JP2017100504A - 車両の制御装置及び車両の制御方法 - Google Patents

Abstract

【課題】低μ路の制御と高μ路の制御とを切り換える場合に、駆動系に発生するハンチングを確実に抑止するとともに、高μ路に対応した旋回アシスト制御への復帰をより早く行う。【解決手段】車両の制御装置２００は、車両のヨーレートに基づいてハンドル操舵系とは独立して車体に付加する車体付加モーメントＭｇを算出する車両挙動予測部２３２と、車体すべり角とタイヤ舵角に基づいて、車両の旋回状態を直進状態に復元させる旋回復元ヨーモーメントβｍを算出する車両挙動予測部２２６と、旋回復元ヨーモーメントβｍに基づいて、車体付加モーメントＭｇを補正する乗算部２３６と、を備える。【選択図】図９

Description

本発明は、車両の制御装置及び車両の制御方法に関する。

従来、例えば下記の特許文献１には、例えば車両のスリップ等によって好ましくないヨー挙動が発生した際に、これを抑制するためのダイレクトヨーモーメント（目標ヨーモーメント）ＤＹＭを算出し、ダイレクトヨーモーメントＤＹＭが出力されるように各インホイールモータの出力を増減する技術が記載されている。

特開２００９−１４３３１０号公報

しかしながら、上記特許文献１に記載された技術は、車両に好ましくないヨー挙動が発生した際に、各インホイールモータの出力を増減させるため、好ましくないヨー挙動は一旦発生してしまう問題がある。このため、車両の挙動を高精度に安定化することは困難である。

また、特許文献１に記載された技術では、車両の限界状態であることは、好ましくないヨー挙動が発生したことにより初めて判別できるため、１回はスリップを許容しなければならず、１回のスリップが発生しただけで、ドライバーに不安感を与えることになる。

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、車両にスリップが発生する前に旋回アシストのための車体付加モーメントを補正することが可能な、新規かつ改良された車両の制御装置、及び車両の制御方法を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、車両のヨーレートに基づいてハンドル操舵系とは独立して車体に付加する車体付加モーメントを算出する車体付加モーメント算出部と、車体すべり角とタイヤ舵角に基づいて、車両の旋回状態を直進状態に復元させる旋回復元ヨーモーメントを算出する旋回復元ヨーモーメント算出部と、前記旋回復元ヨーモーメントに基づいて、前記車体付加モーメントを補正する補正部と、を備える、車両の制御装置が提供される。

前記補正部は、前記旋回復元ヨーモーメントが車両の旋回状態を直進状態に復元させる方向とは逆方向に遷移するほど、前記車体付加モーメントが小さくなるように前記車体付加モーメントを補正するものであっても良い。

また、前記車体すべり角の時間的な変化率である車体すべり角速度を算出する車体すべり角速度算出部を備え、前記補正部は、前記旋回復元ヨーモーメントと前記車体すべり角速度に基づいて前記車体付加モーメントを補正するものであっても良い。

また、前記旋回復元ヨーモーメント及び前記車体すべり角速度に基づいて、前記車体付加モーメントを補正するための旋回アシスト制御ゲインを算出する旋回アシスト制御ゲイン算出部を備え、前記旋回アシスト制御ゲイン算出部は、前記旋回復元ヨーモーメントが所定のしきい値を超えて車両の旋回状態を直進状態に復元させる方向とは逆方向に大きくなる場合は、前記旋回復元ヨーモーメントが大きくなるほど、前記旋回アシスト制御ゲインを低下させ、前記車体すべり角速度が大きいほど、前記所定のしきい値を低下させるものであっても良い。

また、前記旋回復元ヨーモーメント算出部は、前記車体すべり角、前記タイヤ舵角及び前記旋回復元ヨーモーメントとの関係を規定したマップに基づいて、前記旋回復元ヨーモーメントを算出するものであっても良い。

また、前記旋回復元ヨーモーメント算出部は、前記車体すべり角、前記タイヤ舵角に加え、車両の前後加速度に基づいて、前記旋回復元ヨーモーメントを算出するものであっても良い。

また、前記旋回復元ヨーモーメントは、車両諸元値より定まるセルフアライニングトルクと、タイヤの横力とから定まるものであっても良い。

また、ステアリング操舵角と車両速度に基づいて目標ヨーレートを算出する目標ヨーレート算出部と、車両モデルからヨーレートモデル値を算出する車両ヨーレート算出部と、車両の実ヨーレートを検出するヨーレートセンサと、前記ヨーレートモデル値と前記実ヨーレートとの差分に基づいて前記ヨーレートモデル値と前記実ヨーレートを配分して、前記ヨーレートモデル値及び前記実ヨーレートからフィードバックヨーレートを算出するフィードバックヨーレート算出部と、を備え、前記車体付加モーメント算出部は、前記目標ヨーレートと前記フィードバックヨーレートとの差分に基づいて、前記車体付加モーメントを算出するものであっても良い。

また、前記車体付加モーメントに基づいて前記車両の後方左右輪の各々を駆動するモータを個別に制御するためのモータ要求トルクを算出するモータ要求トルク算出部を備えるものであっても良い。

また、上記課題を解決するために、本発明の別の観点によれば、車両のヨーレートに基づいてハンドル操舵系とは独立して車体に付加する車体付加モーメントを算出するステップと、車体すべり角とタイヤ舵角に基づいて、車両の旋回状態を直進状態に復元させる旋回復元ヨーモーメントを算出するステップと、前記旋回復元ヨーモーメントに基づいて、前記車体付加モーメントを補正するステップと、を備える、車両の制御方法が提供される。

以上説明したように本発明によれば、車両にスリップが発生する前に旋回アシストのための車体付加モーメントを補正することが可能となる。

本発明の一本実施形態に係る車両を示す模式図である。 一般的なヨーレートフィードバック制御を説明するための模式図である。 車輪のすべり角と横加速度との関係を示す図である。 タイヤのスリップ率と前後力との関係を示す特性図である。 セルフアライニングトルクを説明するための模式図である。 スリップ角とセルフアライニングトルクとの関係を示す特性図である。 本実施形態に係る旋回復元モーメント（旋回ヨーモーメント）を算出するためのマップを示す特性図である。 後輪の前後力と横力との関係を示す図である。 本実施形態に係る制御装置とその周辺の構成を詳細に示す模式図である。 重み付けゲイン算出部が重み付けゲインａを算出する際のゲインマップを示す模式図である。 本実施形態の全体的な処理を示すフローチャートである。 図１１のステップＳ１２２の処理を示すフローチャートである。 車両ヨーレート算出部２０６がヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを算出する処理を示すフローチャートである。 付加トルクＴｖｍｏｔを算出する処理を示すフローチャートである。 旋回アシストゲインβＧを算出する処理を示すフローチャートである。 ステップＳ２５２，Ｓ２５４で算出される旋回アシストゲインβＧを示す特性図である。 ステップＳ２５６で算出される旋回アシストゲインβＧを示す特性図である。 本実施形態に係る制御を行った場合の効果を説明するための特性図である。 本実施形態に係る制御を行った場合の効果を説明するための特性図である。 本実施形態に係る制御を行った場合の効果を説明するための特性図である。 本実施形態に係る制御を行った場合の効果を説明するための特性図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

まず、図１を参照して、本発明の一実施形態に係る車両１０００の構成について説明する。図１は、本実施形態に係る車両１０００を示す模式図である。図１に示すように、車両１０００は、前輪１００，１０２、後輪１０４，１０６、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれを駆動する駆動力発生装置（モータ）１０８，１１０，１１２，１１４、モータ１０８，１１０，１１２，１１４の駆動力を前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれに伝達するギヤボックス１１６，１１８，１２０，１２２、モータ１０８，１１０，１１２，１１４のそれぞれを制御するインバータ１２３，１２４，１２５，１２６、後輪１０４，１０６のそれぞれの車輪速（車両速度Ｖ）を検出する車輪速センサ１２７，１２８、前輪１００，１０２を操舵するステアリングホイール１３０、前後加速度センサ１３２、横加速度センサ１３４、バッテリー１３６、舵角センサ１３８、パワーステアリング機構１４０、ヨーレートセンサ１４２、インヒビターポジションセンサ（ＩＨＮ）１４４、アクセル開度センサ１４６、制御装置（コントローラ）２００を有して構成されている。

