JP2606003B2 - 制動力制御装置 - Google Patents
制動力制御装置Info
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- JP2606003B2 JP2606003B2 JP11761291A JP11761291A JP2606003B2 JP 2606003 B2 JP2606003 B2 JP 2606003B2 JP 11761291 A JP11761291 A JP 11761291A JP 11761291 A JP11761291 A JP 11761291A JP 2606003 B2 JP2606003 B2 JP 2606003B2
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- Braking Systems And Boosters (AREA)
- Regulating Braking Force (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、制動時の車両の操縦
安定性を向上させることができる制動力制御装置に関す
る。
安定性を向上させることができる制動力制御装置に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】従来の制動力制御装置としては、例えば
特開昭６３−１８４１１６号公報に記載されているよう
に、各車輪に設けた制動手段としてのホイールシリンダ
の制動圧を圧力に応じたアナログ電圧を発生する油圧セ
ンサで検出し、この制動圧検出値をマイクロコンピュー
タを備えたコントローラに入力することにより、このコ
ントローラで、油制動圧検出値と目標制動圧との差に応
じてホイールシリンダへの供給油圧を制御する制御弁を
増圧、保持、減圧の何れかに制御することにより、実際
の制動圧と目標制動圧とを一致させて良好な制動力制御
を行うようにしている。
特開昭６３−１８４１１６号公報に記載されているよう
に、各車輪に設けた制動手段としてのホイールシリンダ
の制動圧を圧力に応じたアナログ電圧を発生する油圧セ
ンサで検出し、この制動圧検出値をマイクロコンピュー
タを備えたコントローラに入力することにより、このコ
ントローラで、油制動圧検出値と目標制動圧との差に応
じてホイールシリンダへの供給油圧を制御する制御弁を
増圧、保持、減圧の何れかに制御することにより、実際
の制動圧と目標制動圧とを一致させて良好な制動力制御
を行うようにしている。
【０００３】ところで、コントローラはマイクロコンピ
ュータを備えてディジタル処理を行うので、油圧センサ
から出力されるアナログ電圧でなる制動圧検出値を所定
周期毎にＡ／Ｄ変換器でＡ／Ｄ変換するようにしてい
る。
ュータを備えてディジタル処理を行うので、油圧センサ
から出力されるアナログ電圧でなる制動圧検出値を所定
周期毎にＡ／Ｄ変換器でＡ／Ｄ変換するようにしてい
る。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記従
来の制動力制御装置にあっては、油圧センサから出力さ
れる制動圧検出値を単にＡ／Ｄ変換器でディジタル値に
変換したのでは、制御弁の制御モードが保持モードから
増圧モード又は減圧モードに切換えられた場合に、ホイ
ールシリンダ圧が高周波で振動するため、油圧センサの
検出出力及びＡ／Ｄ変換出力は図１１(a) に示すよう
に、ノイズが多く含まれた信号となり、この制動圧検出
値を制御パラメータとして用いた制御を行う場合には、
良好な性能を得ることができないという未解決の課題が
ある。
来の制動力制御装置にあっては、油圧センサから出力さ
れる制動圧検出値を単にＡ／Ｄ変換器でディジタル値に
変換したのでは、制御弁の制御モードが保持モードから
増圧モード又は減圧モードに切換えられた場合に、ホイ
ールシリンダ圧が高周波で振動するため、油圧センサの
検出出力及びＡ／Ｄ変換出力は図１１(a) に示すよう
に、ノイズが多く含まれた信号となり、この制動圧検出
値を制御パラメータとして用いた制御を行う場合には、
良好な性能を得ることができないという未解決の課題が
ある。
【０００５】この課題を解決するために、従来は、Ａ／
Ｄ変換器の入力側にアナログローパスフィルタを設ける
か又はＡ／Ｄ変換器の出力側にディジタルローパスフィ
ルタを設けて、高周波ノイズを除去するようにしている
のが一般的である。ここで、ローパスフィルタのカット
オフ周波数を低く設定すると、図１１(b)に示すよう
に、増圧又は減圧モードに切換えた際にフィルタ出力の
応答に遅れが生じ、逆にカットオフ周波数を高く設定す
ると、図１１(c) に示すように、十分なノイズ除去がで
きなくなり、フィルタ出力の応答遅れを小さくしながら
十分なノイズ除去を行うという相反する要求を満足する
ことができないという未解決の課題がある。
Ｄ変換器の入力側にアナログローパスフィルタを設ける
か又はＡ／Ｄ変換器の出力側にディジタルローパスフィ
ルタを設けて、高周波ノイズを除去するようにしている
のが一般的である。ここで、ローパスフィルタのカット
オフ周波数を低く設定すると、図１１(b)に示すよう
に、増圧又は減圧モードに切換えた際にフィルタ出力の
応答に遅れが生じ、逆にカットオフ周波数を高く設定す
ると、図１１(c) に示すように、十分なノイズ除去がで
きなくなり、フィルタ出力の応答遅れを小さくしながら
十分なノイズ除去を行うという相反する要求を満足する
ことができないという未解決の課題がある。
【０００６】そこで、本発明は、上記従来例の未解決の
課題に着目してなされたものであり、高周波ノイズを除
去しながら応答性の優れた制動圧検出値を得ることがで
きる制動圧制御装置を提供することを目的としている。
課題に着目してなされたものであり、高周波ノイズを除
去しながら応答性の優れた制動圧検出値を得ることがで
きる制動圧制御装置を提供することを目的としている。
【０００７】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明に係る制動力制御装置は、図１の基本構成図
に示すように、前輪及び後輪の少なくとも一方に配設さ
れた入力される流体圧に応じて制動力を制御可能な制動
力制御手段と、前記制動力制御手段の流体圧を検出する
制動圧検出手段と、該制動圧検出手段の制動圧検出値の
Ａ／Ｄ変換値を第１の所定周期毎に読込み、これに所定
の信号処理を行って補正値を出力する信号処理手段と、
各制動力制御手段の目標制動圧を算出する目標制動圧算
出手段と、該目標制動圧算出手段の目標制動圧と前記補
正値とが一致するように、前記第１の所定周期より長い
第２の所定周期毎に前記増圧、保持及び減圧モードの何
れかを決定し、前記制動力制御手段を制御する制動圧制
御手段と、該制動圧制御手段で、保持モードから他のモ
ードへの切換え時点で、そのときの補正値と予め設定し
た所定の圧力変化割合とにより制動圧の予測値を一意に
求める制動圧推定手段とを備え、前記信号処理手段は、
前記制動圧制御手段で増圧又は減圧モードが決定された
ときに前記制動圧推定手段の予測値を補正値として選択
することを特徴としている。
に、本発明に係る制動力制御装置は、図１の基本構成図
に示すように、前輪及び後輪の少なくとも一方に配設さ
れた入力される流体圧に応じて制動力を制御可能な制動
力制御手段と、前記制動力制御手段の流体圧を検出する
制動圧検出手段と、該制動圧検出手段の制動圧検出値の
Ａ／Ｄ変換値を第１の所定周期毎に読込み、これに所定
の信号処理を行って補正値を出力する信号処理手段と、
各制動力制御手段の目標制動圧を算出する目標制動圧算
出手段と、該目標制動圧算出手段の目標制動圧と前記補
正値とが一致するように、前記第１の所定周期より長い
第２の所定周期毎に前記増圧、保持及び減圧モードの何
れかを決定し、前記制動力制御手段を制御する制動圧制
御手段と、該制動圧制御手段で、保持モードから他のモ
ードへの切換え時点で、そのときの補正値と予め設定し
た所定の圧力変化割合とにより制動圧の予測値を一意に
求める制動圧推定手段とを備え、前記信号処理手段は、
前記制動圧制御手段で増圧又は減圧モードが決定された
ときに前記制動圧推定手段の予測値を補正値として選択
することを特徴としている。
【０００８】
【作用】本発明に係る制動力制御装置においては、ホイ
ールシリンダ等の制動力制御手段の制動圧を制動圧検出
手段で検出し、この制動圧検出値のＡ／Ｄ変換値を信号
処理手段で第１の所定周期毎に読込む。一方、制動圧制
御手段で、目標制動圧と信号処理手段から出力される補
正値とが一致するように、増圧、保持及び減圧モードの
何れかを決定し、決定された制御モードで制動力制御手
段を制御する。そして、制動圧推定手段で、制動圧制御
手段での保持モードから増圧モード又は減圧モードへの
切換時に、そのときの補正値と所定の圧力変化割合とに
基づいて制動圧の予測値を一意に求め、信号処理手段
で、増圧モード又は減圧モードの開始時に制動圧検出値
に基づく補正値に代えて制動圧推定手段の予測値を補正
値として選択する。このため、保持モードから増圧モー
ド又は減圧モードへの切換時に、制動圧検出値に現れる
高周波の振動成分の影響を受けることなく、応答性の優
れた制動圧検出値を得ることができる。
ールシリンダ等の制動力制御手段の制動圧を制動圧検出
手段で検出し、この制動圧検出値のＡ／Ｄ変換値を信号
処理手段で第１の所定周期毎に読込む。一方、制動圧制
御手段で、目標制動圧と信号処理手段から出力される補
正値とが一致するように、増圧、保持及び減圧モードの
何れかを決定し、決定された制御モードで制動力制御手
段を制御する。そして、制動圧推定手段で、制動圧制御
手段での保持モードから増圧モード又は減圧モードへの
切換時に、そのときの補正値と所定の圧力変化割合とに
基づいて制動圧の予測値を一意に求め、信号処理手段
で、増圧モード又は減圧モードの開始時に制動圧検出値
に基づく補正値に代えて制動圧推定手段の予測値を補正
値として選択する。このため、保持モードから増圧モー
ド又は減圧モードへの切換時に、制動圧検出値に現れる
高周波の振動成分の影響を受けることなく、応答性の優
れた制動圧検出値を得ることができる。
【０００９】
【実施例】以下、この発明の実施例を図面に基づいて説
明する。図２はこの一実施例を示す油圧系統図である。
図中、１ＦＬ，１ＦＲは前輪に取付けられた制動手段と
してのホイールシリンダ、１ＲＬ，１ＲＲは後輪に取付
けられた制動手段としてのホイールシリンダであって、
これらホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲに供給するブレ
ーキ油圧がアクチュエータ２によって制御される。
明する。図２はこの一実施例を示す油圧系統図である。
図中、１ＦＬ，１ＦＲは前輪に取付けられた制動手段と
してのホイールシリンダ、１ＲＬ，１ＲＲは後輪に取付
けられた制動手段としてのホイールシリンダであって、
これらホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲに供給するブレ
ーキ油圧がアクチュエータ２によって制御される。
【００１０】このアクチュエータ２は、前輪側のホイー
ルシリンダ１ＦＬ及び１ＲＲのシリンダ圧を個別に制御
する３ポート３位置電磁方向切換弁３ＦＬ及び３ＦＲ
と、後輪側のホイールシリンダ１ＲＬ及び１ＲＲを同時
に制御する３ポート３位置電磁方向切換弁３Ｒとを備え
ている。そして、電磁方向切換弁３ＦＬ及び３ＦＲのＰ
ポートがブレーキペダル４に連結された２系統マスター
シリンダ５の一方の系統に接続され、また電磁方向切換
弁３ＦＬ及び３ＦＲのＡポートが個別にホイールシリン
ダ１ＦＬ及び１ＦＲに接続され、さらにＢポートが電動
モータ（図示せず）によって回転駆動される油圧ポンプ
７Ｆを介してマスターシリンダ５の一方の系統に接続さ
れている。
ルシリンダ１ＦＬ及び１ＲＲのシリンダ圧を個別に制御
する３ポート３位置電磁方向切換弁３ＦＬ及び３ＦＲ
と、後輪側のホイールシリンダ１ＲＬ及び１ＲＲを同時
に制御する３ポート３位置電磁方向切換弁３Ｒとを備え
ている。そして、電磁方向切換弁３ＦＬ及び３ＦＲのＰ
ポートがブレーキペダル４に連結された２系統マスター
シリンダ５の一方の系統に接続され、また電磁方向切換
弁３ＦＬ及び３ＦＲのＡポートが個別にホイールシリン
ダ１ＦＬ及び１ＦＲに接続され、さらにＢポートが電動
モータ（図示せず）によって回転駆動される油圧ポンプ
７Ｆを介してマスターシリンダ５の一方の系統に接続さ
れている。
【００１１】また、電磁方向切換弁３ＲのＡポートがホ
イールシリンダ１ＲＬ及び１ＲＲに接続され、Ｂポート
が電動モータ（図示せず）によって回転駆動される油圧
ポンプ７Ｒを介してマスターシリンダ５の他方の系統に
接続されている。さらに、電磁方向切換弁３ＦＬ及び３
ＦＲのＰポートと油圧ポンプ７Ｆとの間の管路にアキュ
ムレータ８Ｆが接続され、Ｂポートと油圧ポンプ７Ｆと
の間の管路にリザーバタンク９Ｆが接続され、同様に電
磁方向切換弁３ＲのＰポートと油圧ポンプ７Ｒとの間の
管路にアキュムレータ８Ｒが接続され、Ｂポートと油圧
ポンプ７Ｒとの間の管路にリザーバタンク９Ｒが接続さ
れている。
イールシリンダ１ＲＬ及び１ＲＲに接続され、Ｂポート
が電動モータ（図示せず）によって回転駆動される油圧
ポンプ７Ｒを介してマスターシリンダ５の他方の系統に
接続されている。さらに、電磁方向切換弁３ＦＬ及び３
ＦＲのＰポートと油圧ポンプ７Ｆとの間の管路にアキュ
ムレータ８Ｆが接続され、Ｂポートと油圧ポンプ７Ｆと
の間の管路にリザーバタンク９Ｆが接続され、同様に電
磁方向切換弁３ＲのＰポートと油圧ポンプ７Ｒとの間の
管路にアキュムレータ８Ｒが接続され、Ｂポートと油圧
