JP2020075547A - Electric power steering device - Google Patents
Electric power steering device Download PDFInfo
- Publication number
- JP2020075547A JP2020075547A JP2018208373A JP2018208373A JP2020075547A JP 2020075547 A JP2020075547 A JP 2020075547A JP 2018208373 A JP2018208373 A JP 2018208373A JP 2018208373 A JP2018208373 A JP 2018208373A JP 2020075547 A JP2020075547 A JP 2020075547A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- steering
- angular velocity
- steering angular
- target
- return
- 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
Landscapes
- Steering Control In Accordance With Driving Conditions (AREA)
- Power Steering Mechanism (AREA)
Abstract
Description
本発明は、電流指令値に基づいてモータを駆動し、モータの駆動制御によって操舵系をアシスト制御する電動パワーステアリング装置に関する。 The present invention relates to an electric power steering apparatus that drives a motor based on a current command value and assists a steering system by controlling the drive of the motor.
車両のステアリング機構にモータの回転力でアシストトルクを付与する電動パワーステアリング装置(EPS:Electric Power Steering)は、モータの駆動力が減速ギアを介して伝達されて、ステアリングシャフト或いはラック軸に操舵補助力として付与される構成を有する。
かかる電動パワーステアリング装置では、減速ギアやラック・ピニオンにより摩擦が大きく、また、アシストトルクを発生させるためのモータによりステアリング軸回りの等価慣性モーメントが大きい。
BACKGROUND ART An electric power steering device (EPS) that applies an assist torque to a steering mechanism of a vehicle by a rotational force of a motor transmits a driving force of a motor through a reduction gear to assist steering on a steering shaft or a rack shaft. It has a structure applied as force.
In such an electric power steering device, friction is large due to the reduction gear and the rack and pinion, and the equivalent moment of inertia about the steering shaft is large due to the motor for generating the assist torque.
そのため、セルフアライニングトルク(SAT:Self Aligning Torque)が小さい低車速域などでは、摩擦の方が大きいことによりハンドル戻りが悪くなる。これは直進状態においてSATのみでは舵角が中立点まで戻ってこないため、運転者の操舵介入により中立点まで戻す必要があり、運転者の負担となる。
一方、SATが大きい高車速域ではSATが大きいため、ハンドル戻りの操舵角速度は低車速域に比べて速くなる傾向にあるが、慣性モーメントが大きいため慣性トルクも大きく、舵角の中立点でハンドルが収束せず、オーバーシュートしてしまうため、車両特性が不安定に感じられることがある。
Therefore, in the low vehicle speed range where the self-aligning torque (SAT) is small, the steering wheel return becomes worse due to the larger friction. This is because the steering angle does not return to the neutral point only with the SAT in the straight traveling state, so it is necessary to return the steering angle to the neutral point by the driver's steering intervention, which is a burden on the driver.
On the other hand, in the high vehicle speed range where the SAT is large, the steering angular velocity for returning the steering wheel tends to be higher than that in the low vehicle speed range because the SAT is large, but since the inertia moment is large, the inertia torque is also large, and the steering wheel at the neutral point of the steering angle Does not converge and overshoots, which may make the vehicle characteristics unstable.
このように、電動パワーステアリング装置には、車速または操舵状態によって異なった特性の補償が必要であり、それらを達成するためにハンドル戻り時に適度なアシストをするための様々な制御が考案されている。
例えば、下記特許文献1には、ドライバーによる操舵介入時でも滑らかなハンドル戻り制御を行うことを目的とした電動パワーステアリング装置が提案されている。
As described above, the electric power steering apparatus needs compensation of different characteristics depending on the vehicle speed or the steering state, and various controls have been devised to achieve appropriate compensation when the steering wheel returns. ..
For example,
特許文献1には、車速と操舵角から算出された目標操舵角速度と操舵角速度の偏差に応じてPID(Proportional Integral Differential)制御を行うハンドル戻り制御において、操舵トルクおよびアシスト電流に含まれるドライバーの操舵意図もしくは車両特性のみを目標操舵角速度の算出/補正に用いることで、ドライバーの意図にあったハンドル戻り制御を行うことが記載されている。
In
しかしながら、上記特許文献1では、目標操舵角速度を算出又は補正する際にドライバーの操舵で生じる操舵角速度が考慮されておらず、ドライバーの操舵状態によっては最適な目標操舵角速度にならないという課題があった。
本発明は、上記課題に着目してなされたものであり、ドライバーの操舵状態に応じた最適な目標操舵角速度を設定することを目的とする。
However, in
The present invention has been made in view of the above problems, and an object thereof is to set an optimum target steering angular velocity according to the steering state of a driver.
上記目的を達成するために、本発明の一態様による電動パワーステアリング装置は、少なくとも操舵トルクに基づいて電流指令値を演算し、電流指令値に基づいてモータを駆動し、モータの駆動制御によって操舵系をアシスト制御する。電動パワーステアリング装置は、ステアリング軸の操舵角を検出する操舵角検出部と、ステアリング軸の操舵角速度を検出する操舵角速度検出部と、車速を検出する車速検出部と、操舵角、車速、及び操舵角速度に応じて、ステアリング軸を中立位置へ戻すための目標戻り操舵角速度を設定する目標操舵角速度設定部と、目標戻り操舵角速度に基づいてハンドル戻し制御電流を算出するハンドル戻し制御電流算出部と、ハンドル戻し制御電流で補正された電流指令値でモータを駆動する駆動部と、を備える。 In order to achieve the above object, an electric power steering apparatus according to an aspect of the present invention calculates a current command value based on at least a steering torque, drives a motor based on the current command value, and steers the motor by drive control. Assist control of the system. An electric power steering apparatus includes a steering angle detection unit that detects a steering angle of a steering shaft, a steering angular velocity detection unit that detects a steering angular velocity of a steering shaft, a vehicle speed detection unit that detects a vehicle speed, a steering angle, a vehicle speed, and a steering angle. A target steering angular velocity setting unit that sets a target return steering angular velocity for returning the steering shaft to the neutral position according to the angular velocity, and a steering wheel return control current calculation unit that calculates a steering wheel return control current based on the target return steering angular velocity, A drive unit that drives the motor with a current command value corrected by the handle return control current.
本発明によれば、ドライバーの操舵状態に応じた最適な目標操舵角速度を設定することができる。 According to the present invention, it is possible to set the optimum target steering angular velocity according to the steering state of the driver.
本発明の実施形態を、図面を参照しながら詳細に説明する。なお、以下に示す本発明の実施形態は、本発明の技術的思想を具体化するための装置や方法を例示するものであって、本発明の技術的思想は、構成部品の構成、配置等を下記のものに特定するものではない。本発明の技術的思想は、特許請求の範囲に記載された請求項が規定する技術的範囲内において、種々の変更を加えることができる。 Embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings. The embodiments of the present invention described below exemplify devices and methods for embodying the technical idea of the present invention, and the technical idea of the present invention includes the configuration and arrangement of components. Is not specified below. The technical idea of the present invention can be modified in various ways within the technical scope defined by the claims described in the claims.
