JP2004352046A - タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 - Google Patents
タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP2004352046A JP2004352046A JP2003151226A JP2003151226A JP2004352046A JP 2004352046 A JP2004352046 A JP 2004352046A JP 2003151226 A JP2003151226 A JP 2003151226A JP 2003151226 A JP2003151226 A JP 2003151226A JP 2004352046 A JP2004352046 A JP 2004352046A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- self
- grip
- wheel
- estimating
- braking
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Images
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
- B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
- B62D6/00—Arrangements for automatically controlling steering depending on driving conditions sensed and responded to, e.g. control circuits
- B62D6/002—Arrangements for automatically controlling steering depending on driving conditions sensed and responded to, e.g. control circuits computing target steering angles for front or rear wheels
- B62D6/006—Arrangements for automatically controlling steering depending on driving conditions sensed and responded to, e.g. control circuits computing target steering angles for front or rear wheels using a measured or estimated road friction coefficient
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B60—VEHICLES IN GENERAL
- B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
- B60T8/00—Arrangements for adjusting wheel-braking force to meet varying vehicular or ground-surface conditions, e.g. limiting or varying distribution of braking force
- B60T8/17—Using electrical or electronic regulation means to control braking
- B60T8/172—Determining control parameters used in the regulation, e.g. by calculations involving measured or detected parameters
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B60—VEHICLES IN GENERAL
- B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
- B60T2210/00—Detection or estimation of road or environment conditions; Detection or estimation of road shapes
- B60T2210/10—Detection or estimation of road conditions
- B60T2210/12—Friction
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B60—VEHICLES IN GENERAL
- B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
- B60T2240/00—Monitoring, detecting wheel/tire behaviour; counteracting thereof
- B60T2240/02—Longitudinal grip
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Transportation (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Mathematical Physics (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Combustion & Propulsion (AREA)
- Control Of Driving Devices And Active Controlling Of Vehicle (AREA)
- Regulating Braking Force (AREA)
- Steering Control In Accordance With Driving Conditions (AREA)
Abstract
【課題】車両に前後方向又は横方向に力が作用した場合にグリップ度を精度よく推定する。
【解決手段】ＳＡＴ推定器１６は路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。スリップ角演算器１８は、前輪スリップ角を推定する。横力演算器１８０は、車輪に発生する横力を演算する。ＳＡＴモデル演算器２２は、スリップ角推定値と横力値からＳＡＴモデル値を演算する。前後方向状態量演算器２４０は、車輪に発生する前後方向状態量を演算する。グリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値、及び前後方向状態量演算器２４０により推定された前後方向状態量から、グリップ度を推定する。
【選択図】 図１３
【解決手段】ＳＡＴ推定器１６は路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。スリップ角演算器１８は、前輪スリップ角を推定する。横力演算器１８０は、車輪に発生する横力を演算する。ＳＡＴモデル演算器２２は、スリップ角推定値と横力値からＳＡＴモデル値を演算する。前後方向状態量演算器２４０は、車輪に発生する前後方向状態量を演算する。グリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値、及び前後方向状態量演算器２４０により推定された前後方向状態量から、グリップ度を推定する。
【選択図】 図１３
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、グリップ度推定装置等に係り、より詳細には、車輪のグリップ度を推定するグリップ度推定装置等に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、セルフアライニングトルクを利用してグリップ状態を推定する装置が提案されている（特許文献１参照。）。
【０００３】
【特許文献１】
特開２００２−１２１６０号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、上記従来の装置では、セルフアライニングトルクを利用してグリップ状態を推定する際は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力や横力等を考慮していない。従って、制動状態や駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができない。
【０００５】
本発明は、上記事実に鑑み成されたもので、車両に前後方向又は横方向に力が作用した場合にグリップ度を精度よく推定することの可能なグリップ度推定装置等を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
上記目的達成のため請求項１記載の発明に係るタイヤグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比及び前記前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【０００７】
セルフアライニングトルク推定・検出手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出する。
【０００８】
横方向状態量演算手段は、前記車輪に発生する横方向状態量を演算し、前後方向状態量演算手段は、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する。
【０００９】
セルフアライニングモデル値演算手段は、横方向状態量演算手段により演算された横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算する。比演算手段は、セルフアライニング比を演算する。セルフアライニング比は、セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比である。
【００１０】
そして、グリップ度推定手段は、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定する。
【００１１】
このように、横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算し、セルフアライニングトルクとセルフアライニングトルクモデル値との比（セルフアライニング比）を演算し、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度よく推定することができる。
【００１２】
請求項２記載の発明に係るタイヤグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量、前記前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【００１３】
セルフアライニングトルク推定・検出手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出する。横方向状態量演算手段は、車輪に発生する横方向状態量を演算する。前後方向状態量演算手段は、車輪に発生する前後方向状態量を演算する。
【００１４】
セルフアライニングモデル値演算手段は、横方向状態量、前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算する。
【００１５】
比演算手段はセルフアライニング比を演算し、グリップ度推定手段は、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定する。
【００１６】
このように、車輪に発生する横方向状態量・前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算して、セルフアライニング比を演算し、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度良く推定することができる。
【００１７】
請求項２記載の発明では、請求項３のように、グリップ度推定手段は、セルフアライニングトルク比に加え、前後方向状態量を用いてタイヤのグリップ度を推定するようにしてもよい。これにより、グリップ度をより精度良く推定することができる。
【００１８】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項４のように、前記横方向状態量をスリップ角、前記前後方向状態量を前後力又は前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長及びタイヤ剛性としてもよい。
【００１９】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項５のように、前記横方向状態量を横力、前記前後方向状態量を前後力、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長及びタイヤ剛性としてもよい。
【００２０】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項６のように、前記横方向状態量を横力、前記前後方向状態量を、前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長であるとしてもよい。
【００２１】
請求項７記載の発明は、請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明において、車速を検出する車速検出手段と、操舵角を検出する舵角検出手段とを更に含み、前記横方向状態量演算手段を、前記車速と前記操舵角とから車両線形モデルに基づいて、タイヤに発生する横力を推定する推定手段と、前記横力推定手段で推定された横力にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、車両状態量からタイヤに発生する横力を演算する横力演算手段と、前記横力演算手段で演算された横力にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理が施された横力と、前記ローパスフィルタによりローパスフィルタ処理が施された横力との和を横方向状態量として演算する演算手段と、により構成している。
【００２２】
請求項８記載の発明は、請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明において、前記前後方向状態量演算手段を、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、前記制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量を演算する除算器と、により構成している。
【００２３】
なお、その他の発明として以下の発明が提案される。
【００２４】
即ち、第１に、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比及びタイヤパラメータに基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を含むタイヤグリップ度推定装置。
【００２５】
第２に、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量、前記前後方向状態量、及び所定のパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比、前記前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を含むタイヤグリップ度推定装置。
【００２６】
請求項９にかかるグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定するセルフアライニングトルク推定手段と、前記車輪に発生するスリップ角を演算するスリップ角演算手段と、前記スリップ角演算手段により演算されたスリップ角、前記車輪の接地長及び剛性に基づいて、セルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングトルクモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定手段により推定されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングトルクモデル値演算手段により演算されたセルフアライニングトルクモデル値と、の比であるセルフアライニングトルク比を演算するセルフアライニングトルク比演算手段と、前記車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、前記セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比と、前記制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、前記操舵輪のグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【００２７】
本発明のセルフアライニングトルク推定手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定する。なお、車輪は、請求項１４のように、車両の前輪の場合もあり、請求項１５のように、車両に取付けられた全ての車輪である場合もある。なお、車輪が車両の後輪の場合もある。なお、車輪は操舵輪の場合もあり、非操舵輪の場合もある。
【００２８】
スリップ角演算手段は、車輪に発生するスリップ角を演算する。なお、スリップ角演算手段は、請求項１３のように、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいて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により推定されたスリップ角にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、前記車輪の横力を演算する横力演算手段と、前記横力演算手段により演算された横力を前記車輪のコーナリングパワーで除算することにより、横力から換算されたスリップ角を演算するスリップ角換算手段と、前記スリップ角換算手段により換算されたスリップ角にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理されたスリップ角と、前記ローパスフィルタによりフィルタ処理されたスリップ角と、を加算することにより、前記車輪に発生するスリップ角を演算する加算手段と、により構成するようにしてもよい。
【００２９】
セルフアライニングトルクモデル値演算手段は、スリップ角演算手段により演算されたスリップ角、車輪の接地長及び剛性に基づいて、セルフアライニングトルクモデル値を演算する。セルフアライニングトルク比演算手段は、セルフアライニングトルク推定手段により推定されたセルフアライニングトルクと、セルフアライニングトルクモデル値演算手段により演算されたセルフアライニングトルクモデル値と、の比であるセルフアライニングトルク比を演算する。
【００３０】
制駆動力推定手段は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する。
【００３１】
そして、グリップ度推定手段は、セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定する。なお、グリップ度推定手段は、請求項１０のように、セルフアライニングトルク比、制駆動力、及びグリップ度の関係を予め記憶する記憶手段を備え、セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比及び制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、記憶手段により記憶された上記関係と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するようにしてもよい。
【００３２】
このように、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる。
【００３３】
ところで、請求項１１のように、車輪の接地長及び剛性は予め定められた値としてもよい。しかしながら、車両が制駆動状態のときは、車輪への荷重状態が変化する場合がある。そこで、請求項１２のように、車輪への荷重状態を推定する荷重状態推定手段を更に備え、車輪の接地長さ及び剛性を、荷重状態推定手段により推定された車輪への荷重状態に基づいて定めるようにしてもよい。
【００３４】
このように、車輪の接地長さ及び剛性を、車輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算し、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度をより精度よく推定することができる。
【００３５】
また、請求項１６記載の発明は、操舵状況より求めたセルフアライニングトルク推定値、車両状況から求めたセルフアライニングトルクモデル値、及び制駆動力に基づいて、グリップ度を推定する。よって、制駆動力の影響なくグリップ度が正確に検出できる。
【００３６】
この場合、請求項１７のように、タイロッド軸力とナックルアーム長さよりキングピン周りのトルクを演算してセルフアライニングトルク推定値とするようにしてもよい。よって、正確にセルフアライニングトルク推定値が演算できる。
【００３７】
上記請求項１６又は請求項１７においては、請求項１８のように、各輪毎のグリップ度を推定するようにしてもよい。即ち、各輪毎のグリップ度が得られる。
【００３８】
請求項１９記載の発明は、請求項１８にて推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御する。
【００３９】
このように、精度よく推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御するので、走行状態を精度よく制御することができる。
【００４０】
この場合、請求項２０のように、前記走行状態が安定するように、走行状態を制御するようにしてもよい。
【００４１】
具体的に、走行状態の制御は、請求項２１のように、旋回制動時に４輪のグリップ度が均一となるように制動力を調整すること、駆動輪のグリップ度を推定し、グリップ度が低い場合にはグリップ度の低下を抑制すること、後輪のグリップ度が所定以下となった場合にはスピン抑制制御を行うこと、前輪のグリップ度が所定以下となった場合にはドリフトアウト抑制制御を行うこと、全輪のグリップ度が所定以下となった場合には減速を行うこと、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪操舵角を切り戻すこと、及び、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪のスタビライザの剛性を高めることの少なくとも１つとしてもよい。
【００４２】
ここで、上記のように、旋回制動時に４輪のグリップ度が均一となるように制動力を調整すると、角輪のグリップ余裕度が均一になり最適な制動力配分とすることができる。
【００４３】
また、駆動輪のグリップ度を推定し、グリップ度が低い場合にはグリップ度の低下を抑制すると、過剰なスリップ以前の早い段階でトラクション制御ができる。
【００４４】
更に、後輪のグリップ度が所定以下となった場合にはスピン抑制制御を行ったり、行うと、前輪のグリップ度が所定以下となった場合にはドリフトアウト抑制制御を行うと、旋回挙動を良好にできる。
【００４５】
また、全輪のグリップ度が所定以下となった場合には減速を行うと、４輪ドリフトの検出及び対応が可能となる。
【００４６】
更に、後輪のグリップ度が所定以下となったら、即ち、オーバーステア傾向になった場合には前輪操舵角を切り戻すと、横力を低下させてバランスさせることができる。
【００４７】
また、後輪のグリップ度が所定以下となったら、即ち、オーバーステア傾向となったら、前輪のスタビライザの剛性を高めると、前輪荷重の左右差を大きくし後輪荷重の左右差を小さくして後輪のグリップ度を高めることができる。
【００４８】
【発明の実施の形態】
〔第１の実施の形態〕
以下、図面を参照して、本発明の第１の実施の形態を詳細に説明する。
【００４９】
図１に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、ドライバが図示しない操舵系（ステアリング）を操舵する際の操舵トルクを検出する操舵トルク検出器１２と、図示しないパワーステアリング（以下、パワステという）によるアシストトルクを検出するアシストトルク検出器１４と、操舵トルク検出器１２により検出された操舵トルクと、アシストトルク検出器１４により検出されたアシストトルクと、から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定するＳＡＴ推定器１６と、を備えている。
【００５０】
また、グリップ度推定装置は、車速と操舵角などから前輪スリップ角を推定するスリップ角演算器１８と、車両の前後加速度信号などから制駆動に伴う操舵輪の荷重変化を推定する荷重変化推定器２０と、スリップ角推定値と荷重変化からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を演算するＳＡＴモデル演算器２２と、を備えている。
【００５１】
更に、グリップ度推定装置は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する制駆動力推定器２４と、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値、及び制駆動力推定器２４により推定された制駆動力から、グリップ度を推定するグリップ度推定器２６と、を備えている。
【００５２】
図２に示すように、グリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴと、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値と、から、ＳＡＴのＳＡＴモデル値に対する比をＳＡＴモデル比として演算するＳＡＴモデル比演算器２８と、ＳＡＴモデル比、制駆動力、及びグリップ度の関係を示す３次元マップであるグリップ度マップを記憶するメモリ３２と、ＳＡＴモデル比演算器２８により演算されたＳＡＴモデル比及び制駆動力推定器２４により推定された制駆動力と、メモリ３２に記憶されたＳＡＴモデル比、制駆動力、及びグリップ度の関係を示すグリップ度マップと、に基づいて、グリップ度を演算出力するグリップ度出力器３０と、を備えている。
【００５３】
図３に示すように、スリップ角演算器１８は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいてスリップ角推定値を演算するスリップ角推定器３４と、横加速度及びヨーレートを入力し、車両運動状態量から前輪の横力を演算する横力演算器３８と、横力演算値を前輪コーナリングパワーで除算し横力演算値のスリップ角換算値を演算するスリップ角換算器４０と、スリップ角推定値をハイパス処理するハイパスフィルタ３６と、スリップ角換算値をローパス処理するローパスフィルタ４２と、ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角を加算し統合スリップ角を演算する加算器４４と、を備えている。
【００５４】
次に、本実施の形態におけるグリップ度の推定原理を説明する。
前後スリップ、横スリップを
【００５５】
【数１】
【００５６】
ただし、ｓ：スリップ率、β：スリップ角、Ｋβ：スリップ角に対する横力の剛性、Ｋｓ：スリップ率に対する前後力の剛性と定義することによって、ブラッシュモデルによるタイヤ発生力は、次式のように簡素化されて記述できる。
【００５７】
【数２】
【００５８】
ただし、
【００５９】
【数３】
【００６０】
である。ここで、μ：路面摩擦係数（路面μ）、Ｆ：タイヤ発生力、Ｆｘ：制駆動力、Ｆｙ：横力、Ｆｚ：接地力であり、タイヤ発生力の方向はすべりの方向と一致すると仮定すると、
【００６１】
【数４】
【００６２】
となる。ここでは、以上の関係を用いて制駆動時のＳＡＴ記述の整理を行う。まず、準備として（６）、（９）式を整理し、
【００６３】
【数５】
【００６４】
を、また、（３）、（４）式を整理し、
【００６５】
【数６】
【００６６】
を得る。さらに、（６）、（８）、（１１）式から、
【００６７】
【数７】
【００６８】
を得る。
【００６９】
ところで、制動時のＳＡＴは、次式のように記述できることが知られている（自動車の運動と制御、３７／３９、山海堂（１９９２））。
【００７０】
【数８】
【００７１】
また、同様に駆動時のＳＡＴは、次式によって記述される。
【００７２】
【数９】
【００７３】
（１３）、（１４）式より、制駆動時のＳＡＴは、スリップ角とスリップ率および路面μの複雑な関数であることがわかる。図４及び図５は、（１３）、（１４）式などからＳＡＴを演算した結果を示したものである。これらの図４及び図５に示すように、ＳＡＴは制駆動の影響を受けて変化し、例えばスリップ角＝０．１ｒａｄの状態では、駆動力の増加に伴ってＳＡＴは初め増加するもののその後減少するというように非単調な複雑な特性を示すことがわかる。このように、ＳＡＴと制駆動力の間には複雑な関係が存在する。
【００７４】
一方、ＦＦ車への展開やアクティブブレーキ制御によって車両運動の安定化を図るＶＳＣへの応用を考えた場合には、グリップ度推定の制駆動状態への拡張は不可欠と考えられる。このため、本発明者は、次に説明するように、ＳＡＴのモデルを再整理するとともに、非制駆動状態の解析で利用した線形モデル比（ＳＡＴと線形モデル出力との比）とグリップ度（１−μ利用率）の関連（非制駆動状態では一致）などに着目して解析を行い、制駆動時のグリップ度の推定の可能性について検討した。