ポンプ７Ｒとの間の管路にリザーバタンク９Ｒが接続さ
れている。
【００１２】ここで、各電磁方向切換弁３ＦＬ〜３Ｒの
夫々は、ノーマル位置の第１の切換位置でマスターシリ
ンダ５とホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとを直接接続
してホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲのブレーキ液圧を
マスターシリンダ５に応じた値とする増圧状態とし、第
２の切換位置でホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとマス
ターシリンダ５及び油圧ポンプ７Ｆ及び７Ｒとの間を遮
断してホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲのブレーキ液圧
を保持する保持状態とし、さらに第３の切換位置でホイ
ールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとマスターシリンダ５との
間を油圧ポンプを介して接続することにより、ホイール
シリンダ１ＦＬ〜１ＲＲ内の作動油をマスターシリンダ
５側に戻す減圧状態とし、これらの切換位置が後述する
制動圧制御装置１６から供給される３段階の電流値によ
って切換制御される。
夫々は、ノーマル位置の第１の切換位置でマスターシリ
ンダ５とホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとを直接接続
してホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲのブレーキ液圧を
マスターシリンダ５に応じた値とする増圧状態とし、第
２の切換位置でホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとマス
ターシリンダ５及び油圧ポンプ７Ｆ及び７Ｒとの間を遮
断してホイールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲのブレーキ液圧
を保持する保持状態とし、さらに第３の切換位置でホイ
ールシリンダ１ＦＬ〜１ＲＲとマスターシリンダ５との
間を油圧ポンプを介して接続することにより、ホイール
シリンダ１ＦＬ〜１ＲＲ内の作動油をマスターシリンダ
５側に戻す減圧状態とし、これらの切換位置が後述する
制動圧制御装置１６から供給される３段階の電流値によ
って切換制御される。
【００１３】一方、車両には、ステアリングホイール１
０の操舵角を検出して、ステアリングホイール１０が中
立位置にあるときに零の電圧、この中立位置から右切り
したときに操舵角に応じた負の電圧、及び中立位置から
左切りしたときに操舵角に応じた正の電圧となる操舵角
検出値θを出力する操舵状態検出手段としての操舵角セ
ンサ１１が配設されていると共に、車速に応じた車速検
出値ＶX を出力する速度検出手段としての車速センサ１
２が取付けられ、またブレーキペダル４の踏込状態を検
出するブレーキスイッチ１３が取付けられていると共
に、各ホイールシリンダ１ＦＬ，１ＦＲ，１ＲＬ，１Ｒ
Ｒ及びマスターシリンダ５のシリンダ圧に応じたアナロ
グ電圧でなる圧力検出値ＰFL，ＰFR，ＰR 及びＰMCを出
力する圧力センサ１４ＦＬ，１４ＦＲ，１４Ｒ及び１４
ＭＣが取付けられ、これら各センサの圧力検出値ＰFL，
ＰFR，ＰR 及びＰMCが制動圧制御装置１６に入力され
る。
０の操舵角を検出して、ステアリングホイール１０が中
立位置にあるときに零の電圧、この中立位置から右切り
したときに操舵角に応じた負の電圧、及び中立位置から
左切りしたときに操舵角に応じた正の電圧となる操舵角
検出値θを出力する操舵状態検出手段としての操舵角セ
ンサ１１が配設されていると共に、車速に応じた車速検
出値ＶX を出力する速度検出手段としての車速センサ１
２が取付けられ、またブレーキペダル４の踏込状態を検
出するブレーキスイッチ１３が取付けられていると共
に、各ホイールシリンダ１ＦＬ，１ＦＲ，１ＲＬ，１Ｒ
Ｒ及びマスターシリンダ５のシリンダ圧に応じたアナロ
グ電圧でなる圧力検出値ＰFL，ＰFR，ＰR 及びＰMCを出
力する圧力センサ１４ＦＬ，１４ＦＲ，１４Ｒ及び１４
ＭＣが取付けられ、これら各センサの圧力検出値ＰFL，
ＰFR，ＰR 及びＰMCが制動圧制御装置１６に入力され
る。
【００１４】制動圧制御装置１６は、図３に示すよう
に、各センサ１１，１２及び１４ＦＬ〜１４ＭＣの各検
出値がセンサ１２の検出値については直接、センサ１１
及び１４ＦＬ〜１４ＭＣについてはＡ／Ｄ変換器１７ａ
〜１７ｅを介して入力されると共に、ブレーキスイッチ
１３のスイッチ信号が直接入力されるマイクロコンピュ
ータ１９と、このマイクロコンピュータ１９から出力さ
れる制御信号ＣＳFL，ＣＳFR及びＣＳR がＤ／Ａ変換器
１８ａ〜１８ｃを介して個別に入力されて前述した電磁
方向切換弁３ＦＬ，３ＦＲ及び３Ｒのソレノイドを駆動
するフローティング形の定電流回路２０ＦＬ，２０ＦＲ
及び２０Ｒとを備えている。
に、各センサ１１，１２及び１４ＦＬ〜１４ＭＣの各検
出値がセンサ１２の検出値については直接、センサ１１
及び１４ＦＬ〜１４ＭＣについてはＡ／Ｄ変換器１７ａ
〜１７ｅを介して入力されると共に、ブレーキスイッチ
１３のスイッチ信号が直接入力されるマイクロコンピュ
ータ１９と、このマイクロコンピュータ１９から出力さ
れる制御信号ＣＳFL，ＣＳFR及びＣＳR がＤ／Ａ変換器
１８ａ〜１８ｃを介して個別に入力されて前述した電磁
方向切換弁３ＦＬ，３ＦＲ及び３Ｒのソレノイドを駆動
するフローティング形の定電流回路２０ＦＬ，２０ＦＲ
及び２０Ｒとを備えている。
【００１５】マイクロコンピュータ１９は、少なくとも
入力インタフェース回路１９ａ、出力インタフェース回
路１９ｂ、演算処理装置１９ｃ及び記憶装置１９ｄを備
え、演算処理装置１９ｃで、各圧力センサ１４ＦＬ〜１
４ＭＣの圧力検出値ＰFL〜Ｐ MCをＡ／Ｄ変換器１７ｂ〜
１７ｅでディジタル値に変換した値を一定周期Ｔ1 で読
込み、これらに基づいて図６の処理を実行して、各圧力
検出値ＰFL〜ＰR の補正値ＰFLA 〜ＰRAを算出し、且つ
操舵角センサ１１からの操舵角検出値θ，車速センサ１
２からの車速検出値ＶX 及び圧力センサ１４ＭＣからの
マスターシリンダ圧検出値ＰMCに基づいて図５の処理を
実行して、前輪左右の目標制動力としての目標ホイール
シリンダ圧Ｐ* FR及びＰ* FLを算出すると共に、これら
目標ホイールシリンダ圧Ｐ* FR及びＰ* FLと、圧力セン
サ１４ＦＲ，１４ＦＬにおけるシリンダ圧検出値ＰFR及
びＰFLの補正値ＰFRA 及びＰFLA と、圧力センサ１４Ｍ
Ｃのシリンダ圧検出値ＰMCとに基づいて図７の処理を実
行してアクチュエータ２の電磁方向切換弁３ＦＬ，３Ｆ
Ｒを制御する制御信号ＣＳFL，ＣＳFRを出力し、且つ電
磁方向切換弁３Ｒに対しては、常時零の制御信号ＣＳR
を出力する。
入力インタフェース回路１９ａ、出力インタフェース回
路１９ｂ、演算処理装置１９ｃ及び記憶装置１９ｄを備
え、演算処理装置１９ｃで、各圧力センサ１４ＦＬ〜１
４ＭＣの圧力検出値ＰFL〜Ｐ MCをＡ／Ｄ変換器１７ｂ〜
１７ｅでディジタル値に変換した値を一定周期Ｔ1 で読
込み、これらに基づいて図６の処理を実行して、各圧力
検出値ＰFL〜ＰR の補正値ＰFLA 〜ＰRAを算出し、且つ
操舵角センサ１１からの操舵角検出値θ，車速センサ１
２からの車速検出値ＶX 及び圧力センサ１４ＭＣからの
マスターシリンダ圧検出値ＰMCに基づいて図５の処理を
実行して、前輪左右の目標制動力としての目標ホイール
シリンダ圧Ｐ* FR及びＰ* FLを算出すると共に、これら
目標ホイールシリンダ圧Ｐ* FR及びＰ* FLと、圧力セン
サ１４ＦＲ，１４ＦＬにおけるシリンダ圧検出値ＰFR及
びＰFLの補正値ＰFRA 及びＰFLA と、圧力センサ１４Ｍ
Ｃのシリンダ圧検出値ＰMCとに基づいて図７の処理を実
行してアクチュエータ２の電磁方向切換弁３ＦＬ，３Ｆ
Ｒを制御する制御信号ＣＳFL，ＣＳFRを出力し、且つ電
磁方向切換弁３Ｒに対しては、常時零の制御信号ＣＳR
を出力する。
【００１６】次に、上記実施例の動作を説明する。先
ず、上記実施例の制御原理について説明すると、車両の
運動を、図４に示すように、ヨーイング及び横方向の２
自由度と考えた場合、運動方程式は下記(1)式及び(2)
式で表すことができる。 ＩZ ・Ψ″(t) ＝Ｃf ・Ｌf −Ｃr ・Ｌr ＋Ｔf ・( ＢFL(t) −ＢFR(t))/2 …………(1) Ｍ・Ｖ′y (t) ＝2(Ｃf ＋Ｃr ) −Ｍ・Ｖx (t) ・Ψ′ …………(2) ここで、ＩZ は車両ヨー慣性モーメント、Ψ′はヨー
レート、Ｌf は車両重心と前車軸との間の距離、Ｌr は
車両重心と後車軸との間の距離、Ｔf は前輪トレッド、
ＢFL(t) は左前輪制動力、ＢFR(t) は右前輪制動力、Ｍ
は車両重量、Ｖy は車両横方向速度、Ｖ′y (t) は車両
横方向加速度、Ｖx は車両前後方向速度である。また、
Ｃf 及びＣr は、前輪及び後輪のコーナリングフォース
であって、下記(3) 式及び(4) 式で表すことができる。
ず、上記実施例の制御原理について説明すると、車両の
運動を、図４に示すように、ヨーイング及び横方向の２
自由度と考えた場合、運動方程式は下記(1)式及び(2)
式で表すことができる。 ＩZ ・Ψ″(t) ＝Ｃf ・Ｌf −Ｃr ・Ｌr ＋Ｔf ・( ＢFL(t) −ＢFR(t))/2 …………(1) Ｍ・Ｖ′y (t) ＝2(Ｃf ＋Ｃr ) −Ｍ・Ｖx (t) ・Ψ′ …………(2) ここで、ＩZ は車両ヨー慣性モーメント、Ψ′はヨー
レート、Ｌf は車両重心と前車軸との間の距離、Ｌr は
車両重心と後車軸との間の距離、Ｔf は前輪トレッド、
ＢFL(t) は左前輪制動力、ＢFR(t) は右前輪制動力、Ｍ
は車両重量、Ｖy は車両横方向速度、Ｖ′y (t) は車両
横方向加速度、Ｖx は車両前後方向速度である。また、
Ｃf 及びＣr は、前輪及び後輪のコーナリングフォース
であって、下記(3) 式及び(4) 式で表すことができる。
【００１７】 Ｃf ＝Ｋf ｛θ(t)/Ｎ−( Ｖy ＋Ｌf ・Ψ′(t) ／Ｖx (t) ) ｝…………(3) Ｃr ＝−Ｋr ( Ｖy −Ｌr ・Ψ′(t) ) ／Ｖx (t) …………(4) なお、θ(t) は操舵角、Ｎはステアリングギヤ比、Ｋf
は前輪コーナリングパワー、Ｋr は後輪コーナリングパ
ワーである。そして、前記(3) 式及び(4) 式を前記(1)
式及び(2) 式に代入し、ヨーレートΨ′(t) 、横方向速
度Ｖy (t) に関する微分方程式と考えると、下記(5) 式
及び(6)式で表現することができる。
は前輪コーナリングパワー、Ｋr は後輪コーナリングパ
ワーである。そして、前記(3) 式及び(4) 式を前記(1)
式及び(2) 式に代入し、ヨーレートΨ′(t) 、横方向速
度Ｖy (t) に関する微分方程式と考えると、下記(5) 式
及び(6)式で表現することができる。
【００１８】 Ψ″(t) ＝ａ11・Ψ′(t) ＋ａ12・Ｖy (t) ＋ｂ1 ・θ(t) ＋ｂpl・ΔＢf (t) …………(5) Ｖ′y (t) ＝ａ21・Ψ′(t) ＋ａ22・Ｖy (t) ＋ｂ2 ・θ(t) …………(6) 但し、ΔＢf (t) ＝ＢFL(t) −ＢFR(t) ………(7.1) ａ11＝-2(Kf ・ Lf ・ Lf ＋ Kr ・ Lr ・ Lr )/( ＩZ ・ＶX ) …(7.2) ａ12＝-2(Kf ・ Lf − Kr ・ Lr )/( ＩZ ・ＶX ) ………(7.3) ａ21＝-2(Kf ・ Lf − Kr ・ Lr )/( Ｍ・ＶX ) −ＶX ………(7.4) ａ22＝-2( Ｋf ＋Ｋr )/( Ｍ・ＶX ) ………(7.5) ｂ1 ＝２・Ｋf ・Ｌf /(ＩZ ・Ｎ) ………(7.6) ｂ2 ＝２・Ｋf /(Ｍ・Ｎ） ………(7.7) ｂp1＝Ｔf /(２・ＩZ ） ………(7.8) である。
【００１９】上記(5) 式及び(6) 式より、操舵角入力θ
(t) に対する発生ヨーレートΨ′1 (t) の関係は、微分
演算子ｓを用いると下記(8) 式のように表せる。 この(8) 式の伝達関数Ｘ(s) は（一次）／（二次）
の形であり、ＶX が大きくなる程操舵角入力θ(t) に対
する発生ヨーレートΨ′1(t)は振動的になり、車両操縦
性及び安定性が悪化することが分かる。すなわち、前記
(8) 式の分母の一次の項に係る係数｛−(a11＋a22)｝
は、制御系の減衰係数ζに相当し、このため係数｛−(a
11＋a22)｝に前記(7.2) 式及び(7.5) 式に示すａ11及び
ａ22を代入すると、これらａ11，ａ22が常に負の値とな
ることから、減衰係数ζは正の減衰であり、且つ車両前
後方向速度ＶX が大きくなる程減衰係数ζは零に近づく
ことになる。つまり、車両前後方向速度ＶX が大きくな
る程、制御系の減衰係数ζが小さくなるため、ヨーレー
トΨ′1(t)は振動的（減衰し難い）になる。
(t) に対する発生ヨーレートΨ′1 (t) の関係は、微分
演算子ｓを用いると下記(8) 式のように表せる。 この(8) 式の伝達関数Ｘ(s) は（一次）／（二次）
の形であり、ＶX が大きくなる程操舵角入力θ(t) に対
する発生ヨーレートΨ′1(t)は振動的になり、車両操縦
性及び安定性が悪化することが分かる。すなわち、前記
(8) 式の分母の一次の項に係る係数｛−(a11＋a22)｝
は、制御系の減衰係数ζに相当し、このため係数｛−(a
11＋a22)｝に前記(7.2) 式及び(7.5) 式に示すａ11及び
ａ22を代入すると、これらａ11，ａ22が常に負の値とな