本実施形態に係る車両１０００は、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれを駆動するためにモータ１０８，１１０，１１２，１１４が設けられている。このため、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれで駆動トルクを制御することができる。従って、前輪１００，１０２の操舵によるヨーレート発生とは独立して、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれを駆動することで、トルクベクタリング制御によりヨーレートを発生させることができ、これによってステアリング操舵のアシストを行うことができる。つまり、本実施形態に係る車両１０００では、旋回モーメント（以下、ヨーモーメントともいう）を車体旋回角速度（以下ヨーレート）で制御し、ステアリング操舵のアシストを行う旋回アシスト制御を実施する。

各モータ１０８，１１０，１１２，１１４は、制御装置２００の指令に基づき各モータ１０８，１１０，１１２，１１４に対応するインバータ１２３，１２４，１２５，１２６が制御されることで、その駆動が制御される。各モータ１０８，１１０，１１２，１１４の駆動力は、各ギヤボックス１１６，１１８，１２０，１２２を介して前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のそれぞれに伝達される。応答性に優れるモータ１０８，１１０，１１２，１１４、インバータ１２３，１２４，１２５，１２６を適用した左右独立駆動が可能な車両１０００において、旋回モーメント（ヨーモーメント）を車体旋回角速度（ヨーレート）で制御することができ、ステアリング操舵のアシストを行う旋回アシスト制御を実施する。

パワーステアリング機構１４０は、ドライバーによるステアリングホイール１３０の操作に応じて、トルク制御又は角度制御により前輪１００，１０２の舵角を制御する。舵角センサ１３８は、運転者がステアリングホイール１３０を操作して入力したステアリング操舵角θｈを検出する。ヨーレートセンサ１４２は、車両１０００の実ヨーレートγを検出する。車輪速センサ１２７，１２８は、車両１０００の車両速度Ｖを検出する。

なお、本実施形態はこの形態に限られることなく、後輪１０４，１０６のみが独立して駆動力を発生する車両であっても良い。また、本実施形態は、駆動力制御によるトルクベクタリングに限定されるものではなく、後輪の舵角を制御する４ＷＳのシステム等においても実現可能である。

図２は、一般的なヨーレートフィードバック制御を説明するための模式図である。目標ヨーレートγ＿ｔｇｔは、車両速度Ｖとステアリング操舵角θｈから求まる。一方、ヨーレートセンサ１４２により実ヨーレートγが検出される。そして、目標ヨーレートγ＿ｔｇｔと実ヨーレートγとの差分Δγを車両諸元に基づいて車体付加モーメントＭｇに変換し、車体付加モーメントＭｇから後輪のモータトルク指示値（Ｆｒｌ（左後輪），Ｆｒｒ（右後輪））を算出する。このように、目標ヨーレートγ＿ｔｇｔに対して実ヨーレートγをフィードバックすることで、目標ヨーレートγ＿ｔｇｔに応じて車両１０００の旋回を行うことができる。

次に、図３〜図５を参照して、旋回アシスト制御の作用について詳細に説明する。図３は、車輪（以下、タイヤとも称する。）のすべり角と横加速度との関係を示す図である。

図３に示すように、タイヤのすべり角（スリップ角）と横加速度との関係を示す特性（以下、コーナリング特性、またはタイヤの横力特性とも称する。）において、すべり角について横加速度が線形となる線形領域（すべり角が比較的小さい領域）では、すべり角の増加に応じて横加速度が増加する。例えば、平面２輪モデルでは、タイヤのコーナリング特性が線形であると想定され、上記の線形領域では、モデルと実車の挙動がおおよそ一致する。

一方、すべり角がある程度増加すると、平面２輪モデルとは異なり、タイヤのコーナリング特性が非線形になる。すなわち、横加速度がすべり角について非線形になる非線形領域が存在し、当該非線形領域では、すべり角の増加率に対する横加速度の増加率が減少する。

このように、すべり角がある程度増加すると、得られる横加速度の増加率が減少するため、横加速度が飽和しやすくなる。そして、前輪の横加速度が飽和すると、アンダステアが発生する。そこで、前輪の操舵によるヨーモーメントの発生とは独立して、同じ方向のヨーモーメントを発生させる旋回アシスト制御を車両の後輪に適用することにより、横加速度が追加的に得られ、横加速度の飽和が回避される。その結果、アンダステアが抑制され、操舵に応じて車両は旋回することができる。

図４は、タイヤのスリップ率と前後力との関係を示す特性図である。図４に示す特性（以下、タイヤの前後力特性とも称する。）において、スリップ率がある程度増加するまでは、スリップ率が増加しながらも前後力は増加する。そして、例えば、タイヤの摩擦円特性の上限まで前後力を増加させると前後力は飽和する。一般的に、図４の横軸のスリップ率は、以下の式（１）で算出される。
スリップ率＝（車両速度−車輪速度）／車両速度 ・・・（１）

図４に示すように、スリップ率がある程度増加すると前後力は低下し始める。これは、スリップ率が増加するとタイヤの摩擦円特性が小さくなり、前後力の許容量が減少するためである。この状態で、旋回アシスト制御のゲインを増加させると、タイヤの前後力特性は、図４に示す破線で囲まれた領域に近づくように変化する、すなわちスリップ率は増加し、前後力が減少する。反対に、旋回アシスト制御のゲインを減少させると、タイヤの前後力特性は、図４に示す一点鎖線で囲まれた領域に近づくように変化する、すなわちスリップ率は減少し、前後力が増加する。更に旋回アシスト制御のゲインを減少させると、スリップ率は減少し、前後力も減少する。

ここで、μが低い路面では、μが高い路面に比べてタイヤの摩擦円特性が小さくなるため、前後力および横力の許容量が減少する。この状態で、旋回アシスト制御のゲインを増加させると、スリップ率が増加し、後輪のタイヤの摩擦円特性がさらに小さくなる。そのため、前後力は得られないまま、横力の許容量がさらに減少し、横力が飽和しやすくなる。その結果、オーバステアが発生しやすくなり、最終的には車両がスピンしかねない。

以上のように、旋回限界時は、タイヤ摩擦円の飽和により車体がスリップ状態となり、安定性を得ることができない。従来はタイヤの限界を超えてスリップ等が発生した場合に旋回アシストゲインを低下させることで安定性を確保している。このため、タイヤの限界を超えてから制御が行われることになり、車両が不安定な状態となる。要因として、タイヤ摩擦円特性は、コーナリング特性と前後力特性さらに垂直荷重に起因することが挙げられる。また、旋回加減速時に垂直荷重が変化するとタイヤの旋回キャパシティが左右されることも挙げられる。従って、これらの前後力特性と垂直荷重を考慮して旋回アシスト制御を行うことが好ましい。

そこで、本実施形態では、旋回限界時を予測することで、限界を超えることなく旋回性能と安定性能を向上させる。具体的には、車両の旋回現状から車体状態予測を行い、スリップ発生の限界値付近である場合、旋回アシスト制御のゲインを早期に減少させる。このように、車輪スリップまたは車体スリップ発生前に旋回限界を把握し、スリップの発生前に旋回制御ゲインを減少させることで、車両の挙動を確実に安定化することができる。

旋回限界時を予測する際には、旋回復元ヨーモーメント（旋回ヨーモーメント）を用いる。車両がスピン等の不安定領域となるか否かを旋回復元ヨーモーメントから予測し、不安定領域となる場合は、旋回アシスト制御の制御ゲインを減少させる。

更に、本実施形態では、旋回復元ヨーモーメントに加え、車体すべり角速度を制御の判定条件とし、旋回アシスト制御ゲインを減少させる際のしきい値を変化させる。これにより、車両１０００のスリップが始まる前に確実に旋回アシスト制御のゲインを減少させることができる。

旋回復元ヨーモーメントは、車両１０００が旋回している時に、操舵により発生する旋回モーメントに対し、車体構造及びタイヤが路面から受ける反力により発生する車両１０００が直進状態に戻ろうとするヨーモーメントであり、旋回時の安定性を得るための力である。旋回復元ヨーモーメントは、タイヤの垂直荷重によって旋回時に発生するタイヤ横力の逆力と、車体構造により発生する各車輪のセルフアライニングトルクの総和から得られるものである。前後加速度や横加速度が発生すると各輪の接地荷重が変化するため、旋回復元ヨーモーメントも変化する。

