WO2014108989A1 - 操舵制御装置 - Google Patents

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WO2014108989A1
WO2014108989A1 PCT/JP2013/007705 JP2013007705W WO2014108989A1 WO 2014108989 A1 WO2014108989 A1 WO 2014108989A1 JP 2013007705 W JP2013007705 W JP 2013007705W WO 2014108989 A1 WO2014108989 A1 WO 2014108989A1
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WO
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axial force
steering
angular velocity
absolute value
unit
Prior art date
Application number
PCT/JP2013/007705
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
佑文 蔡
一弘 五十嵐
Original Assignee
日産自動車株式会社
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Publication date
Application filed by 日産自動車株式会社 filed Critical 日産自動車株式会社
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D6/00—Arrangements for automatically controlling steering depending on driving conditions sensed and responded to, e.g. control circuits
    • B62D6/008—Control of feed-back to the steering input member, e.g. simulating road feel in steer-by-wire applications

Definitions

  • the present invention relates to a steer-by-wire steering control device in which a steering wheel and a steered wheel are mechanically separated.
  • Patent Document 1 Conventionally, as a technique of a steering control device, for example, there is a conventional technique described in Patent Document 1.
  • the reaction force motor is controlled in accordance with the steering angle and steering angular velocity of the steering wheel. Thereby, in this prior art, a steering reaction force is applied.
  • the damping component included in the steering reaction force is saturated as the steering angular velocity increases.
  • the saturation of the damping component is not taken into consideration, there is a possibility that the steering reaction force continues to increase as the steering angular velocity increases.
  • the driver's steering feeling may become uncomfortable due to excessive damping components.
  • the present invention pays attention to the above points, and makes it a subject to be able to give a more appropriate steering feeling.
  • a steering reaction force is applied based on the feedforward axial force.
  • the absolute value of the damping component of the feedforward axial force is reduced as the absolute value of the steering angular velocity increases.
  • FIG. 2 is a conceptual diagram illustrating a configuration of a vehicle A.
  • FIG. 3 is a block diagram illustrating a configuration of a control calculation unit 11.
  • FIG. It is a block diagram showing the structure of the target reaction force electric current calculating part 11B.
  • It is a block diagram showing the structure of feedforward axial force calculation part 11Ba.
  • It is a figure for demonstrating the coefficient of the calculation formula of pinion axial force Th.
  • It is a graph showing control map M1.
  • It is a graph showing control map M2.
  • 3 is a graph showing a relationship between a steering angle ⁇ and a steering reaction force.
  • It is a block diagram showing the structure of feedback axial force calculation part 11Bb.
  • the vehicle A according to this embodiment is a vehicle including a steer-by-wire steering control device in which a steering wheel 1 and a front wheel (hereinafter also referred to as a steering wheel) 2 are mechanically separated.
  • FIG. 1 is a conceptual diagram illustrating a configuration of a vehicle A according to the present embodiment. As shown in FIG. 1, the vehicle A includes a steering angle sensor 3, a turning angle sensor 4, a vehicle speed sensor 5, a lateral G sensor 6, and a yaw rate sensor 7.
  • the steering angle sensor 3 detects the steering angle ⁇ of the steering wheel 1.
  • the steering angle sensor 3 outputs a signal representing the detection result (hereinafter also referred to as a detection signal) to the control calculation unit 11 described later.
  • the turning angle sensor 4 detects the turning angle ⁇ of the steered wheel 2.
  • a method of detecting the turning angle ⁇ for example, a method of calculating based on the amount of movement of the steering rack can be employed. Then, the turning angle sensor 4 outputs a detection signal to the control calculation unit 11.
  • the vehicle speed sensor 5 detects the vehicle speed V of the vehicle A.
  • the vehicle speed sensor 5 outputs a detection signal to the control calculation unit 11.
  • the lateral G sensor 6 detects a lateral acceleration Gy acting on the vehicle A (a state quantity of the vehicle A varying with the tire lateral force Fd acting on the steered wheel 2). Then, the lateral G sensor 6 outputs a detection signal to the control calculation unit 11.
  • the yaw rate sensor 7 detects the yaw rate ⁇ of the vehicle A (the state quantity of the vehicle A that varies with the tire lateral force Fd acting on the steered wheel 2). Then, the yaw rate sensor 7 outputs a detection signal to the control calculation unit 11.
  • the lateral G sensor 6 and the yaw rate sensor 7 are arranged on the spring (vehicle body).
  • the vehicle A includes a steering control unit 8 and a reaction force control unit 9.
  • the steered control unit 8 includes a steered motor 8A, a steered current detecting unit 8B, and a steered motor driving unit 8C.
  • the steered motor 8A is connected to the pinion shaft 10 via a speed reducer.
  • the steered motor 8 ⁇ / b> A is driven by the steered motor driving unit 8 ⁇ / b> C and moves the steering rack to the left and right via the pinion shaft 10. Thereby, the steered motor 8A steers the steered wheel 2.
  • a method for driving the steered motor 8A for example, a method of controlling a current flowing in the steered motor 8A (hereinafter also referred to as steered current) can be employed.
  • the steered current detection unit 8B detects the steered current (the state quantity of the vehicle A that varies with the tire lateral force Fd acting on the steered wheel 2). Then, the steering current detection unit 8B outputs a detection signal to the steering motor drive unit 8C and the control calculation unit 11. Based on the target turning current calculated by the control calculation unit 11, the turning motor drive unit 8C turns the turning motor 8A so that the turning current detected by the turning current detection unit 8B matches the target turning current. Controls the steering current. Thereby, the steered motor driving unit 8C drives the steered motor 8A.
  • the target turning current is a target value of the current flowing in the turning motor 8A.
  • the reaction force control unit 9 includes a reaction force motor 9A, a reaction force current detection unit 9B, and a reaction force motor drive unit 9C.
  • the reaction force motor 9A is connected to the steering shaft via a reduction gear. Then, the reaction force motor 9A is driven by the reaction force motor drive unit 9C and applies rotational torque to the steering wheel 1 via the steering shaft. Thereby, the reaction force motor 9A generates a steering reaction force.
  • a driving method of the reaction force motor 9A for example, a method of controlling a current flowing in the reaction force motor 9A (hereinafter also referred to as reaction force current) can be adopted.
  • the reaction force current detection unit 9B detects a reaction force current.
  • the reaction force current detection unit 9B outputs a detection signal to the reaction force motor drive unit 9C and the control calculation unit 11.
  • the reaction force motor drive unit 9C is based on the target reaction force current calculated by the control calculation unit 11 so that the reaction force current detected by the reaction force current detection unit 9B matches the target reaction force current. Controls the reaction force current. Thereby, the reaction force motor drive unit 9C drives the reaction force motor 9A.
  • the target reaction force current is a target value of the current flowing through the reaction force motor 9A.
  • FIG. 2 is a block diagram illustrating the configuration of the control calculation unit 11.
  • the control calculation unit 11 includes a target turning angle calculation unit 11A, a target reaction force current calculation unit 11B, and a target turning current calculation unit 11C.
  • the target turning angle calculation unit 11A is a target that is a target value of the turning angle ⁇ (the rotation angle of the pinion shaft 10) based on the steering angle ⁇ detected by the steering angle sensor 3 and the vehicle speed V detected by the vehicle speed sensor 5. Calculate the turning angle ⁇ *.
  • the target turning angle calculation unit 11A outputs the calculation result to the target reaction force current calculation unit 11B.
  • the target reaction force current calculation unit 11B is based on the target turning angle ⁇ * calculated by the target turning angle calculation unit 11A, the vehicle speed V detected by the vehicle speed sensor 5, and the turning current detected by the turning current detection unit 8B. To calculate the target reaction force current. Then, the target reaction force current calculation unit 11B outputs the calculation result to the reaction force control unit 9 (reaction force motor drive unit 9C).
  • reaction force control unit 9 reaction force motor drive unit 9C
  • the target reaction force current calculation unit 11B includes a feedforward axial force calculation unit 11Ba, a feedback axial force calculation unit 11Bb, a final axial force calculation unit 11Bc, an axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd, and a target.
  • a reaction force current calculation unit 11Be is provided.
  • FIG. 4 is a block diagram illustrating the configuration of the feedforward axial force calculation unit 11Ba. As shown in FIG. 4, the feedforward axial force calculation unit 11 ⁇ / b> Ba is based on the steering angle ⁇ detected by the steering angle sensor 3 and the vehicle speed V detected by the vehicle speed sensor 5, according to the formula (5) described later, TFF is calculated. And feedforward axial force calculation part 11Ba outputs a calculation result to final axial force calculation part 11Bc (refer FIG. 2).
  • FIG. 5 is a diagram for explaining the coefficients of the calculation formula for the pinion axial force Th.
  • the relational expression between the steered pinion angle ⁇ and the pinion axial force Th is based on the equation of motion of a vehicle including a steering mechanism in which the steering wheel 1 and the steering wheel 2 are mechanically connected (1 ) Expression.
  • the steered pinion angle ⁇ for example, there is a rotation angle of the pinion shaft 10.
  • the turning pinion angle ⁇ has a multiplication value of the steering angle ⁇ and the variable gear ratio between the steering angle ⁇ and the turning angle ⁇ .
  • the pinion axial force Th for example, there is a steering reaction force applied to the steering wheel 1.
  • the first term on the right side of the following equation (1) is a damping term representing a component based on the steered pinion angular velocity d ⁇ / dt among the components constituting the pinion axial force Th.
  • the second term on the right side is an inertia term representing a component based on the steered pinion angular acceleration d 2 ⁇ / dt 2 among the components constituting the pinion axial force Th.
  • the third term on the right side is a proportional term representing a component based on the tire lateral force Fd (steering pinion angle ⁇ ) among the components constituting the pinion axial force Th.
  • Th Ks (Jrs 2 + Cr ⁇ s) / (Jr ⁇ s 2 + (Cr + Cs) s + Ks) ⁇ ⁇ + Cs (Jrs 3 + Cr ⁇ s 2 ) / (Jr ⁇ s 2 + (Cr + Cs) s + Ks) ⁇ ⁇ + (Ks + Cs ⁇ s) ) / (Jr ⁇ s 2 + (Cr + Cs) s + Ks) ⁇ Fd (1)
  • Ks is pinion rigidity
  • Cs is pinion viscosity
  • Jr rack inertia
  • Cr rack viscosity.
  • the second term on the right side that is, the inertia term, contains a lot of noise components, and is preferably excluded because it induces vibration in the calculation result of the pinion axial force Th.
  • f (V) for example, there is a function that changes according to the vehicle speed V. Therefore, the above equation (1) can be expressed as the following equation (2).
  • FIG. 6 is a graph showing the control map M1.
  • a method of setting the variable f (V) for example, a method of reading the variable f (V) corresponding to the absolute value of the vehicle speed V from the control map M1 can be adopted.
  • An example of the control map M1 is a map in which a variable f (V) corresponding to the absolute value of the vehicle speed V is registered. Specifically, as shown in FIG. 6, when the absolute value of the vehicle speed V is 0, the control map M1 sets the variable f (V) to a first set value (for example, 0.0). Further, in the range where the absolute value of the vehicle speed V is equal to or higher than the first set vehicle speed V 1 (> 0), the variable f (V) is set to the second set value (> first set value. 1.0).
  • control map M1 linearly increases the variable f (V) in accordance with the absolute value of the turning angular velocity d ⁇ / dt in the range where the absolute value of the vehicle speed V is 0 or more and less than the first set vehicle speed V 1.
  • the control map M1 follows a linear function representing the relationship between the absolute value of the vehicle speed V and the variable f (V) when the absolute value of the vehicle speed V is greater than or equal to 0 and less than the first set vehicle speed V 1.
  • the linear function sets the variable f (V) to the first set value (0.0) when the absolute value of the vehicle speed V is 0, and the variable f (V) when the absolute value of the vehicle speed V is the first set vehicle speed V1.
  • feedforward axial force calculating unit 11Ba the absolute value of the vehicle speed V is in the case of the first less than the set vehicle speed V 1 decreases the absolute value of the more proportional component having a small absolute value of the vehicle speed V (reduced ). Further, the feedforward axial force calculating unit 11Ba, when the absolute value of the vehicle speed V is first set vehicle speed V 1 or more, regardless of the size of the vehicle speed V, is not performed to reduce the absolute value of the proportional component.
  • the pinion axial force Th that is, the steering reaction force generated in the steering wheel 1 can be expressed by the following equation (4) based on the above equation (3).
  • Th P (s + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n) / (s 2 + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n ⁇ s + ⁇ n 2 ) d ⁇ / dt + I ⁇ (s + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n) / (s 2 + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n ⁇ s + ⁇ n 2 ) ⁇ f ( V) ⁇ ⁇ .
  • Equation (4) that is, based on a formula of the pinion shaft force Th, as a method of calculating the feedforward axial force T FF of the present embodiment employs the following equation (5).
  • T FF P ⁇ P 1 ⁇ P 2 (s + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n) / (s 2 + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n ⁇ s + ⁇ n 2 ) d ⁇ / dt + I ⁇ (s + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n) / (s 2 + 2 ⁇ ⁇ ⁇ n ⁇ S + ⁇ n 2 ) ⁇ f (V) ⁇ ⁇ +
  • Correction damping component Damping component ⁇ P 1 ⁇ P 2 + Proportional component + Correction damping component (5)
  • the damping component is P (s + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n) / (s 2 + 2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ n ⁇ s + ⁇ n 2 ) d ⁇ / dt
  • the correction damping component is a damping component based on the steering angular velocity d ⁇ / dt, and generates a steering reaction force in a direction opposite to the steering angular velocity d ⁇ / dt.
  • FIG. 7 is a graph showing the control map M2.
  • a method of setting the gain P 1 for example, a method of reading the gain P 1 corresponding to the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt from the control map M2 can be adopted.
  • the control map M2 for example, there is a map that has registered the gain P 1 corresponding to the absolute value of the steering angular velocity d? / Dt. Specifically, as shown in FIG. 7, when the steering angular velocity d ⁇ / dt is 0, the control map M2 sets the gain P 1 to a third set value (for example, 1.0).
  • the gain P 1 is set to the fourth set value ( ⁇ The third set value is set to 0.5, for example. Further, in the control map M2, in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than 0 and less than the first set steering angular velocity d ⁇ 1 / dt, the gain P 1 is linearly changed according to the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt. Decrease.
  • control map M2 indicates that the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt and the gain P 1 are in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than 0 and less than the first set steering angular velocity d ⁇ 1 / dt.
  • the gain P 1 is set in accordance with a linear function representing the relationship. In the linear function, when the steering angular velocity d ⁇ / dt is 0, the gain P 1 is set to the third set value (1.0), and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the first set steering angular velocity d ⁇ 1 / dt.
  • the gain P 1 is set to the fourth set value (0.5).
  • the feedforward axial force calculation unit 11Ba increases the damping component as the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt increases. Decrease the absolute value of (correct).
  • the feedforward axial force calculation unit 11Ba gains P regardless of the magnitude of the steering angular velocity d ⁇ / dt. The absolute value of the damping component based on 1 is not corrected.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the steering angle ⁇ and the steering reaction force.
  • This graph shows each steering control device (a mechanical steering control device in which the steering wheel 1 and the steering wheel 2 are mechanically coupled) and a steering-by-wire method that does not consider the saturation of the damping component.
  • the damping component included in the steering reaction force is saturated as the steering angular velocity d ⁇ / dt increases. Therefore, in the mechanical steering control device, as shown in FIG. 8, when the damping component is saturated, the Lissajous figure composed of the steering angle ⁇ and the steering reaction force regardless of the magnitude of the steering angular velocity d ⁇ / dt.
  • the shape of is constant.
  • FIG. 9 is a graph showing the control map M3.
  • the control map M3 is the gain P 2 fifth set value when the absolute value of the vehicle speed V is zero (e.g., 0.5) is set to. Further, in the range where the absolute value of the vehicle speed V is equal to or higher than the second set vehicle speed V 2 (> 0), the gain P 2 is set to the sixth set value (> 5th set value, for example, 1. Set to 0).
  • control map M3 linearly increases the gain P 2 according to the absolute value of the vehicle speed V in the range where the absolute value of the vehicle speed V is 0 or more and less than the second set vehicle speed V 2 .
  • the control map M3 is the absolute value and the second predetermined vehicle speed V 2 less than the range from 0 or more of the vehicle speed V, the gain P according to a linear function representing the relationship between the absolute value and the gain P 2 of the vehicle speed V Set 2 Linear function, when the absolute value of the vehicle speed V is zero the gain P 2 fifth set value and (0.5), when the absolute value of the vehicle speed V is a second set speed V 2 of the gain P 2
  • the sixth set value (1.0) is assumed.
  • feedforward axial force calculating unit 11Ba the absolute value of the vehicle speed V is in the case of the second lower than the set vehicle speed V 2, the smaller the absolute value of the more damping component having a small absolute value of the vehicle speed V (corrected ). Further, when the absolute value of the vehicle speed V is equal to or higher than the second set vehicle speed V 2 , the feedforward axial force calculation unit 11Ba calculates the absolute value of the damping component based on the gain P 2 regardless of the magnitude of the vehicle speed V. Do not make corrections.
