JP3754150B2 - Vehicle travel control device - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、進行方向前方の道路状態を推定し、それに応じた最良の挙動を車両がとれるように運転操作を支援する車両走行制御装置に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
近時、衛星からの電波にて求めた自車位置情報と慣性航法によって割り出した自車位置情報とをCD−ROMに記録された地図情報と対比し、自車の正確な現在位置をモニター上に視覚的に表すようにしたナビゲーションシステムが急速に普及しつつある。
【0003】
一方、本出願人は、このナビゲーションシステムの地図情報を利用して進行方向前方の道路形態を予測し、それに応じて操舵量や走行速度を制御する車両制御装置を既に提案している(特開平7−234991号公報参照)。これによれば、不慣れな道や夜間見通しのきかない道であっても安全に通過できるので、運転者の負担の大幅な軽減が期待できる。
【0004】
【発明が解決しようとする課題】
しかるに、上記先行技術は、地図上で求めた進行方向前方の道路の形態に車両の運動性を適合させる制御を行うに止まり、地図上での読み取りが不可能な路面状態の変化には対処し得ない。従って、上述の技術では、例えば降雨や積雪などにより路面が滑り易くなったような場合には、運転者の負担軽減効果が不十分とならざるを得ない。
【0005】
本発明は、上述の如き問題点を解消するべく案出されたものであり、その主な目的は、路面状態の変化に対しても支援能力の低下を招かずに済むように改良された車両走行制御装置を提供することにある。
【0006】
【課題を解決するための手段】
このような目的を果たすために、本発明に於いては、車両が進行する道路の方位角の変化量を地図情報から算出する方位角変化量演算手段と、当該車両のタイヤと走行中の道路との間の摩擦係数を算出する路面摩擦係数演算手段と、前記方位角変化量演算手段および前記摩擦係数演算手段の出力に基づいて当該車両の運動状態量を制御する運動状態量制御手段とを有する車両走行制御装置に於いて、方位角変化量の平均値の算出手段をさらに有し、該平均値算出手段と前記方位角変化量演算手段と前記路面摩擦係数演算手段とからの信号に基づいて当該車両の運動状態量を制御することを特徴とする車両走行制御装置を提供するものとした。特に、前記方位角変化量の平均値に対する通過難易度の基本値を予め設定したマップを有し、該マップから得た値に基づいて車速あるいは操舵系に加える付加反力トルクを補正するものとすると良い。これによれば、ナビゲーションシステムから得られた道路情報を基にして操舵及び車速制御を支援することにより、運転者の不注意や誤判断による操作ミスを減少させることができる上、現在走行中の道路の摩擦係数や形態に応じて車両の運動性の適正化が図られるので、運転者の負担をより一層軽減することができる。
【0007】
【発明の実施の形態】
以下に添付の図面を参照して本発明を詳細に説明する。
【0008】
(システム構成)
図1は、本発明が適用される操舵装置を示している。この操舵装置は、ステアリングホイール1、該ステアリングホイール1に一体結合されたステアリングシャフト2、該ステアリングシャフト2に自在継手3a・3bを有する連結軸3を介して連結されたピニオン4、及び、ピニオン4に噛合して車幅方向に往復動し得ると共にタイロッド5を介して左右の前輪6のナックルアーム7にその両端が連結されたラック軸8からなる手動操舵力発生手段9と、この手動操舵力発生手段9に対して付加する付加操舵力を発生するべくラック軸8と同軸的に配設された電動機10と、電動機10の回転トルクをラック軸8の推力に変換するボールねじ機構10aと、ステアリングホイール1を介してピニオン4に加えられる手動操舵力を検出するための操舵力検出手段11と、ステアリングホイール1の回転角度を検出するための操舵角検出手段12と、これらからの検出値Tp・θsに基づいて電動機10の出力を制御するための制御装置13とからなっている。
【0009】
制御装置13は、図2に示すように、ナビゲーションシステム14(後述する)の地図情報を道路方位角演算手段15に入力して得た前方の道路の接線方位角と、同じくナビゲーションシステム14の道路情報及び自車位置情報を自車方位角演算手段16に入力して得た自車方位角との偏差を演算し、この偏差を小さくする向きの操舵力を電動機10に発生させるための付加操舵トルク目標値を決定する付加操舵トルク演算手段17と、ここで得られたトルク目標値に基づいて電動機10に与える電流指令値を決定する第1目標電流値決定手段18と、操舵力検出手段11で検出した手動操舵トルク値に応じた補助操舵トルクを電動機10に発生させるために電動機10に与える電流指令値を決定する第2目標電流値決定手段19と、これら第1・第2両目標電流値決定手段18・19が決定した電流指令値を加算した値に基づく駆動指令を電動機10に与える電動機駆動制御手段20とからなっている。
【0010】
なお、道路方位角演算手段15の出力は、後述する通過速度制御手段21にも入力される。
【0011】
図3は、道路及び車両の方位角を求めるためのナビゲーションシステム14の構成を示している。このナビゲーションシステム14は、ヨーレイトセンサ22及び車速センサ23の信号γ・Vに基づいて自車の走行軌跡を把握する慣性航法手段24と、CD−ROM等を用いた地図情報出力手段25と、走行軌跡を地図情報と照合するマップマッチング処理手段26と、GPSアンテナ27がキャッチした衛星からの電波信号に基づいて自車の現在位置を把握する電波航法手段28と、マップマッチング処理手段26が出力する位置座標及び電波航法手段28が出力する位置座標に基づいて自車位置を検出する自車位置検出手段29と、目的地入力手段30による目的地座標及び自車位置検出手段29による自車位置座標に基づいて目的地までの経路を設定する経路設定手段31と、地図情報及び自車位置情報を画像表示するCRTや液晶パネル等からなるディスプレー32とを備えている。なお、自車位置情報は、道路に設置した送信機の発する電波信号によるビーコン手段33により得るようにすることもできる。
【0012】
(道路方位角の算出)
地図情報出力手段25に記録された道路形態は、多数の点の集合からなり、経路設定手段31で設定した自車の進路上の各地点の位置は、緯度と経度との平面座標データとして読み取ることができる。そして自車位置と車速とが分かれば、車速を積分することによってある時点から所定時間後に自車が位置すると推測される地点が得られるので、この地点の接線方位角を、道路方位角演算手段15によって以下に例示する手法のいずれかを用いて近似的に算出する。
【0013】