(第1実施形態)
(構成)
図1は、実施形態の電動パワーステアリング装置の一例の概要を示す。ステアリングホイール1のステアリング軸(コラム軸、ハンドル軸)2は、減速ギア3、ユニバーサルジョイント4a及び4b、ラック・ピニオン機構5、タイロッド6a,6bを経て、更にハブユニット7a,7bを介して操向車輪8L,8Rに連結されている。
(First embodiment)
(Constitution)
FIG. 1 shows an outline of an example of the electric power steering device of the embodiment. The steering shaft (column shaft, handle shaft) 2 of the
ステアリング軸2には、ステアリングホイール1の操舵トルクTdを検出するトルクセンサ10及びステアリング軸2の操舵角θを検出する舵角センサ14が設けられており、ステアリングホイール1の操舵力を補助するモータ20が減速ギア3(減速ギア比N)を介してステアリング軸2に連結されている。電動パワーステアリング装置を制御するコントロールユニット(ECU)30には、バッテリ13から電力が供給されると共に、イグニションキー11を経てイグニションキー信号が入力される。
The
コントロールユニット30は、トルクセンサ10で検出された操舵トルクTdと車速センサ12で検出された車速Vとに基づいて、アシスト(操舵補助)指令の電流指令値の演算を行い、電流指令値に補償等を施した電圧制御指令値Vrefによってモータ20に供給する電流を制御する。
コントロールユニット30には、車両の各種情報を授受するCAN(Controller Area Network)50が接続されており、車速VはCAN50から受信することも可能である。また、コントロールユニット30には、CAN50以外の通信、アナログ/ディジタル信号、電波等を授受する非CAN51も接続可能である。
The
The
コントロールユニット30は、例えば、プロセッサと、記憶装置等の周辺部品とを含むコンピュータを備えてよい。プロセッサは、例えばCPU(Central Processing Unit)、やMPU(Micro-Processing Unit)であってよい。
記憶装置は、半導体記憶装置、磁気記憶装置及び光学記憶装置のいずれかを備えてよい。記憶装置は、レジスタ、キャッシュメモリ、主記憶装置として使用されるROM(Read Only Memory)及びRAM(Random Access Memory)等のメモリを含んでよい。
以下に説明するコントロールユニット30の機能は、例えばコントロールユニット30のプロセッサが、記憶装置に格納されたコンピュータプログラムを実行することにより実現される。
The
The storage device may include any one of a semiconductor storage device, a magnetic storage device, and an optical storage device. The storage device may include a memory such as a register, a cache memory, a ROM (Read Only Memory) and a RAM (Random Access Memory) used as a main storage device.
The functions of the
なお、コントロールユニット30を、以下に説明する各情報処理を実行するための専用のハードウエアにより形成してもよい。
例えば、コントロールユニット30は、汎用の半導体集積回路中に設定される機能的な論理回路を備えてもよい。例えばコントロールユニット30はフィールド・プログラマブル・ゲート・アレイ(FPGA:Field-Programmable Gate Array)等のプログラマブル・ロジック・デバイス(PLD:Programmable Logic Device)等を有していてもよい。
The
For example, the
図2を参照してコントロールユニット30の機能構成の一例を説明する。トルクセンサ10で検出された操舵トルクTd及び車速センサ12で検出された車速Vは、電流指令値Irefを演算する電流指令値演算部31に入力される。電流指令値演算部31は、CAN50を介して操舵トルクTd及び車速Vを取得してもよい。
電流指令値演算部31は、入力された操舵トルクTd及び車速Vに基づいてアシストマップ等を用いて、モータ20に供給する電流の制御目標値である電流指令値Irefを演算する。
An example of the functional configuration of the
The current command
電流指令値補正部32は、操舵トルクTd、車速V、ステアリング軸2の操舵角θ及び実操舵角速度ωに基づいて電流指令値Irefを補正することにより、補正後電流指令値Irefnを取得する。電流指令値補正部32の構成及び動作の詳細は後述する。
補正後電流指令値Irefnは、電流制限部33に入力されて、最大電流を制限された電流指令値Irefmが減算部34に入力さる。
The current command
The corrected current command value Irefn is input to the current limiting unit 33, and the maximum current-limited current command value Irefm is input to the subtracting
減算部34は、フィードバックされているモータ電流値Imを電流指令値Irefmから減算した偏差I(=Irefm−Im)を演算し、その偏差Iは、操舵動作の特性改善のためのPI制御部35に入力される。PI制御部35で特性改善された電圧制御指令値VrefがPWM制御部36に入力され、更に駆動部としてのインバータ37を介してモータ20がPWM駆動される。
The
モータ20の電流値Imはモータ電流検出器40で検出され、減算部34にフィードバックされる。角速度変換部38は、操舵角θの変化に基づいてステアリング軸2の実操舵角速度ωを検出する。モータの位置を検出する位置センサ(図示せず)から得られたモータ角度情報と減速ギア比Nを考慮して実操舵角速度ωを求めても良い。
インバータ37は、駆動素子としてFET(Field Effect Transistor)を用い、FETのブリッジ回路で構成されている。
The current value Im of the
The
次に、電流指令値補正部32について説明する。電動パワーステアリング装置では、アシスト力を伝達するための減速ギアやラック・ピニオンの摩擦により動作が阻害され、直進状態に戻したい走行状態であるのにハンドルが中立点まで戻らず、車両が直進状態になり難いことがある。そのため、操舵角及び車速に応じたハンドル戻し制御電流により電流指令値を補正(補償)することで、直進状態に戻す走行状態においてハンドルを積極的に中立点に戻すことができる。
Next, the current command
そのため、電流指令値補正部32は、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに応じて目標戻り操舵角速度(−ωt)を設定し、ステアリング軸2に付加される操舵トルク及びアシストトルク(電流指令値)から算出される目標速度値を目標戻り操舵角速度(−ωt)に加算し、その加算結果に、仮想的な操舵系特性に応じた伝達特性を乗算することで目標操舵角速度ω0を算出する。
Therefore, the current command
電流指令値補正部32は、目標操舵角速度ω0と実操舵角速度ωとの偏差に対してP(比例)制御、I(積分)制御、D(微分)制御のうちの少なくとも1つの制御を実施する。電流指令値補正部32は、目標戻り操舵角速度(−ωt)を、操舵トルクTd及びアシストトルクTaの和を粘性係数Cで除算して算出された目標速度値で補正して求めた目標操舵角速度を用いてフィードバック制御を行うことで、運転者による操舵介入時にも自然なフィーリングのハンドル戻り制御を実現する。
The current command
ここで、電流指令値補正部32は、簡易的な仮想車両モデルを用いて目標操舵角速度ω0を算出する。実施形態の簡易的な仮想車両モデルとは、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vから求めた目標戻り操舵角速度(−ωt)と操舵トルクTd及びアシストトルクTaに基づいて求めた目標速度値との合計に、操舵系の仮想的な慣性モーメントJ及び粘性係数Cに応じた操舵系伝達関数を適用することで、目標操舵角速度ω0を算出するモデルである。
Here, the current command
仮想車両モデルを用いることで、操舵系の仮想的な慣性モーメントJ、粘性係数Cを設定することができる。このため車両特性を任意に決めることが可能となる。また、仮想車両モデルにはアシストトルクTaも加味した運転者の操舵介入も考慮されているため、運転者が操舵している状態でも滑らかなハンドル戻りを提供することができる。 By using the virtual vehicle model, the virtual inertia moment J and the viscosity coefficient C of the steering system can be set. Therefore, the vehicle characteristics can be arbitrarily determined. Further, since the virtual vehicle model also considers the steering intervention of the driver in consideration of the assist torque Ta, it is possible to provide a smooth steering wheel return even when the driver is steering.
ここにおいて、操舵系に静止摩擦、クーロン摩擦及び弾性項がないと仮定した場合、セルフアライニングトルクSAT、操舵トルクTd、アシストトルクTaの力の釣り合い方程式は、次式(1)となる。 Here, assuming that the steering system does not have static friction, Coulomb friction, and elastic terms, the force balance equation of the self-aligning torque SAT, the steering torque Td, and the assist torque Ta is the following equation (1).
ここで、Jは仮想的な操舵系の慣性モーメント、Cは仮想的な操舵系の粘性係数である。実操舵角速度ωは操舵角θの時間微分であるので次式(2)が成立する。 Here, J is the inertia moment of the virtual steering system, and C is the viscosity coefficient of the virtual steering system. Since the actual steering angular velocity ω is the time derivative of the steering angle θ, the following equation (2) is established.
よって、目標操舵角速度をω0とすると、次式(3)が得られる。 Therefore, when the target steering angular velocity is ω0, the following equation (3) is obtained.
sをラプラス演算子とすると上式(3)は次式(4)のように変換でき、次式(4)を整理すると次式(5)が得られる。 When s is a Laplace operator, the above equation (3) can be transformed into the following equation (4), and the following equation (5) can be obtained by rearranging the following equation (4).
よって、目標操舵角速度ω0は、次式(6)により与えられる。 Therefore, the target steering angular velocity ω0 is given by the following equation (6).
上式(6)を整理すると、次式(7)が得られる。 By rearranging the above equation (6), the following equation (7) is obtained.
