条件を限定するものであり、判定遅れ等の問題が生じるものである。
【０１３３】
これに対し本実施の形態では、ＳＡＴ推定値及びＳＡＴ基準値を用いる場合には、図２３（Ｂ）に示すように、横軸を図２３（Ａ）の操舵角に代えてスリップ角としている。スリップ角は、タイヤの横力発生の基になる物理量であり、スリップ角とＳＡＴとの間には時間遅れ等の動特性が存在しない。これに対し、操舵角とＳＡＴとの間には、操舵角とスリップ角の間に車両運動に伴う動特性が存在するため、この動特性の影響を受ける。
【０１３４】
本実施の形態では、横軸を車両運動の動特性の影響を受けないスリップ角としているため、過渡時においても空気圧低下判定を行うことができる。
【０１３５】
図２３（Ｂ）は、上記のように横軸をスリップ角としたときのＳＡＴ推定値（破線）と操舵系の摩擦を除去したＳＡＴ補正値（実線）との変化を示したものである。横軸をスリップ角とすることで、車両運動の動特性の影響による特性のふくらみが除去され直線的な特性が得られていることが理解できる。
【０１３６】
さらに、ＳＡＴ補正手段４２において操舵系の摩擦を除去することによって、ヒステリシス特性も除かれていることが理解できる。図２３（Ｂ）には、同時に本実施の形態の空気圧低下判定手段５０において設定されたＳＡＴ基準値を一点鎖線で示している。この実験では、原点近傍の領域を除きＳＡＴ補正値が常にＳＡＴ基準値以下となっており、直進状態を除く広い領域で空気圧の低下判定が精度良く行われていることが理解できる。
【０１３７】
次に、図２４を参照して本発明の第２の実施の形態を説明する。本実施の形態は、第１の実施の形態のスリップ角推定手段３４に代えて、横加速度を検出する横加速度センサ４４、ヨー角速度を検出するヨー角速度センサ４６、及び横加速度とヨー角速度とに基づいて、前輪のサイドフォースを推定するサイドフォース推定手段５２を設けたものである。
【０１３８】
ＳＡＴ推定手段３６は、上記で説明したように、操舵トルクとアシストトルクを加算してＳＡＴ推定値を演算する。ここで推定されたＳＡＴ推定値は、操舵系の内部摩擦を含んだ値であるので、ＳＡＴ補正手段４２は、ＳＡＴ推定値から操舵系の摩擦によって生じるヒステリシス特性を除去し、路面−タイヤ間で発生している実際のＳＡＴをＳＡＴ補正値として推定する。
【０１３９】
サイドフォース推定手段５２は、横加速度センサ４４で検出された横加速度とヨー角速度センサ４６で検出されたヨー角速度とに基づいて、前輪のサイドフォースを推定する。空気圧低下判定手段５４は、ＳＡＴ補正値と前輪サイドフォースとに基づいて空気圧の低下を判定する。
【０１４０】
ここで、前輪サイドフォース（横力）Ｆｆは、以下の式で示される車体の運動方程式から求めることができる。
【０１４１】
【数２３】
ただし、前輪サイドフォースＦｆは、（２５）、（２６）式を連立し、後輪サイドフォースＦｒを消去することによって、以下の（２７）式のように表すことができる。
【０１４３】
【数２４】
ただし、
【０１４５】
【数２５】
である。
【０１４７】
また、Ｍ、ｖ、ｒ、ｕ、Ｉｚ、Ｌｆ、Ｌｒ、は、上記（１）、（２）式で説明したのと同じ物理量であり、 Ｆｆは前輪サイドフォース、Ｆｒは後輪サイドフォースである。
【０１４８】
したがって、サイドフォース推定手段５２は、図２５に示すように、（２７）式に基づいてヨー角速度にハイパスまたはバンドパスフィルタ処理を施して近似演算したヨー角速度微分値ｄｒ／ｄｔに近似した値を出力するフィルタ５２Ｂ、横加速度信号にヨー角速度に施したフィルタ処理と同じカットオフ周波数でローパスフィルタ処理を施して近似演算した横加速度微分値ｄｖ／ｄｔに近似した値を出力するローパスフィルタ５２Ａ、及びローパスフィルタ５２Ａ出力とフィルタ５２Ｂ出力とから上記（２７）式に基づいて前輪のサイドフォースＦｒを推定する演算手段５２Ｃから構成されている。
【０１４９】
また、空気圧低下判定手段５４は、前輪サイドフォースに応じたＳＡＴ基準値を設定するＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂ、ヨー角速度に施したフィルタ処理と同じカットオフ周波数でＳＡＴ補正値に対してローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタ５４Ａ、及び前輪サイドフォースに応じて設定されたＳＡＴ基準値とローパスフィルタ５４Ａでローパスフィルタ処理されたＳＡＴ補正値とを比較し、ＳＡＴ補正値がＳＡＴ基準値より大きくなった場合に、空気圧が低下したと判定する比較手段５４Ｃから構成されている。
【０１５０】