図５は、セルフアライニングトルクを説明するための模式図である。また、図６は、スリップ角とセルフアライニングトルクとの関係を示す特性図である。図５に示すように、セルフアライニングトルクＴｓは、タイヤに横すべり角βが生じている時に発生するモーメントのうち、鉛直軸回りに発生するモーメントである。セルフアライニングトルクＴｓは、コーナリングフォースの着力点Ｐがタイヤ中心の真下より後方にあり、これがニューマチックトレールとなって横すべり角βを解消し、直進状態に戻ろうとする方向に働く力である。図６に示すように、セルフアライニングトルクは、横すべり角の増加に伴って増加し、更に横すべり角が増加すると減少する。セルフアライニングトルクは、旋回を阻害する力として働くため、旋回モーメント算出時には逆力（負の値）で扱う。

図７は、本実施形態に係る旋回復元ヨーモーメント（旋回ヨーモーメント）を算出するためのマップを示す特性図である。図７に示す旋回復元ヨーモーメントマップは、予め定められたものであり、車両１０００の旋回時に車体の構造およびタイヤ摩擦円範囲下で路面から受ける反力により車体が旋回から直進に戻ろうとする安定力を示したものである。図７では、複数のタイヤ舵角δ毎に、車両すべり角に応じた旋回復元ヨーモーメントを示している。図７に示すように、タイヤ舵角δ＝４で車体すべり角２ｄｅｇの時に、−３８０ｋｇｆ・ｍ程度の旋回復元ヨーモーメントが発生する。これは、車体１０００が安定となるために働く旋回復元ヨーモーメントの値である。旋回復元ヨーモーメントの値が小さくなるほど、車両１０００の旋回を阻止する力が大きくなる。一方、旋回復元ヨーモーメントが０以上（正の値）の場合は、旋回を助長するモーメントとなる。図７のマップのパラメータにタイヤ舵角が含まれているため、横加速度の特性はマップに反映されている。一方、前後加速度の変化は、それぞれの設定でマップを要する。このため、図７に示すマップは、異なる前後加速度毎に設定する。なお、実際の制御では、前後加速度を数点で所有し、中間の値は補間して適用する。

先ず、旋回アシスト時に、実車体すべり角β、ステアリング操舵角θｈより求められる前輪操舵角度（タイヤ舵角）δ、前後加速度Ｇｘから、図７の旋回復元ヨーモーメントマップにより旋回復元ヨーモーメントを得る。旋回復元ヨーモーメントは、モータ１０８，１１０，１１２，１１４による旋回ヨーモーメントに対して逆符号であり、旋回復元ヨーモーメントが負の値であれば、旋回を阻害する力として働く。一方、図７に示すように、車体すべり角βが大きくなると、タイヤの摩擦円特性により旋回復元ヨーモーメントの値がマイナス方向からプラス方向に大きくなり、旋回を助長する方向に旋回モーメントが増加する。この結果、車両１０００の旋回が促進され、旋回時の車両１０００のスピンを発生させる場合がある。

本実施形態では、車体すべり角の実値とステアリング操舵角θｈ、タイヤ摩擦円の状態から、車体すべり角が現状より増加する場合は、旋回復元ヨーモーメントが０以上となる前に、モータ１０８，１１０，１１２，１１４による旋回アシスト制御ゲインを減少させる。これにより、タイヤ摩擦円において、タイヤ前後力が減り、タイヤ横力が増加するため、旋回性能と旋回時の安定性能を両立することが可能となる。このように、旋回復元モーメントに基づいて旋回限界を予測し、旋回アシスト制御の制御量を減少させてタイヤ横力の分担を増加させることで、旋回時の車両安定性を向上することができる。また、車両１０００が安定している範囲であれば、旋回性能をより向上させるため、モータ１０８，１１０，１１２，１１４の駆動による左右の制駆動力制御により、旋回モーメントのアシストを実施する。

なお、本実施形態において、旋回復元ヨーモーメントに基づいて、車体付加モーメントを補正する補正部は、旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４、乗算部２３６、から構成されることができる。

図８は、後輪の前後力と横力との関係を示す図である。図８を参照して、本実施形態に係る車両１０００の挙動の安定化について詳細に説明する。

後輪１０６、１０８の前後力と横力との関係を示す特性（タイヤの摩擦円特性）において、例えば、路面状態が高μであり、旋回アシスト制御のゲインを低下させる前は、図８の左図に示す前後軸の矢印Ａ５１まで前後力が発生しているため、左右軸の矢印Ａ５２の幅が横力の許容量となる。高μの場合は、図８の左図に実線で示すように、摩擦円Ｃ１が大きいため、前後力を十分に使っても横力が飽和することはない。この状態で路面が低μになると、タイヤの摩擦円が破線Ｃ２の状態となり、許容される横力が飽和するため、オーバステアが発生する。しかし、本実施形態では、路面が低μになる前に旋回アシスト制御のゲインを減少させるため、図８の左図の矢印Ａ５３で示したように、前後力が減少し、横力の許容量が増加する（矢印Ａ５４）。従って、後輪１０６、１０８の横方向へのスリップが抑えられるため、オーバステアが発生することなく、車両１０００の挙動が安定する。

その後、路面が高μに復帰すると、図８の右図において、タイヤの摩擦円がＣ２→Ｃ３→Ｃ１に復帰する。従って、旋回アシスト制御のゲインを増加させ、矢印Ａ５５、Ａ５６、Ａ５７のように前後力を増加させることで、タイヤの前後力を実線の摩擦円Ｃ１まで増加させることができる。

図９は、本実施形態に係る制御装置２００とその周辺の構成を詳細に示す模式図である。制御装置２００は、車載センサ２０２、目標ヨーレート算出部２０４、車両ヨーレート算出部（車両モデル）２０６、ヨーレートＦ／Ｂ算出部２０８、減算部２１０，２１２、重み付けゲイン算出部２２０、実車体すべり角算出部２２４、車体挙動予測部（旋回復元ヨーモーメント算出部）２２６、車体すべり角速度算出部２２２、旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４、車体付加モーメント算出部２３２、乗算部２３６、モータ要求トルク算出部２３８、を有して構成されている。

図９において、車載センサ２０２は、上述した車輪速センサ１２７，１２８、前後加速度センサ１３２、横加速度センサ１３４、舵角センサ１３８、ヨーレートセンサ１４２、アクセル開度センサ１４６を含む。舵角センサ１３８はステアリングホイール１３０の操舵角θｈを検出する。また、ヨーレートセンサ１４２は車両１０００の実ヨーレートγを検出し、車輪速センサ１２７，１２８は車両速度（車速）Ｖを検出する。前後加速度センサ１３２は、車両１０００の前後加速度Ｇｘを検出する。横加速度センサ１３４は、車両１０００の横加速度Ｇｙを検出する。

目標ヨーレート算出部２０２は、ステアリング操舵角θｈおよび車両速度Ｖに基づいて目標ヨーレートγ＿ｔｇｔを算出する。具体的には、目標ヨーレート算出部２０２は、一般的な平面２輪モデルを表す以下の式（２）から目標ヨーレートγ＿ｔｇｔを算出する。目標ヨーレートγ＿ｔｇｔは、式（２）の右辺に、式（３）および式（４）から算出される値を代入することによって算出される。算出された目標ヨーレートγ＿ｔｇｔは、減算部２１０へ入力される。

なお、式（２）〜式（４）における変数、定数、演算子は以下の通りである。
γ＿ｔｇｔ：目標ヨーレート
θｈ：ステアリング操舵角
Ｖ：車両速度
Ｔ：車両の時定数
Ｓ：ラプラス演算子
Ｎ：ステアリングギヤ比
ｌ：車両ホイールベース
ｌ_ｆ：車両重心点から前輪中心までの距離
ｌ_ｒ：車両重心点から後輪中心までの距離
ｍ：車両重量
Ｋ_ｆｔｇｔ：目標コーナリングパワー（前方輪）
Ｋ_ｒｔｇｔ：目標コーナリングパワー（後方輪）

以上のように、目標ヨーレートγ＿ｔｇｔは、車両速度Ｖ、及びステアリング操舵角θｈを変数として、式（２）から算出される。式（３）における定数Ａ_ｔｇｔは車両の特性を表す定数であり、式（４）から求められる。

