WO2024075278A1 - 操舵制御方法及び操舵制御装置 - Google Patents

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WO2024075278A1
WO2024075278A1 PCT/JP2022/037620 JP2022037620W WO2024075278A1 WO 2024075278 A1 WO2024075278 A1 WO 2024075278A1 JP 2022037620 W JP2022037620 W JP 2022037620W WO 2024075278 A1 WO2024075278 A1 WO 2024075278A1
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WO
WIPO (PCT)
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axial force
steering
road surface
predetermined value
vehicle
Prior art date
Application number
PCT/JP2022/037620
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
一弘 五十嵐
範規 久保川
友明 種田
Original Assignee
日産自動車株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D5/00—Power-assisted or power-driven steering
    • B62D5/04—Power-assisted or power-driven steering electrical, e.g. using an electric servo-motor connected to, or forming part of, the steering gear
    • 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

Definitions

  • the present invention relates to a steering control method and a steering control device.
  • the steering control device described in Patent Document 1 below drives a reaction motor based on a control amount of the steering reaction force, which is based on the steering angle, and a control amount calculated by multiplying the current of the steering motor by a set gain, thereby reflecting the influence of an external force acting on the steered wheels in the steering reaction force.
  • the reaction motor is driven based on the control amount of the steering reaction force based on the steering angle and the control amount calculated by multiplying the current of the steering motor by a set gain. Therefore, in conventional technology, there is a possibility that the control amount of the steering reaction force based on the steering angle may become inappropriate when the vehicle behavior becomes large, for example.
  • the present invention aims to make it possible to apply a more appropriate steering reaction force in a steering control device of a steer-by-wire type in which the steering wheel and steered wheels are mechanically separated.
  • a steering reaction force based on the feedforward axial force is applied without using the feedback axial force
  • a steering reaction force based on the feedback axial force is applied, when the road surface is not a low ⁇ road surface and the front wheel slip angle is less than a third predetermined value, a steering reaction force based on the feedforward axial force is applied without using the feedback axial force, and when the road surface is not a low ⁇ road surface and the front wheel slip angle is equal to or greater than the third predetermined value, a steering reaction force based on the front feedback axial force is applied.
  • the present invention makes it possible to provide a more appropriate steering reaction force in a steer-by-wire steering control device in which the steering wheel and the steered wheels are mechanically separated.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an example of a steering control device according to an embodiment
  • FIG. 2 is a block diagram of an example of a functional configuration of a controller.
  • FIG. 4 is a block diagram of an example of a functional configuration of a target steering reaction force calculation unit.
  • FIG. 11 is an explanatory diagram of axial force switching control for each driving scene. 4 is a flowchart of an example of a steering control method according to an embodiment.
  • FIG. 4 is a block diagram of an example of a functional configuration of an axial force mixing unit.
  • 6A to 6C are diagrams illustrating examples of setting the mixing ratio.
  • FIG. 13 is a block diagram of an example of a functional configuration of an axial force difference dependent mixture ratio calculation unit.
  • FIGS. 6A and 6B are diagrams illustrating an example of setting a correction gain. 6A and 6B are diagrams illustrating an example of setting the switching range limit value.
  • FIG. 11 is an explanatory diagram of an example of setting a bank correction value.
  • FIG. FIG. 11 is an explanatory diagram of a setting example of a front wheel slip angle dependent mixing rate.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of an example of a steering control device according to an embodiment.
  • the steering control device according to the embodiment is a steer-by-wire type steering control device that can mechanically separate a steering wheel 1a from front wheels 2 that are steered wheels.
  • a steering angle sensor 3 detects a steering angle ⁇ of the steering wheel 1a.
  • a turning angle sensor 4 detects an actual turning angle ⁇ of the front wheels (steered wheels) 2.
  • a vehicle speed sensor 5 detects a vehicle speed V of the host vehicle.
  • An acceleration sensor 6 detects a lateral acceleration Gy acting on the host vehicle.
  • a yaw rate sensor 7 detects an actual yaw rate ⁇ a of the host vehicle.
  • a turning control unit 8 includes a turning motor 8A, a turning current detection unit 8B, and a turning motor drive unit 8C.
  • the turning motor 8A is connected to a pinion shaft 10d via a reduction gear.
  • the turning motor 8A is driven by the turning motor drive unit 8C, and moves a steering rack 10a left and right via a pinion shaft 10d and a pinion gear 10e.
  • the steering motor 8A steers the front wheels 2.
  • the steering current detection section 8B detects the steering current Itm flowing through the steering motor 8A.
  • the steering current detection section 8B outputs a signal indicating the steering current Itm to the steering motor drive section 8C and the controller 11.
  • the steering motor drive section 8C controls the steering current Itm of the steering motor 8A based on the target steering current Itt calculated by the controller 11 so that the steering current Itm detected by the steering current detection section 8B matches the target steering current Itt. As a result, the steering motor drive section 8C drives the steering 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 1b via a reduction gear.
  • the reaction force motor 9A is driven by the reaction force motor drive unit 9C and applies a rotational torque to the steering wheel 1a via the steering shaft 1b.
  • the reaction force motor 9A generates a steering reaction force.
  • the reaction force current detection unit 9B detects the reaction force current Ism flowing through the reaction force motor 9A.
  • the reaction force current detection unit 9B then outputs a detection signal indicating the reaction force current Ism to the reaction force motor drive unit 9C and the controller 11.
  • the reaction force motor drive unit 9C controls the reaction force current Ism of the reaction force motor 9A based on the target reaction force current Ist calculated by the controller 11 so that the reaction force current Ism detected by the reaction force current detection unit 9B coincides with the target reaction force current Ist. As a result, the reaction force motor drive unit 9C drives the reaction force motor 9A.
  • the backup clutch 12 is provided between the steering shaft 1b and the pinion shaft 10b.
  • the pinion shaft 10b is connected to the steering rack 10a via the pinion gear 10c, and when the backup clutch 12 is in an engaged state, the steering wheel 1a and the front wheels 2 are mechanically connected. When the backup clutch 12 is in a released state, the steering wheel 1a and the front wheels 2 are mechanically separated.
  • the controller 11 controls the driving of the steering motor 8A by the steering control unit 8 and the driving of the reaction motor 9A by the reaction control unit 9.
  • the controller 11 may include a processor 13 and peripheral components such as a storage device 14.
  • the functions of the controller 11 are realized, for example, by the processor 13 executing a computer program stored in the storage device 14.
  • An example of the functional configuration of the controller 11 is shown in FIG. 2.
  • the target steering angle calculation unit 11A calculates a target steering angle ⁇ t, which is a target value of the actual steering angle ⁇ , based on the steering angle ⁇ and the vehicle speed V.
  • the target steering angle ⁇ t may be calculated, for example, by multiplying the steering angle ⁇ and the variable gear ratio.
  • the subtractor 11D calculates a deviation ⁇ by subtracting the actual steering angle ⁇ from the target steering angle ⁇ t.
  • the target steering current calculation unit 11C calculates a target steering current Itt based on the deviation ⁇ .
  • the target steering current calculation unit 11C outputs the target steering current Itt to the steering motor drive unit 8C.
  • the target steering reaction force calculation unit 11B calculates the target reaction force current Ist based on the steering angle ⁇ , vehicle speed V, actual steering angle ⁇ , actual yaw rate ⁇ a, lateral acceleration Gy, and steering current Itm.
  • the target steering reaction force calculation unit 11B outputs the calculated target reaction force current Ist to the reaction force motor drive unit 9C.
  • FIG. 3 is a block diagram of an example of the functional configuration of the target steering reaction force calculation unit.
  • the feedforward axial force may be expressed as "FF axial force” and the feedback axial force as "FB axial force”.
  • the FF axial force calculation unit 20 calculates the FF axial force Fff, which is a steering rack axial force that provides a steering reaction force according to the steering angle ⁇ , based on the steering angle ⁇ and the vehicle speed V.
  • the steering rack axial force is the rack axial force applied to the steering rack 10a.
  • the FF axial force Fff may be calculated based on the target steering angle ⁇ t calculated based on the steering angle ⁇ and the vehicle speed V, and on the pinion stiffness, pinion viscosity, rack inertia, and rack viscosity of the pinion and rack of the steering mechanism.
  • the FF axial force Fff may be an axial force applied to the steering rack that includes at least a proportional component according to the target steering angle ⁇ t and a damping component according to the steering angular speed.
  • the FB axial force calculation unit 21 calculates the FB axial force Ffb based on the steering current Itm, the vehicle speed V, the lateral acceleration Gy, and the actual yaw rate ⁇ a.
  • the FB axial force Ffb is a steering rack axial force that applies the force transmitted from the road surface to the front wheels 2 to the steering wheel 1 as a steering reaction force and conveys it to the driver's tactile sense.
  • the FB axial force calculation unit 21 calculates the steering rack axial force that reflects the influence of the tire lateral force acting on the steered wheels 2 based on the steering current Itm.
  • the steering rack axial force calculated based on the steering current is referred to as the "current axial force.”
  • the FB axial force calculation unit 21 also calculates the steering rack axial force reflecting the influence of the tire lateral force acting on the steered wheels 2 based on the lateral acceleration Gy.
  • the steering rack axial force calculated based on the lateral acceleration Gy is referred to as the "lateral G axial force”.
  • the FB axial force calculation unit 21 calculates the steering rack axial force reflecting the influence of the tire lateral force acting on the steered wheels 2 based on the actual yaw rate ⁇ a.
  • the steering rack axial force calculated based on the actual yaw rate ⁇ a is referred to as the "yaw rate axial force”.
  • the FB axial force calculation unit 21 calculates the FB axial force Ffb by mixing the current axial force, the lateral G axial force, and the yaw rate axial force.
  • the axial force mixing unit 23 estimates the front wheel slip angle, which is the slip angle of the front wheels 2, and determines whether the road surface on which the vehicle is traveling is a low ⁇ road surface having a friction coefficient below a threshold value.
  • the axial force mixing unit 23 includes a road surface ⁇ estimation unit 23a that determines whether the road surface on which the vehicle is traveling is a low ⁇ road surface. If the road surface is a low ⁇ road surface, the FB axial force Ffb will be small even if the FF axial force Fff is large.
