JP2013043553A - 操舵反力生成装置、車両及び操舵反力生成方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】基準ラック軸力をより高精度に推定すること。
【解決手段】基準ラック軸力演算部１５Ｂの車体持ち上げエネルギ演算部１５ａは、操舵角に基づき、転舵されることにより発生する車体１Ａの上下方向の変位による車体持ち上げエネルギを算出し、タイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂは、操舵角に基づき、転舵によってそれら転舵輪と走行路面との間に発生する摩擦によるねじりトルクを算出し、セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃは、操舵角及び車速に基づき、セルフアライニングトルクを算出し、加算部１５ｄは、車体持ち上げエネルギ、ねじりトルク、セルフアライニングトルクを加算して総エネルギ量を求め、ラック軸力演算部１５ｅは総エネルギ量とラックストローク量とに基づき基準ラック軸力を推定する。
【選択図】図２
【解決手段】基準ラック軸力演算部１５Ｂの車体持ち上げエネルギ演算部１５ａは、操舵角に基づき、転舵されることにより発生する車体１Ａの上下方向の変位による車体持ち上げエネルギを算出し、タイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂは、操舵角に基づき、転舵によってそれら転舵輪と走行路面との間に発生する摩擦によるねじりトルクを算出し、セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃは、操舵角及び車速に基づき、セルフアライニングトルクを算出し、加算部１５ｄは、車体持ち上げエネルギ、ねじりトルク、セルフアライニングトルクを加算して総エネルギ量を求め、ラック軸力演算部１５ｅは総エネルギ量とラックストローク量とに基づき基準ラック軸力を推定する。
【選択図】図２
Description
本発明は、車両の操舵系に操舵反力を発生させる操舵反力生成装置、その操舵反力生成装置を備えた車両、並びに操舵反力生成方法に関する。
操舵フィーリングの低下を伴うことなく路面抵抗の急変に対する車両の安定性の向上を図るために、操舵角と車速とから算出されるラック軸負荷と実際に発生しているラック軸負荷との偏差が大きくなるに従って操舵抵抗力を大きくする電動パワーステアリング装置が知られている（特許文献１）。
また、ラック軸に作用する標準的な負荷を、車速及び操舵角に対応させて標準ラック軸軸力として予め記憶しておき、その標準ラック軸力と、実際に発生しているラック軸力とを比較し、後者の方が小さい場合には、その偏差が大きくなるほど、操舵を減衰させるダンピング力を小さくする電動パワーステアリング装置も知られている（特許文献２）。
また、ラック軸に作用する標準的な負荷を、車速及び操舵角に対応させて標準ラック軸軸力として予め記憶しておき、その標準ラック軸力と、実際に発生しているラック軸力とを比較し、後者の方が小さい場合には、その偏差が大きくなるほど、操舵を減衰させるダンピング力を小さくする電動パワーステアリング装置も知られている（特許文献２）。
しかしながら、特許文献１に記載された技術では、摩擦係数が低い所謂低μ路を走行している際、転舵角が大きくなっても運転者に伝わる操舵反力は増加することになるため、却って運転者は路面限界や路面の状態変化を感知し難いという欠点がある。
また、特許文献１、特許文献２に記載された技術は、いずれも演算により求めるラック軸力は、車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定されているため、その精度を高めるためには、適用される車種ごとに且つ全車速域に渡って実験を行って値を求めて記憶しておく必要があり、従って開発コストが大幅に嵩んでしまうという問題点もあった。
本発明の課題は、コストの大幅な増加を招くことなく、低μ路走行時であっても運転者に路面限界を感知させ易い操舵反力生成装置を提供することである。
また、特許文献１、特許文献２に記載された技術は、いずれも演算により求めるラック軸力は、車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定されているため、その精度を高めるためには、適用される車種ごとに且つ全車速域に渡って実験を行って値を求めて記憶しておく必要があり、従って開発コストが大幅に嵩んでしまうという問題点もあった。
本発明の課題は、コストの大幅な増加を招くことなく、低μ路走行時であっても運転者に路面限界を感知させ易い操舵反力生成装置を提供することである。
以上の課題を解決するため、本発明に係る操舵反力生成装置は、車速及び操舵角に基づきラック軸に発生している基準ラック軸力を推定するとともに、実際に発生しているラック軸力と推定した基準ラック軸力に基づき走行時に転舵輪に発生しているタイヤ横力発生率（タイヤ横力の指標）を演算し、そのタイヤ横力発生率の縮小に応じて操舵反力が減少するようにし、基準ラック軸力を、転舵輪の転舵によって転舵輪と走行路面との間に発生する摩擦エネルギと、転舵輪の転舵に伴う車体の上下方向の変位に基づくポテンシャルエネルギと、セルフアライニングトルクと、ラック軸のストローク量と、に基づいて算出するようにした。
本発明によれば、タイヤ横力発生率の縮小に応じて操舵反力を減少させるので、低μ路走行時であっても運転者に路面限界を感知させることができ、基準ラック軸力を、摩擦エネルギ、ポテンシャルエネルギ、セルフアライニングトルク及びラック軸のストローク量に基づいて算出するため、低コストで高精度の基準ラック軸力を求めることができる。
以下、図を参照して本発明を適用した自動車の実施の形態を説明する。
（第１実施形態）
（構成）
図１は、本発明に係る操舵反力生成装置及び操舵反力生成方法を適用した車両としての四輪自動車（以下、単に「自動車」と称す。）１の構成を示す概略図である。
図１において、自動車１は、車体１Ａと、ステアリングホイール２と、入力側ステアリング軸３ａと、出力側ステアリング軸３ｂと、メカニカルバックアップ３ｃと、操舵角センサ４（操舵角検出手段）と、電動モータ５ａ（転舵用電動モータ）と、操舵反力用モータ５ｂ（操舵反力用電動モータ）と、ピニオンギア６と、ステアリングラック部材（ラック軸）７と、タイロッド８と、車輪９ＦＲ，９ＦＬ，９ＲＲ，９ＲＬと、車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬ（車速検出手段）と、コントロール／駆動回路ユニット１５（モータ制御手段）と、を備えている。
（第１実施形態）
（構成）
図１は、本発明に係る操舵反力生成装置及び操舵反力生成方法を適用した車両としての四輪自動車（以下、単に「自動車」と称す。）１の構成を示す概略図である。
図１において、自動車１は、車体１Ａと、ステアリングホイール２と、入力側ステアリング軸３ａと、出力側ステアリング軸３ｂと、メカニカルバックアップ３ｃと、操舵角センサ４（操舵角検出手段）と、電動モータ５ａ（転舵用電動モータ）と、操舵反力用モータ５ｂ（操舵反力用電動モータ）と、ピニオンギア６と、ステアリングラック部材（ラック軸）７と、タイロッド８と、車輪９ＦＲ，９ＦＬ，９ＲＲ，９ＲＬと、車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬ（車速検出手段）と、コントロール／駆動回路ユニット１５（モータ制御手段）と、を備えている。
ステアリングホイール２は、入力側ステアリング軸３ａと一体に回転するように構成され、運転者による操舵入力を入力側ステアリング軸３ａに伝達する。
メカニカルバックアップ３ｃは、通常時は入力側ステアリング軸３ａと出力側ステアリング軸３ｂとの間を機械的に分離した状態に維持する一方、フェールセーフ時には入力側ステアリング軸３ａと出力側ステアリング軸３ｂとの間を機械的に結合して両者間で直接的に回転トルクが伝達できる状態とする。
メカニカルバックアップ３ｃは、通常時は入力側ステアリング軸３ａと出力側ステアリング軸３ｂとの間を機械的に分離した状態に維持する一方、フェールセーフ時には入力側ステアリング軸３ａと出力側ステアリング軸３ｂとの間を機械的に結合して両者間で直接的に回転トルクが伝達できる状態とする。
出力側ステアリング軸３ｂは、電動モータ５ａで発生した回転駆動力によって回転し、その回転動作をピニオンギア６に伝達する。
操舵角センサ４は、入力側ステアリング軸３ａの回転角度（即ち、運転者によるステアリングホイール２への操舵入力角度）を検出する。そして、操舵角センサ４は、検出した入力側ステアリング軸３ａの回転角度を、コントロール／駆動回路ユニット１５に出力する。
操舵角センサ４は、入力側ステアリング軸３ａの回転角度（即ち、運転者によるステアリングホイール２への操舵入力角度）を検出する。そして、操舵角センサ４は、検出した入力側ステアリング軸３ａの回転角度を、コントロール／駆動回路ユニット１５に出力する。