比較手段５４Ｃでは、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値の差を演算し、この差が閾値を越えた場合に空気圧が低下したと判定したり、ＳＡＴ補正値とＳＡＴ基準値との比を演算し、この比の値が閾値を超えた場合に空気圧が低下したと判定することができる。また、ここで用いられる閾値はスリップ角や車速に応じて可変に設定しても良い。
【０１５１】
図２６は、横軸を上記（２７）式に従って推定された前輪サイドフォースとしたときのＳＡＴ補正値を示したものである。横軸をサイドフォースとする場合も横軸をスリップ角とした場合と同様に、操舵系の摩擦を除去することによってＳＡＴのヒステリシス特性が除去されていることが理解できる。図２６には、同時に本実施の形態の空気圧低下判定手段５４のＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂにおいて設定されたＳＡＴ基準値を一点鎖線で示している。
【０１５２】
この実験では、原点近傍の領域を除き常にＳＡＴ補正値はＳＡＴ基準値以下となっており、直進状態を除く広い領域で空気圧低下判定が行われることが予測できる。
【０１５３】
ところで、前述の第１の実施の形態の構成では、ヨー角速度や横加速度等の車両運動状態量を計測するセンサが必要ないという特徴があるが、空気圧低下に伴うスリップ角推定の誤差の影響を受けるという問題もある。すなわち、車両運動方程式のパラメータであるコーナリングスティッフネスは、サイドフォース勾配と同じものであり、サイドフォース勾配は（２３）式に示すように空気圧変化に伴うタイヤの接地長変化の影響を受ける。このため、車両運動の動特性も空気圧変化の影響を受け、例えば、自然空気漏れ等の４輪同時に空気圧が低下した状態とパンク等の前輪１輪のみ低下する状態とでは、同じ操舵を行った場合のスリップ角の大きさが異なる。
【０１５４】
これに対し、第１の実施の形態では、パラメータを固定した車両運動モデルに基づいてスリップ角を推定しているため、４輪同時に空気圧が低下した状態と前輪１輪のみ空気圧が低下した状態とで同じ値を出力する。この演算結果は、空気圧低下判定の誤差要因になり得ると考えられる。
【０１５５】
これに対し、第２の実施の形態では（２７）式に基づいて推定演算されるサイドフォースを用いている。このサイドフォースは（２７）式から明らかなように、実際のサイドフォースを反映した車両運動の動特性から直接導出している結果、コーナリングスティッフネスの影響を受けていない。このため、４輪同時に空気圧が低下した状態や前輪１輪のみ空気圧が低下した状態との異なる状況によらず、常に正確なサイドフォースの推定が可能である。
【０１５６】
また、空気圧低下判定手段と５４して、ＳＡＴ基準値設定手段５４Ｂを用いることなく、前輪サイドフォースとヨー角速度に施したフィルタと同じカットオフ周波数をもつローパスフィルタ処理を施したＳＡＴ補正値とから、サイドフォースの微小変化に対するＳＡＴ補正値の微小変化の比で表されるサイドフォースにた対するＳＡＴ補正値の勾配を演算し、このサイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配が一定値以上になった場合に、空気圧が低下したと判定することもできる。
【０１５７】
なお、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配は、前述のスリップ角に対するＳＡＴ補正値の勾配を求めるアルゴリズムのスリップ角をサイドフォースに置き換えた演算によって推定することが可能である。また、ＳＡＴとサイドフォースの特性の場合、バンク走行時等路面カントによる影響は受けないため、推定パラメータのうち切片を０に固定して考えても良い。この場合、オンライン最小２乗法の推定パラメータは、勾配のみとなり演算負荷の低減効果も期待できる。以下にこのときのアルゴリズムを詳述する。
【０１５８】
ここでは、ＳＡＴとサイドフォースに次の関係が成立していると仮定する。
【０１５９】
【数２６】
ただし、ｋは、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配である。このとき上記（２８）式にオンライン最小２乗法を適用すると、以下の（２９）式が得られる。
【０１６１】
【数２７】
ただし、λｆは忘却係数である。
【０１６３】
この手法は、図２６のＳＡＴ補正値の勾配を推定し、推定された勾配と所定値（一点鎖線で表される勾配）との比較を行うものである。この手法を用いる場合、直進付近の微小な操舵状態においても勾配を推定することが可能であるため、直進に近い走行条件でも空気圧低下の判定が可能となる。また、ブラッシュモデルによって記述する場合、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配ｋは（２７），（２８）式より、
【０１６４】
【数２８】