【００７５】
最初に、タイヤ単体での制駆動力と車輪のｚ軸（鉛直方向）周りのＳＡＴに関して検討した。即ち、スリップ率、スリップ角を前後スリップ、横スリップに置き換えて記述すると、（１３）、（１４）式は、何れも
【００７６】
【数１０】
【００７７】
と記述できる。さらに、（１５）式に（１０）、（１１）、（１２）式を用いて整理すると、
【００７８】
【数１１】
【００７９】
となる。ここで、グリップ度（１−μ利用率）εは、
【００８０】
【数１２】
【００８１】
となることから、結局ＳＡＴは、横スリップと制駆動力およびグリップ度を用いて、
【００８２】
【数１３】
【００８３】
と記述することができる。
【００８４】
ＳＡＴは、横スリップと制駆動力およびグリップ度によって記述できることがわかった。これは、横スリップと制駆動力、ＳＡＴが検出できる場合のグリップ度推定の可能性を示すものである。ここでは、非制駆動状態での解析に利用したＳＡＴの線形モデル比（ＳＡＴとＳＡＴ線形モデル出力の比）を利用してグリップ度との関連を整理し、グリップ度推定の検討を行う。
ＳＡＴの線形モデルを、
【００８５】
【数１４】
【００８６】
とすると、ＳＡＴの線形モデル比（セルフアライニングトルク比）γは
【００８７】
【数１５】
【００８８】
となり、（１６）式より
【００８９】
【数１６】
【００９０】
という関係が成立することがわかる。したがって、線形モデル比γと前後方向状態量である制駆動力Ｆｘ（又はＦｘ／Ｋβ）から（２０）式に基づいてグリップ度
【００９１】
【数１７】
【００９２】
を導出することができる。
【００９３】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【００９４】
図６は、（２０）式からグリップ度を解いた、すなわち制駆動力と線形モデル比からグリップ度を求めて３次元マップとして示した結果である。この図より、制駆動力、線形モデル比とグリップ度の間には、平面に近い単調な関係が存在しており、精度の良いグリップ度推定が期待できる。
【００９５】
次に、キャスタートレール、荷重移動（変化）を考慮して検討した。
【００９６】
即ち、制駆動に伴う荷重移動の影響を受けるとともにグリップ度推定で使用される信号は、キングピン周りのトルクの左右輪和（ハンドル軸換算値）であることを考慮する必要がある。
【００９７】
ところで、荷重変化時には、接地長は荷重の平方根に比例して長くなるとともに、コーナリングパワー、ブレーキングスティッフネスは荷重に比例して大きくなる、すなわち、
【００９８】
【数１８】
【００９９】
と記述できる。ただし、０は非制駆動状態の値を表している。
【０１００】
また、ｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、キャスタートレールやキングピンオフセットの影響が、次式のように記述される。
【０１０１】
【数１９】
【０１０２】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットであり、キングピンオフセットの影響は左右輪で符号が異なる性質を有している。ここで左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０１０３】
【数２０】
【０１０４】
と記述される。ただし、ここでは、タイヤ剛性と前後力に関しては、左右２輪分の値を改めてＫｓ、Ｋβ、Ｆｘと記述している。また、ｇｈはハンドルギヤ比である。この場合、荷重移動による接地長、コーナリングスティッフネス変化の影響を考慮した線形モデルＴｓ０（ハンドル軸換算値）は、
【０１０５】
【数２１】
【０１０６】
であることから線形モデル比γは、
【０１０７】
【数２２】
【０１０８】
と演算される。したがって、タイヤ単体で考えた場合と同様、キャスタートレールを考慮したハンドル周りのトルクで考察した場合も、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（２７）式に基づいてグリップ度
【０１０９】
【数２３】
【０１１０】
を導出することができる。
【０１１１】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【０１１２】
図７は、（２７）式からグリップ度を解いた、すなわち制駆動力と線形モデル比からグリップ度を求めて３次元マップとして示した結果である。図６と比較することにより、キャスタートレールの存在により、制駆動力のグリップ度に及ぼす影響は小さくなることがわかる。
【０１１３】
次に、前述した原理に基づいた本実施の形態に係るグリップ度推定装置の作用を説明する。
【０１１４】
操舵トルク検出器１２は、ハンドルに取り付けられたトルクセンサによってドライバの操舵する操舵トルクを検出する。アシストトルク検出器１４は、電動パワステの電流値にトルク定数を乗じてパワステのアシストトルクを算出する。
【０１１５】
ＳＡＴ推定器１６は、操舵トルクとアシストトルクの和から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。摩擦除去の演算は、以下のロジックによって行う。
【０１１６】
図８（Ａ）に示す２本の直線の幅は、操舵系の摩擦によって生じたヒステリシスの大きさを表したものであり、それぞれの直線の傾きは１である。図８（Ｂ）は、摩擦除去演算の方法を示すものである。操舵トルクとアシストトルクの和、スリップ角ともに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推定値は０を出力する。つぎに操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、ＳＡＴ推定値は、操舵トルクとアシストトルクの和に対し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、
【０１１７】
【数２４】
【０１１８】
と演算される。ただし、ＴＳＡＴは、ＳＡＴ推定値、ＴＤＡは、操舵トルクとアシストトルクの和である。この傾きＫ１は、１に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦などによって操舵トルクとアシストトルクの和が変動してもＳＡＴ推定値の変動は小さいことを表現するものである。さらに、操舵が行われ、（１）によるＳＡＴ推定値の演算値が図８（Ｂ）におけるＡ点まで達し、さらに操舵トルクとアシストトルクの和が増加する場合には、モデルの下限に沿って次式に従って増加する。
【０１１９】
【数２５】
【０１２０】
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、操舵トルクとアシストトルクの和が減少し始めた場合には、傾きＫ１で（２８）式に従ってＳＡＴ推定値は減少する。この領域では、操舵トルクとアシストトルクの和の変動に対し、ＳＡＴ推定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ステシステムのクーロン摩擦などの影響によってＳＡＴ推定値には影響が現れないことを表現したものである。なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再び操舵トルクとアシストトルクの和が増加する場合には、（２８）式に従いＢ点に向かってＳＡＴ推定値は増加する。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴ操舵トルクとアシストトルクの和が減少し、モデル上限に達した場合には、ＳＡＴ推定値は上限に沿って（２９）式に従って減少する。このような２種類の傾きの設定によって図８（Ｂ）に示すヒステリシス特性が除去される。
【０１２１】
図９（Ａ）及び図９（Ｂ）は、高μ路面走行時の操舵トルクとアシストトルクの和とこの値から（１）、（２）式に基づいてヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値を示したものである。摩擦除去の効果によって、クーロン摩擦などの影響と考えられる保舵時の変動がほぼ補償されていることがわかる。
【０１２２】
また、図１０（Ａ）及び図１０（Ｂ）は、高μ路、低μ路の走行時のスリップ角と操舵トルクとアシストトルクの和、およびスリップ角とＳＡＴ推定値の関係を示したものである。ヒステリシス特性が除去されていることがわかる。
【０１２３】
次に、スリップ角演算器１８（図３参照）によるスリップ角の演算を説明する。スリップ角推定器３４は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づき前輪スリップ角を推定する。スリップ角演算器１８における前輪スリップ角の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０１２４】
【数２６】
【０１２５】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、αＥ：前輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（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：ハンドル角である。なお、前輪のグリップ度を推定する本実施の形態においては、ｃｆは前述のＫβと同じものである。 （３０）、（３１）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、
【０１２６】
【数２７】
【０１２７】
ただし、
【０１２８】
【数２８】
【０１２９】
という形式で表現される。
横力演算器３８は、車両運動状態量から前輪の横力を演算する。前輪横力は、車体の運動方程式
【０１３０】
【数２９】
【０１３１】
ただし、Ｆｆ：前輪横力、Ｆｒ：後輪横力を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０１３２】
【数３０】
【０１３３】
ただし、
【０１３４】
【数３１】
【０１３５】
である。
【０１３６】
スリップ角換算器１８は、横力演算値を前輪コーナリングパワーで除算し、横力演算値のスリップ角換算値を演算する。すなわち、
【０１３７】
【数３２】
【０１３８】
ただし、αＴ：スリップ角換算値である。
【０１３９】
ハイパスフィルタ３６は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０１４０】
【数３３】
【０１４１】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０１４２】
【数３４】
【０１４３】
を（３８）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０１４４】
【数３５】
【０１４５】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２はハイパスフィルタ３６と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０１４６】
【数３６】
【０１４７】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０１４８】
【数３７】
【０１４９】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２に入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含むスリップ角推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含むスリップ角換算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けないスリップ角を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、スリップ角換算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角は、加算され、統合スリップ角としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０１５０】
【数３８】
【０１５１】
ただし、αＴ：統合スリップ角である。
【０１５２】
荷重変化推定器２０（図１参照）は、車両の前後加速度信号ｇｘから操舵輪である前輪の荷重変化後の接地荷重Ｆｚを次式に基づいて推定演算する。
【０１５３】
【数３９】
【０１５４】
ただし、ｈは重心高、Ｆｚ０は前輪の静止荷重であり、
【０１５５】
【数４０】
【０１５６】
である。
【０１５７】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、統合スリップ角と荷重移動後の接地荷重からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を（２１）−（２３）式および（２６）式に基づき演算する。
【０１５８】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８（図２参照）は、ＳＡＴ推定値とＳＡＴモデル値からＳＡＴ推定値のＳＡＴモデル値に対する比をＳＡＴモデル比として演算する。グリップ度マップは、図７に示すＳＡＴモデル比と制駆動力からグリップ度を出力する３次元マップであり、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加で、制駆動力（駆動力を正）に関して単調減少となることを特徴としている。
【０１５９】
図１１は、低μ路における制動時と非制動時のＳＡＴ線形モデル値（統合スリップ角から演算）とＳＡＴ推定値の比較を行ったものである。制動によってＳＡＴ推定値が小さくなることが確認される。
【０１６０】
図１２（Ａ）〜図１２（Ｃ）は、低μ路における制動時のグリップ度推定値の真値比較を示したものである。グリップ度真値は、路面μを一定（０．３５）と仮定し、前輪で発生している前後力と横力を荷重で基準化した実績μ値から「グリップ度真値＝１−μ利用率＝１−実績μ値／路面μ」として演算した値である。また、グリップ度推定値は、図６のマップに基づき、制動力と線形モデル比から演算した値である。この図より、１．７ｓ以前の非制動時、１．７ｓ以降の制動中ともにグリップ度推定が正確に実施できていることがわかる。
【０１６１】
本実施の形態では、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定器により推定された制駆動力と、に基づいて、操舵輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる。
【０１６２】
また、本実施の形態では、操舵輪の接地長さ及び剛性を、操舵輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算し、操舵輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度をより精度よく推定することができる。
【０１６３】
なお、上記実施の形態では、操舵輪の接地長さ及び剛性を、操舵輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算（（２１）−（２３）、（２６）式）しているが、本発明はこれに限定されるものではなく、操舵輪の接地長及び剛性は予め定められた値として、セルフアライニングトルクモデル値を演算（（１９）式等）するようにしてもよい。この場合には、荷重変化推定器２０を省略するようにしてもよい。
〔第２の実施の形態〕
次に、第２の本実施の形態を説明する。前述した第１の実施の形態では、操舵輪を前２輪とし、前輪の左右２輪の操舵トルクからグリップ度を推定していたが、本実施の形態では、各輪毎にグリップ度を推定するものである。なお、本例における構成は前述した実施の形態と同様であるので、その説明を省略する。
【０１６４】
最初に、本実施の形態における各輪毎にグリップ度を推定する原理を説明する。
【０１６５】
左右２輪の操舵トルクからグリップ度を推定する場合には、左右輪に働くキングピンオフセットに基づくトルクは相殺していたためグリップ度推定時にはこの影響を考慮する必要はなかった。しかし、各輪ごとにＳＡＴを推定し、このＳＡＴとスリップ角から各輪毎のグリップ度を推定する場合には、キングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去する必要がある。すなわち、ブラッシュモデルにおいて導出されるｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、
【０１６６】
【数４１】
【０１６７】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットという関係が存在しており、キングピンオフセットと制駆動力は既知であると仮定すると、（１０１）式における右辺第３項を除去することが可能である。すなわち、キングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去したキングピン周りトルクＴｋｃは、
【０１６８】
【数４２】
【０１６９】
と記述できる。なお、接地長、コーナリングパワー、ブレーキングスティッフネスは荷重の関数として、
【０１７０】
【数４３】
【０１７１】
と記述される。ただし、０は静止荷重状態の値を表している。ここで、荷重移動による接地長、コーナリングスティッフネス変化の影響を考慮した線形モデルＴｋ０を、
【０１７２】
【数４４】
【０１７３】
とすると線形モデル比γは、
【０１７４】
【数４５】
【０１７５】
と演算される。したがって、各輪単位で考察した場合も、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（１０７）式に基づいてグリップ度
【０１７６】
【数４６】
【０１７７】
を導出することができる。
【０１７８】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【０１７９】
次に、本実施の形態における作用を説明する。
【０１８０】
ＳＡＴ推定器１６は、操舵輪のタイロッド部に貼られた歪みゲージ出力、すなわちタイロッド軸力にナックルアーム長を乗じてキングピン周りのトルクをＳＡＴ推定値として出力する。
【０１８１】
スリップ角演算器１８のスリップ角推定器３４は、車速と前後輪の実舵角から車両線形モデルに基づき前後輪スリップ角を推定する。スリップ角演算器１８における前輪スリップ角の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０１８２】
【数４７】
【０１８３】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、αｆＥ：前輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、αｒＥ：後輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（ｍ）、Ｍ：車両質量（ｋｇ）、Ｉｚ：ヨー慣性（ｋｇｍ２）、θｆ：前輪実舵角、θｒ：後輪実舵角である。 （１０８）、（１０９）、（１１０）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、
【０１８４】
【数４８】
【０１８５】
ただし、
【０１８６】
【数４９】
【０１８７】
という形式で表現される。
【０１８８】
横力演算器３８は、車両運動状態量から前後輪における左右２輪分の横力を演算する。前後輪横力は、車体の運動方程式
【０１８９】
【数５０】
【０１９０】
ただし、Ｆｆ：前輪横力（前２輪分の横力）、Ｆｒ：後輪横力（後２輪分の横力）を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０１９１】
【数５１】
【０１９２】
ただし、
【０１９３】
【数５２】
【０１９４】
である。
【０１９５】
スリップ角換算器４０は、横力演算値を前後輪コーナリングパワーで除算し、横力演算値のスリップ角換算値を演算する。すなわち、
【０１９６】
【数５３】
【０１９７】
ただし、αＴ：スリップ角換算値である。
【０１９８】
ハイパスフィルタ３６は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０１９９】
【数５４】
【０２００】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０２０１】
【数５５】
【０２０２】
を（１２０）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０２０３】
【数５６】
【０２０４】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２はハイパスフィルタ３６と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０２０５】
【数５７】
【０２０６】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０２０７】
【数５８】
【０２０８】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタとローパスフィルタに入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含むスリップ角推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含むスリップ角換算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けないスリップ角を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、スリップ角換算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角は、加算され、統合スリップ角としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０２０９】
【数５９】
【０２１０】
ただし、αｆＩ：前輪統合スリップ角、αｒＩ：後輪統合スリップ角である。なお、本実施例では、左右輪のスリップ角は、一致していると仮定して前輪２輪のスリップ角および後輪２輪のスリップ角を導出したが、左右輪の位置の違いを考慮して４輪独立にスリップ角を推定しても良い。
【０２１１】
荷重変化推定器２０は、車両の前後加速度信号ｇｘおよび車両の横加速度信号ｇｙから各輪の荷重変化後の接地荷重Ｆｚｉ （ｉ＝１、２、３、４、１：左前輪、２：右前輪、３：左後輪、４：右後輪）を次式に基づいて推定演算する。各輪の静止荷重
【０２１２】
【数６０】
【０２１３】
からの荷重変動をΔＦｚｉとすると、車体姿勢の釣り合いから
【０２１４】
【数６１】
【０２１５】
ただし、ｈ：重心高、γｒａｌｌ：ロール剛性配分（前輪の負担率）、Ｔｆ：前輪トレッド、Ｔｒ：後輪トレッドという関係が存在する。したがって、各輪の荷重変動は、（１２８）−（１３１）式を解くことによって、
【０２１６】
【数６２】
【０２１７】
として求められる。
【０２１８】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、統合スリップ角と荷重移動後の接地荷重からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値Ｔｋ０を（１０３）−（１０６）式に基づき演算する。
【０２１９】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８は、キングピン周りのトルクであるＳＡＴ推定値Ｔｋからキングピンオフセットに基づくトルクの影響を（１０２）式のように制駆動力を利用して除去し、このキングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去したＳＡＴ推定値ＴｋｃのＳＡＴモデル値Ｔｋ０に対する比をＳＡＴモデル比として演算する。
【０２２０】
グリップ度マップは、ＳＡＴモデル比と制駆動力からグリップ度を出力する２次元マップであり、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加で、制駆動力（駆動力を正）に関して単調減少となることを特徴としている。
【０２２１】
なお、本実施例では、左右輪が同じ角度で操舵される４輪操舵車両を示したが、本技術は４輪が独立に操舵される車両でもスリップ角を各輪毎に推定演算するなどによって応用が可能である。また、後輪の取り付けられている複数のサスペンションリンクに歪みゲージを貼り、後輪で発生するｚ軸周りのトルクを推定することによって後輪に操舵機構を有しない車両への応用も可能である。
〔第３の実施の形態〕
次に、第３の実施の形態を説明する。
【０２２２】
図１３に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第１の実施の形態（図１参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第１の実施の形態（図１参照）におけるスリップ角演算器１８に代えて横力検出器１８０を備え、荷重変化推定器２０を備えておらず、前後方向状態量演算器２４０を備え、前後方向状態量演算器２４０は、グリップ度推定器２６ばかりではなく、ＳＡＴモデル値演算器２２にも接続されている。
【０２２３】
図１４に示すように、前後方向状態量演算器２４０は、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定する制駆動力推定器４２と、制駆動力推定器４２から出力された制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）を演算する除算器２４４と、を備えて構成されている。
【０２２４】
次に、本実施の形態にかかる制駆動時のグリップ度の演算原理を説明する。
【０２２５】
前述した実施の形態では、タイヤ単体での制駆動力と車輪のｚ軸（鉛直方向）周りのＳＡＴに関する議論を行ったが、実際の車両では、制駆動に伴う荷重移動の影響を受けるとともにグリップ度推定で使用される信号は、キングピン周りのトルクの左右輪和（ハンドル軸換算値）であることを考慮する必要がある。
【０２２６】
まず、横力は、
【０２２７】
【数６３】
【０２２８】
と表され、この横力を用いると、（１６）式は、
【０２２９】
【数６４】
【０２３０】
となる。
ｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、キャスタートレールやキングピンオフセットの影響が、次式のように記述される。
【０２３１】
【数６５】
【０２３２】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットであり、キングピンオフセットの影響は左右輪で符号が異なる性質を有している。ここで左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０２３３】
【数６６】
【０２３４】
と記述される。ただし、ｇｈはステアリングギヤ比であり、また以降の記述では対象となる前輪の左右２輪分の制駆動力、横力をそれぞれＦｘ、 Ｆｙと記述する。なお、ここでは、左右の制駆動力が一致するものと仮定したが、左右の制駆動力に差が生じた場合には、制駆動力差によって生じるトルクをあらかじめ補償することによって制駆動力差補償後のハンドルトルクとして（２０４）式のハンドルトルクを導出することができる。また、ここでは、キャスタートレールによって生じるトルクを含めたハンドルトルクを導出しているが、キャスタートレールによって生じるトルクは横力に比例するものであり、グリップ状態に関わらずこの値を推定することが可能である。このため、キャスタートレール分のトルクをあらかじめ補償してもよい。この場合には、キャスタートレール補償後のハンドルトルクＴｓｃは、
【０２３５】
【数６７】
【０２３６】
と記述できる。
【０２３７】
また、ここでは、（２０４）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２３８】
【数６８】
【０２３９】
をＳＡＴモデル値とする。ここで、（２０４）式と（２０６）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２４０】
【数６９】
【０２４１】
とすると、
【０２４２】
【数７０】
【０２４３】
という関係が成立する。したがって、（２０８）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度
【０２４４】
【数７１】
【０２４５】
を導出することができる。
【０２４６】
なお、上記のように、ＳＡＴモデル値は、横方向状態量としての横力Ｆｙと前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）とを用いて求められる。
【０２４７】
図１５は、（２０８）式をグリップ度ε＝ξ３について解いた結果をＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβの３次元マップとして示したものである。このような３次元マップを予め用意しておけば、（２０８）式を解く必要ななく、γとＦｘ／ Ｋβから容易にグリップ度を求めることができる。また、このマップは、ＳＡＴモデル比に関して単調増加、Ｆｘ／ Ｋβに関して単調減少であり、さらにＦｘ／ Ｋβに関する単調減少の勾配はＳＡＴモデル比が大きいほど小さくなりＳＡＴモデル比が１のときには勾配＝０、すなわち増加も減少もしないという特徴をもっている。また、Ｆｘ／ Ｋβに関する変化を無視すれば、すなわち図１５においてＦｘ／ Ｋβ＝０の軸上の値を利用することにより、ＳＡＴモデル比のみからグリップ度を概略推定することも可能である。
【０２４８】
次に、前述した原理に基づいた本実施の形態に係るグリップ度推定装置の作用を説明する。
【０２４９】