車両ヨーレート算出部２０６は、車両ヨーレートを算出するための以下の式から、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを算出する。具体的には、以下の式（５）、式（６）へ車両速度Ｖ、ステアリング操舵角θｈを代入し、式（５）、式（６）を連立して解くことで、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃ（式（５）、式（６）におけるγ）を算出する。式（５）、式（６）において、Ｋ_ｆはコーナリングパワー（フロント）、Ｋ_ｒはコーナリングパワー（リア）を示している。なお、式（４）では、式（５）、式（６）のコーナリングパワーＫ_ｆ，Ｋ_ｒとは異なる目標コーナリングパワーＫ_ｆｔｇｔ，Ｋ_ｒｔｇｔを用いることで、目標ヨーレートγ＿ｔｇｔがヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃよりも大きくなるようにして、旋回性能を高めている。ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃは、ヨーレートＦ／Ｂ算出部２０８へ出力される。また、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃは、減算部２１２へ入力される。

一方、ヨーレートセンサ１４２が検出した車両１０００の実ヨーレートγ（以下では、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓと称する）は、減算部２１２へ入力される。減算部２１２は、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓからヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを減算し、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃとの差分γ＿ｄｉｆｆを求める。差分γ＿ｄｉｆｆは重み付けゲイン算出部２２０へ入力される。

重み付けゲイン算出部２２０は、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃとの差分γ＿ｄｉｆｆに基づいて、重み付けゲインａを算出する。

ヨーレートＦ／Ｂ算出部２０８には、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃ、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓ、及び重み付けゲインａが入力される。ヨーレートＦ／Ｂ算出部２０８は、以下の式（７）に基づき、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃと実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓを重み付けゲインａによって重み付けし、フィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂを算出する。算出されたフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂは、減算部２１０へ出力される。
γ＿Ｆ／Ｂ＝ａ×γ＿ｃｌｃ＋（１−ａ）×γ＿ｓｅｎｓ ・・・・（７）

図１０は、重み付けゲイン算出部２２０が重み付けゲインａを算出する際のゲインマップを示す模式図である。図１０に示すように、重み付けゲインａの値は、車両モデルの信頼度に応じて０から１の間で可変する。車両モデルの信頼度を図る指標として、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃと実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとの差分（偏差）γ＿ｄｉｆｆを用いる。図１０に示すように、差分γ＿ｄｉｆｆの絶対値が小さい程、重み付けゲインａの値が大きくなるようにゲインマップが設定されている。重み付けゲイン算出部２２０は、差分γ＿ｄｉｆｆに図１０のマップ処理を施し、車両モデルの信頼度に応じた重み付けゲインａを演算する。

図１０において、重み付けゲインａは０〜１の値である（０≦ａ＜１）。−０．０５［ｒａｄ／ｓ］≦γ＿ｄｉｆｆ≦０．０５［ｒａｄ／ｓ］の場合、重み付けゲインａは１とされる（ａ＝１）。

また、０．０５＜γ＿ｄｉｆｆの場合、またはγ＿ｄｉｆｆ＜−０．０５の場合、重み付けゲインａは０とされる（ａ＝０）。

また、０．０５［ｒａｄ／ｓ］＜γ＿ｄｉｆｆ＜０．１［ｒａｄ／ｓ］の場合、重み付けゲインａは以下の式より算出される。
ａ＝−２０×γ＿ｄｉｆｆ＋２

また、−０．１［ｒａｄ／ｓ］≦γ＿ｄｉｆｆ＜−０．０５［ｒａｄ／ｓ］の場合、重み付けゲインａは以下の式より算出される。
ａ＝＋２０×γ＿ｄｉｆｆ＋２

図１０に示すゲインマップの領域Ａ１は、差分γ＿ｄｉｆｆが０に近づく領域であり、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓのＳ／Ｎ比が小さい領域や、タイヤ特性が線形の領域（ドライの路面）であり、車両ヨーレート算出部２０６から算出されるヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃの信頼性が高い。このため、重み付けゲインａ＝１として、式（７）よりヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃの配分を１００％としてフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂが演算される。これにより、ヨーレートγ＿ｓｅｎｓに含まれるヨーレートセンサ１４２のノイズの影響を抑止することができ、フィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂからセンサノイズを排除することができる。従って、車両１０００の振動を抑制して乗り心地を向上することができる。

ここで、実ヨーレートγと車両モデルから求まるヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃとの間に乖離が生じる要因として、図３に示すタイヤの動的特性が挙げられる。上述した平面２輪モデルは、タイヤのスリップ角と横加速度との関係（タイヤのコーナーリング特性）が線形である領域を想定しており、この線形領域では、実ヨーレートγとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃは略一致する。図３に示すスリップ角と横加速度との関係を示す特性において、スリップ角に対して横加速度が線形となる線形領域（ステアリング操舵速度が比較的遅い領域）では、ヨーレートセンサ１４２のセンサノイズによる影響が発生する。従って、この領域ではヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを使用する。

一方、タイヤのコーナーリング特性が非線形になる領域では、実車のヨーレートと横加速度が舵角やスリップ角に対して非線形になり、平面２輪モデルと実車でセンシングされるヨーレートとが乖離する。このような過渡的な非線形領域ではヨーレートセンサ１４２のセンサ特性上、ノイズが発生しないため、実ヨーレートγが使用可能である。非線形領域は、例えばステアリングの切り換えしのタイミングに相当する。実ヨーレートγがヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを超える場合は、非線形領域に相当し、センサノイズの影響を受けないため実ヨーレートγを使用することで、真値に基づいた制御が可能である。なお、タイヤの非線形性を考慮したモデルを使用すると、ヨーレートに基づく制御が煩雑になるが、本実施形態によれば、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃの信頼度を差分γ＿ｄｉｆｆに基づいて容易に判定することができ、非線形領域では実ヨーレートγの配分を多くして使用することが可能である。また、タイヤの動的特性の影響を受け難い領域はヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃで対応可能である。

また、図１０に示すゲインマップの領域Ａ２は、差分γ＿ｄｉｆｆが大きくなる領域であり、ウェット路面走行時、雪道走行時、または高Ｇがかかる旋回時などに相当し、タイヤが滑っている限界領域である。この領域では、車両ヨーレート算出部２０６から算出されるヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃの信頼性が低くなり、差分γ＿ｄｉｆｆがより大きくなる。このため、重み付けゲインａ＝０として、式（７）より実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓの配分を１００％としてフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂが演算される。これにより、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓに基づいてフィードバックの精度を確保し、実車の挙動を反映したヨーレートのフィードバック制御が行われる。従って、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓに基づいて車両１０００の旋回を最適に制御することができる。また、タイヤが滑っている領域であるため、ヨーレートセンサ１４２の信号にノイズの影響が生じていたとしても、車両１０００の振動としてドライバーが感じることはなく、乗り心地の低下も抑止できる。図１０に示す低μの領域Ａ２の設定については、設計要件から重み付けゲインκ＝０となる領域を決めても良いし、低μ路面を実際に車両１０００が走行した時の操縦安定性能、乗り心地等から実験的に決めても良い。

また、図１０に示すゲインマップの領域Ａ３は、線形領域から限界領域へ遷移する領域（非線形領域）であり、実車である車両１０００のタイヤ特性も必要に応じて考慮して、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃと実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓの配分（重み付けゲインａ）を線形に変化させる。領域Ａ１（高μ域）から領域Ａ２（低μ域）への遷移、ないし領域Ａ２（低μ域）から領域Ａ１（高μ域）へ遷移する領域においては、重み付けゲインａの急変に伴うトルク変動、ヨーレートの変動を抑えるため、線形補間で重み付けゲインａを演算する。

また、図１０に示すゲインマップの領域Ａ４は、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓの方がヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃよりも大きい場合に相当する。例えば、車両ヨーレート算出部２０６に誤ったパラメータが入力されてヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃが誤計算された場合等においては、領域Ａ４のマップにより実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓを用いて制御を行うことができる。なお、重み付けゲインａの範囲は０〜１の間に限定されるものではなく、車両制御として成立する範囲であれば任意の値を取れる様に構成を変更することも、本発明の技術で成し得る範疇に入る。

減算部２１０は、目標ヨーレート算出部２０４から入力された制御目標ヨーレートγ＿ｔｇｔからフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂを減算し、制御目標ヨーレートγ＿ｔｇｔとフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂとの差分Δγを求める。すなわち、差分Δγは、以下の式（８）から算出される。
Δγ＝γ＿Ｔｇｔ−γ＿Ｆ／Ｂ ・・・・（８）
差分Δγは、ヨーレート補正量として車体付加モーメント算出部２３２へ入力される。