1.ある地点に於ける道路の接線方位角は、その前後の地点間を結ぶ線分のベクトルと概ね同一方向で与えられる。即ち、図4に於いて、例えばP2 地点の接線方位角は、P2 地点の前後の地点P1 ・P3 間を結ぶ線分に平行な方向と近似する。
【0014】
2.連続する2つの地点間を結ぶ線分の中心位置での接線方位角は、この線分に概ね平行な方向で与えられる。即ち、図5に於いて、連続する2つの地点P1 ・P2 間を結ぶ線分の中心M1 に直交する直線上に位置する地点PM の接線方位角は、この2つの地点P1 ・P2 間を結ぶ線分のベクトルと近似する。
【0015】
3.2つの地点間に位置するある地点の方位角は、2つの地点間の位置に応じて変化する。即ち、連続する2つの地点間を結ぶ線分上の任意の点に直交する直線上に位置する地点の接線方位角は、線分上のある点の位置に概ね比例して変化する。
【0016】
図6に於いて、例えば、Pn 地点とPn+1 地点の中間にMn 地点があり、Pn ・Mn 両地点間にp地点がある場合、p地点の接線方位角Ψp は、Pn 地点の接線方位角をΨPn、Mn 地点の接線方位角をΨMnとすると、次式で与えられる。
【0017】
また、Mn ・Pn+1 両地点間にp地点がある場合のp地点の接線方位角Ψp は、Pn+1 地点の接線方位角をΨPn+1 とすると、次式で与えられる。
【0018】
(2地点間のある地点の位置の算出)
連続する2つの地点間の道路の形状が直線か、或いは曲線かは、座標データからは得られないので、2つの地点間の直線距離、ある地点の位置、及び2つの地点の中間点の接線方位角を用いることによって道路の距離を推定し、車両の位置を近似的に算出する。
【0019】
ここで図7に示す2つの地点Pn ・Pn+1 の中間点Mn に直交する直線上に位置するMn ′地点とPn 地点との間の道路が一定の半径RPnの円弧の場合、この円弧の中心角θPnは次式で与えられる。
θPn=abs(ΨMn−ΨPn) … (1)
そしてPn ・Pn+1 両地点間の直線距離Ln は、
Ln =abs(Pn+1 −Pn )
となり、Pn ・Mn 両地点間の距離は、
Ln /2
となる。
【0020】
従って、Mn ′・Pn 両地点間の道路の曲率半径RPnは、次式で与えられる。
RPn=Ln /2・sin-1θPn … (2)
【0021】
またPn 地点とMn ′地点間の円弧の長さSPnは次式で与えられる。
SPn=2πRPn・θPn/2π … (3)
【0022】
また図8を併せて参照して、Pn 地点を通過後t秒後の車両位置p′までの走行距離SC は、次式に示す如く車速Vを積分することで与えられる。
SC =∫0 1V(t)dt … (4)
【0023】
これより、Pn ・p′間の円弧の中心角θp は次式で与えられる。
θp =θPn・SC /SPn … (5)
【0024】
またPn ・p′両地点間の直線距離LC は次式で与えられる。
LC =2RPnsin(θp /2)
【0025】
そしてPn ・p′両地点間を結ぶ線分と、Pn ・Mn 両地点間を結ぶ線分とのなす角θC は次式で与えられる。
θC ={(π−θp )/2−(π/2−θPn)}
【0026】
以上より、Pn 地点通過後t秒後の車両位置p′からのPn ・Pn+1 両地点間を結ぶ線分への垂線がこの線分に直交する点pとPn 地点との間の距離は次式で与えられる。
abs(p−Pn )=LC cosθC
【0027】
なお、この値を上述のPn ・Mn 両地点間に位置するp地点の接線方位角Ψp を求める時に用いると良い。
【0028】
(自車方位角の算出)
ナビゲーションシステム14の慣性航法手段24に含まれるヨーレイトセンサ22の出力(ヨーイング角速度)を自車方位角演算手段16に入力し、ヨーレイトを積分することでヨー角を得る。そして直進時に地図情報を参照して基準方位角を確定し、この地点からヨー角を累積していくことにより、車両の方位角変化を連続的に推定することができる。
【0029】
このようにして得た自車方位角は、積分時間が長くなるに連れてその累積誤差が大きくなるので、制御精度を低下させないようにするには、できるだけ短い間隔で補正をかけることが望ましい。この方位角の補正は、走行軌跡から車両が明らかに直進していると判断された時の地図情報から得られる方位角に基づいて適時行えば良い。
【0030】
なお、地磁気センサによっても自車方位角を検出し得ることは言うまでもないが、地磁気の乱れによって精度がランダムに低下することが避けられない。
【0031】
(路面摩擦係数の算出)
制動距離や操舵応答性は路面摩擦係数に影響されるので、後述する操舵制御並びに速度制御をより一層最適化するために、本発明に於いては、制御パラメータに路面摩擦係数を加えるものとしている。以下に路面摩擦係数の推定要領ついて詳述する。
【0032】
先ず、タイヤのコーナリングパワーCpは、FIALAの式(第2項まで)から、以下のように表される。
Cp=K(1−0.0166K/μL)
但し、K:コーナリングスティフネス
μ:路面摩擦係数
L:接地荷重
【0033】
即ち、路面摩擦係数μが低いほどタイヤのコーナリングパワーCpが減少する(図9参照)ので、ラック/ピニオン式の操舵装置の場合、同一舵角での路面から受けるラック軸反力は、路面摩擦係数μの低下に応じて小さくなる。従って、舵角並びにラック軸反力を実測し、舵角に対する実ラック軸反力と、予め内部モデルとして設定された基準ラック軸反力とを比較すれば、路面摩擦係数μを推定することができる。
【0034】
実ラック軸反力Frc、即ち路面反力は、操舵トルクTs、電動機電圧Vm、及び電動機電流Imから、以下のようにして推定することができる。先ず、電動パワーステアリング装置に於ける補助操舵力発生用電動機の出力軸トルクTmは次式で与えられる。
Tm=Kt・Im−Jm・θm”
−Cm・θm’±Tf
但し、Kt:電動機トルク定数
Im:電動機電流
Jm:電動機の回転部分の慣性モーメント
θm’:電動機角速度
θm”:電動機角加速度
Cm:電動機粘性係数
Tf:フリクショントルク
【0035】
ステアリングシャフト回りの粘性項、慣性項、フリクション項および電動機回りのフリクション項は微小なので省略すると、ラック軸上の力の釣り合いは、近似的に次式で表される。
但し、Fr:路面からのラック軸反力
Fs:ピニオンからのラック軸力
Fm:電動機からのラック軸力
Ts:ステアリングシャフトに加わる操舵トルク検出値
rp:ピニオン半径
N:電動機出力ギヤ比
【0036】
なお、電動機角速度θm’は、ステアリングホイール舵角θsを微分するか、あるいは電動機逆起電力から次式により求める。
θm’=(Vm−Im・Rm)/Km
但し、Vm:電動機電圧
Rm:電動機抵抗
Km:電動機の誘導電圧定数
【0037】
ここで電動機角速度θm’とステアリングホイール角速度θs’とは、厳密に言うと異なるものであり、電動機角速度θm’は、ステアリングホイール舵角θsを微分して得たステアリングホイール角速度θs’を基にして、次式から求められる。