前述したように、操舵トルク検出器１２はドライバの操舵する操舵トルクを検出し、アシストトルク検出器１４はアシストトルクを算出し、ＳＡＴ推定器１６は、本実施の形態では、操舵トルクとアシストトルクの和からハンドル軸に伝達されるトルクＴｓを（２０４）式より推定する。横力検出器１８０は横力を検出する。
【０２５０】
前後方向状態量演算器２４０の制駆動力推定器４２は、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定し、除算器２４４は、制駆動力推定器４２から出力された制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）を演算する。
【０２５１】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）、横力検出器１８０により検出された横力Ｆｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（２０６）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２５２】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたトルクＴｓ（（２０４）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２ により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（２０６）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（２０７）式より演算する。
【０２５３】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）を用いて、上記マップ（図１５参照）から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、マップに代えて、データテーブルや関係式を記憶して用いるようにしてもよい。
【０２５４】
ところで、前述して例では、キャスタートレール補償前のハンドルトルクＴｓ
を用いてグリップ度を推定しているが、本発明はこれに限定されるものではなく、キャスタートレール補償後のハンドルトルクＴｓｃを利用して推定することも可能である。この場合、キャスタートレール補償後のハンドルトルクを記述した（２０５）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２５５】
【数７２】
【０２５６】
をＳＡＴモデル値とする。ここで、（２０５）式と（２０９）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２５７】
【数７３】
【０２５８】
とすると、
【０２５９】
【数７４】
【０２６０】
という関係が成立する。したがって、この場合も（２１１）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度を導出することができる。
【０２６１】
図１６は、（２１１）式をグリップ度ε＝ξ３について解いた結果をＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβの３次元マップとして示したものである。図１５と同様、このような３次元マップをあらかじめ用意しておけば、（２１１）式を解く必要ななく、γとＦｘ／ Ｋβから容易にグリップ度を求めることができる。なお、図１６はＳＡＴモデル比＝１、Ｆｘ／ Ｋβ＝−０．２５で常にグリップ度＝１となり、この値からＳＡＴモデル比が小さくなるのに、またＦｘ／ Ｋβが大きくなるのにしたがってグリップ度は小さくなる、即ち、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加し、かつＦｘ／Ｋβに関して単調減少であるという特徴をもっている。さらに、図１６は、接地長などの車両パラメータを含んでおらず、キャスタートレール補償後のハンドルトルクを利用してグリップ推定を行う場合、車両諸元が変更された場合にも常に同一の３次元マップを使用できるという特徴がある。
【０２６２】
ところで、ＳＡＴモデル値は、（２０６）式、（２０７）式から求められるが、上記例では、スリップ角に対する横力の剛性Ｋβを含めて、前後方向状態量（Ｆｘ／Ｋβ）として求めているので、ＳＡＴモデル値は、横力、前後方向状態量（Ｆｘ／Ｋβ）、及び接地長から演算することになる。しかし、スリップ角に対する横力の剛性Ｋβをパラメータとして扱えば、横力、制駆動力Ｆｘ、パラメータとしてのＫβ、接地長からセルフアライニングトルクモデル値を演算することになる。
〔第４の実施の形態〕
次に、第４の実施の形態を説明する。
【０２６３】
図１７に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第３の実施の形態（図１３参照）における横力演算器１８０に代えてスリップ角演算器１８を備えている。
【０２６４】
次に、本実施の形態にかかる制駆動時のグリップ度の演算原理を説明する。
ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、横スリップと制駆動力およびξｓを用いて、
【０２６５】
【数７５】
【０２６６】
と記述することができる。また、ここでは、（３０１）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２６７】
【数７６】
【０２６８】
（３０２）
をＳＡＴモデル値とする。即ち、ＳＡＴモデル値は、前後方向状態量としてのＦｘ／Ｋβ（又は制駆動力Ｆｘ）、及び横方向状態量としてのスリップ角κからも求められる。
【０２６９】
ここで、（３０１）式と（３０２）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２７０】
【数７７】
【０２７１】
とすると、
【０２７２】
【数７８】
【０２７３】
という関係が成立する。したがって、（３０４）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度
【０２７４】
【数７９】
【０２７５】
を導出することができる。
【０２７６】
次に、本実施の形態の方法を説明する。なお、前述した実施の形態と同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について説明する。
【０２７７】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）、スリップ角演算器１８により検出されたスリップ角κｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（３０２）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２７８】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたハンドル軸に伝達されるトルクＴｓ（（３０１）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（３０２）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（３０３）式より演算する。
【０２７９】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）、及びキャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて、（３０４）式から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、この場合も、（３０４）式に代えて、グリップ度εと、ＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）と、の関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度ε＝ξ３を推定するようにしてもよい。
〔第５の実施の形態〕
次に、第５の実施の形態を説明する。
【０２８０】
図１８に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と略同一なので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置においては、前後方向状態量演算器２４０はＳＡＴモデル値演算器２２にのみ接続されている。
【０２８１】
次に、本実施の形態にかかる制駆動を伴わない領域におけるグリップ度の演算原理を説明する。
制駆動を伴わない領域では、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、横力およびξｓを用いて、
【０２８２】
【数８０】
【０２８３】
と記述することができる。また、ここでは、（３１１）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２８４】
【数８１】
【０２８５】
をＳＡＴモデル値とする。即ち、ＳＡＴモデル値は、横方向状態量としての横力Ｆｙと所定のタイヤパラメータ（接地長ｌ）を用いて求められる。
【０２８６】
ここで、（３１１）式と（３１２）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２８７】
【数８２】
【０２８８】
とすると、
【０２８９】
【数８３】
【０２９０】
という関係が成立する。したがって、（３１４）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γからグリップ度
【０２９１】
【数８４】
【０２９２】
を導出することができる。
【０２９３】
次に、本実施の形態の方法を説明する。なお、前述した実施の形態と同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について説明する。
【０２９４】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、横力検出器１８０により検出された横力Ｆｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（３１２）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２９５】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ（Ｔｓ（３１１）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２ により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（３１２）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（３１３）式より演算する。
【０２９６】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて、（３１４）式から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、この場合も、（３１４）式に代えて、グリップ度εとＳＡＴモデル比γとの関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度ε＝ξ３を推定するようにしてもよい。
〔第６の実施の形態〕
次に、第６の実施の形態を説明する。なお、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第１の実施の形態（図１参照）の構成と同一なので、その説明を省略する。
【０２９７】
次に、本実施の形態におけるグリップ度の演算原理を説明する。
【０２９８】
まず、左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０２９９】
【数８５】
【０３００】
と記述される。ただし、接地長、タイヤ剛性に関するｌ、ｒの添え字は、左右輪を意味している。また、Ｆｚ０は、前軸の静止荷重（前輪２輪分の静止荷重）、Ｆｚは、前後荷重移動を考慮した前軸荷重（前輪２輪分の荷重）、ΔＦｚは、前輪左右輪の荷重変動量である。ただし、ΔＦｚは、前輪左右輪の荷重変動量であり、横加速度信号ｇｙとロール剛性配分（前輪の負担率）γｒｏｌｌおよび前輪トレッドＴｆから
【０３０１】
【数８６】
【０３０２】
と近似することができる。ただし、｜ｇｙ｜はｇｙの絶対値をあらわしている。この場合、線形モデルＴｓ０は、
【０３０３】
【数８７】
【０３０４】
と記述できる。即ち、線形モデルＴｓ０は、横方向状態量としてのスリップ角κｙ、左右荷重変化量ΔＦｚを用いて求める。
【０３０５】
このとき、線形モデル比γは、
【０３０６】
【数８８】
【０３０７】
と演算される。したがって、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（４０４）−（４０７）式に基づいてグリップ度
【０３０８】
【数８９】
【０３０９】
を導出することができる。
【０３１０】
次に、本実施の形態に係るグリップ推定装置の作用を説明する。なお、本実施の形態に係るグリップ推定装置の作用は、前述した第１の実施の形態の作用と同一の部分があるので、異なる部分を説明する。
【０３１１】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、スリップ角演算器１８により演算されたスリップ角κｙと荷重変化推定器２０により推定された左右荷重変化量ΔＦｚからＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を（４０３）式に基づき演算する。
【０３１２】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８は、ＳＡＴ推定値とＳＡＴモデル値からＳＡＴ推定値のＳＡＴモデル値に対する比γを（４０４）式からＳＡＴモデル比として演算する。そして、グリップ度出力器３０は、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（４０４）−（４０７）式に基づいてグリップ度を演算する。なお、この場合も、（４０４）−（４０７）式に代えて、グリップ度εと、ＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量（制駆動力Ｆｘ）と、の関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度を推定するようにしてもよい。
【０３１３】
図１９（Ａ）及び図１９（Ｂ）は、ＳＡＴモデル値（図１９（Ｂ）参照）を（４０３）式に基づき横荷重移動ΔＦｚを考慮して設定したときのドライ路旋回時のグリップ度推定結果（図１９（Ａ）参照）をグリップ度真値と比較して示したものである。
【０３１４】
図２０（Ａ）及び図２０（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮せず、ＳＡＴモデル値（図２０（Ｂ）参照）を
【０３１５】
【数９０】
【０３１６】
と設定したときのドライ路旋回時のグリップ度推定結果（図２０（Ａ）参照）をグリップ度真値と比較して示したものである。グリップ度真値は、路面μを一定（０．９）と仮定し、前輪で発生している前後力と横力を荷重で基準化した実績μ値から「グリップ度真値＝１−μ利用率＝１−実績μ値／路面μ」として演算した値である。
【０３１７】
図１９（Ａ）及び図１９（Ｂ）と図２０（Ａ）及び図２０（Ｂ）との比較から、横荷重移動の影響を考慮することによってグリップ度推定の精度が向上していることがわかる。
〔第７の実施の形態〕
次に、第７の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２１に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置の横力演算器１８０は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいて前輪の横力推定値を演算する横力推定器３４０と、横力推定値をハイパス処理するハイパスフィルタ３６０と、車両運動状態量から前輪の横力を演算する横力演算器３８０と、横力換算器４００と、横力演算値をローパス処理するローパスフィルタ４２０と、ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後の横力を加算し統合横力を演算する加算器４４０と、を備えている。
次に、本実施の形態に係るＳＡＴモデル値の演算原理を説明する。
接地長は荷重の平方根に比例して長くなるとともに、各輪のコーナリングパワー、横力は荷重に比例して大きくなる、すなわち、
【０３１８】
【数９１】
【０３１９】
と記述できる。ただし、添え字の０は非荷重移動状態をｌ、ｒはそれぞれ左輪、右輪の値であることを表している。このため、このような荷重移動の影響をＳＡＴモデル値演算時に考慮することによってグリップ度推定の精度向上が期待できる。
【０３２０】
ここでは、（５００）−（５０２）式の仮定に加え、左右輪の制駆動力は一致する、すなわち
【０３２１】
【数９２】
【０３２２】
と仮定すると、左右２輪分のＳＡＴの合計であるＳＡＴモデル値（高グリップ状態の操舵トルク）は、
【０３２３】
【数９３】
【０３２４】
と記述できる。また、キャスタートレールを補償した後の操舵軸トルクを利用する場合には、ＳＡＴモデル値は、
【０３２５】
【数９４】
【０３２６】
と記述できる。（５０４）または（５０５）式のようにＳＡＴモデル値の導出の際に荷重移動の影響を考慮することによって、グリップ度推定の精度向上が期待できる。
【０３２７】
次に、本実施の形態の作用を説明する。
ＳＡＴ推定器１６は、操舵トルクとアシストトルクの和から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。なお、左右輪の制駆動力に差がある場合には、制駆動力差によって生じるトルクを減じる補償を実施後に摩擦除去を行う。すなわち、摩擦除去前のＳＡＴを
【０３２８】
【数９５】
【０３２９】
に基づき演算し、求められたＴｆｒｉｃに対して摩擦除去演算（第１の実施の形態と同様）を実施し、ＳＡＴ推定値Ｔｓを求める。ここで、Ｔｆｒｉｃは摩擦除去前のＳＡＴ、Ｔｓｗは操舵トルク、Ｔｍａはアシストトルク、ΔＦｘは制駆動力左右輪差、ｌｋはキングピンオフセットである。
横力演算器１８０における横力推定器３４０は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づき前輪横力を推定する。ここで、前輪横力の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０３３０】
【数９６】
【０３３１】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、ＦｙＥ：前輪横力推定値（Ｎ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（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：ハンドル角である。なお、前輪コーナリングパワーｃｆは、前述のＫβと同じものである。 （５０７）、（５０８）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、
【０３３２】
【数９７】
【０３３３】
という形式で表現される。
横力演算器３８０は、車両運動状態量から前輪の横力を演算する。前輪横力は、車体の運動方程式
【０３３４】
【数９８】
【０３３５】
ただし、Ｆｙｆ：前輪横力、Ｆｙｒ：後輪横力を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０３３６】
【数９９】
【０３３７】
である。横力換算器４００は、（５１３）式に基づいて横力を演算し、横力演算値ＦｙＣとして出力する。
ハイパスフィルタ３６０は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０３３８】
【数１００】
【０３３９】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０３４０】
【数１０１】
【０３４１】
を（５１４）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０３４２】
【数１０２】
【０３４３】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２０はハイパスフィルタ３６０と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０３４４】
【数１０３】
【０３４５】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０３４６】
【数１０４】
【０３４７】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６０とローパスフィルタ４２０の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタ３６０とローパスフィルタ４２０に入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含む横力推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含む横力演算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けない横力を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、横力演算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後の横力は、加算され、統合横力としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０３４８】
【数１０５】
【０３４９】
ただし、ＦｙＩ：統合横力である。
【０３５０】
前後方向状態量演算器２４０は、エンジン出力トルクＴｅｎｇにギヤ比ｇｅ、デフ比ｇｄを乗じるとともにタイヤ有効半径ｒｗで除算して求めた駆動力とブレーキ油圧Ｐｂに定数ｋｂｒａｋｅを乗じて求めた制動力を加えて前輪で発生する制駆動力Ｆｘを
【０３５１】
【数１０６】
【０３５２】
と求め、さらに前輪コーナリングパワー基準値で除算し、前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０として出力する。
【０３５３】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、横方向状態量ＦｙＩ、状態量前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０に基づきＳＡＴモデル値を以下のように演算する。
【０３５４】
【数１０７】
【０３５５】
である。
【０３５６】
グリップ度推定器２６のＳＡＴ比演算器２８は、ＳＡＴ推定値ＴｓとＳＡＴモデル値Ｔｓ０の比を次式のように演算し、ＳＡＴモデル比γとして出力する。
【０３５７】
【数１０８】
【０３５８】
グリップ度出力器３０は、ＳＡＴモデル比γと前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０から２次元マップ等（前述した第３の実施の形態参照）に基づいてグリップ度を演算する。
【０３５９】
図２２は、路面μ＝０．４５の人工低μ路において旋回加速実験を行ったときのグリップ度推定結果を示したものである。この実験では、図２２において２ｓの時に操舵し、３ｓの時に０．１Ｇ相当の加速を行っており、加速度と既知の路面μ値（＝０．４５）から求めたグリップ度真値と推定値は、良い一致が見られる。
ことがわかる。
〔第８の実施の形態〕
次に、第８の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２３に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第３の実施の形態（図１３参照）における、操舵トルク検出器１２、アシストトルク検出器１４、ＳＡＴ推定器１６、前輪の横力を演算する横力演算器１８０、前輪の前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算器２４０、ＳＡＴモデル値演算器２２、及び前輪のグリップ度を推定するグリップ度推定器２６を備えている。また、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置はさらに、路面摩擦係数（路面μ）を演算する路面摩擦係数演算器１００、後輪の制駆動力を演算する制駆動力演算器５４０、後輪の横力を演算する横力演算器１８２、及び後輪のグリップ度を推定するグリップ度推定器１２６を備えている。
【０３６０】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第３の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３６１】
前述した第３の実施の形態のように、グリップ度推定器２６は、前輪のグリップ度を推定する。路面摩擦係数演算器１００は、路面摩擦係数（路面μ）を次にようにして演算する。即ち、路面μを、前輪のグリップ度εｆと前輪の制駆動力Ｆｘｆ、横力Ｆｙｆおよび前輪荷重Ｗｆから
【０３６２】
【数１０９】
【０３６３】
から演算する。なお、前輪の制駆動力Ｆｘｆは、前後方向状態量演算器２４０における制駆動力推定器４２（図１４参照）から求められる。
制駆動力演算器５４０は、後輪の制駆動力Ｆｘｒを演算し、横力演算器１８２は、後輪の横力Ｆｙｒを演算する。そして、グリップ度推定器１２６は、本実施の形態では、前後輪の路面μが同一と仮定して、路面摩擦係数演算器１００により演算した路面摩擦係数μ、後輪の制駆動力Ｆｘｒ、横力Ｆｙｒおよび後輪荷重Ｗｒから
【０３６４】
【数１１０】
【０３６５】
から演算する。
〔第９の実施の形態〕
次に、第９の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第８の実施の形態（図２３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２４に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第８の実施の形態（図２３参照）における、路面摩擦係数演算器１００を省略し、横力演算器１８０、前後方向状態量演算器２４０における制駆動力推定器４２（図１４参照）、及びグリップ度推定器２６は、グリップ度推定器１２６に接続されている。
【０３６６】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第８の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同一の作用部分の説明を省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３６７】
グリップ度推定器１２６は、以下のように後輪のグリップ度を推定する。即ち、前後輪の路面μが同一という仮定に加え、前後輪の横力の比が前後輪の荷重の比に一致する、すなわち
【０３６８】
【数１１１】
【０３６９】
と仮定すると、
【０３７０】
【数１１２】
【０３７１】
となり、このときの後輪グリップ度は、
【０３７２】
【数１１３】
【０３７３】
と表される。即ち、グリップ度推定器１２６は、前輪のグリップ度εｆ、前輪の制駆動力Ｆｘｆ、前輪の横力Ｆｙｆおよび前輪荷重Ｗｆ、後輪荷重Ｗｒ、後輪の制駆動力Ｆｘｒ、及び、後輪の横力Ｆｙｒから、後輪グリップ度εｒを（６０５）式より演算する。
〔第１０の実施の形態〕
次に、第１０の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第９の実施の形態（図２４参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２５に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第９の実施の形態（図２３参照）における、後左輪、後右輪についてそれぞれ、横力演算器１８２Ｒ、１８２Ｌ、制駆動力推定器５２Ｒ、５２Ｌ、及びグリップ度推定器１２６Ｒ、１２６Ｌを備えている。
【０３７４】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第１０の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同一の作用部分の説明を省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３７５】
左右輪の路面μが一致していると仮定すると、各輪毎のグリップ度εｆｌ、εｆｒ、εｒｌ、εｒｒ（添え字ｆｌ、ｆｒ、ｒｌ、ｒｒは、それぞれ左前、右前、左後、右後を表している）は、各輪の制駆動力（前後力）Ｆｘｆｌ、 Ｆｘｆｒ、 Ｆｘｒｌ、 Ｆｘｒｒ、横力Ｆｙｆｌ、 Ｆｙｆｒ、 Ｆｙｒｌ、 Ｆｙｒｒ、荷重Ｗｆｌ、 Ｗｆｒ、 Ｗｒｌ、 Ｗｒｒを用いて、
【０３７６】
【数１１４】
【０３７７】
と記述できる。ところで、各輪毎のグリップ度を推定するためには、（６０６）−（６０９）式から明らかなように各輪毎の制駆動力、横力が必要となる。駆動力は左右同一と仮定できるとともに、制動力は各輪のホイール油圧から各輪ごとに推定することか可能である。一方、横力に関しては、車両運動からは左右輪の合計値のみ推定が可能であり、各輪毎の値を導出することはできない。このためここでは、タイヤで発生する横力は、各輪の荷重に概ね比例するという性質に着目し、１輪ごとの横力を左右合計の横力によって次式のように記述する。
【０３７８】
【数１１５】
【０３７９】
したがって、（６０６）−（６０９）式に（６０１）、（６１０）−（６１３）式を代入すると
【０３８０】
【数１１６】
【０３８１】