車体付加モーメント算出部２３２は、入力された差分Δγに基づいて、差分Δγが０となるように、すなわち、制御目標ヨーレートγ＿ｔｇｔがフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂと一致するように、車体付加モーメントＭｇを演算する。具体的には、車体付加モーメントＭｇは以下の式（９）から算出される。これにより、車両１０００の中心位置において、旋回に必要な車体付加モーメントＭｇが求まる。車体付加モーメントＭｇに基づいて、車両１０００に旋回モーメントが付加される。

実車体すべり角演算部２２４は、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓ、横加速度Ｇｙおよび車両速度Ｖに基づいて実車体すべり角Ｓｌｉｐ＿ａｎｇ＿ｒｅａｌを算出する。具体的には、実車体すべり角演算部２２４は、以下の式（１０）から実車体すべり角Ｓｌｉｐ＿ａｎｇ＿ｒｅａｌ（実車体すべり角βｒｅａｌ）を算出する。なお、横加速度Ｇｙは、横加速度センサ１３４による検出値を用いる。算出された実車体すべり角Ｓｌｉｐ＿ａｎｇ＿ｒｅａｌは、車体挙動予測部２２６へ入力される。
Ｓｌｉｐ＿ａｎｇ＿ｒｅａｌ＝ｄ（Ｇｙ／Ｖ−γ＿ｓｅｎｓ）／ｄｔ ・・・（１０）

車両挙動予測部２２６には、前後加速度センサ１３２が検出した前後加速度Ｇｘと、舵角センサ１３８が検出したステアリング操舵角θｈが入力される。車両挙動予測部２２６は、入力された実車体すべり角βｒｅａｌと、タイヤ舵角δ、前後加速度Ｇｘに基づいて、図７のマップから旋回復元ヨーモーメントβｍを算出する。なお、タイヤ舵角δは、ステアリング操舵角θｈをステアリングギヤ比Ｎで除算することによって求まる。

車体すべり角速度算出部２２２は、実車体すべり角βｒｅａｌに基づいて、実車体すべり角βｒｅａｌの単位時間当たりの変化量である車体すべり角速度β’ｒｅａｌを演算する。

旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４は、旋回復元ヨーモーメントβｍと車体すべり角速度β’ｒｅａｌに基づいて、旋回アシストゲインβＧを演算する。旋回アシストゲインβＧは、基本的には実車体すべり角βｒｅａｌを図７のマップに適用することによって求まる旋回復元ヨーモーメントβｍに基づいて定まる。一方、実車体すべり角βｒｅａｌは時間の関数を有していないため、過渡的な車両挙動に対する安定性を高めるため、旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４は、旋回復元ヨーモーメントβｍに加えて車体すべり角速度β’ｒｅａｌに基づいて旋回アシストゲインβＧを算出する。これにより、定常的な動きと過渡的な動きの双方において、車両１０００の安定性を大幅に高めることが可能となる。なお、このような旋回アシストゲインβＧの算出方法については、後で詳細に説明する。

旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４が算出した旋回アシストゲインβＧは、乗算部２３６へ入力される。乗算部２３６には、車体付加モーメント算出部２３２が算出した車体付加モーメントＭｇも入力される。乗算部２３６は、車体付加モーメントＭｇに旋回アシストゲインβＧを乗算して車体付加モーメントＭｇの補正値Ｍｇ’を算出する。

モータ要求トルク算出部２３８には、補正値Ｍｇ’が入力される。モータ要求トルク算出部２３８は、車体付加モーメントＭｇに旋回アシストゲインβＧを乗算して得られる補正値Ｍｇ’を用いてモーメントをトルクに変換するため、以下の式（１１）からΔＴｖを算出する。そして、モータ要求トルク算出部２３８は、以下の式（１２）から付加トルクＴｖｍｏｔを算出する。

式（１１）において、ＴｒｄＲは後輪１０４，１０６のトレッド幅である。また、ＴｉｒｅＲは前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６のタイヤ半径であり、Ｇｒａｔｉｏは後輪１０４，１０６のギヤボックス１２０，１２２のギヤ比である。式（１１）により、車両１０００の中心位置における車体付加モーメントＭｇの補正値Ｍｇ’は、後輪１０４，１０６のモータトルクΔＴｖに変換される。そして、式（１２）により、補正値Ｍｇ’を発生させるために必要な後輪１０４，１０６のそれぞれのモータトルクが求まる。

ところで、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６の駆動力は、車両１０００の直進時には、ドライバーの要求駆動力（アクセルペダルの開度）から定まるモータトルク指示値ｒｅｑＴｑによって定まる。ここで、モータトルク指示値ｒｅｑＴｑは、以下の式（１３）から算出される。
ｒｅｑＴｑ＝ｒｅｑＦ＊ＴｉｒｅＲ＊Ｇｒａｔｉｏ ・・・（１３）
式（１３）において、ｒｅｑＦはアクセルペダルの開度から定まる要求駆動力である。アクセルペダルの開度は、アクセル開度センサ１４６により検出される。

車両１０００の直進時には、前輪１００，１０２及び後輪１０４，１０６を駆動する４つのモータ１０８，１１０，１１２，１１４のそれぞれの駆動力は、ドライバーの要求駆動力ｒｅｑＦに基づくモータトルク指示値ｒｅｑＴｑを４等分した値（＝ｒｅｑＴｑ／４）となる。一方、車両１０００の旋回時には、トルクベクタリング制御により、式（１２）から算出された車体付加モーメントＭｇ’に基づく付加トルクＴｖｍｏｔが後輪１０４，１０６のモータトルク指示値ｒｅｑＴｑに付加される。車体付加モーメントＭｇ’に基づく付加トルクＴｖｍｏｔは偶力であるため、右旋回の場合は、左側の後輪１０４のモータトルク指示値は直進時のモータトルク指示値ｒｅｑＴｑ／４に付加トルクＴｖｍｏｔを加算した値となり、右側の後輪１０６のモータトルク指示値は直進時のモータトルク指示値ｒｅｑＴｑ／４から付加トルクＴｖｍｏｔを減算した値となる。同様に、左旋回の場合は、右側の後輪１０６のモータトルク指示値は直進時のモータトルク指示値ｒｅｑＴｑ／４に付加トルクＴｖｍｏｔを加算した値となり、左側の後輪１０４のモータトルク指示値は直進時のモータトルク指示値ｒｅｑＴｑ／４から付加トルクＴｖｍｏｔを減算した値となる。

従って、旋回時の各モータ１０８，１１０，１１２，１１４のモータトルク指示値は以下の式（１４）〜式（１７）で表すことができる。モータ要求トルク算出部２２８は、式（１４）〜式（１７）に基づいて、各モータ１０８，１１０，１１２，１１４のモータトルク指示値ＴｑｍｏｔＦｌ，ＴｑｍｏｔＦｒ，ＴｑｍｏｔＲｌ，ＴｑｍｏｔＲｒを算出する。
ＴｑｍｏｔＦｌ（左前輪のモータトルク指示値）＝ｒｅｑＴｑ/４ ・・・（１４）
ＴｑｍｏｔＦｒ（右前輪のモータトルク指示値）＝ｒｅｑＴｑ/４ ・・・（１５）
ＴｑｍｏｔＲｌ（左後輪のモータトルク指示値）
＝ｒｅｑＴｑ/４−（±Ｔｖｍｏｔ） ・・・（１６）
ＴｑｍｏｔＲｒ（右後輪のモータトルク指示値）
＝ｒｅｑＴｑ/４＋（±Ｔｖｍｏｔ） ・・・（１７）
なお、付加トルクＴｖｍｏｔの符号は、旋回方向に応じて設定される。

次に、本実施形態に係る制御装置２００が行う処理について説明する。図１１は、本実施形態の全体的な処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ１００では、イグニッションキー（イグニッションＳＷ）がオンであるか否かを判定する。イグニッションキーがオンされた場合はステップＳ１０２へ進み、イグニッションキーがオンされていない場合はステップＳ１００で待機する。

ステップＳ１０２では、インヒビターポジションセンサ（ＩＨＮ）１４４がＰ（パーキング）又はＮ（ニュートラル）の位置を示しているか否かを判定し、Ｐ（パーキング）又はＮ（ニュートラル）の位置である場合はステップＳ１０４へ進む。また、ステップＳ１０２でＰ（パーキング）又はＮ（ニュートラル）の位置でない場合はステップＳ１０６へ進み、イグニッションキーがオンされているか否かを判定し、イグニッションキーがオンされている場合はステップＳ１０２へ戻る。ステップＳ１０６でイグニッションキーがオフの場合はステップＳ１０８へ進み、車両の起動処理を終了してステップＳ１００へ戻る。