ることから、減衰係数ζは正の減衰であり、且つ車両前
後方向速度ＶX が大きくなる程減衰係数ζは零に近づく
ことになる。つまり、車両前後方向速度ＶX が大きくな
る程、制御系の減衰係数ζが小さくなるため、ヨーレー
トΨ′1(t)は振動的（減衰し難い）になる。
【００２０】そこで、例えば目標ヨーレートΨ′r(t)を
操舵角入力θ(t) に対してオーバシュート及びアンダシ
ュートの無い１次遅れ系とし、且つ定常値をノーマルの
車両と等しく設定すれば、目標ヨーレートΨ′r(t)は下
記(9) 式で表すことができる。 Ψ′r(t)＝Ｈ0 ・θ(t) ／（１＋τＳ） …………(9) 但し、Ｈ0 は定常ヨーレートゲインで、スタビリティフ
ァクタＡを用いることにより、下記(10)式によって定義
される。
操舵角入力θ(t) に対してオーバシュート及びアンダシ
ュートの無い１次遅れ系とし、且つ定常値をノーマルの
車両と等しく設定すれば、目標ヨーレートΨ′r(t)は下
記(9) 式で表すことができる。 Ψ′r(t)＝Ｈ0 ・θ(t) ／（１＋τＳ） …………(9) 但し、Ｈ0 は定常ヨーレートゲインで、スタビリティフ
ァクタＡを用いることにより、下記(10)式によって定義
される。
【００２１】 Ｈ0 ＝ＶX ／｛（１＋Ａ・ＶX 2)・Ｌ・Ｎ） …………(10) ここで、Ｌはホイールベースであり、またスタビリティ
ファクタＡは、 Ａ＝−Ｍ（Ｌf ・Ｋf −Ｌr ・Ｋr ）／２・Ｌ2 ・Ｋf ・Ｋr …………(11) で表される。
ファクタＡは、 Ａ＝−Ｍ（Ｌf ・Ｋf −Ｌr ・Ｋr ）／２・Ｌ2 ・Ｋf ・Ｋr …………(11) で表される。
【００２２】このように、上記(9) 式で定常値をノーマ
ルの車両と等しく設定するようにしているので、前述し
た従来例のように車両の制動時に積極的に回頭性を向上
させるものではなく、制動時、非制動時にかかわらず操
舵角検出値θと車速検出値Ｖ X とによって定められた所
定のヨー特性を満足させて、車両の操縦安定性を向上さ
せることができる。
ルの車両と等しく設定するようにしているので、前述し
た従来例のように車両の制動時に積極的に回頭性を向上
させるものではなく、制動時、非制動時にかかわらず操
舵角検出値θと車速検出値Ｖ X とによって定められた所
定のヨー特性を満足させて、車両の操縦安定性を向上さ
せることができる。
【００２３】次に、前輪左右の制動力差ΔＢf (t) を用
いて、車両の発生ヨーレートΨ′(t) を目標ヨーレート
Ψ′r(t)に一致させる方法について説明する。前記(９)
式を変形すると、目標ヨーレートの微分値Ψ″r(t)は、
下記(12)式で求めることができる。 Ψ″r(t)＝Ｈ0 ・θ(t) ／τ−Ψ′r(t)／τ …………(12) また、操舵角入力θ(t) と前輪左右制動力差ΔＢf (t)
による発生ヨーレートΨ′(t) が、目標ヨーレートΨ′
r(t)と一致すると仮定すれば、各々の微分値Ψ″(t) ，
Ψ″r(t)も一致する。したがって、Ψ″r(t)＝Ψ″(t)
、Ψ′r(t)＝Ψ′(t) と仮定し、また前記仮定が成立
する時の横方向速度Ｖy(t) をＶyr(t) と定義して、こ
れらを前記(5) 式及び(6) 式に代入することにより、下
記(13)式及び(14)式を得ることができる。
いて、車両の発生ヨーレートΨ′(t) を目標ヨーレート
Ψ′r(t)に一致させる方法について説明する。前記(９)
式を変形すると、目標ヨーレートの微分値Ψ″r(t)は、
下記(12)式で求めることができる。 Ψ″r(t)＝Ｈ0 ・θ(t) ／τ−Ψ′r(t)／τ …………(12) また、操舵角入力θ(t) と前輪左右制動力差ΔＢf (t)
による発生ヨーレートΨ′(t) が、目標ヨーレートΨ′
r(t)と一致すると仮定すれば、各々の微分値Ψ″(t) ，
Ψ″r(t)も一致する。したがって、Ψ″r(t)＝Ψ″(t)
、Ψ′r(t)＝Ψ′(t) と仮定し、また前記仮定が成立
する時の横方向速度Ｖy(t) をＶyr(t) と定義して、こ
れらを前記(5) 式及び(6) 式に代入することにより、下
記(13)式及び(14)式を得ることができる。
【００２４】 Ψ″r(t)＝a11 ・Ψ′r(t)＋a12 ・Ｖyr(t) ＋b1・θ(t) ＋b p1・ΔＢf (t) …………(13) Ｖ′yr(t) ＝a21 ・Ψ′r(t)＋a22 ・Ｖyr(t) ＋b2・θ(t) …………(14) そして、上記(13)式に前記(12)式を代入すれば、前輪
左右の制動力差ΔＢf (t) は下記(15)式で求めることが
できる。 ΔＢf (t) ＝（Ψ″r(t)−a11 ・Ψ′r(t)−a12 ・Ｖyr(t) −b1・θ(t))／ｂp1 …………(15) この(15)式で求めた前輪左右の制動力差ΔＢf (t)を
発生させるためには、前輪左右のホイールシリンダ圧に
差圧を生じさせればよく、ホイールシリンダ圧Ｐと制動
力Ｂf との関係は、車輪の慣性モーメントを無視すれ
ば、下記(16)式で求めることができる。
左右の制動力差ΔＢf (t) は下記(15)式で求めることが
できる。 ΔＢf (t) ＝（Ψ″r(t)−a11 ・Ψ′r(t)−a12 ・Ｖyr(t) −b1・θ(t))／ｂp1 …………(15) この(15)式で求めた前輪左右の制動力差ΔＢf (t)を
発生させるためには、前輪左右のホイールシリンダ圧に
差圧を生じさせればよく、ホイールシリンダ圧Ｐと制動
力Ｂf との関係は、車輪の慣性モーメントを無視すれ
ば、下記(16)式で求めることができる。
【００２５】 Ｂf ＝２・μp ・Ａp ・ｒp ・Ｐ／Ｒ＝ｋp ・Ｐ …………(16) ｋp ＝２・μp ・Ａp ・ｒp ／Ｒ …………(17) 但し、ｋp はホイールシリンダ圧と制動力との比例定数
であり、μp はブレーキパッド及びディスクロータ間摩
擦係数、Ａp はホイールシリンダ面積、ｒp はディスク
ロータ有効半径、Ｒはタイヤ半径である。
であり、μp はブレーキパッド及びディスクロータ間摩
擦係数、Ａp はホイールシリンダ面積、ｒp はディスク
ロータ有効半径、Ｒはタイヤ半径である。
【００２６】したがって、前輪左右のホイールシリンダ
圧の目標差圧をΔＰ(t) とすれば、この目標差圧ΔＰ
(t) は、 ΔＰ(t) ＝ΔＢf (t) ／ｋp …………(18) で表すことができる。そして、上記(18)式で求められた
目標差圧ΔＰ(t) とマスターシリンダ圧ＰMC(t) とか
ら、前輪左右の目標ホイールシリンダ圧ＰFL(t) 及びＰ
FR(t) を下記(19)式及び(20)式に従って算出する。
圧の目標差圧をΔＰ(t) とすれば、この目標差圧ΔＰ
(t) は、 ΔＰ(t) ＝ΔＢf (t) ／ｋp …………(18) で表すことができる。そして、上記(18)式で求められた
目標差圧ΔＰ(t) とマスターシリンダ圧ＰMC(t) とか
ら、前輪左右の目標ホイールシリンダ圧ＰFL(t) 及びＰ
FR(t) を下記(19)式及び(20)式に従って算出する。
【００２７】 Ｐ* FL(t) ＝ＰMC(t) （ΔＰ(t) ≧０） ＝ＰMC(t) ＋ΔＰ(t) （ΔＰ(t) ＜０且つＰMC(t) ＞−ΔＰ(t) ） ＝０ …………(19) （ΔＰ(t) ＜０且つＰMC(t) ≦−ΔＰ(t) ） Ｐ* FR(t) ＝ＰMC(t) （ΔＰ(t) ＜０） ＝ＰMC(t) −ΔＰ(t) （ΔＰ(t) ≧０且つＰMC(t) ＞ΔＰ(t) ） ＝０ …………(20) （ΔＰ(t) ≧０且つＰMC(t) ≦ΔＰ(t) ） なお、前後輪のコーナリングパワーＫf,Ｋr は制動力
及び駆動力が加わることにより変化するので、制動時の
コーナリングパワーを算出する必要がある。
及び駆動力が加わることにより変化するので、制動時の
コーナリングパワーを算出する必要がある。
【００２８】すなわち、前輪及び後輪のコーナリングフ
ォースＣf 及びＣr と制動力及び駆動力とは、一般に図
８に示すような摩擦円の概念によって関係づけられてい
る。以下、前輪を例にとって制動力が加わるときのコー
ナリングパワーＫf の算出方法を説明する。先ず、前輪
側のコーナリングフォースＣf は車輪横すべり角βに比
例すると仮定し、タイヤの出し得る最大摩擦力（即ち摩
擦円半径）をＦ0 、コーナリングフォースＣf が最大値
Ｃfmaxとなるときの横すべり角βをβmax 、制動力が加
わらないときのコーナリングパワーをＫf0とすれば、 Ｃfmax＝Ｆ0 ＝Ｋf0・βmax …………(21) の関係が得られる。
ォースＣf 及びＣr と制動力及び駆動力とは、一般に図
８に示すような摩擦円の概念によって関係づけられてい
る。以下、前輪を例にとって制動力が加わるときのコー
ナリングパワーＫf の算出方法を説明する。先ず、前輪
側のコーナリングフォースＣf は車輪横すべり角βに比
例すると仮定し、タイヤの出し得る最大摩擦力（即ち摩
擦円半径）をＦ0 、コーナリングフォースＣf が最大値
Ｃfmaxとなるときの横すべり角βをβmax 、制動力が加
わらないときのコーナリングパワーをＫf0とすれば、 Ｃfmax＝Ｆ0 ＝Ｋf0・βmax …………(21) の関係が得られる。
【００２９】この(21)式が成り立つ時に制動力Ｂf が加
わると、最大コーナリングフォースＣfmaxは、下記(22)
式のように変化する。 Ｃfmax＝（Ｆ0 2 −Ｂf 2)1/2 ＝Ｆ0 ｛１−（Ｂf ／Ｆ0 ）2 ｝1/2 ＝［Ｋf0｛１−（Ｂf ／Ｆ0 ）2 ｝1/2 ］βmax …………(22) したがって、制動力Ｂf が加わったときの前輪側コーナ
リングパワーＫf は下記(23)式で求めることができる。
わると、最大コーナリングフォースＣfmaxは、下記(22)
式のように変化する。 Ｃfmax＝（Ｆ0 2 −Ｂf 2)1/2 ＝Ｆ0 ｛１−（Ｂf ／Ｆ0 ）2 ｝1/2 ＝［Ｋf0｛１−（Ｂf ／Ｆ0 ）2 ｝1/2 ］βmax …………(22) したがって、制動力Ｂf が加わったときの前輪側コーナ
リングパワーＫf は下記(23)式で求めることができる。
【００３０】 Ｋf ＝Ｋf0｛１−（Ｂf ／Ｆ0 ）2 ｝1/2 …………(23) そして、前輪側コーナリングパワーＫf を前輪側の左右
輪の平均値とすれば、前輪左右に制動力ＢFL, ＢFRが加
わった時の前輪側コーナリングパワーＫf は下記(24)式
で求めることができる。 Ｋf ＝Ｋf0［｛1-(BFR/F0)2 ｝1/2 ＋｛1-(BFL/F0)2 ｝1/2 ］/2…………(24) 同様に、後輪の出し得る最大摩擦力をＦ0 ′、制動力が
加わらない時の後輪側コーナリングパワーをＫr0とすれ
ば、後輪に制動力Ｂrが加わった時の後輪側コーナリン
グパワーＫr は下記(25)式で求めることができる。
輪の平均値とすれば、前輪左右に制動力ＢFL, ＢFRが加
わった時の前輪側コーナリングパワーＫf は下記(24)式
で求めることができる。 Ｋf ＝Ｋf0［｛1-(BFR/F0)2 ｝1/2 ＋｛1-(BFL/F0)2 ｝1/2 ］/2…………(24) 同様に、後輪の出し得る最大摩擦力をＦ0 ′、制動力が
加わらない時の後輪側コーナリングパワーをＫr0とすれ
ば、後輪に制動力Ｂrが加わった時の後輪側コーナリン
グパワーＫr は下記(25)式で求めることができる。
【００３１】 Ｋr ＝Ｋr0｛１−（Ｂr ／Ｆ0 ′）2 ｝1/2 …………(25) そして、上記(23)式及び(24)式に前述した(16)式を代入
することにより、下記(26)式及び(27)式に従って前輪側
コーナリングパワーＫf 及び後輪側コーナリングパワー
Ｋr を求めることができる。 Ｋf ＝Ｋf0［｛1-(kp P FR/F0)2 ｝1/2 ＋｛1-(kp P FL/F0)2 ｝1/2 ］/2 …………(26) Ｋr ＝Ｋr0｛１−（ｋp ＰR ／Ｆ0 ′）2 ｝1/2 …………(27) したがって、マイクロコンピュータ１９の演算処理装置
１９ｃで、図５の目標ホイールシリンダ圧演算処理及び
図７の制動力制御処理を実行することにより、前輪側左
右輪に対する制動力を制御して車両のヨーレートを目標
ヨーレートに一致させることができる。
することにより、下記(26)式及び(27)式に従って前輪側
コーナリングパワーＫf 及び後輪側コーナリングパワー
Ｋr を求めることができる。 Ｋf ＝Ｋf0［｛1-(kp P FR/F0)2 ｝1/2 ＋｛1-(kp P FL/F0)2 ｝1/2 ］/2 …………(26) Ｋr ＝Ｋr0｛１−（ｋp ＰR ／Ｆ0 ′）2 ｝1/2 …………(27) したがって、マイクロコンピュータ１９の演算処理装置
１９ｃで、図５の目標ホイールシリンダ圧演算処理及び
図７の制動力制御処理を実行することにより、前輪側左
右輪に対する制動力を制御して車両のヨーレートを目標
ヨーレートに一致させることができる。
【００３２】すなわち、図５の目標ホイールシリンダ圧
演算処理は、所定周期ΔＴ（例えば５msec）毎のタイマ
割込処理として実行され、先ずステップＳ１で、操舵角
センサ１１の操舵角検出値θ、車速センサ１２の車速検
出値ＶX 及び圧力センサ１４ＦＬ〜１４Ｒの圧力検出値
ＰFL〜ＰR を読込み、次いでステップＳ２に移行して圧
力検出値ＰFL〜ＰR の補正値ＰFLA 〜ＰRAを算出する補
正処理を実行する。
演算処理は、所定周期ΔＴ（例えば５msec）毎のタイマ
割込処理として実行され、先ずステップＳ１で、操舵角
センサ１１の操舵角検出値θ、車速センサ１２の車速検
出値ＶX 及び圧力センサ１４ＦＬ〜１４Ｒの圧力検出値
ＰFL〜ＰR を読込み、次いでステップＳ２に移行して圧
力検出値ＰFL〜ＰR の補正値ＰFLA 〜ＰRAを算出する補
正処理を実行する。
【００３３】この補正処理は、図６に示すように、先ず
ステップＳ２１でブレーキスイッチ１３がオフ状態であ