  • the road surface ⁇ estimation unit 23a determines that the road surface is a low ⁇ road surface if the FF axial force Fff and the FB axial force F are less than the lower limit value Ffb1. If the FF axial force Fff is less than the lower limit value Fff1 or the FB axial force F is greater than or equal to the upper limit value Ffb2, it determines that the road surface is not a low ⁇ road surface.
  • the axial force mixing unit 23 calculates the estimated rack axial force Frk based on the FF axial force Fff without using the FB axial force Ffb.
  • the difference between the standard axial force Frm and the FB axial force Ffb may be used as the axial force difference ⁇ Fs. This is because the standard axial force Frm is a steering rack axial force calculated according to a vehicle model depending on the actual steering angle ⁇ , and in a steady state, the difference with the FF axial force Fff is very small.
  • the axial force mixing unit 23 determines that the vehicle is in an understeer state (hereinafter referred to as "US state") and calculates the estimated rack axial force Frk based on the FB axial force Ffb.
  • the estimated rack axial force Frk is calculated based on the FF axial force Fff without using the FB axial force Ffb, and if the road surface is not a low ⁇ road surface and the front wheel slip angle is equal to or greater than the third predetermined value, the vehicle is determined to be in a US state and the estimated rack axial force Frk is calculated based on the FB axial force Ffb.
  • the conversion unit 24 converts the estimated rack axial force Frk calculated by the axial force mixing unit 23 into a target steering reaction force.
  • the conversion unit 24 may convert the estimated rack axial force into a target steering reaction force using a conversion map that stores target steering reaction forces corresponding to each value of the estimated rack axial force.
  • the target reaction force current calculation unit 25 calculates a target reaction force current based on the target steering reaction force output from the conversion unit 24.
  • the target reaction force current calculation unit 25 outputs the target reaction force current to the reaction force motor drive unit 9C.
  • the controller 11 changes the determination as to whether the vehicle is in the US state depending on whether the road surface is a low ⁇ road surface.
  • FIG. 4 is an explanatory diagram of axial force switching control for each driving scene.
  • a steering reaction force is applied based on the FF axial force Fff.
  • OS state an oversteer state
  • US state a steering reaction force is applied based on the FB axial force Ffb.
  • the US state is judged based on the front tire slip angle.
  • the front wheel slip angle which is information on the tire end.
  • the delay in the timing of detecting the US state can be reduced.
  • the US state is judged based on the axial force difference, which directly reflects the US state due to the decrease in road surface ⁇ . Note that whether the host vehicle is in an OS state is judged based on the yaw rate difference or the vehicle body grip angular velocity difference.
  • FIG. 5 is a flowchart of an example of a steering control method of the embodiment.
  • the controller 11 calculates the FF axial force Fff and the FB axial force Ffb.
  • the controller 11 estimates the front wheel slip angle.
  • the controller 11 estimates whether the road surface is a low ⁇ road surface. If the road surface is a low ⁇ road surface (step S4: Y), the process proceeds to step S5. If the road surface is not a low ⁇ road surface (step S4: N), the process proceeds to step S10.
  • step S5 the controller 11 determines whether the axial force difference is less than a first predetermined value.
  • step S5 If the axial force difference is less than the first predetermined value (step S5: Y), the process proceeds to step S6. If the axial force difference is not less than the first predetermined value (step S5: N), the process proceeds to step S7.
  • step S6 the controller 11 applies a steering reaction force corresponding to the FF axial force Fff, and in step S7, applies a steering reaction force corresponding to the FB axial force Ffb, after which the process ends.
  • step S8 the controller 11 determines whether the front wheel slip angle is less than a third predetermined value. If the front wheel slip angle is less than the third predetermined value (step S8: Y), the process proceeds to step S9. If the front wheel slip angle is not less than the third predetermined value (step S8: N), the process proceeds to step S10. In step S9, the controller 11 applies a steering reaction force according to the FF axial force Fff, and in step S10, applies a steering reaction force according to the FB axial force Ffb. The process then ends.
  • the axial force mixing unit 23 may set a larger first predetermined value when the bank angle of the road surface is larger than when it is small. This reduces the influence of the estimation error of the FB axial force Ffb due to the bank.
  • the axial force mixing unit 23 calculates a lateral G offset Gyo, which is a lateral acceleration added to the lateral acceleration Gy output by the acceleration sensor 6 due to the influence of the bank angle or cant of the road surface.
  • the axial force mixing unit 23 calculates a bank correction value Cb, which is a correction value of the first predetermined value and the second predetermined value according to the bank correction value Cb. See FIG. 11.
  • the bank correction value Cb increases from "0" to a value Cb2 as the lateral G offset Gyo increases. For example, when the lateral G offset Gyo is in a range smaller than a value Gy1, the bank correction value Cb is "0", and as the lateral G offset Gyo increases from a value Gy1 to a value Gy2, the bank correction value Cb increases from "0" to a value Cb1, and as the lateral G offset Gyo increases from a value Gy2 to a value Gy3, the bank correction value Cb increases from a value Cb1 to a value Cb2.
  • the axial force mixing unit 23 corrects the first predetermined value and the second predetermined value by adding the bank correction value Cb. As a result, when the bank angle of the road surface is large, the first predetermined value becomes larger.
  • Second Example when the steering speed ⁇ of the steering wheel 1 is equal to or higher than a predetermined speed, a steering reaction force based on the FB axial force is applied. See FIG. 3.
  • the differentiator 22 calculates the steering angular speed ⁇ of the steering wheel 1 by differentiating the steering angle ⁇ .
  • the axial force mixing unit 23 judges whether the steering speed ⁇ is equal to or higher than a predetermined speed.
  • the axial force mixing unit 23 calculates the estimated rack axial force Frk based on the FB axial force Ffb, regardless of whether the road surface is a low ⁇ road surface, whether the axial force difference ⁇ Fs is equal to or higher than a second predetermined value, and whether the front wheel slip angle is equal to or higher than a fourth predetermined value.
  • the axial force mixing unit 23 may calculate a steering angular speed-dependent mixing ratio R1 according to the steering angular speed ⁇ , and calculate the estimated rack axial force Frk by mixing the FF axial force Fff and the FB axial force Ffb at the steering angular speed-dependent mixing ratio R1.
  • the steering angular velocity-dependent mixture rate R1 is set so that the proportion of the FF axial force Fff is reduced when the steering angular velocity ⁇ is high. See FIG. 7A.
  • the steering angular velocity-dependent mixture rate R1 transitions from “1" to "0" as the steering angular velocity ⁇ increases. For example, in a range in which the steering angular velocity ⁇ is lower than a lower limit value ⁇ 1, the steering angular velocity-dependent mixture rate R1 is "1". In a range in which the steering angular velocity ⁇ is higher than an upper limit value ⁇ 2, the steering angular velocity-dependent mixture rate R1 is "0".
  • the steering angular velocity-dependent mixture rate R1 decreases from “1" to "0" as the steering angular velocity ⁇ increases.
  • the lower limit value ⁇ 1 and the upper limit value ⁇ 2 may be variable according to the vehicle speed V.
  • a steering reaction force based on the FB axial force is applied when the vehicle is in the OS state.
  • the yaw rate difference ⁇ which is the difference between the standard yaw rate ⁇ m, which is the standard value of the yaw rate calculated according to the vehicle model, and the actual yaw rate ⁇ a. Therefore, a steering reaction force based on the FB axial force is applied when the yaw rate difference ⁇ is large.
  • the vehicle slip angular velocity difference ⁇ which is the difference between the standard vehicle body slip angular velocity ⁇ m, which is the standard value of the vehicle body slip angular velocity calculated according to the vehicle model, and the actual vehicle body slip angular velocity ⁇ a of the vehicle, becomes large. Therefore, a steering reaction force based on the FB axial force is applied when the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ is large.
  • the axial force mixing unit 23 calculates a steering angular velocity-dependent mixing rate R1 according to the steering angular velocity ⁇ , and calculates a first mixed axial force Fmf by mixing the FF axial force Fff and the FB axial force Ffb at the steering angular velocity-dependent mixing rate R1.
  • the axial force mixing unit 23 also calculates a yaw rate difference-dependent mixing rate R2 according to the yaw rate difference ⁇ , a vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing rate R3 according to the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ , an axial force difference-dependent mixing rate R4 according to the axial force difference ⁇ Fs, and a front wheel slip angle-dependent mixing rate R5 according to the front wheel slip angle.
  • the axial force mixing unit 23 selects one of these mixing rates R2 to R5 as the final mixing rate Rf according to the driving scene.
  • the axial force mixing unit 23 calculates the estimated rack axial force Frk by mixing the first mixed axial force Fmf and the FB axial force Ffb at the final mixing ratio Rf.
  • the axial force mixing unit 23 includes a steering angular velocity dependent mixing rate calculation unit 30, mixers 31 and 32, a model calculation unit 33, a yaw rate difference dependent mixing rate calculation unit 34, a vehicle body slip angular velocity difference dependent mixing rate calculation unit 35, an axial force difference dependent mixing rate calculation unit 36, a front wheel slip angle dependent mixing rate calculation unit 37, and a selector 38.
  • the steering angular velocity dependent mixing rate calculation unit 30 calculates a steering angular velocity dependent mixing rate R1 based on at least the steering angular velocity ⁇ .
  • the model calculation unit 33 calculates the standard yaw rate ⁇ m and the standard vehicle body slip angular velocity ⁇ m based on the actual steering angle ⁇ and the vehicle speed V according to a predetermined linear two-wheel model.
  • An example of the linear two-wheel model is shown in the following equation.
  • Vx is the longitudinal speed of the vehicle
  • Vy is the lateral speed
  • ⁇ f is the steering angle of the front wheels
  • ⁇ r is the steering angle of the rear wheels
  • M is the mass of the vehicle
  • Iz is the moment of inertia
  • Lf is the length from the center of gravity to the front wheels
  • Lr is the length from the center of gravity to the rear wheels
  • Kf is the cornering power of the front wheels
  • Kr is the cornering power of the rear wheels.
  • the model calculation unit 33 also calculates a first estimated front wheel slip angle ⁇ fm1, which is a front wheel slip angle calculated based on the actual yaw rate ⁇ a, and a second estimated front wheel slip angle ⁇ fm2, which is a front wheel slip angle calculated based on the standard yaw rate ⁇ m.