ステップＳ１０４では車両１０００の起動処理を行い、次のステップＳ１１０では、インヒビターポジションセンサ（ＩＨＮ）１４４がＤ（ドライブ）又はＲ（後進）の位置を示しているか否かを判定する。そして、インヒビターポジションセンサ（ＩＨＮ）１４４がＤ（ドライブ）又はＲ（後進）の位置を示している場合は、ステップＳ１１２へ進み、走行制御の処理を開始する。一方、ステップＳ１１０でインヒビターポジションセンサ（ＩＨＮ）１４４がＤ（ドライブ）又はＲ（後進）の位置を示していない場合は、ステップＳ１１３へ進み、イグニッションキーがオンされているか否かを判定し、イグニッションキーがオンされている場合はステップＳ１１０へ戻る。ステップＳ１１３でイグニッションキーがオフの場合はステップＳ１０８へ進み、車両の起動処理を終了してステップＳ１００へ戻る。

ステップＳ１１２の後はステップＳ１１４へ進み、アクセル開度センサ１４６の検出値からドライバーによるアクセルペダルの操作量（アクセル開度）を検出する。次のステップＳ１１５では、アクセルペダルの操作量が０．１以上であるか否かを判定し、操作量が０．１以上の場合はステップＳ１１６へ進む。ステップＳ１１６では、アクセルペダルの操作量に基づいて要求駆動力ｒｅｑＦを算出する。なお、要求駆動力ｒｅｑＦの算出は、例えばアクセル開度と要求駆動力ｒｅｑＦとの関係を規定したマップに基づいて行うことができる。一方、アクセルペダルの操作量が０．１未満の場合はステップＳ１１８へ進み、各モータ１０８，１１０，１１２，１１４の回生制動制御を行う。

ステップＳ１１６，Ｓ１１８の後はステップＳ１２０へ進む。ステップＳ１２０では、舵角センサ１３８によって検出されるステアリング操舵角θｈの絶対値が１［ｄｅｇ］以上であるか否かを判定し、ステアリング操舵角θｈの絶対値が１［ｄｅｇ］以上の場合はステップＳ１２２へ進む。ステップＳ１２２では、上述した手法により付加トルクＴｖｍｏｔを算出し、付加トルクＴｖｍｏｔに基づいて目標モーメントγ＿Ｔｇｔへのフィードバック制御を行う。このため、次のステップＳ１２４では、付加トルクＴｖｍｏｔに基づいて各モータ１０８，１１０，１１２，１１４のモータトルク指示値を式（１４）〜式（１７）から算出し、各モータ１０８，１１０，１１２，１１４へ出力を指示する。次のステップＳ１２６では、前後加速度センサ１３２、横加速度センサ１３４により車両１０００の加速度Ｇｘ，Ｇｙを検出する。ステップＳ１２６の後はステップＳ１１４へ戻る。

次に、図１１の処理の主要な処理について詳細に説明する。図１２は、図１１のステップＳ１２２の処理を示すフローチャートである。ここで、図１２は、重み付けゲイン算出部２２０が重み付けゲインａを算出する処理を示すフローチャートである。図１２の処理は、重み付けゲインａに基づいて実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを配分してフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂを算出することで、ヨーレートセンサ１４２のノイズを除去する処理として機能する。先ず、ステップＳ２００では、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを取得する。次のステップＳ２０１では、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓとヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃとの差分γ＿ｄｉｆｆを算出する。次のステップＳ２０２では、図１０のゲインマップに基づいて、重み付け係数ａを算出する。次のステップＳ２０４では、上述した式（７）に基づいてフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂを算出する。算出されたフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂは、図１４のステップＳ２２４で差分Δγの算出に用いられる。

図１３は、車両ヨーレート算出部２０６がヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを算出する処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ２１０では、ステアリング操舵角θｈと車両速度Ｖを取得する。次のステップＳ２１２では、式（５）、式（６）を連立して解くことで、ヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃを算出する。算出したヨーレートモデル値γ＿ｃｌｃは、図１２のステップＳ２０４において、フィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂの算出に用いられる。

図１４は、付加トルクＴｖｍｏｔを算出する処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ２２０では、目標ヨーレート算出部２０４がステアリング操舵角θｈと車両速度Ｖを取得する。次のステップＳ２２２では、ステアリング操舵角θｈと車両速度Ｖに基づいて、式（２）〜式（４）から目標ヨーレートγ＿Ｔｇｔを算出する。次のステップＳ２２４では、式（７）に基づいて、制御目標ヨーレートγ＿Ｔｇｔとフィードバックヨーレートγ＿Ｆ／Ｂとの差分Δγを算出する。次のステップＳ２２６では、式（９）から車体付加モーメントＭｇを算出する。

次のステップＳ２２８では、旋回アシスト制御ゲイン算出部２３４が旋回アシストゲインβＧを算出する。次のステップＳ２３０では、式（１１）に基づいてΔＴｖを算出し、式（１２）に基づいて付加トルクＴｖｍｏｔを算出する。算出した付加トルクＴｖｍｏｔに基づいて、図１１のステップＳ１２４において各輪のモータトルク指示値が算出される。

図１５は、旋回アシストゲインβＧを算出する処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ２４０では、入力値として、前後加速度Ｇｘ、横加速度Ｇｙ、車両速度Ｖ、実ヨーレートγ＿ｓｅｎｓ、タイヤ舵角δを取得する。次のステップＳ２４２では、実車体すべり角算出部２２４が、式（１０）から実車体すべり角βｒｅａｌを算出する。

次のステップＳ２４４では、車両挙動予測部２２６が、実車体すべり角βｒｅａｌ、タイヤ操舵δ、前後加速度Ｇｘに基づいて、図７のマップから旋回復元ヨーモーメントβｍを算出する。上述したように、図７のマップは前後加速度Ｇｘの値に応じて複数のマップが予め用意されている。例えば、車両挙動予測部２２６は、先ず前後加速度Ｇｘに基づいて対応するマップを選択し、選択したマップに実車体すべり角βｒｅａｌとタイヤ舵角δを当てはめて旋回復元ヨーモーメントβｍを算出する。

次のステップＳ２４６では、車体すべり角速度算出部２２２が、車体すべり角速度β’ｒｅａｌを演算する。次のステップＳ２４８では、車体すべり角速度β’ｒｅａｌの絶対値が６ｄｅｇ／ｓ以下であるか否かを判定し、｜β’ｒｅａｌ｜≦６ｄｅｇ／ｓの場合はステップＳ２５０へ進む。この場合、｜β’ｒｅａｌ｜≦６ｄｅｇ／ｓであるため、車体すべり角βｒｅａｌの単位時間当たりの変化量が比較的少なく、車両１０００の旋回が定常的な動きをしていると考えられる。従って、以降の処理では、車両１０００の定常的な動きに対応した処理を行う。

ステップＳ２５０では、旋回復元ヨーモーメントβｍが−２０００Ｎｍ以下であるか否かを判定し、βｍ≦−２０００Ｎｍの場合はステップＳ２５２へ進み、旋回アシストゲインβＧを１とする。

一方、ステップＳ２５０でβｍ＞−２０００Ｎｍの場合はステップＳ２５４へ進み、旋回アシストゲインβＧを以下の式（１８）から算出する。
βＧ＝−０．０００６７＊βｍ＋０．３３３ ・・・（１８）

図１６は、ステップＳ２５２，Ｓ２５４で算出される旋回アシストゲインβＧを示す特性図である。図１６に示すように、車両１０００の定常的な動きに対応した処理では、旋回アシストゲインβＧは、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が−２０００Ｎｍよりも大きくなると、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が大きくなるほど低下し、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が０に近づくと、旋回アシストゲインβＧは０とされる。従って、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が大きいほど旋回アシストトルクを低減することができる。なお、旋回アシストゲインβＧの最小値は０とせず、例えば０．１など０よりも大きな値としても良い。

また、ステップＳ２４８で｜β’ｒｅａｌ｜＞６ｄｅｇ／ｓの場合はステップＳ２５６へ進む。この場合、｜β’ｒｅａｌ｜＞６ｄｅｇ／ｓであるため、車体すべり角βｒｅａｌの単位時間当たりの変化量が比較的大きく、車両１０００の旋回が過渡的な動きをしていると考えられる。従って、以降の処理では、車両１０００の過渡的な動きに対応した処理を行う。

ステップＳ２５６では、旋回復元ヨーモーメントβｍが−４０００Ｎｍ以上であるか否かを判定し、βｍ≧−４０００Ｎｍの場合はステップＳ２５８へ進み、旋回アシストゲインβＧを以下の式（１９）から算出する。
βＧ＝−０．０００２５＊βｍ＋０．１４３ ・・・（１９）

図１７は、ステップＳ２５６で算出される旋回アシストゲインβＧを示す特性図である。図１７に示すように、車両１０００の過渡的な動きに対応した処理では、旋回アシストゲインβＧは、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が−４０００Ｎｍよりも大きくなると、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が大きくなるほど低下し、旋回復元ヨーモーメントβｍの値が０に近づくと、旋回アシストゲインβＧは０とされる。従って、図１６と比較すると、旋回復元ヨーモーメントβｍが−２０００以下のより小さい値を示している場合であっても、旋回復元ヨーモーメントβｍが−４０００Ｎｍ以上であれば、旋回アシストゲインβＧは１以下の値となる。従って、定常的な動きに対応した制御と比較すると、過渡的な動きに対応した制御では、旋回復元ヨーモーメントβｍがより小さい値であっても旋回アシストゲインβＧの値が減少される。これにより、車両１０００のスリップが発生する可能性のある状況において、より早い段階から旋回アシストトルクを低減することができ、確実にタイヤの横力を確保することができる。

一方、ステップＳ２５６でβｍ＜−４０００Ｎｍの場合はステップＳ２５４へ進み、旋回アシストゲインβＧを式（１８）から算出する。

ステップＳ２５２，Ｓ２５４，Ｓ２５８の後はステップＳ２６０へ進む。ステップＳ２６０では、旋回アシストゲインβＧをステップＳ２５２，Ｓ２５４，Ｓ２５８で設定した値にすることで、旋回アシストゲインβＧの値が０〜１の範囲に設定される。

以上のように、図１５の処理によれば、実車体すべり角βｒｅａｌ、車体すべり角速度β’ｒｅａｌに基づいて、旋回復元ヨーモーメントβｍの値を０〜１の範囲内で最適に制御することができる。これにより、車両１０００にスリップが生じる前段階から旋回アシストゲインβＧの値を低下させることができるため、タイヤの横力を確実に確保することができ、車両１０００のスリップを抑止することができるため、車両１０００の挙動を安定させることが可能となる。

以下では、図７に示すマップの作成方法の一例を示す。旋回復元ヨーモーメントβｍは、以下の式（２１）から算出することができる。
βｍ＝−ｌｆ＊Ｆｙｆ＋ｌｒ＊Ｆｙｒ＋（ＴＳＡｆｌ＋ＴＳＡｆｒ＋ＴＳＡｒｌ＋ＴＳＡｒｒ） ・・・（２０）

なお、式（２０）における変数、定数、演算子は以下の通りである。
ｌｆ：前輪軸〜重心間距離
ｌｒ：後輪軸〜重心間距離
Ｆｙｆ：前輪横力（Ｆｙｆ＝Ｆｙｆｌ（左前輪）＋Ｆｙｆｒ（右前輪））
Ｆｙｒ：後輪横力（Ｆｙｒ＝Ｆｙｒｌ（左後輪）＋Ｆｙｒｒ（右後輪））
ＴＳＡｆｌ：セルフアライニングトルク（Ｆｌ）
ＴＳＡｆｒ：セルフアライニングトルク（Ｆｒ）
ＴＳＡｒｌ：セルフアライニングトルク（Ｒｌ）
ＴＳＡｒｒ：セルフアライニングトルク（Ｒｒ）

式（２０）において、セルフアライニングトルクＴＳＡｆｌ，ＴＳＡｆｒ，ＴＳＡｒｌ，ＴＳＡｒｒは、車両諸元より算出される。また、前輪横力Ｆｙｆ、後輪横力Ｆｙｒは、前輪、後輪の接地荷重に基づいて、タイヤ摩擦円から決定される。接地荷重の計算では、車両１０００の加減速が影響を及ぼす。

前輪横力Ｆｙｆを算出するため、左前輪の横力Ｆｙｆｌ、右前輪の横力Ｆｙｆｒを算出する。また、後輪横力Ｆｙｒを算出するため、左後輪の横力Ｆｙｒｌ、右後輪の横力Ｆｙｒｒを算出する。以下では、左前輪の横力Ｆｙｆｌを算出する手法を示す。右前輪の横力Ｆｙｆｒ、左後輪の横力Ｆｙｒｌ、右後輪の横力Ｆｙｒｒは、左前輪の横力Ｆｙｆｌと同様に算出できる。
Ｆｙｆｌ＝Ｆｙ’ｆｌ＋Ｓｖ
Ｆｙ’ｆｌ＝Ｄ＊ｓｉｎ（Ｃ＊ａｒｃｔａｎ（Ｂｘ−Ｅ＊（Ｂｘ−ａｒｃｔａｎ（Ｂｘ）））
ｘ＝β＋Ｓｈ
Ｃ＝ａ_０
μ＝ａ_１＊Ｆｚｆｌ＋ａ_２
ＢＣＤ＝（１−ａ_５＊｜γ｜）（ａ_３＊ｓｉｎ（２＊ａｒｃｔａｎ（Ｆｚｆｌ／ａ_４）））
Ｂ＝ＢＣＤ／（Ｃ＊Ｄ）
Ｄ＝Ｆｚｆｌ＊μ
Ｅ＝ａ_６Ｆｚｆｌ+ａ_７
Ｓｈ＝ａ_８＊γ＋ａ_９＊Ｆｚｆｌ＋ａ_１０
Ｓｖ＝ａ_１１Ｆｚｆｌ＊γ＋ａ_１２Ｆｚｆｌ＋ａ_１３
なお、ａ_１〜ａ_１３はタイヤの測定データである。
また、Ｆｚｆｌは左前輪の垂直荷重である。
同様にして、Ｆｙｆｒ，Ｆｙｒｌ，Ｆｙｒｒを計算することができる。

以上の計算では、左前輪の垂直荷重Ｆｚｆｌを用いている。垂直荷重Ｆｚ（左前輪の垂直荷重Ｆｚｆｌ）の算出方法を以下に示す。

前後、左右の荷重移動による変化（前後荷重移動量ΔＷｘ）、を計算する。
Ｇｘ：前後加速度
Ｇｙ：横加速度

前後荷重移動量ΔＷｘ
ΔＷｘ＝ｍ＊Ｇｘ＊Ｈｇ／Ｌ
ｍ：質量
Ｈｇ：重心高
Ｌ：ホイールベース

横方向の荷重移動ΔＷｙｆ（フロント），ΔＷｙｒ（リア）
ΔＷｙｆ＝ｍ＊Ｇｙ｛Ｈｓ／（１＋Ｋｒ／ＫＲｆ−ｍ＊Ｈｓ／ＫＲｆ）＋ｌｒ＊Ｈｆ／Ｌ｝／ｌｆ
ΔＷｙｒ＝ｍ＊Ｇｙ｛Ｈｓ／（１＋Ｋｆ／ＫＲｒ−ｍ＊Ｈｓ／ＫＲｒ）＋ｌｆ＊Ｈｒ／Ｌ｝／ｌｒ
Ｈｓ：重心高〜ロールセンター軸間距離
Ｈｆ：フロントロールセンター高さ（フロントロールセンター地面間距離）
Ｈｒ：リヤロールセンター高さ（リヤロールセンター地面間距離）
ＫＲｆ：フロントロールセンター剛性
ＫＲｒ：リヤロールセンター剛性
ｌｆ：車両重心点から前輪中心までの距離
ｌｒ：車両重心点から後輪中心までの距離

左前輪の垂直荷重Ｆｚｆｌは、前後荷重移動量ΔＷｘ、横方向の荷重移動ΔＷｙｆ（フロント），ΔＷｙｒ（リア）に基づいて算出することができる。同様に、右前輪の垂直荷重Ｆｚｆｒ、左後輪の垂直荷重Ｆｚｒｌ、右後輪の垂直荷重Ｆｚｒｒについても、前後荷重移動量ΔＷｘ、横方向の荷重移動ΔＷｙｆ（フロント），ΔＷｙｒ（リア）に基づいて算出することができる。従って、前輪横力Ｆｙｆ、後輪横力Ｆｙｒが求まるため、式（２１）から図７に示す旋回復元ヨーモーメントβｍのマップを算出することができる。