また、前後輪のグリップ度推定同様、前後輪の横力の比が前後輪の荷重の比に一致すると仮定する場合には、
【０３８２】
【数１１７】
【０３８３】
となり、後左右輪のグリップ度は、
【０３８４】
【数１１８】
【０３８５】
と記述される。
【０３８６】
即ち、後左輪のグリップ度推定器１２６Ｌは、前輪のグリップ度εｆ、前輪荷重Ｗｆ、後左輪荷重Ｗｒｌ、前輪制駆動力Ｆｘｆ、前輪横力Ｆｙｆ、及び後左輪制駆動力Ｆｘｒｌ、を用いて、（６２０）式から、後左輪のグリップ度εｒｌを求める。
【０３８７】
同様に、後右輪のグリップ度推定器１２６Ｒは、前輪のグリップ度εｆ、前輪荷重Ｗｆ、後右輪荷重Ｗｒｒ、前輪制駆動力Ｆｘｆ、前輪横力Ｆｙｆ、及び後右輪制駆動力Ｆｘｒｒ、を用いて、（６２２）式から、後左輪のグリップ度εｒｒを求める。
【０３８８】
このように、前述した第２の実施の形態及び第８の実施の形態乃至第１０の実施の形態では、後輪のグリップ度を推定することができる。この結果、たとえば、制動中の前後輪のグリップ度をフィードバックして、グリップ度を均等化するような製動力の配分制御を行うことが可能となる。この場合、制度中の各輪のグリップ余裕度が向上する結果、車両運動の安定性が向上する。
【０３８９】
また、第９の実施の形態における（６０５）式に基づいた後輪のグリップ度の推定では、後輪横力推定の位相を前輪横力発生と一致させることにより、第８の実施の形態における（６０２）式に基づいた後輪のグリップ度の推定に比較して、位相の早い推定が可能となる。
【０３９０】
第１の実施の形態乃至第１０の実施の形態における応用例を説明する。
【０３９１】
制動力配分制御（含むＡＢＳ）
旋回制動時の制動力配分をする際に、４輪のグリップ度が均一になるよう制動力を決定する。これにより、４輪の限界摩擦力μＷ（路面μ×荷重）の推定誤差に対してロバスト性が高まる。また、グリップ度の推定が不可な領域は推定μＷ、可能な領域はグリップ度を用いる方法を切り替えて用いる。従来最適制動力配分を実行する場合、各輪のμは一定と仮定し、荷重は、あらかじめ設定された静止荷重に車体加速度の補正を行って推定し、この推定された荷重配分に基づいた制動力配分が行われてきた。しかし、この手法では積載量変化などに伴う荷重配分の変化や、またぎ路面など路面μのばらつきには適応できず、必ずしも最適な配分にはならないという問題点がある。これに対し、制動中の４輪のグリップ度をそれぞれ推定する本発明のグリップ度推定値に基づく制動力配分、すなわち４輪のグリップ度が均一になるように制動力を決定する場合、限界摩擦力に対するグリップ余裕度が均一になるように制御することになり、常に最適な制動力配分を確保することが可能となる。
【０３９２】
ＡＢＳ作動前の旋回制動時にグリップ低下を検出した場合、ＡＢＳの開始感度を浅めに設定し、ＡＢＳ開始前の車輪速落ち込みを防止する。ＡＢＳの制御開始感度は、路面外乱などによる誤作動を防止する必要があることから、従来深めに設定してある。このため、制御開始時に車輪速が落ち込み（車輪ロック傾向）、この落ち込みを回復させるために、制御開始時にホイールシリンダ油圧を大きく減圧する必要が生じていた。しかし、制御開始時の大きな減圧は、タイヤで発生する制動力を減少させることになり、望ましいことではない。ＳＡＴに基づくグリップ度推定値は、制動力を反映する車輪の挙動（車輪ロック）が発生する以前にグリップ低下を検出できるという特徴があり、グリップ低下が判定された場合にＡＢＳの開始感度を浅めに設定することによって、制御開始時の車輪速落ち込みを防止できる。なお、従来から車輪速に基づいてグリップ余裕を検出し、これをＡＢＳ制御開始判定に用いる技術（特開平１０−７１９４３）があるが、車輪速に基づいてグリップ余裕を推定するこの従来技術に比べ、本発明は、ＳＡＴを利用していることからより速く（まだ余裕のある領域で）グリップ低下を精度良く検出できることからＡＢＳ制御開始感度をより適切に設定できるという特徴がある。
【０３９３】
旋回ＡＢＳ制動中に低μから高μに乗り移った場合、グリップ度の回復を見てフロントの増圧速度を上げる、またリヤについては予見増圧を行う。
【０３９４】
駆動力配分制御（含むＴＲＣ、エンジン制御、４駆）
旋回加速時、駆動輪が加速スリップする前にμ推定値を元にスロットル制御を行う。ＳＡＴに基づくグリップ度推定値は、駆動力を反映する車輪の挙動（加速スリップ）が発生する以前にグリップ低下を検出できるという特徴があることから、グリップ度低下の時点でスロットルを絞り気味にするなどの制御を行うことによって、車輪の加速スリップを未然に防止することができる。
【０３９５】
駆動輪のグリップ度推定を左右独立で行い、グリップ度が低下した場合にはその輪にブレーキをかける。これによってグリップ低下輪の駆動力を抑え、グリップの回復を図り、左右の駆動力配分の最適化が実現できる。また、両輪とも落ちた場合にはエンジントルクを低下させる。
【０３９６】
ＶＳＣ（ＯＳ、ＵＳ、プリチャージ）
ＯＳ（オーバーステア）の時
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、外輪にブレーキをかける。ブレーキの強さはμによるマップとする。また、リヤグリップ度があるところまで回復したら制御を終了する。また、後輪のグリップ度が閾値以下となったら外輪のブレーキをプリチャージし、ＶＳＣ制御の開始遅れを防止する応用も考えられる。従来のＶＳＣは、横力を反映したヨーレート変化からオーバーステアを検出して制御開始を判断していた。これに対し、本グリップ推定を利用することにより、ヨーレート変化が生じる前にオーバーステア発生を予測することが可能となり、外輪にブレーキをかけることによってオーバーステアを未然に防止したり、プリチャージによって開始遅れを防止することが可能となる。オーバーステアは、後輪のグリップ度が前輪に比較して低下し、前後輪の横力バランスが崩れることによってヨーレートの変化が生じるものであり、従来のＶＳＣは結果として生じるヨーレート変化をフィードバックするものであったのに対し、本手法は、原因である後輪グリップ度の低下を直接推定し、これに基づく車両制御をフィードフォワード的に行うものである。このため、オーバーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０３９７】
ＵＳ（アンダーステア）の時
前輪グリップが限界に近づいたら、ブレーキ制御によりドリフトアウト制御を行う。従来のＶＳＣでは、アンダーステアの検出も横力を反映したヨーレート変化から行われていたのに対し、本グリップ推定を利用することにより、ヨーレート変化が生じる前にアンダーステア発生を予測することが可能となり、ブレーキ制御によって内向きモーメントを発生させたり、車速を減速させることによってアンダーステア発生を未然に防止することが可能となる。アンダーステアは、前輪のグリップ度が後輪に比較して低下し、前後輪の横力バランスが崩れることによってヨーレートの変化が生じるものであり、従来のＶＳＣは結果として生じるヨーレート変化をフィードバックするものであったのに対し、本手法は、原因である前輪グリップ度の低下を直接推定し、これに基づく車両制御をフィードフォワード的に行うものである。このため、アンダーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０３９８】
４輪ドリフト時
前後輪独立グリップ推定を用いて、４輪ドリフトを検出する。従来のＶＳＣでは、前後輪の横力バランスのずれによって生じるヨーレート変化を検出してＯＳまたはＵＳ制御を行うものであるため、４輪のグリップが同時に低下してヨーレート変化を生じることなく限界に至る場合、すなわち４輪ドリフトの状態では制御開始が遅れるという問題点がある。これに対し、前後輪独立にグリップ推定を行う場合、４輪ドリフトの発生原因である４輪同時のグリップ低下を直接推定することが可能であるため、従来問題であった制御開始遅れを生じることなく適切に４輪ドリフトを防止することが可能である。
【０３９９】
検出したら減速するよう制御する。４輪ドリフト時には、前後輪ともにグリップが低下していることからグリップを回復させるためには、車両を減速させる必要がある。
【０４００】
４輪同時にグリップ回復するよう、各輪のタイヤ負担率を均一にしながら減速する。各輪のグリップ度がバランスするように各輪の制動力配分を行うことによって、前後輪の横力のバランスを保ちながら、すなわち車両の挙動変化を起こすことなくグリップ回復を図ることができる。
【０４０１】
後輪が先にグリップ回復するように前輪のグリップ度が後輪のグリップ度に比べて小さい値になるように制動力配分制御を行う。この制御によって、車両挙動はドリフトアウト傾向を示すが、安定性を重視した運動を実現することができる。
【０４０２】
前後輪ともステア制御は横力を最大化するよう制御する。４輪ドリフトが生じる状況では、前後輪ともに横力限界を超えた状態となっている。このため、舵角を適切に切り戻すことによってスリップ角を横力が最大となる角度まで減少させる。
【０４０３】
ステア角
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪の操舵角を切り戻すことによって、オーバーステアの発生を未然に防止する。後輪のグリップ度が低下した場合、前後輪の横力のバランスが崩れることによってオーバーステアが発生する恐れが生じる。このため、前輪の操舵角を切り戻すことによって前輪の横力を低下させることによって横力のバランス化が図られ、オーバーステアの発生を防止することができる。この場合も、ヨーレート変化などからオーバーステアを検出して、これに基づいて前輪の操舵角を切り戻す制御と比較すると、オーバーステア発生の原因である前輪グリップ度を直接検出することから車両制御のフィードフォワード的な制御が実現され、オーバーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０４０４】
サスペンション制御
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪のスタビライザの剛性を高め、前輪荷重の左右差を大きくするように設定し、後輪荷重の左右差を減少させることによって後輪のグリップを増加させ、オーバーステアを未然に防止する。また、逆に前輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪のスタビライザの剛性を下げて、前輪荷重の左右差を減少させることによって前輪のグリップを増加させ、アンダーステアを未然に防止する。また、前後輪ともにグリップ度が減少している場合には、後輪のグリップ回復を優先させ、前輪のスタビライザの剛性を高めることによって安定性を重視した車両挙動を実現する。
【０４０５】
前後輪いずれかのグリップ度が低下した場合に、スカイフックダンパのダンパ定数を小さく設定し、接地性重視のサスペンション特性を実現する。（特開平２００１−３５４００２０のμ勾配推定をＳＡＴ利用グリップ推定に置き換えたもの）。
【０４０６】
【発明の効果】
請求項１記載の発明は、横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算し、セルフアライニングトルクとセルフアライニングトルクモデル値との比（セルフアライニング比）を演算し、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度よく推定することができる、という効果を有する。
【０４０７】
請求項２記載の発明は、車輪に発生する横方向状態量・前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算して、セルフアライニング比を演算し、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度良く推定することができる、という効果を有する。
【０４０８】
請求項９記載の発明は、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる、という効果を有する。
【０４０９】
請求項１６記載の発明は、操舵状況より求めたセルフアライニングトルク推定値、車両状況から求めたセルフアライニングトルクモデル値、及び制駆動力に基づいて、グリップ度を推定するので、制駆動力の影響なくグリップ度が正確に検出できる、という効果を有する。
【０４１０】
請求項１９記載の発明は、各輪毎のグリップ度を推定し、推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御するので、走行状態を精度よく制御することができる、という効果を有する。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２】グリップ度推定器のブロック図である。
【図３】スリップ各演算着のブロック図である。
【図４】スリップ角、スリップ率に対するＳＡＴの特性を示した図である。
【図５】スリップ角を一定としたときの制駆動力とＳＡＴの関係を示したグラフである。
【図６】制駆動力、線形モデル比とグリップ度の関係を示した図である。
【図７】キャスタートレールを考慮した場合の制駆動力、線形モデル比とグリップ度の関係を示した図である。
【図８】（Ａ）は、ＳＡＴ推定値の上下限を示した図であり、（Ｂ）は、ＳＡＴ推定値の演算方法を説明する図である。
【図９】ヒステリシス特性除去の効果を説明する説明図である。
【図１０】（Ａ）は、スリップ角と操舵及びアシストトルクとの関係を示した図であり、（Ｂ）は、スリップ角とＳＡＴ推定値の関係を示した図である。
【図１１】ＳＡＴ推定値の制動による影響を説明する説明図である。
【図１２】制動時のグリップ度推定値の真値比較した図である。
【図１３】第３の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１４】前後方向状態量演算器のブロック図である。
【図１５】グリップ度εのＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβとの２次元マップである。
【図１６】グリップ度εのＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβとの他の２次元マップである。
【図１７】第４の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１８】第５の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１９】（Ａ）及び（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮した場合の、ＳＡＴモデル値（Ｂ）、ドライ路旋回時のグリップ度推定結果（Ａ）をグリップ度真値と比較して示したグラフである。
【図２０】（Ａ）及び（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮しない場合の、ＳＡＴモデル値（Ｂ）と、ドライ路旋回時のグリップ度推定結果（Ａ）をグリップ度真値と比較して示したグラフである。
【図２１】横力演算器のブロック図である。
【図２２】路面μ＝０．４５の人工低μ路において旋回加速実験を行ったときのグリップ度推定結果を示したグラフである。
【図２３】第８の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２４】第９の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２５】第１０の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【符号の説明】
１６ ＳＡＴ推定器
１８ スリップ角演算器
２０ 荷重変化推定器
２２ ＳＡＴモデル値演算器
２４ 制駆動力推定器
２６ グリップ度推定器
１８０ 横力演算器
２４０ 前後方向状態量演算器
１００ 路面摩擦係数演算器
５２ 制駆動力演算器
１８２ 横力演算器
１２６ グリップ度推定器
【発明の属する技術分野】
本発明は、グリップ度推定装置等に係り、より詳細には、車輪のグリップ度を推定するグリップ度推定装置等に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、セルフアライニングトルクを利用してグリップ状態を推定する装置が提案されている（特許文献１参照。）。
【０００３】
【特許文献１】
特開２００２−１２１６０号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、上記従来の装置では、セルフアライニングトルクを利用してグリップ状態を推定する際は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力や横力等を考慮していない。従って、制動状態や駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができない。
【０００５】
本発明は、上記事実に鑑み成されたもので、車両に前後方向又は横方向に力が作用した場合にグリップ度を精度よく推定することの可能なグリップ度推定装置等を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
上記目的達成のため請求項１記載の発明に係るタイヤグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比及び前記前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【０００７】
セルフアライニングトルク推定・検出手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出する。
【０００８】
横方向状態量演算手段は、前記車輪に発生する横方向状態量を演算し、前後方向状態量演算手段は、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する。
【０００９】
セルフアライニングモデル値演算手段は、横方向状態量演算手段により演算された横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算する。比演算手段は、セルフアライニング比を演算する。セルフアライニング比は、セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比である。
【００１０】
そして、グリップ度推定手段は、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定する。
【００１１】
このように、横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算し、セルフアライニングトルクとセルフアライニングトルクモデル値との比（セルフアライニング比）を演算し、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度よく推定することができる。
【００１２】
請求項２記載の発明に係るタイヤグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量、前記前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【００１３】
セルフアライニングトルク推定・検出手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出する。横方向状態量演算手段は、車輪に発生する横方向状態量を演算する。前後方向状態量演算手段は、車輪に発生する前後方向状態量を演算する。
【００１４】
セルフアライニングモデル値演算手段は、横方向状態量、前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算する。
【００１５】
比演算手段はセルフアライニング比を演算し、グリップ度推定手段は、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定する。
【００１６】
このように、車輪に発生する横方向状態量・前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算して、セルフアライニング比を演算し、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度良く推定することができる。
【００１７】
請求項２記載の発明では、請求項３のように、グリップ度推定手段は、セルフアライニングトルク比に加え、前後方向状態量を用いてタイヤのグリップ度を推定するようにしてもよい。これにより、グリップ度をより精度良く推定することができる。
【００１８】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項４のように、前記横方向状態量をスリップ角、前記前後方向状態量を前後力又は前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長及びタイヤ剛性としてもよい。
【００１９】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項５のように、前記横方向状態量を横力、前記前後方向状態量を前後力、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長及びタイヤ剛性としてもよい。
【００２０】
請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明においては、請求項６のように、前記横方向状態量を横力、前記前後方向状態量を、前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータをタイヤ接地長であるとしてもよい。
【００２１】
請求項７記載の発明は、請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明において、車速を検出する車速検出手段と、操舵角を検出する舵角検出手段とを更に含み、前記横方向状態量演算手段を、前記車速と前記操舵角とから車両線形モデルに基づいて、タイヤに発生する横力を推定する推定手段と、前記横力推定手段で推定された横力にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、車両状態量からタイヤに発生する横力を演算する横力演算手段と、前記横力演算手段で演算された横力にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理が施された横力と、前記ローパスフィルタによりローパスフィルタ処理が施された横力との和を横方向状態量として演算する演算手段と、により構成している。
【００２２】
請求項８記載の発明は、請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の発明において、前記前後方向状態量演算手段を、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、前記制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量を演算する除算器と、により構成している。
【００２３】
なお、その他の発明として以下の発明が提案される。
【００２４】
即ち、第１に、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比及びタイヤパラメータに基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を含むタイヤグリップ度推定装置。
【００２５】
第２に、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、前記横方向状態量、前記前後方向状態量、及び所定のパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、前記セルフアライニング比、前記前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を含むタイヤグリップ度推定装置。
【００２６】
請求項９にかかるグリップ度推定装置は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定するセルフアライニングトルク推定手段と、前記車輪に発生するスリップ角を演算するスリップ角演算手段と、前記スリップ角演算手段により演算されたスリップ角、前記車輪の接地長及び剛性に基づいて、セルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングトルクモデル値演算手段と、前記セルフアライニングトルク推定手段により推定されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングトルクモデル値演算手段により演算されたセルフアライニングトルクモデル値と、の比であるセルフアライニングトルク比を演算するセルフアライニングトルク比演算手段と、前記車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、前記セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比と、前記制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、前記操舵輪のグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、を備えている。
【００２７】
本発明のセルフアライニングトルク推定手段は、車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定する。なお、車輪は、請求項１４のように、車両の前輪の場合もあり、請求項１５のように、車両に取付けられた全ての車輪である場合もある。なお、車輪が車両の後輪の場合もある。なお、車輪は操舵輪の場合もあり、非操舵輪の場合もある。
【００２８】
スリップ角演算手段は、車輪に発生するスリップ角を演算する。なお、スリップ角演算手段は、請求項１３のように、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいて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により推定されたスリップ角にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、前記車輪の横力を演算する横力演算手段と、前記横力演算手段により演算された横力を前記車輪のコーナリングパワーで除算することにより、横力から換算されたスリップ角を演算するスリップ角換算手段と、前記スリップ角換算手段により換算されたスリップ角にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理されたスリップ角と、前記ローパスフィルタによりフィルタ処理されたスリップ角と、を加算することにより、前記車輪に発生するスリップ角を演算する加算手段と、により構成するようにしてもよい。
【００２９】
セルフアライニングトルクモデル値演算手段は、スリップ角演算手段により演算されたスリップ角、車輪の接地長及び剛性に基づいて、セルフアライニングトルクモデル値を演算する。セルフアライニングトルク比演算手段は、セルフアライニングトルク推定手段により推定されたセルフアライニングトルクと、セルフアライニングトルクモデル値演算手段により演算されたセルフアライニングトルクモデル値と、の比であるセルフアライニングトルク比を演算する。
【００３０】
制駆動力推定手段は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する。
【００３１】
そして、グリップ度推定手段は、セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定する。なお、グリップ度推定手段は、請求項１０のように、セルフアライニングトルク比、制駆動力、及びグリップ度の関係を予め記憶する記憶手段を備え、セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比及び制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、記憶手段により記憶された上記関係と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するようにしてもよい。
【００３２】
このように、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる。
【００３３】
ところで、請求項１１のように、車輪の接地長及び剛性は予め定められた値としてもよい。しかしながら、車両が制駆動状態のときは、車輪への荷重状態が変化する場合がある。そこで、請求項１２のように、車輪への荷重状態を推定する荷重状態推定手段を更に備え、車輪の接地長さ及び剛性を、荷重状態推定手段により推定された車輪への荷重状態に基づいて定めるようにしてもよい。
【００３４】
このように、車輪の接地長さ及び剛性を、車輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算し、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度をより精度よく推定することができる。
【００３５】
また、請求項１６記載の発明は、操舵状況より求めたセルフアライニングトルク推定値、車両状況から求めたセルフアライニングトルクモデル値、及び制駆動力に基づいて、グリップ度を推定する。よって、制駆動力の影響なくグリップ度が正確に検出できる。
【００３６】
この場合、請求項１７のように、タイロッド軸力とナックルアーム長さよりキングピン周りのトルクを演算してセルフアライニングトルク推定値とするようにしてもよい。よって、正確にセルフアライニングトルク推定値が演算できる。
【００３７】
上記請求項１６又は請求項１７においては、請求項１８のように、各輪毎のグリップ度を推定するようにしてもよい。即ち、各輪毎のグリップ度が得られる。
【００３８】