となる。これは、トレッドラバーの剛性や接地幅に依存することなく、接地長のみ検出できることを意味している。したがって、サイドフォースに対するＳＡＴ補正値の勾配を導出する手法の場合、スタッドレスやサマーといったタイヤ種別やタイヤサイズに依存せず、精度良く空気圧の低下判定が可能である。
【０１６６】
以上説明したように本実施の形態によれば、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けない推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においても推定が可能になる。
【０１６７】
したがって、ＳＡＴ補正手段において操舵系の摩擦を除去するため、保舵時にハンドルが動かない程度にドライバが操舵トルクを変動させても、変動分が摩擦として除去されるためにＳＡＴ補正値は一定に保たれ、正確な空気圧低下判定が行われる。
【０１６８】
また、タイヤ発生力の基になる前輪スリップ角を推定し、このスリップ角とＳＡＴ補正値との関係から空気圧低下判定を行うため、推定値が車両運動の動特性の影響を受けず、速い操舵の状態でも正確な判定が可能となる。
【０１６９】
なお、本実施の形態では、上記（２３）式に従って、スリップ角に対するサイドフォース勾配を演算し、このサイドフォース勾配が所定値以上になったときに空気圧が低下したと判断するようにしてもよい。
【０１７０】
上記で説明したように、タイヤの空気圧が低下するとタイヤと路面との接地長が長くなるため、タイヤと路面との間の摩擦係数が大きくなったのと等価とみなすことができ、タイヤの空気圧低下と路面摩擦状態とは密接な関係にある。従って、路面摩擦状態推定について説明した実施の形態はタイヤの空気圧低下推定に用いることができ、タイヤの空気圧低下推定について説明した実施の形態は路面摩擦状態推定に用いることができる。
【０１７１】
【発明の効果】
以上説明したように本発明によれば、保舵時のドライバの操舵トルク変動に影響を受けないグリップ状態の推定が可能になると共に、レーンチェンジなど比較的速い操操舵時においてもグリップ状態の推定が可能になる、という効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】電動パワーステアリング装置が搭載された車両に本発明を適用した第１の実施の形態を示すブロック図である。
【図２】スリップ角基準値の上限及び下限を示す線図である。
【図３】スリップ角基準値の演算方法を説明するための線図である。
【図４】ＳＡＴ−スリップ角特性の路面摩擦状態による相違を示す線図である。
【図５】低グリップ状態でのスリップ角を示す線図である。
【図６】粘性補償後のＳＡＴとスリップ角との関係を示す線図である。
【図７】粘性補償前のＳＡＴとスリップ角との関係を示す線図である。
【図８】（Ａ）は操舵角の時間変化を示す線図であり、（Ｂ）はＳＡＴとスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図９】高μ路走行時のスリップ角基準値及びスリップ角推定値の時間変化を示す線図である。
【図１０】低μ路走行時のスリップ角基準値及びスリップ角推定値の時間変化を示す線図である。
【図１１】スリップ角の絶対値とスリップ角基準値の絶対値との差と、グリップ状態との関係を示す線図である。
【図１２】高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図１３】低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角の時間変化を示す線図である。
【図１４】電動パワーステアリング装置が搭載された車両に本発明を適用した第２の実施の形態を示すブロック図である。
【図１５】ＳＡＴ補正値の上限及び下限を示す線図である。
【図１６】ＳＡＴ推定値からＳＡＴ補正値を演算する方法を説明するための線図である。
【図１７】（Ａ）はＳＡＴ推定値の時間変化を示す線図であり、（Ｂ）はヒステリシス特性を除去したＳＡＴ補正値の時間変化を示す線図である。
【図１８】（Ａ）は高μ路及び低μ路におけるスリップ角とＳＡＴ推定値との関係を示す線図であり、（Ｂ）は高μ路及び低μ路におけるスリップ角とＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【図１９】（Ａ）は高μ路走行時のＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値との時間変化を示す線図であり、（Ｂ）は低μ路走行時のＳＡＴ基準値とＳＡＴ補正値との時間変化を示す線図である。
【図２０】ＳＡＴ基準値の絶対値とＳＡＴ補正値の絶対値との差と、グリップ状態との関係を示す線図である。