図１８Ａ〜図１８Ｂ、図１９Ａ〜図１９Ｂは、本実施形態に係る制御を行った場合の効果を説明するための特性図である。図１８Ａ〜図１８Ｂは、比較のため、本実施形態に係る制御を行わない場合を示している。一方、図１９Ａ〜図１９Ｂは、本実施形態に係る制御を行った場合を示している。ここで、図１８Ａ〜図１８Ｂ及び図１９Ａ〜図１９Ｂは、車速８０ｋｍ／ｈ、ステアリング操舵として、９０度のステップ操舵を行った場合の車両挙動を比較したものである。

図１８Ａ及び図１９Ａは、前輪１００，１０２、後輪１０４，１０６の回転数とモータトルクをそれぞれ対比して示している。Ｗｆｌは左前輪、Ｗｆｒは右前輪、Ｗｒｌは左後輪、Ｗｒｒは右後輪の回転数をそれぞれ示している。また、ＴｉｒｅｃａｐＦＦｚはフロントタイヤのトルクを示しており、ＴｉｒｅｃａｐＲＦｚはリヤタイヤのトルクを示している。

図１８Ａの領域Ｒ１では、リヤタイヤの回転数（Ｗｒｒ）が上昇していることが判る。また、領域Ｒ２では、リヤタイヤのトルクが０以下となっており、摩擦円限界を超えていることが判る。このように、図１８Ａに示す状態では、車体すべり角速度が大きい状態でも旋回アシスト制御ゲインを上昇させているため、結果としてリヤタイヤがタイヤ摩擦円限界を超えてしまいタイヤが空転している。

一方、図１９Ａに示す本実施形態に係る制御では、領域Ｒ２に示すように、リヤタイヤの摩擦円限界で旋回アシスト制御が抑制されるため、領域Ｒ１に示すように、余剰トルクによる空転（回転上昇）が生じていないことが判る。

図１８Ｂ及び図１９Ｂは、旋回復元ヨーモーメントと旋回アシストゲインβＧの遷移を対比して示している。図１９Ｂに示すように、本実施形態では旋回アシストゲインβＧを１以下に低下させる。一方、図１８Ｂに示す例では、旋回アシストゲインβＧは値１．０が維持される。このため、図１９Ｂに示す本実施形態では、領域Ｒ３において、旋回アシストゲインβＧの低下に伴い旋回復元ヨーモーメントが図１８Ｂよりも減少していることが判る。上述したように、旋回復元モーメントが正の値で増加すると、旋回アシストトルクが増加する。図１９Ｂに示すように、旋回復元ヨーモーメントを減少させることで、旋回アシストトルクを低減することが可能である。

以上のように、旋回アシストトルクのゲイン（旋回アシストゲインβＧ）を低下させることで、旋回復元モーメントを低くすることが可能となる。また、余剰トルクの発生を抑制することができるため、モータの回転数上昇を抑制することが可能となる。従って、車体すべり角速度と旋回復元ヨーモーメントの判定に基づいて、後輪の旋回アシスト制御ゲインを減少させることで、タイヤ摩擦円限界を超えた余剰トルクで発生するタイヤの回転数上昇を確実に抑制することができる。

以上説明したように本実施形態によれば、タイヤ舵角と車体すべり角から、車両を直進状態に復元させるように働く旋回復元ヨーモーメントを算出する。そして、旋回復元ヨーモーメントが車両１０００の旋回を促進する方向に遷移する場合は、旋回アシストゲインβＧを低下させて旋回アシストトルクを低減させる。旋回復元ヨーモーメントにはセルフアライニングトルクの要因とタイヤ横力の要因が含まれているため、旋回復元ヨーモーメントに基づいて路面状態を精度良く推定することができ、低μの場合は旋回アシストトルクを低下されるため、タイヤ摩擦円内で前後力と横力を最適に制御することが可能となる。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１４２ ヨーレートセンサ
２００ 制御装置
２０４ 目標ヨーレート算出部
２０６ 車両ヨーレート算出部
２０８ ヨーレートＦ／Ｂ算出部
２２２ 車体すべり角速度算出部
２２４ 実車体すべり角算出部
２２６ 車体挙動予測部
２３２ 車体付加モーメント算出部
２３４ 旋回アシストゲイン算出部
２３６ 乗算部
１０００ 車両

Claims (10)

1. 車両のヨーレートに基づいてハンドル操舵系とは独立して車体に付加する車体付加モーメントを算出する車体付加モーメント算出部と、
   車体すべり角とタイヤ舵角に基づいて、車両の旋回状態を直進状態に復元させる旋回復元ヨーモーメントを算出する旋回復元ヨーモーメント算出部と、
   前記旋回復元ヨーモーメントに基づいて、前記車体付加モーメントを補正する補正部と、
   を備えることを特徴とする、車両の制御装置。
2. 前記補正部は、前記旋回復元ヨーモーメントが車両の旋回状態を直進状態に復元させる方向とは逆方向に遷移するほど、前記車体付加モーメントが小さくなるように前記車体付加モーメントを補正することを特徴とする、請求項１に記載の車両の制御装置。
3. 前記車体すべり角の時間的な変化率である車体すべり角速度を算出する車体すべり角速度算出部を備え、
   前記補正部は、前記旋回復元ヨーモーメントと前記車体すべり角速度に基づいて前記車体付加モーメントを補正することを特徴とする、請求項２に記載の車両の制御装置。
4. 前記旋回復元ヨーモーメント及び前記車体すべり角速度に基づいて、前記車体付加モーメントを補正するための旋回アシスト制御ゲインを算出する旋回アシスト制御ゲイン算出部を備え、
   前記旋回アシスト制御ゲイン算出部は、前記旋回復元ヨーモーメントが所定のしきい値を超えて車両の旋回状態を直進状態に復元させる方向とは逆方向に大きくなる場合は、前記旋回復元ヨーモーメントが大きくなるほど、前記旋回アシスト制御ゲインを低下させ、前記車体すべり角速度が大きいほど、前記所定のしきい値を低下させることを特徴とする、請求項３に記載の車両の制御装置。
5. 前記旋回復元ヨーモーメント算出部は、前記車体すべり角、前記タイヤ舵角及び前記旋回復元ヨーモーメントとの関係を規定したマップに基づいて、前記旋回復元ヨーモーメントを算出することを特徴とする、請求項１〜４のいずれかに記載の車両の制御装置。
6. 前記旋回復元ヨーモーメント算出部は、前記車体すべり角、前記タイヤ舵角に加え、車両の前後加速度に基づいて、前記旋回復元ヨーモーメントを算出することを特徴とする、請求項１〜５のいずれかに記載の車両の制御装置。
7. 前記旋回復元ヨーモーメントは、車両諸元値より定まるセルフアライニングトルクと、タイヤの横力とから定まることを特徴とする、請求項１〜６のいずれかに記載の車両の制御装置。
8. ステアリング操舵角と車両速度に基づいて目標ヨーレートを算出する目標ヨーレート算出部と、
   車両モデルからヨーレートモデル値を算出する車両ヨーレート算出部と、
   車両の実ヨーレートを検出するヨーレートセンサと、
   前記ヨーレートモデル値と前記実ヨーレートとの差分に基づいて前記ヨーレートモデル値と前記実ヨーレートを配分して、前記ヨーレートモデル値及び前記実ヨーレートからフィードバックヨーレートを算出するフィードバックヨーレート算出部と、
   を備え、
   前記車体付加モーメント算出部は、
   前記目標ヨーレートと前記フィードバックヨーレートとの差分に基づいて、前記車体付加モーメントを算出することを特徴とする、請求項１〜７のいずれかに記載の車両の制御装置。
9. 前記車体付加モーメントに基づいて前記車両の後方左右輪の各々を駆動するモータを個別に制御するためのモータ要求トルクを算出するモータ要求トルク算出部を備えることを特徴とする、請求項１〜８のいずれかに記載の車両の制御装置。
10. 車両のヨーレートに基づいてハンドル操舵系とは独立して車体に付加する車体付加モーメントを算出するステップと、
    車体すべり角とタイヤ舵角に基づいて、車両の旋回状態を直進状態に復元させる旋回復元ヨーモーメントを算出するステップと、
    前記旋回復元ヨーモーメントに基づいて、前記車体付加モーメントを補正するステップと、
    を備えることを特徴とする、車両の制御方法。
    

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