上式(7)により目標操舵角速度ω0が求まる。ここで、SAT/CはセルフアライニングトルクSATによって発生する操舵角速度として、車両特性に応じて設定する戻り操舵角速度として考えることができる。 The target steering angular velocity ω0 is obtained by the above equation (7). Here, SAT / C can be considered as a steering angular velocity generated by the self-aligning torque SAT and a return steering angular velocity set according to the vehicle characteristics.
は、仮想車両モデルから求められる伝達特性である。 Is a transfer characteristic obtained from the virtual vehicle model.
は、操舵トルクTd、アシストトルクTaによって発生する操舵角速度である。 Is a steering angular velocity generated by the steering torque Td and the assist torque Ta.
一般的には、セルフアライニングトルクSATは操舵角θ及び車速Vによって設定されているが、本発明ではセルフアライニングトルクSATの動特性を考慮する。セルフアライニングトルクSATは、コーナリングフォースとキャスタートレールの乗算であるため、セルフアライニングトルクSATの動特性は、コーナリングフォース動特性と等価と考えられる。 Generally, the self-aligning torque SAT is set by the steering angle θ and the vehicle speed V, but in the present invention, the dynamic characteristics of the self-aligning torque SAT are taken into consideration. Since the self-aligning torque SAT is the multiplication of the cornering force and the caster rail, the dynamic characteristic of the self-aligning torque SAT is considered to be equivalent to the dynamic characteristic of the cornering force.
いま、タイヤの回転方向と同一方向に進行していたタイヤに横滑り角Bが突然発生した場合を考える。このときタイヤには横力Fが発生し、接地面がタイヤ本体に対して横方向にyだけ変形したと考える。接地面の横方向の速度はyの微分値となるので、接地面の横滑り角は、 Now, consider a case where the sideslip angle B suddenly occurs in a tire traveling in the same direction as the tire rotating direction. At this time, a lateral force F is generated on the tire, and it is considered that the ground contact surface is laterally deformed with respect to the tire body by y. Since the lateral velocity of the contact surface is the differential value of y, the sideslip angle of the contact surface is
となる。よって、コーナリングパワーをKとすると、このときのタイヤの横力Fは、 Becomes Therefore, assuming that the cornering power is K, the lateral force F of the tire at this time is
となる。また、タイヤの横剛性をkyとすれば、F=ky×yと表すことができる。これらの式よりyを消去すれば次式(12)が得られる。 Becomes Further, if the lateral rigidity of the tire is ky, it can be expressed as F = ky × y. If y is deleted from these equations, the following equation (12) is obtained.
これをラプラス変換し、横滑り角Bに対する横力Fの伝達関数で表すと、 When this is Laplace transformed and expressed by the transfer function of the lateral force F with respect to the sideslip angle B,
となり、T1を時定数とする1次の遅れ要素で近似できる。
このように、セルフアライニングトルクSATは、ステアリングホイール1の操舵に対して1次遅れ特性を有する。このため、目標戻り操舵角速度ωtは車速V、操舵角θ及び実操舵角速度ωに応じて設定できるように構成する。
操舵トルクTdはトルクセンサ10によって検出でき、アシストトルクTaは電流指令値Irefからモータトルク定数、減速ギア比N及びギア効率の乗算値Ktを考慮して算出できる。操舵トルクTdとアシストトルクTaの合計に対して仮想的なステアリングの粘性係数Cで除算することで、操舵トルクTdとアシストトルクTaによって発生する操舵角速度を算出し、それらを合計することで目標操舵角速度ω0とする。
And can be approximated by a first-order lag element whose time constant is T1.
As described above, the self-aligning torque SAT has a first-order lag characteristic with respect to the steering of the
The steering torque Td can be detected by the
操舵トルクTd、アシストトルクTaには路面外乱による変動成分などが含まれるが、これは運転者の意図によるものではない。これを目標操舵角速度ω0に反映すると、車両は運転者の意図しない挙動となり、違和感となる可能性がある。このため、電流指令値補正部32では、操舵トルクTd及びアシストトルクTaによって算出する目標速度値ω1の後段に、運転者の意図した操舵入力若しくは操舵入力に基づく車両運動特性(ヨーやロールなど)より高い周波数成分を減衰させるフィルタ(LPF)を設け、安定した制御、滑らかな戻り、運転者の意図に合った操舵感を実現する。一般的に運転者の操舵周波数や運転者の操舵による車両運動は10Hz程度までと言われているため、フィルタ特性として10Hzで、ゲイン0より3dB以上低下する減衰特性を有するものとする。
The steering torque Td and the assist torque Ta include a fluctuation component due to road surface disturbance, but this is not due to the driver's intention. When this is reflected in the target steering angular velocity ω0, the vehicle may behave unintentionally by the driver, and may feel uncomfortable. Therefore, in the current command
図3を参照して電流指令値補正部32の機能構成を説明する。操舵トルクTdは、操舵トルクゲインThを出力する操舵トルクゲイン部110及び加算部102に入力される。
操舵角θは、目標戻り操舵角速度ωtを設定する目標操舵角速度設定部120に入力される。
車速Vは、目標操舵角速度設定部120、車速ゲインKPを出力する車速ゲイン部130及び粘性係数Cを出力する粘性係数出力部133に入力される。
The functional configuration of the current command
The steering angle θ is input to the target steering angular
The vehicle speed V is input to the target steering angular
実操舵角速度ωは、目標操舵角速度設定部120、減算部103に減算入力される。電流指令値Irefは、ゲイン部111でゲインKt倍され、アシストトルクTaとして加算部102に入力される。したがって、加算部102の加算結果は、操舵トルクTdとアシストトルクTaの合計となり、その合計値が伝達関数“1/C”の第1操舵系特性部150に入力される。
第1操舵系特性部150からの目標速度値ω1は、ローパスフィルタ(LPF)151に入力され、LPF151で運転者の操舵入力以上若しくは操舵入力に基づく車両運動特性以上の周波数(10Hz〜)を減衰された目標速度値ω2となり、加算部101に入力される。
The actual steering angular velocity ω is subtracted and input to the target steering angular
The target speed value ω1 from the first steering system
目標操舵角速度設定部120は、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに基づいてセルフアライニングトルクSATによる目標戻り操舵角速度ωtを設定する。目標操舵角速度設定部120の構成及び動作の詳細は後述する。
目標戻り操舵角速度ωtは、反転部121で符号を反転(−ωt)されて加算部101に入力され、加算部101での加算結果である目標速度値ω3が伝達関数“1/(J/Cs+1)”の第2操舵系特性部160に入力される。
The target steering angular
The target return steering angular velocity ωt is inverted (-ωt) in the
粘性係数出力部133からの粘性係数Cは、第1操舵系特性部150及び第2操舵系特性部160に入力され、第2操舵系特性部160は、慣性モーメントJ、粘性係数C及び上式(8)に基づいて定められた伝達関数を目標速度値ω3に乗じて目標操舵角速度ω0を求める。
目標操舵角速度ω0は、減算部103に加算入力され、実操舵角速度ωは減算部103に減算入力される。目標操舵角速度ω0と実操舵角速度ωの偏差SG1が減算部103で算出され、偏差SG1は乗算部132に入力されている。
The viscosity coefficient C from the viscosity
The target steering angular velocity ω0 is added and input to the
また、操舵トルクゲイン部110から出力される操舵トルクゲインThは乗算部132及びリミッタ142に入力され、車速ゲイン部130からの車速ゲインKPも乗算部132及びリミッタ142に入力される。
乗算部132は、偏差SG1に操舵トルクゲインTh及び車速ゲインKPを乗算してハンドル戻し制御ゲインSG2(比例制御値)を得る。
Further, the steering torque gain Th output from the steering
The
ハンドル戻し制御ゲインSG2は、加算部104に入力されると共に、特性改善のための積分部140及び積分ゲイン部141で成る積分制御部に入力され、更に積分ゲイン部141を経てリミッタ142に入力されて、操舵トルクゲインTh及び車速ゲインKPに応じて出力を制限された信号SG4が加算部104で、ハンドル戻し制御ゲインSG2と加算され、ハンドル戻し制御電流HRとして出力される。
The steering wheel return control gain SG2 is input to the
積分部140の積分は、摩擦の影響を受け易い低操舵トルク域を補償し、特に手放しで摩擦に負ける領域で積分を利かせる。加算部105で電流指令値Irefにハンドル戻し制御電流HRを加算して補正(補償)されて得られる補正後電流指令値Irefnがモータ駆動系に入力される。
The integration of the