るか否かを判定し、オフ状態であるときには、車両が非
制動状態であると判断してステップＳ２２に移行して、
現在の圧力検出値ＰFL〜ＰR を圧力補正値ＰFLA 〜ＰRA
とし、且つ後述するカウント値Ｎを“０”にクリアして
からサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻り、ブ
レーキスイッチ１３がオン状態であるときには、車両が
制動状態であると判断してステップＳ２３に移行する。
ステップＳ２１でブレーキスイッチ１３がオフ状態であ
るか否かを判定し、オフ状態であるときには、車両が非
制動状態であると判断してステップＳ２２に移行して、
現在の圧力検出値ＰFL〜ＰR を圧力補正値ＰFLA 〜ＰRA
とし、且つ後述するカウント値Ｎを“０”にクリアして
からサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻り、ブ
レーキスイッチ１３がオン状態であるときには、車両が
制動状態であると判断してステップＳ２３に移行する。
【００３４】このステップＳ２３では、ホイールシリン
ダ圧Ｐi （ｉ＝ＦＬ，ＦＲ，Ｒ）がマスターシリンダ圧
ＰMCと一致しているか否かを判定する。この判定は、制
動状態がアクチュエータ２の動作を伴わない通常制動状
態であるか否かを判定するものであり、Ｐi ＝ＰMCであ
るときには、通常制動状態であると判断して前記ステッ
プＳ２２に移行し、Ｐi ≠ＰMCであるときには、アクチ
ュエータ２が動作状態となる制動状態であると判断して
ステップＳ２４に移行する。
ダ圧Ｐi （ｉ＝ＦＬ，ＦＲ，Ｒ）がマスターシリンダ圧
ＰMCと一致しているか否かを判定する。この判定は、制
動状態がアクチュエータ２の動作を伴わない通常制動状
態であるか否かを判定するものであり、Ｐi ＝ＰMCであ
るときには、通常制動状態であると判断して前記ステッ
プＳ２２に移行し、Ｐi ≠ＰMCであるときには、アクチ
ュエータ２が動作状態となる制動状態であると判断して
ステップＳ２４に移行する。
【００３５】このステップＳ２４では、現在のアクチュ
エータ２の制御状態が減圧、保持、増圧モードの何れで
あるかを判定する。このとき、増圧モードであるときに
は、ステップＳ２５に移行して、ホイールシリンダ圧変
化量ΔＰ1 を算出する。ここで、ホイールシリンダ圧Δ
Ｐ1 の算出は、前右輪のホイールシリンダ圧Ｐ FRを例に
とって説明すると、先ず所定時間の増圧（又は減圧）を
行った時のホイールシリンダ圧変化量特性データが予め
必要となる。このホイールシリンダ圧変化量特性データ
は、マスタシリンダ圧及び増圧開始前のホイールシリン
ダ圧が決まれば、圧力変化量が一意に決定される２入力
１出力関数の形で記述されていなければならない。
エータ２の制御状態が減圧、保持、増圧モードの何れで
あるかを判定する。このとき、増圧モードであるときに
は、ステップＳ２５に移行して、ホイールシリンダ圧変
化量ΔＰ1 を算出する。ここで、ホイールシリンダ圧Δ
Ｐ1 の算出は、前右輪のホイールシリンダ圧Ｐ FRを例に
とって説明すると、先ず所定時間の増圧（又は減圧）を
行った時のホイールシリンダ圧変化量特性データが予め
必要となる。このホイールシリンダ圧変化量特性データ
は、マスタシリンダ圧及び増圧開始前のホイールシリン
ダ圧が決まれば、圧力変化量が一意に決定される２入力
１出力関数の形で記述されていなければならない。
【００３６】一例として、マスタシリンダ圧ＰMCを４
０，６０及び８０kg/cm2 の一定値に保った状態で、５
msec間の増圧を行った場合のホイールシリンダ圧変化量
ΔＰ1 の実測データを図９に示す。この場合ホイールシ
リンダ圧変化量ΔＰ1 は、増圧開始前のホイールシリン
ダ圧に依存しており、図９に示した実測データは概ねホ
イールシリンダ圧の２次関数として表せ、例えばマスタ
シリンダ圧ＰMCが６０kg/cm2の時のホイールシリンダ圧
変化量ΔＰ1 は、下記(28)式により近似することができ
る。
０，６０及び８０kg/cm2 の一定値に保った状態で、５
msec間の増圧を行った場合のホイールシリンダ圧変化量
ΔＰ1 の実測データを図９に示す。この場合ホイールシ
リンダ圧変化量ΔＰ1 は、増圧開始前のホイールシリン
ダ圧に依存しており、図９に示した実測データは概ねホ
イールシリンダ圧の２次関数として表せ、例えばマスタ
シリンダ圧ＰMCが６０kg/cm2の時のホイールシリンダ圧
変化量ΔＰ1 は、下記(28)式により近似することができ
る。
【００３７】 ΔＰ1 （ＰMC＝６０kg/cm2）＝ΔＰmax −Ｋ0(ＰFR−Ｐ0)2 …………(28) ただし、ΔＰmax ＝4.5kg/cm2 、Ｋ0 ＝0.0041(kg/cm2)
-1、Ｐ0 ＝２７kg/cm2である。同様に、マスタシリンダ
圧ＰMCが４０kg/cm2及び８０kg/cm2の場合は、夫々下記
(29)式及び(30)式で近似することができる。
-1、Ｐ0 ＝２７kg/cm2である。同様に、マスタシリンダ
圧ＰMCが４０kg/cm2及び８０kg/cm2の場合は、夫々下記
(29)式及び(30)式で近似することができる。
【００３８】 ΔＰ1 （ＰMC＝４０kg/cm2）＝ΔＰmax −Ｋ0(ＰFR−Ｐ0)2 …………(29) ただし、ΔＰmax ＝３kg/cm2、Ｋ0 ＝0.0062(kg/c
m2)-1、Ｐ0 ＝１８kg/cm2である。 ΔＰ1 （ＰMC＝８０kg/cm2）＝ΔＰmax −Ｋ0(ＰFR−Ｐ0)2 …………(30) ただし、ΔＰmax ＝６kg/cm2、Ｋ0 ＝0.0031(kg/c
m2)-1、Ｐ0 ＝３６kg/cm2である。
m2)-1、Ｐ0 ＝１８kg/cm2である。 ΔＰ1 （ＰMC＝８０kg/cm2）＝ΔＰmax −Ｋ0(ＰFR−Ｐ0)2 …………(30) ただし、ΔＰmax ＝６kg/cm2、Ｋ0 ＝0.0031(kg/c
m2)-1、Ｐ0 ＝３６kg/cm2である。
【００３９】上記ΔＰmax 、Ｋ0 及びＰ0 のマスタシリ
ンダ圧ＰMCに対する変化量に着目し、これらをマスタシ
リンダ圧ＰMCの関数と考えると、ホイールシリンダ圧変
化量ΔＰ1 はホイールシリンダ圧ＰFRとマスタシリンダ
圧ＰMCの２変数関数として下記(31)式で近似することが
できる。 ΔＰ1(ＰMC、ＰFR）＝Ｋ1 ＰMC−Ｋ2(ＰFR−Ｋ3 ＰMC)2／ＰMC …………(31) ただし、Ｋ1 ＝０．０７５、Ｋ2 ＝０．２４８、Ｋ3＝
０．４５である。
ンダ圧ＰMCに対する変化量に着目し、これらをマスタシ
リンダ圧ＰMCの関数と考えると、ホイールシリンダ圧変
化量ΔＰ1 はホイールシリンダ圧ＰFRとマスタシリンダ
圧ＰMCの２変数関数として下記(31)式で近似することが
できる。 ΔＰ1(ＰMC、ＰFR）＝Ｋ1 ＰMC−Ｋ2(ＰFR−Ｋ3 ＰMC)2／ＰMC …………(31) ただし、Ｋ1 ＝０．０７５、Ｋ2 ＝０．２４８、Ｋ3＝
０．４５である。
【００４０】したがって、上記(31)式に従ってホイール
シリンダ圧変化量ΔＰ1 を算出する。次いで、ステップ
Ｓ２６に移行して、算出されたホイールシリンダ圧変化
量ΔＰ1 を現在の補正値ＰiAに加算した値を新たな補正
値ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてか
らサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻る。
シリンダ圧変化量ΔＰ1 を算出する。次いで、ステップ
Ｓ２６に移行して、算出されたホイールシリンダ圧変化
量ΔＰ1 を現在の補正値ＰiAに加算した値を新たな補正
値ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてか
らサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻る。
【００４１】また、ステップＳ２４の判定結果が減圧モ
ードであるときには、ステップＳ２７に移行して、ホイ
ールシリンダ圧変化量ΔＰ2 を算出する。このホイール
シリンダ圧変化量ΔＰ2 は、前述したホイールシリンダ
圧変化量ΔＰ1 と同様に、マスタシリンダ圧ＰMCを４
０，６０及び８０kg/cm2 の一定値に保った状態で、５
msec間の減圧を行った場合のホイールシリンダ圧変化量
ΔＰ 2 の実測データを図１０(a),(b) 及び(c) に示す。
この場合ホイールシリンダ圧変化量ΔＰ2 は、減圧開始
前のホイールシリンダ圧と比例関係にあり、且つマスタ
シリンダ圧に対する依存性は無い。したがって、ホイー
ルシリンダ圧変化量ΔＰ2 は、下記(32)式により近似す
ることができ、この(32)式に従ってホイールシリンダ圧
変化量ΔＰ2 を算出する。
ードであるときには、ステップＳ２７に移行して、ホイ
ールシリンダ圧変化量ΔＰ2 を算出する。このホイール
シリンダ圧変化量ΔＰ2 は、前述したホイールシリンダ
圧変化量ΔＰ1 と同様に、マスタシリンダ圧ＰMCを４
０，６０及び８０kg/cm2 の一定値に保った状態で、５
msec間の減圧を行った場合のホイールシリンダ圧変化量
ΔＰ 2 の実測データを図１０(a),(b) 及び(c) に示す。
この場合ホイールシリンダ圧変化量ΔＰ2 は、減圧開始
前のホイールシリンダ圧と比例関係にあり、且つマスタ
シリンダ圧に対する依存性は無い。したがって、ホイー
ルシリンダ圧変化量ΔＰ2 は、下記(32)式により近似す
ることができ、この(32)式に従ってホイールシリンダ圧
変化量ΔＰ2 を算出する。
【００４２】 ΔＰ2(ＰFR）＝Ｋ4 ・ＰFR …………(32) ただし、Ｋ4 ＝０．１２である。次いで、ステップＳ２
８に移行して、算出されたホイールシリンダ圧変化量Δ
Ｐ2 を現在の補正値ＰiAから減算した値を新たな補正値
ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてから
サブルーチン処理を終了して図５の処理に戻る。
８に移行して、算出されたホイールシリンダ圧変化量Δ
Ｐ2 を現在の補正値ＰiAから減算した値を新たな補正値
ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてから
サブルーチン処理を終了して図５の処理に戻る。
【００４３】さらに、ステップＳ２４の判定結果が保持
モードであるときには、ステップＳ２９に移行して、カ
ウント値Ｎが４未満であるか否かを判定し、Ｎ＜４であ
るときにはステップＳ３０に移行して現在の補正値ＰiA
をそのまま維持してからステップＳ３２に移行し、Ｎ≧
４であるときには、ステップＳ３１に移行して、現在の
圧力検出値Ｐi と、現在の補正値ＰiAに設定値ＰO を加
算した値ＰiA＋Ｐ0 と、現在の補正値ＰiAから設定値Ｐ
0 を減算した値ＰiA−Ｐ0 との内の中間値を現在の補正
値ＰiAとしてからステップＳ３２に移行する。
モードであるときには、ステップＳ２９に移行して、カ
ウント値Ｎが４未満であるか否かを判定し、Ｎ＜４であ
るときにはステップＳ３０に移行して現在の補正値ＰiA
をそのまま維持してからステップＳ３２に移行し、Ｎ≧
４であるときには、ステップＳ３１に移行して、現在の
圧力検出値Ｐi と、現在の補正値ＰiAに設定値ＰO を加
算した値ＰiA＋Ｐ0 と、現在の補正値ＰiAから設定値Ｐ
0 を減算した値ＰiA−Ｐ0 との内の中間値を現在の補正
値ＰiAとしてからステップＳ３２に移行する。
【００４４】ステップＳ３２では、現在のカウント値Ｎ
に“１”をインクリメントした値を新たなカウント値Ｎ
としてからサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻
る。以上の補正処理によって補正値ＰFRA,ＰFLA 及びＰ
RAが算出されると、ステップＳ３に移行して、各補正値
ＰFRA,ＰFLA 及びＰRAに基づいて前述した(26)式及び(2
7)式の演算を行って前輪側コーナリングパワーＫf 及び
後輪側コーナリングパワーＫr を算出する。
に“１”をインクリメントした値を新たなカウント値Ｎ
としてからサブルーチン処理を終了して図５の処理に戻
る。以上の補正処理によって補正値ＰFRA,ＰFLA 及びＰ
RAが算出されると、ステップＳ３に移行して、各補正値
ＰFRA,ＰFLA 及びＰRAに基づいて前述した(26)式及び(2
7)式の演算を行って前輪側コーナリングパワーＫf 及び
後輪側コーナリングパワーＫr を算出する。
【００４５】次いで、ステップＳ４に移行して、車速検
出値ＶX と予め設定された車両の諸元とから前記(7.2)
〜(7.5) 式の演算を行って、係数ａ11〜ａ22を算出す
る。ここで、前記(7.2) 〜(7.5) 式における車両の諸元
によって決定される定数部ａ11 V 〜ａ22V は下記(33.1)
〜(33.4)式によって予め算出しておく。 ａ11V ＝−２（Ｋf Ｌf 2 ＋Ｋr Ｌr 2)／ＩZ …………(33.1) ａ12V ＝−２（Ｋf Ｌf −Ｋr Ｌr ) ／ＩZ …………(33.2) ａ21V ＝−２（Ｋf Ｌf −Ｋr Ｌr ) ／Ｍ …………(33.3) ａ22V ＝−２（Ｋf ＋Ｋr ) ／Ｍ …………(33.4) 次いで、ステップＳ５に移行して、車速検出値ＶX と、
予め前記(11)式に基づいて算出されたスタビリティファ
クタＡ及び車両の諸元によって決定されるホイールベー
スＬ、ステアリングギヤ比Ｎとに基づいて前記(10)式の
演算を行って定常ヨーレートゲインＨ0 を算出すると共
に、算出された定常ヨーレートゲインＨ 0 に基づいて前
記(12)式の演算を行うことにより、目標ヨーレートの微
分値Ψ″r(n)を算出し、さらに算出された微分値Ψ″r
(n)と目標ヨーレートの前回値Ψ′r(n-1)とから下記(3