【図２１】（Ａ）は高μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示す線図、（Ｂ）は低μ路走行時のグリップ状態とスリップ角推定値とを示す線図である。
【図２２】本発明をタイヤの空気圧低下を推定する装置に適用した第１の実施の形態を示すブロック図である。
【図２３】（Ａ）は操舵角とＳＡＴ推定値との関係を示す線図であり、（Ｂ）はスリップ角とＳＡＴ推定値及びＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【図２４】本発明をタイヤの空気圧低下を推定する装置に適用した第２の実施の形態を示すブロック図である。
【図２５】図２８のサイドフォース推定手段及び空気圧低下判定手段の詳細を示すブロック図である。
【図２６】サイドフォースとＳＡＴ補正値との関係を示す線図である。
【符号の説明】
１０ ステアリングシャフト
１２ ステアリングホイール
１４ ステアリングギヤ
１６ タイロッド
１８ 操舵角センサ
２０ トルクセンサ
２２ 電気制御装置
２４ 減速機
２６ 電気モータ
３０ 車速センサ
３２ アシストトルクセンサ
３４ スリップ角推定手段
３６ ＳＡＴ推定手段
３８ スリップ角基準値演算手段
４０ 摩擦状態推定手段
４２ ヒステリシス特性除去手段
４４ 摩擦状態推定手段
Claims (8)
- 車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、
前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、
前記車両の車輪スリップ角を推定するスリップ角推定手段と、
前記スリップ角推定手段で推定された前記前輪スリップ角に応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、
前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、
を含む路面摩擦状態推定装置。 - 前記スリップ角と前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項１記載の路面摩擦状態推定装置。
- タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項１または請求項２記載の路面摩擦状態推定装置。
- 高グリップ状態を仮定して設定される前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項１または請求項２記載の路面摩擦状態推定装置。
- 車両が走行中の路面摩擦状態を推定する路面摩擦状態推定装置であって、
前記車両の路面−タイヤ間で発生している実際のセルフアライニングトルクを推定する推定手段と、
前記車両の車輪のサイドフォースを推定するサイドフォース推定手段と、
前記サイドフォース推定手段で推定された前記前輪のサイドフォースに応じたセルフアライニングトルク基準値を設定するセルフアライニングトルク基準値設定手段と、
前記セルフアライニングトルク基準値設定手段が設定したセルフアライニングトルク基準値と前記推定手段が推定したセルフアライニングトルクとの比較結果に基づいて、前記車輪に対するグリップ状態を推定するグリップ状態推定手段と、
を含む路面摩擦状態推定装置。 - 前記サイドフォースと前記セルフアライニングトルク基準値の直線的な特性に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項５記載の路面摩擦状態推定装置。
- タイヤ発生力特性を理論的に記述したブラッシュモデルによる勾配を有する直線の前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項５または請求項６記載の路面摩擦状態推定装置。
- 高グリップ状態を仮定して設定される前記セルフアライニングトルク基準値に基づいて、前記セルフアライニングトルク基準値を設定する請求項５または請求項６記載の路面摩擦状態推定装置。
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2009180581A (ja) * | 2008-01-30 | 2009-08-13 | Fuji Heavy Ind Ltd | 路面摩擦係数推定装置 |
| JP2010111246A (ja) * | 2008-11-06 | 2010-05-20 | Mitsubishi Electric Corp | 路面摩擦係数推定装置 |
-
2003
- 2003-06-26 JP JP2003183311A patent/JP2004045402A/ja active Pending
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