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment decreases the absolute value of the damping component as the absolute value of the vehicle speed V decreases.
  • the control calculation part 11 of this embodiment can reduce a steering reaction force by making the absolute value of a damping component small, so that the absolute value of the vehicle speed V is small.
  • the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more suitable steering feeling.
  • FIG. 10 is a graph showing the control map M4.
  • a method of setting the correction damping component for example, a method of reading the correction damping component corresponding to the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt from the control map M4 can be employed.
  • the control map M2 for example, there is a map in which a correction damping component corresponding to the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is registered. Specifically, as shown in FIG. 10, the control map M4 is set for each vehicle speed V. Each control map M4 sets the correction damping component to the seventh set value (for example, 0.0) when the steering angular velocity d ⁇ / dt is zero.
  • control map M4 indicates that the correction damping component is used regardless of the magnitude of the steering angular velocity d ⁇ / dt in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is equal to or larger than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt (> 0).
  • the steering angular velocity d ⁇ / dt is 0.0 or more
  • the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is a third set steering angular velocity d ⁇ 3 / dt (0 ⁇ d ⁇ 3 / dt ⁇ d ⁇ 2 / dt).
  • each control map M4 has an absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt and a correction damping in a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than 0 and less than the third set steering angular velocity d ⁇ 3 / dt.
  • a correction damping component is set according to a linear function representing the relationship with the component.
  • the correction damping component when the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is 0, the correction damping component is set to the seventh set value (0.0), and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the third set steering angular velocity d ⁇ 3.
  • the correction damping component is set to the ninth set value (0 ⁇ 9th set value ⁇ 8th set value).
  • Each control map M4 indicates that the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is within a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the third setting steering angular velocity d ⁇ 3 / dt and less than the second setting steering angular velocity d ⁇ 2 / dt.
  • the correction damping component is linearly increased according to the value.
  • the control map M4 indicates that the absolute value of the vehicle speed V is within a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is greater than or equal to the third set steering angular velocity d ⁇ 3 / dt and less than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt.
  • the correction damping component is set according to a linear function representing the relationship between the correction damping component and the correction damping component.
  • the linear function is that when the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the third set steering angular velocity d ⁇ 3 / dt, the correction damping component is the ninth set value, and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the second set steering.
  • the correction damping component is set to the eighth set value.
  • the feedforward axial force calculation unit 11Ba corrects the larger the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt when the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is less than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt. Increase the absolute value of the damping component. Further, the feedforward axial force calculating unit 11Ba, when the absolute value of the steering angular velocity d? / Dt is the second set steering angular velocity d? 2 / dt or more, regardless of the magnitude of the steering angular velocity d? / Dt, correction The absolute value of the damping component is set to a predetermined constant value.
  • control arithmetic unit 11 of the present embodiment adds the correction damping component absolute value larger the absolute value of the steering angular velocity d? / Dt increases feedforward axial force T FF. Therefore, when the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt increases at the start of turning the steering wheel 1, the control calculation unit 11 of the present embodiment can increase the rising of the steering reaction force. Thereby, the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more suitable steering feeling.
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment uses a predetermined constant value as a correction damping component. Therefore, when the driver turns the steering wheel 1 and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt becomes equal to or higher than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt, fluctuations in the correction damping component can be suppressed. . Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment does not sense a change in the steering reaction force due to the variation in the correction damping component, and can prevent the driver from feeling uncomfortable with the steering feeling.
  • FIG. 11 is a block diagram illustrating a configuration of the feedback axial force calculation unit 11Bb.
  • the feedback axial force calculation unit 11Bb includes a current axial force calculation unit 11Bba, a blend axial force calculation unit 11Bbb, a steering angular velocity detection unit 11Bbc, a steering determination unit 11Bbd, and a feedback axial force calculation execution unit 11Bbe.
  • the current axial force calculation unit 11Bba calculates a steering rack axial force (an axial force of the steering rack; hereinafter also referred to as a current axial force) based on the steering current detected by the steering current detection unit 8B. To do.
  • the steering current varies when the steering wheel 1 is steered, the target turning angle ⁇ * varies, and a difference occurs between the target turning angle ⁇ * and the actual turning angle ⁇ .
  • the steered current is also generated when the steered wheel 2 is steered, the tire lateral force Fd acts on the steered wheel 2, and a difference occurs between the target steered angle ⁇ * and the actual steered angle ⁇ . fluctuate.
  • the steering current is caused by a road surface disturbance acting on the steered wheel 2 due to road surface unevenness or the like, and a tire lateral force Fd acting on the steered wheel 2 to obtain a target steered angle ⁇ * and an actual steered angle ⁇ . It also fluctuates due to differences.
  • the feedback axial force calculation unit 11Bb can calculate the steering rack axial force (current axial force) reflecting the influence of the tire lateral force Fd acting on the steered wheels 2 based on the steering current.
  • the current axial force is generated when a difference occurs between the target turning angle ⁇ * and the actual turning angle ⁇ . Therefore, the phase of the current axial force advances as compared with the actual steering rack axial force and lateral G axial force, as shown in FIG.
  • the blend axial force calculating unit 11Bbb calculates a steering rack axial force (hereinafter also referred to as a lateral G-axis force) according to the following equation (7).
  • a steering rack axial force hereinafter also referred to as a lateral G-axis force
  • the front wheel load and the lateral acceleration Gy are multiplied, and the multiplication result is calculated as an axial force (axial force) applied to the steered wheel 2.
  • the calculated axial force applied to the steered wheel 2 is multiplied by a constant (hereinafter also referred to as a link ratio) according to the link angle and suspension, and the multiplication result is represented by the horizontal G axis. Calculated as force.
  • Lateral G-axis force Axial force applied to steering wheel 2 x Link ratio (7)
  • Axial force applied to steering wheel 2 front wheel load x lateral acceleration Gy
  • the lateral acceleration Gy is generated when the steered wheel 2 is steered, the tire lateral force Fd acts on the steered wheel 2, and the vehicle A turns. Therefore, the blend axial force calculation unit 11Bbb can calculate the steering rack axial force (lateral G axial force) reflecting the influence of the tire lateral force Fd acting on the steered wheels 2 based on the lateral acceleration Gy.
  • the lateral G sensor 6 is disposed on the spring (vehicle body), detection of the lateral acceleration Gy is delayed. Therefore, the lateral G-axis force is delayed in phase as compared with the actual steering rack axial force, as shown in FIG.
  • the lateral acceleration Gy detected by the lateral G sensor 6 is used when calculating the lateral G-axis force
  • the yaw rate ⁇ detected by the yaw rate sensor 7 may be multiplied by the vehicle speed V detected by the vehicle speed sensor 5, and the multiplication result ⁇ ⁇ V may be used instead of the lateral acceleration Gy.
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb is based on the vehicle speed V detected by the vehicle speed sensor 5 and the yaw rate ⁇ detected by the yaw rate sensor 7, and the steering rack axial force (hereinafter also referred to as yaw rate axial force) according to the following equation (8). Is calculated.
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb can calculate the steering rack axial force (yaw rate axial force) reflecting the influence of the tire lateral force Fd acting on the steered wheels 2 based on the yaw rate ⁇ .
  • the yaw rate sensor 7 is disposed on the spring (vehicle body), the detection of the yaw rate ⁇ is delayed. For this reason, the phase of the yaw rate axial force is delayed compared to the actual steering rack axial force, as shown in FIG.
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb reads the current axial force from the current axial force calculation unit 11Bba. Subsequently, the blend axial force calculation unit 11Bbb calculates the steering rack axial force (hereinafter referred to as “blend axial force”) according to the following equation (9) based on the read current axial force and the calculated lateral G axial force and yaw rate axial force. TBR is calculated. In the following equation (9), the lateral G-axis force is multiplied by the distribution ratio K1, the current axial force is multiplied by the distribution ratio K2, the yaw rate axial force is multiplied by the distribution ratio K3, and the sum of these multiplication results is the blend axis.
  • the blend axial force T BR is calculated based on a value obtained by multiplying the lateral G axial force by the distribution ratio K1, a value obtained by multiplying the current axial force by the distribution ratio K2, and a value obtained by multiplying the yaw rate axial force by the distribution ratio K3. .
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb outputs the calculation result to the steering determination unit 11Bbd and the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe.
  • the blend axial force T BR has a positive value for the axial force that directs the steered wheel 2 in the right direction and a negative value for an axial force that directs the steered wheel 2 in the left direction.
  • T BR Lateral G Axial Force x K1 + Current Axial Force x K2 + Yaw Rate Axial Force x K3 (9)
  • the distribution ratios K1, K2, and K3 are distribution ratios of the lateral G-axis force, current axial force, and yaw rate axial force.
  • the magnitude relationship between the distribution ratios K1, K2, and K3 is K1>K2> K3. That is, the distribution ratio is set to a large value in the order of the lateral G axial force, the current axial force, and the yaw rate axial force.
  • blending axial force calculating unit 11Bbb as a blend axial force T BR, calculates a steering rack axial force that reflects the influence of the tire lateral force Fd acting on the steering wheel 2.
  • FIG. 13 is a graph showing the blend axial force T BR and the actual steering rack axial force.
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment calculates the blend axial force T BR based on the value obtained by multiplying the current axial force by the distribution ratio K2 and the value obtained by multiplying the lateral G axial force by the distribution ratio K1. calculate.
  • the phase of the lateral G-axis force is delayed compared to the actual steering rack axial force.
  • the phase of the current axial force advances compared to the actual steering rack axial force. Therefore, the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment can compensate for the phase lag due to the lateral G-axis force as shown in FIG.
  • the blend axial force T BR can be calculated. Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force by driving the reaction force motor 9A based on the blend axial force TBR .
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment calculates the blend axial force T BR based on a value obtained by multiplying the current axial force by the distribution ratio K2 and a value obtained by multiplying the lateral G axial force by the distribution ratio K1. .
  • the vehicle A has a target turning angle ⁇ * and an actual turning angle ⁇ . There will be a difference.
  • blends axial force calculating unit 11Bbb of this embodiment by adding the current axial force to the lateral G axial force, it can reflect the influence of the road surface disturbance acting on the steering wheel 2 to the blend axial force T BR, more An appropriate blend axial force T BR can be calculated. Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force by driving the reaction force motor 9A based on the blend axial force TBR .
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment increases the lateral G axial force distribution ratio K1 to a current axial force distribution ratio K2. Therefore, the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment can reduce the distribution ratio of the current axial force. For example, even if the estimation accuracy of the current axial force is reduced due to the inertia of the steered motor 8A or the influence of friction, A decrease in the estimation accuracy of the blend axial force T BR can be suppressed. Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force by driving the reaction force motor 9A based on the blend axial force TBR .
  • the blend axial force calculation unit 11Bbb of the present embodiment has a value obtained by multiplying the current axial force by the distribution ratio K2, a value obtained by multiplying the lateral G axial force by the distribution ratio K1, and a value obtained by multiplying the yaw rate axial force by the distribution ratio K3.
  • the feedback axial force T FB is calculated.
  • the steering current and the lateral acceleration Gy increase, so that the detection result of the lateral G sensor 6 and the detection result of the steering current detection unit 8B are both maximum. Value (saturated value).
  • the yaw rate ⁇ also increases, but the increase amount of the yaw rate ⁇ is relatively small compared to the increase amounts of the steering current and the lateral acceleration Gy, so that the detection result of the yaw rate sensor 7 reaches the maximum value (saturated value). Not reach. Therefore, the detection result of the yaw rate sensor 7 varies depending on the degree of spin state of the vehicle A. Therefore, the blend axial force T BR can be changed according to the degree of the spin state of the vehicle A. As a result, the control calculation unit 11 of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force by driving the reaction force motor 9A based on the blend axial force TBR .
  • the steering angular velocity detector 11Bbc calculates the steering angular velocity d ⁇ / dt of the steering wheel 1 based on the steering angle ⁇ detected by the steering angle sensor 3. And steering angular velocity detection part 11Bbc outputs a calculation result to blend axial force calculation part 11Bbb and steering determination part 11Bbd.
  • the steering angular velocity d ⁇ / dt has a positive value when the steering wheel 1 rotates clockwise, and a negative value when the steering wheel 1 rotates counterclockwise.
  • Steering determining unit 11Bbd based on the steering angular velocity d? / Dt which blends axial force blends axial force calculating unit 11Bbb calculated T BR and steering angular velocity detection unit 11Bbc detects the driver of the steering wheel 1 additional steering operation and cut It is determined which of the return operations is being performed.
  • the rounding-up operation is, for example, a steering operation in a direction in which the steering wheel 1 (steering angle ⁇ ) is away from the neutral position.
  • the return operation for example, there is a steering operation in a direction in which the steering wheel 1 (steering angle ⁇ ) approaches the neutral position.
  • the steering determination unit 11Bbd determines that the blend axial force T BR is a positive value and the steering angular velocity d ⁇ / dt is a positive value, or the blend axial force T BR is a negative value and the steering angular velocity d ⁇ / If dt is a negative value, it is determined that the steering wheel 1 is being increased, and the variable K4 is set to 1.0.
  • the variable K4 is a flag that indicates whether the steering wheel 1 is being turned on or turned off.
  • the variable K4 is set to 1.0 when the steering wheel 1 is turned up and is set to 0.0 when the switchback operation is performed.
  • the steering determination unit 11Bbd determines that the blend axial force T BR is a positive value and the steering angular velocity d ⁇ / dt is a negative value, or the blend axial force T BR is a negative value and the steering angular velocity d ⁇ / dt is positive. If the value is a value, it is determined that the steering wheel 1 is not being increased, and the variable K4 is set to zero. Then, the steering determination unit 11Bbd outputs the set variable K4 to the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe receives the current axial force, blend axial force T BR , steering angular velocity d ⁇ / dt, and current axial force calculation unit 11Bba, blend axial force calculation unit 11Bbb, steering angular velocity detection unit 11Bbc, and steering determination unit 11Bbd. Read variable K4. Subsequently, the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe performs steering rack axial force (hereinafter referred to as feedback shaft) according to the following equation (10) based on the read current axial force, blend axial force T BR , steering angular velocity d ⁇ / dt, and variable K4. Force T FB ).
  • feedback shaft steering rack axial force
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe outputs the calculation result to the final axial force calculation unit 11Bc.
  • Feedback axial force T FB Current axial force ⁇ GB + Blend axial force T BR ⁇ (1-GB) (10)
  • GB is a numerical value (hereinafter referred to as a distribution ratio) representing a distribution ratio GB of the current axial force and a distribution ratio (1-GB) of the blend axial force TBR .
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe adds the current axial force and the blend axial force T BR at a ratio of GB: (1-GB) based on the distribution ratio GB, thereby obtaining the feedback axial force T FB . calculate.
  • a method of setting the distribution ratio GB for example, a method of setting the distribution ratio GB by the distribution ratio setting unit 11Bbf based on the determination result output by the steering determination unit 11Bbd can be adopted.
  • the distribution ratio setting unit 11Bbf reads the steering angular velocity d ⁇ / dt and the variable K4 from the steering determination unit 11Bbd. Subsequently, the distribution ratio setting unit 11Bbf calculates the distribution ratio GB according to the following equation (11) based on the read steering angular velocity d ⁇ / dt and the variable K4.
  • GB K4 ⁇ K5 (11)
  • K5 is a numerical value that represents the distribution ratio GB of the current axial force and the distribution ratio (1-GB) of the blend axial force TBR when K4 is 1.0, that is, when the steering wheel 1 is increased. is there.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe adds the current axial force and the blend axial force T BR at a ratio of K5: (1-K5) based on the variable K5 when the steering wheel 1 is increased.
  • the feedback axial force T FB is calculated. Note that when K4 is 0.0, i.e., at the time of switching back operation of the steering wheel 1, regardless of the variable K5, the blend axial force T BR feedback axial force T FB.
  • a method for setting the variable K5 for example, a method of reading the variable K5 corresponding to the steering angular velocity d ⁇ / dt from the control map M5 can be adopted.
  • An example of the control map M5 is a map in which a variable K5 corresponding to the steering angular velocity d ⁇ / dt is registered.
  • FIG. 14 is a graph showing the control map M5.
  • the control map M5 shows that the steering angular velocity d ⁇ / dt is large in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than 0 and less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt (> 0).
  • the variable K5 is set to the tenth set value (for example, 1.0).
  • control map M5 has a variable K5 in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the fifth set steering angular velocity d ⁇ 5 / dt (> d ⁇ 4 / dt) regardless of the magnitude of the steering angular velocity d ⁇ / dt. Is set to an eleventh set value ( ⁇ tenth set value, for example, 0.0).
  • control map M5 indicates that the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is within a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt and less than the fifth set steering angular velocity d ⁇ 5 / dt. Accordingly, the variable K5 is decreased linearly.
  • control map M5 indicates that the steering angular velocity d ⁇ / dt is in a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt and less than the fifth set steering angular velocity d ⁇ 5 / dt.
  • the variable K5 is set according to a linear function that represents the relationship between the absolute value of and the variable K5.
  • variable K5 is set to the tenth set value (1.0), and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the first value.