4)式に従って現在の目標ヨーレートΨ′r(n)を算出し、
これを記憶装置１９ｄに形成した目標ヨーレート記憶領
域に更新記憶する。
出値ＶX と予め設定された車両の諸元とから前記(7.2)
〜(7.5) 式の演算を行って、係数ａ11〜ａ22を算出す
る。ここで、前記(7.2) 〜(7.5) 式における車両の諸元
によって決定される定数部ａ11 V 〜ａ22V は下記(33.1)
〜(33.4)式によって予め算出しておく。 ａ11V ＝−２（Ｋf Ｌf 2 ＋Ｋr Ｌr 2)／ＩZ …………(33.1) ａ12V ＝−２（Ｋf Ｌf −Ｋr Ｌr ) ／ＩZ …………(33.2) ａ21V ＝−２（Ｋf Ｌf −Ｋr Ｌr ) ／Ｍ …………(33.3) ａ22V ＝−２（Ｋf ＋Ｋr ) ／Ｍ …………(33.4) 次いで、ステップＳ５に移行して、車速検出値ＶX と、
予め前記(11)式に基づいて算出されたスタビリティファ
クタＡ及び車両の諸元によって決定されるホイールベー
スＬ、ステアリングギヤ比Ｎとに基づいて前記(10)式の
演算を行って定常ヨーレートゲインＨ0 を算出すると共
に、算出された定常ヨーレートゲインＨ 0 に基づいて前
記(12)式の演算を行うことにより、目標ヨーレートの微
分値Ψ″r(n)を算出し、さらに算出された微分値Ψ″r
(n)と目標ヨーレートの前回値Ψ′r(n-1)とから下記(3
4)式に従って現在の目標ヨーレートΨ′r(n)を算出し、
これを記憶装置１９ｄに形成した目標ヨーレート記憶領
域に更新記憶する。
【００４６】 Ψ′r(n)＝Ψ′r(n-1)＋Ψ″r(n)ΔＴ …………(34) ここで、ΔＴはタイマ割込周期である。次いで、ステッ
プＳ６に移行して、前記ステップＳ４で算出した係数ａ
21及びａ22と、前記(7.7) 式に従って予め算出した係数
ｂ2 と、前記ステップＳ５で算出した目標ヨーレート
Ψ′r(n)と横方向速度の前回値Ｖyr(n-1) とから前記(1
4)式の演算を行って横方向加速度Ｖ′yr(n) を算出し、
この算出された横方向加速度Ｖ′yr(n) と横方向速度の
前回値Ｖyr(n-1) とから下記(35)式の演算を行って現在
の横方向速度Ｖyr(n) を算出し、これを記憶装置１９ｄ
の横方向速度記憶領域に更新記憶する。
プＳ６に移行して、前記ステップＳ４で算出した係数ａ
21及びａ22と、前記(7.7) 式に従って予め算出した係数
ｂ2 と、前記ステップＳ５で算出した目標ヨーレート
Ψ′r(n)と横方向速度の前回値Ｖyr(n-1) とから前記(1
4)式の演算を行って横方向加速度Ｖ′yr(n) を算出し、
この算出された横方向加速度Ｖ′yr(n) と横方向速度の
前回値Ｖyr(n-1) とから下記(35)式の演算を行って現在
の横方向速度Ｖyr(n) を算出し、これを記憶装置１９ｄ
の横方向速度記憶領域に更新記憶する。
【００４７】 Ｖyr(n) ＝Ｖyr(n-1) ＋Ｖ′yr(n) ΔＴ …………(35) 次いで、ステップＳ７に移行して、前記(15)式に従って
前輪左右の制動力差ΔＢf を算出し、算出された制動力
差ΔＢf と予め(17)式に従って算出された比例定数ｋp
とに基づいて前記(18)式の演算を行うことにより、目標
差圧ΔＰを算出する。
前輪左右の制動力差ΔＢf を算出し、算出された制動力
差ΔＢf と予め(17)式に従って算出された比例定数ｋp
とに基づいて前記(18)式の演算を行うことにより、目標
差圧ΔＰを算出する。
【００４８】次いで、ステップＳ８に移行して、目標差
圧ΔＰが正又は零であるか否かを判定し、ΔＰ≧０であ
るときには、ステップＳ９に移行して、前左輪の目標シ
リンダ圧Ｐ* FLをマスタシリンダ圧ＰMCに設定すると共
に、前右輪の目標シリンダ圧Ｐ* FRをマスタシリンダ圧
ＰMCと目標差圧ΔＰとの減算値（ＰMC−ΔＰ）又は
“０”の何れか大きい値に設定からタイマ割込処理を終
了して所定のメインプログラムに復帰し、ΔＰ＜０であ
るときには、ステップＳ１０に移行して、前左輪の目標
シリンダ圧Ｐ* FLをマスタシリンダ圧ＰMCと目標差圧Δ
Ｐとの加算値（ＰMC＋ΔＰ）又は“０”の何れか大きい
値に設定すると共に、前右輪の目標シリンダ圧Ｐ* FRを
マスタシリンダ圧ＰMCに設定してからタイマ割込処理を
終了する。
圧ΔＰが正又は零であるか否かを判定し、ΔＰ≧０であ
るときには、ステップＳ９に移行して、前左輪の目標シ
リンダ圧Ｐ* FLをマスタシリンダ圧ＰMCに設定すると共
に、前右輪の目標シリンダ圧Ｐ* FRをマスタシリンダ圧
ＰMCと目標差圧ΔＰとの減算値（ＰMC−ΔＰ）又は
“０”の何れか大きい値に設定からタイマ割込処理を終
了して所定のメインプログラムに復帰し、ΔＰ＜０であ
るときには、ステップＳ１０に移行して、前左輪の目標
シリンダ圧Ｐ* FLをマスタシリンダ圧ＰMCと目標差圧Δ
Ｐとの加算値（ＰMC＋ΔＰ）又は“０”の何れか大きい
値に設定すると共に、前右輪の目標シリンダ圧Ｐ* FRを
マスタシリンダ圧ＰMCに設定してからタイマ割込処理を
終了する。
【００４９】この図５の処理において、ステップＳ２の
処理が信号処理手段に対応し、ステップＳ３〜Ｓ１０の
処理が目標制動圧算出手段に対応し、また図６の補正処
理において、ステップＳ２５〜Ｓ２８の処理が制動圧推
定手段に対応している。したがって、今、ブレーキペダ
ル４を解放した非制動状態を維持しながら直進走行を継
続しているものとすると、車速センサ１２からの車速検
出値ＶX は車速に応じた値となるが、操舵角センサ１１
からの操舵角検出値θは零であり、さらに目標ヨーレー
トの前回値Ψ′r(n-1)及び横方向速度の前回値Ｖyr(n-
1) も零となっている。一方、ステップＳ２の補正処理
では、ブレーキスイッチ１３がオフ状態であるので、ス
テップＳ２１からステップＳ２２に移行し、ステップＳ
１で読込んだ略零のホイールシリンダ圧ＰFL, ＰFR及び
ＰR を夫々そのまま補正値Ｐ FLA,ＰFRA 及びＰRAとし、
且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてからステップＳ
３に移行する。
処理が信号処理手段に対応し、ステップＳ３〜Ｓ１０の
処理が目標制動圧算出手段に対応し、また図６の補正処
理において、ステップＳ２５〜Ｓ２８の処理が制動圧推
定手段に対応している。したがって、今、ブレーキペダ
ル４を解放した非制動状態を維持しながら直進走行を継
続しているものとすると、車速センサ１２からの車速検
出値ＶX は車速に応じた値となるが、操舵角センサ１１
からの操舵角検出値θは零であり、さらに目標ヨーレー
トの前回値Ψ′r(n-1)及び横方向速度の前回値Ｖyr(n-
1) も零となっている。一方、ステップＳ２の補正処理
では、ブレーキスイッチ１３がオフ状態であるので、ス
テップＳ２１からステップＳ２２に移行し、ステップＳ
１で読込んだ略零のホイールシリンダ圧ＰFL, ＰFR及び
ＰR を夫々そのまま補正値Ｐ FLA,ＰFRA 及びＰRAとし、
且つカウント値Ｎを“０”にクリアしてからステップＳ
３に移行する。
【００５０】このため、ステップＳ５で算出する定常ヨ
ーレートゲインＨ0は車速に応じた値となるが、目標ヨ
ーレートの微分値Ψ″r(n)は、前記(12)式の右辺第１項
の操舵角検出値θが零であり且つ右辺第２項の目標ヨー
レートの前回値Ψ′r(n-1)も零であるので零となり、し
たがって目標ヨーレートの現在値Ψ′r(n)も零となる。
これに応じてステップＳ６で算出する横方向加速度Ｖ′
yr(n) 及び横方向速度Ｖyr(n) も零となり、ステップＳ
７で算出される前輪左右制動力差ΔＢf 及び目標差圧Δ
Ｐも零となるので、ステップＳ８からステップＳ９に移
行する。ここで、車両が非制動状態であるので、圧力セ
ンサ１４ＭＣで検出されるマスターシリンダ圧ＰMCは零
であり、目標ホイールシリンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRは零
に設定される。
ーレートゲインＨ0は車速に応じた値となるが、目標ヨ
ーレートの微分値Ψ″r(n)は、前記(12)式の右辺第１項
の操舵角検出値θが零であり且つ右辺第２項の目標ヨー
レートの前回値Ψ′r(n-1)も零であるので零となり、し
たがって目標ヨーレートの現在値Ψ′r(n)も零となる。
これに応じてステップＳ６で算出する横方向加速度Ｖ′
yr(n) 及び横方向速度Ｖyr(n) も零となり、ステップＳ
７で算出される前輪左右制動力差ΔＢf 及び目標差圧Δ
Ｐも零となるので、ステップＳ８からステップＳ９に移
行する。ここで、車両が非制動状態であるので、圧力セ
ンサ１４ＭＣで検出されるマスターシリンダ圧ＰMCは零
であり、目標ホイールシリンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRは零
に設定される。
【００５１】ところが、直進走行状態を継続しながらブ
レーキペダル４を踏込んで制動状態に移行すると、マス
ターシリンダ５のマスターシリンダ圧ＰMCは上昇するこ
とになるが、目標差圧ΔＰは零を継続するので、ステッ
プＳ９で算出される左右輪の目標ホイールシリンダ圧Ｐ
* FL及びＰ* FRは、マスターシリンダ圧ＰMCと等しく設
定される。
レーキペダル４を踏込んで制動状態に移行すると、マス
ターシリンダ５のマスターシリンダ圧ＰMCは上昇するこ
とになるが、目標差圧ΔＰは零を継続するので、ステッ
プＳ９で算出される左右輪の目標ホイールシリンダ圧Ｐ
* FL及びＰ* FRは、マスターシリンダ圧ＰMCと等しく設
定される。
【００５２】一方、車両が直進定速走行状態からステア
リングホイール１０を例えば左切りすることにより、左
旋回状態となると、これに応じて操舵角センサ１１から
ステアリングホイール１０の操舵角に応じた正方向に増
加する操舵角検出値θが出力されることになるので、ス
テップＳ５で算出される目標ヨーレートの微分値の現在
値Ψ″r(n)が車速に応じた定常ヨーレートゲインＨ0と
操舵角検出値θとに応じた値となり、目標ヨーレートの
現在値Ψ′r(n)も正方向に増加する値となる。それに伴
い、ステップＳ６で算出される横方向加速度の現在値
Ｖ′yr(n) は、車両諸元や車速により正方向又は負方向
に変化し、これに応じて横方向速度の現在値Ｖyr(n) も
正方向又は負方向に変化する。
リングホイール１０を例えば左切りすることにより、左
旋回状態となると、これに応じて操舵角センサ１１から
ステアリングホイール１０の操舵角に応じた正方向に増
加する操舵角検出値θが出力されることになるので、ス
テップＳ５で算出される目標ヨーレートの微分値の現在
値Ψ″r(n)が車速に応じた定常ヨーレートゲインＨ0と
操舵角検出値θとに応じた値となり、目標ヨーレートの
現在値Ψ′r(n)も正方向に増加する値となる。それに伴
い、ステップＳ６で算出される横方向加速度の現在値
Ｖ′yr(n) は、車両諸元や車速により正方向又は負方向
に変化し、これに応じて横方向速度の現在値Ｖyr(n) も
正方向又は負方向に変化する。
【００５３】上記の値に基づきステップＳ７で、前輪左
右の制動力差ΔＢf及び目標差圧ΔＰが算出される。そ
の時目標差圧ΔＰが負の値の場合には、ステップＳ８か
らステップＳ１０に移行して、前左ホイールシリンダ１
ＦＬに対する目標シリンダ圧Ｐ* FLがマスターシリンダ
圧ＰMCより目標差圧ΔＰ分小さく設定され、前右ホイー
ルシリンダ１ＦＲに対する目標シリンダ圧Ｐ* FRがマス
ターシリンダ圧ＰMCと等しく設定され、これらに応じて
各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲのシリンダ圧を制
御することにより、車速と操舵角とに応じた適性なヨー
レートを発生することができる。
右の制動力差ΔＢf及び目標差圧ΔＰが算出される。そ
の時目標差圧ΔＰが負の値の場合には、ステップＳ８か
らステップＳ１０に移行して、前左ホイールシリンダ１
ＦＬに対する目標シリンダ圧Ｐ* FLがマスターシリンダ
圧ＰMCより目標差圧ΔＰ分小さく設定され、前右ホイー
ルシリンダ１ＦＲに対する目標シリンダ圧Ｐ* FRがマス
ターシリンダ圧ＰMCと等しく設定され、これらに応じて
各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲのシリンダ圧を制
御することにより、車速と操舵角とに応じた適性なヨー
レートを発生することができる。
【００５４】逆に目標差圧ΔＰが正の値の場合には、ス
テップＳ８からステップＳ９に移行し、前左側ホイール
シリンダ１ＦＬに対する目標シリンダ圧Ｐ* FLがマスタ
ーシリンダ圧ＰMCに設定されると共に、前右側ホイール
シリンダ１ＦＲに対する目標シリンダ圧Ｐ* FRがマスタ
ーシリンダ圧ＰMCより目標差圧ΔＰ分だけ小さい値に設
定されることになり、これらに応じて各ホイールシリン
ダ１ＦＬ及び１ＦＲのシリンダ圧を制御することによ
り、車速と操舵角とに応じた目標ヨーレートΨ′r(n)に
一致するヨーレートを発生することができる。
テップＳ８からステップＳ９に移行し、前左側ホイール
シリンダ１ＦＬに対する目標シリンダ圧Ｐ* FLがマスタ
ーシリンダ圧ＰMCに設定されると共に、前右側ホイール
シリンダ１ＦＲに対する目標シリンダ圧Ｐ* FRがマスタ
ーシリンダ圧ＰMCより目標差圧ΔＰ分だけ小さい値に設
定されることになり、これらに応じて各ホイールシリン
ダ１ＦＬ及び１ＦＲのシリンダ圧を制御することによ
り、車速と操舵角とに応じた目標ヨーレートΨ′r(n)に
一致するヨーレートを発生することができる。
【００５５】次に、直進走行状態からステアリングホイ
ール１０を右切りして右旋回状態としたときには、操舵
角センサ１１の操舵角検出値θが負の値となることによ
り、目標ヨーレートの微分値Ψ″r(n)、目標ヨーレート
Ψ′r(n)が負の値となるが基本的には前記左旋回と同様
に制御される。一方、図７の制動力制御処理は、図５の
目標シリンダ圧演算処理と同様に所定周期ΔＴ（例えば
５msec) のタイマ割込処理として左右輪側で個別に実行
される。なお、図７は左輪側のホイールシリンダ１ＦＬ
に対する制動力制御処理を表している。
ール１０を右切りして右旋回状態としたときには、操舵
角センサ１１の操舵角検出値θが負の値となることによ
り、目標ヨーレートの微分値Ψ″r(n)、目標ヨーレート
Ψ′r(n)が負の値となるが基本的には前記左旋回と同様
に制御される。一方、図７の制動力制御処理は、図５の
目標シリンダ圧演算処理と同様に所定周期ΔＴ（例えば
５msec) のタイマ割込処理として左右輪側で個別に実行
される。なお、図７は左輪側のホイールシリンダ１ＦＬ
に対する制動力制御処理を表している。
【００５６】すなわち、ステップＳ４１でブレーキスイ
ッチ１３がオン状態であるか否かを判定し、ブレーキス
イッチ１３がオフ状態であるときには、非制動状態であ
ると判断してステップＳ４２に移行して、出力する制御
信号の保持時間を表す変数Ｔ P を“１”に設定し、次い
でステップＳ４３に移行して目標シリンダ圧Ｐ* FLと実
際のシリンダ圧ＰFLとの誤差を監視する周期を表す変数
ｍを“１”に設定してからステップＳ４４に移行する。
ッチ１３がオン状態であるか否かを判定し、ブレーキス
イッチ１３がオフ状態であるときには、非制動状態であ
ると判断してステップＳ４２に移行して、出力する制御
信号の保持時間を表す変数Ｔ P を“１”に設定し、次い
でステップＳ４３に移行して目標シリンダ圧Ｐ* FLと実
際のシリンダ圧ＰFLとの誤差を監視する周期を表す変数
ｍを“１”に設定してからステップＳ４４に移行する。
【００５７】このステップＳ４４では、変数ＴP が正で
あるか、“０”であるか、さらには負であるかを判定
し、ＴP ＞０であるときには、ステップＳ４５に移行し
て“０”の増圧信号としての制御信号ＣＳFLを定電流回
路２０ＦＬに出力し、次いでステップＳ４６に移行して
変数ＴP から“１”を減算して新たな係数ＴP を算出
し、これを記憶装置１９ｄに形成した係数記憶領域に更
新記憶してからステップＳ４７に移行して、変数ｍから
“１”を減算した値を新たな変数ｍとして記憶装置１９
ｄに形成した変数記憶領域に更新記憶してからタイマ割
込処理を終了してメインプログラムに復帰し、ステップ
Ｓ４４の判定結果がＴP ＝０であるときには、ステップ
Ｓ４８に移行して第１の所定電圧ＶS1の保持信号として
の制御信号ＣＳFLを出力してから前記ステップＳ４７に
移行し、さらにステップＳ４４の判定結果がＴP ＜０で
あるときには、ステップＳ４９に移行して第１の所定電
圧ＶS1より高い第２の所定電圧ＶS2の減圧信号としての
制御信号ＣＳFLを出力し、次いでステップＳ５０に移行
して変数ＴP に“１”を加算した値を新たな変数ＴP と
して変数記憶領域に更新記憶してから前記ステップＳ４
７に移行する。
あるか、“０”であるか、さらには負であるかを判定
し、ＴP ＞０であるときには、ステップＳ４５に移行し
て“０”の増圧信号としての制御信号ＣＳFLを定電流回
路２０ＦＬに出力し、次いでステップＳ４６に移行して
変数ＴP から“１”を減算して新たな係数ＴP を算出
し、これを記憶装置１９ｄに形成した係数記憶領域に更
新記憶してからステップＳ４７に移行して、変数ｍから
“１”を減算した値を新たな変数ｍとして記憶装置１９
ｄに形成した変数記憶領域に更新記憶してからタイマ割
込処理を終了してメインプログラムに復帰し、ステップ
Ｓ４４の判定結果がＴP ＝０であるときには、ステップ
Ｓ４８に移行して第１の所定電圧ＶS1の保持信号として
の制御信号ＣＳFLを出力してから前記ステップＳ４７に
移行し、さらにステップＳ４４の判定結果がＴP ＜０で
あるときには、ステップＳ４９に移行して第１の所定電
圧ＶS1より高い第２の所定電圧ＶS2の減圧信号としての
制御信号ＣＳFLを出力し、次いでステップＳ５０に移行
して変数ＴP に“１”を加算した値を新たな変数ＴP と
して変数記憶領域に更新記憶してから前記ステップＳ４
７に移行する。
【００５８】また、前記ステップＳ４１の判定結果がブ
レーキスイッチ１３がオン状態であるときには、車両が
制動状態であるものと判断してステップＳ５１に移行
し、前述した目標シリンダ圧演算処理で算出された目標
シリンダ圧Ｐ* FLがマスタシリンダ圧ＰMCと一致してい
るか否かを判定し、両者が一致しているときには、前記
ステップＳ４２に移行し、両者が不一致であるときに
は、ステップＳ５２に移行する。
レーキスイッチ１３がオン状態であるときには、車両が
制動状態であるものと判断してステップＳ５１に移行
し、前述した目標シリンダ圧演算処理で算出された目標
シリンダ圧Ｐ* FLがマスタシリンダ圧ＰMCと一致してい
るか否かを判定し、両者が一致しているときには、前記
ステップＳ４２に移行し、両者が不一致であるときに
は、ステップＳ５２に移行する。
【００５９】このステップＳ５２では、変数ｍが正であ
るか否かを判定し、ｍ＞０であるときには直接前記ステ
ップＳ４４に移行し、ｍ≦０であるときには、ステップ
Ｓ５３に移行する。このステップＳ５３では、目標シリ
ンダ圧Ｐ* FLと現在のシリンダ圧検出値Ｐ FLとの誤差Ｐ
err （＝Ｐ* FL−ＰFL）を算出してからステップＳ５４
に移行する。
るか否かを判定し、ｍ＞０であるときには直接前記ステ
ップＳ４４に移行し、ｍ≦０であるときには、ステップ
Ｓ５３に移行する。このステップＳ５３では、目標シリ
ンダ圧Ｐ* FLと現在のシリンダ圧検出値Ｐ FLとの誤差Ｐ
err （＝Ｐ* FL−ＰFL）を算出してからステップＳ５４
に移行する。
【００６０】このステップＳ５４では、誤差Ｐerr を基
準値Ｐ0 で除算した値を四捨五入する下記(36)式に従っ
て変数ＴPを算出する。 ＴP ＝ＩＮＴ（Ｐerr ／Ｐ0 ） …………(36) 次いで、ステップＳ５５に移行して変数ｍを所定値ｍ0
に設定してから前記ステップＳ４４に移行する。
準値Ｐ0 で除算した値を四捨五入する下記(36)式に従っ
て変数ＴPを算出する。 ＴP ＝ＩＮＴ（Ｐerr ／Ｐ0 ） …………(36) 次いで、ステップＳ５５に移行して変数ｍを所定値ｍ0
に設定してから前記ステップＳ４４に移行する。
【００６１】ここで、図７の処理が制動力制御手段に対
応している。したがって、車両が非制動状態で走行して
いる状態では、ブレーキスイッチ１３がオフ状態である
ので、ステップＳ４１からステップＳ４２及びＳ４３を
経てステップＳ４４に移行してＴP ＞０となるので、ス
テップＳ４５に移行して“０”の制御信号ＣＳFL及びＣ
ＳFRが定電流回路２０ＦＬ及び２０ＦＲに増圧信号とし
て出力される。このため、定電流回路２０ＦＬ及び２０
ＦＲから励磁電流が出力されず、電磁方向切換弁３ＦＬ
及び３ＦＲはノーマル位置を維持し、前輪側のホイール
シリンダ１ＦＬ及び１ＦＲがマスターシリンダ５と連通
状態となっている。このとき、ブレーキペダル４を踏込
んでいないので、マスターシリンダ５から出力されるシ
リンダ圧力は零となっており、各ホイールシリンダ１Ｆ
Ｌ及び１ＦＲのシリンダ圧力も零となっており、制動力
を発生することはなく、非制動状態を継続する。
応している。したがって、車両が非制動状態で走行して
いる状態では、ブレーキスイッチ１３がオフ状態である
ので、ステップＳ４１からステップＳ４２及びＳ４３を
経てステップＳ４４に移行してＴP ＞０となるので、ス
テップＳ４５に移行して“０”の制御信号ＣＳFL及びＣ
ＳFRが定電流回路２０ＦＬ及び２０ＦＲに増圧信号とし
て出力される。このため、定電流回路２０ＦＬ及び２０
ＦＲから励磁電流が出力されず、電磁方向切換弁３ＦＬ
及び３ＦＲはノーマル位置を維持し、前輪側のホイール
シリンダ１ＦＬ及び１ＦＲがマスターシリンダ５と連通
状態となっている。このとき、ブレーキペダル４を踏込
んでいないので、マスターシリンダ５から出力されるシ
リンダ圧力は零となっており、各ホイールシリンダ１Ｆ
Ｌ及び１ＦＲのシリンダ圧力も零となっており、制動力
を発生することはなく、非制動状態を継続する。
【００６２】この状態から、ブレーキペダル４を踏込ん
で制動状態とすると、図７のステップＳ４１からステッ
プＳ５１に移行し、図５の目標シリンダ圧演算処理で算
出された目標シリンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRが夫々マスタ
ーシリンダ５のマスターシリンダ圧ＰMCと一致するか否
かを判定する。この判定は、車両が直進走行状態である
か旋回状態であるかを判定することになり、直進走行状
態では、前述したように、図５の処理において、目標シ
リンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRがマスターシリンダ圧ＰMCと
等しく設定されるので、ステップＳ５１からステップＳ
４２に移行し、前述した非制動状態と同様に制御信号Ｃ
ＳFL及びＣＳFRを共に零として電磁方向切換弁３ＦＬ及
び３ＦＲをノーマル位置とすることにより、マスターシ
リンダ５と各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲとを連
通状態として、各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲの
シリンダ圧ＰFL及びＰFRをマスターシリンダ圧ＰMCと等
しい値まで上昇させ、両ホイールシリンダ１ＦＬ及び１
ＦＲで等しい制動力を発生させる。
で制動状態とすると、図７のステップＳ４１からステッ
プＳ５１に移行し、図５の目標シリンダ圧演算処理で算
出された目標シリンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRが夫々マスタ
ーシリンダ５のマスターシリンダ圧ＰMCと一致するか否
かを判定する。この判定は、車両が直進走行状態である
か旋回状態であるかを判定することになり、直進走行状
態では、前述したように、図５の処理において、目標シ
リンダ圧Ｐ* FL及びＰ* FRがマスターシリンダ圧ＰMCと
等しく設定されるので、ステップＳ５１からステップＳ
４２に移行し、前述した非制動状態と同様に制御信号Ｃ
ＳFL及びＣＳFRを共に零として電磁方向切換弁３ＦＬ及
び３ＦＲをノーマル位置とすることにより、マスターシ
リンダ５と各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲとを連
通状態として、各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１ＦＲの
シリンダ圧ＰFL及びＰFRをマスターシリンダ圧ＰMCと等
しい値まで上昇させ、両ホイールシリンダ１ＦＬ及び１
ＦＲで等しい制動力を発生させる。
【００６３】ところが、車両が旋回状態で制動状態とす
るか又は制動状態で旋回状態に移行すると、前述した図
５の処理において、目標シリンダ圧Ｐ* FL (又は
Ｐ* FR) がマスターシリンダ圧ＰMCに対して目標差圧Δ
Ｐ分減算した値に設定されるので、このホイールシリン
ダ１ＦＬ（又は１ＦＲ）に対する処理においては、ステ
ップＳ５１からステップＳ５２に移行し、前回のステッ
プＳ４７の処理で変数ｍが“０”に設定されていること
により、ステップＳ５３に移行する。このため、各目標
シリンダ圧Ｐ* FL (又はＰ* FR）と圧力センサ１４ＦＬ
（又は１４ＦＲ）の圧力検出値ＰFL（又はＰFR）との誤
差Ｐerr を算出し（ステップＳ５３）、これを許容範囲
を表す設定値Ｐ0 で除して変数ＴP を算出し（ステップ
Ｓ５４）、次いで変数ｍを設定値ｍ0 に設定してからス
テップＳ４４に移行する。このとき、各圧力センサ１４
ＦＬ（又は１４ＦＲ）の圧力検出値ＰFL（又はＰFR）が
目標シリンダ圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）に達していないと
きには、変数ＴP が正の値となるので、ステップＳ４５
に移行して制御信号ＣＳFL及びＣＳFRを零として、増圧
モードを継続する。
るか又は制動状態で旋回状態に移行すると、前述した図
５の処理において、目標シリンダ圧Ｐ* FL (又は
Ｐ* FR) がマスターシリンダ圧ＰMCに対して目標差圧Δ
Ｐ分減算した値に設定されるので、このホイールシリン
ダ１ＦＬ（又は１ＦＲ）に対する処理においては、ステ
ップＳ５１からステップＳ５２に移行し、前回のステッ
プＳ４７の処理で変数ｍが“０”に設定されていること
により、ステップＳ５３に移行する。このため、各目標
シリンダ圧Ｐ* FL (又はＰ* FR）と圧力センサ１４ＦＬ
（又は１４ＦＲ）の圧力検出値ＰFL（又はＰFR）との誤
差Ｐerr を算出し（ステップＳ５３）、これを許容範囲
を表す設定値Ｐ0 で除して変数ＴP を算出し（ステップ
Ｓ５４）、次いで変数ｍを設定値ｍ0 に設定してからス
テップＳ４４に移行する。このとき、各圧力センサ１４
ＦＬ（又は１４ＦＲ）の圧力検出値ＰFL（又はＰFR）が
目標シリンダ圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）に達していないと
きには、変数ＴP が正の値となるので、ステップＳ４５
に移行して制御信号ＣＳFL及びＣＳFRを零として、増圧
モードを継続する。
【００６４】その後、ステップＳ４６で変数ＴP が
“１”づつ減算され、これが零となると、ステップＳ４
４からステップＳ４８に移行して第１の所定電圧ＶS1の
制御信号ＣＳFL（又はＣＳFR）を定電流回路２０ＦＬ
（又は２０ＦＲ）に保持信号として出力する。このた
め、定電流回路２０ＦＬ（又は２０ＦＲ）から所定電圧
ＶS1に応じた励磁電流が電磁方向切換弁３ＦＬ（又は３
ＦＲ）に出力されることにより、これら電磁方向切換弁
３ＦＬ（又は３ＦＲ）が第２の切換位置に切換えられ、
ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１ＦＲ）とマスターシリ
ンダ５との間が遮断されて、ホイールシリンダ１ＦＬ
（又は１ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が一定値
に維持される保持モードとなり、この保持モードがステ
ップＳ４７で変数ｍが“０”となるまで継続される。
“１”づつ減算され、これが零となると、ステップＳ４
４からステップＳ４８に移行して第１の所定電圧ＶS1の
制御信号ＣＳFL（又はＣＳFR）を定電流回路２０ＦＬ
（又は２０ＦＲ）に保持信号として出力する。このた
め、定電流回路２０ＦＬ（又は２０ＦＲ）から所定電圧
ＶS1に応じた励磁電流が電磁方向切換弁３ＦＬ（又は３
ＦＲ）に出力されることにより、これら電磁方向切換弁
３ＦＬ（又は３ＦＲ）が第２の切換位置に切換えられ、
ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１ＦＲ）とマスターシリ
ンダ５との間が遮断されて、ホイールシリンダ１ＦＬ
（又は１ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が一定値
に維持される保持モードとなり、この保持モードがステ
ップＳ４７で変数ｍが“０”となるまで継続される。
【００６５】その後、変数ｍが“０”となると、再度ス
テップＳ５３に移行し、この時点で誤差圧力Ｐerr が設
定圧力Ｐ0 の１／２未満となるとステップＳ５４で算出
される変数ＴP が“０”となり、ステップＳ４４からス
テップＳ４８に移行して増圧モードを経ることなく前述
した保持モードとなり、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は
１ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が目標シリンダ
圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）に維持される。
テップＳ５３に移行し、この時点で誤差圧力Ｐerr が設
定圧力Ｐ0 の１／２未満となるとステップＳ５４で算出
される変数ＴP が“０”となり、ステップＳ４４からス
テップＳ４８に移行して増圧モードを経ることなく前述
した保持モードとなり、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は
１ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が目標シリンダ
圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）に維持される。
【００６６】また、各ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１
ＦＲ）のホイールシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が目標シ
リンダ圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）より高い場合には、ステ
ップＳ５３で算出される誤差Ｐerr が負の値となるの
で、変数ＴP も負の値となり、ステップＳ４４からステ
ップＳ４９に移行して所定電圧ＶS2の制御信号ＣＳ
FL（又はＣＳFR）を減圧信号として出力し、このため定
電流回路２０ＦＬ（又は２０ＦＲ）から所定電圧ＶS2に
応じた励磁電流が電磁方向切換弁３ＦＬ（又は３ＦＲ）
に供給されるので、これが第３の切換位置に切換えられ
る。したがって、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１Ｆ
Ｒ）が油圧ポンプ７Ｆを介してマスターシリンダ５に連
通されることになり、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１
ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が減圧される減圧
モードとなり、これが変数ＴP が“０”となるまで維持
される。
ＦＲ）のホイールシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が目標シ
リンダ圧Ｐ* FL（又はＰ* FR）より高い場合には、ステ
ップＳ５３で算出される誤差Ｐerr が負の値となるの
で、変数ＴP も負の値となり、ステップＳ４４からステ
ップＳ４９に移行して所定電圧ＶS2の制御信号ＣＳ
FL（又はＣＳFR）を減圧信号として出力し、このため定
電流回路２０ＦＬ（又は２０ＦＲ）から所定電圧ＶS2に
応じた励磁電流が電磁方向切換弁３ＦＬ（又は３ＦＲ）
に供給されるので、これが第３の切換位置に切換えられ
る。したがって、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１Ｆ
Ｒ）が油圧ポンプ７Ｆを介してマスターシリンダ５に連
通されることになり、ホイールシリンダ１ＦＬ（又は１
ＦＲ）のシリンダ圧ＰFL（又はＰFR）が減圧される減圧
モードとなり、これが変数ＴP が“０”となるまで維持
される。
【００６７】このようにして、増圧（又は減圧）モード
から保持モードを経て減圧（又は増圧）モードに至るモ
ード変更を行いながら各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１
ＦＲのシリンダ圧ＰFL及びＰFRを目標シリンダ圧Ｐ* FL
及びＰ* FRに一致させることができ、結果として車速と
操舵角とに応じた目標ヨーレートの最適値に一致するヨ
ーレートを発生させることができる。したがって、制動
状態での操舵による不安定な挙動を防止して操縦安定性
を向上させることができると共に、過渡的なヨーレート
特性を改善することができる。
から保持モードを経て減圧（又は増圧）モードに至るモ
ード変更を行いながら各ホイールシリンダ１ＦＬ及び１
ＦＲのシリンダ圧ＰFL及びＰFRを目標シリンダ圧Ｐ* FL
及びＰ* FRに一致させることができ、結果として車速と
操舵角とに応じた目標ヨーレートの最適値に一致するヨ
ーレートを発生させることができる。したがって、制動
状態での操舵による不安定な挙動を防止して操縦安定性
を向上させることができると共に、過渡的なヨーレート
特性を改善することができる。
【００６８】ところで、上述したように、制動状態にお
ける旋回によって制御モードが逐次変更される状態とな
ると、特に保持モードから増圧モード又は減圧モードに
変更する際に、各圧力センサ１４ＦＬ〜１４Ｒで検出さ
れるホイールシリンダ圧ＰFL〜ＰR が高周波で振動する
ことになる。このとき、保持モードから増圧モードに変
更されたときには、図６の補正処理において、ステップ
Ｓ２４からステップＳ２５に移行して、そのときのマス
タシリンダ圧ＰMCと現在の補正値ＰiAとから前記(31)式
に従ってホイールシリンダ圧変化量ΔＰ1 を算出し、次
いでステップＳ２６に移行して、算出したホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ1 を現在の補正値ＰiAに加算した値を
新たな補正値ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にク
リアする。
ける旋回によって制御モードが逐次変更される状態とな
ると、特に保持モードから増圧モード又は減圧モードに
変更する際に、各圧力センサ１４ＦＬ〜１４Ｒで検出さ
れるホイールシリンダ圧ＰFL〜ＰR が高周波で振動する
ことになる。このとき、保持モードから増圧モードに変
更されたときには、図６の補正処理において、ステップ
Ｓ２４からステップＳ２５に移行して、そのときのマス
タシリンダ圧ＰMCと現在の補正値ＰiAとから前記(31)式
に従ってホイールシリンダ圧変化量ΔＰ1 を算出し、次
いでステップＳ２６に移行して、算出したホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ1 を現在の補正値ＰiAに加算した値を
新たな補正値ＰiAとし、且つカウント値Ｎを“０”にク
リアする。
【００６９】また、保持モードから減圧モードに変更さ
れたときには、図６の補正処理において、ステップＳ２
４からステップＳ２７に移行して、そのときの補正値Ｐ
iAに基づいて前記(32)式の演算を行って、ホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ2 を算出し、次いでステップＳ２８に
移行して、現在の補正値ＰiAから算出したホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ2を減算した値を新たな補正値ＰiAと
し、且つカウント値Ｎを“０”にクリアする。
れたときには、図６の補正処理において、ステップＳ２
４からステップＳ２７に移行して、そのときの補正値Ｐ
iAに基づいて前記(32)式の演算を行って、ホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ2 を算出し、次いでステップＳ２８に
移行して、現在の補正値ＰiAから算出したホイールシリ
ンダ圧変化量ΔＰ2を減算した値を新たな補正値ＰiAと
し、且つカウント値Ｎを“０”にクリアする。
【００７０】このように、保持モードから増圧（又は減
圧）モードに移行したときには、実際のホイールシリン
ダ圧Ｐi を参照することなく、現在の補正値ＰiAとマス
タシリンダ圧ＰMCとの２変数関数として表されるホイー
ルシリンダ圧変化量ΔＰ1 （又はΔＰ2 ）を算出し、現
在の補正値ＰiAに算出したホイールシリンダ圧変化量Δ
Ｐ1 （又はΔＰ2 ）を加算（又は減算）した値を新たな
補正値ＰiAとして設定するので、ホイールシリンダ圧Ｐ
i の高周波振動の影響を確実に除去することができる。
圧）モードに移行したときには、実際のホイールシリン
ダ圧Ｐi を参照することなく、現在の補正値ＰiAとマス
タシリンダ圧ＰMCとの２変数関数として表されるホイー
ルシリンダ圧変化量ΔＰ1 （又はΔＰ2 ）を算出し、現
在の補正値ＰiAに算出したホイールシリンダ圧変化量Δ
Ｐ1 （又はΔＰ2 ）を加算（又は減算）した値を新たな
補正値ＰiAとして設定するので、ホイールシリンダ圧Ｐ
i の高周波振動の影響を確実に除去することができる。
【００７１】また、増圧（又は減圧）モードから保持モ
ードに移行したときには、図６の補正処理において、ス
テップＳ２４からステップＳ２９に移行し、この時点で
は、カウント値Ｎが“０”にクリアされているので、ス
テップＳ３０に移行し、現在の補正値ＰiAをそのまま継
続し、次いでステップＳ３２に移行して、カウント値Ｎ
を“１”だけインクリメントする。このステップＳ２９
−Ｓ３０−Ｓ３２の処理を繰り返してカウント値Ｎが
“４”に達すると、ステップＳ２９からステップＳ３１
に移行して、Ａ／Ｄ変換されたホイールシリンダ圧Ｐi
と、現在の補正値ＰiAに基準値Ｐ0 を加算した値（ＰiA
＋Ｐ0 ）と、現在の補正値ＰiAから基準値Ｐ0 を減算し
た値（ＰiA−Ｐ0 ）との中間値を現在の補正値ＰiAとし
て設定し、次いでステップＳ３２でカウント値Ｎをカウ
ントアップする。したがって、カウント値Ｎが４以上と
なって、保持モードを継続する場合には、現在の補正値
ＰiAに対して±Ｐ0 の不感帯幅内にＡ／Ｄ変換されたホ
イールシリンダ圧Ｐi が存在する場合には、このホイー
ルシリンダ圧Ｐi を補正値ＰiAとして設定し、ホイール
シリンダ圧Ｐi が不感帯幅の上限値ＰiA＋Ｐ0 を上回っ
たときには、この上限値ＰiA＋Ｐ0 を補正値ＰiAとして
設定し、ホイールシリンダ圧Ｐi が不感帯幅の下限値Ｐ
iA−Ｐ0 を下回ったときには、この下限値ＰiA−Ｐ0 を
補正値ＰiAとして設定する。
ードに移行したときには、図６の補正処理において、ス
テップＳ２４からステップＳ２９に移行し、この時点で
は、カウント値Ｎが“０”にクリアされているので、ス
テップＳ３０に移行し、現在の補正値ＰiAをそのまま継
続し、次いでステップＳ３２に移行して、カウント値Ｎ
を“１”だけインクリメントする。このステップＳ２９
−Ｓ３０−Ｓ３２の処理を繰り返してカウント値Ｎが
“４”に達すると、ステップＳ２９からステップＳ３１
に移行して、Ａ／Ｄ変換されたホイールシリンダ圧Ｐi
と、現在の補正値ＰiAに基準値Ｐ0 を加算した値（ＰiA
＋Ｐ0 ）と、現在の補正値ＰiAから基準値Ｐ0 を減算し
た値（ＰiA−Ｐ0 ）との中間値を現在の補正値ＰiAとし
て設定し、次いでステップＳ３２でカウント値Ｎをカウ
ントアップする。したがって、カウント値Ｎが４以上と
なって、保持モードを継続する場合には、現在の補正値
ＰiAに対して±Ｐ0 の不感帯幅内にＡ／Ｄ変換されたホ
イールシリンダ圧Ｐi が存在する場合には、このホイー
ルシリンダ圧Ｐi を補正値ＰiAとして設定し、ホイール
シリンダ圧Ｐi が不感帯幅の上限値ＰiA＋Ｐ0 を上回っ
たときには、この上限値ＰiA＋Ｐ0 を補正値ＰiAとして
設定し、ホイールシリンダ圧Ｐi が不感帯幅の下限値Ｐ
iA−Ｐ0 を下回ったときには、この下限値ＰiA−Ｐ0 を
補正値ＰiAとして設定する。
【００７２】このように、増圧（又は減圧）モードから
保持モードに移行したときには、増圧（又は減圧）を行
ってからホイールシリンダ圧が定常値に収束するにはあ
る程度時間が必要となるので、増圧（又は減圧）モード
の終了後、カウント値Ｎが４に達するまでの所定時間τ
2 即ち２０msecの間は、増圧モードの最終時点での補正
値ＰiAを保持してホイールシリンダ圧を定常値に確実に
収束させることができると共に、所定時間τ2 を経過し
て増圧（又は減圧）モードとなるまでの間は、Ａ／Ｄ変
換されたホイールシリンダ圧ＰiAが前回の補正値ＰiAに
基準値Ｐ0 を加減算した不感帯幅内にあるときには、ホ
イールシリンダ圧Ｐi を補正値ＰiAとして設定し、ホイ
ールシリンダ圧Ｐi が不感帯を越えたときには、補正圧
ＰiAの単位時間（５msec）当たりにおける圧力変化量の
絶対値を基準値Ｐ0 以内に制限して補正値ＰiAをＡ／Ｄ
変換値Ｐi に収束させることができる。
保持モードに移行したときには、増圧（又は減圧）を行
ってからホイールシリンダ圧が定常値に収束するにはあ
る程度時間が必要となるので、増圧（又は減圧）モード
の終了後、カウント値Ｎが４に達するまでの所定時間τ
2 即ち２０msecの間は、増圧モードの最終時点での補正
値ＰiAを保持してホイールシリンダ圧を定常値に確実に
収束させることができると共に、所定時間τ2 を経過し
て増圧（又は減圧）モードとなるまでの間は、Ａ／Ｄ変
換されたホイールシリンダ圧ＰiAが前回の補正値ＰiAに
基準値Ｐ0 を加減算した不感帯幅内にあるときには、ホ
イールシリンダ圧Ｐi を補正値ＰiAとして設定し、ホイ
ールシリンダ圧Ｐi が不感帯を越えたときには、補正圧
ＰiAの単位時間（５msec）当たりにおける圧力変化量の
絶対値を基準値Ｐ0 以内に制限して補正値ＰiAをＡ／Ｄ
変換値Ｐi に収束させることができる。
【００７３】また、補正値ＰiAを算出する場合の圧力変
換割合が、マスタシリンダ圧検出値、前回の補正値及び
制御モードに基づいて決定されるので、実際の制動圧変
化により対応した予測値を得ることができる。さらに、
保持モードが設定されているときに、ホイールシリンダ
圧検出値を補正値として選択するようにしているので、
実際の制動圧に応じた制動力制御を行うことができる。
さらにまた、常時増圧モード即ち通常制動時には補正値
として制動圧検出値を選択するようにしたので、通常制
動時の不要なフィルタリングを防止することができる。
換割合が、マスタシリンダ圧検出値、前回の補正値及び
制御モードに基づいて決定されるので、実際の制動圧変
化により対応した予測値を得ることができる。さらに、
保持モードが設定されているときに、ホイールシリンダ
圧検出値を補正値として選択するようにしているので、
実際の制動圧に応じた制動力制御を行うことができる。
さらにまた、常時増圧モード即ち通常制動時には補正値
として制動圧検出値を選択するようにしたので、通常制
動時の不要なフィルタリングを防止することができる。
【００７４】なお、上記実施例では、目標シリンダ圧Ｐ
* FL及びＰ* FRを算出する場合に制動時にコーナリング
パワーＫf,Ｋr が変化するものとして演算する場合につ
いて説明したが、これに限定されるものではなく、制動
時のコーナリングパワーの変化を無視して目標シリンダ
圧Ｐ* FL及びＰ* FRを算出するようにしてもよい。ま
た、上記各実施例においては、車両が制動状態となった
ときにのみヨーレート特性制御を行う場合について説明
したが、これに限定されるものではなく、例えばトラク
ションコントロール用のアクチュエータを用いることに
より、非制動状態でもヨーレート特性制御を行うことが
できる。
* FL及びＰ* FRを算出する場合に制動時にコーナリング
パワーＫf,Ｋr が変化するものとして演算する場合につ
いて説明したが、これに限定されるものではなく、制動
時のコーナリングパワーの変化を無視して目標シリンダ
圧Ｐ* FL及びＰ* FRを算出するようにしてもよい。ま
た、上記各実施例においては、車両が制動状態となった
ときにのみヨーレート特性制御を行う場合について説明
したが、これに限定されるものではなく、例えばトラク
ションコントロール用のアクチュエータを用いることに
より、非制動状態でもヨーレート特性制御を行うことが
できる。
【００７５】さらに、上記各実施例においては、前輪側
の左右輪の制動力差を制御するようにした場合について
説明したが、これに限らず後輪又は前後輪の左右制動力
差を制御するようにしてもよい。さらにまた、上記各実
施例においては、車両の操舵状態検出手段として操舵角
センサ１１を適用した場合について説明したが、これに
限定されるものではなく、操舵角センサに代えて実際の
車輪の転舵角（実舵角）を検出するようにしてもよく、
この場合には、前述した(3) 式，(7.6) 式及び(7.7) 式
におけるステアリングギヤ比Ｎを省略する。
の左右輪の制動力差を制御するようにした場合について
説明したが、これに限らず後輪又は前後輪の左右制動力
差を制御するようにしてもよい。さらにまた、上記各実
施例においては、車両の操舵状態検出手段として操舵角
センサ１１を適用した場合について説明したが、これに
限定されるものではなく、操舵角センサに代えて実際の
車輪の転舵角（実舵角）を検出するようにしてもよく、
この場合には、前述した(3) 式，(7.6) 式及び(7.7) 式
におけるステアリングギヤ比Ｎを省略する。
【００７６】また、上記各実施例においては、速度検出
手段として車速センサ１２を適用した場合について説明
したが、これに限らず車輪速度、車両前後加速度等を検
出して車両前後方向速度を算出することもできる。さら
に、上記各実施例においては、制動圧制御装置１６とし
てマイクロコンピュータを適用した場合について説明し
たが、これに限定されるものではなく、比較回路、演算
回路、論理回路等の電子回路を組み合わせて構成するこ
ともできる。
手段として車速センサ１２を適用した場合について説明
したが、これに限らず車輪速度、車両前後加速度等を検
出して車両前後方向速度を算出することもできる。さら
に、上記各実施例においては、制動圧制御装置１６とし
てマイクロコンピュータを適用した場合について説明し
たが、これに限定されるものではなく、比較回路、演算
回路、論理回路等の電子回路を組み合わせて構成するこ
ともできる。
【発明の効果】以上説明したように、請求項１に係る制
動力制御装置によれば、制動力制御手段の制動圧を制動
圧検出手段で検出し、その制動圧検出値のＡ／Ｄ変換値
を信号処理手段で信号処理して補正値を算出し、この補
正値と目標制動圧とが一致するように制動圧制御手段
で、制動力制御手段を増圧、保持及び減圧モードの何れ
かに制御すると共に、この制動圧制御手段で保持モード
から他のモードに変更されたときに、制動圧推定手段
で、そのときの補正値と予め設定した所定の圧力変化割
合とにより制動圧の予測値を求め、且つこの予測値を前
記信号処理手段で補正値として選択するように構成され
ているので、制動圧に高周波の振動を伴う保持モードか
ら増圧又は減圧モードに転換する時点で、実際のＡ／Ｄ
変換値に代えて制動圧推定手段の予測値を採用するフィ
ルタリング処理を行うので、高周波ノイズを確実に除去
することができ、しかも予測値を補正値と予め設定した
圧力変化割合とにより求めるので、実際の制動圧変化に
対応した予測値を得ることができ、高応答性を維持する
ことができ、高精度の制動力制御を行うことができる効
果が得られる。
動力制御装置によれば、制動力制御手段の制動圧を制動
圧検出手段で検出し、その制動圧検出値のＡ／Ｄ変換値
を信号処理手段で信号処理して補正値を算出し、この補
正値と目標制動圧とが一致するように制動圧制御手段
で、制動力制御手段を増圧、保持及び減圧モードの何れ
かに制御すると共に、この制動圧制御手段で保持モード
から他のモードに変更されたときに、制動圧推定手段
で、そのときの補正値と予め設定した所定の圧力変化割
合とにより制動圧の予測値を求め、且つこの予測値を前
記信号処理手段で補正値として選択するように構成され
ているので、制動圧に高周波の振動を伴う保持モードか
ら増圧又は減圧モードに転換する時点で、実際のＡ／Ｄ
変換値に代えて制動圧推定手段の予測値を採用するフィ
ルタリング処理を行うので、高周波ノイズを確実に除去
することができ、しかも予測値を補正値と予め設定した
圧力変化割合とにより求めるので、実際の制動圧変化に
対応した予測値を得ることができ、高応答性を維持する
ことができ、高精度の制動力制御を行うことができる効
果が得られる。
【図１】本発明の基本構成を示す概略構成図である。
【図２】本発明の一実施例を示す系統図である。
【図３】制動圧制御装置の一例を示すブロック図であ
る。
る。
【図４】車両の運動モデルの説明図である。
【図５】制動圧制御装置の目標シリンダ圧算出処理の一
例を示すフローチャートである。
例を示すフローチャートである。
【図６】制動圧制御装置の補正処理の一例を示すフロー
チャートである。
チャートである。
【図７】制動圧制御装置の制動圧制御処理を示すフロー
チャートである。
チャートである。
【図８】コーナリングパワーの説明に供する摩擦円の概
念を示す説明図である。
念を示す説明図である。
【図９】増圧時におけるマスタシリンダ圧が４０，６
０，８０kg/cm2であるときのホイールシリンダ圧と圧力
変化量ΔＰ1 との関係を示す特性線図である。
０，８０kg/cm2であるときのホイールシリンダ圧と圧力
変化量ΔＰ1 との関係を示す特性線図である。
【図１０】減圧時におけるマスタシリンダ圧が４０，６
０，８０kg/cm2であるときのホイールシリンダ圧と圧力
変化量ΔＰ2 との関係を示す特性線図である。
０，８０kg/cm2であるときのホイールシリンダ圧と圧力
変化量ΔＰ2 との関係を示す特性線図である。
【図１１】保持モードから増圧又は減圧モードへの切換
え時におけるホイールシリンダ圧のＡ／Ｄ変換値の変化
を示す特性線図である。
え時におけるホイールシリンダ圧のＡ／Ｄ変換値の変化
を示す特性線図である。
【符号の説明】 １ＦＬ〜１ＲＲ ホイールシリンダ ２ アクチュエータ（制動力制御手段） ３ＦＬ〜３Ｒ 電磁方向切換弁 ４ ブレーキペダル ５ マスターシリンダ １１ 操舵角センサ（操舵状態検出手段） １２ 車速センサ（速度検出手段） １３ ブレーキスイッチ １４ＦＬ〜１４ＭＣ 圧力センサ（制動圧検出手段） １６ 制動圧制御装置 １７ａ〜１７ｅ Ａ／Ｄ変換器 １９ マイクロコンピュータ
Claims (1)
- 【請求項１】 前輪及び後輪の少なくとも一方に配設さ
れた入力される流体圧に応じて制動力を制御可能な制動
力制御手段と、前記制動力制御手段の流体圧を検出する
制動圧検出手段と、該制動圧検出手段の制動圧検出値の
Ａ／Ｄ変換値を第１の所定周期毎に読込み、これに所定
の信号処理を行って補正値を出力する信号処理手段と、
各制動力制御手段の目標制動圧を算出する目標制動圧算
出手段と、該目標制動圧算出手段の目標制動圧と前記補
正値とが一致するように、前記第１の所定周期より長い
第２の所定周期毎に前記増圧、保持及び減圧モードの何
れかを決定し、前記制動力制御手段を制御する制動圧制
御手段と、該制動圧制御手段で、保持モードから他のモ
ードへの切換え時点で、そのときの補正値と予め設定し
た所定の圧力変化割合とにより制動圧の予測値を一意に
求める制動圧推定手段とを備え、前記信号処理手段は、
前記制動圧制御手段で増圧又は減圧モードが決定された
ときに前記制動圧推定手段の予測値を補正値として選択
することを特徴とする制動力制御装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11761291A JP2606003B2 (ja) | 1991-05-22 | 1991-05-22 | 制動力制御装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11761291A JP2606003B2 (ja) | 1991-05-22 | 1991-05-22 | 制動力制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04345563A JPH04345563A (ja) | 1992-12-01 |
| JP2606003B2 true JP2606003B2 (ja) | 1997-04-30 |
Family
ID=14716072
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11761291A Expired - Fee Related JP2606003B2 (ja) | 1991-05-22 | 1991-05-22 | 制動力制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2606003B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP3684884B2 (ja) * | 1998-12-14 | 2005-08-17 | 日産自動車株式会社 | 車両の制動装置 |
| JP4999554B2 (ja) * | 2007-05-30 | 2012-08-15 | 本田技研工業株式会社 | 車両用ブレーキ液圧制御装置 |
-
1991
- 1991-05-22 JP JP11761291A patent/JP2606003B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH04345563A (ja) | 1992-12-01 |
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