θm’=θs’−Ts’/Ks
但し、Ks:トルクセンサのばね定数
Ts’:操舵トルクの微分値
【0038】
また、電動機角加速度θm”は、電動機角速度θm’を微分することにより得られる。
【0039】
次に、実ラック軸反力Frcの比較基準となる内部モデルは、以下のようにして設定する。
【0040】
図10に示すように、ステアリングホイール1から入力された舵角θsは、ピニオン4との伝達比Nを介してラック軸8のストローク量に変換される。このラック軸8のストローク量に応じて前輪横滑り角φsが生ずる。ここでラック軸8のストローク量に対する前輪横滑り角φsの伝達関数Gβ(s)は、路面摩擦係数μの変化に伴うスタビリティファクタの変化によって変化する。
【0041】
前輪横滑り角φsにコーナリングパワーCpとトレールξ(キャスタトレール+ニューマチックトレール)とをかけることにより、キングピン回りのモーメントが得られる。ここでコーナリングパワーCp及びニューマチックトレールは、路面摩擦係数μおよび接地荷重Lによって変化する。
【0042】
キングピン回りのモーメントを、タイヤ回転中心とラック軸中心間距離、即ちナックルアーム長rkで割ることで、モデルラック軸反力Frmが得られる。
【0043】
以上から、ステアリングホイール舵角θsに対するモデルラック軸反力Frmの応答は、各諸元に基づく計算結果、或いは実車計測値からの同定結果から導き出した1つの伝達関数Gf(s)をもって置換可能であることが分かる。
【0044】
上記のようにして求めた実ラック軸反力値Frcおよびモデルラック軸反力値Frmから、ステアリングホイール舵角θsの増加に対する実並びにモデルラック軸反力の増加率を求め(図11参照)、車両の応答が線形に近似した舵角範囲内に於いて、実ラック軸反力増加率ΔFrc/Δθsと、モデルラック軸反力増加率ΔFrm/Δθsとの比ΔFrc/ΔFrmから、予め設定された路面摩擦係数判定マップを参照して路面摩擦係数μを推定することができる(図12参照)。
【0045】
なお、ラック軸8の反力は、ナックルアーム7〜タイロッド5〜ラック軸8の適所にロードセルなどの力検出器を設け、これにより直接的に検出することもできる。
【0046】
(前方先読み時間)
車速が高いほど、また路面摩擦係数が低いほど、制動距離が長くなるので、高速時に或いは低μ路で円滑に減速させるためには、道路接線方位角の予測点をより前方へ移す必要がある。そこで、図13に示すような前方先読み時間演算手段35により、上述の手法で推定された路面摩擦係数μ及び車速Vに応じて最適な前方先読み時間を設定する。これには、先ず、車速Vの増大に応じて増大するように設定された基本的な前方先読み時間tBbをベースタイムマップ36から読み取り、次に、路面摩擦係数μが低いほど高くなるように設定されたレシオR1 をμレシオマップ37から読み取り、このレシオR1 を基本前方先読み時間tBbに乗ずることにより、前方先読み時間tB を設定する。なお、基本前方先読み時間tBbは、演算速度も加味して定めておくと良い。
【0047】
(操舵力制御)
道路の曲率に対応した最適な操舵トルクを発生するように電動機10の出力を制御する。この際、前方先読み時間演算手段35で設定した時間tB 後に通過すると予測される地点の接線方位角ΨB を道路方位角演算手段15で算出し、これと現在の自車方位角ΨC と、ヨーレイトγ及びヨーレイト変化率dt/dγとから自車方位角演算手段16で算出したtB 秒後の自車の予測方位角ΨCBとの偏差ΔΨを求める。
【0048】
この方位角偏差ΔΨを減少させる方向への付加操舵トルク目標値を付加操舵トルク演算手段17で算出し、これを第1目標値電流決定手段18にて電動機10に与える電流値に変換する。そして、このようにして決定された目標電流値を、主に操舵力検出手段11が検出した手動操舵トルク値Tpに基づいて第2目標電流値決定手段19が生成した補助操舵力の目標電流値に加算し、その値を電動機駆動制御装置20へ入力して電動機10を駆動する。
【0049】
なお、第2目標電流決定手段19に対する補助操舵力決定のためのパラメータとしては、操舵角、操舵角速度、車速、路面摩擦係数などを、求める特性に応じて適宜に加えることもできる。
【0050】
さて、付加操舵トルク目標値T0 を算出する付加操舵トルク演算手段17は、図14に示す如く、方位角偏差ΔΨに対する付加操舵トルク目標値設定の基礎となる基本付加トルクTb を設定するベーストルクマップ38と、ベーストルクマップ38に入力する方位角偏差ΔΨを車速Vの増大に応じて減少方向へ補正するオフセット値Ofを与える車速オフセットマップ39と、車速Vの増大に応じて付加操舵トルク目標値T0 を減少方向へ補正するレシオR2 を与える車速レシオマップ40とから構成されている。なおベーストルクマップ38は、狙いとする操舵特性に応じて定数、上に凸、下に凸など、適宜に設定すれば良い。
【0051】
付加操舵トルク目標値T0 を求めるに当たっては、先ず、車速オフセットマップ39から読み取った値を方位角偏差ΔΨから減算し、操舵制御を開始する偏差値を設定する。次に、この補正された偏差値に応じた基本付加トルクTbをベーストルクマップ38から読み取る。更に、車速レシオマップ40から読み取ったレシオR2 を基本付加トルクTbに乗ずることにより、付加操舵トルク目標値T0 が得られる。
【0052】
(通過車速制御)
曲線路を安定に通過し得る車速はカーブの曲率に応じて変化するので、進行方向前方の道路の接線方位角変化量に応じて最適な目標通過車速を設定し、車速制御を行う。このための通過車速制御手段21は、図15に示すように、道路方位角演算手段15が算出した接線方位角データΨB に基づいてある区間の接線方位角変化量を算出する道路方位角変化量算出手段41と、方位角変化量に応じた目標通過車速を算出する目標通過車速算出手段42と、目標通過車速と実車速との偏差に応じた制動力目標値を算出する制動力目標値算出手段43と、制動力目標値に応じて制御されるブレーキアクチュエータ44と、進行方向前方の一定区間の道路の曲率の変化率及び路面摩擦係数に応じた通過難易度を算出する通過難易度演算手段45とからなっている。
【0053】
基本的な目標通過車速は以下のようにして算出される。先ず、前方先読み時間設定手段35が設定した進行方向前方のある区間の接線方位角変化量ΔΨを読み取り、
ΔΨ=ΨB2−ΨB1
これより、その区間を通過するために必要な平均ヨーレイトγを求める。
γ=ΔΨ/(tB2−tB1)
【0054】
一方、路面μから最大定常発生横向き加速度αmax を推定し、これらの値からその区間の最大通過可能車速VBmax を求める。
VBmax =αmax /γ
【0055】
また、例えば、進行方向前方のある区間の接線方位角変化率が同じであっても、図16−aに示す如くカーブの先が直線がであれば比較的高速で通過し得るが、図16−bに示す如く、先へ行くに従って曲率が次第に小さくなる所謂スプーンカーブの如き形状であれば、安定に通過し得る車速は低くなる。この観点に立ち、進行方向前方の一定区間の道路の曲率の変化率に応じた通過難易度を通過難易度演算手段45で設定し、これによって通過車速の補正を行う。
【0056】
通過難易度の算出に当たっては、先ず、平均方位角変化量算出手段46で平均方位角変化量ΨAVE を算出する。この平均方位角変化量ΨAVE は、例えば図16に於ける第1の前方先読み時間tB1から第3の前方先読み時間tB3までの区間を車速に応じた前方先読み区間として設定したとすると、この区間内での一定時間間隔tSP毎の接線方位角偏差ΨB −ΨB-1 の絶対値を累積し、これを時間間隔数nB で除すことによって得られる。
nB =(tB3−tB1)/tSP
【0057】
次に、予め設定されたベース難易度マップ47を参照して平均方位角変化量ΨAVE に対する基本通過難易度ζb を求め、かつ路面摩擦係数μに基づいたμレシオマップ48を参照して決定したレシオR3 をこの値に乗ずることにより、通過車速の補正を行うための通過難易度ζが得られる(図17参照)。
【0058】
このようにして求めたある区間の道路の通過難易度ζを、先に求めた目標通過車速VBmax に乗ずることにより、最終的な目標通過車速V* を決定し、この値と現在の車速V0 との比較により、制動力制御量を決定し、車速の調整を行う。
【0059】
(操舵制御量の補正)
ところで、道路の通過難易度ζに応じて操舵系に加える付加反力トルクを変化させることにより、通常操舵時の操作性の向上と、運転者の負担軽減との両立を図ることができる。これは図18に示す如く、ゲイン/難易度マップ49を参照して得たゲインGを付加反力トルク目標値TC に乗ずることにより行う。例えば、通過難易度が低い、つまりステアリングホイールの操作量が少ない走行状態時は、付加反力トルク目標値のゲインを高めることにより、操舵角中立点付近の座り感を向上させて微小な補正操舵の煩わしさを改善することができる。また、曲線路の連続する山岳路の如き通過難易度が高い道路においては、付加反力トルク目標値のゲインGを低減させることにより、運転者の積極的な操舵を阻害しないようにすることができる。
【0060】
なお、この場合、得られる通過難易度ζはtB1秒後以降のものとなるので、操舵反力制御には、ディレー回路50を介してその分遅延させた信号を用いることが好ましい。
【0061】
【発明の効果】
このように本発明によれば、現在走行中の道路状態に対応した運転操作支援制御が可能となることはもとより、進行する道路のカーブの形態に適合した車両挙動制御が可能となるので、操縦性の最適化をより一層推進し、運転者の負担を軽減する上に大きな効果を奏することができる。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明が適用される操舵装置の概略構成図。
【図2】本発明による制御装置の概略構成を示すブロック図。
【図3】ナビゲーションシステムのブロック図。
【図4】接線方位角の算出手法の一例を示す説明図。
【図5】接線方位角の算出手法の別の一例を示す説明図。
【図6】接線方位角の算出手法のさらに別の一例を示す説明図。
【図7】2地点間のある地点の位置の算出手法を示す説明図。
【図8】図8の一部を拡大して示す部分拡大図。
【図9】コーナリングパワーと路面摩擦係数との関係線図。
【図10】内部モデルの設定に関わるフロー図。
【図11】舵角量に対する車両状態量の増加線図。
【図12】路面摩擦係数の判定マップ。
【図13】前方先読み時間演算手段のブロック図。
【図14】付加操舵トルク演算手段のブロック図。
【図15】通過車速制御手段のブロック図。
【図16】進行方向前方の接線方位角変化率と通過難易度との関係の説明図。
【図17】通過難易度演算手段のブロック図。
【図18】操舵反力制御量の補正手法に関するブロック図。
【符号の説明】
1 ステアリングホイール
2 ステアリングシャフト
3 連結軸
4 ピニオン
5 タイロッド
6 前輪
7 ナックルアーム
8 ラック軸
9 手動操舵力発生手段
10 電動機
11 操舵力検出手段
12 操舵角検出手段
13 制御装置
14 ナビゲーションシステム
15 道路方位角演算手段
16 自車方位角演算手段
17 付加操舵トルク演算手段
18 第1目標電流値決定手段
19 第2目標電流値決定手段
20 電動機駆動制御手段
21 通過速度制御手段
22 ヨーレイトセンサ
23 車速センサ
24 慣性航法手段
25 地図情報出力手段
26 マップマッチング処理手段
27 GPSアンテナ
28 電波航法手段
29 自車位置検出手段
30 目的地入力手段
31 経路設定手段
32 ディスプレー
33 ビーコン手段
35 前方先読み時間演算手段
36 ベースタイムマップ
37 μレシオマップ
38 ベーストルクマップ
39 車速オフセットマップ
40 車速レシオマップ
41 道路方位角変化量算出手段
42 目標通過車速算出手段
43 制動力目標値設定手段
44 ブレーキアクチュエータ
45 通過難易度設定手段
46 平均方位角変化量算出手段
47 ベース難易度マップ
48 μレシオマップ
49 ゲイン/難易度マップ
50 ディレー回路[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a vehicle travel control device that estimates a road condition ahead of a traveling direction and supports a driving operation so that the vehicle can take the best behavior according to the estimated road condition.
[0002]
[Prior art]
Recently, the vehicle's location information obtained by satellite radio waves and the vehicle location information determined by inertial navigation are compared with the map information recorded on the CD-ROM, and the vehicle's exact current location is monitored. Navigation systems that are visually expressed in are rapidly spreading.
[0003]
On the other hand, the present applicant has already proposed a vehicle control device that predicts the road form ahead in the traveling direction using the map information of the navigation system and controls the steering amount and the traveling speed accordingly (Japanese Patent Laid-Open No. Hei. 7-234991). According to this, even if it is an unfamiliar road or a road that cannot be seen at night, it can be safely passed, so it can be expected that the burden on the driver will be greatly reduced.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
However, the above-described prior art only controls to adjust the vehicle mobility to the form of the road ahead in the traveling direction obtained on the map, and copes with the change in the road surface state that cannot be read on the map. I don't get it. Therefore, in the above-described technique, for example, when the road surface becomes slippery due to rain or snow, the driver's burden reduction effect has to be insufficient.
[0005]
The present invention has been devised to solve the above-described problems, and its main object is to improve the vehicle so as not to cause a decrease in support capability even when the road surface condition changes. The object is to provide a travel control device.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve such an object, in the present invention, the azimuth angle change amount calculating means for calculating the change amount of the azimuth angle of the road on which the vehicle travels from map information, the tire of the vehicle and the road on which the vehicle is running Road surface friction coefficient calculating means for calculating the friction coefficient between the vehicle and the azimuth change amount calculating means and a motion state quantity control means for controlling the motion state quantity of the vehicle based on the outputs of the friction coefficient calculating means. The vehicle travel control apparatus further includes a calculation unit for calculating an average value of the azimuth change amount, based on signals from the average value calculation unit, the azimuth change calculation unit, and the road surface friction coefficient calculation unit. Thus, a vehicle travel control device is provided that controls the amount of motion of the vehicle. In particular, having a map in which a basic value of the difficulty of passing with respect to the average value of the azimuth change amount is set in advance, and correcting an additional reaction force torque applied to a vehicle speed or a steering system based on a value obtained from the map; Good. According to this, by assisting steering and vehicle speed control based on the road information obtained from the navigation system, it is possible to reduce operational errors due to driver's carelessness and misjudgment, and to Since the vehicle mobility is optimized according to the friction coefficient and form of the road, the burden on the driver can be further reduced.
[0007]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings.
[0008]
(System configuration)
FIG. 1 shows a steering apparatus to which the present invention is applied. The steering apparatus includes a
[0009]
As shown in FIG. 2, the
[0010]
The output of the road azimuth calculating means 15 is also input to a passing speed control means 21 described later.
[0011]
FIG. 3 shows a configuration of the
[0012]
(Calculation of road azimuth)
The road form recorded in the map information output means 25 is composed of a set of many points, and the position of each point on the course of the vehicle set by the route setting means 31 is read as plane coordinate data of latitude and longitude. be able to. If the vehicle position and the vehicle speed are known, a point where the vehicle is estimated to be located after a predetermined time is obtained by integrating the vehicle speed, so the tangent azimuth of this point is calculated as the road azimuth calculating means. 15 is approximately calculated using any of the methods exemplified below.
[0013]
1. The tangent azimuth angle of the road at a certain point is given in substantially the same direction as the vector of the line segment connecting the points before and after it. That, in FIG. 4, for example, P 2 point tangential azimuth of approximates a direction parallel to the line segment connecting the point P 1 · P 3 before and after the P 2 point.
[0014]
2. The tangential azimuth angle at the center position of a line segment connecting two consecutive points is given in a direction substantially parallel to this line segment. That is, in FIG. 5, the tangent azimuth angle of the point P M located on the straight line perpendicular to the center M 1 of the line segment connecting the two consecutive points P 1 and P 2 is the two points P 1. · P is approximated with vector of a line segment connecting between 2.
[0015]
3. The azimuth angle of a point located between two points changes according to the position between the two points. That is, the tangent azimuth angle of a point located on a straight line perpendicular to an arbitrary point on a line segment connecting two consecutive points changes substantially in proportion to the position of a certain point on the line segment.
[0016]
In FIG. 6, for example, there are M n points in the middle of the P n point and P n + 1 point, if there is a p point between P n · M n both point tangential azimuth [psi p of p points are If the tangential azimuth at the point P n is Ψ Pn and the tangential azimuth at the point M n is Ψ Mn , the following equation is given.
[0017]
The tangent azimuth angle Ψ p at the point p when the point p is between both the points M n and P n + 1 is given by the following equation, where the tangential azimuth angle at the point P n + 1 is Ψ Pn + 1. It is done.
[0018]
(Calculation of the position of a certain point between two points)
Whether the shape of the road between two consecutive points is straight or curved cannot be obtained from the coordinate data, so the straight line distance between two points, the position of a point, and the tangent of the midpoint between the two points The distance of the road is estimated by using the azimuth angle, and the position of the vehicle is approximately calculated.
[0019]
Here, the road between the point M n ′ and the point P n located on the straight line perpendicular to the intermediate point M n between the two points P n and P n + 1 shown in FIG. 7 is an arc having a constant radius R Pn . In this case, the center angle θ Pn of the arc is given by the following equation.
θ Pn = abs (Ψ Mn −Ψ Pn ) (1)
The linear distance L n between P n · P n + 1 Both point,
L n = abs (P n + 1 −P n )
The distance between P n and M n points is
L n / 2
It becomes.
[0020]
Accordingly, the radius of curvature R Pn of the road between the points M n ′ and P n is given by the following equation.
R Pn = L n / 2 · sin −1 θ Pn (2)
[0021]
The arc length S Pn between the point P n and the point M n ′ is given by the following equation.
S Pn = 2πR Pn · θ Pn / 2π (3)
[0022]
Referring also to FIG. 8, the travel distance S C to the vehicle position p ′ t seconds after passing through the point P n is given by integrating the vehicle speed V as shown in the following equation.
S C = ∫ 0 1 V (t) dt (4)
[0023]
Thus, the central angle θ p of the arc between P n and p ′ is given by the following equation.
θ p = θ Pn · S C / S Pn (5)
[0024]
The linear distance L C between the points P n and p ′ is given by the following equation.
L C = 2R Pn sin (θ p / 2)
[0025]
An angle θ C formed by a line segment connecting the P n and p ′ points and a line segment connecting the P n and M n points is given by the following equation.
θ C = {(π−θ p ) / 2− (π / 2−θ Pn )}
[0026]
Thus, the p and P n the point that P n · P n + 1 normal to the line segment connecting between the both points is perpendicular to the line segment from P n point vehicle position after t seconds after passing through p ' The distance between is given by:
abs (p−P n ) = L C cos θ C
[0027]
This value may be used when obtaining the tangential azimuth angle Ψ p of the point p located between the points P n and M n described above.
[0028]
(Calculation of own vehicle azimuth)
The output (yaw angular velocity) of the
[0029]
Since the accumulated error of the own vehicle azimuth obtained in this way increases as the integration time becomes longer, it is desirable to correct at as short an interval as possible so as not to reduce the control accuracy. This correction of the azimuth may be performed in a timely manner based on the azimuth obtained from the map information when it is determined from the travel locus that the vehicle is clearly going straight.
[0030]
Needless to say, the azimuth angle of the vehicle can also be detected by a geomagnetic sensor, but it is inevitable that the accuracy is randomly lowered due to the disturbance of geomagnetism.
[0031]
(Calculation of road surface friction coefficient)
Since the braking distance and the steering response are affected by the road surface friction coefficient, the road surface friction coefficient is added to the control parameter in the present invention in order to further optimize the steering control and speed control described later. . The estimation method of the road surface friction coefficient will be described in detail below.
[0032]
First, the tire cornering power Cp is expressed as follows from the FIALA equation (up to the second term).
Cp = K (1-0.0166K / μL)
However, K: Cornering stiffness μ: Road surface friction coefficient L: Ground load
That is, since the cornering power Cp of the tire decreases as the road surface friction coefficient μ decreases (see FIG. 9), in the case of a rack / pinion type steering device, the rack axial reaction force received from the road surface at the same steering angle is the road surface friction. It becomes smaller as the coefficient μ decreases. Therefore, the road surface friction coefficient μ can be estimated by actually measuring the rudder angle and the rack shaft reaction force and comparing the actual rack shaft reaction force with respect to the rudder angle with a reference rack shaft reaction force set in advance as an internal model. it can.
[0034]
The actual rack shaft reaction force Frc, that is, the road surface reaction force, can be estimated from the steering torque Ts, the motor voltage Vm, and the motor current Im as follows. First, the output shaft torque Tm of the auxiliary steering force generating motor in the electric power steering apparatus is given by the following equation.
Tm = Kt · Im−Jm · θm ”
-Cm · θm '± Tf
Where Kt: motor torque constant Im: motor current Jm: moment of inertia θm ′ of motor rotating portion: motor angular velocity θm ”: motor angular acceleration Cm: motor viscosity coefficient Tf: friction torque
If the viscosity term, inertia term, friction term around the steering shaft, and friction term around the motor are minute, if omitted, the balance of forces on the rack shaft is approximately expressed by the following equation.
Where Fr: rack shaft reaction force from the road surface Fs: rack shaft force from the pinion Fm: rack shaft force from the motor Ts: steering torque detection value applied to the steering shaft rp: pinion radius N: motor output gear ratio
The motor angular velocity θm ′ is obtained by differentiating the steering wheel steering angle θs or by the following equation from the motor back electromotive force.
θm ′ = (Vm−Im · Rm) / Km
Where Vm: motor voltage Rm: motor resistance Km: induction voltage constant of the motor
Here, strictly speaking, the motor angular velocity θm ′ and the steering wheel angular velocity θs ′ are different, and the motor angular velocity θm ′ is based on the steering wheel angular velocity θs ′ obtained by differentiating the steering wheel steering angle θs. Is obtained from the following equation.
θm ′ = θs′−Ts ′ / Ks
Ks: Torque sensor spring constant Ts ′: Steering torque differential value
The motor angular acceleration θm ″ can be obtained by differentiating the motor angular velocity θm ′.
[0039]
Next, an internal model serving as a comparison reference for the actual rack shaft reaction force Frc is set as follows.
[0040]
As shown in FIG. 10, the steering angle θs input from the
[0041]
By applying the cornering power Cp and the trail ξ (caster trail + pneumatic trail) to the front side skid angle φs, a moment around the kingpin is obtained. Here, the cornering power Cp and the pneumatic trail vary depending on the road surface friction coefficient μ and the ground load L.
[0042]
A model rack shaft reaction force Frm is obtained by dividing the moment around the kingpin by the distance between the tire rotation center and the rack shaft center, that is, the knuckle arm length rk.
[0043]
From the above, the response of the model rack shaft reaction force Frm to the steering wheel steering angle θs can be replaced with one transfer function Gf (s) derived from the calculation result based on each specification or the identification result from the actual vehicle measurement value. I understand that there is.
[0044]
From the actual rack shaft reaction force value Frc and the model rack shaft reaction force value Frm obtained as described above, the increase rate of the actual and model rack shaft reaction force with respect to the increase in the steering wheel steering angle θs is obtained (see FIG. 11). Within a rudder angle range in which the vehicle response is linearly approximated, a ratio ΔFrc / ΔFrm between the actual rack shaft reaction force increase rate ΔFrc / Δθs and the model rack shaft reaction force increase rate ΔFrm / Δθs is set in advance. The road surface friction coefficient μ can be estimated with reference to the road surface friction coefficient determination map (see FIG. 12).
[0045]
The reaction force of the rack shaft 8 can be detected directly by providing a force detector such as a load cell at an appropriate position of the knuckle arm 7, the tie rod 5, and the rack shaft 8.
[0046]
(Forward look-ahead time)
The higher the vehicle speed and the lower the road friction coefficient, the longer the braking distance. In order to smoothly decelerate at high speeds or on low μ roads, it is necessary to move the predicted point of road tangent azimuth to the front. . Therefore, an optimum forward look-ahead time is set by the forward look-ahead time calculation means 35 as shown in FIG. 13 according to the road surface friction coefficient μ and the vehicle speed V estimated by the above-described method. For this purpose, first, a basic forward look-ahead time t Bb set so as to increase in accordance with an increase in the vehicle speed V is read from the
[0047]
(Steering force control)
The output of the
[0048]
The additional steering torque target value in the direction in which the azimuth deviation ΔΨ is decreased is calculated by the additional steering torque calculation means 17 and converted into a current value to be given to the
[0049]
As parameters for determining the auxiliary steering force for the second target current determining
[0050]
Now, as shown in FIG. 14, the additional steering torque calculating means 17 for calculating the additional steering torque target value T 0 is a base for setting a basic additional torque T b that is a basis for setting the additional steering torque target value for the azimuth deviation ΔΨ. A
[0051]
In obtaining the additional steering torque target value T 0 , first, a value read from the vehicle speed offset
[0052]
(Passing vehicle speed control)
Since the vehicle speed that can stably pass through the curved road changes according to the curvature of the curve, the optimal target passing vehicle speed is set according to the amount of tangential azimuth change of the road ahead in the traveling direction, and the vehicle speed control is performed. As shown in FIG. 15, the passing vehicle speed control means 21 for this purpose calculates a road azimuth angle change for calculating a tangential azimuth change amount of a section based on the tangential azimuth data Ψ B calculated by the road azimuth calculation means 15. Amount calculating means 41, target passing vehicle speed calculating means 42 for calculating a target passing vehicle speed according to the azimuth change amount, and a braking force target value for calculating a braking force target value according to a deviation between the target passing vehicle speed and the actual vehicle speed. The calculation means 43, the
[0053]
The basic target passing vehicle speed is calculated as follows. First, the tangential azimuth angle variation ΔΨ of a certain section ahead of the traveling direction set by the forward lookahead time setting means 35 is read,
ΔΨ = Ψ B2 −Ψ B1
From this, the average yaw rate γ required to pass through the section is obtained.
γ = ΔΨ / (t B2 −t B1 )
[0054]
On the other hand, the maximum stationary lateral acceleration α max is estimated from the road surface μ, and the maximum passable vehicle speed V Bmax in that section is obtained from these values.
V Bmax = α max / γ
[0055]
Further, for example, even if the rate of change in the tangential azimuth angle in a certain section in front of the traveling direction is the same, as shown in FIG. As shown in -b, the vehicle speed at which the vehicle can pass stably is low if the curvature gradually decreases as it goes further. From this point of view, the passage difficulty level calculation means 45 sets the passage difficulty level according to the rate of change of the curvature of the road in a certain section ahead of the traveling direction, thereby correcting the passing vehicle speed.
[0056]
In calculating the passing difficulty level, first, the average azimuth angle change amount calculating means 46 calculates the average azimuth angle change amount Ψ AVE . This average azimuth angle change amount Ψ AVE is assumed to be set, for example, as a forward look-ahead section corresponding to the vehicle speed from a first forward look-ahead time t B1 to a third forward look-ahead time t B3 in FIG. It is obtained by accumulating the absolute value of the tangential azimuth deviation Ψ B −Ψ B−1 for each constant time interval t SP in this section and dividing it by the number of time intervals n B.
n B = (t B3 -t B1 ) / t SP
[0057]
Next, a basic passage difficulty ζ b with respect to the average azimuth angle change amount ψ AVE is obtained with reference to a preset
[0058]
The final target passing vehicle speed V * is determined by multiplying the road passing difficulty ζ of a certain section thus obtained by the previously obtained target passing vehicle speed V Bmax , and this value and the current vehicle speed V The braking force control amount is determined by comparison with 0, and the vehicle speed is adjusted.
[0059]
(Correction of steering control amount)
By the way, by changing the additional reaction force torque applied to the steering system according to the road passage difficulty ζ, it is possible to achieve both improvement in operability during normal steering and reduction of the burden on the driver. This, as shown in FIG. 18, performed by multiplying the gain G obtained by reference to the gain /
[0060]
In this case, since the obtained passage difficulty ζ is after t B1 seconds, it is preferable to use a signal delayed by the
[0061]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, since it is possible to perform driving operation support control corresponding to the currently traveling road state, it is possible to perform vehicle behavior control adapted to the shape of the curve of the traveling road. It is possible to further promote the optimization of performance and to greatly reduce the burden on the driver.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a steering apparatus to which the present invention is applied.
FIG. 2 is a block diagram showing a schematic configuration of a control device according to the present invention.
FIG. 3 is a block diagram of the navigation system.
FIG. 4 is an explanatory diagram showing an example of a tangential azimuth calculation method.
FIG. 5 is an explanatory diagram showing another example of a method for calculating a tangent azimuth angle.
FIG. 6 is an explanatory diagram showing still another example of a tangential azimuth calculation method.
FIG. 7 is an explanatory diagram showing a method for calculating the position of a certain point between two points.
FIG. 8 is a partially enlarged view showing a part of FIG. 8 in an enlarged manner.
FIG. 9 is a relationship diagram between cornering power and road surface friction coefficient.
FIG. 10 is a flowchart related to setting of an internal model.
FIG. 11 is an increase diagram of a vehicle state quantity with respect to a steering angle quantity.
FIG. 12 is a determination map of a road surface friction coefficient.
FIG. 13 is a block diagram of forward look-ahead time calculation means.
FIG. 14 is a block diagram of additional steering torque calculation means.
FIG. 15 is a block diagram of passing vehicle speed control means.
FIG. 16 is an explanatory diagram of a relationship between a tangential azimuth angle change rate in front of the traveling direction and the difficulty of passing.
FIG. 17 is a block diagram of a passage difficulty level calculation unit.
FIG. 18 is a block diagram related to a method for correcting a steering reaction force control amount.
[Explanation of symbols]
DESCRIPTION OF
Claims (2)
前記方位角変化量の平均値の算出手段をさらに有し、該平均値算出手段と前記方位角変化量演算手段と前記路面摩擦係数演算手段とからの信号に基づいて当該車両の運動状態量を制御することを特徴とする車両走行制御装置。An azimuth angle change amount calculating means for calculating the amount of change in the azimuth angle of the road on which the vehicle travels from map information, and a road surface friction coefficient calculating means for calculating a friction coefficient between the tire of the vehicle and the running road, A vehicle travel control device having a motion state amount control means for controlling a motion state amount of the vehicle based on outputs of the azimuth angle change amount calculation means and the friction coefficient calculation means;
The vehicle further includes a calculation means for calculating the average value of the azimuth change amount, and the motion state quantity of the vehicle is calculated based on signals from the average value calculation means, the azimuth change calculation means, and the road surface friction coefficient calculation means. A vehicle travel control device that controls the vehicle.
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