請求項１９記載の発明は、請求項１８にて推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御する。
【００３９】
このように、精度よく推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御するので、走行状態を精度よく制御することができる。
【００４０】
この場合、請求項２０のように、前記走行状態が安定するように、走行状態を制御するようにしてもよい。
【００４１】
具体的に、走行状態の制御は、請求項２１のように、旋回制動時に４輪のグリップ度が均一となるように制動力を調整すること、駆動輪のグリップ度を推定し、グリップ度が低い場合にはグリップ度の低下を抑制すること、後輪のグリップ度が所定以下となった場合にはスピン抑制制御を行うこと、前輪のグリップ度が所定以下となった場合にはドリフトアウト抑制制御を行うこと、全輪のグリップ度が所定以下となった場合には減速を行うこと、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪操舵角を切り戻すこと、及び、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪のスタビライザの剛性を高めることの少なくとも１つとしてもよい。
【００４２】
ここで、上記のように、旋回制動時に４輪のグリップ度が均一となるように制動力を調整すると、角輪のグリップ余裕度が均一になり最適な制動力配分とすることができる。
【００４３】
また、駆動輪のグリップ度を推定し、グリップ度が低い場合にはグリップ度の低下を抑制すると、過剰なスリップ以前の早い段階でトラクション制御ができる。
【００４４】
更に、後輪のグリップ度が所定以下となった場合にはスピン抑制制御を行ったり、行うと、前輪のグリップ度が所定以下となった場合にはドリフトアウト抑制制御を行うと、旋回挙動を良好にできる。
【００４５】
また、全輪のグリップ度が所定以下となった場合には減速を行うと、４輪ドリフトの検出及び対応が可能となる。
【００４６】
更に、後輪のグリップ度が所定以下となったら、即ち、オーバーステア傾向になった場合には前輪操舵角を切り戻すと、横力を低下させてバランスさせることができる。
【００４７】
また、後輪のグリップ度が所定以下となったら、即ち、オーバーステア傾向となったら、前輪のスタビライザの剛性を高めると、前輪荷重の左右差を大きくし後輪荷重の左右差を小さくして後輪のグリップ度を高めることができる。
【００４８】
【発明の実施の形態】
〔第１の実施の形態〕
以下、図面を参照して、本発明の第１の実施の形態を詳細に説明する。
【００４９】
図１に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、ドライバが図示しない操舵系（ステアリング）を操舵する際の操舵トルクを検出する操舵トルク検出器１２と、図示しないパワーステアリング（以下、パワステという）によるアシストトルクを検出するアシストトルク検出器１４と、操舵トルク検出器１２により検出された操舵トルクと、アシストトルク検出器１４により検出されたアシストトルクと、から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定するＳＡＴ推定器１６と、を備えている。
【００５０】
また、グリップ度推定装置は、車速と操舵角などから前輪スリップ角を推定するスリップ角演算器１８と、車両の前後加速度信号などから制駆動に伴う操舵輪の荷重変化を推定する荷重変化推定器２０と、スリップ角推定値と荷重変化からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を演算するＳＡＴモデル演算器２２と、を備えている。
【００５１】
更に、グリップ度推定装置は、車両を制駆動する制駆動輪に発生する制駆動力を推定する制駆動力推定器２４と、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値、及び制駆動力推定器２４により推定された制駆動力から、グリップ度を推定するグリップ度推定器２６と、を備えている。
【００５２】
図２に示すように、グリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴと、ＳＡＴモデル演算器２２により演算されたＳＡＴモデル値と、から、ＳＡＴのＳＡＴモデル値に対する比をＳＡＴモデル比として演算するＳＡＴモデル比演算器２８と、ＳＡＴモデル比、制駆動力、及びグリップ度の関係を示す３次元マップであるグリップ度マップを記憶するメモリ３２と、ＳＡＴモデル比演算器２８により演算されたＳＡＴモデル比及び制駆動力推定器２４により推定された制駆動力と、メモリ３２に記憶されたＳＡＴモデル比、制駆動力、及びグリップ度の関係を示すグリップ度マップと、に基づいて、グリップ度を演算出力するグリップ度出力器３０と、を備えている。
【００５３】
図３に示すように、スリップ角演算器１８は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいてスリップ角推定値を演算するスリップ角推定器３４と、横加速度及びヨーレートを入力し、車両運動状態量から前輪の横力を演算する横力演算器３８と、横力演算値を前輪コーナリングパワーで除算し横力演算値のスリップ角換算値を演算するスリップ角換算器４０と、スリップ角推定値をハイパス処理するハイパスフィルタ３６と、スリップ角換算値をローパス処理するローパスフィルタ４２と、ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角を加算し統合スリップ角を演算する加算器４４と、を備えている。
【００５４】
次に、本実施の形態におけるグリップ度の推定原理を説明する。
前後スリップ、横スリップを
【００５５】
【数１】
ただし、ｓ：スリップ率、β：スリップ角、Ｋβ：スリップ角に対する横力の剛性、Ｋｓ：スリップ率に対する前後力の剛性と定義することによって、ブラッシュモデルによるタイヤ発生力は、次式のように簡素化されて記述できる。
【００５７】
【数２】
ただし、
【００５９】
【数３】
である。ここで、μ：路面摩擦係数（路面μ）、Ｆ：タイヤ発生力、Ｆｘ：制駆動力、Ｆｙ：横力、Ｆｚ：接地力であり、タイヤ発生力の方向はすべりの方向と一致すると仮定すると、
【００６１】
【数４】
となる。ここでは、以上の関係を用いて制駆動時のＳＡＴ記述の整理を行う。まず、準備として（６）、（９）式を整理し、
【００６３】
【数５】
を、また、（３）、（４）式を整理し、
【００６５】
【数６】
を得る。さらに、（６）、（８）、（１１）式から、
【００６７】
【数７】
を得る。
【００６９】
ところで、制動時のＳＡＴは、次式のように記述できることが知られている（自動車の運動と制御、３７／３９、山海堂（１９９２））。
【００７０】
【数８】
また、同様に駆動時のＳＡＴは、次式によって記述される。
【００７２】
【数９】
（１３）、（１４）式より、制駆動時のＳＡＴは、スリップ角とスリップ率および路面μの複雑な関数であることがわかる。図４及び図５は、（１３）、（１４）式などからＳＡＴを演算した結果を示したものである。これらの図４及び図５に示すように、ＳＡＴは制駆動の影響を受けて変化し、例えばスリップ角＝０．１ｒａｄの状態では、駆動力の増加に伴ってＳＡＴは初め増加するもののその後減少するというように非単調な複雑な特性を示すことがわかる。このように、ＳＡＴと制駆動力の間には複雑な関係が存在する。
【００７４】
一方、ＦＦ車への展開やアクティブブレーキ制御によって車両運動の安定化を図るＶＳＣへの応用を考えた場合には、グリップ度推定の制駆動状態への拡張は不可欠と考えられる。このため、本発明者は、次に説明するように、ＳＡＴのモデルを再整理するとともに、非制駆動状態の解析で利用した線形モデル比（ＳＡＴと線形モデル出力との比）とグリップ度（１−μ利用率）の関連（非制駆動状態では一致）などに着目して解析を行い、制駆動時のグリップ度の推定の可能性について検討した。
【００７５】
最初に、タイヤ単体での制駆動力と車輪のｚ軸（鉛直方向）周りのＳＡＴに関して検討した。即ち、スリップ率、スリップ角を前後スリップ、横スリップに置き換えて記述すると、（１３）、（１４）式は、何れも
【００７６】
【数１０】
と記述できる。さらに、（１５）式に（１０）、（１１）、（１２）式を用いて整理すると、
【００７８】
【数１１】
となる。ここで、グリップ度（１−μ利用率）εは、
【００８０】
【数１２】
となることから、結局ＳＡＴは、横スリップと制駆動力およびグリップ度を用いて、
【００８２】
【数１３】
と記述することができる。
【００８４】
ＳＡＴは、横スリップと制駆動力およびグリップ度によって記述できることがわかった。これは、横スリップと制駆動力、ＳＡＴが検出できる場合のグリップ度推定の可能性を示すものである。ここでは、非制駆動状態での解析に利用したＳＡＴの線形モデル比（ＳＡＴとＳＡＴ線形モデル出力の比）を利用してグリップ度との関連を整理し、グリップ度推定の検討を行う。
ＳＡＴの線形モデルを、
【００８５】
【数１４】
とすると、ＳＡＴの線形モデル比（セルフアライニングトルク比）γは
【００８７】
【数１５】
となり、（１６）式より
【００８９】
【数１６】
という関係が成立することがわかる。したがって、線形モデル比γと前後方向状態量である制駆動力Ｆｘ（又はＦｘ／Ｋβ）から（２０）式に基づいてグリップ度
【００９１】
【数１７】
を導出することができる。
【００９３】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【００９４】
図６は、（２０）式からグリップ度を解いた、すなわち制駆動力と線形モデル比からグリップ度を求めて３次元マップとして示した結果である。この図より、制駆動力、線形モデル比とグリップ度の間には、平面に近い単調な関係が存在しており、精度の良いグリップ度推定が期待できる。
【００９５】
次に、キャスタートレール、荷重移動（変化）を考慮して検討した。
【００９６】
即ち、制駆動に伴う荷重移動の影響を受けるとともにグリップ度推定で使用される信号は、キングピン周りのトルクの左右輪和（ハンドル軸換算値）であることを考慮する必要がある。
【００９７】
ところで、荷重変化時には、接地長は荷重の平方根に比例して長くなるとともに、コーナリングパワー、ブレーキングスティッフネスは荷重に比例して大きくなる、すなわち、
【００９８】
【数１８】
と記述できる。ただし、０は非制駆動状態の値を表している。
【０１００】
また、ｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、キャスタートレールやキングピンオフセットの影響が、次式のように記述される。
【０１０１】
【数１９】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットであり、キングピンオフセットの影響は左右輪で符号が異なる性質を有している。ここで左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０１０３】
【数２０】
と記述される。ただし、ここでは、タイヤ剛性と前後力に関しては、左右２輪分の値を改めてＫｓ、Ｋβ、Ｆｘと記述している。また、ｇｈはハンドルギヤ比である。この場合、荷重移動による接地長、コーナリングスティッフネス変化の影響を考慮した線形モデルＴｓ０（ハンドル軸換算値）は、
【０１０５】
【数２１】
であることから線形モデル比γは、
【０１０７】
【数２２】
と演算される。したがって、タイヤ単体で考えた場合と同様、キャスタートレールを考慮したハンドル周りのトルクで考察した場合も、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（２７）式に基づいてグリップ度
【０１０９】
【数２３】
を導出することができる。
【０１１１】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【０１１２】
図７は、（２７）式からグリップ度を解いた、すなわち制駆動力と線形モデル比からグリップ度を求めて３次元マップとして示した結果である。図６と比較することにより、キャスタートレールの存在により、制駆動力のグリップ度に及ぼす影響は小さくなることがわかる。
【０１１３】
次に、前述した原理に基づいた本実施の形態に係るグリップ度推定装置の作用を説明する。
【０１１４】
操舵トルク検出器１２は、ハンドルに取り付けられたトルクセンサによってドライバの操舵する操舵トルクを検出する。アシストトルク検出器１４は、電動パワステの電流値にトルク定数を乗じてパワステのアシストトルクを算出する。
【０１１５】
ＳＡＴ推定器１６は、操舵トルクとアシストトルクの和から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。摩擦除去の演算は、以下のロジックによって行う。
【０１１６】
図８（Ａ）に示す２本の直線の幅は、操舵系の摩擦によって生じたヒステリシスの大きさを表したものであり、それぞれの直線の傾きは１である。図８（Ｂ）は、摩擦除去演算の方法を示すものである。操舵トルクとアシストトルクの和、スリップ角ともに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推定値は０を出力する。つぎに操舵が行われ、ＳＡＴが発生した場合、ＳＡＴ推定値は、操舵トルクとアシストトルクの和に対し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、
【０１１７】
【数２４】
と演算される。ただし、ＴＳＡＴは、ＳＡＴ推定値、ＴＤＡは、操舵トルクとアシストトルクの和である。この傾きＫ１は、１に比較して小さく設定されており、クーロン摩擦などによって操舵トルクとアシストトルクの和が変動してもＳＡＴ推定値の変動は小さいことを表現するものである。さらに、操舵が行われ、（１）によるＳＡＴ推定値の演算値が図８（Ｂ）におけるＡ点まで達し、さらに操舵トルクとアシストトルクの和が増加する場合には、モデルの下限に沿って次式に従って増加する。
【０１１９】
【数２５】
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、操舵トルクとアシストトルクの和が減少し始めた場合には、傾きＫ１で（２８）式に従ってＳＡＴ推定値は減少する。この領域では、操舵トルクとアシストトルクの和の変動に対し、ＳＡＴ推定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ステシステムのクーロン摩擦などの影響によってＳＡＴ推定値には影響が現れないことを表現したものである。なお、Ｂ点からＳＡＴの減少によって到達したＣ点において再び操舵トルクとアシストトルクの和が増加する場合には、（２８）式に従いＢ点に向かってＳＡＴ推定値は増加する。また、切戻しによりＣ点からさらにＳＡＴ操舵トルクとアシストトルクの和が減少し、モデル上限に達した場合には、ＳＡＴ推定値は上限に沿って（２９）式に従って減少する。このような２種類の傾きの設定によって図８（Ｂ）に示すヒステリシス特性が除去される。
【０１２１】
図９（Ａ）及び図９（Ｂ）は、高μ路面走行時の操舵トルクとアシストトルクの和とこの値から（１）、（２）式に基づいてヒステリシス特性を除去したＳＡＴ推定値を示したものである。摩擦除去の効果によって、クーロン摩擦などの影響と考えられる保舵時の変動がほぼ補償されていることがわかる。
【０１２２】
また、図１０（Ａ）及び図１０（Ｂ）は、高μ路、低μ路の走行時のスリップ角と操舵トルクとアシストトルクの和、およびスリップ角とＳＡＴ推定値の関係を示したものである。ヒステリシス特性が除去されていることがわかる。
【０１２３】
次に、スリップ角演算器１８（図３参照）によるスリップ角の演算を説明する。スリップ角推定器３４は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づき前輪スリップ角を推定する。スリップ角演算器１８における前輪スリップ角の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０１２４】
【数２６】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、αＥ：前輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（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：ハンドル角である。なお、前輪のグリップ度を推定する本実施の形態においては、ｃｆは前述のＫβと同じものである。 （３０）、（３１）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、
【０１２６】
【数２７】
ただし、
【０１２８】
【数２８】
という形式で表現される。
横力演算器３８は、車両運動状態量から前輪の横力を演算する。前輪横力は、車体の運動方程式
【０１３０】
【数２９】
ただし、Ｆｆ：前輪横力、Ｆｒ：後輪横力を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０１３２】
【数３０】
ただし、
【０１３４】
【数３１】
である。
【０１３６】
スリップ角換算器１８は、横力演算値を前輪コーナリングパワーで除算し、横力演算値のスリップ角換算値を演算する。すなわち、
【０１３７】
【数３２】
ただし、αＴ：スリップ角換算値である。
【０１３９】
ハイパスフィルタ３６は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０１４０】
【数３３】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０１４２】
【数３４】
を（３８）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０１４４】
【数３５】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２はハイパスフィルタ３６と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０１４６】
【数３６】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０１４８】
【数３７】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２に入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含むスリップ角推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含むスリップ角換算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けないスリップ角を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、スリップ角換算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角は、加算され、統合スリップ角としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０１５０】
【数３８】
ただし、αＴ：統合スリップ角である。
【０１５２】
荷重変化推定器２０（図１参照）は、車両の前後加速度信号ｇｘから操舵輪である前輪の荷重変化後の接地荷重Ｆｚを次式に基づいて推定演算する。
【０１５３】
【数３９】
ただし、ｈは重心高、Ｆｚ０は前輪の静止荷重であり、
【０１５５】
【数４０】
である。
【０１５７】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、統合スリップ角と荷重移動後の接地荷重からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を（２１）−（２３）式および（２６）式に基づき演算する。
【０１５８】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８（図２参照）は、ＳＡＴ推定値とＳＡＴモデル値からＳＡＴ推定値のＳＡＴモデル値に対する比をＳＡＴモデル比として演算する。グリップ度マップは、図７に示すＳＡＴモデル比と制駆動力からグリップ度を出力する３次元マップであり、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加で、制駆動力（駆動力を正）に関して単調減少となることを特徴としている。
【０１５９】
図１１は、低μ路における制動時と非制動時のＳＡＴ線形モデル値（統合スリップ角から演算）とＳＡＴ推定値の比較を行ったものである。制動によってＳＡＴ推定値が小さくなることが確認される。
【０１６０】
図１２（Ａ）〜図１２（Ｃ）は、低μ路における制動時のグリップ度推定値の真値比較を示したものである。グリップ度真値は、路面μを一定（０．３５）と仮定し、前輪で発生している前後力と横力を荷重で基準化した実績μ値から「グリップ度真値＝１−μ利用率＝１−実績μ値／路面μ」として演算した値である。また、グリップ度推定値は、図６のマップに基づき、制動力と線形モデル比から演算した値である。この図より、１．７ｓ以前の非制動時、１．７ｓ以降の制動中ともにグリップ度推定が正確に実施できていることがわかる。
【０１６１】
本実施の形態では、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定器により推定された制駆動力と、に基づいて、操舵輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる。
【０１６２】
また、本実施の形態では、操舵輪の接地長さ及び剛性を、操舵輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算し、操舵輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度をより精度よく推定することができる。
【０１６３】
なお、上記実施の形態では、操舵輪の接地長さ及び剛性を、操舵輪への荷重状態に基づいて定めて、セルフアライニングトルクモデル値を演算（（２１）−（２３）、（２６）式）しているが、本発明はこれに限定されるものではなく、操舵輪の接地長及び剛性は予め定められた値として、セルフアライニングトルクモデル値を演算（（１９）式等）するようにしてもよい。この場合には、荷重変化推定器２０を省略するようにしてもよい。
〔第２の実施の形態〕
次に、第２の本実施の形態を説明する。前述した第１の実施の形態では、操舵輪を前２輪とし、前輪の左右２輪の操舵トルクからグリップ度を推定していたが、本実施の形態では、各輪毎にグリップ度を推定するものである。なお、本例における構成は前述した実施の形態と同様であるので、その説明を省略する。
【０１６４】
最初に、本実施の形態における各輪毎にグリップ度を推定する原理を説明する。
【０１６５】
左右２輪の操舵トルクからグリップ度を推定する場合には、左右輪に働くキングピンオフセットに基づくトルクは相殺していたためグリップ度推定時にはこの影響を考慮する必要はなかった。しかし、各輪ごとにＳＡＴを推定し、このＳＡＴとスリップ角から各輪毎のグリップ度を推定する場合には、キングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去する必要がある。すなわち、ブラッシュモデルにおいて導出されるｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、
【０１６６】
【数４１】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットという関係が存在しており、キングピンオフセットと制駆動力は既知であると仮定すると、（１０１）式における右辺第３項を除去することが可能である。すなわち、キングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去したキングピン周りトルクＴｋｃは、
【０１６８】
【数４２】
と記述できる。なお、接地長、コーナリングパワー、ブレーキングスティッフネスは荷重の関数として、
【０１７０】
【数４３】
と記述される。ただし、０は静止荷重状態の値を表している。ここで、荷重移動による接地長、コーナリングスティッフネス変化の影響を考慮した線形モデルＴｋ０を、
【０１７２】
【数４４】
とすると線形モデル比γは、
【０１７４】
【数４５】
と演算される。したがって、各輪単位で考察した場合も、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（１０７）式に基づいてグリップ度
【０１７６】
【数４６】
を導出することができる。
【０１７８】
なお、上記のように、線形モデルＴｋ０は、横方向状態量としての横スリップ（スリップ角）κｙと、タイヤパラメータとしての上記剛性Ｋｓ及び接地長ｌと、により、求められる。
【０１７９】
次に、本実施の形態における作用を説明する。
【０１８０】
ＳＡＴ推定器１６は、操舵輪のタイロッド部に貼られた歪みゲージ出力、すなわちタイロッド軸力にナックルアーム長を乗じてキングピン周りのトルクをＳＡＴ推定値として出力する。
【０１８１】
スリップ角演算器１８のスリップ角推定器３４は、車速と前後輪の実舵角から車両線形モデルに基づき前後輪スリップ角を推定する。スリップ角演算器１８における前輪スリップ角の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０１８２】
【数４７】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、αｆＥ：前輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、αｒＥ：後輪スリップ角推定値（ｒａｄ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（ｍ）、Ｍ：車両質量（ｋｇ）、Ｉｚ：ヨー慣性（ｋｇｍ２）、θｆ：前輪実舵角、θｒ：後輪実舵角である。 （１０８）、（１０９）、（１１０）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、
【０１８４】
【数４８】
ただし、
【０１８６】
【数４９】
という形式で表現される。
【０１８８】
横力演算器３８は、車両運動状態量から前後輪における左右２輪分の横力を演算する。前後輪横力は、車体の運動方程式
【０１８９】
【数５０】
ただし、Ｆｆ：前輪横力（前２輪分の横力）、Ｆｒ：後輪横力（後２輪分の横力）を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０１９１】
【数５１】
ただし、
【０１９３】
【数５２】
である。
【０１９５】
スリップ角換算器４０は、横力演算値を前後輪コーナリングパワーで除算し、横力演算値のスリップ角換算値を演算する。すなわち、
【０１９６】
【数５３】
ただし、αＴ：スリップ角換算値である。
【０１９８】
ハイパスフィルタ３６は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０１９９】
【数５４】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０２０１】
【数５５】
を（１２０）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０２０３】
【数５６】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２はハイパスフィルタ３６と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０２０５】
【数５７】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０２０７】
【数５８】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６とローパスフィルタ４２の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタとローパスフィルタに入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含むスリップ角推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含むスリップ角換算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けないスリップ角を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、スリップ角換算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後のスリップ角は、加算され、統合スリップ角としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０２０９】
【数５９】
ただし、αｆＩ：前輪統合スリップ角、αｒＩ：後輪統合スリップ角である。なお、本実施例では、左右輪のスリップ角は、一致していると仮定して前輪２輪のスリップ角および後輪２輪のスリップ角を導出したが、左右輪の位置の違いを考慮して４輪独立にスリップ角を推定しても良い。
【０２１１】
荷重変化推定器２０は、車両の前後加速度信号ｇｘおよび車両の横加速度信号ｇｙから各輪の荷重変化後の接地荷重Ｆｚｉ （ｉ＝１、２、３、４、１：左前輪、２：右前輪、３：左後輪、４：右後輪）を次式に基づいて推定演算する。各輪の静止荷重
【０２１２】
【数６０】
からの荷重変動をΔＦｚｉとすると、車体姿勢の釣り合いから
【０２１４】
【数６１】
ただし、ｈ：重心高、γｒａｌｌ：ロール剛性配分（前輪の負担率）、Ｔｆ：前輪トレッド、Ｔｒ：後輪トレッドという関係が存在する。したがって、各輪の荷重変動は、（１２８）−（１３１）式を解くことによって、
【０２１６】
【数６２】
として求められる。