電動モータ５ａは、コントロール／駆動回路ユニット１５から入力する指令値に応じた駆動電流によって、出力側ステアリング軸３ｂを回転する駆動力を発生する。
つまり、出力側ステアリング軸３ｂには、通常時は、電動モータ５ａによる駆動力のみが加わり、電動モータ５ａの駆動力によってのみ車輪９ＦＲ，９ＦＬ（操向輪）を転舵する、所謂ステアバイワイヤシステムが実現されるようになっている。
つまり、出力側ステアリング軸３ｂには、通常時は、電動モータ５ａによる駆動力のみが加わり、電動モータ５ａの駆動力によってのみ車輪９ＦＲ，９ＦＬ（操向輪）を転舵する、所謂ステアバイワイヤシステムが実現されるようになっている。
ピニオンギア６は、出力側ステアリング軸３ｂの下端部に一体的に形成されていて、ステアリングラック部材７と噛合しており、出力側ステアリング軸３ｂから入力した回転をステアリングラック部材７に伝達する。
ステアリングラック部材７は、ピニオンギア６と噛合する平歯を有し、ピニオンギア６の回転を車幅方向の直線運動に変換する。
ステアリングラック部材７は、ピニオンギア６と噛合する平歯を有し、ピニオンギア６の回転を車幅方向の直線運動に変換する。
タイロッド８は、ステアリングラック部材７の両端部と車輪９ＦＲ，９ＦＬのナックルアームとを、ボールジョイントを介してそれぞれ連結している。
車輪９ＦＲ，９ＦＬ，９ＲＲ，９ＲＬは、タイヤホイールにタイヤを取り付けて構成したものであり、それぞれサスペンション装置を介して車体１Ａと連結している。これらのうち、前輪（車輪９ＦＲ，９ＦＬ）は、タイロッド８によってナックルアームが揺動することにより、車体１Ａに対する車輪９ＦＲ，９ＦＬの向きが変化する。
車輪９ＦＲ，９ＦＬ，９ＲＲ，９ＲＬは、タイヤホイールにタイヤを取り付けて構成したものであり、それぞれサスペンション装置を介して車体１Ａと連結している。これらのうち、前輪（車輪９ＦＲ，９ＦＬ）は、タイロッド８によってナックルアームが揺動することにより、車体１Ａに対する車輪９ＦＲ，９ＦＬの向きが変化する。
一方、操舵反力用モータ５ｂは、コントロール／駆動回路１５から入力する指令値に応じた駆動電流によって、入力側ステアリング軸３ａに操舵反力、即ち、ステアリングホイール２の操舵を妨げる方向の駆動力を発生する。
車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬは、各車輪の回転速度を示すパルス信号を、コントロール／駆動回路ユニット１５に出力する。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、自動車１全体を制御するものであり、操舵角センサ４から入力する操舵角及び車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから入力する車輪の回転速度に基づいて、各種制御信号を生成する。
車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬは、各車輪の回転速度を示すパルス信号を、コントロール／駆動回路ユニット１５に出力する。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、自動車１全体を制御するものであり、操舵角センサ４から入力する操舵角及び車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから入力する車輪の回転速度に基づいて、各種制御信号を生成する。
先ず、コントロール／駆動回路ユニット１５は、公知のステアバイワイヤシステムの基本動作として、操舵角センサ４から入力する操舵角を基に、ステアリングラック部材７に必要なラックストロークを演算し、その演算されたラックストロークを得るために必要な操舵トルクが出力側ステアリング軸３ｂに発生するように、電動モータ５ａの駆動回路に操舵制御用の駆動制御信号を出力する。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角センサ４から入力する操舵角および車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから入力する車輪の回転速度を基に、後述の操舵反力生成処理を実行し、操舵反力用モータ５ｂの駆動回路に操舵反力用の駆動制御信号を出力する。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角センサ４から入力する操舵角および車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから入力する車輪の回転速度を基に、後述の操舵反力生成処理を実行し、操舵反力用モータ５ｂの駆動回路に操舵反力用の駆動制御信号を出力する。
図２は、コントロール／駆動回路ユニット１５における操舵反力生成処理に必要な制御機能を示すブロック図である。
図２に示すように、コントロール／駆動回路ユニット１５は、ラックストローク演算部（ストローク検出手段）１５Ａと、基準ラック軸力演算部（基準ラック軸力推定手段）１５Ｂと、操舵反力演算部（モータ制御手段）１５Ｃと、を備えている。
ラックストローク演算部１５Ａは、操舵角センサ４から操舵角が供給されると、車輪９ＦＲ，９ＦＬにそのときの操舵角に対応した転舵角が発生するのに必要なラックストロークを、車両の設計パラメータに基づいて演算する。演算されたラックストロークは、基準ラック軸力演算部１５Ｂにラックストローク信号として供給されるとともに、電動モータ５ａの駆動回路５ｃにも供給されるようになっている。駆動回路５ｃは、供給されたラックストローク信号に応じた操舵トルクが出力側ステアリング軸３ｂに発生するように、電動モータ５ａを回転駆動させる。
図２に示すように、コントロール／駆動回路ユニット１５は、ラックストローク演算部（ストローク検出手段）１５Ａと、基準ラック軸力演算部（基準ラック軸力推定手段）１５Ｂと、操舵反力演算部（モータ制御手段）１５Ｃと、を備えている。
ラックストローク演算部１５Ａは、操舵角センサ４から操舵角が供給されると、車輪９ＦＲ，９ＦＬにそのときの操舵角に対応した転舵角が発生するのに必要なラックストロークを、車両の設計パラメータに基づいて演算する。演算されたラックストロークは、基準ラック軸力演算部１５Ｂにラックストローク信号として供給されるとともに、電動モータ５ａの駆動回路５ｃにも供給されるようになっている。駆動回路５ｃは、供給されたラックストローク信号に応じた操舵トルクが出力側ステアリング軸３ｂに発生するように、電動モータ５ａを回転駆動させる。
基準ラック軸力演算部１５Ｂは、車体持ち上げエネルギ演算部（ポテンシャルエネルギ算出手段）１５ａと、タイヤ摩擦エネルギ演算部（摩擦エネルギ算出手段）１５ｂと、セルフアライニングエネルギ演算部（セルフアライニングトルク算出手段）１５ｃと、加算部１５ｄと、ラック軸力演算部（基準ラック軸力算出手段）１５ｅと、を備えている。
車体持ち上げエネルギ演算部１５ａは、操舵角センサ４から供給される操舵角に基づき、車輪９ＦＲ，９ＦＬが転舵されることにより発生する車体１Ａの上下方向の変位による車体持ち上げエネルギ（ポテンシャルエネルギ）を算出する。
車体持ち上げエネルギ演算部１５ａは、操舵角センサ４から供給される操舵角に基づき、車輪９ＦＲ，９ＦＬが転舵されることにより発生する車体１Ａの上下方向の変位による車体持ち上げエネルギ（ポテンシャルエネルギ）を算出する。
タイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂは、操舵角センサ４から供給される操舵角に基づき、車輪９ＦＲ，９ＦＬの転舵によってそれら車輪９ＦＲ，９ＦＬと走行路面との間に発生する摩擦によるねじりトルク（摩擦エネルギ）を算出する。
セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃは、操舵角センサ４から供給される操舵角及び車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから供給される車輪の回転速度（車速）に基づき、セルフアライニングトルクを算出する。
セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃは、操舵角センサ４から供給される操舵角及び車輪速センサ１４ＦＲ〜１４ＲＬから供給される車輪の回転速度（車速）に基づき、セルフアライニングトルクを算出する。
加算部１５ｄは、車体持ち上げエネルギ演算部１５ａが算出した車体持ち上げエネルギと、タイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂが算出したねじりトルクと、セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃが算出したセルフアライニングトルクとを加算して総エネルギ量を求め、その総エネルギ量をラック軸力演算部１５ｅに供給する。
ラック軸力演算部１５ｅは、加算部１５ｄから供給される総エネルギ量と、ラックストローク演算部１５Ａから供給されるラックストローク量とに基づき、ステアリングラック部材７に発生している基準ラック軸力の推定値を演算し、その演算した基準ラック軸力を操舵反力演算部１５Ｃに供給する。
ラック軸力演算部１５ｅは、加算部１５ｄから供給される総エネルギ量と、ラックストローク演算部１５Ａから供給されるラックストローク量とに基づき、ステアリングラック部材７に発生している基準ラック軸力の推定値を演算し、その演算した基準ラック軸力を操舵反力演算部１５Ｃに供給する。
操舵反力演算部１５Ｃは、実ラック軸力演算部１５ｆと、タイヤ横力発生率演算部１５ｇと、操舵反力目標演算部１５ｈと、を備えている。
実ラック軸力演算部１５ｆは、電動モータ５ａの駆動回路５ｃの駆動電流を検出する電流検出回路５ｄが検出した駆動電流に基づき、ステアリングラック部材７に実際に発生している進退方向の軸力である実ラック軸力を演算する。即ち、電動モータ５ａに実際に流れている駆動電流はステアリングラック部材７の進退力に対応しているから、その駆動電流の値に例えば所定の係数を乗じることで、実ラック軸力を演算することができる。
実ラック軸力演算部１５ｆは、電動モータ５ａの駆動回路５ｃの駆動電流を検出する電流検出回路５ｄが検出した駆動電流に基づき、ステアリングラック部材７に実際に発生している進退方向の軸力である実ラック軸力を演算する。即ち、電動モータ５ａに実際に流れている駆動電流はステアリングラック部材７の進退力に対応しているから、その駆動電流の値に例えば所定の係数を乗じることで、実ラック軸力を演算することができる。
タイヤ横力発生率演算部１５ｇは、基準ラック軸力演算部１５Ｂから供給された基準ラック軸力と、実ラック実力演算部１５ｆから供給された実ラック軸力とに基づき、走行時に車輪９ＦＲ，９ＦＬに発生しているタイヤ横力発生率を演算する。
操舵反力目標演算部１５ｈは、タイヤ横力発生率演算部１５ｇが演算したタイヤ横力発生率に基づき、操舵反力用モータ５ｂによって発生する操舵反力が、そのタイヤ横力発生率の縮小に応じて減少するように、操舵反力モータ駆動回路５ｅを駆動制御する。
操舵反力目標演算部１５ｈは、タイヤ横力発生率演算部１５ｇが演算したタイヤ横力発生率に基づき、操舵反力用モータ５ｂによって発生する操舵反力が、そのタイヤ横力発生率の縮小に応じて減少するように、操舵反力モータ駆動回路５ｅを駆動制御する。
（基準ラック軸力推定処理）
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５が実行する基準ラック軸力の推定処理について、詳細に説明する。
なお、以下の説明においては、多自由度のマルチボディダイナミクスによって車両を取り扱うため、空間内における物体の姿勢の記載方法および用語の定義については、「ロボティクス 機構・力学・制御」（John J．Craig 著、三浦宏文・下山勲 訳、共立出版、１９９１年発行）に準ずるものとする。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５が実行する基準ラック軸力の推定処理について、詳細に説明する。
なお、以下の説明においては、多自由度のマルチボディダイナミクスによって車両を取り扱うため、空間内における物体の姿勢の記載方法および用語の定義については、「ロボティクス 機構・力学・制御」（John J．Craig 著、三浦宏文・下山勲 訳、共立出版、１９９１年発行）に準ずるものとする。
図３は、コントロール／駆動回路ユニット１５が実行する基準ラック軸力推定処理を示すフローチャートである。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、イグニションオンと共に基準ラック軸力推定処理を実行する。
操舵トルク推定処理を開始すると、コントロール／駆動回路ユニット１５は、車両パラメータを設定する（ステップＳ１）。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、イグニションオンと共に基準ラック軸力推定処理を実行する。
操舵トルク推定処理を開始すると、コントロール／駆動回路ユニット１５は、車両パラメータを設定する（ステップＳ１）。
図４は、ステップＳ１において設定する車両パラメータを示す模式図である。
図４に示すように、ステップＳ１において、コントロール／駆動回路ユニット１５は、車両の前軸荷重ｍｆ（左前輪はｍｆｌ、右前輪はｍｆｒと表す）、トレッドｌｅ、ホイールセンタ（Ｗ／Ｃ）の高さＷｚ、タイヤ幅ｔｗ、タイヤ半径ｔｒ、サスペンションの最大ラックストローク量ｒｓｍａｘ、初期キャンバ角φｘ、初期キャスタ角φｙ、スクラブ半径Ｐｋｐｙ、キャスタトレイルＰｋｐｘ、タイヤの摩擦係数μ（ここでは固定値とする）を設定する。これらの車両パラメータは、車両の諸元等に基づいて予め把握することができる。なお、図４中のＦはラック軸力、ｌｉは単位接地面の移動距離、Ｔはキングピン軸周りのトルク、ｄｚはホイールセンタの上下変位である。
図４に示すように、ステップＳ１において、コントロール／駆動回路ユニット１５は、車両の前軸荷重ｍｆ（左前輪はｍｆｌ、右前輪はｍｆｒと表す）、トレッドｌｅ、ホイールセンタ（Ｗ／Ｃ）の高さＷｚ、タイヤ幅ｔｗ、タイヤ半径ｔｒ、サスペンションの最大ラックストローク量ｒｓｍａｘ、初期キャンバ角φｘ、初期キャスタ角φｙ、スクラブ半径Ｐｋｐｙ、キャスタトレイルＰｋｐｘ、タイヤの摩擦係数μ（ここでは固定値とする）を設定する。これらの車両パラメータは、車両の諸元等に基づいて予め把握することができる。なお、図４中のＦはラック軸力、ｌｉは単位接地面の移動距離、Ｔはキングピン軸周りのトルク、ｄｚはホイールセンタの上下変位である。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、キングピン（Ｋ／Ｐ）軸を基準とした座標系の設定を行う（ステップＳ２）。
図５は、ステップＳ２において設定する座標系を示す模式図である。
なお、図５においては、左前輪のキングピン軸について設定する座標系を例として示している。
図５に示すように、ステップＳ２では、車両前後方向前方をｘ軸の正方向、車幅方向外方をｙ軸の正方向、車両上下方向上方をｚ軸の正方向、車両前軸の中心を原点とする３次元のｘｙｚ座標（基準座標｛Ｏ｝）を設定する。
図５は、ステップＳ２において設定する座標系を示す模式図である。
なお、図５においては、左前輪のキングピン軸について設定する座標系を例として示している。
図５に示すように、ステップＳ２では、車両前後方向前方をｘ軸の正方向、車幅方向外方をｙ軸の正方向、車両上下方向上方をｚ軸の正方向、車両前軸の中心を原点とする３次元のｘｙｚ座標（基準座標｛Ｏ｝）を設定する。
ここで、図５においては、車両を基準とする座標系｛Ｏ｝と平行な座標であってキングピン軸と路面との交点を原点とする座標系｛Ａ｝、座標系｛Ａ｝と車両前方を同一軸としＺ軸がキングピン軸と同一の方向となるように姿勢変換した座標系｛Ｋ｝、座標系｛Ｏ｝と平行な座標であってホイールセンタを原点として設定した座標系｛Ｃ｝を併せて設定する。
図５に示す座標系において、キングピン傾角をφｋｐｘ、キャスタ角をΦｋｐｙ、キングピン軸周りの回転角をΦｋｐｚとする。また、キャスタトレイルＰｋｐｘ、スクラブ半径Ｐｋｐｙとすると、タイヤ接地面の任意の点Ｋ（接地面と接触するタイヤの任意の点）からキングピン軸と路面との交点までのベクトルＰKは次式（１）のように定義することができる。
CＰK＝［Ｐｋｐｘ，Ｐｋｐｙ，０］C （１）
ただし、ＰKの添え字Ｃは、座標系｛Ｃ｝におけるベクトルであることを示す。
CＰK＝［Ｐｋｐｘ，Ｐｋｐｙ，０］C （１）
ただし、ＰKの添え字Ｃは、座標系｛Ｃ｝におけるベクトルであることを示す。
また、絶対座標｛Ｋ｝を基準としたタイヤ姿勢を示す回転行列Ｒは、次式（２）のように表すことができる。
KＲ＝ＲX（Φｋｐｙ）ＲY（Φｋｐｘ）ＲZ（Φｋｐｚ）（ＲZ（０）ＲY（−Φｋｐｙ）ＲX（−Φｋｐｘ）） （２）
ただし、（２）式に示す回転行列Ｒの各係数は、タイヤを据え切りした時の接地面形状の変化を計測することによって実験により求めたり、シミュレーションによって求めたりすることができる。
KＲ＝ＲX（Φｋｐｙ）ＲY（Φｋｐｘ）ＲZ（Φｋｐｚ）（ＲZ（０）ＲY（−Φｋｐｙ）ＲX（−Φｋｐｘ）） （２）
ただし、（２）式に示す回転行列Ｒの各係数は、タイヤを据え切りした時の接地面形状の変化を計測することによって実験により求めたり、シミュレーションによって求めたりすることができる。
したがって、任意のベクトルCＰKがキングピン軸周りにΦｋｐｚ回転したときの絶対座標を基準としたベクトルは、KＲCＰKで表すことができる。
（２）式に、操舵角を基に算出したキングピン軸の回転角および車両パラメータを代入すると、タイヤ接地面の任意の点のｘ、ｙ、ｚ軸方向の変位を求めることができる。
（２）式に、操舵角を基に算出したキングピン軸の回転角および車両パラメータを代入すると、タイヤ接地面の任意の点のｘ、ｙ、ｚ軸方向の変位を求めることができる。
図６〜８は、タイヤ接地面の任意の点の変位を示す図であり、図６はｚ軸方向の変位、図７はｘ軸方向の変位、図８はｙ軸方向の変位を示している。なお、図６〜８においては、トー角の変化に対応する各方向の変位を示している。
なお、図６〜８において、横軸に示すトー角は、基準座標から見たＺ軸方向の回転角である。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵中立位置でのタイヤ接地面積およびタイヤ姿勢の算出を行う（ステップＳ３）。
ステップＳ３において、タイヤ接地面積およびタイヤ姿勢は車両パラメータから算出することができる。
なお、図６〜８において、横軸に示すトー角は、基準座標から見たＺ軸方向の回転角である。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵中立位置でのタイヤ接地面積およびタイヤ姿勢の算出を行う（ステップＳ３）。
ステップＳ３において、タイヤ接地面積およびタイヤ姿勢は車両パラメータから算出することができる。
図９は、タイヤ接地面積の算出方法を示す模式図である。
図９においては、初期キャンバ角を０とした場合のタイヤ接地面積を算出する方法を例として示している。
図９に示すように、タイヤ半径ｔｒおよびホイールセンタ高さＷｚから、タイヤ接地面のｘ軸方向の長さ（タイヤ接地長ｌｘ）を算出することができる。そして、タイヤ接地長ｌｘとタイヤ幅ｔｗとを乗算することにより、タイヤ接地面積Ｓｆを算出できる。なお、初期キャンバ角が０以外の場合には、実験あるいはシミュレーションを基にタイヤの傾斜を考慮したタイヤ接地面の形状に補正し、タイヤ接地面積Ｓｆを算出できる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角センサ４が検出する操舵角を取得する（ステップＳ４）。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵時のタイヤ姿勢を算出する（ステップＳ５）。
図９においては、初期キャンバ角を０とした場合のタイヤ接地面積を算出する方法を例として示している。
図９に示すように、タイヤ半径ｔｒおよびホイールセンタ高さＷｚから、タイヤ接地面のｘ軸方向の長さ（タイヤ接地長ｌｘ）を算出することができる。そして、タイヤ接地長ｌｘとタイヤ幅ｔｗとを乗算することにより、タイヤ接地面積Ｓｆを算出できる。なお、初期キャンバ角が０以外の場合には、実験あるいはシミュレーションを基にタイヤの傾斜を考慮したタイヤ接地面の形状に補正し、タイヤ接地面積Ｓｆを算出できる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角センサ４が検出する操舵角を取得する（ステップＳ４）。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵時のタイヤ姿勢を算出する（ステップＳ５）。
ステップＳ５において、コントロール／駆動回路ユニット１５は、キングピン軸周りにタイヤを回転させた場合の座標｛Ｋ｝を基準としたタイヤ姿勢、タイヤ接地面形状およびホイールセンタ位置を算出する。このとき、コントロール／駆動回路ユニット１５は、（２）式の行列式（タイヤ姿勢を示す行列式）を基にタイヤ接地面の任意の点のｘ軸、ｙ軸およびｚ軸方向の変位を算出する。具体的には、コントロール／駆動回路ユニット１５は、タイヤ（車輪）を円柱とみなし、キングピン軸周りにΔΦ回転した（転舵した）ときのタイヤ姿勢を例えば単位量１ｍｍとして算出する。そして、タイヤ接地面積が同一となるように転舵後の新たなホイールセンタ高さを算出し、転舵前の状態からΔΦ回転した姿勢において、各単位接地面あたりで移動した並進量をΔｘとして算出する。Δｘは、車両の基準座標の値に換算する。なお、タイヤにおける新たに接地した面および路面から離れた面については、Δｘ＝０とする。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵によって発生する仕事量を算出する（ステップＳ６）。
ここで、ステップＳ６では、操舵によって発生する仕事量として、タイヤと路面との摩擦に対して行った仕事量と、車体１Ａを持ち上げるために行った仕事量とを算出する。
ステップＳ６において、コントロール／駆動回路ユニット１５は、（２）式を用いて幾何学的に算出した操舵によるタイヤ接地面形状の変化を基に、タイヤと路面との摩擦トルクに対して行った仕事量Ｗｆを算出する。
ここで、ステップＳ６では、操舵によって発生する仕事量として、タイヤと路面との摩擦に対して行った仕事量と、車体１Ａを持ち上げるために行った仕事量とを算出する。
ステップＳ６において、コントロール／駆動回路ユニット１５は、（２）式を用いて幾何学的に算出した操舵によるタイヤ接地面形状の変化を基に、タイヤと路面との摩擦トルクに対して行った仕事量Ｗｆを算出する。
図１０は、タイヤ接地面における接地荷重を示す模式図である。
図１０において、タイヤ接地面の面圧分布を一定であるものとすると、タイヤ接地面における単位面積当たりの接地荷重は、輪荷重ｍｆ（左輪荷重ｍｆｌあるいは右輪荷重ｍｆｒ）および接地面積Ｎｆを用いて、ｍｆ／Ｎｆと表すことができる。
図１０において、タイヤ接地面の面圧分布を一定であるものとすると、タイヤ接地面における単位面積当たりの接地荷重は、輪荷重ｍｆ（左輪荷重ｍｆｌあるいは右輪荷重ｍｆｒ）および接地面積Ｎｆを用いて、ｍｆ／Ｎｆと表すことができる。
また、図１１は、操舵時におけるタイヤ接地面形状の変化を示す模式図である。
図１１に示すように、操舵後のタイヤ接地面積は、操舵中立時のタイヤ接地面積に対して総面積に変化がないものと仮定する。
そして、ステップＳ５において算出したタイヤ接地面の任意の点の変位を基に、タイヤ接地面における各単位接地面積の移動量Δｘについての仕事量を定義する。即ち、転舵前と転舵後において、着目するタイヤ接地面の点（タイヤ側の着目点）は、路面との摩擦を伴いながら路面上を移動する。したがって、各単位接地面積ごとに、路面上を摩擦に抗して移動した距離Δｘを算出し、その移動についての仕事量を定義する。
図１１に示すように、操舵後のタイヤ接地面積は、操舵中立時のタイヤ接地面積に対して総面積に変化がないものと仮定する。
そして、ステップＳ５において算出したタイヤ接地面の任意の点の変位を基に、タイヤ接地面における各単位接地面積の移動量Δｘについての仕事量を定義する。即ち、転舵前と転舵後において、着目するタイヤ接地面の点（タイヤ側の着目点）は、路面との摩擦を伴いながら路面上を移動する。したがって、各単位接地面積ごとに、路面上を摩擦に抗して移動した距離Δｘを算出し、その移動についての仕事量を定義する。
図１２は、単位接地面積あたりの操舵に要する仕事量を示す模式図である。
図１２において、各単位接地面積が操舵に要する仕事量ｗｉ（ｉは自然数）は、重力加速度ｇを用いて、
ｗｉ＝μ×ｍｉ×ｇ×Δｘｉ （３）
と表すことができる。
すると、タイヤ接地面積全体での仕事量Ｗｆは、次式（４）のように表すことができる。
Ｗｆ＝μ（ｍｆ・ｇ／Ｎｆ）ΣΔｘｉ（ただし、ｉ＝１〜Ｎｆ） （４）
コントロール／駆動回路ユニット１５は、（４）式を基に一輪分の操舵によるねじりトルクを算出するモデルを設定する。
図１２において、各単位接地面積が操舵に要する仕事量ｗｉ（ｉは自然数）は、重力加速度ｇを用いて、
ｗｉ＝μ×ｍｉ×ｇ×Δｘｉ （３）
と表すことができる。
すると、タイヤ接地面積全体での仕事量Ｗｆは、次式（４）のように表すことができる。
Ｗｆ＝μ（ｍｆ・ｇ／Ｎｆ）ΣΔｘｉ（ただし、ｉ＝１〜Ｎｆ） （４）
コントロール／駆動回路ユニット１５は、（４）式を基に一輪分の操舵によるねじりトルクを算出するモデルを設定する。
図１３は、一輪分のねじりトルクを算出するモデルを示す模式図である。
図１３に示すモデルでは、タイヤ接地面の各単位接地面ごとに変位が算出してあり、その変位から決まる仕事量ｗｉが対応付けてある。
また、ステップＳ６において、車体１Ａを持ち上げるために行った仕事量は、ホイールセンタの高さの変化を基に、前軸荷重とホイールセンタ高さの変化との乗算を基に算出することができる。
図１３に示すモデルでは、タイヤ接地面の各単位接地面ごとに変位が算出してあり、その変位から決まる仕事量ｗｉが対応付けてある。
また、ステップＳ６において、車体１Ａを持ち上げるために行った仕事量は、ホイールセンタの高さの変化を基に、前軸荷重とホイールセンタ高さの変化との乗算を基に算出することができる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、車体１Ａの上下方向の変位による持ち上げトルク（以下、「車体持ち上げトルク」と称する。）、及びタイヤと路面との摩擦によるねじりトルク（以下、「摩擦ねじりトルク」と称する。）をそれぞれ算出し、これらを合計する。なお、ステップＳ７において、摩擦ねじりトルクを算出する処理がタイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂに対応し、車体持ち上げトルクを算出する処理が車体持ち上げエネルギ演算１５ａに対応している。
図１４は、操舵においてキングピン軸周りに作用する力（左前輪の場合）を示す模式図である。
図１４において、一輪についての輪荷重は左前輪の前軸荷重ｍｆｌと重力加速度ｇとを用いて、ｍｆｌ・ｇと表すことができる。また、ホイールセンタの上下変位をｄｚ、操舵によるラック軸のストローク（ラックストローク）をｒｓ、単位接地面の移動距離をｌｉと表す。
図１４において、一輪についての輪荷重は左前輪の前軸荷重ｍｆｌと重力加速度ｇとを用いて、ｍｆｌ・ｇと表すことができる。また、ホイールセンタの上下変位をｄｚ、操舵によるラック軸のストローク（ラックストローク）をｒｓ、単位接地面の移動距離をｌｉと表す。
車体持ち上げトルクは、ホイールセンタ高さの変化（ホイールセンタ上下変位ｄｚ）に基づく仕事量から算出することができ、次式（５）〜（７）のように表すことができる。
車体を持ち上げるポテンシャルエネルギ（一輪分）Ｕ１：
Ｕ１＝−ｍｆｌ×ｇ×ｄｚ （５）
キングピン軸周りに働く持ち上げトルク（一輪分）Ｔ１：
Ｔ１＝∂Ｕ１／∂Φｋｐｚ （６）
ラック軸力（一輪分）Ｆ１：Ｆ１＝∂Ｕ１／∂ｒｓ （７）
車体を持ち上げるポテンシャルエネルギ（一輪分）Ｕ１：
Ｕ１＝−ｍｆｌ×ｇ×ｄｚ （５）
キングピン軸周りに働く持ち上げトルク（一輪分）Ｔ１：
Ｔ１＝∂Ｕ１／∂Φｋｐｚ （６）
ラック軸力（一輪分）Ｆ１：Ｆ１＝∂Ｕ１／∂ｒｓ （７）
また、摩擦ねじりトルクは、タイヤ接地面形状の変化から算出することができ、次式（８）〜（１０）のように表すことができる。
摩擦力によるポテンシャルエネルギ（一輪分）Ｕ２：
Ｕ２＝−Σ（μ・ｍｆｌ・ｇ・ｌｉ／Ｎｆ） （８）
ただし、自然数ｉ＝１〜Ｎｆ。
キングピン軸周りに働く持ち上げトルクＴ２：
Ｔ２＝∂Ｕ２／∂Φｋｐｚ （９）
ラック軸力（一輪分）Ｆ２：Ｆ２＝∂Ｕ２／∂ｒｓ （１０）
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、（５）〜（１０）式を基に、キングピン軸周りの回転で生じる二輪分のねじりトルク（摩擦ねじりトルク）を算出するモデルを設定し、合計の操舵トルクを算出する。
摩擦力によるポテンシャルエネルギ（一輪分）Ｕ２：
Ｕ２＝−Σ（μ・ｍｆｌ・ｇ・ｌｉ／Ｎｆ） （８）
ただし、自然数ｉ＝１〜Ｎｆ。
キングピン軸周りに働く持ち上げトルクＴ２：
Ｔ２＝∂Ｕ２／∂Φｋｐｚ （９）
ラック軸力（一輪分）Ｆ２：Ｆ２＝∂Ｕ２／∂ｒｓ （１０）
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、（５）〜（１０）式を基に、キングピン軸周りの回転で生じる二輪分のねじりトルク（摩擦ねじりトルク）を算出するモデルを設定し、合計の操舵トルクを算出する。
図１５は、二輪分のねじりトルクを算出するモデルを示す模式図である。
図１５に示すモデルでは、左右前輪を対応付けて、キングピン軸、操舵によるステアリングラック部材７の移動軌跡、タイロッド８の移動軌跡、接地面中心の移動軌跡、ホイールセンタの移動軌跡がそれぞれ設定してある。
図１５に示すモデルにより、種々の操舵に対して、二輪分のねじりトルクを算出することができる。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、これら二輪分のねじりトルクと車体持ち上げトルクとを合計することにより、それら二つのトルクに起因した操舵トルクを算出する。
図１５に示すモデルでは、左右前輪を対応付けて、キングピン軸、操舵によるステアリングラック部材７の移動軌跡、タイロッド８の移動軌跡、接地面中心の移動軌跡、ホイールセンタの移動軌跡がそれぞれ設定してある。
図１５に示すモデルにより、種々の操舵に対して、二輪分のねじりトルクを算出することができる。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、これら二輪分のねじりトルクと車体持ち上げトルクとを合計することにより、それら二つのトルクに起因した操舵トルクを算出する。
図１６は、（５）〜（１０）式を基に算出した摩擦ねじりトルク分および車体持ち上げトルク分のラック軸力を示す図である。
図１６によれば、操舵量を示すラックストロークに対して、摩擦ねじりトルクおよび車体持ち上げトルクを成分とするラック軸力が発生し、これらのうち摩擦ねじりトルクが支配的であることがわかる。
なお、左右輪において、ｙ方向を逆向き（車幅方向外方）に取っているため、ラック軸力の向きは正負が逆の位相となる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角と車速とに基づき、コーナリングフォースにより発生するエネルギ（セルフアライニングトルク）（一輪分）を算出する（ステップＳ７）。
図１６によれば、操舵量を示すラックストロークに対して、摩擦ねじりトルクおよび車体持ち上げトルクを成分とするラック軸力が発生し、これらのうち摩擦ねじりトルクが支配的であることがわかる。
なお、左右輪において、ｙ方向を逆向き（車幅方向外方）に取っているため、ラック軸力の向きは正負が逆の位相となる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、操舵角と車速とに基づき、コーナリングフォースにより発生するエネルギ（セルフアライニングトルク）（一輪分）を算出する（ステップＳ７）。
図１７は、車両のタイヤに働くコーナリングフォースにより作用するエネルギを説明するための線形二輪モデルの模式図である。
図１７において、ｍは車両重量、Ｖは車速、βは重心横滑り角、γはヨーレイト、δは前輪転舵角、ｌｆは重心から前軸中心までのベクトル、ｌｒは重心から後軸中心までのベクトル、ξｎはニューマチックトレールであり、Ｆｆは前輪タイヤに働くコーナリングフォースにより作用するエネルギ（一輪分）、Ｆｒは後輪タイヤに働くコーナリングフォースにより作用するエネルギ（一輪分）である。
図１７において、ｍは車両重量、Ｖは車速、βは重心横滑り角、γはヨーレイト、δは前輪転舵角、ｌｆは重心から前軸中心までのベクトル、ｌｒは重心から後軸中心までのベクトル、ξｎはニューマチックトレールであり、Ｆｆは前輪タイヤに働くコーナリングフォースにより作用するエネルギ（一輪分）、Ｆｒは後輪タイヤに働くコーナリングフォースにより作用するエネルギ（一輪分）である。
図１７に示すモデルから、
ｍＶ（ｄβ／ｄｔ＋ｒ）＝２Ｆｆ＋２Ｆｒ
Ｉｚ・ｄｒ／ｄｔ＝２ｌｆ・Ｆｆ＋２ｌｒ・Ｆｒ
となり、
Ｆｆ＝β＋（ｌｆ／Ｖ）ｒ−δ
Ｆｒ＝β＋（ｌｒ／Ｖ）ｒ
となる。
ｍＶ（ｄβ／ｄｔ＋ｒ）＝２Ｆｆ＋２Ｆｒ
Ｉｚ・ｄｒ／ｄｔ＝２ｌｆ・Ｆｆ＋２ｌｒ・Ｆｒ
となり、
Ｆｆ＝β＋（ｌｆ／Ｖ）ｒ−δ
Ｆｒ＝β＋（ｌｒ／Ｖ）ｒ
となる。
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、タイヤ姿勢角からラックストローク量を算出する（ステップＳ８）。
図１８は、左前輪におけるラックストローク量を説明するモデルの模式図である。
キングピン角φkpx、キャスタ角φkpy、キングピン周りの回転角φkpzとすると、キングピン軸周りにφkpz回転したときの絶対座標から見たタイヤ姿勢の回転行列は、
ｃφ＝cosφ、ｓφ＝sinφ
で表すと、
図１８は、左前輪におけるラックストローク量を説明するモデルの模式図である。
キングピン角φkpx、キャスタ角φkpy、キングピン周りの回転角φkpzとすると、キングピン軸周りにφkpz回転したときの絶対座標から見たタイヤ姿勢の回転行列は、
ｃφ＝cosφ、ｓφ＝sinφ
で表すと、
ラックストロークとキングピン軸周りの回転角とタイロッドタイヤ側の軌跡ベクトルの関係を整理すると、
そして、整理して両辺を二乗すると、
そして、ラックストローク量について逆運動学解を求めると、
次に、コントロール／駆動回路ユニット１５は、ステップＳ６，Ｓ７で演算された各エネルギの総和である総エネルギ量を求め、その総エネルギ量を、ステップＳ８で求めたラックストロークｒｓで偏微分して、基準ラック軸力を算出する（ステップＳ９）。
図１９は、本実施形態における操舵角とラック軸力（実ラック軸力、基準ラック軸力）との関係を示すグラフである。即ち、低μ路における実ラック軸力（実値）は、操舵角が大きくなるに従ってあるピーク値までは徐々に増加するが、あるピーク値を超えた後は操舵角が大きくなるに従って減少するようになる。これに対し、基準ラック軸力は、ドライ路相当の値として推定されるものであるため、路面μに関係なく、操舵角が大きくなるに従って大きくなる傾向がある。このため、低μ路においては、操舵角が大きくなるに従って、基準ラック軸力と実ラック軸力との差は大きくなる。
図１９は、本実施形態における操舵角とラック軸力（実ラック軸力、基準ラック軸力）との関係を示すグラフである。即ち、低μ路における実ラック軸力（実値）は、操舵角が大きくなるに従ってあるピーク値までは徐々に増加するが、あるピーク値を超えた後は操舵角が大きくなるに従って減少するようになる。これに対し、基準ラック軸力は、ドライ路相当の値として推定されるものであるため、路面μに関係なく、操舵角が大きくなるに従って大きくなる傾向がある。このため、低μ路においては、操舵角が大きくなるに従って、基準ラック軸力と実ラック軸力との差は大きくなる。
ステップＳ９の後、コントロール／駆動回路ユニット１５は、イグニションオフとなるまで基準ラック軸力の推定処理を繰り返す。
基準ラック軸力が推定されると、操舵反力演算部１５Ｃのタイヤ横力発生率演算部１５ｇはタイヤ横力発生率τを演算する。
即ち、タイヤ横力発生率τは、基準ラック軸力演算部１５Ｂで推定した基準ラック軸力と、実ラック軸力演算部１５ｆで演算した実ラック軸力とに基づき、
τ＝実ラック軸力／基準ラック軸力 （１１）
で求めることができる。
基準ラック軸力が推定されると、操舵反力演算部１５Ｃのタイヤ横力発生率演算部１５ｇはタイヤ横力発生率τを演算する。
即ち、タイヤ横力発生率τは、基準ラック軸力演算部１５Ｂで推定した基準ラック軸力と、実ラック軸力演算部１５ｆで演算した実ラック軸力とに基づき、
τ＝実ラック軸力／基準ラック軸力 （１１）
で求めることができる。
図１９に示したように、基準ラック軸力は実ラック軸力よりも大きいため、
０＜τ＜１
となる。
タイヤ横力発生率τが求められたら、操舵反力目標演算部１５ｈは、操舵反力Ｔstrgを下記式に従って演算する。
Ｔstrg＝ｋi・Ｉmotor−ｋs（１−τ）θstrg （１２）
０＜τ＜１
となる。
タイヤ横力発生率τが求められたら、操舵反力目標演算部１５ｈは、操舵反力Ｔstrgを下記式に従って演算する。
Ｔstrg＝ｋi・Ｉmotor−ｋs（１−τ）θstrg （１２）
ｋi、ｋsは比例係数、Ｉmotorは操舵角のみによって決まる操舵反力用モータ５ｂの駆動電流、θstrgは操舵角である。
即ち、操舵反力Ｔstrgは、タイヤ横力発生率τが大きい領域であれば操舵角に略々比例した値となるが、タイヤ横力発生率τが小さくなると、上記式の右辺第２項が操舵角に比例して大きくなるため減少することになる。つまり、操舵反力Ｔstrgは、タイヤ横力発生率τの縮小に応じて減少するようになっている。
即ち、操舵反力Ｔstrgは、タイヤ横力発生率τが大きい領域であれば操舵角に略々比例した値となるが、タイヤ横力発生率τが小さくなると、上記式の右辺第２項が操舵角に比例して大きくなるため減少することになる。つまり、操舵反力Ｔstrgは、タイヤ横力発生率τの縮小に応じて減少するようになっている。
図２０は、本実施形態における操舵角に対する操舵反力の変化を示すグラフであり、本発明を適用した本実施形態にあっては、操舵角が大きくなるに従って徐々に操舵反力は増加するものの、操舵角が大きくなるに従って上記（１２）式の右辺第２項の影響が大きくなり、そのときのタイヤ横力発生率τに応じて操舵反力は小さくなる。図２０に示すように、操舵角が大きくなるに従って操舵反力は小さくなるが、その小さくなる傾向は、タイヤ横力発生率τが縮小するほど強くなる。
（動作）
次に、動作を説明する。
本実施形態に係る自動車１は、イグニションオンと共に、基準ラック軸力推定処理の実行を開始する。このとき、コントロール／駆動回路ユニット１５が、車両パラメータの設定、キングピン軸の位置の座標設定および操舵中立位置でのタイヤ接地面積とタイヤ姿勢の算出を行う（図３のステップＳ１〜Ｓ３）。
そして、運転者が操舵入力を行うと、その操舵角を操舵角センサ４が検出し、操舵時のタイヤ姿勢の変化から、コントロール／駆動回路ユニット１５が操舵によって発生する仕事量を算出する（図３のステップＳ４〜Ｓ６）。
次に、動作を説明する。
本実施形態に係る自動車１は、イグニションオンと共に、基準ラック軸力推定処理の実行を開始する。このとき、コントロール／駆動回路ユニット１５が、車両パラメータの設定、キングピン軸の位置の座標設定および操舵中立位置でのタイヤ接地面積とタイヤ姿勢の算出を行う（図３のステップＳ１〜Ｓ３）。
そして、運転者が操舵入力を行うと、その操舵角を操舵角センサ４が検出し、操舵時のタイヤ姿勢の変化から、コントロール／駆動回路ユニット１５が操舵によって発生する仕事量を算出する（図３のステップＳ４〜Ｓ６）。
さらに、コントロール／駆動回路ユニット１５が、操舵によって生じるキングピン軸周りのモーメントを、車体持ち上げトルク分および摩擦ねじりトルク分それぞれについて算出することにより、左右輪それぞれのモーメントを算出する。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、このように算出した左右輪それぞれのキングピン軸周りのモーメントを加算して二輪分の操舵トルクを算出し、この操舵トルクを制動時の据え切り力Ｆｂｒとして、制動力係数τを乗じた後に、走行時の据え切り力Ｆｒｕｎと加算して操舵トルクの推定値Ｆを算出する（図３のステップＳ６）。
コントロール／駆動回路ユニット１５は、このように算出した左右輪それぞれのキングピン軸周りのモーメントを加算して二輪分の操舵トルクを算出し、この操舵トルクを制動時の据え切り力Ｆｂｒとして、制動力係数τを乗じた後に、走行時の据え切り力Ｆｒｕｎと加算して操舵トルクの推定値Ｆを算出する（図３のステップＳ６）。
さらに、コントロール／駆動回路ユニット１５は、コーナリングフォースにより発生するエネルギ（セルフアライニングトルク）を算出し（ステップＳ７）、ラックストロークを算出する（ステップＳ８）。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、ステップＳ６、Ｓ７で算出した各エネルギの総和を求め、その総エネルギとラックストローク変化から、基準ラック軸力を推定する（ステップＳ９）。
そして、コントロール／駆動回路ユニット１５は、ステップＳ６、Ｓ７で算出した各エネルギの総和を求め、その総エネルギとラックストローク変化から、基準ラック軸力を推定する（ステップＳ９）。
さらに、コントロール／駆動回路ユニット１５の操舵反力演算部１５Ｃのタイヤ横力発生率演算部１５ｇは、基準ラック軸力演算部１５Ａによって推定された基準ラック軸力と、実ラック軸力演算部１５ｆが演算した実ラック軸力とに基づき、上記（１１）式に従って、タイヤ横力発生率τを演算し、そのタイヤ横力発生率τに基づき、操舵反力目標演算部１５ｈは、操舵反力Ｔstrgを上記（１２）式に従って演算する。
この結果、操舵反力用モータ５ｂによって入力側ステアリング軸３ａに発生する操舵反力は、図２０に示すような傾向を示すことになる。しかも、操舵角が大きくなるに従って操舵反力が小さくなる傾向は、タイヤ横力発生率τが小さくなるに従って大きくなる。このため、例えば低μ路を走行している際に、運転者は、大きく操舵した段階において急激に操舵反力が小さくなることを感じることで、タイヤのグリップ力が縮小に転じていることを容易に感知することができる。
しかも、本実施形態に係る操舵反力生成装置は、タイヤと路面との摩擦に対して行った仕事と、車体１Ａを持ち上げるために行った仕事量と、セルフアライニングトルクとをそれぞれ算出し、それら算出結果を合算して総エネルギを算出し、その総エネルギとストローク量とから、基準ラック軸力を算出する。
そのため、ラック軸力を車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定する場合とは異なり、実車両におけるタイヤと路面の摩擦、車体の持ち上げに要する力及びセルフアライニングトルクを算入して基準ラック軸力を推定することができる。
そのため、ラック軸力を車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定する場合とは異なり、実車両におけるタイヤと路面の摩擦、車体の持ち上げに要する力及びセルフアライニングトルクを算入して基準ラック軸力を推定することができる。
したがって、基準ラック軸力をより高精度に推定することができ、操舵反力制御をより適切に行うことができる。
なお、本実施形態において、車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬが車速検出手段に対応し、操舵角センサ４が操舵角検出手段に対応する。また、電動モータ５が操舵用電動モータに対応し、ステアリングラック部材７がラック軸に対応する。
なお、本実施形態において、車輪速センサ１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬが車速検出手段に対応し、操舵角センサ４が操舵角検出手段に対応する。また、電動モータ５が操舵用電動モータに対応し、ステアリングラック部材７がラック軸に対応する。
また、ラックストローク演算部１５Ａがストローク検出手段に対応し、基準ラック軸力演算部１５Ｂが基準ラック軸力推定手段に対応する。そして、車体持ち上げエネルギ演算部１５ａがポテンシャルエネルギ算出手段に対応し、タイヤ摩擦エネルギ演算部１５ｂが摩擦エネルギ算出手段に対応し、セルフアライニングエネルギ演算部１５ｃがセルフアライニングトルク算出手段に対応し、加算部１５ｄ及びラック軸力演算部１５ｅが基準ラック軸力算出手段に対応する。
（第１実施形態の効果）
（１）操向輪の操舵において発生する路面と操向輪との摩擦エネルギを算出し、その算出された摩擦エネルギを用いて、基準ラック軸力を推定する。
そのため、実際の操舵時における路面と操向輪との摩擦エネルギを算入して基準ラック軸力が推定されるため、操向輪のねじりに基づく力を含む基準ラック軸力の推定値とすることができる。
したがって、基準ラック軸力をより高精度に推定することが可能となる。
（１）操向輪の操舵において発生する路面と操向輪との摩擦エネルギを算出し、その算出された摩擦エネルギを用いて、基準ラック軸力を推定する。
そのため、実際の操舵時における路面と操向輪との摩擦エネルギを算入して基準ラック軸力が推定されるため、操向輪のねじりに基づく力を含む基準ラック軸力の推定値とすることができる。
したがって、基準ラック軸力をより高精度に推定することが可能となる。
（２）操向輪の操舵に伴う車体の上下方向の変位に基づくポテンシャルエネルギを算出し、その算出されたポテンシャルエネルギを用いて、基準ラック軸力を推定する。
したがって、実際の操舵時における車体を持ち上げる力を含む基準ラック軸力の推定値とできるため、より高精度な推定を行うことができる。
したがって、実際の操舵時における車体を持ち上げる力を含む基準ラック軸力の推定値とできるため、より高精度な推定を行うことができる。
（３）操舵角及び車速に基づいてセルフアライニングトルクを算出し、その算出されたセルフアライニングトルクを用いて、基準ラック軸力を推定する。
したがって、実際の操舵時におけるセルフアライニングトルクを含む基準ラック軸力の推定値とできるため、より高精度な推定を行うことができる。
したがって、実際の操舵時におけるセルフアライニングトルクを含む基準ラック軸力の推定値とできるため、より高精度な推定を行うことができる。
（４）実際の操舵時における路面と操向輪との摩擦エネルギと、実際の操舵時における車体を持ち上げる力と、実際の操舵時におけるセルフアライニングトルクとを算出し、それらの総和から総エネルギ量を求め、その総エネルギ量とラック軸のストローク量とに基づいて基準ラック軸力を演算する。
このため、ラック軸力を車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定する場合とは異なり、精度を高めるために、適用される車種ごとに且つ全車速域に渡って実験を行って値を求めて記憶しておく必要がない。よって、開発コストが大幅に嵩んでしまうこともない。
このため、ラック軸力を車両の設計値や実験による計測値の同定結果に基づいた内部モデルとして予め設定する場合とは異なり、精度を高めるために、適用される車種ごとに且つ全車速域に渡って実験を行って値を求めて記憶しておく必要がない。よって、開発コストが大幅に嵩んでしまうこともない。
（５）操舵反力用モータによって入力側ステアリング軸に発生する操舵反力を、タイヤ横力発生率の縮小に応じて減少させることができる。
このため、本実施形態における操舵反力生成装置及び車両は、低μ路を走行している際に、運転者は、大きく操舵した段階において急激に操舵反力が小さくなることを感じることで、タイヤのグリップ力が縮小に転じていることを容易に感知することができる。
このため、本実施形態における操舵反力生成装置及び車両は、低μ路を走行している際に、運転者は、大きく操舵した段階において急激に操舵反力が小さくなることを感じることで、タイヤのグリップ力が縮小に転じていることを容易に感知することができる。
（６）基準ラック軸力を、摩擦エネルギ、持ち上げる力及びセルフアライニングトルクの総エネルギ量をストローク量で偏微分することで基準ラック軸力を演算する。
このため、ラック軸力を高精度に求めることができる。
（７）ストローク量を、操舵角と設計パラメータとに基づいて算出するため、ストロークセンサを別途設けなくてもストローク量を求めることができる。
（８）実ラック軸力を、操舵用電動モータの駆動電流に基づいて検出するため、実ラック軸力を検出するためのセンサを別途設けなくても実ラック軸力を検出することができる。
このため、ラック軸力を高精度に求めることができる。
（７）ストローク量を、操舵角と設計パラメータとに基づいて算出するため、ストロークセンサを別途設けなくてもストローク量を求めることができる。
（８）実ラック軸力を、操舵用電動モータの駆動電流に基づいて検出するため、実ラック軸力を検出するためのセンサを別途設けなくても実ラック軸力を検出することができる。
（応用例１）
第１実施形態では、操舵角とラック軸力との関係を図１９に示したような傾向としているが、この傾向を車速に応じて可変とすることで、より正確な制御が行えるようになる。
即ち、図２１（ａ）に示すように、車両が極低速で走行している際のラック軸力は、操舵角が小さい範囲でも大きく、操舵角が大きくなってもそれほど急激には増加しない。これに対し、図２１（ｂ）に示すように、車両が中高速で走行している際には、ラック軸力は、操舵角が小さい範囲では大きくなく、そこから操舵角が大きくなるに従って比較的急峻に増加する。また、図２１（ａ）に示すように、極低速走行時には、低μ路であっても、実ラック軸力（実値）は操舵角が大きくなっても急激には減少しないため、基準ラック軸力との差は、急激には大きくならない。図２１（ｂ）に示すように、中高速走行時には、低μ路では、実ラック軸力（実値）は操舵角が大きくなると急激に減少するため、基準ラック軸力との差は比較的急激に増大する。
第１実施形態では、操舵角とラック軸力との関係を図１９に示したような傾向としているが、この傾向を車速に応じて可変とすることで、より正確な制御が行えるようになる。
即ち、図２１（ａ）に示すように、車両が極低速で走行している際のラック軸力は、操舵角が小さい範囲でも大きく、操舵角が大きくなってもそれほど急激には増加しない。これに対し、図２１（ｂ）に示すように、車両が中高速で走行している際には、ラック軸力は、操舵角が小さい範囲では大きくなく、そこから操舵角が大きくなるに従って比較的急峻に増加する。また、図２１（ａ）に示すように、極低速走行時には、低μ路であっても、実ラック軸力（実値）は操舵角が大きくなっても急激には減少しないため、基準ラック軸力との差は、急激には大きくならない。図２１（ｂ）に示すように、中高速走行時には、低μ路では、実ラック軸力（実値）は操舵角が大きくなると急激に減少するため、基準ラック軸力との差は比較的急激に増大する。
そこで、操舵反力Ｔstrgを、下記式に基づいて算出するようにする。
Ｔstrg＝ｋi・Ｉmotor−ａ・ｋs（１−τ）θstrg （１３）
但し、ａは車速Ｖに比例した係数（ａ＝ｂＶ、ｂ比例定数）である。
この結果、図２２（ａ）に示すように、極低速走行時には、操舵角の増大に応じた操舵反力の減少は、比較的緩やかになり、図２２（ｂ）に示すように、中高速走行時には、操舵角に応じた操舵力の減少は、比較的急峻になるため、運転者は、より正確にタイヤのグリップ力が縮小に転じていることを感知することができる。
（効果）
より正確な基準ラック軸力を推定することで、運転者は、より正確にタイヤのグリップ力が縮小に転じていることを感知することができる。
Ｔstrg＝ｋi・Ｉmotor−ａ・ｋs（１−τ）θstrg （１３）
但し、ａは車速Ｖに比例した係数（ａ＝ｂＶ、ｂ比例定数）である。
この結果、図２２（ａ）に示すように、極低速走行時には、操舵角の増大に応じた操舵反力の減少は、比較的緩やかになり、図２２（ｂ）に示すように、中高速走行時には、操舵角に応じた操舵力の減少は、比較的急峻になるため、運転者は、より正確にタイヤのグリップ力が縮小に転じていることを感知することができる。
（効果）
より正確な基準ラック軸力を推定することで、運転者は、より正確にタイヤのグリップ力が縮小に転じていることを感知することができる。
１ 自動車、１Ａ 車体、２ ステアリングホイール、３ａ 入力側ステアリング軸、３ｂ 出力側ステアリング軸、４ 操舵角センサ（操舵角検出手段）、５ａ 電動モータ（転舵用電動モータ）、５ｂ 操舵反力用モータ、６ ピニオンギア、７ ステアリングラック部材、８ タイロッド、９ＦＲ，９ＦＬ，９ＲＲ，９ＲＬ 車輪、１４ＦＲ，１４ＦＬ，１４ＲＲ，１４ＲＬ 車輪速センサ（車速検出手段）、１５ コントロール／駆動回路ユニット、１５Ａ ラックストローク演算部（ストローク検出手段）、１５Ｂ 基準ラック軸力演算部（基準ラック軸力推定手段）、１５Ｃ 操舵反力演算部、１５ａ 車体持ち上げエネルギ演算部（ポテンシャルエネルギ算出手段）、１５ｂ タイヤ摩擦エネルギ演算部（摩擦エネルギ算出手段）、１５ｃ セルフアライニングエネルギ演算部（セルフアライニングトルク算出手段）、１５ｄ 加算部、１５ｅ ラック軸力演算部（基準ラック軸力算出手段）
Claims (8)
- 運転者による操舵操作が入力される入力側ステアリング軸と、この入力側ステアリング軸から機械的に分離した出力側ステアリング軸と、この出力側ステアリング軸の回転力によって進退して転舵輪を転舵するラック軸と、前記出力側ステアリング軸を回転駆動する転舵用電動モータと、を備えた車両に適用され、前記入力側ステアリング軸に操舵反力を発生させる操舵反力生成装置であって、
前記入力側ステアリング軸に前記操舵反力を付与する操舵反力用電動モータと、
車速を検出する車速検出手段と、
前記入力側ステアリング軸の操舵角を検出する操舵角検出手段と、
前記ラック軸に実際に発生している進退方向の軸力である実ラック軸力を検出する実ラック軸力検出手段と、
前記車速検出手段、前記操舵角検出手段及び前記ラック軸力検出手段の検出結果に基づいて前記操舵反力用電動モータを駆動制御するモータ制御手段と、
を備え、
前記モータ制御手段は、
前記車速検出手段及び前記操舵角検出手段の検出結果に基づき、前記ラック軸に発生している基準ラック軸力を推定する基準ラック軸力推定手段と、
前記実ラック軸力検出手段が検出した前記実ラック軸力及び前記基準ラック軸力推定手段が推定した前記基準ラック軸力に基づき、走行時に前記転舵輪に発生しているタイヤ横力発生率を演算するタイヤ横力発生率演算手段と、を備えるとともに、
前記タイヤ横力発生率演算手段が演算した前記タイヤ横力発生率の縮小に応じて、前記操舵反力用電動モータによって発生する前記操舵反力が減少するように前記操舵反力用電動モータを駆動制御するようになっており、
前記基準ラック軸力推定手段は、
前記操舵角検出手段が検出した操舵角に基づき、前記転舵輪の転舵によって当該転舵輪と走行路面との間に発生する摩擦エネルギを算出する摩擦エネルギ算出手段と、
前記操舵角検出手段が検出した操舵角に基づき、前記転舵輪の転舵に伴う車体の上下方向の変位に基づくポテンシャルエネルギを算出するポテンシャルエネルギ算出手段と、
前記操舵角検出手段が検出した操舵角及び前記車速検出手段が検出した車速に基づき、セルフアライニングトルクを算出するセルフアライニングトルク算出手段と、
前記ラック軸のストローク量を検出するストローク検出手段と、
前記摩擦エネルギ、前記ポテンシャルエネルギ及び前記セルフアライニングトルクから求められるラック軸の総エネルギ量と前記ストローク量とに基づいて前記基準ラック軸力を算出する基準ラック軸力算出手段と、
を備えたことを特徴とする操舵反力生成装置。 - 前記モータ制御手段は、前記車速検出手段が検出した前記車速が高くなるほど、前記タイヤ横力発生率の縮小に対する前記操舵反力の減少率を大きくすることを特徴とする請求項１記載の操舵反力生成装置。
- 基準ラック軸力算出手段は、前記摩擦エネルギ、前記ポテンシャルエネルギ及び前記セルフアライニングトルクに基づいたラック軸の総エネルギ量を前記ストローク量で偏微分することで前記基準ラック軸力を算出することを特徴とする請求項１又は請求項２記載の操舵反力生成装置。
- 前記ストローク検出手段は、前記操舵角検出手段が検出した前記操舵角と、前記車両の設計パラメータとに基づいて、前記ストローク量を算出することを特徴とする請求項１乃至請求項３のいずれか１項に記載の操舵反力生成装置。
- 前記実ラック軸力検出手段は、前記転舵用電動モータの駆動電流に基づいて前記実ラック軸力を検出するようになっている請求項１乃至請求項４のいずれか１項に記載の操舵反力生成装置。
- 運転者による操舵操作が入力される入力側ステアリング軸と、この入力側ステアリング軸から機械的に分離した出力側ステアリング軸と、この出力側ステアリング軸の回転力によって進退して転舵輪を転舵するラック軸と、前記出力側ステアリング軸を回転駆動する転舵用電動モータと、この転舵用電動モータを制御する転舵制御手段と、請求項１乃至請求項５の何れか１項に記載の操舵反力生成装置と、を備えたことを特徴とする車両。
- 運転者による操舵操作が入力される入力側ステアリング軸と、この入力側ステアリング軸から機械的に分離した出力側ステアリング軸と、この出力側ステアリング軸の回転力によって進退して転舵輪を転舵するラック軸と、前記出力側ステアリング軸を回転駆動する転舵用電動モータと、を備えた車両に適用され、前記入力側ステアリング軸に操舵反力を発生させる操舵反力生成装置であって、
前記ラック軸に発生している基準ラック軸力を、転舵輪の転舵によって転舵輪と走行路面との間に発生する摩擦エネルギと、前記転舵輪の転舵に伴う車体の上下方向の変位に基づくポテンシャルエネルギと、車速及び操舵角に基づくセルフアライニングトルクと、前記ラック軸のストローク量と、に基づいて推定する基準ラック軸力推定手段を備え、
実際に発生しているラック軸力と推定した前記基準ラック軸力に基づき走行時に転舵輪に発生しているタイヤ横力の指標を演算し、そのタイヤ横力の指標の縮小に応じて前記操舵反力を減少させることを特徴とする操舵反力生成装置。 - 運転者による操舵操作が入力される入力側ステアリング軸と、この入力側ステアリング軸から機械的に分離した出力側ステアリング軸と、この出力側ステアリング軸の回転力によって進退して転舵輪を転舵するラック軸と、前記出力側ステアリング軸を回転駆動する転舵用電動モータと、を備えた車両の前記入力側ステアリング軸に操舵反力を発生させる方法において、
前記ラック軸に実際に発生している実ラック軸力と、操舵角及び車速に基づいて演算により求められる基準ラック軸力とに基づき、走行時に前記転舵輪に発生しているタイヤ横力発生率を演算し、そのタイヤ横力発生率の縮小に応じて前記入力側ステアリング軸に発生する操舵反力を減少させることを特徴とする操舵反力生成方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2011182742A JP2013043553A (ja) | 2011-08-24 | 2011-08-24 | 操舵反力生成装置、車両及び操舵反力生成方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2011182742A JP2013043553A (ja) | 2011-08-24 | 2011-08-24 | 操舵反力生成装置、車両及び操舵反力生成方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2013043553A true JP2013043553A (ja) | 2013-03-04 |
Family
ID=48007788
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2011182742A Withdrawn JP2013043553A (ja) | 2011-08-24 | 2011-08-24 | 操舵反力生成装置、車両及び操舵反力生成方法 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2013043553A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013063680A (ja) * | 2011-09-15 | 2013-04-11 | Jtekt Corp | 車両用操舵装置及び荷役車両 |
| JP2016065840A (ja) * | 2014-09-26 | 2016-04-28 | スズキ株式会社 | 車両用モーメント解析装置、車両用モーメント解析方法および車両用モーメント解析プログラム |
| JP2016180607A (ja) * | 2015-03-23 | 2016-10-13 | スズキ株式会社 | 車両用モーメント解析装置、車両用モーメント解析方法および車両用モーメント解析プログラム |
| CN110248860A (zh) * | 2017-02-09 | 2019-09-17 | 日本精工株式会社 | 电动助力转向装置 |
-
2011
- 2011-08-24 JP JP2011182742A patent/JP2013043553A/ja not_active Withdrawn
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013063680A (ja) * | 2011-09-15 | 2013-04-11 | Jtekt Corp | 車両用操舵装置及び荷役車両 |
| JP2016065840A (ja) * | 2014-09-26 | 2016-04-28 | スズキ株式会社 | 車両用モーメント解析装置、車両用モーメント解析方法および車両用モーメント解析プログラム |
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| CN110248860A (zh) * | 2017-02-09 | 2019-09-17 | 日本精工株式会社 | 电动助力转向装置 |
| CN110248860B (zh) * | 2017-02-09 | 2021-11-23 | 日本精工株式会社 | 电动助力转向装置 |
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