  • the variable K5 is set to the eleventh set value (0.0) when the 5-set steering angular velocity is d ⁇ 5 / dt.
  • the distribution ratio setting unit 11Bbf has the variable K4 of 1.0 (during the addition operation), and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt (during low-speed steering). ),
  • the distribution ratio GB is set to 1.0.
  • the feedback axial force calculating execution unit 11Bbe is a feedback axial force T FB current axial force.
  • the variable K4 is 1.0 (during the addition operation), and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is equal to or greater than the fifth setting steering angular velocity d ⁇ 5 / dt (during high-speed steering).
  • the distribution ratio GB is set to 0.0.
  • the feedback axial force calculating execution unit 11Bbe is a blend axial force T BR feedback axial force T FB.
  • the distribution ratio setting unit 11Bbf has a variable K4 of 1.0 (at the time of rounding operation), the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is equal to or higher than the fourth setting steering angular velocity d ⁇ 4 / dt, and is set to the fifth setting.
  • the variable K5 is set as the distribution ratio GB.
  • the feedback axial force calculating execution unit 11Bbe includes a feedback axial force T FB what the sum of the value obtained by multiplying the (1-K5) to the value blended axial force T BR multiplied by variable K5 current axial force To do.
  • the distribution ratio setting unit 11Bbf sets 0.0 as the distribution ratio GB regardless of the steering angular velocity d ⁇ / dt when the variable K4 is 0.0 (during the switching operation). Then, the feedback axial force calculating execution unit 11Bbe is a blend axial force T BR feedback axial force T FB.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe of the present embodiment has an absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt that is less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt when the steering wheel 1 is increased.
  • the current axial force is set as the feedback axial force TFB .
  • the tire lateral force Fd accompanying the steering of the steered wheels 2 when the steering wheel 1 is increased.
  • the friction generate a steering reaction force that returns the steering wheel 1 to the neutral position.
  • the control calculation part 11 of this embodiment can give the steering reaction force which returns the steering wheel 1 to a neutral position similarly to a mechanical steering control apparatus by setting the current axial force to the feedback axial force TFB. .
  • the control calculation part 11 of this embodiment can provide a more appropriate steering reaction force at the time of the steering wheel 1 turning operation.
  • the blend axial force T BR does not include an element of friction accompanying steering of the steered wheel 2. Therefore, for example, in the method of using the blend axial force T BR as the feedback axial force T FB when the steering wheel 1 is increased, there is a possibility that the steering feeling may be uncomfortable.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe of the present embodiment performs the current axial force and the lateral G axial force regardless of the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt.
  • blend axial force T BR that is distributed at a preset distribution ratio is defined as feedback axial force T FB .
  • the tire lateral force Fd accompanying the steering of the steered wheels 2 when the steering wheel 1 is switched back.
  • a steering reaction force that returns the steering wheel 1 to the neutral position is generated.
  • the driver when the steering wheel 1 is switched back, the driver reduces the holding force of the steering wheel 1 and slides the steering wheel 1 with the palm of the hand, thereby making the steering wheel 1 neutral.
  • the steering wheel 2 was returned to the neutral position.
  • the blending axial force T BR is set to the feedback axial force T FB so that even if the steering current is reduced and the current axial force is reduced, steering is performed. It can suppress that the steering reaction force which returns the wheel 1 to a neutral position reduces.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe is similar to the mechanical steering control device in that the driver reduces the holding force of the steering wheel 1 and slides the steering wheel 1 with the palm of the steering wheel. The wheel 1 can be returned to the neutral position. Thereby, the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more appropriate steering reaction force when the steering wheel 1 is switched back.
  • the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe of the present embodiment determines that the steering wheel 1 is being increased, and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt. If it is determined as above, the current axial force and the blend axial force T BR are distributed to set the feedback axial force T FB, and the current axial force is distributed as the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt decreases. Increase the ratio. Therefore, the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe of the present embodiment performs, for example, the steering wheel ⁇ straddling the neutral position during the steering wheel 1 switching operation, and the steering wheel 1 is continuously increased in the same direction.
  • the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more appropriate steering reaction force.
  • the final axial force calculation unit 11Bc includes the steering angle ⁇ , the vehicle speed V, the lateral force from the steering angle sensor 3, the vehicle speed sensor 5, the lateral G sensor 6, the feedforward axial force calculation unit 11Ba, and the feedback axial force calculation unit 11Bb.
  • the final axial force calculator 11Bc calculates the steering angular velocity d ⁇ / dt of the steering wheel 1 based on the read steering angle ⁇ .
  • the final axial force calculating unit 11Bc based on the read steering angle [delta], the vehicle speed V, the lateral acceleration Gy, feedforward axial force T FF and the feedback axial force T FB, calculated steering angular velocity d? / Dt, the following (
  • the steering rack axial force (hereinafter referred to as final axial force) is calculated according to the equation (12).
  • the final axial force calculation unit 11Bc outputs the calculation result to the axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd.
  • Final axial force Feed forward axial force T FF ⁇ GF + Feedback axial force T FB ⁇ (1-GF) (12)
  • GF is a numerical value representing a distribution ratio of the distribution ratio GF and the feedback axial force T FB feedforward axial force T FF (1-GF) (hereinafter, referred to as distribution ratio) is.
  • distribution ratio the feedback axial force
  • the final axial force calculating unit 11Bc based on the distribution ratio GF, the feedforward axial force T FF and the feedback axial force T FB GF: by combined at a ratio of (1-GF), the final axial force calculate.
  • the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment calculates the final axial force based on the feedback axial force T FB and feedforward axial force T FF.
  • the feedback axial force T FB changes according to a change in the road surface state or a change in the vehicle state in order to reflect the influence of the tire lateral force Fd acting on the steering wheel 2.
  • the feedforward axial force T FF since not reflect the influence of tire lateral force Fd, smoothly changes regardless of the change or the like of the road surface condition. Therefore, the final axial force calculating unit 11Bc, in addition to the feedback axial force T FB, it calculates the final axial force on the basis of the feedforward axial force T FF, it can be calculated more appropriate final axial force.
  • the final axial force calculation unit 11Bc includes a distribution ratio calculation unit 11Bca.
  • the distribution ratio calculation unit 11Bca has a distribution ratio GF 1 based on the axial force difference, a distribution ratio GF 2 based on the lateral acceleration Gy, a distribution ratio GF 3 based on the vehicle speed V and the steering angle ⁇ , and a distribution based on the steering angular speed d ⁇ / dt. based on the ratio GF 4, it sets the distribution ratio GF.
  • the axial force difference for example, the difference between the feedforward axial force TFF and the feedback axial force TFB can be employed. Specifically, the axial force difference, a subtraction result obtained by subtracting the feedback axial force T FB from the feedforward axial force T FF.
  • a method of setting the distribution ratio GF is, for example, and any smaller value of the distribution ratio GF 2 based on the distribution ratio GF 1 and lateral acceleration Gy based on the axial force difference, based on the vehicle speed V and steering angle ⁇
  • a method of multiplying the distribution ratio GF 3 by the distribution ratio GF 4 based on the steering angular velocity d ⁇ / dt and setting the multiplication result as the distribution ratio GF can be adopted.
  • FIG. 15 is a graph showing the control map M6.
  • Method for setting distribution ratio GF 1 for example, can be employed a method of reading the distribution ratio GF 1 which corresponds to the absolute value of the axial force difference from the control map M6.
  • the control map M6 for example, there is a map that has registered the distribution ratio GF 1 which corresponds to the absolute value of the axial force difference.
  • the control map M6 has a large axial force difference in a range where the absolute value of the axial force difference is 0 or more and less than the first set axial force difference Z 1 (> 0).
  • the distribution ratio GF 1 is set to the twelfth set value (for example, 1.0).
  • the first set axial force difference Z 1 for example, can be employed an axial force difference estimation accuracy of the feedforward axial force T FF starts lowering. Further, in the control map M6, in the range where the absolute value of the axial force difference is equal to or larger than the second set axial force difference Z 2 (> Z 1 ), the distribution ratio GF 1 is set to the thirteenth set value regardless of the magnitude of the axial force difference. ( ⁇ Twelfth set value. For example, 0.0). As the second set axial force difference Z 2, for example, can be employed an axial force difference estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is lower than the estimation accuracy of the feedback axial force T FB.
  • the distribution ratio GF is determined according to the absolute value of the axial force difference. Decrease 1 linearly.
  • the control map M6 is in and a second set axial force difference Z 2 than the range in absolute value first set axial force difference Z 1 or more axial force difference, distribution and the absolute value of the axial force difference ratio setting the distribution ratio GF 1 according to the primary function representing the relationship between the GF 1.
  • the primary function 12 set value distribution ratio GF 1 when the absolute value of the axial force difference is first set axial force difference Z 1 (1.0) and then, the absolute value of the axial force difference is the second setting axis When the force difference is Z 2 , the distribution ratio GF 1 is set to the thirteenth set value (0.0).
  • the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment when the absolute value of the axial force difference is first set axial force difference Z 1 or more, the absolute value of the first setting the axial force of the axial force difference
  • the distribution ratio GF 1 (the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF) is made smaller than when the difference is less than Z 1 . Therefore, the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment, for example, reduces the road surface mu, the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is decreased, when the axial force difference is increased, the feedback axial force T FB distribution ratio (1-GF) can be increased. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force.
  • FIG. 16 is a graph showing the control map M7.
  • the control map M7 for example, there is a map that has registered the distribution ratio GF 2 corresponding to the absolute value of the lateral acceleration Gy. Specifically, as shown in FIG. 16, the control map M7 has a lateral acceleration Gy in a range where the absolute value of the lateral acceleration Gy is 0 or more and less than the first set lateral acceleration Gy 1 (> 0).
  • the distribution ratio GF 2 is set to the fourteenth set value (for example, 1.0) regardless of the size of.
  • the control map M7 is lateral acceleration in the range absolute value of the second set lateral acceleration Gy 2 (> Gy 1) more Gy, the lateral acceleration distribution ratio GF 2 regardless of the size of the Gy 15 Set to a set value ( ⁇ 14th set value, eg, 0.0).
  • the second set lateral acceleration Gy 2 for example, can be adopted lateral acceleration Gy estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is lower than the estimation accuracy of the feedback axial force T FB.
  • control map M7 is distributed according to the absolute value of the lateral acceleration Gy in a range where the absolute value of the lateral acceleration Gy is not less than the first set lateral acceleration Gy 1 and less than the second set lateral acceleration Gy 2. linearly decreasing the ratio GF 2.
  • the control map M7 is a lateral acceleration and a second set lateral acceleration Gy 2 below the range in absolute value first set lateral acceleration Gy 1 or more Gy, and the absolute value of the lateral acceleration Gy
  • the distribution ratio GF 2 is set according to a linear function representing the relationship with the distribution ratio GF 2 .
  • the distribution ratio GF3 is set to the 14th set value (1.0), and the absolute value of the lateral acceleration Gy is the second set.
  • the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment when the absolute value of the lateral acceleration Gy is first set lateral acceleration Gy 1 or more, the absolute value of the first set of lateral acceleration Gy
  • the distribution ratio GF 2 (the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF) is made smaller than when the lateral acceleration Gy is less than 1 . Therefore, the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment, for example, lateral acceleration Gy increases, when the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is decreased, the distribution ratio (1 feedback axial force T FB -GF) can be increased. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force.
  • FIG. 17 is a graph showing the control maps M8a and M8b.
  • the control GF 3b map M8a As a method of setting the distribution ratio GF 3, for example, the distribution ratio GF 3a corresponding to the absolute value of the absolute value and the steering angle ⁇ of the vehicle speed V, the control GF 3b map M8a, read from M8b, read allocation ratio A method of multiplying GF 3a and GF 3b and making the multiplication result the distribution ratio GF 3 can be adopted.
  • the control map M8a for example, there is a map that has registered the distribution ratio GF 3 corresponding to the absolute value of the vehicle speed V. Specifically, as shown in FIG.
  • the control map M8a is the absolute value range and less than the third set speed V 3 0 or more vehicle speed V is allocated regardless of the size of the vehicle speed V
  • the ratio GF 3a is set to the 16th set value (for example, 0.5).
  • the third set vehicle speed V 3 for example, non-linearity of tire characteristics (non-linearity of the tire lateral force Fd with respect to the tire slip angle) due to the low vehicle speed V appears, and the estimation accuracy of the feedforward axial force TFF decreases.
  • the starting vehicle speed V can be adopted.
  • control map M8a to the extent the absolute value of the fourth set speed V 4 (> V 3) or more of the vehicle speed V, regardless of the magnitude of the vehicle speed V distribution ratio GF 3a seventeenth setting value (> first 16 Set value, for example, 1.0).
  • the fourth set vehicle speed V 4 for example, a vehicle speed V at which the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is higher than the estimation accuracy of the feedback axial force T FB can be employed.
  • the control map M8a the absolute value of the vehicle speed V is in a range and a fourth smaller than the set vehicle speed V 4 at the third set speed V 3 or more, linearly increasing the distribution ratio GF 3a in accordance with the absolute value of the vehicle speed V
  • the control map M8a to the extent and in the fourth less than the set vehicle speed V 4 in absolute value the third set speed V 3 or more of the vehicle speed V is a linear function representing the relationship between the distribution ratio GF 3a and the vehicle speed V Then, the distribution ratio GF 3a is set.
  • the linear function is assigned when the absolute value of the vehicle speed V is the third set vehicle speed V 3 and the allocation ratio GF 3a is the 16th set value (0.5), and when the vehicle speed V is the fourth set vehicle speed V 4.
  • the ratio GF 3a is set to the seventeenth set value (1.0).
  • the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment when the absolute value of the vehicle speed V is the fourth less than the set vehicle speed V 4, the absolute value of the vehicle speed V is in the fourth set speed V 4 or more Compared to the case, the distribution ratio GF 3a (the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF) is reduced. Therefore, the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment, for example, the vehicle speed V is reduced, when the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is decreased, the distribution ratio (1-GF feedback axial force T FB ) Can be increased. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force.
  • the distribution ratio GF 3a the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF
  • control map M8b for example, there is a map in which a distribution ratio GF 3b corresponding to the absolute value of the steering angle ⁇ is registered. Specifically, as shown in FIG. 17B, the control map M8b indicates that the steering angle ⁇ is within a range where the absolute value of the steering angle ⁇ is 0 or more and less than the first set steering angle ⁇ 1 (> 0). , regardless of the size of the distribution ratio GF 3b 18th set value (e.g., 1.0) is set to.
  • the first set steering angle ⁇ 1 for example, a steering angle ⁇ at which the estimation accuracy of the feedforward axial force TFF starts to decrease can be employed.
  • control map M8b in the range absolute value of the second set steering angle [delta] 2 (> [delta] 1) more steering angle [delta], the distribution ratio GF 3b regardless of the size of the steering angle [delta] 19 set value ( ⁇ 18th set value, for example, set to 0.5).
  • the second set steering angle ⁇ 2 for example, a steering angle ⁇ at which the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is lower than the estimation accuracy of the feedback axial force T FB can be employed.
  • the distribution ratio GF 3b is set according to the absolute value of the steering angle ⁇ . Decrease linearly. Specifically, the control map M8b indicates that the absolute value of the steering angle ⁇ and the distribution ratio GF 3b are within a range where the absolute value of the steering angle ⁇ is equal to or larger than the first set steering angle ⁇ 1 and less than the second set steering angle ⁇ 2.
  • the distribution ratio GF 3b is set according to a linear function representing the relationship between In the linear function, when the absolute value of the steering angle ⁇ is the first set steering angle ⁇ 1 , the distribution ratio GF 3b is set to the 18th set value (1.0), and the absolute value of the steering angle ⁇ is the second set steering angle. 19 set value distribution ratio GF3 when a [delta] 2 and (0.5).
  • the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment when the absolute value of the steering angle [delta] is first set steering angle [delta] 1 or more, the absolute value of the first set steering angle of the steering angle [delta] [delta]
  • the distribution ratio GF 3b (the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF) is made smaller than when it is less than 1 . Therefore, the final axial force calculating unit 11Bc of the present embodiment, for example, steering angle ⁇ is increased, when the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is decreased, the distribution ratio of the feedback axial force T FB (1- GF) can be increased. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force.
  • FIG. 18 is a graph showing the control map M9.
  • the control map M9 for example, there is a map that has registered the distribution ratio GF 4 corresponding to the absolute value of the steering angular velocity d? / Dt.
  • the control map M9 indicates that the steering angular velocity is in the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is 0 or more and less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt (> 0).
  • the distribution ratio GF 4 is set to the 20th set value (for example, 1.0).
  • the fourth set steering angular velocity d? 4 / dt for example, can be adopted steering angular velocity d? / Dt of estimation accuracy of the feedforward axial force T FF starts lowering.
  • the control map M9 shows that the distribution ratio is within the range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the fifth set steering angular velocity d 5 / dt (> d ⁇ 4 / dt) regardless of the magnitude of the steering angular velocity d ⁇ / dt.
  • the GF 4 21 set value ( ⁇ 20th set value.
  • the fifth set steering angular velocity d? 5 / dt for example, can be adopted steering angular velocity d? / Dt of estimation accuracy of the feedforward axial force T FF is lower than the estimation accuracy of the feedback axial force T FB.