【０２１８】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、統合スリップ角と荷重移動後の接地荷重からＳＡＴのスリップ角に対する原点勾配をスリップ角に乗じてＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値Ｔｋ０を（１０３）−（１０６）式に基づき演算する。
【０２１９】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８は、キングピン周りのトルクであるＳＡＴ推定値Ｔｋからキングピンオフセットに基づくトルクの影響を（１０２）式のように制駆動力を利用して除去し、このキングピンオフセットに基づくトルクの影響を除去したＳＡＴ推定値ＴｋｃのＳＡＴモデル値Ｔｋ０に対する比をＳＡＴモデル比として演算する。
【０２２０】
グリップ度マップは、ＳＡＴモデル比と制駆動力からグリップ度を出力する２次元マップであり、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加で、制駆動力（駆動力を正）に関して単調減少となることを特徴としている。
【０２２１】
なお、本実施例では、左右輪が同じ角度で操舵される４輪操舵車両を示したが、本技術は４輪が独立に操舵される車両でもスリップ角を各輪毎に推定演算するなどによって応用が可能である。また、後輪の取り付けられている複数のサスペンションリンクに歪みゲージを貼り、後輪で発生するｚ軸周りのトルクを推定することによって後輪に操舵機構を有しない車両への応用も可能である。
〔第３の実施の形態〕
次に、第３の実施の形態を説明する。
【０２２２】
図１３に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第１の実施の形態（図１参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第１の実施の形態（図１参照）におけるスリップ角演算器１８に代えて横力検出器１８０を備え、荷重変化推定器２０を備えておらず、前後方向状態量演算器２４０を備え、前後方向状態量演算器２４０は、グリップ度推定器２６ばかりではなく、ＳＡＴモデル値演算器２２にも接続されている。
【０２２３】
図１４に示すように、前後方向状態量演算器２４０は、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定する制駆動力推定器４２と、制駆動力推定器４２から出力された制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）を演算する除算器２４４と、を備えて構成されている。
【０２２４】
次に、本実施の形態にかかる制駆動時のグリップ度の演算原理を説明する。
【０２２５】
前述した実施の形態では、タイヤ単体での制駆動力と車輪のｚ軸（鉛直方向）周りのＳＡＴに関する議論を行ったが、実際の車両では、制駆動に伴う荷重移動の影響を受けるとともにグリップ度推定で使用される信号は、キングピン周りのトルクの左右輪和（ハンドル軸換算値）であることを考慮する必要がある。
【０２２６】
まず、横力は、
【０２２７】
【数６３】
と表され、この横力を用いると、（１６）式は、
【０２２９】
【数６４】
となる。
ｚ軸周りのＳＡＴとキングピン周りのトルクの間には、キャスタートレールやキングピンオフセットの影響が、次式のように記述される。
【０２３１】
【数６５】
ただし、Ｔｋ：キングピン周りのトルク、ｌｃ：キャスタートレール、ｌｋ：キングピンオフセットであり、キングピンオフセットの影響は左右輪で符号が異なる性質を有している。ここで左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０２３３】
【数６６】
と記述される。ただし、ｇｈはステアリングギヤ比であり、また以降の記述では対象となる前輪の左右２輪分の制駆動力、横力をそれぞれＦｘ、 Ｆｙと記述する。なお、ここでは、左右の制駆動力が一致するものと仮定したが、左右の制駆動力に差が生じた場合には、制駆動力差によって生じるトルクをあらかじめ補償することによって制駆動力差補償後のハンドルトルクとして（２０４）式のハンドルトルクを導出することができる。また、ここでは、キャスタートレールによって生じるトルクを含めたハンドルトルクを導出しているが、キャスタートレールによって生じるトルクは横力に比例するものであり、グリップ状態に関わらずこの値を推定することが可能である。このため、キャスタートレール分のトルクをあらかじめ補償してもよい。この場合には、キャスタートレール補償後のハンドルトルクＴｓｃは、
【０２３５】
【数６７】
と記述できる。
【０２３７】
また、ここでは、（２０４）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２３８】
【数６８】
をＳＡＴモデル値とする。ここで、（２０４）式と（２０６）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２４０】
【数６９】
とすると、
【０２４２】
【数７０】
という関係が成立する。したがって、（２０８）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度
【０２４４】
【数７１】
を導出することができる。
【０２４６】
なお、上記のように、ＳＡＴモデル値は、横方向状態量としての横力Ｆｙと前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）とを用いて求められる。
【０２４７】
図１５は、（２０８）式をグリップ度ε＝ξ３について解いた結果をＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβの３次元マップとして示したものである。このような３次元マップを予め用意しておけば、（２０８）式を解く必要ななく、γとＦｘ／ Ｋβから容易にグリップ度を求めることができる。また、このマップは、ＳＡＴモデル比に関して単調増加、Ｆｘ／ Ｋβに関して単調減少であり、さらにＦｘ／ Ｋβに関する単調減少の勾配はＳＡＴモデル比が大きいほど小さくなりＳＡＴモデル比が１のときには勾配＝０、すなわち増加も減少もしないという特徴をもっている。また、Ｆｘ／ Ｋβに関する変化を無視すれば、すなわち図１５においてＦｘ／ Ｋβ＝０の軸上の値を利用することにより、ＳＡＴモデル比のみからグリップ度を概略推定することも可能である。
【０２４８】
次に、前述した原理に基づいた本実施の形態に係るグリップ度推定装置の作用を説明する。
【０２４９】
前述したように、操舵トルク検出器１２はドライバの操舵する操舵トルクを検出し、アシストトルク検出器１４はアシストトルクを算出し、ＳＡＴ推定器１６は、本実施の形態では、操舵トルクとアシストトルクの和からハンドル軸に伝達されるトルクＴｓを（２０４）式より推定する。横力検出器１８０は横力を検出する。
【０２５０】
前後方向状態量演算器２４０の制駆動力推定器４２は、エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定し、除算器２４４は、制駆動力推定器４２から出力された制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）を演算する。
【０２５１】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）、横力検出器１８０により検出された横力Ｆｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（２０６）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２５２】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたトルクＴｓ（（２０４）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２ により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（２０６）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（２０７）式より演算する。
【０２５３】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ ／ Ｋβ）を用いて、上記マップ（図１５参照）から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、マップに代えて、データテーブルや関係式を記憶して用いるようにしてもよい。
【０２５４】
ところで、前述して例では、キャスタートレール補償前のハンドルトルクＴｓ
を用いてグリップ度を推定しているが、本発明はこれに限定されるものではなく、キャスタートレール補償後のハンドルトルクＴｓｃを利用して推定することも可能である。この場合、キャスタートレール補償後のハンドルトルクを記述した（２０５）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２５５】
【数７２】
をＳＡＴモデル値とする。ここで、（２０５）式と（２０９）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２５７】
【数７３】
とすると、
【０２５９】
【数７４】
という関係が成立する。したがって、この場合も（２１１）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度を導出することができる。
【０２６１】
図１６は、（２１１）式をグリップ度ε＝ξ３について解いた結果をＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβの３次元マップとして示したものである。図１５と同様、このような３次元マップをあらかじめ用意しておけば、（２１１）式を解く必要ななく、γとＦｘ／ Ｋβから容易にグリップ度を求めることができる。なお、図１６はＳＡＴモデル比＝１、Ｆｘ／ Ｋβ＝−０．２５で常にグリップ度＝１となり、この値からＳＡＴモデル比が小さくなるのに、またＦｘ／ Ｋβが大きくなるのにしたがってグリップ度は小さくなる、即ち、グリップ度はＳＡＴモデル比に関して単調増加し、かつＦｘ／Ｋβに関して単調減少であるという特徴をもっている。さらに、図１６は、接地長などの車両パラメータを含んでおらず、キャスタートレール補償後のハンドルトルクを利用してグリップ推定を行う場合、車両諸元が変更された場合にも常に同一の３次元マップを使用できるという特徴がある。
【０２６２】
ところで、ＳＡＴモデル値は、（２０６）式、（２０７）式から求められるが、上記例では、スリップ角に対する横力の剛性Ｋβを含めて、前後方向状態量（Ｆｘ／Ｋβ）として求めているので、ＳＡＴモデル値は、横力、前後方向状態量（Ｆｘ／Ｋβ）、及び接地長から演算することになる。しかし、スリップ角に対する横力の剛性Ｋβをパラメータとして扱えば、横力、制駆動力Ｆｘ、パラメータとしてのＫβ、接地長からセルフアライニングトルクモデル値を演算することになる。
〔第４の実施の形態〕
次に、第４の実施の形態を説明する。
【０２６３】
図１７に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第３の実施の形態（図１３参照）における横力演算器１８０に代えてスリップ角演算器１８を備えている。
【０２６４】
次に、本実施の形態にかかる制駆動時のグリップ度の演算原理を説明する。
ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、横スリップと制駆動力およびξｓを用いて、
【０２６５】
【数７５】
と記述することができる。また、ここでは、（３０１）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２６７】
【数７６】
（３０２）
をＳＡＴモデル値とする。即ち、ＳＡＴモデル値は、前後方向状態量としてのＦｘ／Ｋβ（又は制駆動力Ｆｘ）、及び横方向状態量としてのスリップ角κからも求められる。
【０２６９】
ここで、（３０１）式と（３０２）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２７０】
【数７７】
とすると、
【０２７２】
【数７８】
という関係が成立する。したがって、（３０４）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβからグリップ度
【０２７４】
【数７９】
を導出することができる。
【０２７６】
次に、本実施の形態の方法を説明する。なお、前述した実施の形態と同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について説明する。
【０２７７】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）、スリップ角演算器１８により検出されたスリップ角κｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（３０２）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２７８】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたハンドル軸に伝達されるトルクＴｓ（（３０１）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（３０２）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（３０３）式より演算する。
【０２７９】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ、前後方向状態量演算器２４０から出力された前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）、及びキャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて、（３０４）式から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、この場合も、（３０４）式に代えて、グリップ度εと、ＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量（Ｆｘ／ Ｋβ）と、の関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度ε＝ξ３を推定するようにしてもよい。
〔第５の実施の形態〕
次に、第５の実施の形態を説明する。
【０２８０】
図１８に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と略同一なので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置においては、前後方向状態量演算器２４０はＳＡＴモデル値演算器２２にのみ接続されている。
【０２８１】
次に、本実施の形態にかかる制駆動を伴わない領域におけるグリップ度の演算原理を説明する。
制駆動を伴わない領域では、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、横力およびξｓを用いて、
【０２８２】
【数８０】
と記述することができる。また、ここでは、（３１１）式において、グリップ度＝１を仮定した値
【０２８４】
【数８１】
をＳＡＴモデル値とする。即ち、ＳＡＴモデル値は、横方向状態量としての横力Ｆｙと所定のタイヤパラメータ（接地長ｌ）を用いて求められる。
【０２８６】
ここで、（３１１）式と（３１２）式の比をＳＡＴモデル比γ、すなわち、
【０２８７】
【数８２】
とすると、
【０２８９】
【数８３】
という関係が成立する。したがって、（３１４）式の関係を利用することによってＳＡＴモデル比γからグリップ度
【０２９１】
【数８４】
を導出することができる。
【０２９３】
次に、本実施の形態の方法を説明する。なお、前述した実施の形態と同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について説明する。
【０２９４】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、横力検出器１８０により検出された横力Ｆｙ、ステアリングギア比ｇｈ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて上記（３１２）式より、ＳＡＴモデル値Ｔｓ０を演算する。
【０２９５】
本実施の形態にかかるグリップ度推定器２６は、ＳＡＴ推定器１６により推定されたＳＡＴ（Ｔｓ（３１１）式）と、ＳＡＴモデル値演算器２２ により推定されたＳＡＴモデル値Ｔｓ０（（３１２）式）と、の比であるＳＡＴモデル比γを、上記（３１３）式より演算する。
【０２９６】
そして、グリップ度推定器２６は、演算したＳＡＴモデル比γ、キャスタートレールｌｃ、接地長ｌを用いて、（３１４）式から、グリップ度ε＝ξ３を推定する。なお、この場合も、（３１４）式に代えて、グリップ度εとＳＡＴモデル比γとの関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度ε＝ξ３を推定するようにしてもよい。
〔第６の実施の形態〕
次に、第６の実施の形態を説明する。なお、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第１の実施の形態（図１参照）の構成と同一なので、その説明を省略する。
【０２９７】
次に、本実施の形態におけるグリップ度の演算原理を説明する。
【０２９８】
まず、左右輪の制駆動力が一致すると仮定する場合、ハンドル軸に伝達されるトルクＴｓは、
【０２９９】
【数８５】
と記述される。ただし、接地長、タイヤ剛性に関するｌ、ｒの添え字は、左右輪を意味している。また、Ｆｚ０は、前軸の静止荷重（前輪２輪分の静止荷重）、Ｆｚは、前後荷重移動を考慮した前軸荷重（前輪２輪分の荷重）、ΔＦｚは、前輪左右輪の荷重変動量である。ただし、ΔＦｚは、前輪左右輪の荷重変動量であり、横加速度信号ｇｙとロール剛性配分（前輪の負担率）γｒｏｌｌおよび前輪トレッドＴｆから
【０３０１】
【数８６】
と近似することができる。ただし、｜ｇｙ｜はｇｙの絶対値をあらわしている。この場合、線形モデルＴｓ０は、
【０３０３】
【数８７】
と記述できる。即ち、線形モデルＴｓ０は、横方向状態量としてのスリップ角κｙ、左右荷重変化量ΔＦｚを用いて求める。
【０３０５】
このとき、線形モデル比γは、
【０３０６】
【数８８】
と演算される。したがって、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（４０４）−（４０７）式に基づいてグリップ度
【０３０８】
【数８９】
を導出することができる。
【０３１０】
次に、本実施の形態に係るグリップ推定装置の作用を説明する。なお、本実施の形態に係るグリップ推定装置の作用は、前述した第１の実施の形態の作用と同一の部分があるので、異なる部分を説明する。
【０３１１】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、スリップ角演算器１８により演算されたスリップ角κｙと荷重変化推定器２０により推定された左右荷重変化量ΔＦｚからＳＡＴの線形モデル出力、すなわちＳＡＴモデル値を（４０３）式に基づき演算する。
【０３１２】
グリップ度推定器２６のＳＡＴモデル比演算器２８は、ＳＡＴ推定値とＳＡＴモデル値からＳＡＴ推定値のＳＡＴモデル値に対する比γを（４０４）式からＳＡＴモデル比として演算する。そして、グリップ度出力器３０は、線形モデル比γと制駆動力Ｆｘから（４０４）−（４０７）式に基づいてグリップ度を演算する。なお、この場合も、（４０４）−（４０７）式に代えて、グリップ度εと、ＳＡＴモデル比γ及び前後方向状態量（制駆動力Ｆｘ）と、の関係を示すマップ、データテーブル、及び関係式を予め求めておき、グリップ度を推定するようにしてもよい。
【０３１３】
図１９（Ａ）及び図１９（Ｂ）は、ＳＡＴモデル値（図１９（Ｂ）参照）を（４０３）式に基づき横荷重移動ΔＦｚを考慮して設定したときのドライ路旋回時のグリップ度推定結果（図１９（Ａ）参照）をグリップ度真値と比較して示したものである。
【０３１４】
図２０（Ａ）及び図２０（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮せず、ＳＡＴモデル値（図２０（Ｂ）参照）を
【０３１５】
【数９０】
と設定したときのドライ路旋回時のグリップ度推定結果（図２０（Ａ）参照）をグリップ度真値と比較して示したものである。グリップ度真値は、路面μを一定（０．９）と仮定し、前輪で発生している前後力と横力を荷重で基準化した実績μ値から「グリップ度真値＝１−μ利用率＝１−実績μ値／路面μ」として演算した値である。
【０３１７】
図１９（Ａ）及び図１９（Ｂ）と図２０（Ａ）及び図２０（Ｂ）との比較から、横荷重移動の影響を考慮することによってグリップ度推定の精度が向上していることがわかる。
〔第７の実施の形態〕
次に、第７の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２１に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置の横力演算器１８０は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づいて前輪の横力推定値を演算する横力推定器３４０と、横力推定値をハイパス処理するハイパスフィルタ３６０と、車両運動状態量から前輪の横力を演算する横力演算器３８０と、横力換算器４００と、横力演算値をローパス処理するローパスフィルタ４２０と、ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後の横力を加算し統合横力を演算する加算器４４０と、を備えている。
次に、本実施の形態に係るＳＡＴモデル値の演算原理を説明する。
接地長は荷重の平方根に比例して長くなるとともに、各輪のコーナリングパワー、横力は荷重に比例して大きくなる、すなわち、
【０３１８】
【数９１】
と記述できる。ただし、添え字の０は非荷重移動状態をｌ、ｒはそれぞれ左輪、右輪の値であることを表している。このため、このような荷重移動の影響をＳＡＴモデル値演算時に考慮することによってグリップ度推定の精度向上が期待できる。
【０３２０】
ここでは、（５００）−（５０２）式の仮定に加え、左右輪の制駆動力は一致する、すなわち
【０３２１】
【数９２】
と仮定すると、左右２輪分のＳＡＴの合計であるＳＡＴモデル値（高グリップ状態の操舵トルク）は、
【０３２３】
【数９３】
と記述できる。また、キャスタートレールを補償した後の操舵軸トルクを利用する場合には、ＳＡＴモデル値は、
【０３２５】
【数９４】
と記述できる。（５０４）または（５０５）式のようにＳＡＴモデル値の導出の際に荷重移動の影響を考慮することによって、グリップ度推定の精度向上が期待できる。
【０３２７】
次に、本実施の形態の作用を説明する。
ＳＡＴ推定器１６は、操舵トルクとアシストトルクの和から操舵系の摩擦を除去して路面とタイヤ間で発生するＳＡＴを推定する。なお、左右輪の制駆動力に差がある場合には、制駆動力差によって生じるトルクを減じる補償を実施後に摩擦除去を行う。すなわち、摩擦除去前のＳＡＴを
【０３２８】
【数９５】
に基づき演算し、求められたＴｆｒｉｃに対して摩擦除去演算（第１の実施の形態と同様）を実施し、ＳＡＴ推定値Ｔｓを求める。ここで、Ｔｆｒｉｃは摩擦除去前のＳＡＴ、Ｔｓｗは操舵トルク、Ｔｍａはアシストトルク、ΔＦｘは制駆動力左右輪差、ｌｋはキングピンオフセットである。
横力演算器１８０における横力推定器３４０は、車速と操舵角から車両線形モデルに基づき前輪横力を推定する。ここで、前輪横力の推定は、車両運動の動特性を利用し、次式の状態方程式によって推定するものである。
【０３３０】
【数９６】
ただし、ｖ：横速度（ｍ／ｓ）、ｒ：ヨーレート（ｒａｄ／ｓ）、ＦｙＥ：前輪横力推定値（Ｎ）、ｕ：車速（ｍ／ｓ）、ｃｆ、ｒ：前後輪コーナリングパワー（Ｎ／ｒａｄ）、Ｌｆ、ｒ：前後軸重心間距離（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：ハンドル角である。なお、前輪コーナリングパワーｃｆは、前述のＫβと同じものである。 （５０７）、（５０８）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、
【０３３２】
【数９７】
という形式で表現される。
横力演算器３８０は、車両運動状態量から前輪の横力を演算する。前輪横力は、車体の運動方程式
【０３３４】
【数９８】
ただし、Ｆｙｆ：前輪横力、Ｆｙｒ：後輪横力を変形することによって、以下のように記述することができる。
【０３３６】
【数９９】
である。横力換算器４００は、（５１３）式に基づいて横力を演算し、横力演算値ＦｙＣとして出力する。
ハイパスフィルタ３６０は１次の離散フィルタによって構成される。ところで、連続時間でのフィルタは、次式の伝達関数によって記述される。
【０３３８】
【数１００】
ただし、ωｂ：フィルタの折れ点周波数である。この式をＴｕｓｔｉｎ変換などの手法を用いて変換することにより、離散時間のフィルタを設計することができる。Ｔｕｓｔｉｎ変換は、サンプリング時間をＴ、時間進みオペレータをｚとした場合、
【０３４０】
【数１０１】
を（５１４）式に代入することによって演算でき、このときの離散時間フィルタは、
【０３４２】
【数１０２】
と記述される。また、ローパスフィルタ４２０はハイパスフィルタ３６０と同じ折れ点周波数をもつ１次の離散フィルタとして構成される。連続時間でのフィルタは、
【０３４４】
【数１０３】
と記述され、これをＴｕｓｔｉｎ変換すると、
【０３４６】
【数１０４】
と記述される。ここで設計されるハイパスフィルタ３６０とローパスフィルタ４２０の和は、１となる。これは、同一の信号をハイパスフィルタ３６０とローパスフィルタ４２０に入力し、これらの出力を加算した場合、元の信号が復元されることを意味している。ここでは、低周波数領域にドリフト誤差を含む横力推定値にハイパスフィルタ処理を行いドリフト誤差を除去するとともに、高周波数領域にノイズや位相の遅れを含む横力演算値にローパスフィルタ処理を行い高周波領域の変動成分を除去し、これらのフィルタ処理後の信号を加算することによってドリフト誤差やノイズなどの影響を受けない横力を演算することができる。ここでの折れ点周波数は、横力演算値に含まれる路面外乱などに伴うノイズを除去するとともに、バンク路進入時などの路面カント変化速度に適応できるような値に設定されるものである。ハイパスフィルタおよびローパスフィルタ処理後の横力は、加算され、統合横力としてグリップ度演算に用いられる。すなわち、
【０３４８】
【数１０５】
ただし、ＦｙＩ：統合横力である。
【０３５０】
前後方向状態量演算器２４０は、エンジン出力トルクＴｅｎｇにギヤ比ｇｅ、デフ比ｇｄを乗じるとともにタイヤ有効半径ｒｗで除算して求めた駆動力とブレーキ油圧Ｐｂに定数ｋｂｒａｋｅを乗じて求めた制動力を加えて前輪で発生する制駆動力Ｆｘを
【０３５１】
【数１０６】
と求め、さらに前輪コーナリングパワー基準値で除算し、前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０として出力する。
【０３５３】
ＳＡＴモデル値演算器２２は、横方向状態量ＦｙＩ、状態量前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０に基づきＳＡＴモデル値を以下のように演算する。
【０３５４】
【数１０７】
である。
【０３５６】
グリップ度推定器２６のＳＡＴ比演算器２８は、ＳＡＴ推定値ＴｓとＳＡＴモデル値Ｔｓ０の比を次式のように演算し、ＳＡＴモデル比γとして出力する。
【０３５７】
【数１０８】
グリップ度出力器３０は、ＳＡＴモデル比γと前後方向状態量Ｆｘ／ Ｋβ０から２次元マップ等（前述した第３の実施の形態参照）に基づいてグリップ度を演算する。
【０３５９】
図２２は、路面μ＝０．４５の人工低μ路において旋回加速実験を行ったときのグリップ度推定結果を示したものである。この実験では、図２２において２ｓの時に操舵し、３ｓの時に０．１Ｇ相当の加速を行っており、加速度と既知の路面μ値（＝０．４５）から求めたグリップ度真値と推定値は、良い一致が見られる。
ことがわかる。
〔第８の実施の形態〕
次に、第８の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第３の実施の形態（図１３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２３に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第３の実施の形態（図１３参照）における、操舵トルク検出器１２、アシストトルク検出器１４、ＳＡＴ推定器１６、前輪の横力を演算する横力演算器１８０、前輪の前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算器２４０、ＳＡＴモデル値演算器２２、及び前輪のグリップ度を推定するグリップ度推定器２６を備えている。また、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置はさらに、路面摩擦係数（路面μ）を演算する路面摩擦係数演算器１００、後輪の制駆動力を演算する制駆動力演算器５４０、後輪の横力を演算する横力演算器１８２、及び後輪のグリップ度を推定するグリップ度推定器１２６を備えている。
【０３６０】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第３の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同様な作用部分について省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３６１】
前述した第３の実施の形態のように、グリップ度推定器２６は、前輪のグリップ度を推定する。路面摩擦係数演算器１００は、路面摩擦係数（路面μ）を次にようにして演算する。即ち、路面μを、前輪のグリップ度εｆと前輪の制駆動力Ｆｘｆ、横力Ｆｙｆおよび前輪荷重Ｗｆから
【０３６２】
【数１０９】
から演算する。なお、前輪の制駆動力Ｆｘｆは、前後方向状態量演算器２４０における制駆動力推定器４２（図１４参照）から求められる。
制駆動力演算器５４０は、後輪の制駆動力Ｆｘｒを演算し、横力演算器１８２は、後輪の横力Ｆｙｒを演算する。そして、グリップ度推定器１２６は、本実施の形態では、前後輪の路面μが同一と仮定して、路面摩擦係数演算器１００により演算した路面摩擦係数μ、後輪の制駆動力Ｆｘｒ、横力Ｆｙｒおよび後輪荷重Ｗｒから
【０３６４】
【数１１０】
から演算する。
〔第９の実施の形態〕
次に、第９の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第８の実施の形態（図２３参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２４に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第８の実施の形態（図２３参照）における、路面摩擦係数演算器１００を省略し、横力演算器１８０、前後方向状態量演算器２４０における制駆動力推定器４２（図１４参照）、及びグリップ度推定器２６は、グリップ度推定器１２６に接続されている。
【０３６６】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第８の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同一の作用部分の説明を省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３６７】
グリップ度推定器１２６は、以下のように後輪のグリップ度を推定する。即ち、前後輪の路面μが同一という仮定に加え、前後輪の横力の比が前後輪の荷重の比に一致する、すなわち
【０３６８】
【数１１１】
と仮定すると、
【０３７０】
【数１１２】
となり、このときの後輪グリップ度は、
【０３７２】
【数１１３】
と表される。即ち、グリップ度推定器１２６は、前輪のグリップ度εｆ、前輪の制駆動力Ｆｘｆ、前輪の横力Ｆｙｆおよび前輪荷重Ｗｆ、後輪荷重Ｗｒ、後輪の制駆動力Ｆｘｒ、及び、後輪の横力Ｆｙｒから、後輪グリップ度εｒを（６０５）式より演算する。
〔第１０の実施の形態〕
次に、第１０の実施の形態を説明する。
本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、前述した第９の実施の形態（図２４参照）の構成と同一の部分があるので、同一部分には同一の符号を付してその説明を省略し、異なる部分について説明する。即ち、図２５に示すように、本実施の形態にかかるグリップ度推定装置は、第９の実施の形態（図２３参照）における、後左輪、後右輪についてそれぞれ、横力演算器１８２Ｒ、１８２Ｌ、制駆動力推定器５２Ｒ、５２Ｌ、及びグリップ度推定器１２６Ｒ、１２６Ｌを備えている。
【０３７４】
次に、本実施の形態における作用を説明する。なお、本実施の形態における作用は、前述した第１０の実施の形態の作用と同一の作用部分があるので、同一の作用部分の説明を省略し、異なる作用部分について主として説明する。
【０３７５】
左右輪の路面μが一致していると仮定すると、各輪毎のグリップ度εｆｌ、εｆｒ、εｒｌ、εｒｒ（添え字ｆｌ、ｆｒ、ｒｌ、ｒｒは、それぞれ左前、右前、左後、右後を表している）は、各輪の制駆動力（前後力）Ｆｘｆｌ、 Ｆｘｆｒ、 Ｆｘｒｌ、 Ｆｘｒｒ、横力Ｆｙｆｌ、 Ｆｙｆｒ、 Ｆｙｒｌ、 Ｆｙｒｒ、荷重Ｗｆｌ、 Ｗｆｒ、 Ｗｒｌ、 Ｗｒｒを用いて、
【０３７６】
【数１１４】
と記述できる。ところで、各輪毎のグリップ度を推定するためには、（６０６）−（６０９）式から明らかなように各輪毎の制駆動力、横力が必要となる。駆動力は左右同一と仮定できるとともに、制動力は各輪のホイール油圧から各輪ごとに推定することか可能である。一方、横力に関しては、車両運動からは左右輪の合計値のみ推定が可能であり、各輪毎の値を導出することはできない。このためここでは、タイヤで発生する横力は、各輪の荷重に概ね比例するという性質に着目し、１輪ごとの横力を左右合計の横力によって次式のように記述する。
【０３７８】
【数１１５】
したがって、（６０６）−（６０９）式に（６０１）、（６１０）−（６１３）式を代入すると
【０３８０】
【数１１６】
また、前後輪のグリップ度推定同様、前後輪の横力の比が前後輪の荷重の比に一致すると仮定する場合には、
【０３８２】
【数１１７】
となり、後左右輪のグリップ度は、
【０３８４】
【数１１８】
と記述される。
【０３８６】
即ち、後左輪のグリップ度推定器１２６Ｌは、前輪のグリップ度εｆ、前輪荷重Ｗｆ、後左輪荷重Ｗｒｌ、前輪制駆動力Ｆｘｆ、前輪横力Ｆｙｆ、及び後左輪制駆動力Ｆｘｒｌ、を用いて、（６２０）式から、後左輪のグリップ度εｒｌを求める。
【０３８７】
同様に、後右輪のグリップ度推定器１２６Ｒは、前輪のグリップ度εｆ、前輪荷重Ｗｆ、後右輪荷重Ｗｒｒ、前輪制駆動力Ｆｘｆ、前輪横力Ｆｙｆ、及び後右輪制駆動力Ｆｘｒｒ、を用いて、（６２２）式から、後左輪のグリップ度εｒｒを求める。
【０３８８】
このように、前述した第２の実施の形態及び第８の実施の形態乃至第１０の実施の形態では、後輪のグリップ度を推定することができる。この結果、たとえば、制動中の前後輪のグリップ度をフィードバックして、グリップ度を均等化するような製動力の配分制御を行うことが可能となる。この場合、制度中の各輪のグリップ余裕度が向上する結果、車両運動の安定性が向上する。
【０３８９】
また、第９の実施の形態における（６０５）式に基づいた後輪のグリップ度の推定では、後輪横力推定の位相を前輪横力発生と一致させることにより、第８の実施の形態における（６０２）式に基づいた後輪のグリップ度の推定に比較して、位相の早い推定が可能となる。
【０３９０】
第１の実施の形態乃至第１０の実施の形態における応用例を説明する。
【０３９１】
制動力配分制御（含むＡＢＳ）
旋回制動時の制動力配分をする際に、４輪のグリップ度が均一になるよう制動力を決定する。これにより、４輪の限界摩擦力μＷ（路面μ×荷重）の推定誤差に対してロバスト性が高まる。また、グリップ度の推定が不可な領域は推定μＷ、可能な領域はグリップ度を用いる方法を切り替えて用いる。従来最適制動力配分を実行する場合、各輪のμは一定と仮定し、荷重は、あらかじめ設定された静止荷重に車体加速度の補正を行って推定し、この推定された荷重配分に基づいた制動力配分が行われてきた。しかし、この手法では積載量変化などに伴う荷重配分の変化や、またぎ路面など路面μのばらつきには適応できず、必ずしも最適な配分にはならないという問題点がある。これに対し、制動中の４輪のグリップ度をそれぞれ推定する本発明のグリップ度推定値に基づく制動力配分、すなわち４輪のグリップ度が均一になるように制動力を決定する場合、限界摩擦力に対するグリップ余裕度が均一になるように制御することになり、常に最適な制動力配分を確保することが可能となる。
【０３９２】
ＡＢＳ作動前の旋回制動時にグリップ低下を検出した場合、ＡＢＳの開始感度を浅めに設定し、ＡＢＳ開始前の車輪速落ち込みを防止する。ＡＢＳの制御開始感度は、路面外乱などによる誤作動を防止する必要があることから、従来深めに設定してある。このため、制御開始時に車輪速が落ち込み（車輪ロック傾向）、この落ち込みを回復させるために、制御開始時にホイールシリンダ油圧を大きく減圧する必要が生じていた。しかし、制御開始時の大きな減圧は、タイヤで発生する制動力を減少させることになり、望ましいことではない。ＳＡＴに基づくグリップ度推定値は、制動力を反映する車輪の挙動（車輪ロック）が発生する以前にグリップ低下を検出できるという特徴があり、グリップ低下が判定された場合にＡＢＳの開始感度を浅めに設定することによって、制御開始時の車輪速落ち込みを防止できる。なお、従来から車輪速に基づいてグリップ余裕を検出し、これをＡＢＳ制御開始判定に用いる技術（特開平１０−７１９４３）があるが、車輪速に基づいてグリップ余裕を推定するこの従来技術に比べ、本発明は、ＳＡＴを利用していることからより速く（まだ余裕のある領域で）グリップ低下を精度良く検出できることからＡＢＳ制御開始感度をより適切に設定できるという特徴がある。
【０３９３】
旋回ＡＢＳ制動中に低μから高μに乗り移った場合、グリップ度の回復を見てフロントの増圧速度を上げる、またリヤについては予見増圧を行う。
【０３９４】
駆動力配分制御（含むＴＲＣ、エンジン制御、４駆）
旋回加速時、駆動輪が加速スリップする前にμ推定値を元にスロットル制御を行う。ＳＡＴに基づくグリップ度推定値は、駆動力を反映する車輪の挙動（加速スリップ）が発生する以前にグリップ低下を検出できるという特徴があることから、グリップ度低下の時点でスロットルを絞り気味にするなどの制御を行うことによって、車輪の加速スリップを未然に防止することができる。
【０３９５】
駆動輪のグリップ度推定を左右独立で行い、グリップ度が低下した場合にはその輪にブレーキをかける。これによってグリップ低下輪の駆動力を抑え、グリップの回復を図り、左右の駆動力配分の最適化が実現できる。また、両輪とも落ちた場合にはエンジントルクを低下させる。
【０３９６】
ＶＳＣ（ＯＳ、ＵＳ、プリチャージ）
ＯＳ（オーバーステア）の時
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、外輪にブレーキをかける。ブレーキの強さはμによるマップとする。また、リヤグリップ度があるところまで回復したら制御を終了する。また、後輪のグリップ度が閾値以下となったら外輪のブレーキをプリチャージし、ＶＳＣ制御の開始遅れを防止する応用も考えられる。従来のＶＳＣは、横力を反映したヨーレート変化からオーバーステアを検出して制御開始を判断していた。これに対し、本グリップ推定を利用することにより、ヨーレート変化が生じる前にオーバーステア発生を予測することが可能となり、外輪にブレーキをかけることによってオーバーステアを未然に防止したり、プリチャージによって開始遅れを防止することが可能となる。オーバーステアは、後輪のグリップ度が前輪に比較して低下し、前後輪の横力バランスが崩れることによってヨーレートの変化が生じるものであり、従来のＶＳＣは結果として生じるヨーレート変化をフィードバックするものであったのに対し、本手法は、原因である後輪グリップ度の低下を直接推定し、これに基づく車両制御をフィードフォワード的に行うものである。このため、オーバーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０３９７】
ＵＳ（アンダーステア）の時
前輪グリップが限界に近づいたら、ブレーキ制御によりドリフトアウト制御を行う。従来のＶＳＣでは、アンダーステアの検出も横力を反映したヨーレート変化から行われていたのに対し、本グリップ推定を利用することにより、ヨーレート変化が生じる前にアンダーステア発生を予測することが可能となり、ブレーキ制御によって内向きモーメントを発生させたり、車速を減速させることによってアンダーステア発生を未然に防止することが可能となる。アンダーステアは、前輪のグリップ度が後輪に比較して低下し、前後輪の横力バランスが崩れることによってヨーレートの変化が生じるものであり、従来のＶＳＣは結果として生じるヨーレート変化をフィードバックするものであったのに対し、本手法は、原因である前輪グリップ度の低下を直接推定し、これに基づく車両制御をフィードフォワード的に行うものである。このため、アンダーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０３９８】
４輪ドリフト時
前後輪独立グリップ推定を用いて、４輪ドリフトを検出する。従来のＶＳＣでは、前後輪の横力バランスのずれによって生じるヨーレート変化を検出してＯＳまたはＵＳ制御を行うものであるため、４輪のグリップが同時に低下してヨーレート変化を生じることなく限界に至る場合、すなわち４輪ドリフトの状態では制御開始が遅れるという問題点がある。これに対し、前後輪独立にグリップ推定を行う場合、４輪ドリフトの発生原因である４輪同時のグリップ低下を直接推定することが可能であるため、従来問題であった制御開始遅れを生じることなく適切に４輪ドリフトを防止することが可能である。
【０３９９】
検出したら減速するよう制御する。４輪ドリフト時には、前後輪ともにグリップが低下していることからグリップを回復させるためには、車両を減速させる必要がある。
【０４００】
４輪同時にグリップ回復するよう、各輪のタイヤ負担率を均一にしながら減速する。各輪のグリップ度がバランスするように各輪の制動力配分を行うことによって、前後輪の横力のバランスを保ちながら、すなわち車両の挙動変化を起こすことなくグリップ回復を図ることができる。
【０４０１】
後輪が先にグリップ回復するように前輪のグリップ度が後輪のグリップ度に比べて小さい値になるように制動力配分制御を行う。この制御によって、車両挙動はドリフトアウト傾向を示すが、安定性を重視した運動を実現することができる。
【０４０２】
前後輪ともステア制御は横力を最大化するよう制御する。４輪ドリフトが生じる状況では、前後輪ともに横力限界を超えた状態となっている。このため、舵角を適切に切り戻すことによってスリップ角を横力が最大となる角度まで減少させる。
【０４０３】
ステア角
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪の操舵角を切り戻すことによって、オーバーステアの発生を未然に防止する。後輪のグリップ度が低下した場合、前後輪の横力のバランスが崩れることによってオーバーステアが発生する恐れが生じる。このため、前輪の操舵角を切り戻すことによって前輪の横力を低下させることによって横力のバランス化が図られ、オーバーステアの発生を防止することができる。この場合も、ヨーレート変化などからオーバーステアを検出して、これに基づいて前輪の操舵角を切り戻す制御と比較すると、オーバーステア発生の原因である前輪グリップ度を直接検出することから車両制御のフィードフォワード的な制御が実現され、オーバーステアの発生を未然に防止することが可能となる。
【０４０４】
サスペンション制御
後輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪のスタビライザの剛性を高め、前輪荷重の左右差を大きくするように設定し、後輪荷重の左右差を減少させることによって後輪のグリップを増加させ、オーバーステアを未然に防止する。また、逆に前輪のグリップ度がある閾値以下となったら、前輪のスタビライザの剛性を下げて、前輪荷重の左右差を減少させることによって前輪のグリップを増加させ、アンダーステアを未然に防止する。また、前後輪ともにグリップ度が減少している場合には、後輪のグリップ回復を優先させ、前輪のスタビライザの剛性を高めることによって安定性を重視した車両挙動を実現する。
【０４０５】
前後輪いずれかのグリップ度が低下した場合に、スカイフックダンパのダンパ定数を小さく設定し、接地性重視のサスペンション特性を実現する。（特開平２００１−３５４００２０のμ勾配推定をＳＡＴ利用グリップ推定に置き換えたもの）。
【０４０６】
【発明の効果】
請求項１記載の発明は、横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算し、セルフアライニングトルクとセルフアライニングトルクモデル値との比（セルフアライニング比）を演算し、セルフアライニング比及び前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度よく推定することができる、という効果を有する。
【０４０７】
請求項２記載の発明は、車輪に発生する横方向状態量・前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算して、セルフアライニング比を演算し、セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するので、グリップ度を精度良く推定することができる、という効果を有する。
【０４０８】
請求項９記載の発明は、セルフアライニングトルク比と、制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、車輪のグリップ度を推定するので、車両が制駆動状態のときのグリップ度を精度よく推定することができる、という効果を有する。
【０４０９】
請求項１６記載の発明は、操舵状況より求めたセルフアライニングトルク推定値、車両状況から求めたセルフアライニングトルクモデル値、及び制駆動力に基づいて、グリップ度を推定するので、制駆動力の影響なくグリップ度が正確に検出できる、という効果を有する。
【０４１０】
請求項１９記載の発明は、各輪毎のグリップ度を推定し、推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御するので、走行状態を精度よく制御することができる、という効果を有する。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２】グリップ度推定器のブロック図である。
【図３】スリップ各演算着のブロック図である。
【図４】スリップ角、スリップ率に対するＳＡＴの特性を示した図である。
【図５】スリップ角を一定としたときの制駆動力とＳＡＴの関係を示したグラフである。
【図６】制駆動力、線形モデル比とグリップ度の関係を示した図である。
【図７】キャスタートレールを考慮した場合の制駆動力、線形モデル比とグリップ度の関係を示した図である。
【図８】（Ａ）は、ＳＡＴ推定値の上下限を示した図であり、（Ｂ）は、ＳＡＴ推定値の演算方法を説明する図である。
【図９】ヒステリシス特性除去の効果を説明する説明図である。
【図１０】（Ａ）は、スリップ角と操舵及びアシストトルクとの関係を示した図であり、（Ｂ）は、スリップ角とＳＡＴ推定値の関係を示した図である。
【図１１】ＳＡＴ推定値の制動による影響を説明する説明図である。
【図１２】制動時のグリップ度推定値の真値比較した図である。
【図１３】第３の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１４】前後方向状態量演算器のブロック図である。
【図１５】グリップ度εのＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβとの２次元マップである。
【図１６】グリップ度εのＳＡＴモデル比γとＦｘ／ Ｋβとの他の２次元マップである。
【図１７】第４の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１８】第５の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図１９】（Ａ）及び（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮した場合の、ＳＡＴモデル値（Ｂ）、ドライ路旋回時のグリップ度推定結果（Ａ）をグリップ度真値と比較して示したグラフである。
【図２０】（Ａ）及び（Ｂ）は、横荷重移動の影響を考慮しない場合の、ＳＡＴモデル値（Ｂ）と、ドライ路旋回時のグリップ度推定結果（Ａ）をグリップ度真値と比較して示したグラフである。
【図２１】横力演算器のブロック図である。
【図２２】路面μ＝０．４５の人工低μ路において旋回加速実験を行ったときのグリップ度推定結果を示したグラフである。
【図２３】第８の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２４】第９の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【図２５】第１０の実施の形態にかかるグリップ度推定装置のブロック図である。
【符号の説明】
１６ ＳＡＴ推定器
１８ スリップ角演算器
２０ 荷重変化推定器
２２ ＳＡＴモデル値演算器
２４ 制駆動力推定器
２６ グリップ度推定器
１８０ 横力演算器
２４０ 前後方向状態量演算器
１００ 路面摩擦係数演算器
５２ 制駆動力演算器
１８２ 横力演算器
１２６ グリップ度推定器
Claims (21)
- 車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、
前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、
前記車輪に発生する前後方向状態量を演算する前後方向状態量演算手段と、
前記横方向状態量及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、
前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、
前記セルフアライニング比及び前記前後方向状態量に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、
を含むタイヤグリップ度推定装置。 - 車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、
前記車輪に発生する横方向状態量を演算する横方向状態量演算手段と、
前記横方向状態量、前記前後方向状態量、及びタイヤパラメータに基づいてセルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングモデル値演算手段と、
前記セルフアライニングトルク推定・検出手段で推定または検出されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングモデル値演算手段で演算されたセルフアライニングトルクモデル値との比であるセルフアライニング比を演算する比演算手段と、
前記セルフアライニング比に基づいてタイヤのグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、
を含むタイヤグリップ度推定装置。 - 前記グリップ度推定手段は、前記セルフアライニングトルク比に加え、前記前後方向状態量を用いてタイヤのグリップ度を推定する請求項２記載のタイヤグリップ度推定装置。
- 前記横方向状態量はスリップ角、前記前後方向状態量は前後力又は前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータはタイヤ接地長及びタイヤ剛性である請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載のタイヤグリップ度推定装置。
- 前記横方向状態量は横力、前記前後方向状態量は前後力、前記タイヤパラメータはタイヤ接地長及びタイヤ剛性である請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載のタイヤグリップ度推定装置。
- 前記横方向状態量は横力、前記前後方向状態量は前後力を前輪コーナリングパワーで除算した商、前記タイヤパラメータはタイヤ接地長である請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載のタイヤグリップ度推定装置。
- 車速を検出する車速検出手段と、
操舵角を検出する舵角検出手段とを更に含み、
前記横方向状態量演算手段は、
前記車速と前記操舵角とから車両線形モデルに基づいて、タイヤに発生する横力を推定する推定手段と、
前記横力推定手段で推定された横力にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、
車両状態量からタイヤに発生する横力を演算する横力演算手段と、
前記横力演算手段で演算された横力にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、
前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理が施された横力と、前記ローパスフィルタによりローパスフィルタ処理が施された横力との和を横方向状態量として演算する演算手段と、
により構成されている請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載のタイヤグリップ度推定装置。 - 前記前後方向状態量演算手段は、
エンジン出力及びブレーキ油圧に基づいて、制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、
前記制駆動力を前輪コーナリングパワーで除算して前後方向状態量を演算する除算器と、
により構成されている請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載のタイヤグリップ度推定装置。 - 車輪の接地面に発生するセルフアライニングトルクを推定または検出するセルフアライニングトルク推定・検出手段と、
前記車輪に発生するスリップ角を演算するスリップ角演算手段と、
前記スリップ角演算手段により演算されたスリップ角、前記車輪の接地長及び剛性に基づいて、セルフアライニングトルクモデル値を演算するセルフアライニングトルクモデル値演算手段と、
前記セルフアライニングトルク推定手段により推定されたセルフアライニングトルクと、前記セルフアライニングトルクモデル値演算手段により演算されたセルフアライニングトルクモデル値と、の比であるセルフアライニングトルク比を演算するセルフアライニングトルク比演算手段と、
前記車両を制駆動する車輪に発生する制駆動力を推定する制駆動力推定手段と、
前記セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比と、前記制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、に基づいて、前記車輪のグリップ度を推定するグリップ度推定手段と、
を備えたグリップ度推定装置。 - 前記グリップ度推定手段は、
セルフアライニングトルク比、制駆動力、及びグリップ度の関係を予め記憶する記憶手段を備え、
前記セルフアライニングトルク比演算手段により演算されたセルフアライニングトルク比及び前記制駆動力推定手段により推定された制駆動力と、前記記憶手段により記憶された前記関係と、に基づいて、前記車輪のグリップ度を推定する、
ことを特徴とする請求項９に記載のグリップ度推定装置。 - 前記車輪の接地長及び剛性は予め定められた値であることを特徴する請求項９記載のグリップ度推定装置。
- 前記車輪への荷重状態を推定・または検出する荷重状態推定・検出手段を更に備え、
前記車輪の接地長さ及び剛性は、前記荷重状態推定・検出手段により推定された前記車輪への荷重状態に基づいて定められる、
ことを特徴する請求項９記載のグリップ度推定装置。 - 前記スリップ角演算手段は、
車速と操舵角から車両線形モデルに基づいて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により推定されたスリップ角にハイパスフィルタ処理を施すハイパスフィルタと、
前記車輪の横力を演算する横力演算手段と、
前記横力演算手段により演算された横力を前記車輪のコーナリングパワーで除算することにより、横力から換算されたスリップ角を演算するスリップ角換算手段と、
前記スリップ角換算手段により換算されたスリップ角にローパスフィルタ処理を施すローパスフィルタと、
前記ハイパスフィルタによりハイパスフィルタ処理されたスリップ角と、前記ローパスフィルタによりフィルタ処理されたスリップ角と、を加算することにより、前記車輪に発生するスリップ角を演算する加算手段と、
により構成されたことを特徴する請求項９乃至請求項１２の何れか１項に記載のグリップ度推定装置。 - 前記車輪は、前記車両の前輪であることを特徴する請求項９乃至請求項１３の何れか１項に記載のグリップ度推定装置。
- 前記車輪は、前記車両に取付けられた全ての車輪であることを特徴する請求項９乃至請求項１３の何れか１項に記載のグリップ度推定装置。
- 操舵状況より求めたセルフアライニングトルク推定値、車両状況から求めたセルフアライニングトルクモデル値、及び制駆動力に基づいて、グリップ度を推定するグリップ度推定方法。
- タイロッド軸力とナックルアーム長さよりキングピン周りのトルクを演算してセルフアライニングトルク推定値とする請求項１６記載のグリップ度推定方法。
- 各輪毎のグリップ度を推定する請求項１６又は請求項１７記載のグリップ度推定方法。
- 請求項１８にて推定された各輪のグリップ度を用いて、走行状態を制御する走行状態制御方法。
- 前記走行状態が安定するように、走行状態を制御することを特徴とする請求項１９記載の走行状態制御方法。
- 前記走行状態の制御は、旋回制動時に４輪のグリップ度が均一となるように制動力を調整すること、駆動輪のグリップ度を推定し、グリップ度が低い場合にはグリップ度の低下を抑制すること、後輪のグリップ度が所定以下となった場合にはスピン抑制制御を行うこと、前輪のグリップ度が所定以下となった場合にはドリフトアウト抑制制御を行うこと、全輪のグリップ度が所定以下となった場合には減速を行うこと、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪操舵角を切り戻すこと、及び、後輪のグリップ度が所定以下となったら前輪のスタビライザの剛性を高めることの少なくとも１つである請求項１９又は請求項２０記載の走行状態制御方法。
Priority Applications (9)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2003151226A JP4213994B2 (ja) | 2003-05-28 | 2003-05-28 | タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 |
| KR1020057022670A KR100760486B1 (ko) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | 타이어 그립도 추정 장치 및 방법, 그리고 주행 상태 제어방법 |
| PCT/JP2004/007273 WO2004106116A1 (ja) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 |
| DE602004028928T DE602004028928D1 (de) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | Vorrichtung zur schätzung der reifengriffigkeitsleistung und verfahren und verfahren zur steuerung des laufzustands |
| EP09000163A EP2052915B1 (en) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | Tire grip level estimation apparatus and method, and running condition control method |
| EP04745379A EP1627779B1 (en) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | Tire grip performance estimation device and method and running state control method |
| CN2004800147960A CN1795120B (zh) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | 轮胎夹紧度推测装置及方法、行驶状态控制方法 |
| DE602004029212T DE602004029212D1 (de) | 2003-05-28 | 2004-05-27 | Vorrichtung zur Schätzung der Reifenhaftungsstufe und Verfahren zur Steuerung des Laufzustands |
| US11/286,292 US7502676B2 (en) | 2003-05-28 | 2005-11-25 | Tire grip level estimation apparatus and method |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2003151226A JP4213994B2 (ja) | 2003-05-28 | 2003-05-28 | タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2004352046A true JP2004352046A (ja) | 2004-12-16 |
| JP4213994B2 JP4213994B2 (ja) | 2009-01-28 |
Family
ID=33487212
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2003151226A Expired - Fee Related JP4213994B2 (ja) | 2003-05-28 | 2003-05-28 | タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 |
Country Status (7)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US7502676B2 (ja) |
| EP (2) | EP2052915B1 (ja) |
| JP (1) | JP4213994B2 (ja) |
| KR (1) | KR100760486B1 (ja) |
| CN (1) | CN1795120B (ja) |
| DE (2) | DE602004029212D1 (ja) |
| WO (1) | WO2004106116A1 (ja) |
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007030845A (ja) * | 2005-07-29 | 2007-02-08 | Toyota Motor Corp | 小電力消費にて前後輪負担率比を制御する車輌 |
| JP2007045183A (ja) * | 2005-08-05 | 2007-02-22 | Toyota Motor Corp | ローパスフィルタ処理信号にて制駆動力配分を行う車輌 |
| JP2007083743A (ja) * | 2005-09-20 | 2007-04-05 | Toyota Motor Corp | 車輪のタイヤグリップ度推定装置 |
| JP2013147248A (ja) * | 2008-06-10 | 2013-08-01 | Nsk Ltd | 電動パワーステアリング装置 |
| CN101918233B (zh) * | 2009-03-31 | 2013-09-18 | 丰田自动车株式会社 | 衰减力控制装置 |
| US8707756B2 (en) | 2008-10-29 | 2014-04-29 | Nissan Motor Co., Ltd. | Device and method for estimating frictional condition of ground surface with which vehicle is in contact |
| JP2019055650A (ja) * | 2017-09-20 | 2019-04-11 | 清水 敦子 | 操舵装置 |
| DE102021107485A1 (de) | 2020-03-30 | 2021-09-30 | Jtekt Corporation | Achsschenkel |
| JP2022522907A (ja) * | 2019-03-12 | 2022-04-20 | 三菱電機株式会社 | 摩擦に適応した車両制御 |
| WO2023048085A1 (ja) * | 2021-09-27 | 2023-03-30 | 日立Astemo株式会社 | 車両制御装置および車両制御システム |
| WO2023210534A1 (ja) * | 2022-04-28 | 2023-11-02 | 三菱自動車工業株式会社 | 車両の制御装置 |
Families Citing this family (27)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7991532B2 (en) * | 2004-12-27 | 2011-08-02 | Equos Research Co., Ltd. | Wheel control device and control device |
| US7890239B2 (en) * | 2005-10-13 | 2011-02-15 | Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha | Vehicle suppressing OS or US by stagedly different devices |
| JP4781882B2 (ja) * | 2006-03-31 | 2011-09-28 | 株式会社豊田中央研究所 | 車両運動制御装置及び制御方法 |
| FR2905465B1 (fr) * | 2006-09-06 | 2008-12-05 | Michelin Soc Tech | Procede de determination d'un coefficient d'adherence maximal d'un pneumatique |
| EP2147842A4 (en) * | 2007-04-17 | 2014-05-14 | Nissan Motor | DEVICE AND METHOD FOR ESTIMATING THE FRICTION CONDITION OF A GROUND CONTACT SURFACE OF A WHEEL |
| US8290662B2 (en) * | 2008-04-25 | 2012-10-16 | Ford Global Technologies, Llc | System and method for tire cornering power estimation and monitoring |
| DE102009022592B4 (de) * | 2009-05-26 | 2020-07-09 | Volkswagen Ag | Verfahren zur Ermittlung des Fahrbahnreibwerts während des Betriebs eines Kraftfahrzeugs |
| JP5436654B2 (ja) * | 2010-02-19 | 2014-03-05 | 三菱電機株式会社 | 操舵制御装置 |
| JP5707790B2 (ja) * | 2010-09-06 | 2015-04-30 | 日産自動車株式会社 | タイヤ接地状態推定装置 |
| KR101312441B1 (ko) * | 2011-11-18 | 2013-09-27 | 한국타이어 주식회사 | 타이어 횡력 검출방법 및 장치 |
| US9358846B2 (en) * | 2012-10-19 | 2016-06-07 | The Goodyear Tire & Rubber Company | Vehicle weight and center of gravity estimation system and method |
| GB2512287B (en) * | 2013-03-22 | 2015-06-03 | Jaguar Land Rover Ltd | Improvements in vehicle steering |
| KR101557967B1 (ko) * | 2013-10-22 | 2015-10-06 | 현대모비스 주식회사 | Ｍｄｐｓ 마찰 보상 로직 및 이를 이용한 마찰 보상 방법 |
| DE112016001432T5 (de) * | 2015-03-27 | 2017-12-14 | Calsonic Kansei Corporation | Antriebsleistungssteuerungsvorrichtung für elektrofahrzeug |
| KR102200521B1 (ko) * | 2015-10-22 | 2021-01-11 | 현대자동차주식회사 | 차량의 횡슬립각 추정장치 |
| JP6473684B2 (ja) * | 2015-11-11 | 2019-02-20 | 日立建機株式会社 | 車輪の滑り角推定装置及びその方法 |
| US9821778B2 (en) | 2016-02-23 | 2017-11-21 | Honda Motor Co., Ltd. | Vehicle control system |
| US9809207B2 (en) | 2016-02-23 | 2017-11-07 | Honda Motor Co., Ltd. | Vehicle control system |
| US10131360B2 (en) | 2016-08-12 | 2018-11-20 | GM Global Technology Operations LLC | Methods and systems for estimating road surface friction |
| KR102523442B1 (ko) * | 2016-09-19 | 2023-04-19 | 에이치엘만도 주식회사 | 조향제어장치 및 조향제어방법 |
| JP6800065B2 (ja) * | 2017-03-29 | 2020-12-16 | 三菱重工業株式会社 | 管理システム、情報処理方法、プログラム、通信装置 |
| FR3066748B1 (fr) * | 2017-05-23 | 2019-07-05 | Jtekt Europe | Procede de determination de l’effort aux biellettes modelisant le relachement elastique du pneumatique en torsion pour gerer les transitions entre parking et roulage |
| EP3501944B1 (en) * | 2017-12-20 | 2020-08-05 | Aptiv Technologies Limited | Method and device for estimating a steering torque |
| WO2020198443A1 (en) * | 2019-03-26 | 2020-10-01 | The Penn State Research Foundation | Friction estimation for steering maneuvers for stationary or slow-rolling automobiles |
| DE102019003238B4 (de) * | 2019-05-08 | 2023-04-20 | Mercedes-Benz Group AG | Fahrzeugortung durch Kartenabgleich unter Berücksichtigung eines Straßenprofils |
| AU2021200226A1 (en) | 2020-01-28 | 2021-08-12 | The Goodyear Tire & Rubber Company | Method for estimating tire grip |
| CN112229792B (zh) * | 2020-10-15 | 2022-09-30 | 无锡柏鹏科技有限公司 | 一种后桥总成 |
Family Cites Families (20)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP3097419B2 (ja) | 1993-11-15 | 2000-10-10 | トヨタ自動車株式会社 | 車両状態判定装置 |
| JPH11291929A (ja) * | 1998-04-03 | 1999-10-26 | Toyota Motor Corp | 車両用操舵制御装置 |
| JP3662118B2 (ja) * | 1998-08-07 | 2005-06-22 | トヨタ自動車株式会社 | 車輌の加減速度演算方法 |
| JP2001171504A (ja) * | 1999-12-16 | 2001-06-26 | Nissan Motor Co Ltd | 路面摩擦係数推定装置 |
| JP2001354020A (ja) | 2000-06-12 | 2001-12-25 | Toyota Central Res & Dev Lab Inc | サスペンション制御装置 |
| JP4254936B2 (ja) | 2000-06-27 | 2009-04-15 | 日産自動車株式会社 | 車両の警報発生装置 |
| JP2002012160A (ja) | 2000-06-29 | 2002-01-15 | Fuji Heavy Ind Ltd | 車両の路面摩擦係数推定装置 |
| JP3426569B2 (ja) * | 2000-07-25 | 2003-07-14 | トヨタ自動車株式会社 | ホイールの回転位置検出装置，ホイール作用力検出装置，車両制御装置 |
| JP4019813B2 (ja) * | 2001-07-12 | 2007-12-12 | 株式会社豊田中央研究所 | 物理量推定装置、路面摩擦状態推定装置、操舵角中立点推定装置、及び空気圧低下推定装置 |
| JP3950729B2 (ja) * | 2002-04-23 | 2007-08-01 | アイシン精機株式会社 | 車両の運動制御装置 |
| EP1357007B1 (en) * | 2002-04-23 | 2006-05-17 | Aisin Seiki Kabushiki Kaisha | Wheel grip factor estimation apparatus |
| JP2003341500A (ja) * | 2002-05-24 | 2003-12-03 | Aisin Seiki Co Ltd | アンチスキッド制御装置 |
| JP3970094B2 (ja) * | 2002-05-27 | 2007-09-05 | 株式会社ジェイテクト | 操舵装置 |
| JP3939612B2 (ja) * | 2002-08-12 | 2007-07-04 | 株式会社豊田中央研究所 | 路面摩擦状態推定装置 |
| JP3940056B2 (ja) * | 2002-10-11 | 2007-07-04 | アイシン精機株式会社 | 路面状態推定装置、及び該装置を備えた車両の運動制御装置 |
| JP4127062B2 (ja) * | 2003-01-22 | 2008-07-30 | トヨタ自動車株式会社 | 横加速度センサのドリフト量推定装置、横加速度センサの出力補正装置及び路面摩擦状態推定装置 |
| JP4213545B2 (ja) * | 2003-09-05 | 2009-01-21 | 株式会社ジェイテクト | 車輪のグリップ度推定装置、及び該装置を備えた車両の運動制御装置 |
| JP4511815B2 (ja) * | 2003-09-26 | 2010-07-28 | アイシン精機株式会社 | サスペンション制御装置 |
| JP2005112008A (ja) * | 2003-10-02 | 2005-04-28 | Toyoda Mach Works Ltd | 車両の統合制御装置 |
| JP2005112007A (ja) * | 2003-10-02 | 2005-04-28 | Toyoda Mach Works Ltd | 車両の統合制御装置 |
-
2003
- 2003-05-28 JP JP2003151226A patent/JP4213994B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
2004
- 2004-05-27 KR KR1020057022670A patent/KR100760486B1/ko not_active IP Right Cessation
- 2004-05-27 WO PCT/JP2004/007273 patent/WO2004106116A1/ja not_active Application Discontinuation
- 2004-05-27 CN CN2004800147960A patent/CN1795120B/zh not_active Expired - Fee Related
- 2004-05-27 EP EP09000163A patent/EP2052915B1/en not_active Expired - Fee Related
- 2004-05-27 DE DE602004029212T patent/DE602004029212D1/de not_active Expired - Lifetime
- 2004-05-27 DE DE602004028928T patent/DE602004028928D1/de not_active Expired - Lifetime
- 2004-05-27 EP EP04745379A patent/EP1627779B1/en not_active Expired - Fee Related
-
2005
- 2005-11-25 US US11/286,292 patent/US7502676B2/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007030845A (ja) * | 2005-07-29 | 2007-02-08 | Toyota Motor Corp | 小電力消費にて前後輪負担率比を制御する車輌 |
| JP2007045183A (ja) * | 2005-08-05 | 2007-02-22 | Toyota Motor Corp | ローパスフィルタ処理信号にて制駆動力配分を行う車輌 |
| JP4720351B2 (ja) * | 2005-08-05 | 2011-07-13 | トヨタ自動車株式会社 | ローパスフィルタ処理信号にて制駆動力配分を行う車輌 |
| JP2007083743A (ja) * | 2005-09-20 | 2007-04-05 | Toyota Motor Corp | 車輪のタイヤグリップ度推定装置 |
| JP4706832B2 (ja) * | 2005-09-20 | 2011-06-22 | トヨタ自動車株式会社 | 車輪のタイヤグリップ度推定装置 |
| JP2013147248A (ja) * | 2008-06-10 | 2013-08-01 | Nsk Ltd | 電動パワーステアリング装置 |
| US8707756B2 (en) | 2008-10-29 | 2014-04-29 | Nissan Motor Co., Ltd. | Device and method for estimating frictional condition of ground surface with which vehicle is in contact |
| CN101918233B (zh) * | 2009-03-31 | 2013-09-18 | 丰田自动车株式会社 | 衰减力控制装置 |
| JP2019055650A (ja) * | 2017-09-20 | 2019-04-11 | 清水 敦子 | 操舵装置 |
| JP7000636B2 (ja) | 2017-09-20 | 2022-02-04 | 清水 敦子 | 操舵装置 |
| JP2022522907A (ja) * | 2019-03-12 | 2022-04-20 | 三菱電機株式会社 | 摩擦に適応した車両制御 |
| JP7204015B2 (ja) | 2019-03-12 | 2023-01-13 | 三菱電機株式会社 | 摩擦に適応した車両制御 |
| DE102021107485A1 (de) | 2020-03-30 | 2021-09-30 | Jtekt Corporation | Achsschenkel |
| WO2023048085A1 (ja) * | 2021-09-27 | 2023-03-30 | 日立Astemo株式会社 | 車両制御装置および車両制御システム |
| WO2023210534A1 (ja) * | 2022-04-28 | 2023-11-02 | 三菱自動車工業株式会社 | 車両の制御装置 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| DE602004029212D1 (de) | 2010-10-28 |
| US7502676B2 (en) | 2009-03-10 |
| JP4213994B2 (ja) | 2009-01-28 |
| EP1627779B1 (en) | 2010-09-01 |
| EP1627779A4 (en) | 2007-10-31 |
| KR20060013679A (ko) | 2006-02-13 |
| KR100760486B1 (ko) | 2007-09-20 |
| EP1627779A1 (en) | 2006-02-22 |
| CN1795120A (zh) | 2006-06-28 |
| EP2052915B1 (en) | 2010-09-15 |
| DE602004028928D1 (de) | 2010-10-14 |
| CN1795120B (zh) | 2010-06-09 |
| US20060074541A1 (en) | 2006-04-06 |
| WO2004106116A1 (ja) | 2004-12-09 |
| EP2052915A1 (en) | 2009-04-29 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP4213994B2 (ja) | タイヤグリップ度推定装置及び方法、走行状態制御方法 | |
| CN101657345B (zh) | 用于估计车轮的接地面摩擦状态的装置和方法 | |
| Abe | Vehicle dynamics and control for improving handling and active safety: from four-wheel steering to direct yaw moment control | |
| CN111267835B (zh) | 基于模型预测算法的四轮独立驱动汽车稳定性控制方法 | |
| JP4459561B2 (ja) | コーナリングパワー制御装置およびコーナリングパワー制御方法 | |
| JP2008506587A (ja) | 自動車両の走行安定性を向上させるための方法 | |
| WO2012043683A1 (ja) | 車両の運動制御装置 | |
| JP4021185B2 (ja) | ヨーモーメントフィードバック制御方法 | |
| JP2005125986A (ja) | 車両制御装置および車両制御方法 | |
| JP5595323B2 (ja) | すべり角推定装置 | |
| CN109017805B (zh) | 一种针对存在不确定性的行驶系统车辆稳定性控制方法 | |
| Henning et al. | Vehicle dynamics modelling and validation for online applications and controller synthesis | |
| Shim et al. | Using µ feedforward for vehicle stability enhancement | |
| JP2003081119A (ja) | 自動車の電動パワーステアリング装置 | |
| JP4251023B2 (ja) | タイヤグリップ度推定装置 | |
| JP2009502621A (ja) | 車両の操舵方向の制御方法 | |
| JP5206491B2 (ja) | 車両接地面摩擦状態推定装置及びその方法 | |
| JP2004025996A (ja) | 車輌の運動制御装置 | |
| JP3817922B2 (ja) | 車輌の運動制御装置 | |
| JP7121690B2 (ja) | 車両運動状態推定装置、および、車両運動状態推定方法 | |
| JP5369039B2 (ja) | 車両の運動制御装置 | |
| JP2005231417A (ja) | 車両状態量推定装置 | |
| JP5498224B2 (ja) | 車両の運動制御装置 | |
| Mousavinejad et al. | Nonlinear Controller Design for Active Front Steering System | |
| Lin et al. | Vehicle dynamics and stabilisation using a nonlinear tyre model with four–wheel steering and braking |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20061219 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20070216 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20071002 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20080527 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20080724 |
|
| A911 | Transfer to examiner for re-examination before appeal (zenchi) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A911 Effective date: 20080806 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20081028 |
|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20081031 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20111107 Year of fee payment: 3 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20111107 Year of fee payment: 3 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121107 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121107 Year of fee payment: 4 |
|
| S531 | Written request for registration of change of domicile |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313532 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121107 Year of fee payment: 4 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121107 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20131107 Year of fee payment: 5 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |