JP6089959B2 - Tire behavior estimation device - Google Patents
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Description
本発明は、車両のタイヤの挙動を推定するタイヤ挙動推定装置に関する。 The present invention relates to a tire behavior estimation device that estimates the behavior of a vehicle tire.
タイヤ挙動推定装置では、一般に、タイヤモデルとして、Magic Formula Tire Model等の実験式モデル、又はFiala Model等の物理モデルが使用される。実験式モデルは、推定精度に優れているが、モデルフィッティングに大量の実験データを要する。対照的に、物理モデルは、実験データを必ずしも要しないが、推定精度に劣っている。 In the tire behavior estimation device, an experimental formula model such as Magic Formula Tire Model or a physical model such as Fiala Model is generally used as a tire model. Although the experimental model is excellent in estimation accuracy, a large amount of experimental data is required for model fitting. In contrast, physical models do not necessarily require experimental data, but have poor estimation accuracy.
また、実験式モデルでは、車両運動の基礎検討や車両開発の初期検討において注目されるタイヤ代表特性とモデルパラメータとの関係が複雑であり、パラメータスタディを簡便に行えない。対照的に、物理モデルは、車両運動の基礎検討や車両開発の初期検討において実験データが必ずしも入手可能ではないが、注目するタイヤ代表特性が車両運動に及ぼす影響や、目標とする車両運動特性を満たすタイヤ代表特性を適切な精度で把握することを要する。 In addition, in the experimental model, the relationship between the tire representative characteristics and model parameters, which are noticed in the basic study of vehicle motion and the initial study of vehicle development, is complicated, and parameter studies cannot be performed easily. In contrast, for physical models, experimental data is not always available in basic studies of vehicle motion or initial studies of vehicle development, but the impact of the tire representative characteristics of interest on the vehicle motion and the target vehicle motion characteristics. It is necessary to grasp the tire representative characteristics to be satisfied with appropriate accuracy.
このため、物理モデルに相当する簡便性とともに実験式モデルに相当する推定精度を実現可能なタイヤモデルの開発が望まれていた。 For this reason, there has been a demand for the development of a tire model that can realize the estimation accuracy corresponding to the experimental model as well as the simplicity corresponding to the physical model.
一方、例えば特開2008−122253号公報に記載されるように、両方のモデルを融合させたタイヤモデルも知られている。この融合モデルは、タイヤの温度依存性を考慮したシミュレーションを、労力を軽減するとともに時間を短縮して実現しようとするものである。 On the other hand, as described in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2008-122253, a tire model in which both models are fused is also known. This fusion model is intended to realize a simulation that takes into account the temperature dependence of the tire while reducing labor and time.
しかし、上記融合モデルに関する公報には、物理モデルに相当する簡便性とともに実験式モデルに相当する推定精度を有するタイヤ挙動推定装置を実現するための具体的な手段が十分に開示されているとはいえない。 However, the publication related to the fusion model sufficiently discloses specific means for realizing a tire behavior estimation device having estimation accuracy equivalent to an empirical model as well as simplicity corresponding to a physical model. I can't say that.
そこで、本発明は、タイヤ挙動を簡便かつ高精度に推定できるタイヤ挙動推定装置を提供しようとするものである。 Therefore, the present invention intends to provide a tire behavior estimation device that can easily and accurately estimate the tire behavior.
本発明に係るタイヤ挙動推定装置は、車両のタイヤの挙動を推定するタイヤ挙動推定装置であって、タイヤの横摩擦係数のキャンバ角変化率を用いて垂直シフトを求めるとともにキャンバスチフネスを用いて水平シフトを求め、水平シフト及び垂直シフトを用いて純横スリップ時のタイヤの横力を推定する推定部を備え、前記垂直シフトをS v 、前記キャンバ角変化率をdγ μy 、前記タイヤの接地荷重をF z 、前記タイヤのキャンバ角をγ、前記タイヤの摩擦係数のスケーリングファクタをμ scale としたときに、前記垂直シフトS v は、式S v =dγ μy ・F z ・γ・μ scale により求められ、前記水平シフトをS h 、前記キャンバスチフネスをCS、コーナリングチフネスをBCD y としたときに、前記水平シフトS h は、式S h =(CS・γ―S v )/BCD y により求められ、前記推定部は、前記横力をF y 、ピークファクタをD y 、シェープファクタをC y 、スチフネスファクタをB y 、スリップ角αと水平シフトS h の和をx、カーバチュアファクタをE y としたときに、前記横力を式F y =D y ・sin[C y ・arctan{B y ・x−E y (B y ・x−arctan(B y ・x))}]+S v を用いて推定して構成される。 A tire behavior estimation device according to the present invention is a tire behavior estimation device that estimates the behavior of a tire of a vehicle, obtains a vertical shift using a camber angle change rate of a lateral friction coefficient of the tire, and uses a canvas stiffness to An estimation unit for obtaining a shift and estimating a lateral force of the tire during a pure lateral slip using a horizontal shift and a vertical shift is provided, wherein the vertical shift is S v , the camber angle change rate is dγ μy , and the tire contact load the F z, the camber angle of the tire gamma, the scaling factor of the friction coefficient of the tire when the mu scale, the vertical shift S v is the equation S v = dγ μy · F z · γ · μ scale sought, the horizontal shift S h, the canvas Chifu Ness CS, the cornering Chifu ness when the BCD y, the horizontal shift S h , Determined by the formula S h = (CS · γ- S v) / BCD y, the estimation unit, the lateral force F y, the peak factor D y, the shape factor C y, the steel Stiffness Factor B y, the sum of the slip angle α and the horizontal shift S h x, the Kaaba Chua factor is taken as E y, wherein the lateral force F y = D y · sin [ C y · arctan {B y · x-E y ( B y · x-arctan (B y · x))}] + S v .
ここで、従来のタイヤ挙動推定装置では、多くの実験データにタイヤモデルをフィッティングして決定される多数のパラメータを用いて垂直シフト及び水平シフトを求めていた。これに対し、本発明に係るタイヤ挙動推定装置によれば、タイヤの横摩擦係数のキャンバ角変化率の関数として垂直シフトを求めるとともにキャンバスチフネスの関数として水平シフトを求めることで、タイヤのキャンバ角が純横スリップ時の横力に及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。結果として、タイヤ挙動を簡便かつ高精度に推定できる。 Here, in the conventional tire behavior estimation apparatus, the vertical shift and the horizontal shift are obtained using a large number of parameters determined by fitting a tire model to a lot of experimental data. On the other hand, according to the tire behavior estimation apparatus according to the present invention, the vertical shift is obtained as a function of the camber angle change rate of the tire lateral friction coefficient and the horizontal shift is obtained as a function of the canvas stiffness, thereby obtaining the tire camber angle. Can easily and accurately estimate the effect of the sway on lateral force during pure side slip. As a result, the tire behavior can be estimated easily and with high accuracy.
本発明によれば、タイヤ挙動を簡便かつ高精度に推定できるタイヤ挙動推定装置を提供することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the tire behavior estimation apparatus which can estimate a tire behavior simply and with high precision can be provided.
以下、添付図面を参照して、本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置について詳細に説明する。なお、図面の説明において同一の要素には同一の符号を付し、重複する説明を省略する。 Hereinafter, a tire behavior estimating device according to an embodiment of the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings. In the description of the drawings, the same elements are denoted by the same reference numerals, and redundant description is omitted.
まず、図1を参照して本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10について説明する。タイヤ挙動推定装置10は、車両運動や車両開発に影響を及ぼすタイヤの挙動を推定する装置である。タイヤ挙動推定装置10は、CPU、ROM、RAM、入出力回路等を含むコンピュータとして構成される。 First, a tire behavior estimation device 10 according to an embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The tire behavior estimation device 10 is a device that estimates tire behavior that affects vehicle motion and vehicle development. The tire behavior estimation device 10 is configured as a computer including a CPU, a ROM, a RAM, an input / output circuit, and the like.
図1は、本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10を示すブロック図である。図1に示すように、タイヤ挙動推定装置10は、設定部11、入力部12、推定部13、出力部14、及び格納部15を有している。設定部11、入力部12、推定部13、出力部14、及び格納部15の機能は、後述するタイヤ挙動推定方法を実施するためのプログラムをCPUがROM等から読み出して実行することにより実現される。 FIG. 1 is a block diagram showing a tire behavior estimation device 10 according to an embodiment of the present invention. As shown in FIG. 1, the tire behavior estimation device 10 includes a setting unit 11, an input unit 12, an estimation unit 13, an output unit 14, and a storage unit 15. The functions of the setting unit 11, the input unit 12, the estimation unit 13, the output unit 14, and the storage unit 15 are realized by the CPU reading and executing a program for executing a tire behavior estimation method described later from a ROM or the like. The
設定部11は、所与のタイヤデータに基づいてタイヤモデルのモデル係数を設定する。モデル係数としては、タイヤデータ自体、又はタイヤデータからの導出値が用いられる。なお、モデル係数の詳細については後述する。 The setting unit 11 sets the model coefficient of the tire model based on given tire data. As the model coefficient, tire data itself or a derived value from tire data is used. Details of the model coefficient will be described later.
入力部12は、タイヤモデルの入力パラメータを入力する。入力パラメータとしては、タイヤの接地荷重Fz[N]、スリップ比κ[−]、スリップ角α[rad]、キャンバ角γ[rad]、摩擦係数μのスケーリングファクタμscale[−]が入力される([]内は単位を示す。[−]は無単位であることを示す。以下同じ。)。入力パラメータは、記憶装置、入力装置等から入力される。 The input unit 12 inputs tire model input parameters. As input parameters, a tire ground contact load F z [N], a slip ratio κ [−], a slip angle α [rad], a camber angle γ [rad], and a scaling factor μ scale [−] of a friction coefficient μ are input. ([] Indicates a unit. [-] Indicates no unit. The same shall apply hereinafter.) Input parameters are input from a storage device, an input device, or the like.
推定部13は、モデル係数、入力パラメータ等に基づいてタイヤのスリップ特性を推定する。スリップ特性には、純前後スリップ特性、純横スリップ特性、及び複合スリップ特性が含まれる。純前後スリップとは、タイヤの進行方向(転動方向)に生じるスリップであり、純横スリップとは、タイヤの横方向に生じるスリップであり、複合スリップとは、タイヤの進行方向及び横方向に同時に生じるスリップである。 The estimation unit 13 estimates tire slip characteristics based on model coefficients, input parameters, and the like. The slip characteristics include pure front / rear slip characteristics, pure lateral slip characteristics, and composite slip characteristics. A pure front / rear slip is a slip generated in the traveling direction (rolling direction) of the tire, a pure lateral slip is a slip generated in the lateral direction of the tire, and a composite slip is in the traveling direction and lateral direction of the tire. It is a slip that occurs at the same time.
出力部14は、タイヤモデルの出力パラメータを出力する。出力パラメータとしては、純前後スリップ時の前後力Fx[N]、純横スリップ時の横力Fy[N]及びセルフアライニングトルクMz[Nm]、並びに複合スリップ時の前後力FxC[N]、横力FyC[N]、及びセルフアライニングトルクMzC[Nm]が出力される。出力パラメータは、記憶装置、表示装置、印刷装置等に出力される。 The output unit 14 outputs an output parameter of the tire model. As output parameters, longitudinal force F x [N] at the time of pure slip, lateral force F y [N] at the time of pure lateral slip and self-aligning torque M z [Nm], and longitudinal force F xC at the time of compound slip [N], lateral force F yC [N], and self-aligning torque M zC [Nm] are output. The output parameter is output to a storage device, a display device, a printing device, or the like.
格納部15は、モデル係数の設定値、パラメータの入出力値等を格納する。 The storage unit 15 stores model coefficient setting values, parameter input / output values, and the like.
つぎに、図2から図12を参照して本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10によるタイヤ挙動推定方法について説明する。 Next, a tire behavior estimation method by the tire behavior estimation apparatus 10 according to the embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS.
図2は、本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10の動作を示すフローチャートである。図2に示すように、タイヤ挙動推定装置10は、まず、各種スリップ特性の推定処理に先立ちモデル係数の設定処理を行う(S11)。設定部11は、所与のタイヤデータに基づいて以下のモデル係数を設定する。 FIG. 2 is a flowchart showing the operation of the tire behavior estimation apparatus 10 according to the embodiment of the present invention. As shown in FIG. 2, the tire behavior estimation apparatus 10 first performs model coefficient setting processing prior to various slip characteristics estimation processing (S11). The setting unit 11 sets the following model coefficient based on given tire data.
μx0:前後摩擦係数μx(基準荷重時)[−]
dμx:前後摩擦係数μxの荷重変化率[1/N]
Fz0μx:前後摩擦係数μxの基準荷重[N]
dγμy:横摩擦係数μyのキャンバ角変化率[1/rad]
cμy0:横摩擦係数μyの近似式の定数項[−]
cμy1:横摩擦係数μyの近似式の1次係数[1/N]
FzLI:臨界荷重[N]
w:タイヤの接地幅[m]
CFx:正規化ブレーキングスチフネス[−]
cCSS0:正規化コーナリングスチフネスの近似式の定数項[1/rad]
cCSS1:正規化コーナリングスチフネスの近似式の1次係数[1/(radN)]
cCSS2:正規化コーナリングスチフネスの近似式の2次係数[1/(radN2)]
cCSS3:正規化コーナリングスチフネスの近似式の3次係数[1/(radN3)]
cCS0:正規化キャンバスチフネスの近似式の定数項[1/rad]
cCS1:正規化キャンバスチフネスの近似式の1次係数[1/(radN)]
cCS2:正規化キャンバスチフネスの近似式の2次係数[1/(radN2)]
cSAS1:正規化セルフアライニングスチフネスの近似式の1次係数[1/(radN)]
cSAS2:正規化セルフアライニングスチフネスの近似式の2次係数[1/(radN2)]
cCTQ0:正規化キャンバトルクスチフネスの近似式の定数項[m/rad]
cCTQ1:正規化キャンバトルクスチフネスの近似式の1次係数[m/(radN)]
μ x0 : Longitudinal friction coefficient μ x (at standard load) [-]
dμ x : Load change rate of the longitudinal friction coefficient μ x [1 / N]
F z0 μx : reference load [N] of the longitudinal friction coefficient μ x
dγ μy : camber angle change rate of the lateral friction coefficient μ y [1 / rad]
c μy0: lateral friction coefficient mu y approximation equation constant terms of the [-]
c μy1: 1-order coefficient of the approximate expression of the lateral friction coefficient μ y [1 / N]
F zLI : Critical load [N]
w: Tire contact width [m]
C Fx : Normalized braking stiffness [−]
cCSS 0 : Constant term [1 / rad] of approximate expression of normalized cornering stiffness
cCSS 1 : first order coefficient [1 / (radN)] of approximate expression of normalized cornering stiffness
cCSS 2 : quadratic coefficient [1 / (radN 2 )] of approximate expression of normalized cornering stiffness
cCSS 3 : third-order coefficient [1 / (radN 3 )] of the approximate expression of normalized cornering stiffness
cCS 0 : Constant term of the approximate expression of normalized canvas stiffness [1 / rad]
cCS 1 : first order coefficient [1 / (radN)] of approximate expression of normalized canvas stiffness
cCS 2 : quadratic coefficient [1 / (radN 2 )] of approximate expression of normalized canvas stiffness
cSAS 1 : First order coefficient [1 / (radN)] of approximate expression of normalized self-aligning stiffness
cSAS 2 : quadratic coefficient [1 / (radN 2 )] of the approximate expression of normalized self-aligning stiffness
cCTQ 0 : Constant term [m / rad] of approximate expression of normalized camber torque stiffness
cCTQ 1 : First order coefficient [m / (radN)] of approximate expression of normalized camber torque stiffness
モデル係数μx0、dμx、Fz0μx、dγμy、FzLI、w、CFxは、通常、タイヤデータ自体として設定される。モデル係数cμy0、cμy1、cCSS0、cCSS1、cCSS2、cCSS3、cCS0、cCS1、cCSS2、cSAS1、cSAS2、cCTQ0、cCTQ1は、通常、タイヤデータからの導出値として設定される。 The model coefficients μ x0 , dμ x , F z0 μx , dγ μy , F zLI , w, and C Fx are normally set as tire data itself. The model coefficients c μy0 , c μy1 , cCSS 0 , cCSS 1 , cCSS 2 , cCSS 3 , cCS 0 , cCS 1 , cCSS 2 , cSAS 1 , cSAS 2 , cCTQ 0 , cCTQ 1 are usually derived values from tire data Set as
前後摩擦係数μxとは、タイヤの前後方向におけるタイヤと接地面との間の摩擦係数であり、横摩擦係数μyとは、タイヤの横方向におけるタイヤと接地面との間の摩擦係数である。横摩擦係数μyのキャンバ角変化率dγμyとは、キャンバ角γの変化に対する横摩擦係数μyの変化率である。臨界荷重FzLIとは、タイヤの使用荷重の上限基準を表しており、通常はロードインデックスの値に設定される。タイヤの接地幅とは、タイヤの横方向において接地面に接するタイヤの幅であり、通常、タイヤ幅の70%程度の値に設定される。 The longitudinal friction coefficient μ x is a friction coefficient between the tire and the ground contact surface in the longitudinal direction of the tire, and the lateral friction coefficient μ y is a friction coefficient between the tire and the ground contact surface in the lateral direction of the tire. is there. The camber angle change rate d [gamma] Myuwai lateral friction coefficient mu y, a rate of change of the lateral friction coefficient mu y with respect to a change in camber angle gamma. The critical load F zLI represents the upper limit standard of the use load of the tire, and is usually set to the value of the road index. The tire contact width is the width of the tire in contact with the contact surface in the lateral direction of the tire, and is usually set to a value of about 70% of the tire width.
ブレーキングスチフネスBCDxとは、スリップ比κの変化に対する前後力Fxの初期変化勾配である。コーナリングスチフネスBCDyとは、スリップ角αに対する横力Fyの初期変化勾配である。キャンバスチフネスCSとは、キャンバ角γに対する横力Fyの初期変化勾配である。セルフアライニングスチフネスSASとは、スリップ角αの変化に対するセルフアライニングトルクMzの初期変化勾配であり、キャンバトルクスチフネスCTQとは、キャンバ角γの変化に対するセルフアライニングトルクMzの初期変化勾配である。 The braking stiffness BCD x is an initial change gradient of the longitudinal force F x with respect to the change of the slip ratio κ. The cornering stiffness BCD y is an initial change gradient of the lateral force F y with respect to the slip angle α. The canvas Chifu Ness CS, is the initial change gradient of the lateral force F y for camber angle gamma. The self-aligning stiffness SAS is an initial change gradient of the self-aligning torque M z with respect to the change of the slip angle α, and the camber torque stiffness CTQ is an initial change gradient of the self-aligning torque M z with respect to the change of the camber angle γ. It is.
ブレーキングスチフネスBCDx、コーナリングスチフネスBCDy、キャンバスチフネスCS、セルフアライニングスチフネスSAS、及びキャンバトルクスチフネスCTQのそれぞれは、接地荷重Fzで除して正規化される。 Each of the braking stiffness BCD x , cornering stiffness BCD y , canvas stiffness CS, self-aligning stiffness SAS, and camber torque stiffness CTQ is normalized by dividing by the ground load F z .
横摩擦係数μy、正規化コーナリングスチフネス、正規化キャンバスチフネス、正規化セルフアライニングスチフネス、正規化キャンバトルクスチフネスは、実測値(又は仮想値、以下同じ)に基づいて推定される。これらの推定値は、例えば、実測値に対するフィッティングにより接地荷重Fzに関する近似式として表される。 The lateral friction coefficient μ y , normalized cornering stiffness, normalized canvas stiffness, normalized self-aligning stiffness, and normalized camber torque stiffness are estimated based on actual measurement values (or virtual values, the same applies hereinafter). These estimates are, for example, expressed as an approximate expression relating the vertical load F z by fitting against measured values.
横摩擦係数μyは、例えば、接地荷重Fzに関する1次近似式として表される。正規化コーナリングスチフネスは、例えば、接地荷重Fzに関する3次近似式として表され、正規化キャンバスチフネスは、例えば、接地荷重Fzに関する2次近似式として表される。正規化セルフアライニングスチフネスは、例えば、接地荷重Fzに関する2次近似式として表され、正規化キャンバトルクスチフネスは、例えば、接地荷重Fzに関する1次近似式として表される。 The lateral friction coefficient μ y is expressed as, for example, a first-order approximate expression related to the ground load F z . Normalized cornering steel Stiffness, for example, expressed as cubic approximate expression about the vertical load F z, normalized canvas Chifu Ness, for example, it is represented as a quadratic approximate expression for the vertical load F z. Normalized aligning steel Stiffness, for example, be represented as a quadratic approximate expression about the vertical load F z, normalized camber Torx Chifu Ness, for example, be represented as a linear approximation expression for the vertical load F z.
正規化セルフアライニングスチフネスの近似式では、正規化セルフアライニングスチフネスが接地荷重Fzの減少につれて0となるので、定数項が0となる。近似式の次数は、上記例に限定されるものではなく、要求される近似精度に応じて決定される。n次の近似式のフィッティングには、n+1組以上の実測値(例えば、正規化コーナリングスチフネスの3次近似式のフィッティングには、4組以上の接地荷重Fzと正規化コーナリングスチフネスの実測値)が必要とされる。 The approximate expression of the normalized self-aligning steel Stiffness, since normalization aligning steel Stiffness is 0 with decreasing vertical load F z, a constant term becomes zero. The order of the approximate expression is not limited to the above example, but is determined according to the required approximation accuracy. n The fitting of the following approximate expression, n + 1 or more sets of measured values (e.g., the fitting of a third-order approximate expression of the normalized cornering steel Stiffness, 4 or more sets of vertical load F z and the measured value of the normalized cornering steel Stiffness) Is needed.
タイヤ挙動推定装置10は、設定処理に続いてパラメータの入力処理を行う(S12)。入力部12は、入力パラメータとしてタイヤの接地荷重Fz[N]、スリップ比κ[−]、スリップ角α[rad]、キャンバ角γ[rad]、摩擦係数μのスケーリングファクタμscale[−]を入力する。 The tire behavior estimation apparatus 10 performs a parameter input process following the setting process (S12). The input unit 12 includes, as input parameters, a tire ground contact load F z [N], a slip ratio κ [−], a slip angle α [rad], a camber angle γ [rad], and a scaling factor μ scale [−] of a friction coefficient μ. Enter.
接地荷重Fzとは、タイヤを接地面に押し付ける荷重である。スリップ比κとは、タイヤの回転角速度ωと自由転動時のタイヤの回転角速度ω0との違いを表しており、通常、(ω−ω0)/ω0として定義される。スリップ角αとは、タイヤ接地中心の進行方向と車輪中心面の方向(タイヤの向いている方向)とのなす角度である。キャンバ角γとは、タイヤの回転面と接地面に垂直な面とのなす角度である。摩擦係数μのスケーリングファクタμscaleとは、接地面の状態に応じて摩擦係数μ(μx、μy)を調節するための変数である。 The ground contact load F z is a load that presses the tire against the ground contact surface. The slip ratio κ represents the difference between the rotational angular velocity ω of the tire and the rotational angular velocity ω 0 of the tire during free rolling, and is usually defined as (ω−ω 0 ) / ω 0 . The slip angle α is an angle formed between the traveling direction of the tire ground contact center and the direction of the wheel center plane (the direction in which the tire faces). The camber angle γ is an angle formed by a rotation surface of the tire and a surface perpendicular to the ground contact surface. The scaling factor μ scale of the friction coefficient μ is a variable for adjusting the friction coefficient μ (μ x , μ y ) according to the state of the ground contact surface.
タイヤ挙動推定装置10は、パラメータ入力処理に続いて純前後スリップ特性の推定処理を行う(S13)。純前後スリップとは、スリップ角αをゼロとしてタイヤに制動・駆動力を付加した場合にタイヤの前後方向に生じるスリップである。推定部13は、モデル係数及び入力パラメータに基づいて、純前後スリップ時のタイヤモデル式(1)からタイヤの前後力Fx[N]を推定する。前後力Fxとは、純前後スリップ時にタイヤと接地面との間でタイヤの前後方向に生じる力である。 The tire behavior estimation apparatus 10 performs pure front / rear slip characteristic estimation processing following the parameter input processing (S13). The pure front / rear slip is a slip generated in the front / rear direction of the tire when a braking / driving force is applied to the tire with a slip angle α of zero. The estimation unit 13 estimates the tire longitudinal force F x [N] from the tire model equation (1) at the time of pure front / rear slip, based on the model coefficient and the input parameter. The longitudinal force F x, a force generated in the front-rear direction of the tire between the tire and the ground surface when pure longitudinal slip.
Fx=Dx・sin[Cx・arctan{Bx・κ−Ex(Bx・κ−arctan(Bx・κ))}] …(1)
ここで、
Cx=p1 …(2)
Dx={μx0+dμx(Fz-Fz0μx)}Fz・μscale …(3)
Bx=BCDx/(Cx・Dx) …(4)
Ex=p2 …(5)
BCDx=CFx・Fz …(6)
F x = D x · sin [ C x · arctan {B x · κ-E x (B x · κ-arctan (B x · κ))}] ... (1)
here,
C x = p 1 (2)
D x = {μ x0 + dμ x (F z -F z0μx)} F z · μ scale ... (3)
B x = BCD x / (C x · D x ) (4)
E x = p 2 (5)
BCD x = C Fx · F z (6)
係数Cx、Dx、Bx、Exは、純前後スリップ時のタイヤモデルを規定するパラメータであり、シェープファクタCx、ピークファクタDx、スチフネスファクタBx、カーバチュアファクタExと称される。式(4)に示すように、純前後スリップ時のスチフネスファクタに相当する係数Bxは、ブレーキングスチフネスを純前後スリップ時のシェープファクタCx及びピークファクタDxで除して求められる。係数Bxは、後述する複合スリップ特性の推定処理にも用いられる。係数BCDxは、ブレーキングスチフネスである。定数p1は、1.3〜1.7の範囲(例えば1.5)とし、定数p2は、-2〜1の範囲(例えば-0.5)とする。 The coefficients C x , D x , B x , and E x are parameters that define the tire model at the time of pure front / rear slip, and are called shape factor C x , peak factor D x , stiffness factor B x , and curvature factor E x. Is done. As shown in Equation (4), the coefficient B x corresponding to the stiffness factor at the time of pure front and rear slip is obtained by dividing the braking stiffness by the shape factor C x and the peak factor D x at the time of pure front and rear slip. The coefficient Bx is also used in the composite slip characteristic estimation process described later. The coefficient BCD x is the braking stiffness. Constant p 1 is in the range of 1.3 to 1.7 (e.g. 1.5), the constant p 2 is in the range of -2~1 (e.g. -0.5).
図3は、純前後スリップ特性(前後力Fx)の推定結果を示す図である。図3には、3パターンの接地荷重Fzを対象として、スリップ比κを増加させた後に再び減少させた場合における純前後スリップ特性の変化傾向について、実測値と推測値を対比した結果が示されている。図3によれば、タイヤの純前後スリップ特性が適切な精度で推定されていることが分かる。 FIG. 3 is a diagram illustrating an estimation result of a pure front / rear slip characteristic (front / rear force F x ). 3 shows, as a target the vertical load F z of three patterns, the change trend of the pure longitudinal slip characteristic when the reduced again after increasing the slip ratio kappa, results of comparing estimated value and the measured value is shown Has been. According to FIG. 3, it can be seen that the pure front / rear slip characteristics of the tire are estimated with appropriate accuracy.
図2の説明に戻って、タイヤ挙動推定装置10は、純前後スリップ特性の推定処理に続いて純横スリップ特性の推定処理を行う(S14)。純横スリップとは、制動・駆動力をゼロとしてスリップ角を付加した場合にタイヤの横方向に生じるスリップである。推定部13は、モデル係数及び入力パラメータに基づいて、純横スリップ時のタイヤモデル式(7)からタイヤの横力Fy[N]を推定する。横力Fyとは、純横スリップ時にタイヤと接地面との間でタイヤの横方向に生じる力である。 Returning to the description of FIG. 2, the tire behavior estimation device 10 performs a pure lateral slip characteristic estimation process following the pure front / rear slip characteristic estimation process (S <b> 14). Pure lateral slip is slip generated in the lateral direction of a tire when a braking angle and a driving force are set to zero and a slip angle is added. The estimation unit 13 estimates the tire lateral force F y [N] from the tire model equation (7) at the time of a pure lateral slip, based on the model coefficient and the input parameter. The lateral force Fy is a force generated in the lateral direction of the tire between the tire and the contact surface during a pure lateral slip.
また、推定部13は、モデル係数、入力パラメータ、及び横力Fyの算出結果に基づいて、純横スリップ時のタイヤモデル式(17)からタイヤのセルフアライニングトルクMz[Nm]を推定する。セルフアライニングトルクMzとは、純横スリップ時にタイヤの垂直軸周りに生じるモーメントである。 Further, the estimation unit 13 estimates the tire self-aligning torque M z [Nm] from the tire model equation (17) at the time of a pure lateral slip, based on the model coefficient, the input parameter, and the calculation result of the lateral force F y. To do. The self-aligning torque Mz is a moment generated around the vertical axis of the tire during a pure side slip.
Fy=Dy・sin[Cy・arctan{By・x−Ey(By・x−arctan(By・x))}]+Sv …(7)
ここで、
Cy=p3 …(8)
Dy=(cμy0+Cμy1・Fz)Fz・μscale …(9)
By=BCDy/(Cy・Dy) …(10)
Ey=p4{1+p5・γ・sign(x)} …(11)
Sv=dγμy・Fz・γ・μscale …(12)
Sh=(CS・γ―Sv)/BCDy …(13)
x=α+Sh …(14)
BCDy=(cCSS0+cCSS1・Fz+cCSS2・Fz 2+cCSS3・Fz 3)Fz …(15)
CS=(cCS0+cCS1・Fz+cCS2・Fz 2)Fz …(16)
F y = D y · sin [ C y · arctan {B y · x-E y (B y · x-arctan (B y · x))}] + S v ... (7)
here,
C y = p 3 (8)
D y = (c μy0 + C μy1 · F z ) F z · μ scale (9)
B y = BCD y / (C y · D y ) (10)
E y = p 4 {1 + p 5 · γ · sign (x)} (11)
S v = dγ μy · F z · γ · μ scale (12)
S h = (CS · γ−S v ) / BCD y (13)
x = α + S h (14)
BCD y = (cCSS 0 + cCSS 1 · F z + cCSS 2 · F z 2 + cCSS 3 · F z 3 ) F z (15)
CS = (cCS 0 + cCS 1 · F z + cCS 2 · F z 2 ) F z (16)
係数Cy、Dy、By、Ey、Sv、Shは、純横スリップ時のタイヤモデルを規定するパラメータであり、シェープファクタCy、ピークファクタDy、スチフネスファクタBy、カーバチュアファクタEy、垂直シフトSv、水平シフトShと称される。式(10)に示すように、純横スリップ時のスチフネスファクタに相当する係数Byは、コーナリングスチフネスBCDyを純横スリップ時のシェープファクタCy及びピークファクタDyで除して求められる。係数Byは、後述するセルフアライニングトルクMzの推定及び複合スリップ特性の推定処理にも用いられる。 Coefficient C y, D y, B y , E y, S v, S h is the parameter defining the tire model during pure lateral slip, shape factor C y, peak factor D y, steel Stiffness Factor B y, Carver Chua factor E y, the vertical shift S v, a horizontal shift S h referred. As shown in Expression (10), the coefficient B y corresponding to the stiffness factor at the time of a pure side slip is obtained by dividing the cornering stiffness BCD y by the shape factor C y and the peak factor D y at the time of a pure side slip. Factor B y is also used for the estimation process of estimating and complex slip properties of the self-aligning torque M z, which will be described later.
式(9)の括弧内の項は、横摩擦係数μyの近似式に相当し、式(15)の括弧内の項は、正規化コーナリングスチフネスの近似式に相当し、式(16)の括弧内の項は、正規化キャンバスチフネスの近似式に相当する。定数p3は、1〜1.5の範囲(例えば1.3)とし、定数p4は、-2〜1の範囲(例えば-1.3)とし、定数p5は、-20〜-5の範囲(例えば-11)とする。 The term in parentheses in equation (9) corresponds to an approximate expression of the lateral friction coefficient μ y , the term in parentheses in equation (15) corresponds to an approximate expression of normalized cornering stiffness, and The term in parentheses corresponds to an approximate expression of normalized canvas stiffness. Constant p 3 is in the range of 1 to 1.5 (e.g. 1.3), the constant p 4 is in the range of -2~1 (e.g. -1.3), the constant p 5 is in the range of -20 to 5 (e.g., -11 ).
ここで、純横スリップ時の横力Fyは、式(12)、(13)に示すように、タイヤのキャンバ角γが純横スリップ時の横力Fyに及ぼす影響を考慮するために、横摩擦係数μyのキャンバ角変化率dγμyを用いて垂直シフトSvを求めるとともにキャンバスチフネスCSを用いて水平シフトShを求め、垂直シフトSv及び水平シフトShを用いて推定される。 Here, the lateral force F y during net lateral slip of the formula (12), as shown in (13), in order to camber angle γ of the tire taking into account the effect on the lateral force F y when pure lateral slip obtains the horizontal shift S h with canvas Chifu Ness CS with obtaining the vertical shift S v with the camber angle change rate d [gamma] Myuwai lateral friction coefficient mu y, is estimated using the vertical shift S v and a horizontal shift S h The
また、水平シフトShは、キャンバスチフネスCSにキャンバ角γの入力値を乗じた値から垂直シフトSvを減算し、その減算結果をコーナリングスチフネスBCDyで除した値として求められる。 The horizontal shift S h subtracts the vertical shift S v from the value obtained by multiplying the input value of the camber angle γ canvas Chifu Ness CS, it obtained the subtraction result divided by the cornering steel Stiffness BCD y.
また、キャンバスチフネスCS、コーナリングスチフネスBCDy、及び横摩擦係数μyは、タイヤデータに基づいて近似して設定される。 The canvas stiffness CS, cornering stiffness BCD y , and lateral friction coefficient μ y are set approximately based on tire data.
Mz={ts・Fy0+tc(Fy−Fy0)}cos(α) …(17)
ここで、
Fy0=Dy・sin[Cy・arctan(By・α−Ey(By・α−arctan(By・α)))] …(18)
ts=T(SAS/BCDy,p6,By,α) …(19)
tc=T(CTQ/CS,0,By,α) …(20)
nSAS=cSAS1・Fz+cSAS2・Fz 2 …(21)
SAS=nSAS・Fz …(22)
CTQ=(cCTQ0+cCTQ1・Fz)Fz …(23)
T(Dt,Ct,By,α)=Dt・cos[(1+Ct)・arctan{Bt・α−Et(Bt・α−arctan(Bt・α))}] …(24)
Bt=p7・By p8μscale p9(tc推定時には0.25倍する。) …(25)
Et=p10(tc推定時には4倍する。) …(26)
M z = {t s · F y0 + t c (F y -F y0)} cos (α) ... (17)
here,
F y0 = D y · sin [ C y · arctan (B y · α-E y (B y · α-arctan (B y · α)))] ... (18)
t s = T (SAS / BCD y , p 6 , B y , α) (19)
t c = T (CTQ / CS, 0, B y , α) (20)
nSAS = cSAS 1 · F z + cSAS 2 · F z 2 (21)
SAS = nSAS · F z (22)
CTQ = (cCTQ 0 + cCTQ 1 · F z ) F z (23)
T (D t, C t, B y, α) = D t · cos [(1 + C t) · arctan {B t · α-E t (B t · α-arctan (B t · α))}] ... (24)
B t = p 7 · B y p8 μscale p9 (multiply by 0.25 when estimating t c ) (25)
E t = p 10 (4 times when t c is estimated.) (26)
係数Fy0は、純横スリップ時の横力Fyのうちスリップ角αによる寄与成分である。係数tsは、タイヤの前後方向の中心と横力Fyの着力中心とのズレであり、ニューマチックトレールと称される。係数tcは、キャンバ角γにより生じるセルフアライニングトルクMzを横力Fyで除した値であり、キャンバトレールと称される。係数SASは、セルフアライニングスチフネスであり、係数CTQは、キャンバトルクスチフネスである。 The coefficient F y0 is a contribution component due to the slip angle α in the lateral force F y at the time of pure lateral slip. Coefficient t s is the shift between the force application center in the longitudinal direction and the center of the lateral force F y of the tire, referred to as the pneumatic trail. The coefficient t c is a value obtained by dividing the self-aligning torque M z generated by the camber angle γ by the lateral force F y and is called a camber trail. The coefficient SAS is self-aligning stiffness, and the coefficient CTQ is camber torque stiffness.
係数nSASは、正規化セルフアライニングスチフネスの近似式に相当し、式(23)の括弧内の項は、正規化キャンバトルクスチフネスの近似式に相当する。定数p6は、0.05〜0.15の範囲(例えば0.1)とし、定数p7は、2〜3の範囲(例えば2.6)とし、定数p8は、0.5〜0.8の範囲(例えば0.65)とする。定数p9は、-0.5〜-0.1の範囲(例えば-0.35)とし、定数p10は、-5〜-1の範囲(例えば-2.5)とする。 The coefficient nSAS corresponds to an approximate expression for normalized self-aligning stiffness, and the term in parentheses in Expression (23) corresponds to an approximate expression for normalized camber torque stiffness. Constant p 6 is in the range of 0.05 to 0.15 (e.g. 0.1), the constant p 7 is a 2-3 range (e.g. 2.6), the constant p 8 is the range of 0.5 to 0.8 (e.g., 0.65). Constant p 9 is in the range of -0.5 to 0.1 (e.g. -0.35), the constant p 10 is in the range of -5 to-1 (e.g., -2.5).
なお、モデル係数設定処理に用いる接地荷重Fzに対してスリップ特性推定処理に用いる接地荷重Fzが大きくなると、接地荷重Fzに関する近似式の値が異常値となり易い。このため、スリップ特性推定処理に用いる接地荷重Fzが大きい場合には、例えば以下のような補正が行われる。 Incidentally, when the vertical load F z is used with respect to a vertical load F z used in the model coefficient setting processing on the slip estimation processing increases, likely value of the approximate expression for the vertical load F z is an abnormal value. Therefore, when the vertical load F z for use in slip characteristic estimation processing is large, for example, the following correction is performed.
横摩擦係数μyは、接地荷重Fzの増加に応じて接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度まで増加するまでは接地荷重Fzに比例して減少するが、それ以上では減少勾配が低下する。そこで、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI以上である場合には、式(9)に含まれる横摩擦係数μyの近似項に代えて式(27)が適用される。定数p11は、0.5〜0.9の範囲(例えば0.7)とする。 Horizontal friction coefficient mu y is up to the vertical load F z in accordance with an increase in the vertical load F z is increased to about critical load F ZLI decreases in proportion to the vertical load F z, drop reduction slope at higher To do. Therefore, when the ground load F z is equal to or greater than the critical load F zLI , the equation (27) is applied instead of the approximate term of the lateral friction coefficient μ y included in the equation (9). Constant p 11 is in the range of 0.5 to 0.9 (e.g., 0.7).
ここで、純横スリップ時のセルフアライニングトルクMzは、式(17)に示すように、純横スリップ時の横力Fyのうちスリップ角αによる寄与成分にニューマチックトレールtsを乗じた値に、純横スリップ時の横力Fyのうちキャンバ角γによる寄与成分にキャンバトレールtcを乗じた値を加えた値を用いて推定される。 Here, the self-aligning torque M z when pure lateral slip, as shown in equation (17), multiplied by the pneumatic trail t s contribution component by the slip angle α of the lateral force F y when pure lateral slip It is estimated by using a value obtained by adding a value obtained by multiplying the contribution component due to the camber angle γ to the camber trail t c in the lateral force F y at the time of a pure side slip.
また、ニューマチックトレールtsは、タイヤデータを用いてセルフアライニングスチフネスSAS及びコーナリングスチフネスBCDyを近似して設定し、式(19)に示すように、セルフアライニングスチフネスSASをコーナリングスチフネスBCDyで除した値、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて求められる。 Further, pneumatic trail t s is set to approximate the self aligning steel Stiffness SAS and cornering steel Stiffness BCD y using tire data, as shown in equation (19), the self-aligning steel Stiffness cornering the SAS steel Stiffness BCD y And the stiffness factor B y used to estimate the lateral force F y at the time of a pure lateral slip.
また、キャンバトレールtcは、タイヤデータを用いてキャンバスチフネスCS及びキャンバトルクスチフネスCTQを近似して設定し、式(20)に示すように、キャンバトルクスチフネスCTQをキャンバスチフネスCSで除した値、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて求められる。 Further, the camber trail t c is set by approximating the canvas stiffness CS and the camber torque stiffness CTQ using tire data, and a value obtained by dividing the camber torque stiffness CTQ by the canvas stiffness CS as shown in the equation (20), And the stiffness factor B y used to estimate the lateral force F y at the time of a pure side slip.
また、タイヤの横摩擦係数μy、キャンバスチフネスCS、コーナリングスチフネスBCDy、セルフアライニングスチフネスSAS、及びキャンバトルクスチフネスCTQのうち少なくとも1つの近似値は、タイヤの接地荷重Fzと臨界荷重FzLIとの比較結果に応じて補正される。 Also, at least one approximate value of the tire lateral friction coefficient μ y , canvas stiffness CS, cornering stiffness BCD y , self-aligning stiffness SAS, and camber torque stiffness CTQ is the tire ground contact load F z and critical load F zLI. Is corrected according to the comparison result.
μy=a・exp{cμy1(Fz−FzLI)/a}+μy∞ …(27)
ここで、
a=μyLI−μy∞ …(28)
μy∞=p11・μyLI …(29)
μyLI=cμy0+cμy1・FzLI …(30)
μ y = a · exp {c μy1 (F z -F zLI) / a} + μ y∞ ... (27)
here,
a = μ yLI -μ y∞ ... ( 28)
μ y∞ = p 11 · μ yLI ... (29)
μyLI = c μy0 + c μy1 · FzLI (30)
図4は、横摩擦係数μyの補正結果を示す図である。図4には、各種タイヤのタイヤデータに基づいて求められた横摩擦係数μyの近似式の値と、補正式(27)の値とが対比して示されている。図4に示すように、近似値は、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度までは適切であるが、それ以上では過小となっている。一方、補正式を適用することで、接地荷重Fzが大きい場合でも、適切な値が得られている。 FIG. 4 is a diagram illustrating a correction result of the lateral friction coefficient μ y . FIG. 4 shows a comparison between the value of the approximate expression of the lateral friction coefficient μ y obtained based on the tire data of various tires and the value of the correction expression (27). As shown in FIG. 4, the approximate value is appropriate until the contact load F z is about the critical load F zLI , but it is too small beyond that. On the other hand, by applying the correction formula, an appropriate value is obtained even when the ground load Fz is large.
また、正規化コーナリングスチフネスは、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度を超える場合には、式(15)の括弧内の近似式により過大に設定され易い。そこで、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI以上である場合には、近似式に代えて補正式(31)が適用される。また、接地荷重Fzが臨界荷重FzLIの70%程度までは近似式を適用し、70〜100%程度の区間では、近似式と補正式とを滑らかに接続するように補正式を定義してもよい。 Also, the normalized cornering stiffness is likely to be set excessively by the approximate expression in parentheses in the expression (15) when the ground load F z exceeds the critical load F zLI . Therefore, when the ground load F z is equal to or greater than the critical load F zLI , the correction formula (31) is applied instead of the approximate formula. In addition, the approximate expression is applied until the contact load F z is about 70% of the critical load F zLI , and the correction expression is defined so that the approximate expression and the correction expression are smoothly connected in a section of about 70 to 100%. May be.
BCDy
=Dy’sin[2arctan{Fz/By’−Ey’(Fz/By’−arctan(Fz/By’))}] …(31)
CS300’=p12・CS300+p13 …(32)
BCD y
= D y 'sin [2arctan { F z / B y' -E y '(F z / B y' -arctan (F z / B y '))}] ... (31)
CS 300 '= p 12 · CS 300 + p 13 ... (32)
ここで、式(31)の係数By’、Dy’、Ey’は、例えば、臨界荷重FzLIの70%、100%、300%に相当する荷重に対応する正規化コーナリングスチフネスの値に対するフィッティングにより決定される。臨界荷重FzLIの300%に相当する荷重に対応するコーナリングスチフネスCS300’は、例えば式(32)を用いて、外挿値CS300から求められる。ただし、CS300を求めるときの外挿には1次式を用いる。定数p12は、0.2〜0.35の範囲(例えば0.27)とし、定数p13は、0.3〜0.6の範囲(例えば0.45)とする。 Here, the coefficients B y ′, D y ′, and E y ′ in Expression (31) are, for example, values of normalized cornering stiffness corresponding to loads corresponding to 70%, 100%, and 300% of the critical load F zLI. Determined by fitting to. The cornering stiffness CS 300 ′ corresponding to a load corresponding to 300% of the critical load F zLI is obtained from the extrapolated value CS 300 using, for example, Expression (32). However, a linear expression is used for extrapolation when obtaining CS 300 . Constant p 12 is in the range of 0.2 to 0.35 (e.g. 0.27), the constant p 13 is in the range of 0.3 to 0.6 (e.g., 0.45).
図5は、正規化コーナリングスチフネスの補正結果を示す図である。図5には、左右タイヤの実験データとともに、正規化コーナリングスチフネスの近似式の値と補正式の値とが対比して示されている。なお、タイヤデータとしては、タイヤの非対称性の影響を考慮して、左右タイヤの実験データの平均値が用いられている。図5に示すように、近似値は、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度までは適切であるが、それ以上では過大となっている。一方、補正式を適用することで、接地荷重Fzが大きい場合でも、適切な値が得られている。 FIG. 5 is a diagram illustrating a result of correcting the normalized cornering stiffness. FIG. 5 shows a comparison between the value of the approximate expression of the normalized cornering stiffness and the value of the correction expression together with the experimental data of the left and right tires. As tire data, an average value of experimental data of left and right tires is used in consideration of the influence of tire asymmetry. As shown in FIG. 5, the approximate value is appropriate until the ground load F z is about the critical load F zLI , but it is excessive beyond that. On the other hand, by applying the correction formula, an appropriate value is obtained even when the ground load Fz is large.
正規化キャンバスチフネスは、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度以上では一定に収束する傾向がある。これに対し、正規化キャンバスチフネスは、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度以上である場合には、過大に設定され易くなる。そこで、臨界荷重FzLIより大きい接地荷重Fzでは、式(16)の括弧内の近似式の値に代えて、臨界荷重FzLIに対応する値が適用される。 Normalized canvas Chifu Ness, tends to vertical load F z converges to constant are more than critical load F ZLI. On the other hand, the normalized canvas stiffness is likely to be set excessively when the ground contact load F z is about the critical load F zLI or more. Therefore, the critical load F ZLI greater vertical load F z, in place of the value of the approximate expression in the parentheses of formula (16), a value corresponding to the critical load F ZLI is applied.
図6は、正規化キャンバスチフネスの補正結果を示す図である。図6には、左右タイヤの実験データとともに、正規化キャンバスチフネスの近似式と補正式とが対比して示されている。図6に示すように、近似式の値は、接地荷重Fzが臨界荷重FzLI程度までは適切であるが、それ以上では過大となっている。一方、補正式を適用することで、接地荷重Fzが大きい場合でも、適切な値が得られている。 FIG. 6 is a diagram illustrating a correction result of normalized canvas stiffness. FIG. 6 shows a comparison between an approximate expression and a correction expression for normalized canvas stiffness, along with experimental data for left and right tires. As shown in FIG. 6, the value of the approximate expression is appropriate until the ground load F z is about the critical load F zLI , but it is excessive beyond that. On the other hand, by applying the correction formula, an appropriate value is obtained even when the ground load Fz is large.
正規化セルフアライニングスチフネスは、接地荷重Fzの増加に応じて増加し、極大値を超えた後に一定となる傾向がある。これに対し、正規化セルフアライニングスチフネスは、極大値に対応する接地荷重Fzより大きい接地荷重Fzでは、近似式(21)により過小に設定され易くなる。そこで、極大値に対応する接地荷重Fzより大きい接地荷重Fzでは、近似式の値に代えて極大値が適用される。 Normalized aligning steel Stiffness increases with an increase in the vertical load F z, tends to be constant after exceeding the maximum value. In contrast, the normalized self-aligning steel Stiffness is the vertical load F z is greater than a vertical load F z corresponding to the maximum value, likely to be under-set by approximate expression (21). Therefore, the maximum value is applied instead of the value of the approximate expression at the ground load F z larger than the ground load F z corresponding to the maximum value.
図7は、正規化セルフアライニングスチフネスの補正結果を示す図である。図7には、左右タイヤの実験データとともに、正規化セルフアライニングスチフネスの近似式の値と補正式の値とが対比して示されている。図7に示すように、近似式の値は、極大値に対応する接地荷重Fzまでは適切であるが、それ以上では過大となっている。一方、補正式を適用することで、接地荷重Fzが大きい場合でも、適切な値が得られている。 FIG. 7 is a diagram showing a result of correcting the normalized self-aligning stiffness. FIG. 7 shows a comparison between the value of the approximate expression of the normalized self-aligning stiffness and the value of the correction expression together with the experimental data of the left and right tires. As shown in FIG. 7, the value of the approximate expression is up vertical load F z which corresponds to the maximum value is appropriate, has become excessively large at higher. On the other hand, by applying the correction formula, an appropriate value is obtained even when the ground load Fz is large.
キャンバトルクスチフネスは、接地荷重Fzの増加に応じて増加し、極大値を超えた後に一定となる傾向がある。これに対し、キャンバトルクスチフネスは、極大値に対応する接地荷重Fzより大きい接地荷重Fzでは、過小に設定され易くなる。そこで、極大値に対応する接地荷重Fzより大きい接地荷重Fzでは、極大値が適用される。 Camber Torx Chifu Ness, increases with an increase in the vertical load F z, tends to be constant after exceeding the maximum value. On the other hand, the camber torque stiffness is likely to be set too small at a ground contact load F z greater than the ground load F z corresponding to the maximum value. Therefore, the maximum value is applied when the contact load F z is larger than the contact load F z corresponding to the maximum value.
図8は、正規化キャンバトルクスチフネスの補正結果を示す図である。図8には、左右タイヤの実験データとともに、正規化キャンバトルクスチフネスの式(23)の括弧内の近似式の値と補正式とが対比して示されている。図8に示すように、近似式の値は、極大値に対応する接地荷重Fzまでは適切であるが、それ以上では過小となっている。なお、図8には、キャンバトルクスチフネスCSの正規化値が示されており、臨界荷重FzLIに対応する接地荷重Fz以上では、正規化値がキャンバトルクスチフネスCSの極大値に相当する値を示している。一方、補正式を適用することで、接地荷重Fzが大きい場合でも、適切な値が得られている。 FIG. 8 is a diagram illustrating a correction result of the normalized camber torque stiffness. In FIG. 8, the values of the approximate expression in parentheses of the normalized camber torque stiffness expression (23) and the correction expression are shown in contrast with the experimental data of the left and right tires. As shown in FIG. 8, the value of the approximate expression is up vertical load F z which corresponds to the maximum value is appropriate, has become too small at higher. FIG. 8 shows the normalized value of the camber torque stiffness CS, and the normalized value is a value corresponding to the maximum value of the camber torque stiffness CS above the ground load F z corresponding to the critical load F zLI. Is shown. On the other hand, by applying the correction formula, an appropriate value is obtained even when the ground load Fz is large.
図9は、純横スリップ特性(横力Fy)の推定結果を示す図である。図10は、純横スリップ特性(セルフアライニングトルクMz)の推定結果を示す図である。図9及び図10には、3パターンの接地荷重Fzを対象として、スリップ角αを増加させた後に再び減少させた場合における純横スリップ特性の変化傾向について、実測値と推測値を対比した結果が示されている。図9及び図10によれば、タイヤの純横スリップ特性が適切な精度で推定されていることが分かる。 FIG. 9 is a diagram illustrating an estimation result of the pure lateral slip characteristic (lateral force F y ). FIG. 10 is a diagram illustrating an estimation result of the pure lateral slip characteristic (self-aligning torque M z ). FIG 9 and FIG 10, the target contact load F z of three patterns, the change trend of the pure lateral slip characteristic when the reduced again after increasing the slip angle alpha, of comparing estimated value and measured values Results are shown. According to FIGS. 9 and 10, it can be seen that the pure lateral slip characteristic of the tire is estimated with appropriate accuracy.
図2の説明に戻って、タイヤ挙動推定装置10は、純横スリップ特性の推定処理に続いて複合スリップ特性の推定処理を行う(S15)。複合スリップとは、タイヤの前後方向と横方向で同時に生じるスリップであり、純前後スリップと純横スリップとを組み合せたスリップに相当する。推定部13は、モデル係数、入力パラメータ、及び前後力Fx及び横力Fyの算出結果に基づいて、複合スリップ時のタイヤモデル式(33)、(34)からタイヤの前後力FxC[N]及び横力FyC[N]を推定する。前後力FxC及び横力FyCとは、それぞれ複合スリップ時にタイヤと接地面との間でタイヤの前後方向及び横方向に生じる力である。 Returning to the description of FIG. 2, the tire behavior estimation device 10 performs a composite slip characteristic estimation process following the pure lateral slip characteristic estimation process (S <b> 15). The composite slip is a slip that occurs simultaneously in the front-rear direction and the lateral direction of the tire, and corresponds to a slip that combines a pure front-rear slip and a pure lateral slip. Based on the model coefficient, the input parameters, and the calculation results of the longitudinal force F x and the lateral force F y , the estimation unit 13 calculates the tire longitudinal force F xC [from the tire model equations (33) and (34) at the time of composite slip. N] and lateral force F yC [N] are estimated. The longitudinal force F xC and the lateral force F yC are forces generated in the longitudinal direction and lateral direction of the tire between the tire and the contact surface, respectively, at the time of composite slip.
また、推定部13は、モデル係数、入力パラメータ、前後力FxC及び横力FyCの算出結果に基づいて、複合スリップ時のタイヤモデル式(53)からタイヤのセルフアライニングトルクMzC[Nm]を推定する。セルフアライニングトルクMzCとは、複合スリップ時にタイヤの垂直軸周りに生じるモーメントである。 Further, the estimation unit 13 calculates the tire self-aligning torque M zC [Nm from the tire model equation (53) at the time of the composite slip based on the calculation result of the model coefficient, the input parameter, the longitudinal force F xC and the lateral force F yC. ] Is estimated. The self-aligning torque M zC is a moment generated around the vertical axis of the tire during compound slip.
FxC=Fx・Gx …(33)
FyC=Fy・Gy+Svyx …(34)
ここで、
Gx=cos[arctan{q3・cos(arctan(q4・κ))α}] …(35)
Gy=cos[Cyx・arctan{Byx(κ+Shyx)}]/cos{Cyx・arctan(Byx・Shyx)} …(36)
Byx=q7・cos{arctan(q8・α)} …(37)
Cyx=p14 …(38)
Shyx=Shyx0・BxRef/Bx …(39)
Svyx=w(cμy0+Cμy1・Fz)×Fz{1−Fz’/(b・FzLI)}・sin{arctan(-10γ)}×cos[arctan{By・α−Egy(By・α−arctan(By・α))}]×sin[arctan{Bx・κ−Egx(Bx・κ−arctan(Bx・κ))}]Gy・μscale …(40)
Egx=p15 …(41)
Egy=p16 …(42)
q3=p17・By/ByRef …(43)
q4=p18・Bx/BxRef …(44)
q7=p19・Bx/BxRef・qs …(45)
q8=p20・By/ByRef・qs …(46)
BxRef=p21/(p22・Cx) …(47)
ByRef=p23/(p24・Cy) …(48)
qs=p25+p26・tanh{(Fz/FzLI−p27)/p28} …(49)
Shyx0=p29{1−min(Fz,FzLI)/FzLI} …(50)
Fz’=min(Fz,b・FzLI) …(51)
b=p30 …(52)
F xC = F x · G x (33)
F yC = F y · G y + S vyx (34)
here,
G x = cos [arctan {q 3 · cos (arctan (q 4 · κ)) α}] (35)
G y = cos [C yx · arctan {B yx (κ + S hyx)}] / cos {C yx · arctan (B yx · S hyx)} ... (36)
B yx = q 7 · cos {arctan (q 8 · α)} (37)
C yx = p 14 (38)
S hyx = S hyx0 · B xRef / B x (39)
S vyx = w (c μy0 + C μy1 · F z) × F z {1-F z '/ (b · F zLI)} · sin {arctan (-10γ)} × cos [arctan {B y · α-E g y (B y · α-arctan (B y · α))}] × sin [arctan {B x · κ-E gx (B x · κ -arctan (B x · κ))}] G y · μ scale ... (40)
E gx = p 15 (41)
E gy = p 16 (42)
q 3 = p 17 · B y / B yRef (43)
q 4 = p 18 · B x / B xRef (44)
q 7 = p 19 · B x / B xRef · q s (45)
q 8 = p 20 · B y / B yRef · q s (46)
B xRef = p 21 / (p 22 · C x ) (47)
B yRef = p 23 / (p 24 · C y) ... (48)
q s = p 25 + p 26 · tanh {(F z / F zLI -p 27) / p 28} ... (49)
S hyx0 = p 29 {1-min (F z , F zLI ) / F zLI } (50)
F z ′ = min (F z , b · F z zLI ) (51)
b = p 30 (52)
係数Gx、Gyは、純前後スリップ特性及び純横スリップ特性に対する複合スリップの影響を表すための重み係数である。係数Byx、Cyx、Egx、Egy、Shyx、Svyxは、複合スリップ時のタイヤモデルを規定するパラメータであり、シェープファクタCyx、スチフネスファクタByx、カーバチュアファクタEgx、Egy、垂直シフトSvyx、水平シフトShyxに相当する。 The coefficients G x and G y are weighting coefficients for representing the influence of the composite slip on the pure front / rear slip characteristics and the pure lateral slip characteristics. The coefficients B yx , C yx , E gx , E gy , S hyx , and S vyx are parameters that define the tire model at the time of the composite slip, and include the shape factor C yx , the stiffness factor B yx , the curvature factor E gx , E This corresponds to gy , vertical shift S vyx , and horizontal shift S hyx .
定数p14は、0.9〜1.1の範囲(例えば1.03)とし、定数p15は、-20〜0の範囲(例えば−5)とし、定数p16は、-20〜0の範囲(例えば-10)とする。定数p17は、20〜40の範囲(例えば30.9)とし、定数p18は、15〜25の範囲(例えば27.8)とし、定数p19は、10〜20の範囲(例えば14.1)とする。定数p20は、7〜15の範囲(例えば11.9)とし、定数p21は、20〜30の範囲(例えば24.5)とし、定数p22は、1.0〜1.2の範囲(例えば1.09)とする。定数p23は、15〜30の範囲(例えば20.2)とし、定数p24は、1.0〜1.2の範囲(例えば1.06)とし、定数p25は、0.5〜1.0の範囲(例えば0.7)とする。定数p26は、-0.15〜-0.05の範囲(例えば-0.1)とし、定数p27は、-1.0〜-0.5の範囲(例えば−0.7)とし、定数p28は、0.05〜0.15の範囲(例えば0.1)とする。定数p29は、-0.01〜0の範囲(例えば-0.005)とし、定数p30は、1〜2の範囲(例えば1.5)とする。 Constant p 14 is in the range of 0.9 to 1.1 (e.g. 1.03), the constant p 15 is in the range of -20 to 0 (e.g. -5), the constant p 16 is in the range of -20 to 0 (e.g., -10) And The constant p 17 is in the range of 20 to 40 (eg 30.9), the constant p 18 is in the range of 15 to 25 (eg 27.8), and the constant p 19 is in the range of 10 to 20 (eg 14.1). The constant p 20 is in the range of 7 to 15 (eg 11.9), the constant p 21 is in the range of 20 to 30 (eg 24.5), and the constant p 22 is in the range of 1.0 to 1.2 (eg 1.09). Constant p 23 is in the range of 15 to 30 (eg 20.2), the constant p 24 is in the range of 1.0 to 1.2 (e.g. 1.06), the constant p 25 is in the range of 0.5 to 1.0 (e.g., 0.7). Constant p 26 is in the range of -0.15~-0.05 (e.g. -0.1), the constant p 27 is in the range of -1.0 to-0.5 (e.g. -0.7), the constant p 28 is in the range of 0.05 to 0.15 (e.g. 0.1). The constant p 29 is in the range of −0.01 to 0 (for example, −0.005), and the constant p 30 is in the range of 1 to 2 (for example, 1.5).
MzC={ts・Fy0+tc(Fy−Fy0)}Gy・cos(α)+Gfy・FyC・FxC+Gγ・FxC …(53)
ここで、
ts=T(SAS/BCDy,p31,By,x) …(54)
tc=T(CTQ/CS,0,By,x) …(55)
Gfy=p32・w(1−Fz1’/FzLI) …(56)
Gγ=p33・w・sin[arctan{p34・w(1−Fz2’/(b・FzLI))γ}] …(57)
x=arctan{sqrt(x1 2+x2 2)} …(58)
x1=tan(α) …(59)
x2=Bx/By・κ …(60)
Fz1’=min(Fz,FzLI) …(61)
Fz2’=min(Fz,b・FzLI) …(62)
b=p35 …(63)
M zC = {t s · F y0 + t c (F y -F y0)} G y · cos (α) + G fy · F yC · F xC + G γ · F xC ... (53)
here,
t s = T (SAS / BCD y , p 31 , B y , x) (54)
t c = T (CTQ / CS, 0, B y , x) (55)
G fy = p 32 · w (1−F z1 ′ / F zLI ) (56)
G γ = p 33 · w · sin [arctan {p 34 · w (1-F z2 '/ (b · F zLI)) γ}] ... (57)
x = arctan {sqrt (x 1 2 + x 2 2 )} (58)
x 1 = tan (α) (59)
x 2 = B x / B y · κ (60)
F z1 ′ = min (F z , F zLI ) (61)
F z2 ′ = min (F z , b · F z zLI ) (62)
b = p 35 (63)
係数ts、tcは、それぞれ複合スリップ時のニューマチックトレール及びキャンバトレールに相当する。係数Gfy、Gγは、それぞれ横力による前後力着力点の左右移動係数、キャンバ角γによる前後力着力点の左右移動係数に相当する。定数p31は、0.05〜0.15の範囲(例えば0.1)とし、定数p32は、-5×10−5〜-1×10−5の範囲(例えば-3×10−5)とし、定数p33は、-0.6〜-0.3の範囲(例えば-0.45)とする。定数p34は、20〜60の範囲(例えば40)とし、定数p35は、1〜2の範囲(例えば1.5)とする。 The coefficients t s and t c correspond to a pneumatic trail and a camber trail, respectively, at the time of composite slip. The coefficients G fy and G γ correspond to the lateral movement coefficient of the longitudinal force application point due to the lateral force and the lateral movement coefficient of the longitudinal force application point due to the camber angle γ, respectively. Constant p 31 is in the range of 0.05 to 0.15 (e.g. 0.1), the constant p 32 is in the range of -5 × 10 -5 ~-1 × 10 -5 ( e.g. -3 × 10 -5), the constant p 33 Is in the range of -0.6 to -0.3 (for example, -0.45). The constant p 34 is in the range of 20 to 60 (for example, 40), and the constant p 35 is in the range of 1 to 2 (for example, 1.5).
ここで、複合スリップ時のタイヤの前後力FxC、横力FyC、及びセルフアライニングトルクMzCは、式(39)、(40)、(43)〜(47)、(54)、(55)、(60)に示すように、純前後スリップ時の前後力Fxの推定に用いたスチフネスファクタBx、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて推定される。 Here, the longitudinal force F xC , lateral force F yC , and self-aligning torque M zC of the tire at the time of composite slip are expressed by the equations (39), (40), (43) to (47), (54), ( 55) and (60), the stiffness factor B x used for estimating the longitudinal force F x at the time of pure front / rear slip, and the stiffness factor B y used for estimating the lateral force F y at the time of the pure side slip are calculated. Estimated.
図11は、複合スリップ特性(横力FyC)の推定結果を示す図である。図12は、複合スリップ特性(セルフアライニングトルクMzC)の推定結果を示す図である。図11及び図12には、3パターンの接地荷重Fzを対象として、前後力FxCを増加させた後に再び減少させた場合における複合スリップ特性(横力FyC及びセルフアライニングトルクMzC)の変化傾向について、実測値と推測値を対比した結果が示されている。図11及び図12によれば、タイヤの複合スリップ特性が適切な精度で推定されていることが分かる。 FIG. 11 is a diagram illustrating an estimation result of the composite slip characteristic (lateral force F yC ). FIG. 12 is a diagram illustrating an estimation result of the composite slip characteristic (self-aligning torque M zC ). FIGS. 11 and 12 show composite slip characteristics (lateral force F yC and self-aligning torque M zC ) when the front / rear force F xC is increased and then decreased again for three patterns of the ground load F z. The result of comparing the measured value with the estimated value is shown. 11 and 12, it can be seen that the composite slip characteristic of the tire is estimated with appropriate accuracy.
図2の説明に戻って、タイヤ挙動推定装置10は、複合スリップ特性の推定処理に続いてパラメータの出力処理を行う(S16)。出力部14は、推定部13により推定されて格納部15に記憶されていた出力パラメータ、つまり純前後スリップ特性、純横スリップ特性、及び複合スリップ特性の推定値を出力する。 Returning to the description of FIG. 2, the tire behavior estimation device 10 performs a parameter output process following the composite slip characteristic estimation process (S <b> 16). The output unit 14 outputs the output parameters estimated by the estimation unit 13 and stored in the storage unit 15, that is, the estimated values of the pure front / rear slip characteristics, the pure lateral slip characteristics, and the composite slip characteristics.
以上説明したように、本発明の実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10によれば、タイヤの横摩擦係数μyのキャンバ角変化率dγμyを用いて垂直シフトSvを求めるとともにキャンバスチフネスCSを用いて水平シフトShを求め、垂直シフトSv及び水平シフトShを用いて純横スリップ時のタイヤの横力Fyを推定する。ここで、従来のタイヤ挙動推定装置では、多くの実験データにタイヤモデルをフィッティングして決定される多数のパラメータを用いて垂直シフトSv及び水平シフトShを求めていた。これに対し、タイヤ挙動推定装置10によれば、横摩擦係数μyのキャンバ角変化率dγμyの関数として垂直シフトSvを求めるとともにキャンバスチフネスCSの関数として水平シフトShを求めることにより、タイヤのキャンバ角γが純横スリップ時の横力Fyに及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。結果として、タイヤ挙動を簡便かつ高精度に推定できる。 As described above, according to the tire behavior estimating device 10 according to the embodiment of the present invention, the canvas Chifu Ness CS with obtaining the vertical shift S v with the camber angle change rate d [gamma] Myuwai lateral friction coefficient mu y of the tire seek horizontal shift S h using estimates the lateral force F y of the tire at the time of net lateral slip with vertical shift S v and a horizontal shift S h. Here, in the conventional tire behavior estimation apparatus, the vertical shift Sv and the horizontal shift Sh are obtained using a large number of parameters determined by fitting a tire model to a lot of experimental data. In contrast, according to the tire behavior estimating device 10, by determining the horizontal shift S h as a function of the canvas Chifu Ness CS with obtaining the vertical shift S v as a function of camber angle change rate d [gamma] Myuwai lateral friction coefficient mu y, the effect of camber angle γ of the tire on the lateral force F y during net lateral slip can be estimated easily and accurately. As a result, the tire behavior can be estimated easily and with high accuracy.
また、キャンバスチフネスCSにキャンバ角γの入力値を乗じた値から垂直シフトSvを減算し、その減算結果をコーナリングスチフネスBCDyで除した値を水平シフトShとして求めるので、キャンバ角γが純横スリップ時の横力Fyに及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。 Further, by subtracting the vertical shift S v from the value obtained by multiplying the input value of the camber angle γ canvas Chifu Ness CS, since obtaining a value obtained by dividing the subtraction result by the cornering steel Stiffness BCD y as a horizontal shift S h, camber angle γ is the effect on the lateral force F y during net lateral slip can be estimated easily and accurately.
また、タイヤデータに基づいて、キャンバスチフネスCS、コーナリングスチフネスBCDy、及び横摩擦係数μyを近似して設定するので、純横スリップ時のタイヤモデルを規定するパラメータを簡便に求めることができる。 Further, since the canvas stiffness CS, cornering stiffness BCD y , and lateral friction coefficient μ y are approximated and set based on the tire data, parameters that define the tire model at the time of a pure lateral slip can be easily obtained.
さらに、純横スリップ時のセルフアライニングトルクMzの推定処理では、式(17)に示すように、純横スリップ時の横力Fyのうちスリップ角αによる寄与成分にニューマチックトレールtsを乗じた値に、純横スリップ時の横力Fyのうちキャンバ角γによる寄与成分にキャンバトレールtcを乗じた値を加算し、その加算結果を用いて、純横スリップ時のタイヤのセルフアライニングトルクMzを推定する。これにより、純横スリップ時にスリップ角α及びキャンバ角γのそれぞれがセルフアライニングトルクMzに及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。純横スリップ時の横力Fyの推定処理の結果を利用することで、正規化アライニングスチフネスと正規化キャンバトルクスチフネスに関するモデル係数以外のモデルデータを必要とせずに、セルフアライニングトルクMzを簡便かつ高精度に推定できる。 Moreover, in the estimation process of the self-aligning torque M z when pure lateral slip, as shown in equation (17), pneumatic trail t s contribution component by the slip angle α of the lateral force F y when pure lateral slip to the value obtained by multiplying, by adding the value obtained by multiplying the camber trail t c on the contribution component by camber angle γ of the lateral force F y when pure lateral slip, by using the addition result, the tire during net lateral slip The self-aligning torque Mz is estimated. As a result, it is possible to easily and accurately estimate the influence of the slip angle α and the camber angle γ on the self-aligning torque Mz during a pure side slip. By using the result of the estimation processing of the lateral force F y when pure lateral slip, without requiring model data other than the model coefficients for the normalized aligning steel Stiffness normalized camber Torx Chifu Ness, self-aligning torque M z Can be estimated easily and with high accuracy.
また、タイヤデータを用いてセルフアライニングスチフネスSAS及びコーナリングスチフネスBCDyを近似して設定し、式(19)に示すように、セルフアライニングスチフネスSASをコーナリングスチフネスBCDyで除した値、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて、ニューマチックトレールtsを求める。これにより、スリップ角αがセルフアライニングトルクMzに及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。 Further, the self-aligning stiffness SAS and the cornering stiffness BCD y are set by approximation using tire data, and the value obtained by dividing the self-aligning stiffness SAS by the cornering stiffness BCD y as shown in the equation (19) using steel Stiffness factor B y used for estimation of the lateral force F y at the transverse slip, it obtains the pneumatic trail t s. As a result, the influence of the slip angle α on the self-aligning torque Mz can be estimated easily and with high accuracy.
また、タイヤデータを用いてキャンバスチフネスCS及びキャンバトルクスチフネスCTQを近似して設定し、式(20)に示すように、キャンバトルクスチフネスCTQをキャンバスチフネスCSで除した値、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて、キャンバトレールtcを求める。これにより、キャンバ角γがセルフアライニングトルクMzに及ぼす影響を簡便かつ高精度に推定できる。 Further, the canvas stiffness CS and the camber torque stiffness CTQ are approximated and set using tire data, and the value obtained by dividing the camber torque stiffness CTQ by the canvas stiffness CS as shown in the equation (20) The camber trail t c is obtained using the stiffness factor B y used for estimating the lateral force F y . As a result, the influence of the camber angle γ on the self-aligning torque M z can be estimated easily and with high accuracy.
さらに、タイヤの横摩擦係数μy、キャンバスチフネスCS、コーナリングスチフネスBCDy、セルフアライニングスチフネスSAS、及びキャンバトルクスチフネスCTQのうち少なくとも1つの近似値をタイヤの接地荷重Fzと臨界荷重FzLIとの比較結果に応じて補正する。これにより、モデル係数設定処理に用いる接地荷重Fzに対して推定処理に用いる接地荷重Fzが大きい場合でも、接地荷重Fzに関する近似式の値が異常値となることを抑制できる。 Further, at least one approximate value of the tire lateral friction coefficient μ y , canvas stiffness CS, cornering stiffness BCD y , self-aligning stiffness SAS, and camber torque stiffness CTQ is set as the tire ground contact load F z and critical load F zLI . It corrects according to the comparison result. Accordingly, even when the contact load F z used in the estimation process with respect to the vertical load F z used in the model coefficient setting process is large, it is possible to suppress the value of the approximate expression for the vertical load F z becomes an abnormal value.
複合スリップ特性の推定処理では、式(39)、(40)、(43)〜(47)、(54)、(55)、(60)に示すように、純前後スリップ時の前後力Fxの推定に用いたスチフネスファクタBx、及び純横スリップ時の横力Fyの推定に用いたスチフネスファクタByを用いて、複合スリップ時のタイヤの前後力FxC、横力FyC、及びセルフアライニングトルクMzCのうち少なくとも1つを推定する。これにより、純前後スリップ特性及び純横スリップ特性の推定に用いるパラメータを用いて、複合スリップ特性を簡便かつ高精度に推定できる。 In the composite slip characteristic estimation processing, as shown in equations (39), (40), (43) to (47), (54), (55), and (60), the longitudinal force F x at the time of pure front / rear slip using the steel Stiffness factor B x used in the estimation, and the steel Stiffness factor B y used for estimation of the lateral force F y during Jun'yoko slip, longitudinal force F xC of the tire during the combined slip, the lateral force F yC, and At least one of the self-aligning torques M zC is estimated. Thereby, the composite slip characteristics can be estimated easily and with high accuracy using the parameters used for estimating the pure front / rear slip characteristics and the pure lateral slip characteristics.
なお、前述した実施形態は、本発明に係るタイヤ挙動推定装置10の最良な実施形態を説明したものであり、本発明に係るタイヤ挙動推定装置10は、本実施形態に記載したものに限定されるものではない。本発明に係るタイヤ挙動推定装置10は、各請求項に記載した発明の要旨を逸脱しない範囲で本実施形態に係るタイヤ挙動推定装置10を変形し、または他のものに適用したものであってもよい。 In addition, embodiment mentioned above demonstrates best embodiment of the tire behavior estimation apparatus 10 which concerns on this invention, and the tire behavior estimation apparatus 10 which concerns on this invention is limited to what was described in this embodiment. It is not something. The tire behavior estimation device 10 according to the present invention is a modification of the tire behavior estimation device 10 according to the present embodiment or is applied to other devices without departing from the gist of the invention described in each claim. Also good.
例えば、上記実施形態では、本発明の一実施形態として、本発明の原理をタイヤ挙動推定装置10に適用する場合について説明した。しかし、本発明の原理は、前述したタイヤ挙動推定方法、及びタイヤ挙動推定方法を実施するためのプログラム、プログラムを記録した記録媒体にも同様に適用することができる。 For example, in the above embodiment, the case where the principle of the present invention is applied to the tire behavior estimating device 10 has been described as an embodiment of the present invention. However, the principle of the present invention can be similarly applied to the tire behavior estimation method, the program for executing the tire behavior estimation method, and the recording medium on which the program is recorded.
また、上記実施形態では、純前後スリップ特性、純横スリップ特性、及び複合スリップ特性を一連の推定処理にて推定する場合について説明した。しかし、例えば、純横スリップ特性のみ、又は複合スリップ特性のみを推定するようにタイヤ挙動推定装置10を構成してもよい。この場合、例えば、純横スリップ特性の推定に用いる係数By、又は複合スリップ特性の推定に用いる係数Bx、By、Fx、Fyが入力パラメータとして入力されてもよい。 In the above-described embodiment, the case where the pure front / rear slip characteristics, the pure lateral slip characteristics, and the composite slip characteristics are estimated by a series of estimation processes has been described. However, for example, the tire behavior estimation device 10 may be configured to estimate only the pure lateral slip characteristics or only the composite slip characteristics. In this case, for example, the coefficient B y used for estimating the pure lateral slip characteristics or the coefficients B x , B y , F x , F y used for estimating the composite slip characteristics may be input as input parameters.
例えば、上記実施形態では、スリップ特性のタイヤモデル式の一例を挙げたが、本発明の範囲を逸脱しない程度の範囲において、上記モデル式に対して他の項を追加したり、一部の項を削除したりする等の修正を加えてもよい。また、定数p1〜p35の範囲の一例を挙げたが、定数p1〜p35の範囲は上記例に限定されるものではない。 For example, in the above-described embodiment, an example of the tire model formula of slip characteristics has been given, but other terms may be added to the model formula or some terms may be added within a range not departing from the scope of the present invention. Modifications such as deleting or may be added. Although to an example of a range of constants p 1 ~p 35, the range of the constant p 1 ~p 35 is not limited to the above examples.
10…タイヤ挙動推定装置、11…設定部、12…入力部、13…推定部、14…出力部、15…格納部。 DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 ... Tire behavior estimation apparatus, 11 ... Setting part, 12 ... Input part, 13 ... Estimation part, 14 ... Output part, 15 ... Storage part.
Claims (11)
タイヤの横摩擦係数のキャンバ角変化率を用いて垂直シフトを求めるとともにキャンバスチフネスを用いて水平シフトを求め、前記垂直シフト及び前記水平シフトを用いて純横スリップ時の前記タイヤの横力を推定する推定部を備え、
前記垂直シフトをS v 、前記キャンバ角変化率をdγ μy 、前記タイヤの接地荷重をF z 、前記タイヤのキャンバ角をγ、前記タイヤの摩擦係数のスケーリングファクタをμ scale としたときに、前記垂直シフトは、式S v =dγ μy ・F z ・γ・μ scale により求められ、
前記水平シフトをS h 、前記キャンバスチフネスをCS、コーナリングスチフネスをBCD y としたときに、前記水平シフトは、式S h =(CS・γ―S v )/BCD y により求められ、
前記推定部は、前記横力をF y 、ピークファクタをD y 、シェープファクタをC y 、スチフネスファクタをB y 、スリップ角αと水平シフトS h の和をx、カーバチュアファクタをE y としたときに、前記横力を式F y =D y ・sin[C y ・arctan{B y ・x−E y (B y ・x−arctan(B y ・x))}]+S v を用いて推定する、
タイヤ挙動推定装置。 A tire behavior estimation device for estimating the behavior of a vehicle tire,
The vertical shift is obtained using the camber angle change rate of the lateral friction coefficient of the tire and the horizontal shift is obtained using the canvas stiffness, and the lateral force of the tire during a pure lateral slip is estimated using the vertical shift and the horizontal shift. Including an estimation unit
The vertical shift S v, the camber angle change rate dγ μy, the ground contact load of the tire F z, the camber angle of the tire gamma, the scaling factor of the friction coefficient of the tire when the mu scale, the The vertical shift is determined by the equation S v = dγ μy · F z · γ · μ scale ,
When the horizontal shift is S h , the canvas stiffness is CS, and the cornering stiffness is BCD y , the horizontal shift is obtained by the formula S h = (CS · γ−S v ) / BCD y ,
The estimating unit, the lateral force F y, the peak factor D y, the shape factor C y, the steel Stiffness Factor B y, the sum of the slip angle α and the horizontal shift S h x, the Kaaba Chua factor and E y Then, the lateral force is calculated using the formula F y = D y · sin [C y · arctan {B y · x−E y (B y · x−arctan (B y · x))}] + S v To estimate ,
Tire behavior estimation device.
前記推定部が、前記コーナリングスチフネスを前記セルフアライニングスチフネスで除した値、及び純横スリップ時の前記横力の推定に用いたスチフネスファクタを用いて、前記ニューマチックトレールを求める、請求項5に記載のタイヤ挙動推定装置。 The setting unit approximates and sets cornering stiffness and self-aligning stiffness using tire data,
The estimation unit obtains the pneumatic trail using a value obtained by dividing the cornering stiffness by the self-aligning stiffness and a stiffness factor used for estimating the lateral force at the time of a pure lateral slip. The tire behavior estimation device according to the description.
前記推定部が、前記キャンバトルクスチフネスを前記キャンバスチフネスで除した値、及び純横スリップ時の前記横力の推定に用いたスチフネスファクタを用いて、前記キャンバトレールを求める、請求項5又は6に記載のタイヤ挙動推定装置。 The setting unit approximates and sets the canvas stiffness and camber torque stiffness using tire data,
The estimation unit obtains the camber trail by using the value obtained by dividing the camber torque stiffness by the canvas stiffness and the stiffness factor used for the estimation of the lateral force at the time of a pure lateral slip. The tire behavior estimation device according to the description.
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