  • the control map M9 indicates that the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is within a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is equal to or larger than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt and less than the fifth set steering angular velocity d ⁇ 5 / dt. linearly decreasing the distribution ratio GF 4 in accordance with the.
  • control map M9 indicates that the steering angular velocity d ⁇ / dt is within a range where the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is not less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt and less than the fifth set steering angular velocity d 5 / dt.
  • the distribution ratio GF 4 is set according to a linear function that represents the relationship between the absolute value of the distribution ratio GF 4 and the distribution ratio GF 4 .
  • the linear function sets the distribution ratio GF 4 to the twentieth set value (1.0) and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt.
  • the distribution ratio GF 4 is set to the twenty-first set value (0.0).
  • the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment calculates the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt when the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is equal to or greater than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt.
  • the distribution ratio GF 4 (the distribution ratio GF of the feedforward axial force TFF) is made smaller than in the case where it is less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt.
  • the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment for example, when the steering angular velocity d ⁇ / dt increases and the estimation accuracy of the feedforward axial force T FF decreases, the distribution ratio of the feedback axial force T FB ( 1-GF) can be increased. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc of the present embodiment can apply a more appropriate steering reaction force.
  • the final axial force calculating unit 11Bc the absolute value of the first set axial force difference Z less than 1 axial force difference, the absolute value of the first set lateral acceleration Gy less than 1 lateral acceleration Gy, an absolute vehicle speed V
  • the absolute value of the steering angle ⁇ is less than the first set steering angle ⁇ 1
  • the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is less than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt.
  • the final axial force calculating unit 11Bc the absolute value of the axial force difference is the second set axial force difference Z 2 or more, the absolute value of the lateral acceleration Gy and the second set lateral acceleration Gy 2 or more, and the steering angular velocity d? /
  • the absolute value of dt is at least one of the fifth set steering angular velocity d ⁇ 5 / dt or more
  • the feedback axial force T FB is set as the final axial force.
  • the final axial force calculation unit 11Bc has an absolute value of the axial force difference that is greater than or equal to the first set axial force difference Z 1 and less than the second set axial force difference Z 2
  • the absolute value of the lateral acceleration Gy is the first set lateral force.
  • Direction acceleration Gy 1 or more and less than second set lateral acceleration Gy 2 vehicle speed V absolute value is less than fourth set vehicle speed V 4
  • steering angle ⁇ absolute value is first set steering angle ⁇ 1 or more
  • steering angular velocity When the absolute value of d ⁇ / dt is equal to or greater than the fourth set steering angular velocity d ⁇ 4 / dt, a value obtained by multiplying the feedforward axial force T FF by the distribution ratio GF and the feedback axial force T FB are allocated (1-GF ) Multiplied by the sum is taken as the final axial force.
  • the final axial force calculation unit 11Bc determines that the vehicle A has a high road surface ⁇ (dry road surface), a high vehicle speed V, a small steering angle ⁇ , and a small steering angular velocity d ⁇ / dt (hereinafter, a specific situation).
  • the feedforward axial force TFF is set as the final axial force.
  • the feedforward axial force T FF since not reflect the influence of tire lateral force Fd, smoothly changes regardless of the change or the like of the road surface condition. Therefore, the final axial force calculation unit 11Bc can realize a stable steering feeling when the vehicle A is in a specific situation.
  • the final axial force calculation unit 11Bc and the feedback axial force T FB or the feed forward axial force T FF are fed back.
  • the sum of the axial force T FB is the final axial force.
  • the feedback axial force T FB changes according to a change in the road surface state or a change in the vehicle state in order to reflect the influence of the tire lateral force Fd acting on the steering wheel 2. Therefore, when the vehicle A is in a normal situation, the final axial force calculation unit 11Bc has a steering feeling similar to that of a mechanical steering control device in which the steering wheel 1 and the steering wheel 2 are mechanically coupled. And a natural steering feeling can be realized.
  • the axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd calculates a target steering reaction force based on the final axial force calculated by the final axial force calculation unit 11Bc.
  • the target steering reaction force is a target value of the steering reaction force.
  • a method for calculating the target steering reaction force for example, a method of reading the target steering reaction force corresponding to the vehicle speed V and the final axial force from the control map M10 can be employed.
  • the control map M10 is a map in which a target steering reaction force corresponding to the final axial force is registered for each vehicle speed V.
  • FIG. 19 is a graph showing the control map M10. As shown in FIG. 19, the control map M10 is set for each vehicle speed V.
  • the control map M10 sets the target steering reaction force to a larger value as the final axial force is larger.
  • the target reaction force current calculation unit 11Be calculates a target reaction force current according to the following equation (13) based on the target steering reaction force calculated by the axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd. Then, the target reaction force current calculation unit 11Be outputs the calculation result to the reaction force motor drive unit 9C.
  • Target reaction force current Target steering reaction force ⁇ Gain (13)
  • the target reaction force current calculation unit 11Be calculates the target reaction force current based on the target steering reaction force calculated by the axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd.
  • a configuration can also be adopted.
  • the target reaction force current calculation unit 11Be corrects the target steering reaction force by adding a correction reaction force, an end contact reaction force, or the like to the target steering reaction force calculated by the axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd,
  • the target reaction force current may be calculated based on the corrected target steering reaction force.
  • the corrective reaction force for example, there is a steering reaction force applied when the target steering reaction force is corrected.
  • the end contact reaction force for example, there is a steering reaction force applied when the turning angle ⁇ reaches the maximum value.
  • the control calculation unit 11 calculates the target turning angle ⁇ * based on the steering angle ⁇ and the vehicle speed V (target turning angle calculation unit 11A in FIG. 2). Subsequently, the control calculation unit 11 calculates a target turning current based on a subtraction result obtained by subtracting the actual turning angle ⁇ from the calculated target turning angle ⁇ * (target turning current calculation unit 11C in FIG. 2). . Thereby, the steering control unit 8 steers the steered wheels 2 according to the operation amount of the steering wheel 1.
  • the control calculation unit 11 calculates a proportional component included in the feedforward axial force T FF based on the steering angle ⁇ and the vehicle speed V (feedforward axial force calculating unit 11Ba of FIG. 4).
  • the absolute value of the vehicle speed V is in the case of the first less than the set vehicle speed V 1 decreases the absolute value of the more proportional component having a small absolute value of the vehicle speed V.
  • the control arithmetic unit 11 the steering angular velocity d? / Dt and calculates the damping components contained in the feedforward axial force T FF based on the vehicle speed V (feedforward axial force calculating unit 11Ba of FIG. 4).
  • control calculation unit 11 calculates a correction damping component based on the steering angular velocity d ⁇ / dt (feed forward axial force calculation unit 11Ba in FIG. 4).
  • the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt is less than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt, the larger the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt, the more the correction is made. Increase the absolute value of the damping component.
  • the control calculation unit 11 a proportional component, by adding the damping component and the correction damping component, the feedforward axial force T FF (feedforward axial force calculating unit 11Ba of FIG. 4). Subsequently, the control calculation unit 11 calculates a current axial force based on the steering current (current axial force calculation unit 11Bba in FIG. 11). Subsequently, the control calculation unit 11 calculates a lateral G-axis force based on the lateral acceleration Gy (blend axial force calculation unit 11Bbb in FIG. 11).
  • the control calculation unit 11 calculates the yaw rate axial force based on the yaw rate ⁇ and the vehicle speed V (blend axial force calculation unit 11Bbb in FIG. 11). Subsequently, based on the value obtained by multiplying the calculated current axial force by the distribution ratio K2, the value obtained by multiplying the lateral G-axis force by the distribution ratio K1, and the value obtained by multiplying the yaw rate axial force by the distribution ratio K3. Then, the blend axial force T BR is calculated (blend axial force calculating unit 11Bbb in FIG. 11).
  • the distribution ratios K1, K2, and K3 of the lateral G axial force, current axial force, and yaw rate axial force are set to 0.6: 0.3: 0.1.
  • the control calculation unit 11 distributes the calculated current axial force and blend axial force T BR by GB: (1-GB) to obtain a feedback axial force T FB (feedback axial force calculating unit 11Bb in FIG. 3).
  • the control calculation unit 11 distributes the calculated feedforward axial force TFF and the feedback axial force TFB by GF: (1-GF) to calculate the final axial force (the final axial force in FIG. 3).
  • Calculation unit 11Bc The distribution ratios K1, K2, and K3 of the lateral G axial force, current axial force, and yaw rate axial force are set to 0.6: 0.3: 0.1.
  • the control calculation unit 11 calculates a target steering reaction force based on the calculated final axial force (axial force-steering reaction force conversion unit 11Bd in FIG. 3). Subsequently, the control calculation unit 11 calculates a target reaction force current based on the calculated target steering reaction force (target reaction force current calculation unit 11Be in FIG. 3). Subsequently, the control calculation unit 11 drives the reaction force motor 9A based on the calculated target reaction force current (reaction force motor drive unit 9C in FIG. 2). As a result, the reaction force control unit 9 applies a steering reaction force to the steering wheel 1.
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment decreases the absolute value of the damping component as the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt increases. Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment can suppress an increase in the absolute value of the damping component when the steering angular velocity d ⁇ / dt is large. Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment can suppress the damping component from becoming excessive. Thereby, the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more suitable steering feeling.
  • the control calculation part 11 of this embodiment makes the absolute value of a damping component small, so that the absolute value of the vehicle speed V is small.
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment can reduce the steering reaction force by reducing the damping component.
  • the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more suitable steering feeling.
  • the control arithmetic unit 11 of the present embodiment adds the correction damping component absolute value larger the absolute value of the steering angular velocity d?
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment can increase the rising of the steering reaction force. Thereby, the control calculating part 11 of this embodiment can provide a more suitable steering feeling.
  • the control calculation unit 11 of the present embodiment uses the eighth set value as a correction damping component. Therefore, when the driver turns the steering wheel 1 and the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt becomes equal to or higher than the second set steering angular velocity d ⁇ 2 / dt, fluctuations in the correction damping component can be suppressed. . Therefore, the control calculation unit 11 of the present embodiment does not sense a change in the steering reaction force due to the variation in the correction damping component, and can prevent the driver from feeling uncomfortable with the steering feeling.
  • the steering wheel 1 in FIG. 1 constitutes a steering wheel.
  • the steered motor 8A in FIG. 1 and the steered motor drive unit 8C in FIG. 1 constitute a steered actuator.
  • the steering angle sensor 3 of FIG. 1 comprises a steering angle detection part.
  • the feedforward axial force calculation unit 11Ba of FIG. 1 constitutes a feedforward axial force calculation unit and a feedforward axial force correction unit.
  • the reaction force motor 9A, the reaction force motor drive unit 9C in FIG. 1, the target reaction force current calculation unit 11B in FIG. 2, and the final axial force calculation unit 11Bc in FIG. 3 constitute a reaction force application unit.
  • the vehicle speed sensor 5 of FIG. 1 constitutes a vehicle speed detection unit.
  • the lateral G sensor 6, the yaw rate sensor 7, and the turning current detection unit 8 ⁇ / b> B of FIG. 1 constitute a state quantity detection unit.
  • the feedback axial force calculation unit 11Bb in FIG. 3 and the feedback axial force calculation execution unit 11Bbe in FIG. 11 constitute a feedback axial force calculation unit.
  • the final axial force calculation unit 11Bc in FIG. 3 constitutes a final axial force setting unit.
  • the reaction force motor 9A, the reaction force motor drive unit 9C in FIG. 1, and the target reaction force current calculation unit 11B in FIG. 2 constitute a reaction force actuator.
  • the control calculation part 11 provides a steering reaction force based on the feedforward axial force TFF .
  • the control arithmetic unit 11 to reduce the absolute value of the damping component of the steering angular velocity d? / Absolute feedforward axial force higher value is greater T FF of dt. According to such a configuration, an increase in the absolute value of the damping component can be suppressed when the steering angular velocity d ⁇ / dt is large. Therefore, it can be suppressed that the damping component becomes excessive. Thereby, a more appropriate steering feeling can be provided.
  • the control calculation unit 11 decreases the absolute value of the damping component as the absolute value of the vehicle speed V decreases. According to such a configuration, the smaller the absolute value of the vehicle speed V, the smaller the absolute value of the damping component.
  • the steering reaction force can be reduced by reducing the damping component. Thereby, a more appropriate steering feeling can be provided.
  • control calculation unit 11 adds the correction damping component absolute value larger the absolute value of the steering angular velocity d? / Dt increases feedforward axial force T FF.
  • the absolute value of the steering angular velocity d ⁇ / dt increases at the start of turning of the steering wheel 1, the rising of the steering reaction force can be increased. Thereby, a more appropriate steering feeling can be imparted at the start of turning of the steering wheel 1.
  • the control calculation unit 11 uses a predetermined constant value (eighth set value) as a correction damping component.
  • the control calculation unit 11 distributes the feedforward axial force TFF and the feedback axial force TFB to set the final axial force, and applies the steering reaction force based on the set final axial force.
  • TFF feedforward axial force
  • TFB feedback axial force

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Abstract

　制御演算部（１１）が、フィードフォワード軸力（ＴFF）に基づいて操舵反力を付与する。その際、制御演算部（１１）が、操舵角速度（dδ/dｔ）の絶対値が大きいほどフィードフォワード軸力（ＴFF）のダンピング成分の絶対値を小さくする。

Description

操舵制御装置
　本発明は、ステアリングホイールと操向輪とが機械的に分離したステア・バイ・ワイヤ方式の操舵制御装置に関するものである。
　従来、操舵制御装置の技術としては、例えば、特許文献１に記載の従来技術がある。
　この従来技術では、ステアリングホイールの操舵角および操舵角速度に応じて反力モータを制御する。これにより、この従来技術では、操舵反力を付与している。
特開２００８－２０１２０５号公報
　ここで、ステアリングホイールと操向輪とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、操舵角速度の増大に伴い、操舵反力に含まれるダンピング成分が飽和する。しかしながら、上記従来技術では、ダンピング成分の飽和を考慮していないため、操舵角速度の増大に応じて操舵反力が増大し続ける可能性があった。そのため、上記従来技術では、ダンピング成分が過剰となることで、運転者の操舵感に違和感を与える可能性があった。
　本発明は、上記のような点に着目し、より適切な操舵感を付与可能とすることを課題とする。
　上記課題を解決するため、本発明の一態様では、フィードフォワード軸力に基づいて操舵反力を付与する。その際、本発明の一態様では、操舵角速度の絶対値が大きいほどフィードフォワード軸力のダンピング成分の絶対値を小さくする。
　本発明の一態様では、操舵角速度の絶対値が大きい場合に、ダンピング成分の絶対値の増大を抑制できる。それゆえ、本発明の一態様では、ダンピング成分が過剰となることを抑制できる。そのため、本発明の一態様では、より適切な操舵感を付与できる。
車両Ａの構成を表す概念図である。 制御演算部１１の構成を表すブロック図である。 目標反力電流演算部１１Ｂの構成を表すブロック図である。 フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａの構成を表すブロック図である。 ピニオン軸力Ｔhの算出式の係数を説明するための図である。 制御マップＭ１を表すグラフである。 制御マップＭ２を表すグラフである。 操舵角δと操舵反力との関係を表すグラフである。 制御マップＭ３を表すグラフである。 制御マップＭ４を表すグラフである。 フィードバック軸力算出部１１Ｂｂの構成を表すブロック図である。 横Ｇ軸力、電流軸力、ヨーレート軸力、および実際のステアリングラック軸力を表すグラフである。 ブレンド軸力ＴBR、および実際のステアリングラック軸力を表すグラフである。 制御マップＭ５を表すグラフである。 制御マップＭ６を表すグラフである。 制御マップＭ７を表すグラフである。 制御マップＭ８ａ、Ｍ８ｂを表すグラフである。 制御マップＭ９を表すグラフである。 制御マップＭ１０を表すグラフである。
　次に、本発明に係る実施形態について図面を参照して説明する。
（構成）
　本実施形態の車両Ａは、ステアリングホイール１と前輪（以下、操向輪とも呼ぶ）２とが機械的に分離したステア・バイ・ワイヤ方式の操舵制御装置を備える車両である。
　図１は、本実施形態の車両Ａの構成を表す概念図である。
　図１に示すように、車両Ａは、操舵角センサ３、転舵角センサ４、車速センサ５、横Ｇセンサ６、およびヨーレートセンサ７を備える。
　操舵角センサ３は、ステアリングホイール１の操舵角δを検出する。操舵角δの検出方法としては、例えば、ステアリングシャフトの回転量を基に算出する方法を採用できる。そして、操舵角センサ３は、検出結果を表す信号（以下、検出信号とも呼ぶ）を後述する制御演算部１１に出力する。
　転舵角センサ４は、操向輪２の転舵角θを検出する。転舵角θの検出方法としては、例えば、ステアリングラックのラック移動量を基に算出する方法を採用できる。そして、転舵角センサ４は、検出信号を制御演算部１１に出力する。
　車速センサ５は、車両Ａの車速Ｖを検出する。そして、車速センサ５は、検出信号を制御演算部１１に出力する。
　横Ｇセンサ６は、車両Ａに作用する横方向加速度Ｇy（操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdで変動する車両Ａの状態量）を検出する。そして、横Ｇセンサ６は、検出信号を制御演算部１１に出力する。
　ヨーレートセンサ７は、車両Ａのヨーレートγ（操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdで変動する車両Ａの状態量）を検出する。そして、ヨーレートセンサ７は、検出信号を制御演算部１１に出力する。
　なお、横Ｇセンサ６およびヨーレートセンサ７は、バネ上（車体）に配置する。
　また、車両Ａは、転舵制御部８、および反力制御部９を備える。
　転舵制御部８は、転舵モータ８Ａ、転舵電流検出部８Ｂ、および転舵モータ駆動部８Ｃを備える。
　転舵モータ８Ａは、減速機を介してピニオンシャフト１０と連結される。そして、転舵モータ８Ａは、転舵モータ駆動部８Ｃによって駆動され、ピニオンシャフト１０を介してステアリングラックを左右に移動させる。これにより、転舵モータ８Ａは、操向輪２を転舵する。転舵モータ８Ａの駆動方法としては、例えば、転舵モータ８Ａに流れている電流（以下、転舵電流とも呼ぶ）を制御する方法を採用できる。
　転舵電流検出部８Ｂは、転舵電流（操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdで変動する車両Ａの状態量）を検出する。そして、転舵電流検出部８Ｂは、検出信号を転舵モータ駆動部８Ｃおよび制御演算部１１に出力する。
　転舵モータ駆動部８Ｃは、制御演算部１１が算出する目標転舵電流に基づいて、転舵電流検出部８Ｂが検出する転舵電流が当該目標転舵電流と一致するように転舵モータ８Ａの転舵電流を制御する。これにより、転舵モータ駆動部８Ｃは、転舵モータ８Ａを駆動する。目標転舵電流とは、転舵モータ８Ａに流れている電流の目標値である。
　反力制御部９は、反力モータ９Ａ、反力電流検出部９Ｂ、および反力モータ駆動部９Ｃを備える。
　反力モータ９Ａは、減速機を介してステアリングシャフトと連結される。そして、反力モータ９Ａは、反力モータ駆動部９Ｃによって駆動され、ステアリングシャフトを介してステアリングホイール１に回転トルクを付与する。これにより、反力モータ９Ａは、操舵反力を発生する。反力モータ９Ａの駆動方法としては、例えば、反力モータ９Ａに流れている電流（以下、反力電流とも呼ぶ）を制御する方法を採用できる。
　反力電流検出部９Ｂは、反力電流を検出する。そして、反力電流検出部９Ｂは、検出信号を反力モータ駆動部９Ｃおよび制御演算部１１に出力する。
　反力モータ駆動部９Ｃは、制御演算部１１が算出する目標反力電流に基づいて、反力電流検出部９Ｂが検出する反力電流が当該目標反力電流と一致するように反力モータ９Ａの反力電流を制御する。これにより、反力モータ駆動部９Ｃは、反力モータ９Ａを駆動する。目標反力電流とは、反力モータ９Ａに流れている電流の目標値である。
　また、車両Ａは、制御演算部１１を備える。
　図２は、制御演算部１１の構成を表すブロック図である。
　図２に示すように、制御演算部１１は、目標転舵角演算部１１Ａ、目標反力電流演算部１１Ｂ、および目標転舵電流演算部１１Ｃを備える。
　目標転舵角演算部１１Ａは、操舵角センサ３が検出した操舵角δおよび車速センサ５が検出した車速Ｖに基づいて、転舵角θ（ピニオンシャフト１０の回転角）の目標値である目標転舵角θ*を算出する。目標転舵角θ*の算出方法としては、例えば、操舵角δと、操舵角δおよび転舵角θの可変ギア比との乗算値を採用する方法がある。そして、目標転舵角演算部１１Ａは、算出結果を目標反力電流演算部１１Ｂに出力する。
　目標反力電流演算部１１Ｂは、目標転舵角演算部１１Ａが算出した目標転舵角θ*、車速センサ５が検出した車速Ｖ、および転舵電流検出部８Ｂが検出した転舵電流に基づいて目標反力電流を算出する。そして、目標反力電流演算部１１Ｂは、算出結果を反力制御部９（反力モータ駆動部９Ｃ）に出力する。
　ここで、目標反力電流演算部１１Ｂの構成を説明する。
　図３は、目標反力電流演算部１１Ｂの構成を表すブロック図である。
　図３に示すように、目標反力電流演算部１１Ｂは、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａ、フィードバック軸力算出部１１Ｂｂ、最終軸力算出部１１Ｂｃ、軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄ、および目標反力電流演算部１１Ｂｅを備える。
　図４は、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａの構成を表すブロック図である。
　図４に示すように、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、操舵角センサ３が検出した操舵角δ、および車速センサ５が検出した車速Ｖに基づき、後述する（５）式に従ってフィードフォワード軸力ＴFFを算出する。そして、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、算出結果を最終軸力算出部１１Ｂｃ（図２参照）に出力する。
　図５は、ピニオン軸力Ｔhの算出式の係数を説明するための図である。
　ここで、転舵ピニオン角Θとピニオン軸力Ｔhとの関係式は、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に接続している操舵機構を備える車両の運動方程式を基に下記（１）式で表される。転舵ピニオン角Θとしては、例えば、ピニオンシャフト１０の回転角がある。ピニオンシャフト１０の回転角としては、例えば、転舵ピニオン角Θは、操舵角δと、操舵角δおよび転舵角θとの間の可変ギア比との乗算値がある。また、ピニオン軸力Ｔhとしては、例えば、ステアリングホイール１に付与される操舵反力がある。下記（１）式の右辺第１項は、ピニオン軸力Ｔhを構成する成分のうち、転舵ピニオン角速度dΘ/dｔに基づく成分を表すダンピング項である。また、右辺第２項は、ピニオン軸力Ｔhを構成する成分のうち、転舵ピニオン角加速度d2Θ/dｔ2に基づく成分を表す慣性項である。さらに、右辺第３項は、ピニオン軸力Ｔhを構成する成分のうち、タイヤ横力Ｆd（転舵ピニオン角Θ）に基づく成分を表す比例項である。
　Ｔh＝Ｋs（Ｊrｓ2＋Ｃr・ｓ）/（Ｊr・ｓ2＋（Ｃr＋Ｃs）ｓ＋Ｋs）・Θ＋Ｃs（Ｊrｓ3＋Ｃr・ｓ2）/（Ｊr・ｓ2＋（Ｃr＋Ｃs）ｓ＋Ｋs）・Θ＋（Ｋs＋Ｃs・ｓ）/（Ｊr・ｓ2＋（Ｃr＋Ｃs）ｓ＋Ｋs）・Ｆd　………（１）
　ただし、図５に示すように、Ｋsはピニオン剛性、Ｃsはピニオン粘性、Ｊrはラック慣性、Ｃrはラック粘性である。
　また、上記（１）式では、右辺第２項、つまり、慣性項は、ノイズ成分を多く含み、ピニオン軸力Ｔhの算出結果に振動を誘発するため除くのが好ましい。さらに、タイヤ横力Ｆdは、転舵ピニオン角Θおよび車速Ｖに依存するものとして、Ｆd＝ｆ（Ｖ）・Θと表すことができる。ｆ（Ｖ）としては、例えば、車速Ｖに応じて変化する関数がある。それゆえ、上記（１）式は、下記（２）式のように表すことができる。
　Ｔh＝Ｋs（Ｊrｓ2＋Ｃr・ｓ）/（Ｊr・ｓ2＋（Ｃr＋Ｃs）ｓ＋Ｋs）・Θ＋（Ｋs＋Ｃs・ｓ）/（Ｊr・ｓ2＋（Ｃr＋Ｃs）ｓ＋Ｋs）・ｆ（Ｖ）・Θ　………（２）
　図６は、制御マップＭ１を表すグラフである。
　ここで、変数ｆ（Ｖ）の設定方法としては、例えば、車速Ｖの絶対値に対応した変数ｆ（Ｖ）を制御マップＭ１から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ１としては、例えば、車速Ｖの絶対値に対応した変数ｆ（Ｖ）を登録したマップがある。具体的には、図６に示すように、制御マップＭ１は、車速Ｖの絶対値が０である場合に変数ｆ（Ｖ）を第１設定値（例えば、０．０）に設定する。また、車速Ｖの絶対値が第１設定車速Ｖ1（＞０）以上の範囲では、車速Ｖの大きさにかかわらず変数ｆ（Ｖ）を第２設定値（＞第１設定値。例えば、１．０）に設定する。さらに、制御マップＭ１は、車速Ｖの絶対値が０以上で且つ第１設定車速Ｖ1未満の範囲では、転舵角速度dθ/dｔの絶対値に応じて変数ｆ（Ｖ）を直線的に増加させる。具体的には、制御マップＭ１は、車速Ｖの絶対値が０以上で且つ第１設定車速Ｖ1未満の範囲では、車速Ｖの絶対値と変数ｆ（Ｖ）との関係を表す一次関数に従って変数ｆ（Ｖ）を設定する。一次関数は、車速Ｖの絶対値が０である場合に変数ｆ（Ｖ）を第１設定値（０．０）とし、車速Ｖの絶対値が第１設定車速Ｖ1である場合に変数ｆ（Ｖ）を第２設定値（１．０）とする。これにより、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、車速Ｖの絶対値が第１設定車速Ｖ1未満である場合には、車速Ｖの絶対値が小さいほど比例成分の絶対値を小さくする（低減する）。また、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、車速Ｖの絶対値が第１設定車速Ｖ1以上である場合には、車速Ｖの大きさにかかわらず、比例成分の絶対値の低減を行わない。
　また、上記（２）式は、等価的に、下記（３）式のように表すことができる。
　Ｔh＝Ｐ（s＋２・ζ・ωn）ｓ/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）δ＋Ｉ・（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）・ｆ（Ｖ）・δ
　　　＝Ｐ（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）dδ/dｔ＋Ｉ・（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）・ｆ（Ｖ）・δ　………（３）
　ただし、Ｐ、Ｉは制御定数、ζは減衰係数、ωnは固有振動数である。ζ、ωnの設定方法としては、例えば、設計値とする方法や、実験結果から同定する方法を採用できる。
　そのため、ピニオン軸力Ｔh、つまり、ステアリングホイール１に発生する操舵反力は、上記（３）式を基に下記（４）式で表すことができる。
　Ｔh＝Ｐ（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）dδ/dｔ＋Ｉ・（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）・ｆ（Ｖ）・δ　………（４）
　そして、上記（４）式、つまり、ピニオン軸力Ｔhの数式を基に、本実施形態のフィードフォワード軸力ＴFFの算出方法としては、下記（５）式を採用する。
　ＴFF＝Ｐ・Ｐ1・Ｐ2（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）dδ/dｔ＋Ｉ・（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）・ｆ（Ｖ）・δ＋補正用ダンピング成分
　　　＝ダンピング成分・Ｐ1・Ｐ2＋比例成分＋補正用ダンピング成分　………（５）
　ただし、ダンピング成分はＰ（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）dδ/dｔ、比例成分はＩ・（s＋２・ζ・ωn）/（ｓ2＋２・ζ・ωn・ｓ＋ωn2）・ｆ（Ｖ）・δである。また、補正用ダンピング成分は、操舵角速度dδ/dｔに基づくダンピング成分であり、操舵角速度dδ/dｔと反対方向に操舵反力を発生させるものである。
　図７は、制御マップＭ２を表すグラフである。
　ここで、ゲインＰ1の設定方法としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応したゲインＰ1を制御マップＭ２から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ２としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応したゲインＰ1を登録したマップがある。具体的には、図７に示すように、制御マップＭ２は、操舵角速度dδ/dｔが０である場合にゲインＰ1を第３設定値（例えば、１．０）に設定する。また、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第１設定操舵角速度dδ1/dｔ（＞０）以上の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらずゲインＰ1を第４設定値（＜第３設定値。例えば、０．５）に設定する。さらに、制御マップＭ２は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０以上で且つ第１設定操舵角速度dδ1/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に応じてゲインＰ1を直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ２は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０以上で且つ第１設定操舵角速度dδ1/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値とゲインＰ1との関係を表す一次関数に従ってゲインＰ1を設定する。一次関数は、操舵角速度dδ/dｔが０である場合にゲインＰ1を第３設定値（１．０）とし、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第１設定操舵角速度dδ1/dｔである場合にゲインＰ1を第４設定値（０．５）とする。これにより、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第１設定操舵角速度dδ1/dｔ未満である場合には、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほどダンピング成分の絶対値を小さくする（補正する）。また、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第１設定操舵角速度dδ1/dｔ以上である場合には、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず、ゲインＰ1に基づくダンピング成分の絶対値の補正を行わない。
　図８は、操舵角δと操舵反力との関係を表すグラフである。このグラフは、操舵制御装置毎（ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置、およびダンピング成分の飽和を考慮していないステアリング・バイ・ワイヤ方式の操舵制御装置毎）に示されている。機械式の操舵制御装置では、操舵角速度dδ/dｔの増大に伴い、操舵反力に含まれるダンピング成分が飽和する。それゆえ、機械式の操舵制御装置では、図８に示すように、ダンピング成分が飽和することで、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず、操舵角δと操舵反力とからなるリサジュー図形の形状が一定となる。しかしながら、操舵反力に含まれるダンピング成分の飽和を考慮していないステア・バイ・ワイヤ方式の操舵制御装置では、操舵角速度dδ/dｔの増大に応じて操舵反力が増大し続ける。これに対し、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。それゆえ、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔが大きい場合に、ダンピング成分の絶対値の増大を抑制できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、ダンピング成分が過剰となることを抑制できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　図９は、制御マップＭ３を表すグラフである。
　また、ゲインＰ2の設定方法としては、例えば、車速Ｖの絶対値に対応したゲインＰ2を制御マップＭ３から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ３としては、例えば、車速Ｖの絶対値に対応したゲインＰ2を登録したマップがある。具体的には、図９に示すように、制御マップＭ３は、車速Ｖの絶対値が０である場合にゲインＰ2を第５設定値（例えば、０．５）に設定する。また、車速Ｖの絶対値が第２設定車速Ｖ2（＞０）以上の範囲では、車速Ｖの大きさにかかわらずゲインＰ2を第６設定値（＞第５設定値。例えば、１．０）に設定する。さらに、制御マップＭ３は、車速Ｖの絶対値が０以上で且つ第２設定車速Ｖ2未満の範囲では、車速Ｖの絶対値に応じてゲインＰ2を直線的に増加させる。具体的には、制御マップＭ３は、車速Ｖの絶対値が０以上で且つ第２設定車速Ｖ2未満の範囲では、車速Ｖの絶対値とゲインＰ2との関係を表す一次関数に従ってゲインＰ2を設定する。一次関数は、車速Ｖの絶対値が０である場合にゲインＰ2を第５設定値（０．５）とし、車速Ｖの絶対値が第２設定車速Ｖ2である場合にゲインＰ2を第６設定値（１．０）とする。これにより、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、車速Ｖの絶対値が第２設定車速Ｖ2未満である場合には、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする（補正する）。また、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、車速Ｖの絶対値が第２設定車速Ｖ2以上である場合には、車速Ｖの大きさにかかわらず、ゲインＰ2に基づくダンピング成分の絶対値の補正を行わない。
　このように、本実施形態の制御演算部１１は、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。ここで、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、車速Ｖが低減すると、操向輪２のタイヤ横力Ｆdが低減し、操舵反力が低減する。これに対し、本実施形態の制御演算部１１は、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくすることで、操舵反力を低減できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　図１０は、制御マップＭ４を表すグラフである。
　さらに、補正用ダンピング成分の設定方法としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応した補正用ダンピング成分を制御マップＭ４から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ２としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応した補正用ダンピング成分を登録したマップがある。具体的には、図１０に示すように、制御マップＭ４は、車速Ｖ毎に設定される。各制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔが０である場合に補正用ダンピング成分を第７設定値（例えば、０．０）に設定する。また、制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ（＞０）以上の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず補正用ダンピング成分を第８設定値（一定値）に設定する。さらに、制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔが０．０以上で且つ操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第３設定操舵角速度dδ3/dｔ（０＜dδ3/dｔ＜dδ2/dｔ）未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に応じて補正用ダンピング成分を直線的に増加させる。具体的には、各制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０以上で且つ第３設定操舵角速度dδ3/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値と補正用ダンピング成分との関係を表す一次関数に従って補正用ダンピング成分を設定する。一次関数は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０である場合に補正用ダンピング成分を第７設定値（０．０）とし、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第３設定操舵角速度dδ3/dｔである場合に補正用ダンピング成分を第９設定値（０＜第９設定値＜第８設定値）に設定する。また、各制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第３設定操舵角速度dδ3/dｔ以上で且つ第２設定操舵角速度dδ2/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に応じて補正用ダンピング成分を直線的に増加させる。具体的には、制御マップＭ４は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第３設定操舵角速度dδ3/dｔ以上で且つ第２設定操舵角速度dδ2/dｔ未満の範囲では、車速Ｖの絶対値と補正用ダンピング成分との関係を表す一次関数に従って補正用ダンピング成分を設定する。一次関数は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第３設定操舵角速度dδ3/dｔである場合に補正用ダンピング成分を第９設定値とし、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔである場合に補正用ダンピング成分を第８設定値とする。これにより、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ未満である場合には、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほど補正用ダンピング成分の絶対値を大きくする。また、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａは、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上である場合には、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず、補正用ダンピング成分の絶対値を予め定めた一定値とする。
　このように、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほど絶対値が大きくなる補正用ダンピング成分をフィードフォワード軸力ＴFFに加算する。それゆえ、本実施形態の制御演算部１１は、ステアリングホイール１の切り始めに、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が増大した場合に、操舵反力の立ち上がりを増大できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　また、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上である場合には、予め定めた一定値を補正用ダンピング成分とする。それゆえ、運転者がステアリングホイール１を切ったことで、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上となった場合には、補正用ダンピング成分の変動を抑制できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、補正用ダンピング成分の変動による操舵反力の変化が感知されず、運転者に操舵感の違和感を与えることを防止できる。
　図１１は、フィードバック軸力算出部１１Ｂｂの構成を表すブロック図である。
　図１１に示すように、フィードバック軸力算出部１１Ｂｂは、電流軸力算出部１１Ｂｂａ、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂ、操舵角速度検出部１１Ｂｂｃ、操舵判定部１１Ｂｂｄ、およびフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅを備える。
　電流軸力算出部１１Ｂｂａは、転舵電流検出部８Ｂが検出した転舵電流に基づき、下記（６）式に従ってステアリングラック軸力（ステアリングラックの軸力。以下、電流軸力とも呼ぶ）を算出する。下記（６）式では、まず、転舵電流と、転舵電流を基に転舵モータ８Ａの出力トルクを算出するためのトルク定数[Nm/A]と、転舵モータ８Ａのモータトルクを伝達するためのモータギア比とを乗算する。続いて、下記（６）式では、乗算結果を転舵モータ８Ａのピニオンギアのピニオン半径[m]で除算し、除算結果に、転舵モータ８Ａの出力トルクが伝達される際の効率を乗算し、乗算結果を電流軸力として算出する。そして、電流軸力算出部１１Ｂｂａは、算出結果をブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂおよびフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅに出力する。
　電流軸力＝（転舵電流×モータギア比×トルク定数[Nm/A]/ピニオン半径[m]）×効率　………（６）
　ここで、転舵電流は、ステアリングホイール１が操舵され、目標転舵角θ*が変動し、目標転舵角θ*と実際の転舵角θとに差が生じることによって変動する。また、転舵電流は、操向輪２が転舵され、操向輪２にタイヤ横力Ｆdが作用し、目標転舵角θ*と実際の転舵角θとに差が生じることによっても変動する。さらに、転舵電流は、路面凹凸等によって操向輪２に路面外乱が作用し、操向輪２にタイヤ横力Ｆdが作用し、目標転舵角θ*と実際の転舵角θとに差が生じることによっても変動する。それゆえ、フィードバック軸力算出部１１Ｂｂは、転舵電流に基づくことで、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映したステアリングラック軸力（電流軸力）を算出できる。ここで、電流軸力は、目標転舵角θ*と実際の転舵角θとに差が生じた時点で発生する。そのため、電流軸力は、図１２に示すように、実際のステアリングラック軸力や横Ｇ軸力に比べ、位相が進む。
　ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、横Ｇセンサ６が検出した横方向加速度Ｇyに基づき、下記（７）式に従ってステアリングラック軸力（以下、横Ｇ軸力とも呼ぶ）を算出する。下記（７）式では、まず、前輪荷重と横方向加速度Ｇyとを乗算し、乗算結果を操向輪２にかかる軸力（軸方向の力）として算出する。続いて、下記（７）式では、算出した操向輪２にかかる軸力と、リンクの角度やサスペンションに応じた定数（以下、リンク比とも呼ぶ）とを乗算し、乗算結果を横Ｇ軸力として算出する。
　横Ｇ軸力＝操向輪２にかかる軸力×リンク比　………（７）
　操向輪２にかかる軸力＝前輪荷重×横方向加速度Ｇy
　ここで、横方向加速度Ｇyは、操向輪２が転舵され、操向輪２にタイヤ横力Ｆdが作用し、車両Ａが旋回することによって発生する。それゆえ、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、横方向加速度Ｇyに基づくことで、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映したステアリングラック軸力（横Ｇ軸力）を算出できる。ここで、横Ｇセンサ６は、バネ上（車体）に配置したため、横方向加速度Ｇyの検出が遅れる。そのため、横Ｇ軸力は、図１２に示すように、実際のステアリングラック軸力に比べ、位相が遅れる。
　なお、本実施形態では、横Ｇ軸力を算出する際に、横Ｇセンサ６で検出した横方向加速度Ｇyを用いる例を示したが、他の構成を採用してもよい。例えば、ヨーレートセンサ７が検出したヨーレートγに車速センサ５が検出した車速Ｖを乗算し、乗算結果γ×Ｖを横方向加速度Ｇyに代えて用いる構成としてもよい。
　また、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、車速センサ５が検出した車速Ｖ、およびヨーレートセンサ７が検出したヨーレートγに基づき、下記（８）式に従ってステアリングラック軸力（以下、ヨーレート軸力とも呼ぶ）を算出する。下記（８）式では、まず、前輪荷重と車速Ｖとヨーレートγとを乗算し、乗算結果を操向輪２にかかる軸力として算出する。続いて、下記（８）式では、算出した操向輪２にかかる軸力とリンク比とを乗算し、乗算結果をヨーレート軸力として算出する。
　ヨーレート軸力＝操向輪２にかかる軸力×リンク比　………（８）
　操向輪２にかかる軸力＝前輪荷重×車速Ｖ×ヨーレートγ
　ここで、ヨーレートγは、操向輪２が転舵され、操向輪２にタイヤ横力Ｆdが作用し、車両Ａが旋回することによって発生する。それゆえ、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、ヨーレートγに基づくことで、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映したステアリングラック軸力（ヨーレート軸力）を算出できる。ここで、ヨーレートセンサ７は、バネ上（車体）に配置したため、ヨーレートγの検出が遅れる。そのため、ヨーレート軸力は、図１２に示すように、実際のステアリングラック軸力に比べ、位相が遅れる。
　さらに、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力算出部１１Ｂｂａから電流軸力を読み込む。続いて、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、読み込んだ電流軸力、および算出した横Ｇ軸力、ヨーレート軸力に基づき、下記（９）式に従ってステアリングラック軸力（以下、「ブレンド軸力」とも呼ぶ）ＴBRを算出する。下記（９）式では、横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算し、電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算し、ヨーレート軸力に配分比率Ｋ3を乗算し、これらの乗算結果の和をブレンド軸力ＴBRとして算出する。すなわち、横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算した値、電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算した値およびヨーレート軸力に配分比率Ｋ3を乗算した値に基づいて、ブレンド軸力ＴBRを算出する。そして、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、算出結果を操舵判定部１１Ｂｂｄおよびフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅに出力する。ここで、ブレンド軸力ＴBRは、操向輪２を右方向に向ける軸力を正値とし、操向輪２を左方向に向ける軸力を負値とする。
　ＴBR＝横Ｇ軸力×Ｋ1＋電流軸力×Ｋ2＋ヨーレート軸力×Ｋ3　……（９）
　ここで、配分比率Ｋ1、Ｋ2、Ｋ3は横Ｇ軸力、電流軸力、ヨーレート軸力の配分比率である。配分比率Ｋ1、Ｋ2、Ｋ3の大小関係は、Ｋ1＞Ｋ2＞Ｋ3とする。すなわち、横Ｇ軸力、電流軸力、ヨーレート軸力の順に配分比率を大きい値とする。例えば、配分比率Ｋ1、Ｋ2、Ｋ3のそれぞれは、Ｋ1＝０．６、Ｋ2＝０．３、Ｋ3＝０．１に設定する。これにより、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、ブレンド軸力ＴBRとして、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映したステアリングラック軸力を算出する。
　図１３は、ブレンド軸力ＴBR、および実際のステアリングラック軸力を表すグラフである。
　このように、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算した値と横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算した値とに基づいてブレンド軸力ＴBRを算出する。ここで、図１２に示すように、横Ｇ軸力は、実際のステアリングラック軸力に比べ、位相が遅れる。また、電流軸力は、実際のステアリングラック軸力に比べ、位相が進む。それゆえ、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、横Ｇ軸力に電流軸力を加えることで、図１３に示すように、横Ｇ軸力による位相の遅れを補償でき、より適切なブレンド軸力ＴBRを算出できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、ブレンド軸力ＴBRに基づいて反力モータ９Ａを駆動することで、より適切な操舵反力を付与できる。
　また、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算した値と横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算した値とに基づいてブレンド軸力ＴBRを算出する。ここで、車両Ａは、路面凹凸等によって操向輪２に路面外乱が作用し、操向輪２にタイヤ横力Ｆdが作用した場合、目標転舵角θ*と実際の転舵角θとに差が生じる。それゆえ、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、横Ｇ軸力に電流軸力を加えることで、操向輪２に作用する路面外乱の影響をブレンド軸力ＴBRに反映でき、より適切なブレンド軸力ＴBRを算出できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、ブレンド軸力ＴBRに基づいて反力モータ９Ａを駆動することで、より適切な操舵反力を付与できる。
　さらに、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力の配分比率Ｋ2よりも横Ｇ軸力の配分比率Ｋ1を大きくする。それゆえ、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力の配分比率を低減でき、例えば、電流軸力の推定精度が転舵モータ８Ａの慣性やフリクションの影響によって低下したとしても、ブレンド軸力ＴBRの推定精度の低下を抑制できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、ブレンド軸力ＴBRに基づいて反力モータ９Ａを駆動することで、より適切な操舵反力を付与できる。
　また、本実施形態のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂは、電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算した値と横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算した値とヨーレート軸力に配分比率Ｋ3を乗算した値とに基づいてフィードバック軸力ＴFBを算出する。ここで、例えば、車両Ａがスピン状態になった場合に、転舵電流および横方向加速度Ｇyが増大するため、横Ｇセンサ６の検出結果および転舵電流検出部８Ｂの検出結果はいずれも最大値（飽和値）となる。これに対し、ヨーレートγも増大するが、ヨーレートγの増大量は転舵電流および横方向加速度Ｇyの増加量に比べて比較的小さいので、ヨーレートセンサ７の検出結果は最大値（飽和値）に到達しない。そのため、車両Ａのスピン状態の度合いに応じてヨーレートセンサ７の検出結果は変動する。それゆえ、車両Ａのスピン状態の度合いに応じてブレンド軸力ＴBRを変動できる。その結果、本実施形態の制御演算部１１は、ブレンド軸力ＴBRに基づいて反力モータ９Ａを駆動することで、より適切な操舵反力を付与できる。
　操舵角速度検出部１１Ｂｂｃは、操舵角センサ３が検出した操舵角δに基づいて、ステアリングホイール１の操舵角速度dδ/dｔを算出する。そして、操舵角速度検出部１１Ｂｂｃは、算出結果をブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂおよび操舵判定部１１Ｂｂｄに出力する。ここで、操舵角速度dδ/dｔは、ステアリングホイール１が時計回りに回転する場合の角速度を正値とし、反時計回りに回転する場合の角速度を負値とする。
　操舵判定部１１Ｂｂｄは、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂが算出したブレンド軸力ＴBRおよび操舵角速度検出部１１Ｂｂｃが検出した操舵角速度dδ/dｔに基づいて、運転者がステアリングホイール１の切り増し操作および切り戻し操作のいずれを行っているかを判定する。切り増し操作としては、例えば、ステアリングホイール１（操舵角δ）が中立位置から離れる方向への操舵操作である。また、切り戻し操作としては、例えば、ステアリングホイール１（操舵角δ）が中立位置に近づく方向への操舵操作がある。具体的には、操舵判定部１１Ｂｂｄは、ブレンド軸力ＴBRが正値であり且つ操舵角速度dδ/dｔが正値である場合、またはブレンド軸力ＴBRが負値であり且つ操舵角速度dδ/dｔが負値である場合には、ステアリングホイール１の切り増し操作を行っていると判定し、変数Ｋ4を１．０とする。変数Ｋ4は、ステアリングホイール１の切り増し操作および切り戻し操作のいずれを行なっているかを表すフラグである。変数Ｋ4は、ステアリングホイール１の切り増し操作を行なっている場合に１．０とし、切り戻し操作を行なっている場合に０．０とする。さらに、操舵判定部１１Ｂｂｄは、ブレンド軸力ＴBRが正値であり且つ操舵角速度dδ/dｔが負値である場合、またはブレンド軸力ＴBRが負値であり且つ操舵角速度dδ/dｔが正値である場合には、ステアリングホイール１の切り増し操作を行っていないと判定し、変数Ｋ4を０とする。そして、操舵判定部１１Ｂｂｄは、設定した変数Ｋ4をフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅに出力する。
　フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、電流軸力算出部１１Ｂｂａ、ブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂ、操舵角速度検出部１１Ｂｂｃおよび操舵判定部１１Ｂｂｄから電流軸力、ブレンド軸力ＴBR、操舵角速度dδ/dｔおよび変数Ｋ4を読み込む。続いて、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、読み込んだ電流軸力、ブレンド軸力ＴBR、操舵角速度dδ/dｔおよび変数Ｋ4に基づき、下記（１０）式に従ってステアリングラック軸力（以下、フィードバック軸力ＴFB）を算出する。そして、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、算出結果を最終軸力算出部１１Ｂｃに出力する。
　フィードバック軸力ＴFB＝電流軸力×ＧB＋ブレンド軸力ＴBR×（１－ＧB）　………（１０）
　ただし、ＧBは、電流軸力の配分比率ＧBとブレンド軸力ＴBRの配分比率（１－ＧB）を表す数値（以下、配分比率と呼ぶ）である。これにより、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、配分比率ＧBに基づいて、電流軸力とブレンド軸力ＴBRとをＧB：（１－ＧB）の割合で合算させて、フィードバック軸力ＴFBを算出する。
　ここで、配分比率ＧBの設定方法としては、例えば、操舵判定部１１Ｂｂｄが出力した判定結果を基に配分比率設定部１１Ｂｂｆで配分比率ＧBを設定する方法を採用できる。配分比率設定部１１Ｂｂｆは、操舵判定部１１Ｂｂｄから操舵角速度dδ/ｄtおよび変数Ｋ4を読み込む。続いて、配分比率設定部１１Ｂｂｆは、読み込んだ操舵角速度dδ/ｄtおよび変数Ｋ4に基づき、下記（１１）式に従って配分比率ＧBを算出する。
　ＧB＝Ｋ4×Ｋ5　………（１１）
　ただし、Ｋ5は、Ｋ4が１．０のとき、つまり、ステアリングホイール１の切り増し操作時における、電流軸力の配分比率ＧBとブレンド軸力ＴBRの配分比率（１－ＧB）を表す数値である。これにより、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ステアリングホイール１の切り増し操作時には、変数Ｋ5に基づいて電流軸力とブレンド軸力ＴBRとをＫ5：（１－Ｋ5）の割合で合算させて、フィードバック軸力ＴFBを算出する。なお、Ｋ4が０．０のとき、つまり、ステアリングホイール１の切り戻し操作時には、変数Ｋ5にかかわらず、ブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとする。
　ここで、変数Ｋ5の設定方法としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔに対応した変数Ｋ5を制御マップＭ５から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ５としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔに対応した変数Ｋ5を登録したマップがある。
　図１４は、制御マップＭ５を表すグラフである。
　図１４に示すように、制御マップＭ５は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０以上で且つ第４設定操舵角速度dδ4/dｔ（＞０）未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず変数Ｋ5を第１０設定値（例えば、１．０）に設定する。また、制御マップＭ５は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度dδ5/dｔ（＞dδ4/dｔ）以上の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず変数Ｋ5を第１１設定値（＜第１０設定値。例えば、０．０）に設定する。さらに、制御マップＭ５は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上で且つ第５設定操舵角速度dδ5/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に応じて変数Ｋ5を直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ５は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上で且つ第５設定操舵角速度dδ5/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値と変数Ｋ5との関係を表す一次関数に従って変数Ｋ5を設定する。一次関数は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔである場合に変数Ｋ5を第１０設定値（１．０）とし、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度dδ5/dｔである場合に変数Ｋ5を第１１設定値（０．０）とする。これにより、配分比率設定部１１Ｂｂｆは、変数Ｋ4が１．０（切り増し操作時）であり、且つ、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ未満（低速操舵時）である場合には、配分比率ＧBを１．０とする。そして、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、電流軸力をフィードバック軸力ＴFBとする。また、配分比率設定部１１Ｂｂｆは、変数Ｋ4が１．０（切り増し操作時）であり、且つ、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度dδ5/dｔ以上（高速操舵時）である場合には、配分比率ＧBを０．０とする。これにより、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとする。また、配分比率設定部１１Ｂｂｆは、変数Ｋ4が１．０（切り増し操作時）であり、且つ、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上で且つ第５設定操舵角速度dδ5/dｔ未満（中速操舵時）である場合には、変数Ｋ5を配分比率ＧBとする。これにより、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、電流軸力に変数Ｋ5を乗算した値とブレンド軸力ＴBRに（１－Ｋ5）を乗算した値とを合算したものをフィードバック軸力ＴFBとする。一方、配分比率設定部１１Ｂｂｆは、変数Ｋ4が０．０（切り戻し操作時）である場合には、操舵角速度dδ/dｔにかかわらず、０．０を配分比率ＧBとする。そして、フィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとする。
　このように、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ステアリングホイール１の切り増し操作が行われると、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ未満である場合には、電流軸力をフィードバック軸力ＴFBとする。ここで、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、ステアリングホイール１の切り増し操作時には、操向輪２の転舵に伴うタイヤ横力Ｆdとフリクションとにより、ステアリングホイール１を中立位置に戻す操舵反力が発生する。また、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅでは、ステアリングホイール１の切り増し操作時には、電流軸力は、タイヤ横力Ｆdとフリクションとの合算値と等しくなる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、電流軸力をフィードバック軸力ＴFBとすることで、機械式の操舵制御装置と同様に、ステアリングホイール１を中立位置に戻す操舵反力を付与できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、ステアリングホイール１の切り増し操作時に、より適切な操舵反力を付与できる。
　ちなみに、ブレンド軸力ＴBRは、操向輪２の転舵に伴うフリクションの要素が含まれていない。それゆえ、例えば、ステアリングホイール１の切り増し操作時に、ブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとする方法では、操舵感に違和感を与える可能性がある。
　また、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ステアリングホイール１の切り戻し操作が行われると、操舵角速度dδ/dｔの絶対値の大きさにかかわらず、電流軸力と横Ｇ軸力とを予め設定された配分比率で配分したブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとする。ここで、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、ステアリングホイール１の切り戻し操作時には、操向輪２の転舵に伴うタイヤ横力Ｆdにより、ステアリングホイール１を中立位置に戻す操舵反力が発生する。それゆえ、機械式の操舵制御装置では、ステアリングホイール１の切り戻し操作時には、運転者は、ステアリングホイール１の保持力を低減し、ステアリングホイール１を手の平で滑らせることで、ステアリングホイール１を中立位置に戻し、操向輪２を中立位置に戻していた。これに対し、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅでは、ブレンド軸力ＴBRをフィードバック軸力ＴFBとすることで、転舵電流が低減し、電流軸力が低減したとしても、ステアリングホイール１を中立位置に戻す操舵反力が低減することを抑制できる。そのため、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、機械式の操舵制御装置と同様に、運転者がステアリングホイール１の保持力を低減し、ステアリングホイール１を手の平で滑らせることで、ステアリングホイール１を中立位置に戻すことができる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、ステアリングホイール１の切り戻し操作時に、より適切な操舵反力を付与できる。
　さらに、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、ステアリングホイール１の切り増し操作を行っていると判定し、且つ、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上であると判定した場合には、電流軸力とブレンド軸力ＴBRとを配分してフィードバック軸力ＴFBを設定するとともに、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が小さくなるほど電流軸力の配分比率を大きくする。それゆえ、本実施形態のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅは、例えば、ステアリングホイール１の切り戻し操作中に、操舵角δが中立位置を跨ぎ、引き続き同方向へステアリングホイール１の切り増し操作が行われた場合、切り増し操作中に操舵角速度dδ/dｔの絶対値が徐々に低減するにつれ、ブレンド軸力ＴBRから電流軸力へとフィードバック軸力ＴFBを徐々に移行できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵反力を付与できる。
　図３に戻り、最終軸力算出部１１Ｂｃは、操舵角センサ３、車速センサ５、横Ｇセンサ６、フィードフォワード軸力算出部１１Ｂａおよびフィードバック軸力算出部１１Ｂｂから操舵角δ、車速Ｖ、横方向加速度Ｇy、フィードフォワード軸力ＴFFおよびフィードバック軸力ＴFBを読み込む。続いて、最終軸力算出部１１Ｂｃは、読み込んだ操舵角δに基づいて、ステアリングホイール１の操舵角速度dδ/dｔを算出する。続いて、最終軸力算出部１１Ｂｃは、読み込んだ操舵角δ、車速Ｖ、横方向加速度Ｇy、フィードフォワード軸力ＴFFおよびフィードバック軸力ＴFB、算出した操舵角速度dδ/dｔに基づき、下記（１２）式に従ってステアリングラック軸力（以下、最終軸力）を算出する。そして、最終軸力算出部１１Ｂｃは、算出結果を軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄに出力する。
　最終軸力＝フィードフォワード軸力ＴFF×ＧF＋フィードバック軸力ＴFB×（１－ＧF）　………（１２）
　ここで、ＧFは、フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧFとフィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を表す数値（以下、配分比率と呼ぶ）である。これにより、最終軸力算出部１１Ｂｃは、配分比率ＧFに基づいて、フィードフォワード軸力ＴFFとフィードバック軸力ＴFBとをＧF：（１－ＧF）の割合で合算させて、最終軸力を算出する。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、フィードバック軸力ＴFBおよびフィードフォワード軸力ＴFFに基づいて最終軸力を算出する。ここで、フィードバック軸力ＴFBは、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映するため、路面状態の変化や車両状態の変化に応じて変化する。これに対し、フィードフォワード軸力ＴFFは、タイヤ横力Ｆdの影響を反映しないため、路面状態の変化等にかかわらず滑らかに変化する。それゆえ、最終軸力算出部１１Ｂｃは、フィードバック軸力ＴFBに加え、フィードフォワード軸力ＴFFに基づいて最終軸力を算出することで、より適切な最終軸力を算出できる。
　最終軸力算出部１１Ｂｃは、配分比率算出部１１Ｂｃａを備える。配分比率算出部１１Ｂｃａは、軸力差分に基づく配分比率ＧF1、横方向加速度Ｇyに基づく配分比率ＧF2、車速Ｖおよび操舵角δに基づく配分比率ＧF3、および操舵角速度dδ/dｔに基づく配分比率ＧF4に基づいて、配分比率ＧFを設定する。軸力差分としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFとフィードバック軸力ＴFBとの差を採用できる。具体的には、軸力差分は、フィードフォワード軸力ＴFFからフィードバック軸力ＴFBを減算した減算結果とする。また、配分比率ＧFの設定方法としては、例えば、軸力差分に基づく配分比率ＧF1と横方向加速度Ｇyに基づく配分比率ＧF2とのうちいずれか小さい値と、車速Ｖおよび操舵角δに基づく配分比率ＧF3と、操舵角速度dδ/dｔに基づく配分比率ＧF4とを乗算し、乗算結果を配分比率ＧFとする方法を採用できる。
　図１５は、制御マップＭ６を表すグラフである。
　配分比率ＧF1の設定方法としては、例えば、軸力差分の絶対値に対応した配分比率ＧF1を制御マップＭ６から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ６としては、例えば、軸力差分の絶対値に対応した配分比率ＧF1を登録したマップがある。具体的には、図１５に示すように、制御マップＭ６は、軸力差分の絶対値が０以上で且つ第１設定軸力差分Ｚ1（＞０）未満の範囲では、軸力差分の大きさにかかわらず配分比率ＧF1を第１２設定値（例えば、１．０）に設定する。第１設定軸力差分Ｚ1としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下を開始する軸力差分を採用できる。また、制御マップＭ６は、軸力差分の絶対値が第２設定軸力差分Ｚ2（＞Ｚ1）以上の範囲では、軸力差分の大きさにかかわらず配分比率ＧF1を第１３設定値（＜第１２設定値。例えば、０．０）に設定する。第２設定軸力差分Ｚ2としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度がフィードバック軸力ＴFBの推定精度よりも低下する軸力差分を採用できる。さらに、制御マップＭ６は、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1以上で且つ第２設定軸力差分Ｚ2未満の範囲では、軸力差分の絶対値に応じて配分比率ＧF1を直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ６は、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1以上で且つ第２設定軸力差分Ｚ2未満の範囲では、軸力差分の絶対値と配分比率ＧF1との関係を表す一次関数に従って配分比率ＧF1を設定する。一次関数は、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1である場合に配分比率ＧF1を第１２設定値（１．０）とし、軸力差分の絶対値が第２設定軸力差分Ｚ2である場合に配分比率ＧF1を第１３設定値（０．０）とする。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1以上である場合には、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1未満である場合に比べ、配分比率ＧF1（フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧF）を小さくする。それゆえ、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、例えば、路面μが低減し、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下して、軸力差分が増大した場合に、フィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を増大できる。そのため、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、より適切な操舵反力を付与することができる。
　図１６は、制御マップＭ７を表すグラフである。
　ここで、配分比率ＧF2の設定方法としては、例えば、横方向加速度Ｇyの絶対値に対応した配分比率ＧF2を制御マップＭ７から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ７としては、例えば、横方向加速度Ｇyの絶対値に対応した配分比率ＧF2を登録したマップがある。具体的には、図１６に示すように、制御マップＭ７は、横方向加速度Ｇyの絶対値が０以上で且つ第１設定横方向加速度Ｇy1（＞０）未満の範囲では、横方向加速度Ｇyの大きさにかかわらず配分比率ＧF2を第１４設定値（例えば、１．０）に設定する。第１設定横方向加速度Ｇy1としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下を開始する横方向加速度Ｇyを採用できる。また、制御マップＭ７は、横方向加速度Ｇyの絶対値が第２設定横方向加速度Ｇy2（＞Ｇy1）以上の範囲では、横方向加速度Ｇyの大きさにかかわらず配分比率ＧF2を第１５設定値（＜第１４設定値。例えば、０．０）に設定する。第２設定横方向加速度Ｇy2としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度がフィードバック軸力ＴFBの推定精度よりも低下する横方向加速度Ｇyを採用できる。さらに、制御マップＭ７は、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1以上で且つ第２設定横方向加速度Ｇy2未満の範囲では、横方向加速度Ｇyの絶対値に応じて配分比率ＧF2を直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ７は、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1以上で且つ第２設定横方向加速度Ｇy2未満の範囲では、横方向加速度Ｇyの絶対値と配分比率ＧF2との関係を表す一次関数に従って配分比率ＧF2を設定する。一次関数は、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1である場合に配分比率ＧF3を第１４設定値（１．０）とし、横方向加速度Ｇyの絶対値が第２設定横方向加速度Ｇy2である場合に配分比率ＧF3を第１５設定値（０．０）とする。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1以上である場合には、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1未満である場合に比べ、配分比率ＧF2（フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧF）を小さくする。それゆえ、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、例えば、横方向加速度Ｇyが増大し、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下した場合に、フィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を増大できる。そのため、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、より適切な操舵反力を付与することができる。
　図１７は、制御マップＭ８ａ、Ｍ８ｂを表すグラフである。
　ここで、配分比率ＧF3の設定方法としては、例えば、車速Ｖの絶対値および操舵角δの絶対値に対応した配分比率ＧF3a、ＧF3bを制御マップＭ８ａ、Ｍ８ｂから読み出し、読み出した配分比率ＧF3a、ＧF3bを乗算し、乗算結果を配分比率ＧF3とする方法を採用できる。制御マップＭ８ａとしては、例えば、車速Ｖの絶対値に対応した配分比率ＧF3を登録したマップがある。具体的には、図１７（ａ）に示すように、制御マップＭ８ａは、車速Ｖの絶対値が０以上で且つ第３設定車速Ｖ3未満の範囲では、車速Ｖの大きさにかかわらず配分比率ＧF3aを第１６設定値（例えば、０．５）に設定する。第３設定車速Ｖ3としては、例えば、車速Ｖが低いことによるタイヤ特性の非線形性（タイヤすべり角に対するタイヤ横力Ｆdの非線形性）が現れ、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下を開始する車速Ｖを採用できる。また、制御マップＭ８ａは、車速Ｖの絶対値が第４設定車速Ｖ4（＞Ｖ3）以上の範囲では、車速Ｖの大きさにかかわらず配分比率ＧF3aを第１７設定値（＞第１６設定値。例えば、１．０）に設定する。第４設定車速Ｖ4としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度がフィードバック軸力ＴFBの推定精度よりも向上する車速Ｖを採用できる。さらに、制御マップＭ８ａは、車速Ｖの絶対値が第３設定車速Ｖ3以上で且つ第４設定車速Ｖ4未満の範囲では、車速Ｖの絶対値に応じて配分比率ＧF3aを直線的に増加させる。具体的には、制御マップＭ８ａは、車速Ｖの絶対値が第３設定車速Ｖ3以上で且つ第４設定車速Ｖ4未満の範囲では、車速Ｖと配分比率ＧF3aとの関係を表す一次関数に従って配分比率ＧF3aを設定する。一次関数は、車速Ｖの絶対値が第３設定車速Ｖ3である場合に配分比率ＧF3aを第１６設定値（０．５）とし、車速Ｖが第４設定車速Ｖ4である場合に配分比率ＧF3aを第１７設定値（１．０）とする。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、車速Ｖの絶対値が第４設定車速Ｖ4未満である場合には、車速Ｖの絶対値が第４設定車速Ｖ4以上である場合に比べ、配分比率ＧF3a（フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧF）を小さくする。それゆえ、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、例えば、車速Ｖが低減し、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下した場合に、フィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を増大できる。そのため、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、より適切な操舵反力を付与することができる。
　また、制御マップＭ８ｂとしては、例えば、操舵角δの絶対値に対応した配分比率ＧF3bを登録したマップがある。具体的には、図１７（ｂ）に示すように、制御マップＭ８ｂは、操舵角δの絶対値が０以上で且つ第１設定操舵角δ1（＞０）未満の範囲では、操舵角δの大きさにかかわらず配分比率ＧF3bを第１８設定値（例えば、１．０）に設定する。第１設定操舵角δ1としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下を開始する操舵角δを採用できる。また、制御マップＭ８ｂは、操舵角δの絶対値が第２設定操舵角δ2（＞δ1）以上の範囲では、操舵角δの大きさにかかわらず配分比率ＧF3bを第１９設定値（＜第１８設定値。例えば、０．５）に設定する。第２設定操舵角δ2としては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度がフィードバック軸力ＴFBの推定精度よりも低下する操舵角δを採用できる。さらに、制御マップＭ８ｂは、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1以上で且つ第２設定操舵角δ2未満の範囲では、操舵角δの絶対値に応じて配分比率ＧF3bを直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ８ｂは、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1以上で且つ第２設定操舵角δ2未満の範囲では、操舵角δの絶対値と配分比率ＧF3bとの関係を表す一次関数に従って配分比率ＧF3bを設定する。一次関数は、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1である場合に配分比率ＧF3bを第１８設定値（１．０）とし、操舵角δの絶対値が第２設定操舵角δ2である場合に配分比率ＧF3を第１９設定値（０．５）とする。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1以上である場合には、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1未満である場合に比べ、配分比率ＧF3b（フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧF）を小さくする。それゆえ、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、例えば、操舵角δが増大し、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下した場合に、フィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を増大できる。そのため、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、より適切な操舵反力を付与することができる。
　図１８は、制御マップＭ９を表すグラフである。
　ここで、配分比率ＧF4の設定方法としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応した配分比率ＧF4を制御マップＭ９から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ９としては、例えば、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に対応した配分比率ＧF4を登録したマップがある。具体的には、図１８に示すように、制御マップＭ９は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が０以上で且つ第４設定操舵角速度dδ4/dｔ（＞０）未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず配分比率ＧF4を第２０設定値（例えば、１．０）に設定する。第４設定操舵角速度dδ4/dｔとしては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下を開始する操舵角速度dδ/dｔを採用できる。また、制御マップＭ９は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度d5/dｔ（＞dδ4/dｔ）以上の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの大きさにかかわらず配分比率ＧF4を第２１設定値（＜第２０設定値。例えば、０．０）に設定する。第５設定操舵角速度dδ5/dｔとしては、例えば、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度がフィードバック軸力ＴFBの推定精度よりも低下する操舵角速度dδ/dｔを採用できる。さらに、制御マップＭ９は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上で且つ第５設定操舵角速度dδ5/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値に応じて配分比率ＧF4を直線的に低下させる。具体的には、制御マップＭ９は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上で且つ第５設定操舵角速度d5/dｔ未満の範囲では、操舵角速度dδ/dｔの絶対値と配分比率ＧF4との関係を表す一次関数に従って配分比率ＧF4を設定する。一次関数は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔである場合に配分比率ＧF4を第２０設定値（１．０）とし、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度dδ5/dｔである場合に配分比率ＧF4を第２１設定値（０．０）とする。
　このように、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上である場合には、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ未満である場合に比べ、配分比率ＧF4（フィードフォワード軸力ＴFFの配分比率ＧF）を小さくする。それゆえ、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、例えば、操舵角速度dδ/dｔが増大し、フィードフォワード軸力ＴFFの推定精度が低下した場合に、フィードバック軸力ＴFBの配分比率（１－ＧF）を増大できる。そのため、本実施形態の最終軸力算出部１１Ｂｃは、より適切な操舵反力を付与することができる。
　これにより、最終軸力算出部１１Ｂｃは、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1未満、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1未満、車速Ｖの絶対値が第４設定車速Ｖ4以上、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1未満、および操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ未満である場合には、フィードフォワード軸力ＴFFを最終軸力とする。また、最終軸力算出部１１Ｂｃは、軸力差分の絶対値が第２設定軸力差分Ｚ2以上、横方向加速度Ｇyの絶対値が第２設定横方向加速度Ｇy2以上、および操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第５設定操舵角速度dδ5/dｔ以上の少なくともいずれかである場合には、フィードバック軸力ＴFBを最終軸力とする。さらに、最終軸力算出部１１Ｂｃは、軸力差分の絶対値が第１設定軸力差分Ｚ1以上で且つ第２設定軸力差分Ｚ2未満、横方向加速度Ｇyの絶対値が第１設定横方向加速度Ｇy1以上で且つ第２設定横方向加速度Ｇy2未満、車速Ｖの絶対値が第４設定車速Ｖ4未満、操舵角δの絶対値が第１設定操舵角δ1以上、および操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第４設定操舵角速度dδ4/dｔ以上である場合には、フィードフォワード軸力ＴFFに配分比率ＧFを乗算した値とフィードバック軸力ＴFBに配分比率（１－ＧF）を乗算した値とを合算したものを最終軸力とする。
　それゆえ、最終軸力算出部１１Ｂｃは、車両Ａが、道路の路面μが高く（ドライ路面）、車速Ｖが高く、操舵角δが小さく、操舵角速度dδ/dｔが小さい状況（以下、特定状況とも呼ぶ）にある場合には、フィードフォワード軸力ＴFFを最終軸力とする。ここで、フィードフォワード軸力ＴFFは、タイヤ横力Ｆdの影響を反映しないため、路面状態の変化等にかかわらず滑らかに変化する。それゆえ、最終軸力算出部１１Ｂｃは、車両Ａが特定状況にある場合には、安定した操舵感を実現することができる。これに対し、最終軸力算出部１１Ｂｃは、車両Ａが、特定状況以外の状況（以下、通常状況とも呼ぶ）にある場合には、フィードバック軸力ＴFB、またはフィードフォワード軸力ＴFFとフィードバック軸力ＴFBとを合算したものを最終軸力とする。ここで、フィードバック軸力ＴFBは、操向輪２に作用するタイヤ横力Ｆdの影響を反映するため、路面状態の変化や車両状態の変化に応じて変化する。それゆえ、最終軸力算出部１１Ｂｃは、車両Ａが通常状況にある場合には、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置と同様の操舵感を付与でき、自然な操舵感を実現することができる。
　図３に戻り、軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄは、最終軸力算出部１１Ｂｃが算出した最終軸力に基づいて目標操舵反力を算出する。目標操舵反力とは、操舵反力の目標値である。目標操舵反力の算出方法としては、例えば、車速Ｖおよび最終軸力に対応した目標操舵反力を制御マップＭ１０から読み出す方法を採用できる。制御マップＭ１０とは、車速Ｖ毎に、最終軸力に対応した目標操舵反力を登録したマップである。
　図１９は、制御マップＭ１０を表すグラフである。
　図１９に示すように、制御マップＭ１０は、車速Ｖ毎に設定される。また、制御マップＭ１０は、最終軸力が大きいほど目標操舵反力を大きい値とする。
　図３に戻り、目標反力電流演算部１１Ｂｅは、軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄが算出した目標操舵反力に基づき、下記（１３）式に従って目標反力電流を算出する。そして、目標反力電流演算部１１Ｂｅは、算出結果を反力モータ駆動部９Ｃに出力する。
　目標反力電流＝目標操舵反力×ゲイン　………（１３）
　なお、本実施形態では、目標反力電流演算部１１Ｂｅが、軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄが算出した目標操舵反力を基に目標反力電流を算出する例を示したが、他の構成を採用することもできる。例えば、目標反力電流演算部１１Ｂｅが、軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄが算出した目標操舵反力に補正的反力や端当て反力等を加算して目標操舵反力を補正し、補正後の目標操舵反力を基に目標反力電流を算出する構成としてもよい。補正的反力としては、例えば、目標操舵反力を補正する場合に付与する操舵反力がある。また、端当て反力としては、例えば、転舵角θが最大値となった場合に付与する操舵反力がある。
（動作その他）
　次に、車両Ａの操舵制御装置の動作について説明する。
　車両Ａの走行中、運転者がステアリングホイール１を操作したとする。すると、制御演算部１１が、操舵角δおよび車速Ｖに基づき目標転舵角θ*を算出する（図２の目標転舵角演算部１１Ａ）。続いて、制御演算部１１が、算出した目標転舵角θ*から実際の転舵角θを減じた減算結果に基づき目標転舵電流を算出する（図２の目標転舵電流演算部１１Ｃ）。これにより、転舵制御部８が、ステアリングホイール１の操作量に応じて操向輪２を転舵する。
　同時に、制御演算部１１が、操舵角δおよび車速Ｖに基づきフィードフォワード軸力ＴFFに含まれる比例成分を算出する（図４のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａ）。その際、図６の制御マップＭ１を参照し、車速Ｖの絶対値が第１設定車速Ｖ1未満である場合には、車速Ｖの絶対値が小さいほど比例成分の絶対値を小さくする。続いて、制御演算部１１が、操舵角速度dδ/dｔおよび車速Ｖに基づきフィードフォワード軸力ＴFFに含まれるダンピング成分を算出する（図４のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａ）。その際、図７の制御マップＭ２を参照し、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第１設定操舵角速度dδ1/dｔ未満である場合には、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。また、図９の制御マップＭ３を参照し、車速Ｖの絶対値が第２設定車速Ｖ2未満である場合には、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。さらに、制御演算部１１が、操舵角速度dδ/dｔに基づき補正用ダンピング成分を算出する（図４のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａ）。その際、図１０の制御マップＭ４を参照し、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ未満である場合には、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほど補正用ダンピング成分の絶対値を大きくする。続いて、制御演算部１１が、比例成分、ダンピング成分および補正用ダンピング成分を加算して、フィードフォワード軸力ＴFFとする（図４のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａ）。続いて、制御演算部１１が、転舵電流に基づき電流軸力を算出する（図１１の電流軸力算出部１１Ｂｂａ）。続いて、制御演算部１１が、横方向加速度Ｇyに基づき横Ｇ軸力を算出する（図１１のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂ）。続いて、制御演算部１１が、ヨーレートγおよび車速Ｖに基づきヨーレート軸力を算出する（図１１のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂ）。続いて、制御演算部１１が、算出した電流軸力に配分比率Ｋ2を乗算した値と横Ｇ軸力に配分比率Ｋ1を乗算した値とヨーレート軸力に配分比率Ｋ3を乗算した値とに基づき、ブレンド軸力ＴBRを算出する（図１１のブレンド軸力算出部１１Ｂｂｂ）。横Ｇ軸力、電流軸力、ヨーレート軸力の配分比率Ｋ1、Ｋ2、Ｋ3は、０．６：０．３：０．１とする。そして、制御演算部１１が、算出した電流軸力とブレンド軸力ＴBRとをＧB：（１－ＧB）で配分して、フィードバック軸力ＴFBとする（図３のフィードバック軸力算出部１１Ｂｂ）。続いて、制御演算部１１が、算出したフィードフォワード軸力ＴFFとフィードバック軸力ＴFBとをＧF：（１－ＧF）で配分して、最終軸力を算出する（図３の最終軸力算出部１１Ｂｃ）。続いて、制御演算部１１が、算出した最終軸力に基づき目標操舵反力を算出する（図３の軸力-操舵反力変換部１１Ｂｄ）。続いて、制御演算部１１が、算出した目標操舵反力に基づき目標反力電流を算出する（図３の目標反力電流演算部１１Ｂｅ）。続いて、制御演算部１１が、算出した目標反力電流に基づき反力モータ９Ａを駆動する（図２の反力モータ駆動部９Ｃ）。これにより、反力制御部９が、ステアリングホイール１に操舵反力を付与する。
　このように、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。それゆえ、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔが大きい場合に、ダンピング成分の絶対値の増大を抑制できる。それゆえ、本実施形態の制御演算部１１は、ダンピング成分が過剰となることを抑制できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　また、本実施形態の制御演算部１１は、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。ここで、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、車速Ｖが低減すると、操向輪２のタイヤ横力Ｆdが低減し、操舵反力が低減する。これに対し、本実施形態の制御演算部１１は、ダンピング成分を小さくすることで、操舵反力を低減できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　さらに、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほど絶対値が大きくなる補正用ダンピング成分をフィードフォワード軸力ＴFFに加算する。それゆえ、本実施形態の制御演算部１１は、ステアリングホイール１の切り始めに、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が増大した場合に、操舵反力の立ち上がりを増大できる。これにより、本実施形態の制御演算部１１は、より適切な操舵感を付与できる。
　また、本実施形態の制御演算部１１は、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上である場合には、第８設定値を補正用ダンピング成分とする。それゆえ、運転者がステアリングホイール１を切ったことで、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上となった場合には、補正用ダンピング成分の変動を抑制できる。そのため、本実施形態の制御演算部１１は、補正用ダンピング成分の変動による操舵反力の変化が感知されず、運転者に操舵感の違和感を与えることを防止できる。
　本実施形態では、図１のステアリングホイール１がステアリングホイールを構成する。以下同様に、図１の転舵モータ８Ａ、図１の転舵モータ駆動部８Ｃが転舵アクチュエータを構成する。また、図１の操舵角センサ３が操舵角検出部を構成する。さらに、図１のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａがフィードフォワード軸力算出部、フィードフォワード軸力補正部を構成する。さらに、図１の反力モータ９Ａ、反力モータ駆動部９Ｃ、図２の目標反力電流演算部１１Ｂ、図３の最終軸力算出部１１Ｂｃが反力付与部を構成する。また、図４のフィードフォワード軸力算出部１１Ｂａが操舵角速度検出部を構成する。さらに、図１の車速センサ５が車速検出部を構成する。また、図１の横Ｇセンサ６、ヨーレートセンサ７、転舵電流検出部８Ｂが状態量検出部を構成する。さらに、図３のフィードバック軸力算出部１１Ｂｂ、図１１のフィードバック軸力算出実行部１１Ｂｂｅがフィードバック軸力算出部を構成する。また、図３の最終軸力算出部１１Ｂｃが最終軸力設定部を構成する。さらに、図１の反力モータ９Ａ、反力モータ駆動部９Ｃ、図２の目標反力電流演算部１１Ｂが反力アクチュエータを構成する。
（本実施形態の効果）
　本実施形態は、次のような効果を奏する。
（１）制御演算部１１が、フィードフォワード軸力ＴFFに基づいて操舵反力を付与する。その際、制御演算部１１が、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほどフィードフォワード軸力ＴFFのダンピング成分の絶対値を小さくする。
　このような構成によれば、操舵角速度dδ/dｔが大きい場合に、ダンピング成分の絶対値の増大を抑制できる。それゆえ、ダンピング成分が過剰となることを抑制できる。これにより、より適切な操舵感を付与できる。
（２）制御演算部１１が、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。
　このような構成によれば、車速Ｖの絶対値が小さいほどダンピング成分の絶対値を小さくする。ここで、ステアリングホイール１と操向輪２とが機械的に結合している機械式の操舵制御装置では、車速Ｖが低減すると、操向輪２のタイヤ横力Ｆdが低減し、操舵反力が低減する。これに対し、このような構成によれば、ダンピング成分を小さくすることで、操舵反力を低減できる。これにより、より適切な操舵感を付与できる。
（３）制御演算部１１が、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が大きいほど絶対値が大きくなる補正用ダンピング成分をフィードフォワード軸力ＴFFに加算する。
　このような構成によれば、ステアリングホイール１の切り始めに、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が増大した場合に、操舵反力の立ち上がりを増大できる。これにより、ステアリングホイール１の切り始めに、より適切な操舵感を付与できる。
（４）制御演算部１１が、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上である場合には、予め定めた一定値（第８設定値）を補正用ダンピング成分とする。
　このような構成によれば、運転者がステアリングホイール１を切ったことで、操舵角速度dδ/dｔの絶対値が第２設定操舵角速度dδ2/dｔ以上となった場合には、補正用ダンピング成分の変動を抑制できる。それゆえ、補正用ダンピング成分の変動による操舵反力の変化が感知されず、運転者に操舵感の違和感を与えることを防止できる。
（５）制御演算部１１が、フィードフォワード軸力ＴFFとフィードバック軸力ＴFBとを配分して最終軸力を設定し、設定した最終軸力に基づいて操舵反力を付与する。
　このような構成によれば、フィードフォワード軸力ＴFFに加え、路面状態の変化や車両状態の変化に応じて変化するフィードバック軸力ＴFBに基づいて最終軸力を算出する。それゆえ、より適切な最終軸力を算出でき、より適切な操舵反力を付与できる。
　以上、本願が優先権を主張する日本国特許出願２０１３－３８７５（２０１３年１月１１日出願）、および日本国特許出願２０１３－３８７６（２０１３年１月１１日出願）の全内容は、参照により本開示の一部をなす。
　ここでは、限られた数の実施形態を参照しながら説明したが、権利範囲はそれらに限定されるものではなく、上記の開示に基づく各実施形態の改変は当業者にとって自明なことである。
１　　　　　ステアリングホイール（ステアリングホイール）
３　　　　　操舵角センサ（操舵角検出部）
５　　　　　車速センサ（車速検出部）
６　　　　　横Ｇセンサ（状態量検出部）
７　　　　　ヨーレートセンサ７（状態量検出部）
８Ａ　　　　転舵モータ（転舵アクチュエータ）
８Ｂ　　　　転舵電流検出部（状態量検出部）
８Ｃ　　　　転舵モータ駆動部（転舵アクチュエータ）
９Ａ　　　　反力モータ（反力付与部、反力アクチュエータ）
９Ｃ　　　　反力モータ駆動部（反力付与部、反力アクチュエータ）
１１Ｂ　　　目標反力電流演算部（反力付与部、反力アクチュエータ）
１１Ｂａ　　フィードフォワード軸力算出部（フィードフォワード軸力算出部、フィードフォワード軸力補正部、操舵角速度検出部）
１１Ｂｂ　　フィードバック軸力算出部（フィードバック軸力算出部）
１１Ｂｂｅ　フィードバック軸力算出実行部（フィードバック軸力算出部）
１１Ｂｃ　　最終軸力算出部（反力付与部、最終軸力設定部）

Claims (5)

  1. 　操向輪と機械的に分離したステアリングホイールと、
    　前記ステアリングホイールの操作量に応じて操向輪を転舵する転舵アクチュエータと、
    　前記ステアリングホイールの操舵角を検出する操舵角検出部と、
    　前記操舵角検出部が検出した前記操舵角に基づいて、フィードフォワード軸力を算出するフィードフォワード軸力算出部と、
    　前記フィードフォワード軸力算出部が算出した前記フィードフォワード軸力が含んでいる操舵角速度に基づくダンピング成分を補正するフィードフォワード軸力補正部と、
    　前記フィードフォワード軸力補正部が前記ダンピング成分を補正した前記フィードフォワード軸力に基づいて、操舵反力を付与する反力付与部と、
    　前記ステアリングホイールの操舵速度を検出する操舵角速度検出部と、を備え、
    　前記フィードフォワード軸力補正部は、前記操舵角速度検出部が検出した前記操舵角速度の絶対値が大きいほど前記ダンピング成分の絶対値を小さくすることを特徴とする操舵制御装置。
  2. 　車速を検出する車速検出部を備え、
    　前記フィードフォワード軸力補正部は、前記車速検出部が検出した前記車速が小さいほど前記ダンピング成分の絶対値を小さくすることを特徴とする請求項１に記載の操舵制御装置。
  3. 　前記フィードフォワード軸力補正部は、前記操舵角速度検出部が検出した前記操舵角速度の絶対値が大きいほど絶対値が大きくなる補正用ダンピング成分を前記フィードフォワード軸力に加算することを特徴とする請求項１または２に記載の操舵制御装置。
  4. 　前記フィードフォワード軸力補正部は、前記操舵角速度検出部が検出した前記操舵角速度の絶対値が設定閾値以上である場合には、予め定めた設定値を前記補正用ダンピング成分とすることを特徴とする請求項３に記載の操舵制御装置。
  5. 　前記操向輪に作用するタイヤ横力で変動する車両の状態量を検出する状態量検出部と、
    　前記状態量検出部が検出した前記車両の状態量に基づいて、フィードバック軸力を算出するフィードバック軸力算出部と、を備え、
    　前記反力付与部は、
    　前記フィードフォワード軸力補正部が前記ダンピング成分を補正した前記フィードフォワード軸力と前記フィードバック軸力算出部が算出した前記フィードバック軸力とを配分して、最終軸力を設定する最終軸力設定部と、
    　前記最終軸力設定部が設定した前記最終軸力に基づいて、操舵反力を付与する反力アクチュエータと、を備えることを特徴とする請求項１から４のいずれか１項に記載の操舵制御装置。
     
     
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