  • the model calculation unit 33 may calculate the first estimated front wheel slip angle ⁇ fm1 and the second estimated front wheel slip angle ⁇ fm2 according to the following equations.
  • ⁇ fm1 ⁇ /N-( Vy + Lf ⁇ a)/ Vx
  • ⁇ fm2 ⁇ /N-( Vy + Lf ⁇ m)/ Vx
  • N is the overall gear ratio.
  • the model calculation unit 33 calculates the reference axial force Frm based on the actual steering angle ⁇ .
  • the model calculation unit 33 may estimate the tire lateral force of the front wheels 2 by multiplying the first estimated front wheel slip angle ⁇ fm1 or the second estimated front wheel slip angle ⁇ fm2 by the front wheel cornering power Kf , and convert the estimated tire lateral force into the reference axial force Frm.
  • the yaw rate difference-dependent mixing ratio calculation unit 34 calculates the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 for calculating the estimated rack axial force Frk based on the FB axial force Ffb when the host vehicle is in the OS state.
  • the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 may be calculated based on at least the standard yaw rate ⁇ m and the actual yaw rate ⁇ a.
  • the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 is set so that the ratio of the first mixed axial force Fmf is reduced (so that the ratio of the FF axial force Fff is reduced) when the yaw rate difference ⁇ between the standard yaw rate ⁇ m and the actual yaw rate ⁇ a is large.
  • the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 transitions from “1" to "0" as the yaw rate difference ⁇ increases. For example, in a range where the yaw rate difference ⁇ is smaller than the lower limit value ⁇ 1, the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 is "1". In the range where the yaw rate difference ⁇ is greater than the upper limit value ⁇ 2, the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 is "0". In the range from the lower limit value ⁇ 1 to the upper limit value ⁇ 2, the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 decreases from “1" to "0” as the yaw rate difference ⁇ increases.
  • the lower limit value ⁇ 1 and the upper limit value ⁇ 2 may be variable according to the vehicle speed V.
  • the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing rate calculation unit 35 calculates a vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing rate R3 for calculating an estimated rack axial force Frk based on the FB axial force Ffb when the host vehicle is in an OS state.
  • the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing rate R3 is set so that the proportion of the first mixed axial force Fmf is reduced when the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ is large.
  • the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 transitions from “1" to "0" as the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ increases. For example, in a range in which the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ is smaller than the lower limit value ⁇ 1, the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 is "1". In a range in which the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ is larger than the upper limit value ⁇ 2, the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 is "0".
  • the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 decreases from “1" to "0" as the vehicle body slip angular velocity difference ⁇ increases.
  • the lower limit value ⁇ 1 and the upper limit value ⁇ 2 may be variable according to the vehicle speed V. Refer to FIG. 6.
  • the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio calculation unit 35 calculates the above-mentioned lateral G offset Gyo.
  • the axial force difference dependent mixing ratio calculation unit 36 calculates the axial force difference dependent mixing ratio R4. See FIG. 8.
  • the axial force difference dependent mixing ratio calculation unit 36 includes a subtractor 40, a low pass filter 41, correction gain calculation units 42 and 43, multipliers 44 and 45, a lower limit value calculation unit 46, an upper limit value calculation unit 47, a bank correction value calculation unit 48, adders 49 and 50, and a mixing ratio calculation unit 51.
  • the subtractor 40 calculates the axial force difference ⁇ Fs between the second mixed axial force Fmm and the FB axial force Ffb. Instead of the second mixed axial force Fmm, the axial force difference between the FF axial force Fff and the FB axial force Ffb may be calculated as the axial force difference ⁇ Fs.
  • the axial force difference ⁇ Fs from which the high frequency components have been removed by the low pass filter 41 is input to the multiplier 44.
  • the correction gain calculation units 42 and 43 calculate the first correction gain G1 and the second correction gain G2 according to whether the road surface is a low ⁇ road surface or not. As a result, when the road surface is a low ⁇ road surface, the axial force difference dependent mixing ratio R4 according to the axial force difference ⁇ Fs is calculated, and when the road surface is not a low ⁇ road surface, the axial force difference dependent mixing ratio R4 is fixed to "1". When the road surface is a low ⁇ road surface, the FB axial force Ffb is small even if the FF axial force Fff is large.
  • the correction gain calculation units 42 and 43 determine that the road surface is a low ⁇ road surface and set the first correction gain G1 and the second correction gain G2 to "1". See FIG. 9(a).
  • the first correction gain G1 transitions from “1" to "0" as the FB axial force Ffb increases. For example, when the FB axial force Ffb is smaller than the lower limit value Ffb1, the first correction gain G1 is "1", and when it is greater than the upper limit value Ffb2, the first correction gain G1 is "0". In the range between the lower limit value Ffb1 and the upper limit value Ffb2, the first correction gain G1 decreases from “1” to "0” as the FB axial force Ffb increases.
  • the first correction gain G1 and the second correction gain G2 are set to “0”. See FIG. 9(b).
  • the second correction gain G2 transitions from “0” to “1” as the standard axial force Frm increases. For example, in a range in which the standard axial force Frm is smaller than the lower limit Fff1, the second correction gain G2 is “0”, and in a range in which the standard axial force Frm is larger than the upper limit Fff2, the second correction gain G2 is “1”.
  • the second correction gain G2 increases from “0” to “1” as the standard axial force Frm increases.
  • the lower limit value calculation unit 46 calculates a switching range lower limit value LL1, which is the lower limit value of a switching range in which the axial force difference dependent mixture rate R4 is switched between "1" and "0" depending on the axial force difference ⁇ Fsc.
  • the upper limit value calculation unit 47 calculates a switching range upper limit value LU1, which is the upper limit value of the switching range.
  • the lower limit value calculation unit 46 and the upper limit value calculation unit 47 may calculate the switching range lower limit value LL1 and the switching range upper limit value LU1 depending on the vehicle speed V. See FIG. 10(a).
  • the switching range lower limit value LL1 may be a constant value L1 at any vehicle speed V, or may be variable depending on the vehicle speed. See FIG. 10(b).
  • the switching range upper limit value LU1 may be a constant value L2 at any vehicle speed V, or may be variable depending on the vehicle speed.
  • the bank correction value calculation unit 48 calculates the bank correction value Cb described above with reference to FIG. 11.
  • the greater the bank angle or cant of the road surface the greater the value of the lateral G offset Gyo. Therefore, the greater the bank angle or cant of the road surface, the greater the switching range lower limit value LL2 and the switching range upper limit value LU2 are set to.
  • the mixing ratio calculation unit 51 calculates an axial force difference-dependent mixing ratio R4 based on the axial force difference ⁇ Fsc.
  • the axial force difference-dependent mixing ratio R4 is set so that the proportion of the first mixed axial force Fmf is reduced when the axial force difference ⁇ Fsc is large. Refer to FIG. 12.
  • the axial force difference dependent mixing ratio R4 transitions from "1" to "0" as the axial force difference ⁇ Fsc increases. For example, in a range in which the axial force difference ⁇ Fsc is smaller than the switching range lower limit value LL2, the axial force difference dependent mixing ratio R4 is "1".
  • the axial force difference dependent mixing ratio R4 is fixed to "1".
  • the axial force difference dependent mixing ratio R4 is "0".
  • the axial force difference dependent mixing ratio R4 decreases from "1" to "0” as the axial force difference ⁇ Fsc increases.
  • the switching range lower limit value LL2 and the switching range upper limit value LU2 are examples of the "first predetermined value” and the "second predetermined value” respectively described in the claims.
  • the front wheel slip angle dependent mixing ratio calculation unit 37 calculates the front wheel slip angle dependent mixing ratio R5.
  • the front wheel slip angle dependent mixing ratio calculation unit 37 includes a road surface condition estimation unit 60, mixing ratio calculation units 61 and 62, a DRY switch range lower limit value calculation unit 63, a WET switch range lower limit value calculation unit 64, mixers 65 and 68, a DRY switch range upper limit value calculation unit 66, a WET switch range upper limit value calculation unit 67, and a selector 69.
  • the road surface condition estimation unit 60 judges the dry state (or wet state) of the road surface according to the axial force difference ⁇ Fs, and calculates the mixing ratio R6 according to the dry state (or wet state) of the road surface.
  • the mixing ratio R6 transitions from “1” to “0” as the axial force difference ⁇ Fs increases. Therefore, when the road surface is dry, the mixing ratio R6 is "1", and decreases to "0" as the road surface becomes wet.
  • the road surface condition estimation unit 60 may correct the axial force difference ⁇ Fs with a correction gain according to the FB axial force Ffb and the road surface condition estimation unit 60, similar to the correction gain calculation units 42 and 43 and multipliers 44 and 45 in FIG. 8, and calculate the mixture ratio R6 according to the corrected axial force difference.
  • the lower limit and upper limit of the switching range in which the mixture ratio R6 transitions between “1" and “0” may be set according to the vehicle speed V.
  • the mixing rate calculation unit 61 calculates the first front-wheel slip angle-dependent mixing rate R5a based on the first estimated front-wheel slip angle ⁇ fm1.
  • the first front-wheel slip angle-dependent mixing rate R5a is set so that the ratio of the first mixed axial force Fmf is reduced when the first estimated front-wheel slip angle ⁇ fm1 is large. See FIG. 14.
  • the first front-wheel slip angle-dependent mixing rate R5a transitions from "1" to "0" as the first estimated front-wheel slip angle ⁇ fm1 increases. For example, in a range in which the first estimated front-wheel slip angle ⁇ fm1 is smaller than the switching range lower limit value LL5, the first front-wheel slip angle-dependent mixing rate R5a is "1".
  • the first front-wheel slip angle-dependent mixing rate R5a is "0".
  • the first front wheel slip angle dependent mixture rate R5a decreases from "1" to "0.”
  • the switching range lower limit value LL5 and the switching range upper limit value LU5 are examples of the "third predetermined value” and the "fourth predetermined value” respectively.
  • the mixing ratio calculation unit 62 calculates the second front-wheel slip angle-dependent mixing ratio R5b based on the second estimated front-wheel slip angle ⁇ fm2.
  • the calculation method of the second front-wheel slip angle-dependent mixing ratio R5b is the same as the calculation method of the first front-wheel slip angle-dependent mixing ratio R5a, except that the second estimated front-wheel slip angle ⁇ fm2 is used instead of the first estimated front-wheel slip angle ⁇ fm1.
  • the DRY switching range lower limit calculation unit 63, the WET switching range lower limit calculation unit 64, and the mixer 65 calculate the switching range lower limit value LL5.
  • the DRY switching range lower limit calculation unit 63 and the WET switching range lower limit calculation unit 64 calculate the switching range lower limit value LL3 for a dry state and the switching range lower limit value LL4 for a wet state, respectively.
  • the switching range lower limit values LL3 and LL4 may be constant at any vehicle speed V or may be variable depending on the vehicle speed.
  • the mixer 65 calculates the switching range lower limit value LL5 by mixing the switching range lower limit values LL3 and LL4 at a mixing ratio R6.
  • the DRY switching range upper limit calculation unit 66, the WET switching range upper limit calculation unit 67, and the mixer 68 calculate the switching range upper limit value LU5.
  • the DRY switching range upper limit calculation unit 66 and the WET switching range upper limit calculation unit 67 calculate a switching range upper limit value LU3 for a dry state and a switching range upper limit value LU4 for a wet state, respectively.
  • the switching range upper limits LU3 and LU4 may be constant at any vehicle speed V or may be variable depending on the vehicle speed.
  • the mixer 68 calculates the switching range upper limit value LU5 by mixing the switching range upper limits LU3 and LU4 at a mixing rate R6.
  • the selector 69 selects and outputs the smaller of the first front wheel slip angle dependent mixing rate R5a and the second front wheel slip angle dependent mixing rate R5b as the front wheel slip angle dependent mixing rate R5.
  • the selector 38 selects one of these mixing ratios R2 to R5 as the final mixing ratio Rf according to the driving scene. For example, when the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 is less than "1", the host vehicle may be determined to be in the OS state and the yaw rate difference-dependent mixing ratio R2 may be selected. When the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 is less than "1", the host vehicle may be determined to be in the OS state and the vehicle body slip angular velocity difference-dependent mixing ratio R3 may be selected.
  • the host vehicle When the axial force difference-dependent mixing ratio R4 is less than "1", the host vehicle may be determined to be in the US state and the road surface is a low ⁇ road surface and the axial force difference-dependent mixing ratio R4 may be selected.
  • the front wheel slip angle-dependent mixing ratio R5 When the front wheel slip angle-dependent mixing ratio R5 is less than "1", the host vehicle may be determined to be in the US state and the road surface is a low ⁇ road surface and the front wheel slip angle-dependent mixing ratio R5 may be selected.
  • the selector 38 may select the smallest of the mixing ratios R2 to R5 as the final mixing ratio Rf.
  • the selector 38 may calculate a mixed axial force obtained by mixing the first mixed axial force Fmf and the FB axial force Ffb at the final mixing ratio Rf as the estimated rack axial force Frk. This makes it possible to mitigate a sudden change in the steering reaction force caused by the estimated rack axial force Frk suddenly switching between the FF axial force Fff and the FB axial force Ffb.
  • the FF axial force and the FB axial force can be switched according to the axial force difference that can detect a ⁇ decrease, so that when the road surface is in the US state, the steering reaction force can be quickly switched to the FB axial force, and the decrease in road surface ⁇ can be appropriately conveyed to the driver.
  • a steering reaction force based on the FF axial force is applied, and when the road surface is not a low ⁇ road surface and the front wheel slip angle is equal to or greater than a fourth predetermined value that is equal to or greater than the third predetermined value, a steering reaction force based on the FB axial force is applied.
  • a steering reaction force based on the FB axial force may be applied regardless of whether the road surface is a low ⁇ road surface or not and whether the front wheel slip angle is equal to or higher than a fourth predetermined value or not. This makes it possible to switch the steering reaction force based on the FB axial force, which can appropriately convey the road surface condition to the driver, in an emergency avoidance situation.
  • a steering reaction force based on the FB axial force may be applied regardless of whether the road surface is a low ⁇ road surface or not and regardless of whether the front wheel slip angle is equal to or greater than a fourth predetermined value or not.
  • a steering reaction force based on the FB axial force may be applied regardless of whether the road surface is a low ⁇ road surface or not and whether the front wheel slip angle is equal to or greater than a fourth predetermined value or not. This makes it possible to switch to a steering reaction force based on the FB axial force that can appropriately convey the vehicle behavior to the driver in the OS state.

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Abstract

操舵制御方法では、前輪スリップ角を推定し、車両が走行している路面が低μ路面であって、かつ規範軸力又はフィードフォワード軸力の一方とフィードバック軸力との間の軸力差分が第１所定値未満である場合にはフィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し（Ｓ６）、路面が低μ路面であって、かつ軸力差分が第１所定値以上である場合にはフィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与し（Ｓ９）、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値未満である場合にはフィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し（Ｓ１２）、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値以上である場合にはフィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する（Ｓ１３）。

Description

操舵制御方法及び操舵制御装置
　本発明は、操舵制御方法及び操舵制御装置に関する。
　下記特許文献１に記載の操舵制御装置は、操舵角に基づく操舵反力の制御量と、転舵モータの電流に設定ゲインを乗じて算出した制御量とに基づいて、反力モータを駆動することにより、操向輪に作用する外力の影響を操舵反力に反映する。
特開２０００－１０８９１４号公報
　従来技術では、操舵角に基づく操舵反力の制御量と、転舵モータの電流に設定ゲインを乗じて算出した制御量とに基づいて、反力モータを駆動するようになっている。それゆえ従来技術では、例えば車両挙動が大きくなった時に操舵角に基づく操舵反力の制御量が不適切なものとなる可能性があった。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おいて、より適切な操舵反力を付与可能とすることを目的とする。
　本発明の一態様の操舵制御方法では、路面が低μ路面であって、かつ操向輪の実転舵角に応じたステアリングラック軸力である規範軸力又はフィードフォワード軸力の一方とフィードバック軸力との間の軸力差分が第１所定値未満である場合には、フィードバック軸力を用いず、フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し、路面が低μ路面であって、かつ軸力差分が第１所定値以上である場合には、フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与し、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値未満である場合には、フィードバック軸力を用いず、フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値以上である場合には、前フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する。
　本発明によれば、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おいて、より適切な操舵反力を付与できる。
実施形態の操舵制御装置の例の概略構成図である。 コントローラの機能構成例のブロック図である。 目標操舵反力演算部の機能構成例のブロック図である。 走行シーン毎の軸力切り替え制御の説明図である。 実施形態の操舵制御方法の一例のフローチャートである。 軸力混合部の機能構成例のブロック図である。 （ａ）～（ｃ）は混合率の設定例の説明図である。 軸力差分依存混合率算出部の機能構成例のブロック図である。 （ａ）及び（ｂ）は補正ゲインの設定例の説明図である。 （ａ）及び（ｂ）は切替範囲制限値の設定例の説明図である。 バンク補正値の設定例の説明図である。 軸力差分依存混合率の設定例の説明図である。 前輪スリップ角依存混合率算出部の機能構成例のブロック図である。 前輪スリップ角依存混合率の設定例の説明図である。
　（第１実施例）
　（構成）
　図１は、実施形態の操舵制御装置の一例の概略構成図である。実施形態の操舵制御装置は、ステアリングホイール１ａと、操向輪である前輪２とを機械的に分離することが可能なステアバイワイヤ方式の操舵制御装置である。操舵角センサ３は、ステアリングホイール１ａの操舵角δを検出する。転舵角センサ４は、前輪（操向輪）２の実転舵角θを検出する。車速センサ５は、自車両の車速Ｖを検出する。加速度センサ６は、自車両に作用する横方向加速度Ｇｙを検出する。ヨーレイトセンサ７は、自車両の実ヨーレイトγａを検出する。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１０ｄと連結される。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１０ｄ及びピニオンギア１０ｅを介してステアリングラック１０ａを左右に移動させる。これにより、転舵モータ８Ａは、前輪２を転舵する。転舵電流検出部８Ｂは、転舵モータ８Ａに流れる転舵電流Ｉｔｍを検出する。転舵電流検出部８Ｂは、転舵電流Ｉｔｍを示す信号を、転舵モータ駆動部８Ｃおよびコントローラ１１に出力する。転舵モータ駆動部８Ｃは、コントローラ１１が算出する目標転舵電流Ｉｔｔに基づいて、転舵電流検出部８Ｂが検出する転舵電流Ｉｔｍが目標転舵電流Ｉｔｔと一致するように転舵モータ８Ａの転舵電流Ｉｔｍ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。
　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１ｂと連結される。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１ｂを介してステアリングホイール１ａ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。反力電流検出部９Ｂは、反力モータ９Ａに流れる反力電流Ｉｓｍを検出する。そして、反力電流検出部９Ｂは、反力電流Ｉｓｍを示す検出信号を反力モータ駆動部９Ｃとコントローラ１１に出力する。反力モータ駆動部９Ｃは、コントローラ１１が算出する目標反力電流Ｉｓｔに基づいて、反力電流検出部９Ｂが検出する反力電流Ｉｓｍが目標反力電流Ｉｓｔと一致するように反力モータ９Ａの反力電流Ｉｓｍ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。
　バックアップクラッチ１２は、ステアリングシャフト１ｂとピニオンシャフト１０ｂとの間に設けられる。ピニオンシャフト１０ｂは、ピニオンギア１０ｃを介してステアリングラック１０ａに連結しており、バックアップクラッチ１２が締結状態になると、ステアリングホイール１ａと前輪２とが機械的に接続する。バックアップクラッチ１２が解放状態になると、ステアリングホイール１ａと前輪２とが機械的に切り離される。
　コントローラ１１は、転舵制御部８による転舵モータ８Ａの駆動と反力制御部９による反力モータ９Ａの駆動とを制御する。コントローラ１１は、プロセッサ１３と、記憶装置１４等の周辺部品とを含んでよい。コントローラ１１の機能は、例えばプロセッサ１３が、記憶装置１４に格納されたコンピュータプログラムを実行することにより実現される。コントローラ１１の機能構成例を図２に示す。目標転舵角演算部１１Ａは、操舵角δおよび車速Ｖに基づいて、実転舵角θの目標値である目標転舵角θｔを算出する。目標転舵角θｔは、例えば、操舵角δと可変ギア比とを乗算することにより算出してよい。減算器１１Ｄは、実転舵角θを目標転舵角θｔから減じた偏差Δθを算出する。目標転舵電流演算部１１Ｃは、偏差Δθに基づいて目標転舵電流Ｉｔｔを算出する。目標転舵電流演算部１１Ｃは、目標転舵電流Ｉｔｔを転舵モータ駆動部８Ｃへ出力する。
　目標操舵反力演算部１１Ｂは、操舵角δ、車速Ｖ、実転舵角θ、実ヨーレイトγａ、横方向加速度Ｇｙ、及び転舵電流Ｉｔｍに基づいて、目標反力電流Ｉｓｔを算出する。目標操舵反力演算部１１Ｂは、算出した目標反力電流Ｉｓｔを反力モータ駆動部９Ｃに出力する。図３は目標操舵反力演算部の機能構成例のブロック図である。なお、以下の説明及び図面において、フィードフォワード軸力を「ＦＦ軸力」表記し、フィードバック軸力を「ＦＢ軸力」と表記することがある。ＦＦ軸力算出部２０は、操舵角δ及び車速Ｖに基づいて、操舵角δに応じた操舵反力を与えるステアリングラック軸力であるＦＦ軸力Ｆｆｆを算出する。ステアリングラック軸力とは、ステアリングラック１０ａに加わるラック軸力である。例えばＦＦ軸力Ｆｆｆは、操舵角δと車速Ｖに基づいて算出された目標転舵角θｔと、ステアリング機構のピニオン及びラックのピニオン剛性、ピニオン粘性、ラック慣性、ラック粘性に基づいて算出してよい。例えばＦＦ軸力Ｆｆｆは、目標転舵角θｔに応じた比例成分と転舵角速度に応じたダンピング成分とを少なくとも含んだステアリングラックに加わる軸力であってよい。
　ＦＢ軸力演算部２１は、転舵電流Ｉｔｍと、車速Ｖと、横方向加速度Ｇｙと、実ヨーレイトγａに基づいてＦＢ軸力Ｆｆｂを算出する。ＦＢ軸力Ｆｆｂは、路面から前輪２に伝達される力を操舵反力としてステアリングホイール１に与えて運転者の触覚に伝えるステアリングラック軸力である。ＦＢ軸力演算部２１は、転舵電流Ｉｔｍに基づいて操向輪２に作用するタイヤ横力の影響を反映したステアリングラック軸力を算出する。転舵電流に基づき算出されるステアリングラック軸力を「電流軸力」と表記する。
　また、ＦＢ軸力演算部２１は、横方向加速度Ｇｙに基づいて操向輪２に作用するタイヤ横力の影響を反映したステアリングラック軸力を算出する。横方向加速度Ｇｙに基づき算出されるステアリングラック軸力を「横Ｇ軸力」と表記する。ＦＢ軸力演算部２１は、実ヨーレイトγａに基づいて操向輪２に作用するタイヤ横力の影響を反映したステアリングラック軸力を算出する。実ヨーレイトγａに基づき算出されるステアリングラック軸力を「ヨーレイト軸力」と表記する。ＦＢ軸力演算部２１は、電流軸力と横Ｇ軸力とヨーレイト軸力を混合してＦＢ軸力Ｆｆｂを算出する。
　軸力混合部２３は、前輪２のスリップ角である前輪スリップ角を推定するとともに、自車両が走行している路面が、閾値以下の摩擦係数を有する低μ路面であるか否かを判定する。軸力混合部２３は、自車両が走行している路面が低μ路面であるか否かを判定する路面μ推定部２３ａを備える。路面が低μ路面である場合には、ＦＦ軸力Ｆｆｆが大きくてもＦＢ軸力Ｆｆｂが小さくなる。路面μ推定部２３ａは、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆが下限値Ｆｆｂ１未満である場合には、路面が低μ路面であると判定する。ＦＦ軸力Ｆｆｆが下限値Ｆｆｆ１以下であるか、ＦＢ軸力Ｆが上限値Ｆｆｂ２以上である場合には、路面が低μ路面でないと判定する。
　軸力混合部２３は、路面が低μ路面であり、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとの間の軸力差分ΔＦｓが第１所定値未満である場合にはＦＢ軸力Ｆｆｂを用いずにＦＦ軸力Ｆｆｆに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出する。なお、軸力差分ΔＦｓとして、規範軸力ＦｒｍとＦＢ軸力Ｆｆｂとの間の差分を用いてもよい。規範軸力Ｆｒｍは、実転舵角θに応じて車両モデルに従って算出したステアリングラック軸力であり、定常状態ではＦＦ軸力Ｆｆｆとの差が非常に少ないからである。また軸力混合部２３は、路面が低μ路面であり、かつ軸力差分ΔＦｓが第１所定値以上である場合には自車両がアンダーステア状態（以下「ＵＳ状態」と表記する）であると判断して、ＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出する。路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値未満である場合にはＦＢ軸力Ｆｆｂを用いずにＦＦ軸力Ｆｆｆに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出し、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値以上である場合には自車両がＵＳ状態であると判断してＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出する。
　変換部２４は、軸力混合部２３が算出した推定ラック軸力Ｆｒｋを目標操舵反力へ変換する。変換部２４は、推定ラック軸力の各値に対応した目標操舵反力をそれぞれ記憶した変換マップを用いて、推定ラック軸力を目標操舵反力へ変換してよい。目標反力電流算出部２５は、変換部２４から出力された目標操舵反力に基づき目標反力電流を算出する。目標反力電流算出部２５は、目標反力電流を反力モータ駆動部９Ｃへ出力する。
　このようにコントローラ１１は、路面が低μ路面であるか否かによって自車両がＵＳ状態であるか否かの判断を変更する。図４を参照してこの理由を説明する。
　図４は、走行シーン毎の軸力切り替え制御の説明図である。自車両のタイヤがグリップ状態にある場合には、ＦＦ軸力Ｆｆｆに基づいて操舵反力を付与する。グリップ状態の場合は、ＦＦ軸力を用いることで外乱に影響されない操舵反力を付与することができるからである。一方で、オーバステア状態（以下「ＯＳ状態」と表記する）やＵＳ状態では、ＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて操舵反力を付与する。ＦＢ軸力Ｆｆｂを用いることで路面インフォメーションを操舵反力として伝えることができるからである。
　さらに、路面が低μ路面でない場合には前輪タイヤスリップ角に基づいてＵＳ状態であるか否かを判定する。タイヤ端の情報である前輪スリップ角に基づいて判断することにより、ＵＳ状態の検知タイミングの遅れを軽減できる。一方、低μ路面では前輪スリップ角に路面μの低下の影響が現れにくい。このため、低μ路面では。路面μの低下によるＵＳ状態を直接反映する軸力差分に基づいてＵＳ状態を判断する。なお、自車両がＯＳ状態であるか否かは、ヨーレイト差分又は車体グリップ角速度差分に基づいて判定する。
　（動作）
　図５は、実施形態の操舵制御方法の一例のフローチャートである。ステップＳ１にてコントローラ１１は、ＦＦ軸力Ｆｆｆ及びＦＢ軸力Ｆｆｂを算出する。ステップＳ２にてコントローラ１１は、前輪スリップ角を推定する。ステップＳ３にてコントローラ１１は、路面が低μ路面であるか否かを推定する。路面が低μ路面である場合（ステップＳ４：Ｙ）に処理はステップＳ５へ進む。路面が低μ路面でない場合（ステップＳ４：Ｎ）に処理はステップＳ１０へ進む。ステップＳ５においてコントローラ１１は、軸力差分が第１所定値未満であるか否かを判定する。軸力差分が第１所定値未満である場合（ステップＳ５：Ｙ）に処理はステップＳ６へ進む。軸力差分が第１所定値未満でない場合（ステップＳ５：Ｎ）に処理はステップＳ７へ進む。ステップＳ６にてコントローラ１１は、ＦＦ軸力Ｆｆｆに応じた操舵反力を付与し、ステップＳ７においてＦＢ軸力Ｆｆｂに応じた操舵反力を付与する。その後に処理は終了する。
　ステップＳ８においてコントローラ１１は前輪スリップ角が第３所定値未満であるか否かを判定する。前輪スリップ角が第３所定値未満である場合（ステップＳ８：Ｙ）に処理はステップＳ９へ進む。前輪スリップ角が第３所定値未満でない場合（ステップＳ８：Ｎ）に処理はステップＳ１０へ進む。ステップＳ９にてコントローラ１１は、ＦＦ軸力Ｆｆｆに応じた操舵反力を付与し、ステップＳ１０にてＦＢ軸力Ｆｆｂに応じた操舵反力を付与する。その後に処理は終了する。
　（変形例）
　軸力混合部２３は、路面のバンク角が小さい場合より大きい場合により大きな第１所定値を設定してもよい。これによりバンクによるＦＢ軸力Ｆｆｂの推定誤差の影響を低減できる。例えば軸力混合部２３は、路面のバンク角又はカントの影響によって加速度センサ６が出力する横方向加速度Ｇｙに付加される横加速度である横ＧオフセットＧｙｏを算出する。例えば軸力混合部２３は、車速Ｖと、実ヨーレイトγａと、横方向加速度Ｇｙとに基づき横ＧオフセットＧｙｏ＝Ｖ×γａ－Ｇｙを算出してよい。軸力混合部２３は、バンク補正値Ｃｂに応じた第１所定値及び第２所定値の補正値であるバンク補正値Ｃｂを算出する。図１１を参照する。バンク補正値Ｃｂは、横ＧオフセットＧｙｏが大きくなるのにしたがって「０」から値Ｃｂ２まで増加する。例えば、横ＧオフセットＧｙｏが値Ｇｙ１より小さい範囲ではバンク補正値Ｃｂは「０」であり、横ＧオフセットＧｙｏが値Ｇｙ１から値Ｇｙ２まで増加するにしたがいバンク補正値Ｃｂは「０」から値Ｃｂ１まで増加し、横ＧオフセットＧｙｏが値Ｇｙ２から値Ｇｙ３まで増加するにしたがってバンク補正値Ｃｂは値Ｃｂ１から値Ｃｂ２まで増加する。軸力混合部２３は、バンク補正値Ｃｂを加算することにより第１所定値及び第２所定値を補正する。これにより路面のバンク角が大きい場合に第１所定値がより大きくなる。
　（第２実施例）
　第２実施例では、ステアリングホイール１の操舵速度ωが所定速度以上である場合は、ＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。図３を参照する。微分器２２は、操舵角δを微分することによりステアリングホイール１の操舵角速度ωを算出する。軸力混合部２３は、操舵速度ωが所定速度以上であるか否かを判定する。操舵速度ωが所定速度以上である場合は、路面が低μ路面であるか否か、及び軸力差分ΔＦｓが第２所定値以上であるか否か、及び前輪スリップ角が第４所定値以上であるか否かに関わらず、ＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出する。例えば、軸力混合部２３は、操舵角速度ωに応じた操舵角速度依存混合率Ｒ１を算出し、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを操舵角速度依存混合率Ｒ１で混合することによって推定ラック軸力Ｆｒｋを算出してよい。操舵角速度依存混合率Ｒ１は、操舵角速度ωが高い場合にＦＦ軸力Ｆｆｆの割合が低減されるように設定される。図７（ａ）を参照する。操舵角速度依存混合率Ｒ１、操舵角速度ωが高くなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えば操舵角速度ωが下限値ω１より低い範囲では、操舵角速度依存混合率Ｒ１は「１」である。操舵角速度ωが、上限値ω２より高い範囲では、操舵角速度依存混合率Ｒ１は「０」である。下限値ω１から上限値ω２までの範囲では、操舵角速度ωが高くなるのにしたがって操舵角速度依存混合率Ｒ１は「１」から「０」へ減少する。下限値ω１、上限値ω２を車速Ｖに応じて可変にしてもよい。軸力混合部２３は、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを操舵角速度依存混合率Ｒ１で混合することによって推定ラック軸力Ｆｒｋ＝Ｒ１×Ｆｆｆ＋（１－Ｒ１）×Ｆｆｂを算出してよい。
　（第３実施例）
　第３実施例では、第１実施例及び第２実施例の制御に加え、自車両がＯＳ状態である場合にＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。例えば自車両がＯＳ状態である場合には、車両モデルに従って算出したヨーレイトの規範値である規範ヨーレイトγｍと実ヨーレイトγａの差分であるヨーレイト差分Δγが大きくなる。このため、ヨーレイト差分Δγが大きい場合にＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。また例えば自車両がＯＳ状態である場合には、車両モデルに従って算出した車体スリップ角速度の規範値である規範車体スリップ角速度αｍと実際の自車両の実車体スリップ角速度αａと間の差分である車体スリップ角速度差分Δαが大きくなる。このため車体スリップ角速度差分Δαが大きい場合にＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。
　図６は、第３実施例の軸力混合部２３の機能構成例のブロック図である。軸力混合部２３は、操舵角速度ωに応じた操舵角速度依存混合率Ｒ１を算出し、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを操舵角速度依存混合率Ｒ１で混合することによって第１混合軸力Ｆｍｆを算出する。また軸力混合部２３は、ヨーレイト差分Δγに応じたヨーレイト差分依存混合率Ｒ２と、車体スリップ角速度差分Δαに応じた車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３と、軸力差分ΔＦｓに応じた軸力差分依存混合率Ｒ４と、前輪スリップ角に応じた前輪スリップ角依存混合率Ｒ５を算出する。軸力混合部２３は、走行シーンに応じてこれら混合率Ｒ２～Ｒ５のうちいずれかを最終混合率Ｒｆとして選択する。軸力混合部２３は、第１混合軸力ＦｍｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを最終混合率Ｒｆで混合することによって推定ラック軸力Ｆｒｋを算出する。
　軸力混合部２３は、操舵角速度依存混合率算出部３０と、混合器３１及び３２と、モデル演算部３３と、ヨーレイト差分依存混合率算出部３４と、車体スリップ角速度差分依存混合率算出部３５と、軸力差分依存混合率算出部３６と、前輪スリップ角依存混合率算出部３７と、選択器３８を備える。操舵角速度依存混合率算出部３０は、図７（ａ）を参照して上述したように、少なくとも操舵角速度ωに基づき操舵角速度依存混合率Ｒ１を算出する。混合器３１は、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを操舵角速度依存混合率Ｒ１で混合することによって第１混合軸力Ｆｍｆ＝Ｒ１×Ｆｆｆ＋（１－Ｒ１）×Ｆｆｂを算出する。混合器３２は、規範軸力ＦｒｍとＦＢ軸力Ｆｆｂとを操舵角速度依存混合率Ｒ１で混合することによって第２混合軸力Ｆｍｍ＝Ｒ１×Ｆｒｍ＋（１－Ｒ１）×Ｆｆｂを算出する。
　モデル演算部３３は、所定の線形２輪モデルにしたがって、実転舵角θ及び車速Ｖに基づいて、規範ヨーレイトγｍと規範車体スリップ角速度αｍを算出する。線形２輪モデルの一例を次式に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　Ｖｘは自車両の前後方向速度であり、Ｖｙは横方向速度であり、θｆは前輪の転舵角であり、θｒは後輪の転舵角であり、Ｍは自車両の質量であり、Ｉｚは慣性モーメントであり、Ｌｆは重心から前輪までの長さであり、Ｌｒは重心から後輪までの長さであり、Ｋｆは前輪のコーナリングパワーであり、Ｋｒは後輪のコーナリングパワーである。またモデル演算部３３は、実ヨーレイトγａに基づいて算出される前輪スリップ角である第１推定前輪スリップ角βｆｍ１と、規範ヨーレイトγｍに基づいて算出される前輪スリップ角である第２推定前輪スリップ角βｆｍ２とを算出する。例えばモデル演算部３３は、次式にしたがって第１推定前輪スリップ角βｆｍ１及び第２推定前輪スリップ角βｆｍ２を算出してよい。
　βｆｍ１＝θ／Ｎ－（Ｖｙ＋Ｌｆ×γａ）／Ｖｘ
　βｆｍ２＝θ／Ｎ－（Ｖｙ＋Ｌｆ×γｍ）／Ｖｘ
　式中、Ｎはオーバオールギア比である。さらに、モデル演算部３３は、実転舵角θに基づいて規範軸力Ｆｒｍを算出する。例えばモデル演算部３３は、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１又は第２推定前輪スリップ角βｆｍ２に前輪コーナリングパワーＫｆを乗じて前輪２のタイヤ横力を推定し、推定したタイヤ横力を規範軸力Ｆｒｍに変換してよい。
　ヨーレイト差分依存混合率算出部３４は、自車両がＯＳ状態である場合にＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出するためのヨーレイト差分依存混合率Ｒ２を算出する。ヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は、少なくとも規範ヨーレイトγｍと実ヨーレイトγａに基づいて算出してよい。ヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は、規範ヨーレイトγｍと実ヨーレイトγａとの間のヨーレイト差分Δγが大きい場合に第１混合軸力Ｆｍｆの割合が低減されるように（ＦＦ軸力Ｆｆｆの割合が低減されるように）設定される。図７（ｂ）を参照する。ヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は、ヨーレイト差分Δγが大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えばヨーレイト差分Δγが下限値Δγ１より小さい範囲では、ヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は「１」である。ヨーレイト差分Δγが、上限値Δγ２より大きい範囲では、ヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は「０」である。下限値Δγ１から上限値Δγ２までの範囲では、ヨーレイト差分Δγが大きくなるのにつれヨーレイト差分依存混合率Ｒ２は「１」から「０」へ減少する。下限値Δγ１、上限値Δγ２は車速Ｖに応じて可変にしてもよい。
　図６を参照する。車体スリップ角速度差分依存混合率算出部３５は、自車両がＯＳ状態である場合にＦＢ軸力Ｆｆｂに基づいて推定ラック軸力Ｆｒｋを算出するための車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３を算出する。車体スリップ角速度差分依存混合率算出部３５は、車速Ｖと、実ヨーレイトγａと、横方向加速度Ｇｙとに基づき、実車体スリップ角速度αａ＝γａ－Ｇｙ／Ｖを算出し、規範車体スリップ角速度αｍと実車体スリップ角速度αａとの間の車体スリップ角速度差分Δαを算出し、車体スリップ角速度差分Δαに基づき、車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３を算出する。車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３は、車体スリップ角速度差分Δαが大きい場合に第１混合軸力Ｆｍｆの割合が低減されるように設定される。
　図７（ｃ）を参照する。車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３は、車体スリップ角速度差分Δαが大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えば、車体スリップ角速度差分Δαが下限値Δα１より小さい範囲では、車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３は「１」である。車体スリップ角速度差分Δαが、上限値Δα２より大きい範囲では、車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３は「０」である。下限値Δα１から上限値Δα２までの範囲では、車体スリップ角速度差分Δαが大きくなるのにしたがって車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３は「１」から「０」へ減少する。下限値Δα１、上限値Δα２を車速Ｖに応じて可変にしてもよい。図６を参照する。車体スリップ角速度差分依存混合率算出部３５は、上述の横ＧオフセットＧｙｏを算出する。
　軸力差分依存混合率算出部３６は、軸力差分依存混合率Ｒ４を算出する。図８を参照する。軸力差分依存混合率算出部３６は、減算器４０と、ローパスフィルタ４１と、補正ゲイン算出部４２及び４３と、乗算器４４及び４５と、下限値算出部４６と、上限値算出部４７と、バンク補正値算出部４８と、加算器４９及び５０と、混合率算出部５１を備える。減算器４０は、第２混合軸力ＦｍｍとＦＢ軸力Ｆｆｂとの間の軸力差分ΔＦｓを算出する。第２混合軸力Ｆｍｍに代えて、ＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとの間の軸力差分を軸力差分ΔＦｓとして算出してもよい。ローパスフィルタ４１で高周波成分が除去された軸力差分ΔＦｓは乗算器４４へ入力される。
　補正ゲイン算出部４２及び４３は、路面が低μ路面であるか否かに応じた第１補正ゲインＧ１及び第２補正ゲインＧ２を算出する。これにより、路面が低μ路面である場合に軸力差分ΔＦｓに応じた軸力差分依存混合率Ｒ４を算出し、路面が低μ路面でない場合に軸力差分依存混合率Ｒ４を「１」に固定する。路面が低μ路面である場合には、ＦＦ軸力Ｆｆｆが大きくてもＦＢ軸力Ｆｆｂが小さくなる。そこで補正ゲイン算出部４２及び４３は、ＦＦ軸力Ｆｆｆが上限値Ｆｆｆ２以上であり、かつＦＢ軸力Ｆｆｂが下限値Ｆｆｂ１未満である場合には、路面が低μ路面であると判定して、第１補正ゲインＧ１及び第２補正ゲインＧ２を「１」に設定する。図９（ａ）を参照する。第１補正ゲインＧ１は、ＦＢ軸力Ｆｆｂが大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えばＦＢ軸力Ｆｆｂが下限値Ｆｆｂ１より小さい範囲では第１補正ゲインＧ１は「１」であり、上限値Ｆｆｂ２より大きい範囲では第１補正ゲインＧ１は「０」である。下限値Ｆｆｂ１～上限値Ｆｆｂ２の範囲では、ＦＢ軸力Ｆｆｂが大きくなるのにしたがって第１補正ゲインＧ１は「１」から「０」へ減少する。
　反対にＦＦ軸力Ｆｆｆが下限値Ｆｆｆ１以下であるか、ＦＢ軸力Ｆｆｂが上限値Ｆｆｂ２以上である場合には、路面が低μ路面でないと判定して、第１補正ゲインＧ１及び第２補正ゲインＧ２を「０」に設定する。図９（ｂ）を参照する。第２補正ゲインＧ２は、規範軸力Ｆｒｍが大きくなるのにしたがって「０」から「１」へ遷移する。例えば、規範軸力Ｆｒｍが下限値Ｆｆｆ１より小さい範囲では第２補正ゲインＧ２は「０」であり、上限値Ｆｆｆ２より大きい範囲では第２補正ゲインＧ２は「１」である。下限値Ｆｆｆ１～上限値Ｆｆｆ２の範囲では、規範軸力Ｆｒｍが大きくなるのにしたがって第２補正ゲインＧ２は「０」から「１」へ増加する。乗算器４４及び４５は、補正された軸力差分ΔＦｓｃ＝Ｇ１×Ｇ２×ΔＦｓを算出する。混合率算出部５１は、軸力差分ΔＦｓｃに基づき軸力差分依存混合率Ｒ４を算出する。これにより路面が低μ路面である場合には、軸力差分ΔＦｓがそのまま混合率算出部５１に入力される。このため混合率算出部５１は、軸力差分ΔＦｓに応じた軸力差分依存混合率Ｒ４を算出する。一方で、路面が低μ路面でない場合には、軸力差分ΔＦｓｃ＝０が混合率算出部５１に入力され、後述のように軸力差分依存混合率Ｒ４が「１」に固定される。
　下限値算出部４６は、軸力差分依存混合率Ｒ４を軸力差分ΔＦｓｃに応じて「１」と「０」との間で切り替える切替範囲の下限値である切替範囲下限値ＬＬ１を算出する。上限値算出部４７は、切替範囲の上限値である切替範囲上限値ＬＵ１を算出する。例えば、下限値算出部４６及び上限値算出部４７は、車速Ｖに応じて切替範囲下限値ＬＬ１と切替範囲上限値ＬＵ１を算出してよい。図１０（ａ）を参照する。切替範囲下限値ＬＬ１はいずれの車速Ｖにおいても一定値Ｌ１であってよく車速に応じて可変にしてもよい。図１０（ｂ）を参照する。切替範囲上限値ＬＵ１はいずれの車速Ｖにおいても一定値Ｌ２であってもよく車速に応じて可変にしてもよい。
　図８を参照する。バンク補正値算出部４８は、図１１を参照して上述したバンク補正値Ｃｂを算出する。加算器４９及び５０は、それぞれ切替範囲下限値ＬＬ１と切替範囲上限値ＬＵ１にバンク補正値Ｃｂを加算することにより、補正された切替範囲下限値ＬＬ２＝ＬＬ１＋Ｃｂと補正された切替範囲上限値ＬＵ２＝ＬＵ１＋Ｃｂを算出する。上記のとおり路面のバンク角又はカントが大きいほど横ＧオフセットＧｙｏの値が大きくなる。したがって、切替範囲下限値ＬＬ２及び切替範囲上限値ＬＵ２は、路面のバンク角又はカントが大きいほど大きな値に設定される。
　混合率算出部５１は、軸力差分ΔＦｓｃに基づき軸力差分依存混合率Ｒ４を算出する。軸力差分依存混合率Ｒ４は、軸力差分ΔＦｓｃが大きい場合に第１混合軸力Ｆｍｆの割合が低減されるように設定される。
　図１２を参照する。軸力差分依存混合率Ｒ４は、軸力差分ΔＦｓｃが大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えば、軸力差分ΔＦｓｃが切替範囲下限値ＬＬ２より小さい範囲では、軸力差分依存混合率Ｒ４は「１」である。このため、路面が低μ路面でない場合には、ΔＦｓｃ＝０が入力されるため、軸力差分依存混合率Ｒ４は「１」に固定される。軸力差分ΔＦｓｃが、切替範囲上限値ＬＵ２より大きい範囲では、軸力差分依存混合率Ｒ４は「０」である。切替範囲下限値ＬＬ２から切替範囲上限値ＬＵ２までの範囲では、軸力差分ΔＦｓｃが大きくなるのにしたがって軸力差分依存混合率Ｒ４は「１」から「０」へ減少する。切替範囲下限値ＬＬ２及び切替範囲上限値ＬＵ２は、それぞれ特許請求の範囲に記載の「第１所定値」及び「第２所定値」の一例である。
　図１３を参照する。前輪スリップ角依存混合率算出部３７は、前輪スリップ角依存混合率Ｒ５を算出する。前輪スリップ角依存混合率算出部３７は、路面状態推定部６０と、混合率算出部６１及び６２と、ＤＲＹ切替範囲下限値算出部６３と、ＷＥＴ切替範囲下限値算出部６４と、混合器６５及び６８と、ＤＲＹ切替範囲上限値算出部６６と、ＷＥＴ切替範囲上限値算出部６７と、選択器６９を備える。路面状態推定部６０は、軸力差分ΔＦｓに応じて路面の乾燥状態（又は湿潤状態）を判定し、路面が乾燥状態（又は湿潤状態）に応じた混合率Ｒ６を算出する。混合率Ｒ６は、軸力差分ΔＦｓが大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。したがって路面が乾燥している場合に混合率Ｒ６は「１」となり、路面が濡れるにつれて「０」まで減少する。路面状態推定部６０は、図８の補正ゲイン算出部４２及び４３並びに乗算器４４及び４５と同様に、ＦＢ軸力Ｆｆｂと路面状態推定部６０に応じた補正ゲインで軸力差分ΔＦｓを補正し、補正後の軸力差分に応じて混合率Ｒ６を算出してもよい。また、下限値算出部４６、上限値算出部４７、バンク補正値算出部４８、加算器４９及び５０と同様に、混合率Ｒ６を「１」と「０」の範囲で遷移させる切替範囲の下限値と上限値を車速Ｖに応じて設定してもよい。
　混合率算出部６１は、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１に基づいて第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａを算出する。第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａは、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１が大きい場合に第１混合軸力Ｆｍｆの割合が低減されるように設定される。図１４を参照する。第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａは、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１が大きくなるのにしたがって「１」から「０」へ遷移する。例えば、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１が切替範囲下限値ＬＬ５より小さい範囲では、第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａは「１」である。第１推定前輪スリップ角βｆｍ１が切替範囲上限値ＬＵ５より大きい範囲では、第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａは「０」である。切替範囲下限値ＬＬ５から切替範囲上限値ＬＵ５までの範囲では、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１が大きくなるのにしたがって第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａは「１」から「０」へ減少する。切替範囲下限値ＬＬ５と切替範囲上限値ＬＵ５は、それぞれ特許請求の範囲に記載の「第３所定値」及び「第４所定値」の一例である。
　混合率算出部６２は、第２推定前輪スリップ角βｆｍ２に基づいて第２前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ｂを算出する。第２前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ｂの算出方法は、第１推定前輪スリップ角βｆｍ１の代わりに第２推定前輪スリップ角βｆｍ２を用いる以外は第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａの算出方法と同様である。
　ＤＲＹ切替範囲下限値算出部６３とＷＥＴ切替範囲下限値算出部６４と混合器６５は、切替範囲下限値ＬＬ５を算出する。例えばＤＲＹ切替範囲下限値算出部６３とＷＥＴ切替範囲下限値算出部６４は、それぞれ乾燥状態用の切替範囲下限値ＬＬ３と湿潤状態用の切替範囲下限値ＬＬ４を算出する。切替範囲下限値ＬＬ３及びＬＬ４は、いずれの車速Ｖにおいても一定値にあっても車速に応じて可変にしてもよい。混合器６５は、切替範囲下限値ＬＬ３及びＬＬ４を混合率Ｒ６で混合することにより切替範囲下限値ＬＬ５を算出する。ＤＲＹ切替範囲上限値算出部６６とＷＥＴ切替範囲上限値算出部６７と混合器６８は、切替範囲上限値ＬＵ５を算出する。例えばＤＲＹ切替範囲上限値算出部６６とＷＥＴ切替範囲上限値算出部６７は、それぞれ乾燥状態用の切替範囲上限値ＬＵ３と湿潤状態用の切替範囲上限値ＬＵ４を算出する。切替範囲上限値ＬＵ３及びＬＵ４は、いずれの車速Ｖにおいても一定値であっても車速に応じて可変にしてもよい。混合器６８は、切替範囲上限値ＬＵ３及びＬＵ４を混合率Ｒ６で混合することにより切替範囲上限値ＬＵ５を算出する。選択器６９は、第１前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ａと第２前輪スリップ角依存混合率Ｒ５ｂのうちいずれか小さい方を前輪スリップ角依存混合率Ｒ５として選択して出力する。
　図６を参照する。選択器３８は、走行シーンに応じてこれら混合率Ｒ２～Ｒ５のうちいずれかを最終混合率Ｒｆとして選択する。例えばヨーレイト差分依存混合率Ｒ２が「１」未満の場合には自車両がＯＳ状態にあると判断してヨーレイト差分依存混合率Ｒ２を選択してよい。また、車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３が「１」未満の場合には自車両がＯＳ状態にあると判断して車体スリップ角速度差分依存混合率Ｒ３を選択してよい。また、軸力差分依存混合率Ｒ４が「１」未満の場合には、自車両がＵＳ状態にあり且つ路面が低μ路面であると判断して軸力差分依存混合率Ｒ４を選択してよい。また、前輪スリップ角依存混合率Ｒ５が「１」未満の場合には、自車両がＵＳ状態にあり且つ路面が低μ路面であると判断して前輪スリップ角依存混合率Ｒ５を選択してよい。
　なお、選択器３８は、混合率Ｒ２～Ｒ５のうち最も小さいものを最終混合率Ｒｆとして選択してもよい。選択器３８は、第１混合軸力ＦｍｆとＦＢ軸力Ｆｆｂとを最終混合率Ｒｆで混合してえられる混合軸力を推定ラック軸力Ｆｒｋとして算出してよい。これにより、推定ラック軸力ＦｒｋがＦＦ軸力ＦｆｆとＦＢ軸力Ｆｆｂと間で急に切り替わることによる操舵反力の急変を緩和できる。
　（実施形態の効果）
　（１）操舵制御方法では、路面が低μ路面であって、かつ軸力差分が第１所定値未満である場合にはＦＦ軸力に基づいた操舵反力を付与し、路面が低μ路面であって、かつ軸力差分が第１所定値以上の第２所定値以上である場合にはＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。これにより、路面が低μ路面である場合には、μ低下を検出できる軸力差分に応じてＦＦ軸力とＦＢ軸力を切り替えることができるので、ＵＳ状態である場合に速やかにＦＢ軸力に基づく操舵反力に切り替えることができ、路面μの低下を適切に運転者に伝えることができる。
　路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値未満である場合にはＦＦ軸力に基づいた操舵反力を付与し、路面が低μ路面ではなく、かつ前輪スリップ角が第３所定値以上の第４所定値以上である場合にはＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与する。これにより、路面が低μ路面でない場合には、ＵＳ状態である場合に速やかにＦＢ軸力に基づく操舵反力に切り替えることができ、路面状態を適切に運転者へ伝えることができる。
　（２）操舵速度が所定速度以上である場合は、路面が低μ路面であるか否か及び前輪スリップ角が第４所定値以上であるか否かに関わらずＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与してもよい。これにより、緊急回避シーンでは、路面状態を適切に運転者へ伝えることができるＦＢ軸力に基づき操舵反力切り替えることができる。
　（３）規範ヨーレイトと実ヨーレイトとの差分が所定値よりも大きい場合には、路面が低μ路面であるか否か及び前輪スリップ角が第４所定値以上であるか否かに関わらずＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与してもよい。
　また、規範車体スリップ角速度と実車体スリップ角速度との差分が所定値よりも大きい場合には、路面が低μ路面であるか否か及び前輪スリップ角が第４所定値以上であるか否かに関わらずＦＢ軸力に基づいた操舵反力を付与してよい。これにより、ＯＳ状態の場合に車両挙動を適切に運転者へ伝えることができるＦＢ軸力に基づく操舵反力に切り替えることができる。
　（４）ＦＦ軸力Ｆｆｆが第５所定値以上であり、かつＦＢ軸力が第６所定値未満である場合に、路面が低μ路面であると判定してよい。これにより簡易な構成で路面が低μ路面であるか否かを判定できる。
　（５）路面のバンク角が小さい場合よりも大きい場合に、より大きな第１所定値を設定する。これによりバンクによるＦＢ軸力Ｆｆｂの推定誤差の影響を低減できる。
　１ａ…ステアリングホイール、１ｂ…ステアリングシャフト、２…前輪、３…操舵角センサ、４…転舵角センサ、５…車速センサ、６…加速度センサ、７…ヨーレイトセンサ、８…転舵制御部、８Ａ…転舵モータ、８Ｂ…転舵電流検出部、９…反力制御部、９Ａ…反力モータ、９Ｂ…反力電流検出部、１０ａ…ステアリングラック、１０ｂ、１０ｄ…ピニオンシャフト、１０ｃ、１０ｅ…ピニオンギア、１２…バックアップクラッチ

Claims (8)

  1. 　ステアリングホイールと操向輪とが機械的に分離した車両において前記ステアリングホイールの操舵に応じて前記操向輪に接続されたステアリングラックを転舵モータで駆動した際、前記ステアリングラックへ伝達される操舵反力を与えるステアリングラック軸力であるフィードフォワード軸力と、前記車両が走行している路面から前記操向輪を介して前記ステアリングラックへ伝達されるステアリングラック軸力であるフィードバック軸力と、を算出し、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との少なくともいずれか一方に基づいて、前記ステアリングホイールに操舵反力を付与する操舵制御方法であって
    　前記操向輪のスリップ角である前輪スリップ角を推定し、
    　前記路面が閾値以下の摩擦係数を有する低μ路面であるか否かを判定し、
    　前記路面が低μ路面であって、かつ操向輪の実転舵角に応じたステアリングラック軸力である規範軸力又は前記フィードフォワード軸力の一方と前記フィードバック軸力との間の軸力差分が第１所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力を用いず、前記フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し、
    　前記路面が低μ路面であってかつ前記軸力差分が前記第１所定値以上である場合には、前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与し、
    　前記路面が低μ路面ではなくかつ前記前輪スリップ角が第３所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力を用いず、前記フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を付与し、
    　前記路面が低μ路面ではなくかつ前記前輪スリップ角が前記第３所定値以上である場合には、前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する、
    　ことを特徴とする操舵制御方法。
  2. 前記路面が低μ路面であって前記軸力差分が前記第１所定値以上で、かつ、前記第１所定値以上の第２所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力と前記フィードバック軸力とを混合した混合軸力に基づいた操舵反力を付与し、
    　前記路面が低μ路面ではなくかつ前記前輪スリップ角が前記第３所定値以上で、かつ、前記第３所定値以上の第４所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力と前記フィードバック軸力とを混合した混合軸力に基づいた操舵反力を付与する、
    　請求項１に記載の操舵制御方法。
  3. 　操舵速度が所定速度以上である場合は、前記路面が低μ路面であるか否か、及び前記軸力差分が前記第２所定値以上であるか否か、及び前記前輪スリップ角が前記第４所定値以上であるか否かに関わらず前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する請求項２に記載の操舵制御方法。
  4. 　前記車両に生じる実ヨーレイトと前記車両の車速とをセンサで検出し、
    　前記操向輪の転舵角と前記車両の車速と車両モデルとに基づいて前記車両に生じるヨーレイトの規範値である規範ヨーレイトを算出し、
    　前記規範ヨーレイトと前記実ヨーレイトとの差分が所定値よりも大きい場合には、前記路面が低μ路面であるか否か、及び前記軸力差分が前記第２所定値以上であるか否か、及び前記前輪スリップ角が前記第４所定値以上であるか否かに関わらず前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する請求項２に記載の操舵制御方法。
  5. 　前記車両に生じる実ヨーレイトと横加速度と前記車両の車速とをセンサで検出し、
    　前記操向輪の転舵角と前記車両の車速と車両モデルとに基づいて前記車両に生じる車体スリップ角速度の規範値である規範車体スリップ角速度を算出し、
    　前記実ヨーレイトと前記横加速度と前記車速とに基づいて実車体スリップ角速度を算出し、
    　前記規範車体スリップ角速度と前記実車体スリップ角速度との差分が所定値よりも大きい場合には、前記路面が低μ路面であるか否か、及び前記軸力差分が前記第２所定値以上であるか否か、及び前記前輪スリップ角が前記第４所定値以上であるか否かに関わらず前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を付与する請求項２に記載の操舵制御方法。
  6. 　前記フィードフォワード軸力が第５所定値以上であり、かつ前記フィードバック軸力が第６所定値未満である場合に、前記路面が低μ路面であると判定することを特徴とする請求項１に記載の操舵制御方法。
  7. 　前記路面のバンク角が小さい場合よりも大きい場合に、より大きな前記第１所定値を設定することを特徴とする請求項１に記載の操舵制御方法。
  8. 　ステアリングホイールと操向輪とが機械的に分離した車両において前記ステアリングホイールの操舵角を検出する操舵角センサと、
    　前記ステアリングホイールに操舵反力を付与する反力モータと、
    　前記ステアリングホイールの操舵に応じて前記操向輪に接続されたステアリングラックを転舵モータで駆動した際、前記ステアリングラックへ伝達される操舵反力を与えるステアリングラック軸力であるフィードフォワード軸力と、前記車両が走行している路面から前記操向輪を介して前記ステアリングラックへ伝達されるステアリングラック軸力であるフィードバック軸力と、を算出し、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との少なくともいずれか一方に基づいて、前記ステアリングホイールに付与する操舵反力を前記反力モータに発生させるコントローラと、
    　を備える操舵制御装置であって、前記コントローラは、
    　前記操向輪のスリップ角である前輪スリップ角を推定し、前記路面が閾値以下の摩擦係数を有する低μ路面であるか否かを判定し、前記路面が低μ路面であって、かつ操向輪の実転舵角に応じたステアリングラック軸力である規範軸力又は前記フィードフォワード軸力の一方と前記フィードバック軸力との間の軸力差分が第１所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力を用いず、前記フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を前記反力モータに発生させ、前記路面が低μ路面であってかつ前記軸力差分が前記第１所定値以上である場合には、前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を前記反力モータに発生させ、前記路面が低μ路面ではなくかつ前記前輪スリップ角が第３所定値未満である場合には、前記フィードバック軸力を用いず、前記フィードフォワード軸力に基づいた操舵反力を前記反力モータに発生させ、前記路面が低μ路面ではなくかつ前記前輪スリップ角が前記第３所定値以上である場合には、前記フィードバック軸力に基づいた操舵反力を前記反力モータに発生させることを特徴とする操舵制御装置。
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