なお、舵角センサ14は特許請求の範囲に記載の操舵角検出部の一例である。角速度変換部38は特許請求の範囲に記載の操舵角速度検出部の一例である。車速センサ12は特許請求の範囲に記載の車速検出部の一例である。減算部103、積分部140、積分ゲイン部141、リミッタ142、加算部104は、特許請求の範囲に記載のハンドル戻し制御電流算出部の一例である。インバータ37は、特許請求の範囲に記載の駆動部の一例である。
The
操舵トルクゲイン部110が設定する操舵トルクゲインThは、図4に示すような特性を有する。操舵トルクTdがT1に至るまでは、操舵トルクゲインThは一定値ゲインTh1であり、T1を超えると次第に減少し、T2以上でゲイン0となる出力特性となっている。図4では線形に減少しているが、非線形でもよい。
次に、第1実施形態の目標操舵角速度設定部120の構成及び機能を説明する。図5を参照する。
The steering torque gain Th set by the steering
Next, the configuration and function of the target steering angular
第1実施形態の目標操舵角速度設定部120は、操舵角θ、実操舵角速度ω、及び車速Vに応じて目標戻り操舵角速度ωtを設定する。具体的には、目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωと車速Vに応じた操舵角シフトΔθで操舵角θを補正し、補正後の操舵角(θ−Δθ)と車速Vとに応じて目標戻り操舵角速度ωtを算出する。目標操舵角速度設定部120は、操舵角シフト設定部200と、減算部201と、目標戻り操舵角速度算出部202を備える。
The target steering angular
操舵角シフト設定部200は、実操舵角速度ωに応じた操舵角シフトΔθを算出する。操舵角シフトΔθは、図6に示す特性を有する。実操舵角速度ωの絶対値がある値以下では操舵角シフトΔθは0であり、この値を超えると次第に絶対値が大きくなる。また、実操舵角速度ωの符号が正の場合に操舵角シフトΔθの符号は正であり。実操舵角速度ωの符号が負の場合には操舵角シフトΔθの符号は負である。さらに、車速Vが高いほど操舵角シフトΔθの絶対値は大きくなり、操舵角シフトΔθが0である実操舵角速度ωの範囲も狭くなる。
The steering angle
図5を参照する。減算部201は、操舵角θから操舵角シフトΔθを減じて補正した補正後の操舵角(θ−Δθ)を目標戻り操舵角速度算出部202に入力する。目標戻り操舵角速度算出部202は、補正後の操舵角(θ−Δθ)と車速Vに応じて目標戻り操舵角速度ωtを算出する。このように、実操舵角速度ωに応じて操舵角θから操舵角シフトΔθを減じることにより、操舵角θの変化に対するセルフアライニングトルクSATの位相遅れを目標戻り操舵角速度ωtに反映させることができる。
Please refer to FIG. The
目標戻り操舵角速度算出部202が算出する目標戻り操舵角速度ωtは、図7に示す特性を有する。目標戻り操舵角速度ωtは、補正後の操舵角(θ−Δθ)の絶対値の増加に応じて絶対値が増加する増加関数であり、操舵角θが大きくなるに従って目標戻り操舵角速度ωtも次第に大きくなる。また、補正後の操舵角(θ−Δθ)が0のとき目標戻り操舵角速度ωtは0であり、補正後の操舵角(θ−Δθ)の符号が正の場合に目標戻り操舵角速度ωtの符号は正であり、補正後の操舵角(θ−Δθ)の符号が負の場合に目標戻り操舵角速度ωtの符号は負である。さらに、車速Vが高いほど目標戻り操舵角速度ωtの絶対値は大きくなる。
The target return steering angular velocity ωt calculated by the target return steering angular
次に、実操舵角速度ωによる目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性の変化を説明する。図8の(a)は、操舵角シフトΔθの符号が正である場合の目標戻り操舵角速度(−ωt)の変化を示す。
減算部201が操舵角θから正の操舵角シフトΔθを減じるため、元の操舵角θよりも小さな角度が目標戻り操舵角速度算出部202に入力される。したがって、目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性曲線(実線)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合の特性曲線(破線)よりも操舵角θの正の方向へシフトする。
この結果、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、縦軸方向において実操舵角速度ωによる補正がない場合も増加する。すなわち、縦軸方向において正の方向に移動する。
Next, a change in the characteristic of the target return steering angular velocity (-ωt) depending on the actual steering angular velocity ω will be described. FIG. 8A shows a change in the target return steering angular velocity (−ωt) when the sign of the steering angle shift Δθ is positive.
Since the
As a result, the target return steering angular velocity (-ωt) set according to the actual steering angular velocity ω increases even when there is no correction by the actual steering angular velocity ω in the vertical axis direction. That is, it moves in the positive direction along the vertical axis.
ここで、操舵角シフトΔθの符号は正であるから実操舵角速度ωの符号も正である。したがって、操舵角θが正である範囲では切り増し操舵が行われている。操舵角θが負である範囲では切り戻し操舵が行われている。
また、操舵角θが正である範囲ではステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向が負の方向となり、操舵角θが負である範囲ではステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向が正の方向となる。
Here, since the sign of the steering angle shift Δθ is positive, the sign of the actual steering angular velocity ω is also positive. Therefore, additional steering is performed in the range where the steering angle θ is positive. The return steering is performed in the range where the steering angle θ is negative.
Further, in the range where the steering angle θ is positive, the direction of change of the steering angle θ that returns the steering
したがって、切り増し操舵が行われている範囲では、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合よりも、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(負の方向、縦軸方向において下方向)と反対方向(上方向)に移動している。
このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向を目標戻り操舵角速度(−ωt)の増加方向と考えると、目標戻り操舵角速度(−ωt)は減少している。
Therefore, in the range in which the additional steering is performed, the target return steering angular velocity (-ωt) set according to the actual steering angular velocity ω causes the
Therefore, if the direction of change of the steering angle θ that returns the steering
反対に、切り戻し操舵が行われている範囲では、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合よりも、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(正の方向、縦軸方向において上方向)と同一方向に移動している。
このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向を目標戻り操舵角速度(−ωt)の増加方向と考えると、目標戻り操舵角速度(−ωt)は増加している。
On the other hand, in the range where the return steering is performed, the target return steering angular velocity (-ωt) set according to the actual steering angular velocity ω causes the
Therefore, assuming that the direction of change of the steering angle θ that returns the steering
図8の(b)は、操舵角シフトΔθの符号が負である場合の目標戻り操舵角速度(−ωt)の変化を示す。
減算部201が操舵角θから負の操舵角シフトΔθを減じるため、元の操舵角θよりも大きな角度が目標戻り操舵角速度算出部202に入力される。したがって、目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性曲線(実線)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合(破線)よりも操舵角θの負の方向へシフトする。この結果、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、縦軸方向において実操舵角速度ωによる補正がない場合も減少する。すなわち、縦軸方向において負の方向に移動する。
FIG. 8B shows a change in the target return steering angular velocity (−ωt) when the sign of the steering angle shift Δθ is negative.
Since the
ここで、操舵角シフトΔθの符号は負であるから実操舵角速度ωの符号も負である。したがって、操舵角θが正である範囲では切り戻し操舵が行われている。操舵角θが負である範囲では切り増し操舵が行われている。
このため、切り増し操舵が行われている範囲では、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合よりも、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(正の方向、縦軸方向において上方向)と反対方向(下方向)に移動している。
このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向を目標戻り操舵角速度(−ωt)の増加方向と考えると、目標戻り操舵角速度(−ωt)は減少している。
Here, since the sign of the steering angle shift Δθ is negative, the sign of the actual steering angular velocity ω is also negative. Therefore, the return steering is performed within the range where the steering angle θ is positive. Further steering is performed in the range where the steering angle θ is negative.
Therefore, in the range where the additional steering is being performed, the target return steering angular velocity (-ωt) set according to the actual steering angular velocity ω makes the
Therefore, if the direction of change of the steering angle θ that returns the steering
反対に、切り戻し操舵が行われている範囲では、実操舵角速度ωに応じて設定した目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合よりも、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(負の方向、縦軸方向において下方向)と同一方向に移動している。
このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向を目標戻り操舵角速度(−ωt)の増加方向と考えると、目標戻り操舵角速度(−ωt)は増加している。
On the other hand, in the range where the return steering is performed, the target return steering angular velocity (-ωt) set according to the actual steering angular velocity ω causes the
Therefore, assuming that the direction of change of the steering angle θ that returns the steering
以上のように目標戻り操舵角速度(−ωt)を設定する作用について、図9の(a)及び図9の(b)を参照して説明する。なお、説明を簡略化するため、第2操舵系特性部160による伝達関数を省略する。
実線は正の実操舵角速度ωに応じて設定された目標戻り操舵角速度(−ωt)に基づいて算出される目標速度値ω3の特性曲線であり、破線は実操舵角速度ωによる補正がない場合の目標速度値ω3の特性曲線である。上記の通り、目標速度値ω3は、目標戻り操舵角速度(−ωt)と目標速度値ω2との和であるため、目標戻り操舵角速度(−ωt)に対して目標速度値ω2分だけオフセットされている。また、二点鎖線は実操舵角速度ωの軌跡であり、目標速度値ω3及び操舵角θの平面に示した。
The operation of setting the target return steering angular velocity (−ωt) as described above will be described with reference to FIGS. 9A and 9B. In addition, in order to simplify the description, the transfer function by the second steering system
The solid line is the characteristic curve of the target speed value ω3 calculated based on the target return steering angular velocity (−ωt) set according to the positive actual steering angular velocity ω, and the broken line is the case where there is no correction by the actual steering angular velocity ω. It is a characteristic curve of the target speed value ω3. As described above, since the target speed value ω3 is the sum of the target return steering angular speed (−ωt) and the target speed value ω2, it is offset from the target return steering angular speed (−ωt) by the target speed value ω2. There is. The chain double-dashed line is the locus of the actual steering angular velocity ω and is shown on the plane of the target velocity value ω3 and the steering angle θ.
図9の(a)を参照する。いま、実操舵角速度ω及び操舵角θがともに正の範囲にあり、切り増し操舵が行われている状態を想定する。
目標速度値ω3の特性曲線(実線)と、二点鎖線で示す実操舵角速度ωの軌跡との交点では、目標速度値ω3と実操舵角速度ωとの偏差がなくなりハンドル戻し制御電流HRが0となる。この交点よりも操舵角θが大きい領域では、目標速度値ω3が実操舵角速度ωよりも小さいため目標速度値ω3は正の実操舵角速度ωを遅らせるように働く。すなわち、切り増し操舵を妨げる方向に働く。
Reference will be made to FIG. Now, it is assumed that the actual steering angular velocity ω and the steering angle θ are both in the positive range, and the steering is being increased.
At the intersection of the characteristic curve (solid line) of the target speed value ω3 and the locus of the actual steering angular speed ω indicated by the chain double-dashed line, there is no deviation between the target speed value ω3 and the actual steering angular speed ω, and the steering wheel return control current HR is 0. Become. In a region where the steering angle θ is larger than this intersection point, the target speed value ω3 is smaller than the actual steering angular speed ω, so the target speed value ω3 works to delay the positive actual steering angular speed ω. That is, it works in the direction in which the additional steering is hindered.
ここで、図8の(a)のように目標戻り操舵角速度(−ωt)を設定することで、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(負の方向)と反対の正の方向に目標速度値ω3が移動すると、目標速度値ω3と実操舵角速度ωとの間の速度偏差Δ1の大きさは、実操舵角速度ωによる補正がない場合の速度偏差Δ0の大きさよりも小さくなる。この結果、切り増し操舵方向と逆方向のハンドル戻し制御電流HRが小さくなり、切り増し操舵を妨げるダンピング効果が減少する。これによりドライバーは過度の粘性感を感じないで操舵することができる。
Here, by setting the target return steering angular velocity (−ωt) as shown in FIG. 8A, the positive direction opposite to the direction (negative direction) of the change of the steering angle θ for returning the
次に、実操舵角速度ωが負の範囲に、操舵角θが正の範囲にあり、切り戻し操舵が行われている状態を想定する。図9の(b)を参照する。
二点鎖線で示す実操舵角速度ω及び目標速度値ω3の特性曲線(一点鎖線)との交点よりも操舵角θが大きい領域では、目標速度値ω3が実操舵角速度ωよりも小さいため目標速度値ω3は負の実操舵角速度ωを速めるように働く。すなわち切り戻し操舵を助ける方向に働く。
Next, it is assumed that the actual steering angular velocity ω is in the negative range, the steering angle θ is in the positive range, and the switchback steering is performed. Reference is made to FIG.
In a region where the steering angle θ is larger than the intersection of the characteristic curve (one-dot chain line) of the actual steering angular velocity ω and the target velocity value ω3 indicated by the two-dot chain line, the target velocity value ω3 is smaller than the actual steering angular velocity ω. ω3 works to accelerate the negative actual steering angular velocity ω. That is, it works in a direction to assist the steering back.
ここで、図8の(b)のように目標戻り操舵角速度(−ωt)を設定することで、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(負の方向)と同じ方向に目標速度値ω3が移動すると、目標速度値ω3と実操舵角速度ωとの間の速度偏差Δ1の大きさは、実操舵角速度ωによる補正がない場合の速度偏差Δ0の大きさよりも大きくなる。この結果、切り戻し操舵方向と同一方向のハンドル戻し制御電流HRが大きくなり、ステアリング軸2を中立位置へ戻すのが楽になる。
Here, by setting the target return steering angular velocity (−ωt) as shown in FIG. 8B, the direction of the steering angle θ returning the
また、実操舵角速度ωの軌跡と目標速度値ω3の特性曲線との交点よりも操舵角θが小さい領域では、目標速度値ω3が実操舵角速度ωよりも大きいため目標速度値ω3は負の実操舵角速度ωを遅らせるように働く。すなわち切り戻し操舵を妨げる方向に働く。 Further, in a region where the steering angle θ is smaller than the intersection of the locus of the actual steering angular velocity ω and the characteristic curve of the target velocity value ω3, the target velocity value ω3 is larger than the actual steering angular velocity ω, so the target velocity value ω3 is negative. It works to slow down the steering angular velocity ω. That is, it works in the direction of hindering the return steering.
ここで、図8の(b)のように目標戻り操舵角速度(−ωt)を設定することで、ステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向(負の方向)と同じ方向に目標速度値ω3が移動すると、目標速度値ω3と実操舵角速度ωとの間の速度偏差Δ3の大きさは、実操舵角速度ωによる補正がない場合の速度偏差Δ2の大きさよりも小さくなる。この結果、切り戻し操舵を妨げるダンピング効果が減少する。これによりドライバーは過度の粘性感を感じないで操舵することができる。
Here, by setting the target return steering angular velocity (−ωt) as shown in FIG. 8B, the direction of the steering angle θ returning the
以上のように、本実施形態によれば、実操舵角速度ωに応じて目標戻り操舵角速度ωtを設定することにより、切り増し操舵において過度の操舵反力の発生を軽減することが可能になり、また切り戻し操舵においてステアリング軸2が中立位置へ戻るのを促すことができる。
As described above, according to the present embodiment, by setting the target return steering angular velocity ωt according to the actual steering angular velocity ω, it becomes possible to reduce the occurrence of an excessive steering reaction force in the additional steering. Further, it is possible to prompt the
再び、電流指令値補正部32の説明に戻る。車速ゲイン部130が設定する車速ゲインKPは図10に示すような特性を有する。車速Vが少なくとも車速V1に至るまでは車速ゲインKPは小さいゲインKP1で一定であり、車速V1以上では次第に大きくなり、車速V2以上では大きなゲインKP2で一定である。ただし、車速ゲインKPはこのような特性に限定されるものではない。
Returning to the explanation of the current command
車速Vに応じて粘性係数Cを可変する粘性係数出力部133が設定する粘性抵抗Cは図11に示すような特性を有する。車速Vが少なくとも車速V3に至るまでは粘性係数C小さい粘性係数C1で一定であり、車速V3以上で車速V4(>V3)以下では次第に大きくなり、車速V4以上では大きな粘性係数C2で一定である。ただし、粘性抵抗Cはこのような特性に限定されるものではない。
The viscous resistance C set by the viscosity
(動作例)
次に、図12を参照して、電流指令値補正部32の動作例を説明する。
先ず操舵トルクTd、電流指令値Iref、車速V、操舵角θ、実操舵角速度ωを入力(読み取り)し(ステップS1)、操舵トルクゲイン部110は操舵トルクゲインThを出力する(ステップS2)。ゲイン部111は電流指令値IrefにゲインKt倍してアシストトルクTaを算出し(ステップS3)、加算部102で操舵トルクTdと加算して、その合計値を第1操舵系特性部150に入力する(ステップS4)。
(Operation example)
Next, an operation example of the current command
First, the steering torque Td, the current command value Iref, the vehicle speed V, the steering angle θ, and the actual steering angular velocity ω are input (read) (step S1), and the steering
また、目標操舵角速度設定部120は、入力された操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに基づいて目標戻り操舵角速度ωtを設定する(ステップS5)。
図13は、目標操舵角速度設定部120による目標戻り操舵角速度設定処理のフローチャートである。
Further, the target steering angular
FIG. 13 is a flowchart of target return steering angular velocity setting processing by the target steering angular
ステップS30において操舵角シフト設定部200は、実操舵角速度ωに応じた操舵角シフトΔθを算出する。
ステップS31において減算部201は、操舵角θから操舵角シフトΔθを減じて補正した補正後の操舵角(θ−Δθ)を目標戻り操舵角速度算出部202に入力する。目標戻り操舵角速度算出部202は、補正後の操舵角(θ−Δθ)と車速Vに応じて目標戻り操舵角速度ωtを算出する。
その後に目標戻り操舵角速度設定処理は終了する。
In step S30, the steering angle
In step S31, the
After that, the target return steering angular velocity setting process ends.
図12を参照する。反転部121が目標戻り操舵角速度ωtの符号反転を行い(ステップS6)、反転された目標戻り操舵角速度“−ωt”を加算部101に入力して加算を行う。車速ゲイン部130は車速Vに従った車速ゲインKPを出力し(ステップS7)、粘性係数出力部133は車速Vに従った粘性係数Cを出力する(ステップS8)。
Referring to FIG. The inverting
粘性係数Cは第1操舵系特性部150に入力され(ステップS9)、伝達特性1/Cを操舵トルクTdとアシストトルクTaの合計値に乗算して目標速度値ω1を出力し(ステップS10)、目標速度値ω1がLPF151に入力されてフィルタ処理される(ステップS11)。
LPF151でフィルタ処理された目標速度値ω2は加算部101で目標戻り操舵角速度“−ωt”と加算され、加算された目標速度値ω3が第2操舵系特性部160に入力される(ステップS12)。
The viscosity coefficient C is input to the first steering system characteristic unit 150 (step S9), and the transfer characteristic 1 / C is multiplied by the total value of the steering torque Td and the assist torque Ta to output the target speed value ω1 (step S10). The target speed value ω1 is input to the
The target speed value ω2 filtered by the
第2操舵系特性部160からの目標操舵角速度ω0は減算部103に加算入力され、実操舵角速度ωは減算部103に減算入力され、減算部103で偏差SG1が算出される(ステップS13)。
偏差SG1は乗算部132に入力され、操舵トルクゲインTh及び車速ゲインKPが乗算され(ステップS14)、その乗算によってハンドル戻し制御ゲインSG2が求められる。
The target steering angular velocity ω0 from the second steering system
The deviation SG1 is input to the
ハンドル戻し制御ゲインSG2は積分制御部で積分処理され(ステップS15)、更に積分ゲイン部141で比例処理され(ステップS16)、ハンドル戻し制御ゲインSG3が出力される。ハンドル戻し制御ゲインSG3はリミッタ142に入力され、リミッタ142で操舵トルクゲインTh及び車速ゲインKPを用いてリミット処理される(ステップS17)。
The steering wheel return control gain SG2 is integrated by the integration control unit (step S15), and further proportionally processed by the integration gain unit 141 (step S16), and the steering wheel return control gain SG3 is output. The steering wheel return control gain SG3 is input to the
リミッタ142でリミット処理されたハンドル戻し制御ゲインSG4は加算部104に入力され、ハンドル戻し制御ゲインSG2と加算され(ステップS18)、ハンドル戻し制御電流HRが出力される。ハンドル戻し制御電流HRを加算部105で電流指令値Irefに加算して補正し(ステップS19)、補正後電流指令値Irefnを出力する(ステップS20)。
The handle return control gain SG4 subjected to the limit processing by the
(第1実施形態の効果)
(1)電動パワーステアリング装置は、少なくとも操舵トルクTdに基づいて電流指令値Irefを演算し、電流指令値Irefに基づいてモータ20を駆動し、モータ20の駆動制御によって操舵系をアシスト制御する。電動パワーステアリング装置は、ステアリング軸2の操舵角θを検出する舵角センサ14と、ステアリング軸2の実操舵角速度ωを検出する角速度変換部38と、車速Vを検出する車速センサ12と、操舵角θ、車速V、及び実操舵角速度ωに応じて、ステアリング軸2を中立位置へ戻すための目標戻り操舵角速度ωtを設定する目標操舵角速度設定部120と、目標戻り操舵角速度ωtに基づいてハンドル戻し制御電流を算出する減算部103、積分部140、積分ゲイン部141、リミッタ142及び加算部104と、ハンドル戻し制御電流で補正された電流指令値Irefnでモータ20を駆動するインバータ37を備える。
(Effects of the first embodiment)
(1) The electric power steering device calculates the current command value Iref based on at least the steering torque Td, drives the
これにより、実操舵角速度ωに応じて目標操舵角速度を補正することが可能となる。この結果、ドライバーの操舵状態に応じた最適な目標操舵角速度を設定できる。 As a result, the target steering angular velocity can be corrected according to the actual steering angular velocity ω. As a result, the optimum target steering angular velocity can be set according to the steering state of the driver.
(2)目標操舵角速度設定部120は、操舵角θ及び車速Vに応じて算出される目標戻り操舵角速度ωtを、実操舵角速度ωに応じて補正する。これにより、実操舵角速度ωに応じて目標操舵角速度を補正することが可能となる。
(2) The target steering angular
(3)目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωに応じて、操舵角θの変化に対するセルフアライニングトルクの位相遅れを目標戻り操舵角速度ωtに反映させる。これにより、セルフアライニングトルクの位相遅れを考慮した最適な目標戻り操舵角速度ωtを設定できる。
(3) The target steering angular
(4)目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωが高いほど切り増し操舵時に目標戻り操舵角速度ωtを減少させ、実操舵角速度ωが高いほど切り戻し操舵時に目標戻り操舵角速度ωtを増加する。
これにより、切り増し操舵時や切り戻し操舵時に、操舵を妨げるハンドル戻し制御電流を低減できる。これによりドライバーは過度の反力を感じないで操舵することができる。また、切り戻し操舵を助けるハンドル戻し制御電流を増加できる。このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻すのが楽になる。
(4) The target steering angular
This makes it possible to reduce the steering wheel return control current that hinders the steering during the additional steering or the returning steering. This allows the driver to steer without feeling excessive reaction force. In addition, the steering wheel return control current for assisting the steering back can be increased. Therefore, it becomes easy to return the
(5)目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度に応じて補正した操舵角(θ−Δθ)と車速Vとに応じて目標戻り操舵角速度ωtを算出する。
これにより、操舵角θの変化に対するセルフアライニングトルクの位相遅れを目標戻り操舵角速度ωtに反映させることができる。この結果、切り増し操舵時や切り戻し操舵時に、操舵を妨げるハンドル戻し制御電流を低減できる。これによりドライバーは過度の反力を感じないで操舵することができる。また、切り戻し操舵を助けるハンドル戻し制御電流を増加できる。このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻すのが楽になる。
(5) The target steering angular
Thereby, the phase delay of the self-aligning torque with respect to the change of the steering angle θ can be reflected in the target return steering angular velocity ωt. As a result, the steering wheel return control current that hinders the steering can be reduced during the additional steering and the steering back steering. This allows the driver to steer without feeling excessive reaction force. In addition, the steering wheel return control current for assisting the steering back can be increased. Therefore, it becomes easy to return the
(第2実施形態)
次に、第2実施形態を説明する。第2実施形態の目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωに応じた補正値Δωtを、操舵角θ及び車速Vに応じて算出した基本目標戻り操舵角速度ωt*に加えることにより、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに基づいて目標戻り操舵角速度ωtを設定する。
図14を参照する。目標操舵角速度設定部120は、補正量算出部203と、目標戻り操舵角速度算出部202と、加算部204を備える。
(Second embodiment)
Next, a second embodiment will be described. The target steering angular
Reference is made to FIG. The target steering angular
補正量算出部203は、実操舵角速度ω及び車速Vに応じた補正値Δωtを算出する。補正量算出部203によって算出される補正値Δωtは、図15の(a)に示すような特性を有してよい。実操舵角速度ωの絶対値がある値以下では補正値Δωtは0であり、この値を超えると次第に絶対値が大きくなる。図15(a)では線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。
また、実操舵角速度ωの符号が正の場合に補正値Δωtの符号は負であり。実操舵角速度ωの符号が負の場合には補正値Δωtの符号は正である。さらに、車速Vが高いほど補正値Δωtの絶対値は大きくなり、補正値Δωtが0である実操舵角速度ωの範囲も狭くなる。
The correction
Further, when the sign of the actual steering angular velocity ω is positive, the sign of the correction value Δωt is negative. When the sign of the actual steering angular velocity ω is negative, the sign of the correction value Δωt is positive. Further, the higher the vehicle speed V, the larger the absolute value of the correction value Δωt, and the narrower the range of the actual steering angular velocity ω where the correction value Δωt is 0.
目標戻り操舵角速度算出部202は、操舵角θと車速Vに応じて基本目標戻り操舵角速度ωt*を算出する。操舵角θに対する基本目標戻り操舵角速度ωt*の特性は図7に示す(θ−Δθ)に対する目標戻り操舵角速度ωtの特性と同様である。加算部204は、基本目標戻り操舵角速度ωt*に補正値Δωtを加算することにより目標戻り操舵角速度ωtを算出する。
The target return steering angular
図15の(b)は、第2実施形態における目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性の説明図である。第2実施形態においても、第1実施形態と同様に実操舵角速度ωが正の場合(一点鎖線)には、目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合(破線)よりも増加する。また、実操舵角速度ωが負の場合(実線)には、目標戻り操舵角速度(−ωt)は、実操舵角速度ωによる補正がない場合(破線)よりも減少する。
このため、第2実施形態においても第1実施形態と同様の効果を生じることになる。
FIG. 15B is an explanatory diagram of the characteristic of the target return steering angular velocity (-ωt) in the second embodiment. In the second embodiment, as in the first embodiment, when the actual steering angular velocity ω is positive (dashed line), the target return steering angular velocity (−ωt) is not corrected by the actual steering angular velocity ω (broken line). ) More than. When the actual steering angular velocity ω is negative (solid line), the target return steering angular velocity (−ωt) is smaller than when the actual steering angular velocity ω is not corrected (broken line).
Therefore, also in the second embodiment, the same effect as in the first embodiment can be obtained.
(第2実施形態の効果)
目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωに応じた補正値Δωtを、前記操舵角及び前記車速に応じて算出した基本目標戻り操舵角速度ωt*に加えて、目標戻り操舵角速度ωtを設定する。
これにより、第1実施形態と同様に、操舵角θの変化に対するセルフアライニングトルクの位相遅れを目標戻り操舵角速度ωtに反映させることができる。この結果、切り増し操舵時や切り戻し操舵時に、操舵を妨げるハンドル戻し制御電流を低減できる。これによりドライバーは過度の反力を感じないで操舵することができる。また、切り戻し操舵を助けるハンドル戻し制御電流を増加できる。このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻すのが楽になる。
(Effects of Second Embodiment)
The target steering angular
As a result, similar to the first embodiment, the phase delay of the self-aligning torque with respect to the change of the steering angle θ can be reflected in the target return steering angular velocity ωt. As a result, the steering wheel return control current that hinders the steering can be reduced during the additional steering and the steering back steering. This allows the driver to steer without feeling excessive reaction force. In addition, the steering wheel return control current for assisting the steering back can be increased. Therefore, it becomes easy to return the
(第3実施形態)
次に、第3実施形態を説明する。第3実施形態の目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωに応じた補正ゲインKωtを、操舵角θ及び車速Vに応じて算出した基本目標戻り操舵角速度ωt*に乗じることにより、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに基づいて目標戻り操舵角速度ωtを設定する。
図16を参照する。目標操舵角速度設定部120は、補正ゲイン算出部205と、目標戻り操舵角速度算出部202と、乗算部206を備える。
(Third Embodiment)
Next, a third embodiment will be described. The target steering angular
Reference is made to FIG. The target steering angular
補正ゲイン算出部205は、操舵角θ、実操舵角速度ω及び車速Vに応じた補正ゲインKωtを算出する。目標戻り操舵角速度算出部202は、操舵角θと車速Vに応じて基本目標戻り操舵角速度ωt*を算出する。操舵角θに対する基本目標戻り操舵角速度ωt*の特性は図7に示す(θ−Δθ)に対する目標戻り操舵角速度ωtの特性と同様である。乗算部206は、基本目標戻り操舵角速度ωt*に補正ゲインKωtを乗算することにより目標戻り操舵角速度ωtを算出する。
The
補正ゲイン算出部205は、操舵角θの符号と実操舵角速度ωの符号を比較して、切り増し操舵が行われているのか切り戻し操舵が行われているのかを判断する。補正ゲイン算出部205は、操舵角θの符号と実操舵角速度ωの符号が等しい場合に切り増し操舵が行われていると判断し、操舵角θの符号と実操舵角速度ωの符号が異なる場合に切り戻し操舵が行われていると判断する。
The correction
補正ゲイン算出部205は、切り戻し操舵時には実操舵角速度ωに応じて補正ゲインKωtを1よりも増加させ、切り増し操舵時には実操舵角速度ωに応じて補正ゲインKωtを1よりも低減させる。したがって、切り戻し操舵時に補正ゲインKωtを1よりも大きくなると目標戻り操舵角速度ωtの絶対値が補正前よりも増大し、切り増し操舵時に補正ゲインKωtが1よりも小さくなると目標戻り操舵角速度ωtの絶対値が補正前よりも減少する。
The correction
補正ゲイン算出部205は、切り戻し操舵時に図17の(a)に示すような特性を有する補正ゲインKωtを算出する。実操舵角速度ωの絶対値がある値以下では補正ゲインKωtは1であり、この値を超えると次第に絶対値が大きくなる。図17(a)では線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。補正ゲインKωtが上限値に至ると、その上限値で一定となる。また、車速Vが高いほど補正ゲインKωtが1である実操舵角速度ωの範囲も狭くなる。
The correction
図17の(b)は、図17の(a)の補正ゲインKωtにより補正された目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性の説明図である。補正ゲインKωtが1より大きくなることにより、補正後(実線)の目標戻り操舵角速度(−ωt)の絶対値は、補正しない場合(破線)よりも大きくなる。 FIG. 17B is an explanatory diagram of the characteristic of the target return steering angular velocity (−ωt) corrected by the correction gain Kωt of FIG. 17A. When the correction gain Kωt becomes larger than 1, the absolute value of the target return steering angular velocity (−ωt) after correction (solid line) becomes larger than that when no correction is made (broken line).
一方で切り増し操舵時には、補正ゲイン算出部205は、図18の(a)に示すような特性を有する補正ゲインKωtを算出する。実操舵角速度ωの絶対値がある値以下では補正ゲインKωtは1であり、この値を超えると次第に絶対値が小さくなる。図18(a)では線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。補正ゲインKωtが下限値に至ると、その下限値で一定となる。また、車速Vが高いほど補正ゲインKωtが1である実操舵角速度ωの範囲も狭くなる。
On the other hand, during the additional steering, the correction
図18の(b)は、図18の(a)の補正ゲインKωtにより補正された目標戻り操舵角速度(−ωt)の特性の説明図である。補正ゲインKωtが1より小さくなることにより、補正後(実線)の目標戻り操舵角速度(−ωt)の絶対値は、補正しない場合(破線)よりも大きくなる。 18B is an explanatory diagram of the characteristic of the target return steering angular velocity (−ωt) corrected by the correction gain Kωt of FIG. 18A. Since the correction gain Kωt becomes smaller than 1, the absolute value of the target return steering angular velocity (−ωt) after correction (solid line) becomes larger than that when no correction is made (broken line).
このように、第3実施形態においても、第1実施形態と同様に切り戻し操舵時にはステアリング軸2を中立位置へ戻す操舵角θの変化の方向に目標戻り操舵角速度(−ωt)が増加し、切り増し操舵時には減少する。このため、第2実施形態においても第1実施形態と同様の効果を生じることになる。
As described above, also in the third embodiment, the target return steering angular velocity (−ωt) increases in the direction of the change of the steering angle θ that returns the steering
(第3実施形態の効果)
目標操舵角速度設定部120は、実操舵角速度ωに応じた補正ゲインKωtを、操舵角θ及び車速Vに応じて算出した基本目標戻り操舵角速度ωt*に乗じることにより目標戻り操舵角速度ωtを設定する。
(Effect of the third embodiment)
The target steering angular
これにより、第1実施形態と同様に、操舵角θの変化に対するセルフアライニングトルクの位相遅れを目標戻り操舵角速度ωtに反映させることができる。この結果、切り増し操舵時や切り戻し操舵時に、操舵を妨げるハンドル戻し制御電流を低減できる。これによりドライバーは過度の反力を感じないで操舵することができる。また、切り戻し操舵を助けるハンドル戻し制御電流を増加できる。このため、ステアリング軸2を中立位置へ戻すのが楽になる。
Thus, as in the first embodiment, the phase delay of the self-aligning torque with respect to the change of the steering angle θ can be reflected in the target return steering angular velocity ωt. As a result, the steering wheel return control current that hinders the steering can be reduced during the additional steering and the reverse steering. This allows the driver to steer without feeling excessive reaction force. In addition, the steering wheel return control current for assisting the steering back can be increased. Therefore, it becomes easy to return the
1…ステアリングホイール、2…ステアリング軸、3…減速ギア、4a、4b…ユニバーサルジョイント、5…ラック・ピニオン機構、6a…タイロッド、6b…タイロッド、7a、7b…ハブユニット、8L…操向車輪、8R…操向車輪、10…トルクセンサ、11…イグニションキー、12…車速センサ、13…バッテリ、14…舵角センサ、20…モータ、30…コントロールユニット、31…電流指令値演算部、32…電流指令値補正部、33…電流制限部、34…減算部、35…PI制御部、36…PWM制御部、37…インバータ、38…角速度変換部、40…モータ電流検出器、101、102、104、105、204…加算部、103、201…減算部、110…操舵トルクゲイン部、111…ゲイン部、120…目標操舵角速度設定部、121…反転部、130…車速ゲイン部、132、206…乗算部、133…粘性係数出力部、140…積分部、141…積分ゲイン部、142…リミッタ、150…第1操舵系特性部、151…ローパスフィルタ、160…第2操舵系特性部、200…操舵角シフト設定部、202…目標戻り操舵角速度算出部、203…補正量算出部、205…補正ゲイン算出部
1 ... Steering wheel, 2 ... Steering shaft, 3 ... Reduction gear, 4a, 4b ... Universal joint, 5 ... Rack and pinion mechanism, 6a ... Tie rod, 6b ... Tie rod, 7a, 7b ... Hub unit, 8L ... Steering wheel, 8R ... Steering wheels, 10 ... Torque sensor, 11 ... Ignition key, 12 ... Vehicle speed sensor, 13 ... Battery, 14 ... Rudder angle sensor, 20 ... Motor, 30 ... Control unit, 31 ... Current command value computing section, 32 ... Current command value correction unit, 33 ... Current limiting unit, 34 ... Subtraction unit, 35 ... PI control unit, 36 ... PWM control unit, 37 ... Inverter, 38 ... Angular velocity conversion unit, 40 ... Motor current detector, 101, 102, 104, 105, 204 ... Addition unit, 103, 201 ... Subtraction unit, 110 ... Steering torque gain unit, 111 ... Gain unit, 120 ... Target steering angular velocity setting unit, 121 ... Inversion unit, 130 ... Vehicle speed gain unit, 132, 206 ... Multiplying
Claims (7)
ステアリング軸の操舵角を検出する操舵角検出部と、
前記ステアリング軸の操舵角速度を検出する操舵角速度検出部と、
車速を検出する車速検出部と、
前記操舵角、前記車速、及び前記操舵角速度に応じて、前記ステアリング軸を中立位置へ戻すための目標戻り操舵角速度を設定する目標操舵角速度設定部と、
前記目標戻り操舵角速度に基づいてハンドル戻し制御電流を算出するハンドル戻し制御電流算出部と、
前記ハンドル戻し制御電流で補正された前記電流指令値で前記モータを駆動する駆動部と、
を備えることを特徴とする電動パワーステアリング装置。 An electric power steering device that calculates a current command value based on at least a steering torque, drives a motor based on the current command value, and assist-controls a steering system by driving control of the motor,
A steering angle detection unit that detects the steering angle of the steering shaft,
A steering angular velocity detector for detecting the steering angular velocity of the steering shaft,
A vehicle speed detector for detecting the vehicle speed,
A target steering angular velocity setting unit that sets a target return steering angular velocity for returning the steering shaft to a neutral position according to the steering angle, the vehicle speed, and the steering angular velocity;
A steering wheel return control current calculation unit that calculates a steering wheel return control current based on the target return steering angular velocity;
A drive unit for driving the motor with the current command value corrected by the handle return control current;
An electric power steering device comprising:
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2018208373A JP7155887B2 (en) | 2018-11-05 | 2018-11-05 | electric power steering device |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2018208373A JP7155887B2 (en) | 2018-11-05 | 2018-11-05 | electric power steering device |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2020075547A true JP2020075547A (en) | 2020-05-21 |
JP7155887B2 JP7155887B2 (en) | 2022-10-19 |
Family
ID=70724816
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2018208373A Active JP7155887B2 (en) | 2018-11-05 | 2018-11-05 | electric power steering device |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP7155887B2 (en) |
Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2018043730A (en) * | 2016-09-16 | 2018-03-22 | 日本精工株式会社 | Electric power steering device |
Family Cites Families (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP6729213B2 (en) | 2016-09-07 | 2020-07-22 | 株式会社デンソー | Steering control device |
-
2018
- 2018-11-05 JP JP2018208373A patent/JP7155887B2/en active Active
Patent Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2018043730A (en) * | 2016-09-16 | 2018-03-22 | 日本精工株式会社 | Electric power steering device |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP7155887B2 (en) | 2022-10-19 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
CN110139793B (en) | Electric power steering apparatus | |
JP7236037B2 (en) | vehicle steering system | |
JP5896091B1 (en) | Electric power steering device | |
WO2016027663A1 (en) | Electric power steering device | |
JP6481800B2 (en) | Control device for electric power steering device | |
JP6565847B2 (en) | Electric power steering device | |
CN111315637B (en) | Electric power steering apparatus | |
JP6702513B2 (en) | Steering device for vehicle | |
JP6881702B1 (en) | Steering control device | |
JP6828857B2 (en) | Actuator control device used for steering the vehicle | |
JP2018114845A (en) | Steer-by-wire type steering device | |
JP6220688B2 (en) | Electric power steering device | |
JP6881701B1 (en) | Steering control device | |
JP6308342B1 (en) | Electric power steering device | |
JP7159795B2 (en) | electric power steering device | |
JP7155887B2 (en) | electric power steering device | |
JP7177931B2 (en) | Steering control device, steering control method, and steering control system | |
JP7147553B2 (en) | electric power steering device | |
WO2021106438A1 (en) | Steering control device | |
JP2022022847A (en) | Vehicular steering control device |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20210617 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20220607 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20220614 |
|
A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20220706 |
|
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: 20220906 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20220919 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 7155887 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |