JPH092316A - 車両のヨーイング挙動制御装置 - Google Patents
車両のヨーイング挙動制御装置Info
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- JPH092316A JPH092316A JP7156022A JP15602295A JPH092316A JP H092316 A JPH092316 A JP H092316A JP 7156022 A JP7156022 A JP 7156022A JP 15602295 A JP15602295 A JP 15602295A JP H092316 A JPH092316 A JP H092316A
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- slip angle
- rear wheel
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
- B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
- B62D7/00—Steering linkage; Stub axles or their mountings
- B62D7/06—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins
- B62D7/14—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering
- B62D7/15—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering characterised by means varying the ratio between the steering angles of the steered wheels
- B62D7/159—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering characterised by means varying the ratio between the steering angles of the steered wheels characterised by computing methods or stabilisation processes or systems, e.g. responding to yaw rate, lateral wind, load, road condition
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- Steering Control In Accordance With Driving Conditions (AREA)
- Steering-Linkage Mechanisms And Four-Wheel Steering (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 車両のヨーイング挙動フィードバック制御に
用いる挙動目標値を車体スリップ角に応じ修正し、横滑
り時の挙動制御が不安定側になるのを防ぐ。 【構成】 コントローラ３は、センサ６，８で検出した
車速Ｖおよび操舵角θから目標ヨーレートを求め、これ
を、センサ３７で検出した車体スリップ角Ｓa が旋回外
向きで、設定スリップ角より大きい時、スリップ角偏差
に応じ旋回外向き方向に修正して修正目標ヨーレートを
求め、センサ１２で検出した実ヨーレートがこの修正目
標ヨーレートに一致するようシリンダ２２を介し後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲを操舵する。よって、車両のヨーイン
グ挙動が不安定である場合に上記の後輪操舵がなされて
も、これがヨーイング挙動を益々不安定にするようなこ
とがなくなる。
用いる挙動目標値を車体スリップ角に応じ修正し、横滑
り時の挙動制御が不安定側になるのを防ぐ。 【構成】 コントローラ３は、センサ６，８で検出した
車速Ｖおよび操舵角θから目標ヨーレートを求め、これ
を、センサ３７で検出した車体スリップ角Ｓa が旋回外
向きで、設定スリップ角より大きい時、スリップ角偏差
に応じ旋回外向き方向に修正して修正目標ヨーレートを
求め、センサ１２で検出した実ヨーレートがこの修正目
標ヨーレートに一致するようシリンダ２２を介し後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲを操舵する。よって、車両のヨーイン
グ挙動が不安定である場合に上記の後輪操舵がなされて
も、これがヨーイング挙動を益々不安定にするようなこ
とがなくなる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、車両の旋回挙動である
ヨーイング挙動を適切に制御するための装置に関するも
のである。
ヨーイング挙動を適切に制御するための装置に関するも
のである。
【０００２】
【従来の技術】運転者は、車両の旋回走行に際しての運
転中、主に車両の位置と、車両の向き、つまり車体スリ
ップ角（通常はヨー角と呼ばれる）とを感じながら、こ
れらが自己が狙ったものとなるよう運転操作を行う。
転中、主に車両の位置と、車両の向き、つまり車体スリ
ップ角（通常はヨー角と呼ばれる）とを感じながら、こ
れらが自己が狙ったものとなるよう運転操作を行う。
【０００３】しかし、上記の車体スリップ角を直接、精
度良く検出する手段が現段階では未だ存在せず、車両の
ヨーイング挙動を制御するに当たっては従来、例えば特
開昭６３−３１２２７１号公報や、特開平４−３３４６
６０号公報に記載のごとく、今日既に高精度に検出が可
能なヨーレート（ヨー角速度）をモニタし、これが目標
ヨーレートとなるよう車両を、後輪補助操舵や、前輪舵
角制御や、左右輪制動力制御等により挙動制御する技術
が知られている。
度良く検出する手段が現段階では未だ存在せず、車両の
ヨーイング挙動を制御するに当たっては従来、例えば特
開昭６３−３１２２７１号公報や、特開平４−３３４６
６０号公報に記載のごとく、今日既に高精度に検出が可
能なヨーレート（ヨー角速度）をモニタし、これが目標
ヨーレートとなるよう車両を、後輪補助操舵や、前輪舵
角制御や、左右輪制動力制御等により挙動制御する技術
が知られている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかし上記した従来の
ヨーイング挙動制御では、図１１の姿勢で車両１が横滑
りしている状態、つまり前輪１０F に舵角δF を与えら
れ、車速Ｖを発生しているも、車体スリップ角Ｓa のま
ま横滑りして、ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φが０の状態に
おいて、ヨーレート実際値（ｄ／ｄｔ）φ＝０に呼応
し、これをヨーレート目標値（ｄ／ｄｔ）φ* に持ち来
すべく旋回内向きのヨーイング運動Ｍb を発生させるよ
うな挙動制御を行うこととなる。このヨーイング挙動制
御では、車両の挙動が益々不安定になり、車両の旋回安
定性を向上させることが目的の１つであるヨーイング挙
動制御の目的に反し、当該制御を行わない車両よりも旋
回安定性が悪化するという弊害がある。
ヨーイング挙動制御では、図１１の姿勢で車両１が横滑
りしている状態、つまり前輪１０F に舵角δF を与えら
れ、車速Ｖを発生しているも、車体スリップ角Ｓa のま
ま横滑りして、ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φが０の状態に
おいて、ヨーレート実際値（ｄ／ｄｔ）φ＝０に呼応
し、これをヨーレート目標値（ｄ／ｄｔ）φ* に持ち来
すべく旋回内向きのヨーイング運動Ｍb を発生させるよ
うな挙動制御を行うこととなる。このヨーイング挙動制
御では、車両の挙動が益々不安定になり、車両の旋回安
定性を向上させることが目的の１つであるヨーイング挙
動制御の目的に反し、当該制御を行わない車両よりも旋
回安定性が悪化するという弊害がある。
【０００５】この問題解決のためには、上記ヨーレート
フィードバックによる挙動制御に付加して、スリップ角
フィードバック制御による挙動制御をも、同時平行的に
行うことが考えられる。後者のスリップ角フィードバッ
ク制御は、車体スリップ角Ｓ a と設定スリップ角Ｓa *
との偏差に応じて、車体スリップ角Ｓa を設定スリップ
角Ｓa * に向かわせるような挙動制御で、前者のヨーレ
ートフィードバックによる挙動制御と、後者のスリップ
角フィードバック制御による挙動制御とを共に行う場合
のヨーイング運動制御量Ｍは、それぞれの制御定数をＫ
1 ，Ｋ2 とした場合、次式で表される。
フィードバックによる挙動制御に付加して、スリップ角
フィードバック制御による挙動制御をも、同時平行的に
行うことが考えられる。後者のスリップ角フィードバッ
ク制御は、車体スリップ角Ｓ a と設定スリップ角Ｓa *
との偏差に応じて、車体スリップ角Ｓa を設定スリップ
角Ｓa * に向かわせるような挙動制御で、前者のヨーレ
ートフィードバックによる挙動制御と、後者のスリップ
角フィードバック制御による挙動制御とを共に行う場合
のヨーイング運動制御量Ｍは、それぞれの制御定数をＫ
1 ，Ｋ2 とした場合、次式で表される。
【数２】Ｍ＝Ｋ1 〔（ｄ／ｄｔ）φ−（ｄ／ｄｔ）
φ* 〕＋Ｋ2 （Ｓa −Ｓa * ）
φ* 〕＋Ｋ2 （Ｓa −Ｓa * ）
【０００６】ここで、ヨーレートフィードバックによる
制御量Ｋ1 〔（ｄ／ｄｔ）φ−（ｄ／ｄｔ）φ* 〕を上
記したようにＭb とし、スリップ角フィードバック制御
による制御量Ｋ2 （Ｓa −Ｓa * ）をＭa とすると、制
御量Ｍb が図１１につき前述したように、旋回内向きの
ヨーイング運動を発生させるようなものであるのに対
し、制御量Ｍa は同図に示すように、旋回外向きのヨー
イング運動を発生させるようなものとなる。従って、制
御量Ｍb と制御量Ｍa とが逆向きとなり、それぞれの効
果を打ち消し合ってしまうという弊害を生ずるのに加
え、ヨーレートセンサや、操舵角センサや、車速センサ
等により目標値や、制御量を計算する際のフィルタや、
センサの位相特性差による応答性の違いにより、発振現
象のような干渉が発生する懸念を払拭しきれない。
制御量Ｋ1 〔（ｄ／ｄｔ）φ−（ｄ／ｄｔ）φ* 〕を上
記したようにＭb とし、スリップ角フィードバック制御
による制御量Ｋ2 （Ｓa −Ｓa * ）をＭa とすると、制
御量Ｍb が図１１につき前述したように、旋回内向きの
ヨーイング運動を発生させるようなものであるのに対
し、制御量Ｍa は同図に示すように、旋回外向きのヨー
イング運動を発生させるようなものとなる。従って、制
御量Ｍb と制御量Ｍa とが逆向きとなり、それぞれの効
果を打ち消し合ってしまうという弊害を生ずるのに加
え、ヨーレートセンサや、操舵角センサや、車速センサ
等により目標値や、制御量を計算する際のフィルタや、
センサの位相特性差による応答性の違いにより、発振現
象のような干渉が発生する懸念を払拭しきれない。
【０００７】本発明は、この観点から、前記のようにス
リップ角フィードバック制御による制御を付加する対策
を止め、この代わりに車体スリップ角に応じヨーイング
運動目標値を修正することで、従来のヨーイング挙動制
御で生じていた車両挙動が益々不安定になるという前記
の問題を解消することを目的とする。
リップ角フィードバック制御による制御を付加する対策
を止め、この代わりに車体スリップ角に応じヨーイング
運動目標値を修正することで、従来のヨーイング挙動制
御で生じていた車両挙動が益々不安定になるという前記
の問題を解消することを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】この目的のため第１発明
による車両のヨーイング挙動制御装置は、図１に概念を
示すように、車両の走行状態を表す物理量を検出する走
行状態物理量検出手段と、該手段で検出した走行状態物
理量から、車両の目標とすべきヨーイング運動目標値を
演算するヨーイング運動目標値演算手段と、車両の実際
のヨーイング運動を検出するヨーイング運動実際値検出
手段と、この手段で検出した実際のヨーイング運動が、
前記ヨーイング運動目標値に一致するよう車両挙動を制
御する車両挙動制御手段とを具えた装置において、前記
ヨーイング運動実際値検出手段は、車両の実際のヨーイ
ング運動として、少なくとも車両のヨーレートおよび車
体スリップ角を検出する構成とし、この検出された車体
スリップ角が旋回外向き方向のものであり、且つ設定ス
リップ角よりも大きい時、これら車体スリップ角および
設定スリップ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、
前記演算されたヨーイング運動目標値を、旋回外向き方
向に修正するヨーイング運動目標値修正手段と、前記設
定スリップ角を、前記ヨーイング運動目標値の増大につ
れ大きくする設定スリップ角変更手段とを設けたことを
特徴とするものである。
による車両のヨーイング挙動制御装置は、図１に概念を
示すように、車両の走行状態を表す物理量を検出する走
行状態物理量検出手段と、該手段で検出した走行状態物
理量から、車両の目標とすべきヨーイング運動目標値を
演算するヨーイング運動目標値演算手段と、車両の実際
のヨーイング運動を検出するヨーイング運動実際値検出
手段と、この手段で検出した実際のヨーイング運動が、
前記ヨーイング運動目標値に一致するよう車両挙動を制
御する車両挙動制御手段とを具えた装置において、前記
ヨーイング運動実際値検出手段は、車両の実際のヨーイ
ング運動として、少なくとも車両のヨーレートおよび車
体スリップ角を検出する構成とし、この検出された車体
スリップ角が旋回外向き方向のものであり、且つ設定ス
リップ角よりも大きい時、これら車体スリップ角および
設定スリップ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、
前記演算されたヨーイング運動目標値を、旋回外向き方
向に修正するヨーイング運動目標値修正手段と、前記設
定スリップ角を、前記ヨーイング運動目標値の増大につ
れ大きくする設定スリップ角変更手段とを設けたことを
特徴とするものである。
【０００９】また、第２発明による車両のヨーイング挙
動制御装置においては、上記設定スリップ角変更手段が
設定スリップ角Ｓa * を、
動制御装置においては、上記設定スリップ角変更手段が
設定スリップ角Ｓa * を、
【数３】Ｓa * ＝｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）（Ｌf ／
Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝×（ｄ／ｄｔ）φ* 但し、Ｌr ：後輪−重心間距離 Ｌf ：前輪−重心間距離 Ｌ ：ホイールベース（Ｌ＝Ｌr ＋Ｌf ） ｍ ：車両の慣性質量 Ｃpr：後輪コーナリングパワー Ｖ ：車速 （ｄ／ｄｔ）φ* ：ヨーイング運動目標値 により定めるよう構成したことを特徴とするものであ
る。
Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝×（ｄ／ｄｔ）φ* 但し、Ｌr ：後輪−重心間距離 Ｌf ：前輪−重心間距離 Ｌ ：ホイールベース（Ｌ＝Ｌr ＋Ｌf ） ｍ ：車両の慣性質量 Ｃpr：後輪コーナリングパワー Ｖ ：車速 （ｄ／ｄｔ）φ* ：ヨーイング運動目標値 により定めるよう構成したことを特徴とするものであ
る。
【００１０】
【作用】第１発明においては、ヨーイング運動目標値演
算手段が、走行状態物理量検出手段で検出した車両の走
行状態を表す物理量から、車両の目標とすべきヨーイン
グ運動目標値を演算する。
算手段が、走行状態物理量検出手段で検出した車両の走
行状態を表す物理量から、車両の目標とすべきヨーイン
グ運動目標値を演算する。
【００１１】一方でヨーイング運動実際値検出手段は、
車両の実際のヨーイング運動として、少なくとも車両の
ヨーレートおよび車体スリップ角を検出し、ヨーイング
運動目標値修正手段は、この検出された車体スリップ角
が旋回外向き方向のものであり、且つ設定スリップ角よ
りも大きい時、これら車体スリップ角および設定スリッ
プ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、上記演算さ
れたヨーイング運動目標値を旋回外向き方向に修正し、
車両挙動制御手段に供給する。この車両挙動制御手段
は、上記検出された実際のヨーレートが、当該修正され
たヨーイング運動目標値に一致するよう車両挙動を制御
する。
車両の実際のヨーイング運動として、少なくとも車両の
ヨーレートおよび車体スリップ角を検出し、ヨーイング
運動目標値修正手段は、この検出された車体スリップ角
が旋回外向き方向のものであり、且つ設定スリップ角よ
りも大きい時、これら車体スリップ角および設定スリッ
プ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、上記演算さ
れたヨーイング運動目標値を旋回外向き方向に修正し、
車両挙動制御手段に供給する。この車両挙動制御手段
は、上記検出された実際のヨーレートが、当該修正され
たヨーイング運動目標値に一致するよう車両挙動を制御
する。
【００１２】よって、車体スリップ角が旋回外向き方向
のものでない時とか、車体スリップ角が旋回外向き方向
のものであっても、設定スリップ角よりも大きくない時
のように、車両のヨーイング挙動が安定している場合
は、ヨーイング運動目標値の上記修正を行わないことと
なり、不要なヨーイング運動目標値の修正で、ヨーイン
グ挙動制御を行ったがために却って挙動不安定になると
いった事態を解消することができる。
のものでない時とか、車体スリップ角が旋回外向き方向
のものであっても、設定スリップ角よりも大きくない時
のように、車両のヨーイング挙動が安定している場合
は、ヨーイング運動目標値の上記修正を行わないことと
なり、不要なヨーイング運動目標値の修正で、ヨーイン
グ挙動制御を行ったがために却って挙動不安定になると
いった事態を解消することができる。
【００１３】そして、車体スリップ角が旋回外向き方向
のもので、且つ設定スリップ角よりも大きくなる時のよ
うに、車両のヨーイング挙動が不安定である場合は、こ
れら車体スリップ角および設定スリップ角間の偏差に応
じて該偏差が大きいほど、ヨーイング運動目標値を旋回
外向き方向に修正することから、横滑り状態となった場
合等においても、ヨーイング運動目標値が車両のヨーイ
ング挙動を不安定なままにすることがなくなり、当該不
安定な事態を回避することができる。
のもので、且つ設定スリップ角よりも大きくなる時のよ
うに、車両のヨーイング挙動が不安定である場合は、こ
れら車体スリップ角および設定スリップ角間の偏差に応
じて該偏差が大きいほど、ヨーイング運動目標値を旋回
外向き方向に修正することから、横滑り状態となった場
合等においても、ヨーイング運動目標値が車両のヨーイ
ング挙動を不安定なままにすることがなくなり、当該不
安定な事態を回避することができる。
【００１４】なお第１発明においては更に、上記設定ス
リップ角を、設定スリップ角変更手段により、前記ヨー
イング運動目標値の増大につれ大きくなるよう変更す
る。よって、ヨーイング運動目標値の上記修正が旋回運
動と直進走行等の横すべり走行状態が適当になるように
なり、上記の作用効果を向上することができる。
リップ角を、設定スリップ角変更手段により、前記ヨー
イング運動目標値の増大につれ大きくなるよう変更す
る。よって、ヨーイング運動目標値の上記修正が旋回運
動と直進走行等の横すべり走行状態が適当になるように
なり、上記の作用効果を向上することができる。
【００１５】第２発明においては、上記設定スリップ角
変更手段が設定スリップ角Ｓa * を次式により定め、こ
れにより設定スリップ角Ｓa * の上記修正を行う。
変更手段が設定スリップ角Ｓa * を次式により定め、こ
れにより設定スリップ角Ｓa * の上記修正を行う。
【数４】Ｓa * ＝｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）（Ｌf ／
Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝×（ｄ／ｄｔ）φ* 但し、Ｌr ：後輪−重心間距離 Ｌf ：前輪−重心間距離 Ｌ ：ホイールベース（Ｌ＝Ｌr ＋Ｌf ） ｍ ：車両の慣性質量 Ｃpr：後輪コーナリングパワー Ｖ ：車速 （ｄ／ｄｔ）φ* ：ヨーイング運動目標値
Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝×（ｄ／ｄｔ）φ* 但し、Ｌr ：後輪−重心間距離 Ｌf ：前輪−重心間距離 Ｌ ：ホイールベース（Ｌ＝Ｌr ＋Ｌf ） ｍ ：車両の慣性質量 Ｃpr：後輪コーナリングパワー Ｖ ：車速 （ｄ／ｄｔ）φ* ：ヨーイング運動目標値
【００１６】この場合、設定スリップ角Ｓa * を常時確
実に操舵角および車速に応じた適切なものにすることが
でき、走行状態の如何にかかわらず第１発明の上記作用
効果を一層確実なものにすることができる。
実に操舵角および車速に応じた適切なものにすることが
でき、走行状態の如何にかかわらず第１発明の上記作用
効果を一層確実なものにすることができる。
【００１７】
【実施例】以下、本発明の実施例を図面に基づき詳細に
説明する。
説明する。
【００１８】図２〜図７は本発明による車両のヨーイン
グ挙動制御装置を、後輪の操舵を可能とした四輪操舵車
両に展開した一実施例を示すものである。ここでは、四
輪操舵車両における基本的なステアリング特性の改善制
御内容は周知であるとして、車両ヨーイング運動に係る
コーナリング特性を改善するステアリング特性の制御に
ついてのみ詳述する。
グ挙動制御装置を、後輪の操舵を可能とした四輪操舵車
両に展開した一実施例を示すものである。ここでは、四
輪操舵車両における基本的なステアリング特性の改善制
御内容は周知であるとして、車両ヨーイング運動に係る
コーナリング特性を改善するステアリング特性の制御に
ついてのみ詳述する。
【００１９】まず、図２に四輪操舵車両の全体的な構成
を簡潔に示す。同図において、１０ＦＬ，１０ＦＲは左
右の前輪であり、１０ＲＬ，１０ＲＲは左右の後輪であ
る。各車輪１０ＦＬ〜１０ＲＲは少なくとも車両に対し
て水平面内で転舵可能に支持されたハブキャリアに回転
自在に支持されている。このうち、前輪１０ＦＬ，１０
ＦＲに係わる両ハブキャリア間を、タイロッド１３を介
して既知のラックアンドピニオン式ステアリングギヤ装
置１４のラック軸により連結している。このラック軸に
はステアリングシャフト１６に連結された図示されない
ピニオンが噛合しており、ステアリングホイール１５を
回転させることにより前輪を機械式に主操舵できるよう
に構成されている。
を簡潔に示す。同図において、１０ＦＬ，１０ＦＲは左
右の前輪であり、１０ＲＬ，１０ＲＲは左右の後輪であ
る。各車輪１０ＦＬ〜１０ＲＲは少なくとも車両に対し
て水平面内で転舵可能に支持されたハブキャリアに回転
自在に支持されている。このうち、前輪１０ＦＬ，１０
ＦＲに係わる両ハブキャリア間を、タイロッド１３を介
して既知のラックアンドピニオン式ステアリングギヤ装
置１４のラック軸により連結している。このラック軸に
はステアリングシャフト１６に連結された図示されない
ピニオンが噛合しており、ステアリングホイール１５を
回転させることにより前輪を機械式に主操舵できるよう
に構成されている。
【００２０】また、同図の２は車両に搭載された車両挙
動制御手段としての後輪操舵装置を示す。この後輪操舵
装置２では、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲに係わる両ハブキ
ャリア間を、夫々タイロッド１８を介して後輪操舵用の
操舵軸２０により連結している。そして、操舵軸２０は
後輪操舵用両ロッド形複動シリンダ２２のピストンロッ
ドとして機能しており、当該後輪操舵用シリンダ２２内
は操舵軸２０と一体のピストン２４によって左右のシリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒに分割され、これらシリンダ室２
６Ｌ，２６Ｒに供給される油量に応じて操舵軸２０がス
トロークされる。なお、各シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内
には同等の弾性係数並びに自由長を有するスプリング２
８が内装されており、各シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒへの
油圧が解除されるとピストン２４がシリンダ２２の中央
部に移動されてセンタリングされ、後輪１０ＲＬ，１０
ＲＲが中立位置に復帰されるものとする。
動制御手段としての後輪操舵装置を示す。この後輪操舵
装置２では、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲに係わる両ハブキ
ャリア間を、夫々タイロッド１８を介して後輪操舵用の
操舵軸２０により連結している。そして、操舵軸２０は
後輪操舵用両ロッド形複動シリンダ２２のピストンロッ
ドとして機能しており、当該後輪操舵用シリンダ２２内
は操舵軸２０と一体のピストン２４によって左右のシリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒに分割され、これらシリンダ室２
６Ｌ，２６Ｒに供給される油量に応じて操舵軸２０がス
トロークされる。なお、各シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内
には同等の弾性係数並びに自由長を有するスプリング２
８が内装されており、各シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒへの
油圧が解除されるとピストン２４がシリンダ２２の中央
部に移動されてセンタリングされ、後輪１０ＲＬ，１０
ＲＲが中立位置に復帰されるものとする。
【００２１】更に、前記後輪操舵用シリンダ２２の各シ
リンダ室２６Ｌ，２６Ｒには、リザーバ３４から吸引し
た油圧ポンプ３０からの所定圧の作動油が制御弁３２及
びカットオフ弁３６を介して供給される。具体的に、油
圧ポンプ３０は制御弁３２のポンプポートＰに接続さ
れ、当該制御弁３２のリターンポートＲがリザーバ３４
に接続され、一方、カットオフ弁３６の一方の出力ポー
トＳ1 がシリンダ２２の一方のシリンダ室２６Ｌに接続
され、当該カットオフ弁３６の他方の出力ポートＳ2 が
シリンダ２２の他方のシリンダ室２６Ｒに接続されて、
更に制御弁３２の二つの出力ポートＡ，Ｂが夫々、カッ
トオフ弁３６の二つの入力ポートＮ1 ，Ｎ 2 に個別に接
続されている。また油圧ポンプ３０は、例えば車両に搭
載されたエンジンによって回転駆動され、リザーバ３４
内の作動油を吐出し、これを制御弁３２に供給する。な
お、このうち油圧ポンプ３２やリザーバ３４は前記ラッ
クアンドピニオン式ステアリングギヤ装置に並置された
図示されないパワーステアリング機構のものと兼用して
もよい。
リンダ室２６Ｌ，２６Ｒには、リザーバ３４から吸引し
た油圧ポンプ３０からの所定圧の作動油が制御弁３２及
びカットオフ弁３６を介して供給される。具体的に、油
圧ポンプ３０は制御弁３２のポンプポートＰに接続さ
れ、当該制御弁３２のリターンポートＲがリザーバ３４
に接続され、一方、カットオフ弁３６の一方の出力ポー
トＳ1 がシリンダ２２の一方のシリンダ室２６Ｌに接続
され、当該カットオフ弁３６の他方の出力ポートＳ2 が
シリンダ２２の他方のシリンダ室２６Ｒに接続されて、
更に制御弁３２の二つの出力ポートＡ，Ｂが夫々、カッ
トオフ弁３６の二つの入力ポートＮ1 ，Ｎ 2 に個別に接
続されている。また油圧ポンプ３０は、例えば車両に搭
載されたエンジンによって回転駆動され、リザーバ３４
内の作動油を吐出し、これを制御弁３２に供給する。な
お、このうち油圧ポンプ３２やリザーバ３４は前記ラッ
クアンドピニオン式ステアリングギヤ装置に並置された
図示されないパワーステアリング機構のものと兼用して
もよい。
【００２２】前記カットオフ弁３６は、所謂フェールセ
ーフ弁としての機能を有する４ポート２位置電磁方向切
換弁で構成されている。そして、図２では、このカット
オフ弁３６の右方にはリターンスプリング６２が配設さ
れ、同じく右方には配設された電磁ソレノイド６３は後
述するコントローラからの駆動信号ＣＦで励磁されるよ
うにしてある。従って、この電磁ソレノイド６３が励磁
されていないノーマル状態において図２の右切り換え位
置となり、この状態で当該カットオフ弁３６の両入力ポ
ートＮ1 ，Ｎ2 、即ち前記制御弁３２の両出力ポート
Ａ，Ｂが連通状態となって当該制御弁３２の出力油圧は
そのままリターンされると共に、カットオフ弁３６の両
出力ポートＳ1 ，Ｓ2 、即ち前記シリンダ２２の両シリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒが連通状態となる。この連通状態
でシリンダ２２は、両シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内のス
プリング２８によってこれらシリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ
内の油圧を均衡され、操舵軸２０がセンタリングされ
る。よって後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは直進状態、即ち非
操舵状態となり、従って制御信号ＣＦの出力されていな
い状態でフェイルセーフ（失陥補償）が行われる。な
お、前記シリンダ２２に内装されたスプリング２８は、
通常旋回で車輪に生じるコーナリングフォースによって
変形することのない弾性係数を有するものである。
ーフ弁としての機能を有する４ポート２位置電磁方向切
換弁で構成されている。そして、図２では、このカット
オフ弁３６の右方にはリターンスプリング６２が配設さ
れ、同じく右方には配設された電磁ソレノイド６３は後
述するコントローラからの駆動信号ＣＦで励磁されるよ
うにしてある。従って、この電磁ソレノイド６３が励磁
されていないノーマル状態において図２の右切り換え位
置となり、この状態で当該カットオフ弁３６の両入力ポ
ートＮ1 ，Ｎ2 、即ち前記制御弁３２の両出力ポート
Ａ，Ｂが連通状態となって当該制御弁３２の出力油圧は
そのままリターンされると共に、カットオフ弁３６の両
出力ポートＳ1 ，Ｓ2 、即ち前記シリンダ２２の両シリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒが連通状態となる。この連通状態
でシリンダ２２は、両シリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内のス
プリング２８によってこれらシリンダ室２６Ｌ，２６Ｒ
内の油圧を均衡され、操舵軸２０がセンタリングされ
る。よって後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは直進状態、即ち非
操舵状態となり、従って制御信号ＣＦの出力されていな
い状態でフェイルセーフ（失陥補償）が行われる。な
お、前記シリンダ２２に内装されたスプリング２８は、
通常旋回で車輪に生じるコーナリングフォースによって
変形することのない弾性係数を有するものである。
【００２３】一方、このカットオフ弁３６の電磁ソレノ
イド６３がコントローラからの駆動信号ＣＦによって励
磁されると、前記リターンスプリング６２の弾性力に抗
して当該カットオフ弁３６は図２の左切り換え位置に切
り換えられる。この状態で、このカットオフ弁３６の一
方の入力ポートＮ1 は前記一方の出力ポートＳ1 と連通
され、他方の入力ポートＮ2 は他方の出力ポートＳ2 と
連通されるから、前記制御弁３２の一方の出力ポートＡ
がシリンダ２２の左シリンダ室２６Ｌと連通され、同時
に制御弁３２の他方の出力ポートＢがシリンダ２２の右
シリンダ室２６Ｒと連通される。
イド６３がコントローラからの駆動信号ＣＦによって励
磁されると、前記リターンスプリング６２の弾性力に抗
して当該カットオフ弁３６は図２の左切り換え位置に切
り換えられる。この状態で、このカットオフ弁３６の一
方の入力ポートＮ1 は前記一方の出力ポートＳ1 と連通
され、他方の入力ポートＮ2 は他方の出力ポートＳ2 と
連通されるから、前記制御弁３２の一方の出力ポートＡ
がシリンダ２２の左シリンダ室２６Ｌと連通され、同時
に制御弁３２の他方の出力ポートＢがシリンダ２２の右
シリンダ室２６Ｒと連通される。
【００２４】一方、前記制御弁３２は、前述からも理解
できるように各二つずつの入出力ポートを有する４ポー
ト３位置・スプリングセンタ形の電磁方向切換弁で構成
されており、図２の左方の電磁ソレノイド６０ａは後述
するコントローラからの駆動信号ＣＳ1 で励磁され、右
方の電磁ソレノイド６０ｂはコントローラからの駆動信
号ＣＳ2 で励磁される。ここで、当該制御弁３２の両電
磁ソレノイド６０ａ，６０ｂが励磁されていない状態で
は、図２の両側のリターンスプリング６１ａ，６１ｂの
弾性力が均衡して制御弁３２は中央切り換え位置とな
り、この状態で当該制御弁３２のポンプポートＰとリタ
ーンポートＲとが連通状態となり、各出力ポートＡ，Ｂ
は夫々遮断状態となる。従って、この状態では油圧ポン
プ３０の吐出油圧はそのままリザーバ３４に帰還される
と共に、前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に
シリンダ２２の左右のシリンダ室２６Ｌ，２６Ｒは夫々
内部の油圧が封じ込められて保持モードとなる。
できるように各二つずつの入出力ポートを有する４ポー
ト３位置・スプリングセンタ形の電磁方向切換弁で構成
されており、図２の左方の電磁ソレノイド６０ａは後述
するコントローラからの駆動信号ＣＳ1 で励磁され、右
方の電磁ソレノイド６０ｂはコントローラからの駆動信
号ＣＳ2 で励磁される。ここで、当該制御弁３２の両電
磁ソレノイド６０ａ，６０ｂが励磁されていない状態で
は、図２の両側のリターンスプリング６１ａ，６１ｂの
弾性力が均衡して制御弁３２は中央切り換え位置とな
り、この状態で当該制御弁３２のポンプポートＰとリタ
ーンポートＲとが連通状態となり、各出力ポートＡ，Ｂ
は夫々遮断状態となる。従って、この状態では油圧ポン
プ３０の吐出油圧はそのままリザーバ３４に帰還される
と共に、前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に
シリンダ２２の左右のシリンダ室２６Ｌ，２６Ｒは夫々
内部の油圧が封じ込められて保持モードとなる。
【００２５】この状態から、前記コントローラの駆動信
号ＣＳ1 により図２の左方の電磁ソレノイド６０ａが励
磁されると、図の左方のリターンスプリング６１ａの弾
性力に抗して制御弁３２は同図の右切り換え位置とな
り、この状態で当該制御弁３２のポンプポートＰと他方
の出力ポートＢとが連通状態となり、リターンポートＲ
と一方の出力ポートＡとが連通状態となる。従って、こ
の状態で前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に
油圧ポンプ３０からの吐出圧が、作動油をシリンダ２２
の右シリンダ室２６Ｒに供給して操舵軸２０のピストン
２４が図２の左方に移動され、結果的に左シリンダ室２
６Ｒ内の作動油はリザーバ３４に帰還されるから、後輪
１０ＲＬ，１０ＲＲは右切りモードとなる。
号ＣＳ1 により図２の左方の電磁ソレノイド６０ａが励
磁されると、図の左方のリターンスプリング６１ａの弾
性力に抗して制御弁３２は同図の右切り換え位置とな
り、この状態で当該制御弁３２のポンプポートＰと他方
の出力ポートＢとが連通状態となり、リターンポートＲ
と一方の出力ポートＡとが連通状態となる。従って、こ
の状態で前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に
油圧ポンプ３０からの吐出圧が、作動油をシリンダ２２
の右シリンダ室２６Ｒに供給して操舵軸２０のピストン
２４が図２の左方に移動され、結果的に左シリンダ室２
６Ｒ内の作動油はリザーバ３４に帰還されるから、後輪
１０ＲＬ，１０ＲＲは右切りモードとなる。
【００２６】一方、前記コントローラの駆動信号ＣＳ2
により図２の右方の電磁ソレノイド６０ｂが励磁される
と、図の右方のリターンスプリング６１ｂの弾性力に抗
して制御弁３２は同図の左切り換え位置となり、この状
態で当該制御弁３２のポンプポートＰと前記一方の出力
ポートＡとが連通状態となり、リターンポートＲと他方
の出力ポートＢとが連通状態となる。従って、この状態
で前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に油圧ポ
ンプ３０からの吐出圧が、作動油をシリンダ２２の左シ
リンダ室２６Ｌに供給して操舵軸２０のピストン２４が
図２の右方に移動され、結果的に右シリンダ室２６Ｒ内
の作動油はリザーバ３４に帰還されるから、後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲは左切りモードとなる。
により図２の右方の電磁ソレノイド６０ｂが励磁される
と、図の右方のリターンスプリング６１ｂの弾性力に抗
して制御弁３２は同図の左切り換え位置となり、この状
態で当該制御弁３２のポンプポートＰと前記一方の出力
ポートＡとが連通状態となり、リターンポートＲと他方
の出力ポートＢとが連通状態となる。従って、この状態
で前記カットオフ弁３６が作動状態である場合に油圧ポ
ンプ３０からの吐出圧が、作動油をシリンダ２２の左シ
リンダ室２６Ｌに供給して操舵軸２０のピストン２４が
図２の右方に移動され、結果的に右シリンダ室２６Ｒ内
の作動油はリザーバ３４に帰還されるから、後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲは左切りモードとなる。
【００２７】前記コントローラについては後段に詳述す
るとして、車両のステアリングシャフト１６には、ステ
アリングホイール１５の操舵角θを検出する操舵角セン
サ８（走行状態物理量検出手段）が設けられており、こ
の操舵角センサ８からは操舵角の大きさに応じ、且つ例
えばステアリングホイール１５を右切りしたときに正、
左切りしたときに負になる電圧信号が操舵角θの検出値
としてコントローラ３に向けて出力される。
るとして、車両のステアリングシャフト１６には、ステ
アリングホイール１５の操舵角θを検出する操舵角セン
サ８（走行状態物理量検出手段）が設けられており、こ
の操舵角センサ８からは操舵角の大きさに応じ、且つ例
えばステアリングホイール１５を右切りしたときに正、
左切りしたときに負になる電圧信号が操舵角θの検出値
としてコントローラ３に向けて出力される。
【００２８】また、車両には、車両の前後方向速度（車
速）Ｖを検出する車速センサ６（走行状態物理量検出手
段）が設けられており、このセンサ６からは車速に応
じ、且つ例えば車両の前進時に正、後退時に負となる電
圧信号が車速Ｖの検出値としてコントローラ３に向けて
出力される。
速）Ｖを検出する車速センサ６（走行状態物理量検出手
段）が設けられており、このセンサ６からは車速に応
じ、且つ例えば車両の前進時に正、後退時に負となる電
圧信号が車速Ｖの検出値としてコントローラ３に向けて
出力される。
【００２９】また、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲの操舵軸２
０の近傍には、当該操舵軸２０の位置から後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲの実後輪操舵角δR を検出する後輪操舵角
センサ９が設けられている。この後輪操舵角センサ９は
左右後輪１０ＲＬ，１０ＲＲの中立位置からの実後輪操
舵角の大きさに応じ、且つ両後輪１０ＲＬ，１０ＲＲが
右切りされているときに正、左切りされているときに負
となる電圧信号として、実後輪操舵角δR の検出値δRR
をコントローラ３に向け出力する。
０の近傍には、当該操舵軸２０の位置から後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲの実後輪操舵角δR を検出する後輪操舵角
センサ９が設けられている。この後輪操舵角センサ９は
左右後輪１０ＲＬ，１０ＲＲの中立位置からの実後輪操
舵角の大きさに応じ、且つ両後輪１０ＲＬ，１０ＲＲが
右切りされているときに正、左切りされているときに負
となる電圧信号として、実後輪操舵角δR の検出値δRR
をコントローラ３に向け出力する。
【００３０】また、車両には、車両に作用する横方向の
遠心加速度（横加速度）Ｙg を検出する横加速度センサ
１１（横加速度検出手段）が設けられており、このセン
サ１１は横加速度の大きさに応じ、且つ右旋回で正、左
旋回で負となる電圧信号として横加速度Ｙg の検出値を
コントローラ３に向け出力する。
遠心加速度（横加速度）Ｙg を検出する横加速度センサ
１１（横加速度検出手段）が設けられており、このセン
サ１１は横加速度の大きさに応じ、且つ右旋回で正、左
旋回で負となる電圧信号として横加速度Ｙg の検出値を
コントローラ３に向け出力する。
【００３１】また、車両には、車両に発生しているヨー
レ−ト（以下実ヨーレ−トと記す）（ｄ／ｄｔ）φを検
出する揺動ジャイロ等のヨーレ−トセンサ１２（ヨーイ
ング運動実際値検出手段）が設けられており、このセン
サ１２にはヨーレ−トの大きさに応じ、且つ右旋回で
正、左旋回で負となる電圧信号として実ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φの検出値をコントローラ３に出力する。
レ−ト（以下実ヨーレ−トと記す）（ｄ／ｄｔ）φを検
出する揺動ジャイロ等のヨーレ−トセンサ１２（ヨーイ
ング運動実際値検出手段）が設けられており、このセン
サ１２にはヨーレ−トの大きさに応じ、且つ右旋回で
正、左旋回で負となる電圧信号として実ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φの検出値をコントローラ３に出力する。
【００３２】車両には更に、車体スリップ角Ｓa を検出
する車体スリップ角センサ（車体スリップ角検出手段）
３７、および前記後輪操舵装置２の各所の異常を検出す
る異常検出センサ４４を設ける。センサ３７は、車体ス
リップ角Ｓa の大きさに応じ、且つ車体右向き方向のス
リップ角の時は正、逆向きの時は負の電圧信号をコント
ローラ３に出力する。またセンサ４４は、後輪操舵装置
２のセンサや後述するコントローラ、或いは各アクチュ
エータの異常が検出された場合に異常検出信号ＦＳをコ
ントローラ３に向けて出力する。
する車体スリップ角センサ（車体スリップ角検出手段）
３７、および前記後輪操舵装置２の各所の異常を検出す
る異常検出センサ４４を設ける。センサ３７は、車体ス
リップ角Ｓa の大きさに応じ、且つ車体右向き方向のス
リップ角の時は正、逆向きの時は負の電圧信号をコント
ローラ３に出力する。またセンサ４４は、後輪操舵装置
２のセンサや後述するコントローラ、或いは各アクチュ
エータの異常が検出された場合に異常検出信号ＦＳをコ
ントローラ３に向けて出力する。
【００３３】前記コントローラ３は、図３に示すように
少なくともＡ／Ｄ変換機能を有する入力インタフェース
回路４０ａ、中央演算装置（ＣＰＵ）４０ｂ、記憶装置
（ＲＯＭ，ＲＡＭ）４０ｃ、Ｄ／Ａ変換機能を有する出
力インタフェース回路４０ｄ等を有するマイクロコンピ
ュータ４０と、前記圧力制御弁３２への駆動信号ＣＳ 1
を供給する駆動回路４１と、当該圧力制御弁３２への駆
動信号ＣＳ2 を供給する駆動回路４２と、前記カットオ
フ弁３６への駆動信号ＣＦを供給する駆動回路４３とを
備えてなる。
少なくともＡ／Ｄ変換機能を有する入力インタフェース
回路４０ａ、中央演算装置（ＣＰＵ）４０ｂ、記憶装置
（ＲＯＭ，ＲＡＭ）４０ｃ、Ｄ／Ａ変換機能を有する出
力インタフェース回路４０ｄ等を有するマイクロコンピ
ュータ４０と、前記圧力制御弁３２への駆動信号ＣＳ 1
を供給する駆動回路４１と、当該圧力制御弁３２への駆
動信号ＣＳ2 を供給する駆動回路４２と、前記カットオ
フ弁３６への駆動信号ＣＦを供給する駆動回路４３とを
備えてなる。
【００３４】このコントローラ３により通常のコーナリ
ング時のステアリング特性を改善する四輪操舵制御の詳
細な内容についてはここでは詳述しないが、前記車速セ
ンサ６からの車速検出値や操舵角センサ８から得られる
操舵角検出値、操舵角速度検出値、操舵角加速度検出値
等に応じて、ステアリングホイール１５による前輪の操
舵と同相の後輪操舵を行うことにより、車速低速域では
ステアリング特性を弱アンダステア方向に変更制御して
旋回性能を向上し、中高速域ではステアリング特性をア
ンダステア方向に強めるように変更制御して旋回時、レ
ーンチェンジ時等の車両の安定性を向上させると共にコ
ーナリングの収束性を向上する。更に、主に低速域で速
い操舵入力が与えられた場合には操舵開始直後に瞬間的
に後輪を逆相操舵することにより、旋回に必要なヨーレ
−トの立ち上がりを向上して操舵に対する応答性、即ち
回頭性を向上し、然る後、前記後輪の同相操舵を行うこ
とによって、コーナリング中の走行安定性を向上するこ
とも可能としている。この通常の後輪操舵制御における
操舵角変更量の演算は、このコントローラ３内の前記マ
イクロコンピュータ４０で行われる、図示されない個別
の演算処理に則って行われており、その後輪操舵制御分
δROを前記マイクロコンピュータ４０の記憶装置４０ｃ
に更新記憶している。
ング時のステアリング特性を改善する四輪操舵制御の詳
細な内容についてはここでは詳述しないが、前記車速セ
ンサ６からの車速検出値や操舵角センサ８から得られる
操舵角検出値、操舵角速度検出値、操舵角加速度検出値
等に応じて、ステアリングホイール１５による前輪の操
舵と同相の後輪操舵を行うことにより、車速低速域では
ステアリング特性を弱アンダステア方向に変更制御して
旋回性能を向上し、中高速域ではステアリング特性をア
ンダステア方向に強めるように変更制御して旋回時、レ
ーンチェンジ時等の車両の安定性を向上させると共にコ
ーナリングの収束性を向上する。更に、主に低速域で速
い操舵入力が与えられた場合には操舵開始直後に瞬間的
に後輪を逆相操舵することにより、旋回に必要なヨーレ
−トの立ち上がりを向上して操舵に対する応答性、即ち
回頭性を向上し、然る後、前記後輪の同相操舵を行うこ
とによって、コーナリング中の走行安定性を向上するこ
とも可能としている。この通常の後輪操舵制御における
操舵角変更量の演算は、このコントローラ３内の前記マ
イクロコンピュータ４０で行われる、図示されない個別
の演算処理に則って行われており、その後輪操舵制御分
δROを前記マイクロコンピュータ４０の記憶装置４０ｃ
に更新記憶している。
【００３５】そして、本実施例のコントローラ３のマイ
クロコンピュータ４０では、後段に詳述する図４の演算
処理に従って、前記操舵角検出値θ及び車速検出値Ｖに
基づいて基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を算出設定
し、前記横加速度検出値Ｙgに基づいて最大ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* max を算出設定し、この最大ヨーレ−
トｄ／ｄｔ）φ* max と前記基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 とを比較して何れか小さい値の方を目標ヨー
レ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 として設定する。そして、こ
の目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を車体スリップ角
Ｓa に応じて修正し、この修正した目標ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* と前記実ヨーレ−ト検出値（ｄ／ｄｔ）φ
とのヨーレ−ト偏差εに応じたヨーレ−ト対応後輪操舵
角δR * を算出設定する。次いでこのヨーレ−ト対応後
輪操舵角δR * に、前記通常のステアリング特性の改善
に係る後輪操舵制御分δR0を加算して後輪操舵角δR を
算出し、この後輪操舵角δR と前記実後輪操舵角検出値
δRRとの偏差γを算出し、この後輪操舵角偏差γが正で
ある場合には、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを右切りする必
要があると判断して制御信号ＳCS1 を前記駆動回路４１
に向けて出力し、当該後輪操舵角偏差γが負である場合
には、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを左切りする必要がある
と判断して制御信号ＳCS2 を前記駆動回路４２に向けて
出力し、当該後輪操舵角偏差γが零である場合には、後
輪１０ＲＬ，１０ＲＲを切り増しする必要がないと判断
して前記制御信号ＳCS1 又は制御信号ＳCS2 の出力を停
止する。
クロコンピュータ４０では、後段に詳述する図４の演算
処理に従って、前記操舵角検出値θ及び車速検出値Ｖに
基づいて基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を算出設定
し、前記横加速度検出値Ｙgに基づいて最大ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* max を算出設定し、この最大ヨーレ−
トｄ／ｄｔ）φ* max と前記基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 とを比較して何れか小さい値の方を目標ヨー
レ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 として設定する。そして、こ
の目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を車体スリップ角
Ｓa に応じて修正し、この修正した目標ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* と前記実ヨーレ−ト検出値（ｄ／ｄｔ）φ
とのヨーレ−ト偏差εに応じたヨーレ−ト対応後輪操舵
角δR * を算出設定する。次いでこのヨーレ−ト対応後
輪操舵角δR * に、前記通常のステアリング特性の改善
に係る後輪操舵制御分δR0を加算して後輪操舵角δR を
算出し、この後輪操舵角δR と前記実後輪操舵角検出値
δRRとの偏差γを算出し、この後輪操舵角偏差γが正で
ある場合には、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを右切りする必
要があると判断して制御信号ＳCS1 を前記駆動回路４１
に向けて出力し、当該後輪操舵角偏差γが負である場合
には、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを左切りする必要がある
と判断して制御信号ＳCS2 を前記駆動回路４２に向けて
出力し、当該後輪操舵角偏差γが零である場合には、後
輪１０ＲＬ，１０ＲＲを切り増しする必要がないと判断
して前記制御信号ＳCS1 又は制御信号ＳCS2 の出力を停
止する。
【００３６】また、本実施例のコントローラ３のマイク
ロコンピュータ４０では、図示されない演算処理に従っ
て、前記異常検出センサ４４からの異常検出信号ＦＳに
基づいて、前記駆動回路４３に向けて制御信号ＳCFを出
力する。
ロコンピュータ４０では、図示されない演算処理に従っ
て、前記異常検出センサ４４からの異常検出信号ＦＳに
基づいて、前記駆動回路４３に向けて制御信号ＳCFを出
力する。
【００３７】前記駆動回路４１，４２は、前記マイクロ
コンピュータ４０から出力される制御信号ＳCS1 ，Ｓ
CS2 を前記圧力制御弁３２の比例ソレノイド６０ａ，６
０ｂへの駆動信号ＣＳ1 ，ＣＳ2 に変換して出力するた
めのものである。また、前記駆動回路４３は、前記マイ
クロコンピュータ４０から出力される制御信号ＳCFを前
記カットオフ弁３６への駆動信号ＣＦに変換して出力す
るためのものである。
コンピュータ４０から出力される制御信号ＳCS1 ，Ｓ
CS2 を前記圧力制御弁３２の比例ソレノイド６０ａ，６
０ｂへの駆動信号ＣＳ1 ，ＣＳ2 に変換して出力するた
めのものである。また、前記駆動回路４３は、前記マイ
クロコンピュータ４０から出力される制御信号ＳCFを前
記カットオフ弁３６への駆動信号ＣＦに変換して出力す
るためのものである。
【００３８】次に、本実施例のコントローラ内で行われ
る演算処理の基本原理について説明する。まず、車両に
作用する入力又は車両に発生する物理量から得られる目
標ヨーイング運動量に、車両に実際に発生している実ヨ
ーイング運動量を追従すべくフィードバック制御を行う
原理について説明する。まず、目標ヨーイング運動量と
して設定される目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ * 及び目
標ヨー角加速度（ｄ2 ／ｄｔ2 ）φ* の前に、その基準
となる基準ヨーイング運動量としての基準ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 の二つの算出方法について説明す
る。
る演算処理の基本原理について説明する。まず、車両に
作用する入力又は車両に発生する物理量から得られる目
標ヨーイング運動量に、車両に実際に発生している実ヨ
ーイング運動量を追従すべくフィードバック制御を行う
原理について説明する。まず、目標ヨーイング運動量と
して設定される目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ * 及び目
標ヨー角加速度（ｄ2 ／ｄｔ2 ）φ* の前に、その基準
となる基準ヨーイング運動量としての基準ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 の二つの算出方法について説明す
る。
【００３９】まず、この基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 は前述したように、既知の車両運動方程式に従って
車速Ｖ、操舵角θを変数とし、車両諸元を係数として下
記（１）式で与えられる。
* 0 は前述したように、既知の車両運動方程式に従って
車速Ｖ、操舵角θを変数とし、車両諸元を係数として下
記（１）式で与えられる。
【数５】 （ｄ／ｄｔ）φ* 0 ＝Ｖ／Ｒ Ｒ＝ＫS ・Ｌ／ｔａｎ（θ／Ｎ） …(1) 但し、 Ｒ：旋回半径 Ｌ：ホイルベース Ｎ：ステアリングギヤ比 ＫS ：スタビリティファクタ
【００４０】スタビリティファクタＫS は旋回特性等に
現れる車両挙動の安定性を示す係数であって、一般にス
タビリティファクタＫS が大きくなるほどステアリング
特性はアンダステア傾向であるとされる。
現れる車両挙動の安定性を示す係数であって、一般にス
タビリティファクタＫS が大きくなるほどステアリング
特性はアンダステア傾向であるとされる。
【００４１】また、この基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 は定常ヨーレ−トＨ0 を用いても算出することがで
きる。一般に、この定常ヨーレ−トＨ0 は車速Ｖ、操舵
角θを変数とし、且つ前記スタビリティファクタＫS 、
ステアリングギヤ比Ｎ及びホイルベースＬを係数として
用い、下記（２）式で与えられる。
* 0 は定常ヨーレ−トＨ0 を用いても算出することがで
きる。一般に、この定常ヨーレ−トＨ0 は車速Ｖ、操舵
角θを変数とし、且つ前記スタビリティファクタＫS 、
ステアリングギヤ比Ｎ及びホイルベースＬを係数として
用い、下記（２）式で与えられる。
【数６】 Ｈ0 ＝Ｖ／〔Ｌ・（１＋ＫS Ｖ2 ）〕・（θ／Ｎ） …(2)
【００４２】そして、基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ*
0 はこの定常ヨーレ−トＨ0 に対し、一次遅れ時定数τ
を用いた一次遅れ系演算を、下記（３）式に従って行う
ことで得られることも既知である。
0 はこの定常ヨーレ−トＨ0 に対し、一次遅れ時定数τ
を用いた一次遅れ系演算を、下記（３）式に従って行う
ことで得られることも既知である。
【数７】 （ｄ／ｄｔ）φ* 0 ＝Ｈ0 ／（１＋τｓ） …(3) 但し、ｓ：ラプラス演算子（ラプラシアン）
【００４３】ここで、前記（１）式又は（２）式及び
（３）式に従って基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を
算出することは勿論可能なのであるが、演算に係る負荷
は相当なものになることは回避し難い。そこで、本実施
例では、これらの算出式に従った操舵入力である操舵角
検出値θと基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 との相関
を、車速検出値Ｖ＝Ｖ1 〜Ｖ5 をパラメータとする図６
の制御マップに示し、当該読み込まれた車速検出値Ｖに
応じてこの制御マップを線形補間して基準ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を算出設定することとした。これに
よれば、少なくとも各算出式の複雑な演算に係る演算負
荷を軽減して、その処理時間を短縮することが可能とな
る。なお、この制御マップでは前記（１）式又は（２）
式及び（３）式において操舵角検出値θが右切りで正、
左切りで負となることを考慮して、夫々の符号に応じた
右旋回時で正、左旋回時で負となる基準ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 が設定されるようにしてある。
（３）式に従って基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を
算出することは勿論可能なのであるが、演算に係る負荷
は相当なものになることは回避し難い。そこで、本実施
例では、これらの算出式に従った操舵入力である操舵角
検出値θと基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 0 との相関
を、車速検出値Ｖ＝Ｖ1 〜Ｖ5 をパラメータとする図６
の制御マップに示し、当該読み込まれた車速検出値Ｖに
応じてこの制御マップを線形補間して基準ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 を算出設定することとした。これに
よれば、少なくとも各算出式の複雑な演算に係る演算負
荷を軽減して、その処理時間を短縮することが可能とな
る。なお、この制御マップでは前記（１）式又は（２）
式及び（３）式において操舵角検出値θが右切りで正、
左切りで負となることを考慮して、夫々の符号に応じた
右旋回時で正、左旋回時で負となる基準ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 が設定されるようにしてある。
【００４４】しかし、この基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）
φ* 0 をそのまま、又はほぼそのまま目標ヨーレ−ト、
即ちヨーイング運動目標値として採用したのでは、路面
摩擦係数に係るコーナリングパワーやコーナリングフォ
ースの最大値の変化を考慮していないことから実情にマ
ッチしない。つまり、既知のように一般の空気ゴムタイ
ヤ付き車輪のタイヤ特性では、通常、横すべり角の増大
に伴ってコーナリングフォースは一旦、ほぼリニアに増
加するものの、やがてその増加率が小さくなり、或る値
から輪荷重によって減少する傾向がある。ところが、同
じタイヤであっても走行中の路面の摩擦係数状態が変化
すると、前記コーナリングフォースに係るタイヤ特性も
変化する。具体的には、例えば氷雪路面や濡れたタイル
路面等ではタイヤと路面との間の摩擦係数は極めて小さ
く、従って車輪の横すべり角が増大するとタイヤは速や
かにグリップ力を失うために、前記横すべり角−コーナ
リングフォース相関におけるコーナリングフォースの最
大値も小さいものとなり、その傾き、即ち単位横すべり
角当たりのコーナリングフォース、コーナリングパワー
も小さいものとなる。これに対して、コンクリート路面
や乾いたアスファルト路面等ではタイヤと路面との間の
摩擦係数は比較的大きく、従って車輪の横すべり角が増
大してもタイヤはグリップ力を保つために、横すべり角
−コーナリングフォース相関におけるコーナリングフォ
ースの最大値も比較的大きなものとなり、その傾き、コ
ーナリングパワーも大きなものとなる。
φ* 0 をそのまま、又はほぼそのまま目標ヨーレ−ト、
即ちヨーイング運動目標値として採用したのでは、路面
摩擦係数に係るコーナリングパワーやコーナリングフォ
ースの最大値の変化を考慮していないことから実情にマ
ッチしない。つまり、既知のように一般の空気ゴムタイ
ヤ付き車輪のタイヤ特性では、通常、横すべり角の増大
に伴ってコーナリングフォースは一旦、ほぼリニアに増
加するものの、やがてその増加率が小さくなり、或る値
から輪荷重によって減少する傾向がある。ところが、同
じタイヤであっても走行中の路面の摩擦係数状態が変化
すると、前記コーナリングフォースに係るタイヤ特性も
変化する。具体的には、例えば氷雪路面や濡れたタイル
路面等ではタイヤと路面との間の摩擦係数は極めて小さ
く、従って車輪の横すべり角が増大するとタイヤは速や
かにグリップ力を失うために、前記横すべり角−コーナ
リングフォース相関におけるコーナリングフォースの最
大値も小さいものとなり、その傾き、即ち単位横すべり
角当たりのコーナリングフォース、コーナリングパワー
も小さいものとなる。これに対して、コンクリート路面
や乾いたアスファルト路面等ではタイヤと路面との間の
摩擦係数は比較的大きく、従って車輪の横すべり角が増
大してもタイヤはグリップ力を保つために、横すべり角
−コーナリングフォース相関におけるコーナリングフォ
ースの最大値も比較的大きなものとなり、その傾き、コ
ーナリングパワーも大きなものとなる。
【００４５】ところで、車両運動上での横加速度Ｙg と
ヨーイング運動量であるヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* と
の関係は、両者が定常的に釣り合って走行していると
き、
ヨーイング運動量であるヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* と
の関係は、両者が定常的に釣り合って走行していると
き、
【数８】ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* ＝Ｖ／Ｒ 横加速度Ｙg ＝Ｖ2 ／Ｒ＝（ｄ／ｄｔ）φ* ・Ｖ 但し、Ｒ：旋回半径 Ｖ：車速 で表される。過渡的な面も考慮すると、両者の時間関係
は、運転者のステアリングホイール操舵による操舵入力
により、前輪コーナリングフォースが発生し、これによ
りヨーイング運動が起き、そして車体に横すべり角がつ
き、後輪のコーナリングフォースが発生し、その結果、
横加速度が生じる。従って、前記路面摩擦係数状態の変
化に伴ってコーナリングフォースが変化すれば、この横
加速度にも何らかの変化が生じる。具体的には、路面摩
擦係数状態が小さいためにコーナリングパワーが小さい
場合には操舵入力に対してコーナリングフォースの立ち
上がりが小さいから、車両に発生する横加速度も小さく
なり、またコーナリングフォースの最大値が小さいため
に車両に発生する最大横加速度が小さくなる。これに対
して、路面摩擦係数状態が大きいためにコーナリングパ
ワーが大きい場合には操舵入力に対してコーナリングフ
ォースの立ち上がりが大きいから、車両に発生する横加
速度も相対的に大きくなり、またコーナリングフォース
の最大値が大きいために、深い旋回においてもタイヤは
グリップ力を保持して車両に発生する最大横加速度が相
対的に大きくなる。
は、運転者のステアリングホイール操舵による操舵入力
により、前輪コーナリングフォースが発生し、これによ
りヨーイング運動が起き、そして車体に横すべり角がつ
き、後輪のコーナリングフォースが発生し、その結果、
横加速度が生じる。従って、前記路面摩擦係数状態の変
化に伴ってコーナリングフォースが変化すれば、この横
加速度にも何らかの変化が生じる。具体的には、路面摩
擦係数状態が小さいためにコーナリングパワーが小さい
場合には操舵入力に対してコーナリングフォースの立ち
上がりが小さいから、車両に発生する横加速度も小さく
なり、またコーナリングフォースの最大値が小さいため
に車両に発生する最大横加速度が小さくなる。これに対
して、路面摩擦係数状態が大きいためにコーナリングパ
ワーが大きい場合には操舵入力に対してコーナリングフ
ォースの立ち上がりが大きいから、車両に発生する横加
速度も相対的に大きくなり、またコーナリングフォース
の最大値が大きいために、深い旋回においてもタイヤは
グリップ力を保持して車両に発生する最大横加速度が相
対的に大きくなる。
【００４６】以上の原理に基づいて、本実施例では車両
で達成可能なヨーレ−トの最大値、最大ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* max を、前記横加速度センサ１１からの横
加速度検出値Ｙg 及び車速センサ６からの車速検出値Ｖ
を用い、下記（４）式に基づいて算出する。
で達成可能なヨーレ−トの最大値、最大ヨーレ−ト（ｄ
／ｄｔ）φ* max を、前記横加速度センサ１１からの横
加速度検出値Ｙg 及び車速センサ６からの車速検出値Ｖ
を用い、下記（４）式に基づいて算出する。
【数９】 （ｄ／ｄｔ）φ* max ＝ｋ・Ｙg ／Ｖ …(4)
【００４７】ここで、前記（４）式に用いられる視覚係
数ｋについて考察すると、前述のようなヨーイング運動
量であるヨーレ−トと横加速度との時間関係から、横加
速度はヨーイング運動量に対して常に時間遅れを持つこ
とが分かる。そのため、前記（４）式で横加速度から算
出される最大ヨーイング運動量である最大ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* max は、所定の単位換算係数の他に、
“１”より大きい比例定数を乗じて、前記時間遅れを補
正する必要がある。従って、当該比例係数ｋは、これら
の要件を満足する値に設定してある。なお、この比例係
数ｋは、高μ良路で想定される通常のタイヤ特性として
十分なグリップ力が確保されている状態で、前記基準ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレ
−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越えない値に
設定してある。
数ｋについて考察すると、前述のようなヨーイング運動
量であるヨーレ−トと横加速度との時間関係から、横加
速度はヨーイング運動量に対して常に時間遅れを持つこ
とが分かる。そのため、前記（４）式で横加速度から算
出される最大ヨーイング運動量である最大ヨーレ−ト
（ｄ／ｄｔ）φ* max は、所定の単位換算係数の他に、
“１”より大きい比例定数を乗じて、前記時間遅れを補
正する必要がある。従って、当該比例係数ｋは、これら
の要件を満足する値に設定してある。なお、この比例係
数ｋは、高μ良路で想定される通常のタイヤ特性として
十分なグリップ力が確保されている状態で、前記基準ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレ
−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越えない値に
設定してある。
【００４８】以上から、前記した基準ヨーレ−ト（ｄ／
ｄｔ）φ* 0 が前記最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ*
max を越える場合に、当該基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）
φ* 0を車両で達成すべき目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）
φ* に設定しても、それは無意味な目標値であり、これ
に伴って制御のハンチングが発生する。そこで、基準ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が前記最大ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越える場
合には、この最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* ma x を車
両で達成すべき目標ヨーイング運動量としての目標ヨー
レ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定することで、前記不具
合を回避する。具体的には、前述のような定常状態或い
は準定常状態以外の状況、例えば車両が極端なオーバス
テア状態に移行した場合のような異常状況では、ヨーイ
ング運動量であるヨーレ−トと横加速度とが一致せず、
横加速度検出値Ｙg は当該路面における最大の状態で一
定のまま、ヨーイング運動量である実ヨーレ−ト検出値
（ｄ／ｄｔ）φのみが増加してしまう虞れがあるが、こ
のような場合でも前記ヨーイング運動量の最大値である
最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* max は路面摩擦係数或
いはその関数である横加速度によって規制されるため、
前記実ヨーレ−ト検出値（ｄ／ｄｔ）φより小さくなっ
て、前記車両の異常動作を抑制する方向に作用すること
がわかる。
ｄｔ）φ* 0 が前記最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ*
max を越える場合に、当該基準ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）
φ* 0を車両で達成すべき目標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）
φ* に設定しても、それは無意味な目標値であり、これ
に伴って制御のハンチングが発生する。そこで、基準ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が前記最大ヨ
ーレ−トの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越える場
合には、この最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* ma x を車
両で達成すべき目標ヨーイング運動量としての目標ヨー
レ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定することで、前記不具
合を回避する。具体的には、前述のような定常状態或い
は準定常状態以外の状況、例えば車両が極端なオーバス
テア状態に移行した場合のような異常状況では、ヨーイ
ング運動量であるヨーレ−トと横加速度とが一致せず、
横加速度検出値Ｙg は当該路面における最大の状態で一
定のまま、ヨーイング運動量である実ヨーレ−ト検出値
（ｄ／ｄｔ）φのみが増加してしまう虞れがあるが、こ
のような場合でも前記ヨーイング運動量の最大値である
最大ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* max は路面摩擦係数或
いはその関数である横加速度によって規制されるため、
前記実ヨーレ−ト検出値（ｄ／ｄｔ）φより小さくなっ
て、前記車両の異常動作を抑制する方向に作用すること
がわかる。
【００４９】ところで単純に、上記のごとくに設定した
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1に実ヨーレート検出
値（ｄ／ｄｔ）φが追従するよう後輪を補助操舵する構
成の場合、車両が旋回中に横滑りを生じた状態のもとで
は実ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φが０になることか
ら、上記の補助操舵が車両のヨーイング挙動を益々悪化
させるような挙動制御を生起させることとなる。
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1に実ヨーレート検出
値（ｄ／ｄｔ）φが追従するよう後輪を補助操舵する構
成の場合、車両が旋回中に横滑りを生じた状態のもとで
は実ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φが０になることか
ら、上記の補助操舵が車両のヨーイング挙動を益々悪化
させるような挙動制御を生起させることとなる。
【００５０】そこで本例においては、車体スリップ角を
検出し、この検出された車体スリップ角が旋回外向き方
向のものであり、且つ設定スリップ角よりも大きい時
は、車両のヨーイング挙動が不安定になると判定して、
この挙動不安定が解消されるよう目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* 1 を後述のごとく旋回外向き方向に修正し、
修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を求める。勿論、
この修正に当たって修正量は、車体スリップ角および設
定スリップ角間の偏差に応じて、該偏差が大きいほど大
きな修正量にする。
検出し、この検出された車体スリップ角が旋回外向き方
向のものであり、且つ設定スリップ角よりも大きい時
は、車両のヨーイング挙動が不安定になると判定して、
この挙動不安定が解消されるよう目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* 1 を後述のごとく旋回外向き方向に修正し、
修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を求める。勿論、
この修正に当たって修正量は、車体スリップ角および設
定スリップ角間の偏差に応じて、該偏差が大きいほど大
きな修正量にする。
【００５１】次に、前記のようにして修正された修正目
標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* と、車両で発生している
実ヨーイング運動量としての実ヨーレ−ト検出値（ｄ／
ｄｔ）φとの偏差が零となるようにフィードバック制御
を行うために、当該ヨーレ−ト偏差εを下記（５）式に
よって算出する。
標ヨーレ−ト（ｄ／ｄｔ）φ* と、車両で発生している
実ヨーイング運動量としての実ヨーレ−ト検出値（ｄ／
ｄｔ）φとの偏差が零となるようにフィードバック制御
を行うために、当該ヨーレ−ト偏差εを下記（５）式に
よって算出する。
【数１０】 ε＝（ｄ／ｄｔ）φ−（ｄ／ｄｔ）φ* …(5)
【００５２】このようにして算出されたヨーレ−ト偏差
εを零となすためのヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * は、車両諸元を考慮した演算式から当該ヨーレ−ト
偏差εに対して一意に算出可能であるが、ここでは図７
に示す制御マップから前記ヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * を算出設定する。この制御マップにおける右上がり
の一次増加曲線が、前記車両諸元を考慮した演算式によ
るヨーレ−ト偏差εと、ヨーレ−ト対応後輪操舵角δR
* との相関であり、ヨーレ−ト対応後輪操舵角δR *が
正の領域では後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを右切りし、ヨー
レ−ト対応後輪操舵角δR * が負の領域では後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲを左切りする。
εを零となすためのヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * は、車両諸元を考慮した演算式から当該ヨーレ−ト
偏差εに対して一意に算出可能であるが、ここでは図７
に示す制御マップから前記ヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * を算出設定する。この制御マップにおける右上がり
の一次増加曲線が、前記車両諸元を考慮した演算式によ
るヨーレ−ト偏差εと、ヨーレ−ト対応後輪操舵角δR
* との相関であり、ヨーレ−ト対応後輪操舵角δR *が
正の領域では後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを右切りし、ヨー
レ−ト対応後輪操舵角δR * が負の領域では後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲを左切りする。
【００５３】そして、ヨーレ−ト偏差εが正の所定値＋
ε1 以上の場合にはヨーレ−ト対応後輪操舵角δR * を
正の所定値＋δR * 1 に保持し、ヨーレ−ト偏差εが負
の所定値−ε1 以下の場合にはヨーレ−ト対応後輪操舵
角δR * を負の所定値−δR * 1 に保持する。これらヨ
ーレ−ト対応後輪操舵角δR * における所定値＋δR *
1 ，−δR * 1 は、言わばヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * の上下限値である。ここで、前記一次増加曲線に従
い、ヨーレ−ト偏差の絶対値｜ε｜の増加に伴ってヨー
レ−ト対応後輪操舵角の絶対値｜δR * ｜を不用意に増
加してしまうと、車両に発生するヨーモーメントは極端
に抑制されたり極端に助長されたりして、結果的に車両
挙動が不安定になる虞れがある。そこで、本実施例では
乗員が車両挙動の不安定を感じない程度にヨーモーメン
トの変化を規制するために、前記ヨーレート対応後輪操
舵角δR * の上下限値として所定値＋δR * 1,−δR *
1を設定した。
ε1 以上の場合にはヨーレ−ト対応後輪操舵角δR * を
正の所定値＋δR * 1 に保持し、ヨーレ−ト偏差εが負
の所定値−ε1 以下の場合にはヨーレ−ト対応後輪操舵
角δR * を負の所定値−δR * 1 に保持する。これらヨ
ーレ−ト対応後輪操舵角δR * における所定値＋δR *
1 ，−δR * 1 は、言わばヨーレ−ト対応後輪操舵角δ
R * の上下限値である。ここで、前記一次増加曲線に従
い、ヨーレ−ト偏差の絶対値｜ε｜の増加に伴ってヨー
レ−ト対応後輪操舵角の絶対値｜δR * ｜を不用意に増
加してしまうと、車両に発生するヨーモーメントは極端
に抑制されたり極端に助長されたりして、結果的に車両
挙動が不安定になる虞れがある。そこで、本実施例では
乗員が車両挙動の不安定を感じない程度にヨーモーメン
トの変化を規制するために、前記ヨーレート対応後輪操
舵角δR * の上下限値として所定値＋δR * 1,−δR *
1を設定した。
【００５４】このヨーレート対応後輪操舵角δR * と、
前記後輪操舵制御分δR0とを加算して、下記（６）式に
より後輪操舵角δR を算出する。
前記後輪操舵制御分δR0とを加算して、下記（６）式に
より後輪操舵角δR を算出する。
【数１１】δR ＝δR0＋δR * …(6) 更に、この後輪操舵角δR と前記実後輪操舵角検出値δ
RRとの偏差、つまり後輪操舵角偏差γを下記（７）式に
従って算出する。
RRとの偏差、つまり後輪操舵角偏差γを下記（７）式に
従って算出する。
【数１２】γ＝δR −δRR …(7)
【００５５】次にこのような発明原理に基づいて車両の
ヨーイング運動量を制御するためのシリンダ２２におけ
るピストン２４の移動量並びにその制御信号を算出出力
するために、前記コントローラ３のマイクロコンピュー
タ４０で行われる演算処理を図４および図５のフローチ
ャートに従って説明する。この演算処理は、所定周期Δ
Ｔ（例えば２０msec) 毎のタイマ割込処理として実行さ
れ、まず、ステップＳ１で、操舵角センサ８からの操舵
角検出値θ及び車速センサ６からの車速検出値Ｖを読込
む。
ヨーイング運動量を制御するためのシリンダ２２におけ
るピストン２４の移動量並びにその制御信号を算出出力
するために、前記コントローラ３のマイクロコンピュー
タ４０で行われる演算処理を図４および図５のフローチ
ャートに従って説明する。この演算処理は、所定周期Δ
Ｔ（例えば２０msec) 毎のタイマ割込処理として実行さ
れ、まず、ステップＳ１で、操舵角センサ８からの操舵
角検出値θ及び車速センサ６からの車速検出値Ｖを読込
む。
【００５６】次にステップＳ２に移行して、横加速度セ
ンサ１１からの横加速度検出値Ｙgを読込む。次にステ
ップＳ３に移行して、ヨーレートセンサ１２からの実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを読込む。次のステップ
Ｓ３−１で、車体スリップ角センサ３７からの車体スリ
ップ角検出値Ｓa を読込む。なおこの車体スリップ角Ｓ
a は、本願出願人の先願に係る特願平７−９０９５０号
により提案済みの方法で推定してもよい。次にステップ
Ｓ４に移行して、後輪操舵角センサ９からの実後輪操舵
角検出値δRRを読込む。
ンサ１１からの横加速度検出値Ｙgを読込む。次にステ
ップＳ３に移行して、ヨーレートセンサ１２からの実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを読込む。次のステップ
Ｓ３−１で、車体スリップ角センサ３７からの車体スリ
ップ角検出値Ｓa を読込む。なおこの車体スリップ角Ｓ
a は、本願出願人の先願に係る特願平７−９０９５０号
により提案済みの方法で推定してもよい。次にステップ
Ｓ４に移行して、後輪操舵角センサ９からの実後輪操舵
角検出値δRRを読込む。
【００５７】次にステップＳ５に移行して、前記個別の
演算処理によって算出され且つ記憶装置４０ｃに記憶さ
れている最新の後輪操舵制御分δR0を読込む。次にステ
ップＳ６に移行して、前記ステップＳ１で読込まれた車
速検出値Ｖ並びに操舵角検出値θを用いて、前記図６の
制御マップから適宜線形補間により基準ヨーレート（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 を算出設定する。
演算処理によって算出され且つ記憶装置４０ｃに記憶さ
れている最新の後輪操舵制御分δR0を読込む。次にステ
ップＳ６に移行して、前記ステップＳ１で読込まれた車
速検出値Ｖ並びに操舵角検出値θを用いて、前記図６の
制御マップから適宜線形補間により基準ヨーレート（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 を算出設定する。
【００５８】次にステップＳ７に移行して、前記ステッ
プＳ２で読込まれた横加速度検出値Ｙg 及びステップＳ
１で読み込まれた車速検出値Ｖを用いて、前記(4) 式に
従って最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max を算出す
る。次にステップＳ８に移行して、前記ステップＳ６で
算出設定された基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）
φ* 0 ｜が、前記ステップＳ７で算出された最大ヨーレ
ートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜以下であるか否
かを判定し、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ*
max ｜以下である場合にはステップＳ９に移行し、そう
でない場合にはステップＳ１０に移行する。
プＳ２で読込まれた横加速度検出値Ｙg 及びステップＳ
１で読み込まれた車速検出値Ｖを用いて、前記(4) 式に
従って最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max を算出す
る。次にステップＳ８に移行して、前記ステップＳ６で
算出設定された基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）
φ* 0 ｜が、前記ステップＳ７で算出された最大ヨーレ
ートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜以下であるか否
かを判定し、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ*
max ｜以下である場合にはステップＳ９に移行し、そう
でない場合にはステップＳ１０に移行する。
【００５９】前記ステップＳ９では、前記ステップＳ６
で算出設定された基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 ｜が、前記ステップＳ７で算出された最大ヨ
ーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越えてい
ないと判断して、当該基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
0 を目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定して、ス
テップＳ１０−１に移行する。一方、前記ステップＳ１
０では、前記ステップＳ６で算出設定された基準ヨーレ
ートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が、前記ステップ
Ｓ７で算出された最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max ｜を越えていると判断して、当該最大ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* max を目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 に設定して、ステップＳ１０−１に移行す
る。上記ステップＳ５〜Ｓ１０は、本発明におけるヨー
イング運動目標値演算手段に相当する。
で算出設定された基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 ｜が、前記ステップＳ７で算出された最大ヨ
ーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を越えてい
ないと判断して、当該基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
0 を目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定して、ス
テップＳ１０−１に移行する。一方、前記ステップＳ１
０では、前記ステップＳ６で算出設定された基準ヨーレ
ートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜が、前記ステップ
Ｓ７で算出された最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max ｜を越えていると判断して、当該最大ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* max を目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 に設定して、ステップＳ１０−１に移行す
る。上記ステップＳ５〜Ｓ１０は、本発明におけるヨー
イング運動目標値演算手段に相当する。
【００６０】ステップＳ１０−１は、本発明におけるヨ
ーイング運動目標値修正手段に相当し、ステップＳ３−
１で読み込まれた車体スリップ角検出値Ｓa に基づき、
上記の目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を以下のごと
くに修正して、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を
求める。
ーイング運動目標値修正手段に相当し、ステップＳ３−
１で読み込まれた車体スリップ角検出値Ｓa に基づき、
上記の目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を以下のごと
くに修正して、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を
求める。
【００６１】ここでステップＳ１０−１は、具体的には
図５に示すごときものとする。先ずステップＳ２１にお
いて、ステップＳ２で読み込んだ横加速度検出値Ｙg の
正負を基に、左旋回か、右旋回かを判定する。横加速度
検出値Ｙg が正の左旋回時は、ステップＳ２２におい
て、ステップＳ３−１で読み込まれた車体スリップ角検
出値Ｓa が、その正負から右向き（旋回外向き方向）で
あるか、左向き（旋回内向き方向）であるかを判定す
る。ステップＳ２１で横加速度検出値Ｙg が負の右旋回
時は、ステップＳ２３において、ステップＳ３−１で読
み込まれた車体スリップ角検出値Ｓa が、その正負から
左向き（旋回外向き方向）であるか、右向き（旋回内向
き方向）であるかを判定する。
図５に示すごときものとする。先ずステップＳ２１にお
いて、ステップＳ２で読み込んだ横加速度検出値Ｙg の
正負を基に、左旋回か、右旋回かを判定する。横加速度
検出値Ｙg が正の左旋回時は、ステップＳ２２におい
て、ステップＳ３−１で読み込まれた車体スリップ角検
出値Ｓa が、その正負から右向き（旋回外向き方向）で
あるか、左向き（旋回内向き方向）であるかを判定す
る。ステップＳ２１で横加速度検出値Ｙg が負の右旋回
時は、ステップＳ２３において、ステップＳ３−１で読
み込まれた車体スリップ角検出値Ｓa が、その正負から
左向き（旋回外向き方向）であるか、右向き（旋回内向
き方向）であるかを判定する。
【００６２】上記の判定により、車体スリップ角Ｓa が
旋回内向き方向であると判別した場合、上記の目標ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 のままでも、車両のヨーイン
グ挙動制御が挙動不安定を伴うようなものにならないこ
とから、ステップ２４で、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）
φ* 1 を修正せずにそのまま修正目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* にセットする。
旋回内向き方向であると判別した場合、上記の目標ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 のままでも、車両のヨーイン
グ挙動制御が挙動不安定を伴うようなものにならないこ
とから、ステップ２４で、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）
φ* 1 を修正せずにそのまま修正目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* にセットする。
【００６３】車体スリップ角Ｓa が旋回外向き方向であ
ると判別した場合は、ステップＳ２５で、車体スリップ
角Ｓa の絶対値が設定スリップ角Ｓa * より大きいか否
かを判定する。ここで設定スリップ角Ｓa * は、上記の
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 のままでも、車両の
ヨーイング挙動制御が挙動不安定を伴うようなものにな
らない車体スリップ角の上限値とする。従って、ステッ
プＳ２５で車体スリップ角Ｓa の絶対値が設定スリップ
角Ｓa * より大きいと判別しない限り、車体スリップ角
Ｓa が旋回外向き方向であっても目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* 1 を修正する必要がないことから、制御を前
記のステップＳ２４に進める。
ると判別した場合は、ステップＳ２５で、車体スリップ
角Ｓa の絶対値が設定スリップ角Ｓa * より大きいか否
かを判定する。ここで設定スリップ角Ｓa * は、上記の
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 のままでも、車両の
ヨーイング挙動制御が挙動不安定を伴うようなものにな
らない車体スリップ角の上限値とする。従って、ステッ
プＳ２５で車体スリップ角Ｓa の絶対値が設定スリップ
角Ｓa * より大きいと判別しない限り、車体スリップ角
Ｓa が旋回外向き方向であっても目標ヨーレート（ｄ／
ｄｔ）φ* 1 を修正する必要がないことから、制御を前
記のステップＳ２４に進める。
【００６４】ところで、ステップＳ２５において、車体
スリップ角Ｓa の絶対値が設定スリップ角Ｓa * より大
きいと判別する場合、車体スリップ角Ｓa が旋回外向き
方向であることから、上記の目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 のままでは前記したように、車両のヨーイン
グ挙動制御が挙動不安定を伴うようなものになる事実に
鑑み、制御をステップＳ２６に進め、ここで次式によ
り、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を求める。
スリップ角Ｓa の絶対値が設定スリップ角Ｓa * より大
きいと判別する場合、車体スリップ角Ｓa が旋回外向き
方向であることから、上記の目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 のままでは前記したように、車両のヨーイン
グ挙動制御が挙動不安定を伴うようなものになる事実に
鑑み、制御をステップＳ２６に進め、ここで次式によ
り、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を求める。
【数１３】 （ｄ／ｄｔ）φ* ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 1 −Ｋi （｜Ｓa ｜−Ｓa * ） …(8)
【００６５】かようにして修正目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* を設定した後は、制御を図４のステップＳ１１
に戻す。
ｔ）φ* を設定した後は、制御を図４のステップＳ１１
に戻す。
【００６６】このステップＳ１１では、前記ステップＳ
１０−１で設定された修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）
φ* と、ステップＳ３で読込まれた実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φとのヨーレート偏差εを、前記（５）式
に従って算出する。次にステップＳ１２に移行して、前
記ステップＳ１１で算出されたヨーレート偏差εを用
い、図７に示す制御マップに従ってヨーレート対応後輪
操舵角δR *を算出設定する。
１０−１で設定された修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）
φ* と、ステップＳ３で読込まれた実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φとのヨーレート偏差εを、前記（５）式
に従って算出する。次にステップＳ１２に移行して、前
記ステップＳ１１で算出されたヨーレート偏差εを用
い、図７に示す制御マップに従ってヨーレート対応後輪
操舵角δR *を算出設定する。
【００６７】次にステップＳ１３に移行して、前記ステ
ップＳ１２で算出設定されたヨーレート対応後輪操舵角
δR * と、前記ステップＳ５で読み込まれた後輪操舵制
御分δR0とから前記（６）式に従って目標とすべき後輪
操舵角δR を算出する。次にステップＳ１４に移行し
て、前記ステップＳ１３で算出された後輪操舵角δ
R と、前記ステップＳ４で読込まれた実後輪操舵角検出
値δRRとから前記（７）式に従って後輪操舵角偏差γを
算出する。
ップＳ１２で算出設定されたヨーレート対応後輪操舵角
δR * と、前記ステップＳ５で読み込まれた後輪操舵制
御分δR0とから前記（６）式に従って目標とすべき後輪
操舵角δR を算出する。次にステップＳ１４に移行し
て、前記ステップＳ１３で算出された後輪操舵角δ
R と、前記ステップＳ４で読込まれた実後輪操舵角検出
値δRRとから前記（７）式に従って後輪操舵角偏差γを
算出する。
【００６８】次にステップＳ１５に移行して、前記ステ
ップＳ１４で算出された後輪操舵角偏差γの値を判定
し、当該後輪操舵角偏差γが正の値である場合にはステ
ップＳ１６に移行し、後輪操舵角偏差γが負の値である
場合にはステップＳ１７に移行し、後輪操舵角偏差γが
零である場合にはステップＳ１８に移行する。
ップＳ１４で算出された後輪操舵角偏差γの値を判定
し、当該後輪操舵角偏差γが正の値である場合にはステ
ップＳ１６に移行し、後輪操舵角偏差γが負の値である
場合にはステップＳ１７に移行し、後輪操舵角偏差γが
零である場合にはステップＳ１８に移行する。
【００６９】前記ステップＳ１６では、前記ステップＳ
１３で算出された後輪操舵角δR に対して後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲを右切りする必要があると判断し、前記制
御弁３２に対して後輪右切りのための駆動信号を得るた
めに、前記駆動回路４１に向けて制御信号ＳCS1 を出力
してメインプログラムに復帰する。
１３で算出された後輪操舵角δR に対して後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲを右切りする必要があると判断し、前記制
御弁３２に対して後輪右切りのための駆動信号を得るた
めに、前記駆動回路４１に向けて制御信号ＳCS1 を出力
してメインプログラムに復帰する。
【００７０】一方、前記ステップＳ１７では、前記ステ
ップＳ１３で算出された後輪操舵角δR に対して後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲを左切りする必要があると判断し、前
記制御弁３２に対して後輪左切りのための駆動信号を得
るために、前記駆動回路４２に向けて制御信号ＳCS2 を
出力してメインプログラムに復帰する。
ップＳ１３で算出された後輪操舵角δR に対して後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲを左切りする必要があると判断し、前
記制御弁３２に対して後輪左切りのための駆動信号を得
るために、前記駆動回路４２に向けて制御信号ＳCS2 を
出力してメインプログラムに復帰する。
【００７１】そして、前記ステップＳ１８では、前記ス
テップＳ１３で算出された後輪操舵角δR に後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲの実後輪操舵角検出値δRRが一致している
と判断し、各制御信号ＳCS1 , Ｓcs2 の出力を停止して
メインプログラムに復帰する。
テップＳ１３で算出された後輪操舵角δR に後輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲの実後輪操舵角検出値δRRが一致している
と判断し、各制御信号ＳCS1 , Ｓcs2 の出力を停止して
メインプログラムに復帰する。
【００７２】次に本実施例の車両のヨーイング挙動制御
装置の作用について車両の挙動に基づいて説明する。こ
こでは後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４が両シリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内のスプリング２８によって中央
位置にセンタリングされ、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを中
立状態にしている状態から説明する。また、説明の便宜
上、取敢ず修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* が目標
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 と同じであることとして
説明する。
装置の作用について車両の挙動に基づいて説明する。こ
こでは後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４が両シリ
ンダ室２６Ｌ，２６Ｒ内のスプリング２８によって中央
位置にセンタリングされ、後輪１０ＲＬ，１０ＲＲを中
立状態にしている状態から説明する。また、説明の便宜
上、取敢ず修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* が目標
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 と同じであることとして
説明する。
【００７３】今、前記カットオフ弁３６がＯＮ作動して
いる状態で、路面に凹凸がなく平坦で且つ充分な摩擦係
数を有する高μ良路を低速で直進走行しているものとす
る。このような高μ良路の低速直進走行時では、前記図
４の演算処理が行われるサンプリング時間毎に、前記ス
テップＳ３でヨーレートセンサ１２から読込まれる実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φは零又は略零である。ま
た、車速センサ６で検出される車速検出値Ｖは或る値と
なっても、操舵角センサ８で検出される操舵角検出値θ
は零又は略零であるから、前記図４の演算処理のステッ
プＳ６で算出設定される基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 も零又は略零となる。また、同様に車速センサ６で
検出される車速検出値Ｖは或る値となっても、横加速度
センサ１１で検出される横加速度検出値Ｙｇは零又は略
零であるから、前記図４の演算処理のステップＳ７で算
出される最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max も零又は
略零となる。従って、ステップＳ８〜Ｓ１０では、前記
基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 か、最大ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* max の何れか絶対値の小さい方が目標
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定されるが、何れに
してもこの目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 は零又は
略零に設定される。そして、前記実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φが零又は略零であることから、図４の演
算処理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏差ε
は零又は略零となり、次いでステップＳ１２で算出設定
されるヨーレート対応後輪操舵角δR * も零又は略零に
なる。ここで、前記ステアリングホーイルの操舵角θが
零又は略零であることから、詳述しない個別の演算処理
によって算出設定される後輪操舵制御分δR0も零又は略
零であり、従って図４の演算処理のステップＳ１３で算
出される後輪操舵角δR も零又は略零である。また、前
述のように後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４は中
央位置にあって両後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは直進中立状
態にあるから、図４の演算処理のステップＳ４で読込ま
れる実後輪操舵角検出値δRRも零又は略零であり、従っ
て同ステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏差γも零
又は略零となるため、同ステップＳ１５からステップＳ
１８に移行して、制御信号ＳCS1,ＳCS 2 のいずれも出力
されない。
いる状態で、路面に凹凸がなく平坦で且つ充分な摩擦係
数を有する高μ良路を低速で直進走行しているものとす
る。このような高μ良路の低速直進走行時では、前記図
４の演算処理が行われるサンプリング時間毎に、前記ス
テップＳ３でヨーレートセンサ１２から読込まれる実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φは零又は略零である。ま
た、車速センサ６で検出される車速検出値Ｖは或る値と
なっても、操舵角センサ８で検出される操舵角検出値θ
は零又は略零であるから、前記図４の演算処理のステッ
プＳ６で算出設定される基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 も零又は略零となる。また、同様に車速センサ６で
検出される車速検出値Ｖは或る値となっても、横加速度
センサ１１で検出される横加速度検出値Ｙｇは零又は略
零であるから、前記図４の演算処理のステップＳ７で算
出される最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max も零又は
略零となる。従って、ステップＳ８〜Ｓ１０では、前記
基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 か、最大ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* max の何れか絶対値の小さい方が目標
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定されるが、何れに
してもこの目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 は零又は
略零に設定される。そして、前記実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φが零又は略零であることから、図４の演
算処理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏差ε
は零又は略零となり、次いでステップＳ１２で算出設定
されるヨーレート対応後輪操舵角δR * も零又は略零に
なる。ここで、前記ステアリングホーイルの操舵角θが
零又は略零であることから、詳述しない個別の演算処理
によって算出設定される後輪操舵制御分δR0も零又は略
零であり、従って図４の演算処理のステップＳ１３で算
出される後輪操舵角δR も零又は略零である。また、前
述のように後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４は中
央位置にあって両後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは直進中立状
態にあるから、図４の演算処理のステップＳ４で読込ま
れる実後輪操舵角検出値δRRも零又は略零であり、従っ
て同ステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏差γも零
又は略零となるため、同ステップＳ１５からステップＳ
１８に移行して、制御信号ＳCS1,ＳCS 2 のいずれも出力
されない。
【００７４】従って、制御弁３２の何れのソレノイド６
０ａ，６０ｂも励磁されないから当該制御弁３２は中央
の切換え位置に保持され、これにより油圧ポンプ３０か
らの吐出圧に伴う作動釉はそのままリザーパ３４に帰還
され、後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４は中央位
置にセンタリングされた状態を維持されて通常の定速直
走行状態が維持される。
０ａ，６０ｂも励磁されないから当該制御弁３２は中央
の切換え位置に保持され、これにより油圧ポンプ３０か
らの吐出圧に伴う作動釉はそのままリザーパ３４に帰還
され、後輪操舵用シリンダ２２のピストン２４は中央位
置にセンタリングされた状態を維持されて通常の定速直
走行状態が維持される。
【００７５】一方、前記高μ良路の定速直進走行から定
速右旋回走行に移行したとする。このとき、定速右旋回
状態における旋回半径は車速に対して比較的大きい場合
を想定する。また、理解を容易化するために前記個別に
行われる演算処理の後輪操舵制御分δR0は、操舵入力の
増大に対して次第に単純増加することとし、更に右切
り、即ち右旋回では次第に正の方向に単純増加し、左切
り、即ち左旋回では次第に負の方向に単純増加するもの
として説明を進める。このような高μ良路ではタイヤ特
性としてのコーナリングパワーもコーナリングフォース
も比較的大きい。また、旋回半径が比較的大きいために
図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎に、同ス
テップＳ１で読込まれる操舵角検出値θは比較的緩やか
に大きくなり、その最大値も比較的小さな値となろう。
従って、図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎
に、同ステップＳ６で図６の制御マップから算出設定さ
れる基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 は、比較的緩や
かに正方向に増加し、しかも操舵角検出値θの到達最大
値が比較的小さいから、操舵切込み終了時における基準
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 は比較的小さな正の値と
なる。
速右旋回走行に移行したとする。このとき、定速右旋回
状態における旋回半径は車速に対して比較的大きい場合
を想定する。また、理解を容易化するために前記個別に
行われる演算処理の後輪操舵制御分δR0は、操舵入力の
増大に対して次第に単純増加することとし、更に右切
り、即ち右旋回では次第に正の方向に単純増加し、左切
り、即ち左旋回では次第に負の方向に単純増加するもの
として説明を進める。このような高μ良路ではタイヤ特
性としてのコーナリングパワーもコーナリングフォース
も比較的大きい。また、旋回半径が比較的大きいために
図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎に、同ス
テップＳ１で読込まれる操舵角検出値θは比較的緩やか
に大きくなり、その最大値も比較的小さな値となろう。
従って、図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎
に、同ステップＳ６で図６の制御マップから算出設定さ
れる基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 は、比較的緩や
かに正方向に増加し、しかも操舵角検出値θの到達最大
値が比較的小さいから、操舵切込み終了時における基準
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 は比較的小さな正の値と
なる。
【００７６】また、高μ良路であるために、操舵角の増
大に伴って各輪のコーナリングフォースは確実に且つ比
較的緩やかに増加し、このコーナリングフォースの増加
に伴って図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎
に、同ステップＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙ
g は、右旋回であるために比較的緩やかに正方向に増加
し、また定速走行であるために、前記操舵切込み終了時
以後の横加速度検出値Ｙgは比較的小さな正の値とな
る。従って、図４の演算処理のステップＳ７で算出され
る最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max も比較的小さな
正の値となる。
大に伴って各輪のコーナリングフォースは確実に且つ比
較的緩やかに増加し、このコーナリングフォースの増加
に伴って図４の演算処理が行われるサンプリング時間毎
に、同ステップＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙ
g は、右旋回であるために比較的緩やかに正方向に増加
し、また定速走行であるために、前記操舵切込み終了時
以後の横加速度検出値Ｙgは比較的小さな正の値とな
る。従って、図４の演算処理のステップＳ７で算出され
る最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max も比較的小さな
正の値となる。
【００７７】そして、図４の演算処理では前記サンプリ
ング時間毎にステップＳ８で基準ヨーレートの絶対値｜
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜と最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ
／ｄｔ）φ* max ｜との比較が行われるが、前述したよ
うに最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max の算出に用い
られる（４）式の比例係数ｋは、高いμ良路で通常想定
されるタイヤ特性が十分なグリップ力を確保している状
態で、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜
が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を
越えない値に設定されているために、ここではステップ
Ｓ８からステップＳ９に移行し、前記基準ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 が目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 に設定される。
ング時間毎にステップＳ８で基準ヨーレートの絶対値｜
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜と最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ
／ｄｔ）φ* max ｜との比較が行われるが、前述したよ
うに最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* max の算出に用い
られる（４）式の比例係数ｋは、高いμ良路で通常想定
されるタイヤ特性が十分なグリップ力を確保している状
態で、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* 0 ｜
が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）φ* max ｜を
越えない値に設定されているために、ここではステップ
Ｓ８からステップＳ９に移行し、前記基準ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 が目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 に設定される。
【００７８】ここで、前述のように基準ヨーレート（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 に設定された目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 は比較的緩やかに増加しているから、実ヨー
レート検出値（ｄ／ｄｔ）φを目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ*に一致させるフィードバ
ック制御を行っている図４の演算処理が行われるサンプ
リング時間毎に、同ステップＳ１１で算出されるヨーレ
ート偏差εは比較的小さな負の値となる。そして、同ス
テップＳ１２で図７の制御マップに従って算出設定され
る、当該比較的小さな負の値のヨーレート偏差εに応じ
たヨーレート対応後輪操舵角δR * も比較的小さな負の
値となる。このとき、ヨーレート偏差εは前記負の所定
値−ε1 よりも十分小さいであろうから、当該ヨーレー
ト対応後輪操舵角δR * が前記負の上限値−δR * 1 に
保持されることもない。
／ｄｔ）φ* 0 に設定された目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 は比較的緩やかに増加しているから、実ヨー
レート検出値（ｄ／ｄｔ）φを目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ*に一致させるフィードバ
ック制御を行っている図４の演算処理が行われるサンプ
リング時間毎に、同ステップＳ１１で算出されるヨーレ
ート偏差εは比較的小さな負の値となる。そして、同ス
テップＳ１２で図７の制御マップに従って算出設定され
る、当該比較的小さな負の値のヨーレート偏差εに応じ
たヨーレート対応後輪操舵角δR * も比較的小さな負の
値となる。このとき、ヨーレート偏差εは前記負の所定
値−ε1 よりも十分小さいであろうから、当該ヨーレー
ト対応後輪操舵角δR * が前記負の上限値−δR * 1 に
保持されることもない。
【００７９】そして、図４の演算処理のステップＳ１３
で前記サンプリング時間毎に算出される後輪操舵角δR
は、前記（６）式から明らかなように、後輪操舵制御分
δR0に、前記比較的小さな負の値であるヨーレート対応
後輪操舵角δR * を和した値となる。次いで、同ステッ
プＳ１４では後輪操舵角偏差γが、前記ステップＳ４で
読込まれた実後輪操舵角検出値δRRを用いて前記（７）
式から算出されるが、例えば右操舵切込み開始時には操
舵入力が小さいために前記後輪操舵制御分δR0が小さな
正の値となり、これに比較的小さな負の値であるヨーレ
ート対応後輪操舵角δR * を和した後輪操舵角δR は一
瞬、負となることがある。一方、右操舵切込み開始直前
における実後輪操舵角検出値δRRは略零であるから、後
輪操舵角偏差γは一瞬、負の値となる。従って、このよ
うな場合にはステップＳ１５からステップＳ１７に移行
し、ここで制御信号ＳCS2 が駆動回路４２に向けて出力
される。従って、駆動回路４２からは駆動信号ＣＳ2 が
制御弁３２の右方のソレノイド６０ｂに向けて出力さ
れ、これにより当該ソレノイド６０ｂが励磁されて制御
弁３２は図２の左切換え位置に切換えられ、油圧ポンプ
３０の吐出圧に伴う作動油を後輪操舵用シリンダ２２の
左シリンダ室２６Ｌに供給する。よってピストン２４が
図２の右方に移動され、これにより操舵軸２０が右方に
移動されて後左右輪１０ＲＬ，１０ＲＲは図示されない
キングピン軸周りに一瞬、左切りされる。これにより、
前後輪間の相対転舵角は一瞬増大し、これにともなって
車両に発生するヨーモーメントは助長され、同時にヨー
レートが加速されて速やかに立ち上がり、車両は良好な
回頭性を得る。
で前記サンプリング時間毎に算出される後輪操舵角δR
は、前記（６）式から明らかなように、後輪操舵制御分
δR0に、前記比較的小さな負の値であるヨーレート対応
後輪操舵角δR * を和した値となる。次いで、同ステッ
プＳ１４では後輪操舵角偏差γが、前記ステップＳ４で
読込まれた実後輪操舵角検出値δRRを用いて前記（７）
式から算出されるが、例えば右操舵切込み開始時には操
舵入力が小さいために前記後輪操舵制御分δR0が小さな
正の値となり、これに比較的小さな負の値であるヨーレ
ート対応後輪操舵角δR * を和した後輪操舵角δR は一
瞬、負となることがある。一方、右操舵切込み開始直前
における実後輪操舵角検出値δRRは略零であるから、後
輪操舵角偏差γは一瞬、負の値となる。従って、このよ
うな場合にはステップＳ１５からステップＳ１７に移行
し、ここで制御信号ＳCS2 が駆動回路４２に向けて出力
される。従って、駆動回路４２からは駆動信号ＣＳ2 が
制御弁３２の右方のソレノイド６０ｂに向けて出力さ
れ、これにより当該ソレノイド６０ｂが励磁されて制御
弁３２は図２の左切換え位置に切換えられ、油圧ポンプ
３０の吐出圧に伴う作動油を後輪操舵用シリンダ２２の
左シリンダ室２６Ｌに供給する。よってピストン２４が
図２の右方に移動され、これにより操舵軸２０が右方に
移動されて後左右輪１０ＲＬ，１０ＲＲは図示されない
キングピン軸周りに一瞬、左切りされる。これにより、
前後輪間の相対転舵角は一瞬増大し、これにともなって
車両に発生するヨーモーメントは助長され、同時にヨー
レートが加速されて速やかに立ち上がり、車両は良好な
回頭性を得る。
【００８０】しかしながらこの比較的旋回半径の大きな
定速右旋回走行においては、前述のように図４の演算処
理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏差εが比
較的小さな負の値であり続けるのに対して、前記後輪操
舵制御分δR0は操舵入力の増大に伴って正の方向に単純
に増加し続けるから、同ステップＳ１３で算出される後
輪操舵角δR はその後、正の値となり、前記実後輪操舵
角δRRが未だ零又は小さな負の値である場合に、前記ス
テップ１４で算出される後輪操舵角偏差γは零となった
後に正の値となる。従って、図４の演算処理で一旦、ス
テップＳ１５からステップＳ１８に移行して前記制御信
号ＳCS2 の出力を停止し、然る後、ステップＳ１５から
ステップＳ１６に移行し、ここで制御信号ＳCS1 が駆動
回路４１に向けて出力される。従って、駆動回路４１か
らは駆動信号ＣＳ1 が制御弁３２の左方のソレノイド６
０ａに向けて出力され、これにより当該ソレノイド６０
ａが励磁されて制御弁３２は図２の中央の切換え位置を
経て右切換え位置に切換えられる。よって、油圧ポンプ
３０の吐出圧に伴う作動油は後輪操舵用シリンダ２２の
右シリンダ室２６Ｒに供給されるから、ピストン２４が
図２の左方に移動され、これにより操舵軸２０が左方に
移動されて後左右輪１０ＲＬ，１０ＲＲは図示されない
キングピン軸周りに右切りされる。これにより、当該後
輪１０ＲＬ，１０ＲＲは前輪１０ＦＬ，１０ＦＲの転舵
方向と同相操舵されることになるから、車両に発生する
ヨーモーメントは抑制されて車両の走行安定性が向上す
る。勿論、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 ＝（ｄ／
ｄｔ）φ* に設定された基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 に実ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを一致させる
フィードバック制御を継続して実行するために、車両に
は良好なヨーレートが発生して特に過渡的なコーナリン
グ特性が向上する。
定速右旋回走行においては、前述のように図４の演算処
理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏差εが比
較的小さな負の値であり続けるのに対して、前記後輪操
舵制御分δR0は操舵入力の増大に伴って正の方向に単純
に増加し続けるから、同ステップＳ１３で算出される後
輪操舵角δR はその後、正の値となり、前記実後輪操舵
角δRRが未だ零又は小さな負の値である場合に、前記ス
テップ１４で算出される後輪操舵角偏差γは零となった
後に正の値となる。従って、図４の演算処理で一旦、ス
テップＳ１５からステップＳ１８に移行して前記制御信
号ＳCS2 の出力を停止し、然る後、ステップＳ１５から
ステップＳ１６に移行し、ここで制御信号ＳCS1 が駆動
回路４１に向けて出力される。従って、駆動回路４１か
らは駆動信号ＣＳ1 が制御弁３２の左方のソレノイド６
０ａに向けて出力され、これにより当該ソレノイド６０
ａが励磁されて制御弁３２は図２の中央の切換え位置を
経て右切換え位置に切換えられる。よって、油圧ポンプ
３０の吐出圧に伴う作動油は後輪操舵用シリンダ２２の
右シリンダ室２６Ｒに供給されるから、ピストン２４が
図２の左方に移動され、これにより操舵軸２０が左方に
移動されて後左右輪１０ＲＬ，１０ＲＲは図示されない
キングピン軸周りに右切りされる。これにより、当該後
輪１０ＲＬ，１０ＲＲは前輪１０ＦＬ，１０ＦＲの転舵
方向と同相操舵されることになるから、車両に発生する
ヨーモーメントは抑制されて車両の走行安定性が向上す
る。勿論、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 ＝（ｄ／
ｄｔ）φ* に設定された基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ
* 0 に実ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを一致させる
フィードバック制御を継続して実行するために、車両に
は良好なヨーレートが発生して特に過渡的なコーナリン
グ特性が向上する。
【００８１】一方、同じく高μ良路において定速直進走
行から比較的旋回半径の大きい定速左旋回走行に移行し
た場合には、車速検出値Ｖを除く各検出値の符号が逆転
し、後輪操舵制御分δR0の符号も逆転し、従って基準ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0や最大ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max の符号が逆転する。よって目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 、ヨーレート偏
差ε、ヨーレート対応後輪操舵角δR * 、後輪操舵角δ
R 、後輪操舵角偏差γの符号が逆転し、制御信号ＳCS1
と制御信号ＳCS2 とが置換され、制御弁３２、後輪操舵
用ピストン２４、後輪操舵軸２０、後輪１０ＲＬ，１０
ＲＲの挙動が左右逆転することを除いて、凡そ前記と同
様に後輪操舵制御が行われる。
行から比較的旋回半径の大きい定速左旋回走行に移行し
た場合には、車速検出値Ｖを除く各検出値の符号が逆転
し、後輪操舵制御分δR0の符号も逆転し、従って基準ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0や最大ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max の符号が逆転する。よって目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 、ヨーレート偏
差ε、ヨーレート対応後輪操舵角δR * 、後輪操舵角δ
R 、後輪操舵角偏差γの符号が逆転し、制御信号ＳCS1
と制御信号ＳCS2 とが置換され、制御弁３２、後輪操舵
用ピストン２４、後輪操舵軸２０、後輪１０ＲＬ，１０
ＲＲの挙動が左右逆転することを除いて、凡そ前記と同
様に後輪操舵制御が行われる。
【００８２】次に、同じく高μ良路において前記比較的
旋回半径の大きい定速右旋回走行から比較的旋回半径の
小さい定速右旋回走行に移行したとする。このように旋
回半径の小さい定速右旋回走行に移行すると、図４のス
テップＳ１で読込まれる操舵角検出値θの正方向への増
加に伴って、同ステップＳ６で算出設定される基準ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 も正方向に増加し、同ステッ
プＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙg の正方向への増
加に伴って、同ステップＳ７で算出される最大ヨーレー
ト（ｄ／ｄｔ）φ* max も正方向に増加する。しかしな
がら、高μ良路であるためにタイヤ特性が未だグリップ
力を保持しているから、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max ｜を越えておらず、図４の演算処理ではス
テップＳ８からステップＳ９を経て前記基準ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 が目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1に設定される。この目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* に対して、車両で発生している実
ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φは更に遅れている筈で
あるから、図４の演算処理のステップＳ１１で算出され
るヨーレート偏差εは、前記比較的旋回半径の大きい定
速右旋回走行時に比して更に比較的大きな負の値とな
り、同ステップＳ１２ではこのヨーレート偏差εに応じ
た比較的大きな負のヨーレート対応後輪操舵角δR * が
算出設定される。一方、同ステップＳ１３では、操舵入
力の増大に伴って正の大きな値となる後輪操舵制御分δ
R0に、前記比較的大きな負の値であるヨーレート対応後
輪操舵角δR * を和して後輪操舵角δR が算出される。
ここで、旋回中の前記後輪操舵制御分δR0が前輪１０Ｆ
Ｌ，１０ＦＲと同相制御を行うためのものであるとすれ
ば、前記後輪操舵角δR により達成しようとする前後輪
間の相対転舵角は比較的大きなものとなろう。
旋回半径の大きい定速右旋回走行から比較的旋回半径の
小さい定速右旋回走行に移行したとする。このように旋
回半径の小さい定速右旋回走行に移行すると、図４のス
テップＳ１で読込まれる操舵角検出値θの正方向への増
加に伴って、同ステップＳ６で算出設定される基準ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 も正方向に増加し、同ステッ
プＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙg の正方向への増
加に伴って、同ステップＳ７で算出される最大ヨーレー
ト（ｄ／ｄｔ）φ* max も正方向に増加する。しかしな
がら、高μ良路であるためにタイヤ特性が未だグリップ
力を保持しているから、基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ
／ｄｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* max ｜を越えておらず、図４の演算処理ではス
テップＳ８からステップＳ９を経て前記基準ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* 0 が目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1に設定される。この目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* に対して、車両で発生している実
ヨーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φは更に遅れている筈で
あるから、図４の演算処理のステップＳ１１で算出され
るヨーレート偏差εは、前記比較的旋回半径の大きい定
速右旋回走行時に比して更に比較的大きな負の値とな
り、同ステップＳ１２ではこのヨーレート偏差εに応じ
た比較的大きな負のヨーレート対応後輪操舵角δR * が
算出設定される。一方、同ステップＳ１３では、操舵入
力の増大に伴って正の大きな値となる後輪操舵制御分δ
R0に、前記比較的大きな負の値であるヨーレート対応後
輪操舵角δR * を和して後輪操舵角δR が算出される。
ここで、旋回中の前記後輪操舵制御分δR0が前輪１０Ｆ
Ｌ，１０ＦＲと同相制御を行うためのものであるとすれ
ば、前記後輪操舵角δR により達成しようとする前後輪
間の相対転舵角は比較的大きなものとなろう。
【００８３】従って、前記比較的旋回半径の大きい定速
旋回走行からこの比較的旋回半径の小さい定速旋回走行
へ移行するために右旋回切込みを更に切増ししたその瞬
間には、前記直進走行から旋回走行への移行開始期と同
様に、図４のステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏
差γは一瞬、負の値となるから、同ステップＳ１５から
ステップＳ１７に移行して制御信号ＳCS2 が駆動回路４
２に向けて出力され、当該駆動回路４２からは図２の制
御弁３２の右方のソレノイド５０ｂに駆動信号ＣＳ2 が
出力され、その結果、それまで右切りされていた後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲは一瞬、左切りされて前後輪間の相対
転舵角が大きくなり、これにより車両に発生するヨーモ
ーメントは助長され、同時にヨーレートが加速されて速
やかに立ち上がり、車両は良好な回頭性を得る。
旋回走行からこの比較的旋回半径の小さい定速旋回走行
へ移行するために右旋回切込みを更に切増ししたその瞬
間には、前記直進走行から旋回走行への移行開始期と同
様に、図４のステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏
差γは一瞬、負の値となるから、同ステップＳ１５から
ステップＳ１７に移行して制御信号ＳCS2 が駆動回路４
２に向けて出力され、当該駆動回路４２からは図２の制
御弁３２の右方のソレノイド５０ｂに駆動信号ＣＳ2 が
出力され、その結果、それまで右切りされていた後輪１
０ＲＬ，１０ＲＲは一瞬、左切りされて前後輪間の相対
転舵角が大きくなり、これにより車両に発生するヨーモ
ーメントは助長され、同時にヨーレートが加速されて速
やかに立ち上がり、車両は良好な回頭性を得る。
【００８４】しかしながら、操舵入力の増大に伴って前
記後輪操舵制御分δR0は正方向へ増大し続けるから、図
４のステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏差γは、
零となった後に正の値となる。従って、図４の演算処理
で一旦、ステップＳ１５からステップＳ１８に移行して
前記制御信号ＳCS2 の出力を停止し、然る後、ステップ
Ｓ１５からステップＳ１６に移行し、ここで制御信号Ｓ
CS1 が駆動回路４１に向けて出力される。従って、駆動
回路４１からは駆動信号ＣＳ1 が制御弁３２の左方のソ
レノイド６０ａに向けて出力され、制御弁３２は図２の
中央の切換え位置を経て右切換え位置に切換えられ、こ
れにより操舵軸２０が左方に移動されて後左右輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲは図示されないキングピン軸周りに右切り
される。これにより、当該後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは前
輪１０ＦＬ，１０ＦＲの転舵方向と同相操舵されること
になるから、車両に発生するヨーモーメントは抑制され
て車両の走行安定性が向上する。勿論、目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定された基
準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 に実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φを一致させるフィードバック制御を継続
して実行するために、車両には良好なヨーレートが発生
して特に過渡的なコーナリング特性が向上する。
記後輪操舵制御分δR0は正方向へ増大し続けるから、図
４のステップＳ１４で算出される後輪操舵角偏差γは、
零となった後に正の値となる。従って、図４の演算処理
で一旦、ステップＳ１５からステップＳ１８に移行して
前記制御信号ＳCS2 の出力を停止し、然る後、ステップ
Ｓ１５からステップＳ１６に移行し、ここで制御信号Ｓ
CS1 が駆動回路４１に向けて出力される。従って、駆動
回路４１からは駆動信号ＣＳ1 が制御弁３２の左方のソ
レノイド６０ａに向けて出力され、制御弁３２は図２の
中央の切換え位置を経て右切換え位置に切換えられ、こ
れにより操舵軸２０が左方に移動されて後左右輪１０Ｒ
Ｌ，１０ＲＲは図示されないキングピン軸周りに右切り
される。これにより、当該後輪１０ＲＬ，１０ＲＲは前
輪１０ＦＬ，１０ＦＲの転舵方向と同相操舵されること
になるから、車両に発生するヨーモーメントは抑制され
て車両の走行安定性が向上する。勿論、目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 1 に設定された基
準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 に実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φを一致させるフィードバック制御を継続
して実行するために、車両には良好なヨーレートが発生
して特に過渡的なコーナリング特性が向上する。
【００８５】ここで、前記図４の演算処理のステップＳ
１１で比較的大きな負の値となったヨーレート偏差εに
よって、同ステップＳ１２ではヨーレート対応後輪操舵
角δ R * が前記負の所定値−δR * 1 に保持されること
も考えられるが、この負の所定値−δR * 1 はヨーレー
ト対応後輪操舵角δR * の下限値として設定されている
から、当該ヨーレート対応後輪操舵角δR * が下限値で
ある負の所定値−δR * 1 に保持されても、前述のよう
に車両挙動が不安定になることはない。
１１で比較的大きな負の値となったヨーレート偏差εに
よって、同ステップＳ１２ではヨーレート対応後輪操舵
角δ R * が前記負の所定値−δR * 1 に保持されること
も考えられるが、この負の所定値−δR * 1 はヨーレー
ト対応後輪操舵角δR * の下限値として設定されている
から、当該ヨーレート対応後輪操舵角δR * が下限値で
ある負の所定値−δR * 1 に保持されても、前述のよう
に車両挙動が不安定になることはない。
【００８６】一方、同じく高μ良路において、前記比較
的小さい旋回半径の定速旋回走行から比較的大きい旋回
半径の定速旋回走行に移行した際には、前記比較的大き
い旋回半径の定速旋回走行から比較的小さい旋回半径の
定速旋回走行への移行期と逆の後輪操舵が行われ、結果
的に前後輪間の相対転舵角は一瞬、小さくなってヨーモ
ーメントが抑制され、その結果、車両のステアリング特
性はアンダステア方向への変化を強めた後、当該旋回半
径に必要な操舵角検出値θに応じた前後輪間の相対転舵
角を達成して走行安定性が向上する。勿論、この間も、
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 1
に設定された基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 に実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを一致させるフィードバ
ック制御を継続して実行するために、車両には良好なヨ
ーレートが発生して特に過渡的なコーナリング特性が向
上する。
的小さい旋回半径の定速旋回走行から比較的大きい旋回
半径の定速旋回走行に移行した際には、前記比較的大き
い旋回半径の定速旋回走行から比較的小さい旋回半径の
定速旋回走行への移行期と逆の後輪操舵が行われ、結果
的に前後輪間の相対転舵角は一瞬、小さくなってヨーモ
ーメントが抑制され、その結果、車両のステアリング特
性はアンダステア方向への変化を強めた後、当該旋回半
径に必要な操舵角検出値θに応じた前後輪間の相対転舵
角を達成して走行安定性が向上する。勿論、この間も、
目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* ＝（ｄ／ｄｔ）φ* 1
に設定された基準ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 に実ヨ
ーレート検出値（ｄ／ｄｔ）φを一致させるフィードバ
ック制御を継続して実行するために、車両には良好なヨ
ーレートが発生して特に過渡的なコーナリング特性が向
上する。
【００８７】また、同じく高μ良路において、このよう
に旋回半径の異なる定速左旋回走行にあっては、前記旋
回半径の異なる定速右旋回走行における検出値や演算値
の符号が逆転し、制御信号Ｓcs1 と制御信号ＳCS2 とが
置換され、アクチュエータ並びに後輪１０ＲＬ，１０Ｒ
Ｒの挙動が左右で逆転する他はほぼ前記と同様の制御が
実行される。
に旋回半径の異なる定速左旋回走行にあっては、前記旋
回半径の異なる定速右旋回走行における検出値や演算値
の符号が逆転し、制御信号Ｓcs1 と制御信号ＳCS2 とが
置換され、アクチュエータ並びに後輪１０ＲＬ，１０Ｒ
Ｒの挙動が左右で逆転する他はほぼ前記と同様の制御が
実行される。
【００８８】また、同じく高μ良路において、例えばス
ラローム等のようにステアリングホィールを左右に大き
く速く操舵した場合には、前記比較的旋回半径の大きな
旋回走行から比較的旋回半径の小さな旋回走行に移行
し、然る後、再び比較的旋回半径の大きな旋回走行に移
行してから逆方向への比較的旋回半径の大きな旋回走行
に移行し、更に逆方向への比較的旋回半径の小さな旋回
走行から同じく旋回半径の大きな旋回走行に移行するこ
とを繰り返して、前記とほぼ同様の制御が実行されて、
車両は機敏に且つ安定してスラローム走行することがで
きる。
ラローム等のようにステアリングホィールを左右に大き
く速く操舵した場合には、前記比較的旋回半径の大きな
旋回走行から比較的旋回半径の小さな旋回走行に移行
し、然る後、再び比較的旋回半径の大きな旋回走行に移
行してから逆方向への比較的旋回半径の大きな旋回走行
に移行し、更に逆方向への比較的旋回半径の小さな旋回
走行から同じく旋回半径の大きな旋回走行に移行するこ
とを繰り返して、前記とほぼ同様の制御が実行されて、
車両は機敏に且つ安定してスラローム走行することがで
きる。
【００８９】また、同じく高μ良路において、直進走
行、旋回走行に関わらず、加減速が実行された或いは加
減速入力が作用したときには、その結果として生じる車
速検出値Ｖに応じて、ほぼ前記と同様の制御が実行され
る。
行、旋回走行に関わらず、加減速が実行された或いは加
減速入力が作用したときには、その結果として生じる車
速検出値Ｖに応じて、ほぼ前記と同様の制御が実行され
る。
【００９０】次に、前記氷雪路面等のように摩擦係数状
態が小さい低μ路の定速右旋回走行について考察する。
このような低μ路では、旋回半径の大きさに関わらず、
タイヤ特性としてのコーナリングパワーもコーナリング
フォースの最大値も小さい。従って、操舵入力の増大に
対して、タイヤ特性としてのコーナリングフォースが十
分に追従せず、また過大な操舵入力に対してはコーナリ
ングフォースの最大値の小ささから、タイヤは早期にグ
リップ力を失って横すべりするから、その結果、図４の
演算処理のステップＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙ
g は小さな正の値となり、故に図４の演算処理のステッ
プＳ７で算出される最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
max は小さな正の値となる。
態が小さい低μ路の定速右旋回走行について考察する。
このような低μ路では、旋回半径の大きさに関わらず、
タイヤ特性としてのコーナリングパワーもコーナリング
フォースの最大値も小さい。従って、操舵入力の増大に
対して、タイヤ特性としてのコーナリングフォースが十
分に追従せず、また過大な操舵入力に対してはコーナリ
ングフォースの最大値の小ささから、タイヤは早期にグ
リップ力を失って横すべりするから、その結果、図４の
演算処理のステップＳ２で読込まれる横加速度検出値Ｙ
g は小さな正の値となり、故に図４の演算処理のステッ
プＳ７で算出される最大ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
max は小さな正の値となる。
【００９１】一方、過大な操舵入力に伴って図４の演算
処理のステップＳ１で読込まれる操舵角検出値θが正方
向に増加すると、同ステップＳ６で算出設定される基準
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 も正方向に増加するが、
同ステップＳ８で基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）
φ* max ｜を越えていると判定されるから、ここではス
テップＳ８からステップＳ１０に移行して前記最大ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* max が目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* に設定される。
処理のステップＳ１で読込まれる操舵角検出値θが正方
向に増加すると、同ステップＳ６で算出設定される基準
ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 0 も正方向に増加するが、
同ステップＳ８で基準ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 0 ｜が最大ヨーレートの絶対値｜（ｄ／ｄｔ）
φ* max ｜を越えていると判定されるから、ここではス
テップＳ８からステップＳ１０に移行して前記最大ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* max が目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 ＝（ｄ／ｄｔ）φ* に設定される。
【００９２】ここで、前述のようにタイヤ特性としての
コーナリングフォースが全体的に小さいために、車両に
発生するヨーモーメントも小さく、従って図４の演算処
理のステップＳ３で読み込まれる実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φも小さな正の値となる。以上により図４
の演算処理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏
差εも必然的に小さな値であることは間違いがない。こ
のとき、車両挙動によってヨーレート偏差εが正値であ
るか負値であるかは不明であるが、何れにしても小さな
値のヨーレート偏差に基づいて図４の演算処理のステッ
プＳ１２で設定されるヨーレート対応後輪操舵角δR *
は正又は負の小さな値となる。従って、同ステップＳ１
３で算出される後輪操舵角δR は、ステップＳ５で読込
まれた後輪操舵制御分δR0に対して、この低μ路で達成
可能な小さなヨーレート偏差εを生じる程度の小さなヨ
ーレート対応後輪操舵角δR * を和した値にしかならな
い。そして、この後輪操舵角δR に対して、ステップＳ
５で読込まれた実後輪操舵角検出値δRRとの後輪操舵角
偏差γが、ステップＳ１４で算出され、この後輪操舵角
偏差γを零にするようにステップＳ１５〜Ｓ１７では制
御信号ＳCS1,ＳCS2 の出力又はその出力停止が実行さ
れ、この制御信号ＳCS1,ＳCS2 に応じて後輪１０ＲＬ，
１０ＲＲの操舵制御が実行される。
コーナリングフォースが全体的に小さいために、車両に
発生するヨーモーメントも小さく、従って図４の演算処
理のステップＳ３で読み込まれる実ヨーレート検出値
（ｄ／ｄｔ）φも小さな正の値となる。以上により図４
の演算処理のステップＳ１１で算出されるヨーレート偏
差εも必然的に小さな値であることは間違いがない。こ
のとき、車両挙動によってヨーレート偏差εが正値であ
るか負値であるかは不明であるが、何れにしても小さな
値のヨーレート偏差に基づいて図４の演算処理のステッ
プＳ１２で設定されるヨーレート対応後輪操舵角δR *
は正又は負の小さな値となる。従って、同ステップＳ１
３で算出される後輪操舵角δR は、ステップＳ５で読込
まれた後輪操舵制御分δR0に対して、この低μ路で達成
可能な小さなヨーレート偏差εを生じる程度の小さなヨ
ーレート対応後輪操舵角δR * を和した値にしかならな
い。そして、この後輪操舵角δR に対して、ステップＳ
５で読込まれた実後輪操舵角検出値δRRとの後輪操舵角
偏差γが、ステップＳ１４で算出され、この後輪操舵角
偏差γを零にするようにステップＳ１５〜Ｓ１７では制
御信号ＳCS1,ＳCS2 の出力又はその出力停止が実行さ
れ、この制御信号ＳCS1,ＳCS2 に応じて後輪１０ＲＬ，
１０ＲＲの操舵制御が実行される。
【００９３】ここで、前記過大な操舵入力によって操舵
角検出値θが増加してもヨーレート対応後輪操舵角δR
* は正負の何れにしても大きな値とならず、一方、操舵
入力の増対に伴って後輪操舵制御分δR0は増加するか
ら、達成される前後輪間の相対転舵角は小さくなる、即
ち後輪１０ＲＬ，１０ＲＲに対しては比較的大きな操舵
角を伴う同相制御が実行され、車両のヨーモーメントは
抑制されてヨーレートが不用意に加速されることがな
く、走行安定性が確保される。勿論、この過大な操舵入
力も含めて、余剰に急速な操舵入力以外の適正な操舵入
力分については、当該低μ路面で達成可能な最大のヨー
レートが車両に発生し、これによって適正な操舵入力に
対しては運転者が意図した適正な走行ラインを保持し、
過大な操舵入力に対しても可及的に車両を回頭する。
角検出値θが増加してもヨーレート対応後輪操舵角δR
* は正負の何れにしても大きな値とならず、一方、操舵
入力の増対に伴って後輪操舵制御分δR0は増加するか
ら、達成される前後輪間の相対転舵角は小さくなる、即
ち後輪１０ＲＬ，１０ＲＲに対しては比較的大きな操舵
角を伴う同相制御が実行され、車両のヨーモーメントは
抑制されてヨーレートが不用意に加速されることがな
く、走行安定性が確保される。勿論、この過大な操舵入
力も含めて、余剰に急速な操舵入力以外の適正な操舵入
力分については、当該低μ路面で達成可能な最大のヨー
レートが車両に発生し、これによって適正な操舵入力に
対しては運転者が意図した適正な走行ラインを保持し、
過大な操舵入力に対しても可及的に車両を回頭する。
【００９４】この後輪操舵制御は、左旋回走行において
も前記検出値並びに演算値の符号が逆転し、制御信号Ｓ
CS1 と制御信号ＳCS2 とが逆転し、アクチュエータ及び
後輪１０ＲＬ，１０ＲＲの挙動が左右で逆転する以外
は、前記とほぼ同様に実行される。
も前記検出値並びに演算値の符号が逆転し、制御信号Ｓ
CS1 と制御信号ＳCS2 とが逆転し、アクチュエータ及び
後輪１０ＲＬ，１０ＲＲの挙動が左右で逆転する以外
は、前記とほぼ同様に実行される。
【００９５】ところで本例においては、実際上、図４の
ステップＳ９またはＳ１０で定めた目標ヨーレート（ｄ
／ｄｔ）φ* 1 をそのまま上記の後輪操舵制御に用い
ず、図４のステップ１０−１で、図５に示すような前記
の処理を行って前記（８）式で表されるように目標ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を修正し、これにより求めた
修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を上記の後輪操舵
制御に資する。
ステップＳ９またはＳ１０で定めた目標ヨーレート（ｄ
／ｄｔ）φ* 1 をそのまま上記の後輪操舵制御に用い
ず、図４のステップ１０−１で、図５に示すような前記
の処理を行って前記（８）式で表されるように目標ヨー
レート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を修正し、これにより求めた
修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* を上記の後輪操舵
制御に資する。
【００９６】ここで、図８に示すように前輪１０ＦＬ，
１０ＦＲがステアリングホイール操舵角θに対応してδ
F だけ転舵され、車体１が車速Ｖをもって矢印α方向へ
旋回走行しており、ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φおよび横
加速度Ｙg を発生している状態で、前記（８）式を詳述
するに、この式による目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ *
1 の修正は、図５につき前述したように車体スリップ角
Ｓa が図８のごとく旋回外向き方向に発生し、且つ車体
スリップ角Ｓa が前記の設定スリップ角Ｓa *を越える
大きさの時に実行される。
１０ＦＲがステアリングホイール操舵角θに対応してδ
F だけ転舵され、車体１が車速Ｖをもって矢印α方向へ
旋回走行しており、ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φおよび横
加速度Ｙg を発生している状態で、前記（８）式を詳述
するに、この式による目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ *
1 の修正は、図５につき前述したように車体スリップ角
Ｓa が図８のごとく旋回外向き方向に発生し、且つ車体
スリップ角Ｓa が前記の設定スリップ角Ｓa *を越える
大きさの時に実行される。
【００９７】車体スリップ角Ｓa が旋回方向αに対し内
側を向くか、外側を向むくかの違いを考察するに、車速
Ｖが例えば３０ｋｍ／ｈ未満の低車速旋回である場合、
図９（ａ）に示すように旋回中心Ｏがほぼ後軸延長線ｘ
の上に存在して、車両重心Ｇよりも後方に位置する結
果、車体スリップ角Ｓa が旋回方向αに対し内側を向
く。この場合、車両の旋回挙動が安定しており、目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を修正することなくそのま
ま上記の後輪操舵制御に資することができる。ところ
で、車速Ｖが例えば３０ｋｍ／ｈを越えた高車速旋回で
ある場合や、横滑りが発生している場合は、図９（ｂ）
に示すように旋回中心Ｏが車両重心Ｇよりも前方に位置
する結果、車体スリップ角Ｓa が設定スリップ角Ｓa *
を越えて旋回方向αに対し外側を向く。この場合、車両
の旋回挙動が不安定となり、目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 を修正することなくそのまま上記の後輪操舵
制御に資すると、前記したように後輪操舵による車両の
ヨーイング挙動制御が車両の旋回挙動不安定を益々助長
するようなことになりかねない。
側を向くか、外側を向むくかの違いを考察するに、車速
Ｖが例えば３０ｋｍ／ｈ未満の低車速旋回である場合、
図９（ａ）に示すように旋回中心Ｏがほぼ後軸延長線ｘ
の上に存在して、車両重心Ｇよりも後方に位置する結
果、車体スリップ角Ｓa が旋回方向αに対し内側を向
く。この場合、車両の旋回挙動が安定しており、目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を修正することなくそのま
ま上記の後輪操舵制御に資することができる。ところ
で、車速Ｖが例えば３０ｋｍ／ｈを越えた高車速旋回で
ある場合や、横滑りが発生している場合は、図９（ｂ）
に示すように旋回中心Ｏが車両重心Ｇよりも前方に位置
する結果、車体スリップ角Ｓa が設定スリップ角Ｓa *
を越えて旋回方向αに対し外側を向く。この場合、車両
の旋回挙動が不安定となり、目標ヨーレート（ｄ／ｄ
ｔ）φ* 1 を修正することなくそのまま上記の後輪操舵
制御に資すると、前記したように後輪操舵による車両の
ヨーイング挙動制御が車両の旋回挙動不安定を益々助長
するようなことになりかねない。
【００９８】そこで目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1
を、前記（８）式により修正して、修正目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* を求め、これを上記の後輪操舵制御に
資するが、当該修正は目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 を、設定スリップ角Ｓa *に対する車体スリップ角Ｓ
a の超過分に応じて小さく、つまり旋回外向き方向に修
正して、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* とする。
かかる目標ヨーレートの修正によれば、車両の旋回挙動
が不安定になる高車速旋回走行中や、横滑り発生時にお
いて、前記後輪操舵による車両のヨーイング挙動制御を
行っても、これが車両の旋回挙動不安定を益々助長して
しまうといったことがなくなる。
を、前記（８）式により修正して、修正目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* を求め、これを上記の後輪操舵制御に
資するが、当該修正は目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ*
1 を、設定スリップ角Ｓa *に対する車体スリップ角Ｓ
a の超過分に応じて小さく、つまり旋回外向き方向に修
正して、修正目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* とする。
かかる目標ヨーレートの修正によれば、車両の旋回挙動
が不安定になる高車速旋回走行中や、横滑り発生時にお
いて、前記後輪操舵による車両のヨーイング挙動制御を
行っても、これが車両の旋回挙動不安定を益々助長して
しまうといったことがなくなる。
【００９９】ところで、上記の設定スリップ角Ｓa * は
前記したように、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を
そのまま後輪舵角制御に用いても、車両のヨーイング挙
動制御が挙動不安定を伴うようなものにならない車体ス
リップ角の上限値とするが、この設定スリップ角Ｓa *
が旋回外向き方向の一定値であると、以下の問題を生ず
る。つまり設定スリップ角Ｓa * は、基本的に上記を目
安に決定すると雖も、これを旋回外向き方向の一定値に
する場合、操舵入力による正常なヨーイング運動の結果
発生ずるスリップ角よりも大きく設定する必要がある。
かように設定した設定スリップ角Ｓa * が、例えば図１
０に示す如き一定値であるとすると、図１０（ａ）に示
すようにヨーレート（ｄ／ｄｔ）φを生ずる旋回走行時
は問題ないが、図１０（ｂ）に示す直進走行中、外乱で
横滑り状態になった時に、設定スリップ角Ｓa * までは
制御効果がなく、中立付近からの不感帯や、ヨーイング
運動の不連続を生じてしまう。
前記したように、目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* 1 を
そのまま後輪舵角制御に用いても、車両のヨーイング挙
動制御が挙動不安定を伴うようなものにならない車体ス
リップ角の上限値とするが、この設定スリップ角Ｓa *
が旋回外向き方向の一定値であると、以下の問題を生ず
る。つまり設定スリップ角Ｓa * は、基本的に上記を目
安に決定すると雖も、これを旋回外向き方向の一定値に
する場合、操舵入力による正常なヨーイング運動の結果
発生ずるスリップ角よりも大きく設定する必要がある。
かように設定した設定スリップ角Ｓa * が、例えば図１
０に示す如き一定値であるとすると、図１０（ａ）に示
すようにヨーレート（ｄ／ｄｔ）φを生ずる旋回走行時
は問題ないが、図１０（ｂ）に示す直進走行中、外乱で
横滑り状態になった時に、設定スリップ角Ｓa * までは
制御効果がなく、中立付近からの不感帯や、ヨーイング
運動の不連続を生じてしまう。
【０１００】この問題解決のため本例では、図示しなか
ったが、設定スリップ角変更手段に相当する処理によ
り、設定スリップ角Ｓa * を以下のごとく、修正目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* および車速Ｖに応じて変更す
る。ここで定常的な車両運動を考察するに、車両の運動
方程式は、山海堂発行、安倍正人著「自動車の運動と制
御」第５６頁に記されているように、次式で表されるこ
とが知られている。
ったが、設定スリップ角変更手段に相当する処理によ
り、設定スリップ角Ｓa * を以下のごとく、修正目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* および車速Ｖに応じて変更す
る。ここで定常的な車両運動を考察するに、車両の運動
方程式は、山海堂発行、安倍正人著「自動車の運動と制
御」第５６頁に記されているように、次式で表されるこ
とが知られている。
【数１４】 β= ｛C pf/(C pf+Cpr) ｝δf - ｛m/2(C pf+Cpr) ｝V ｛(d/dt)β+(d/dt) φ｝ - ｛(L f C pf -Lr C pr)/(C pf +C pr ) ｝｛(d/dt)φ｝/V …(9) また、 β= ｛C pf/(C pfL f +CprL r ) ｝δf - ｛I/2(C pfL f +CprL r ) ｝｛(d2/dt 2) φ｝ - ｛(L f 2 C pf -Lr 2 C pr )/(C pf L f +C pr L r ) ｝ ×｛(d/dt)φ｝/V …(10) 但し、β : 車体スリップ角 C pf: 前輪コーナリングパワー C pr: 後輪コーナリングパワー m : 慣性質量 V : 車速 I : ヨー慣性モーメント δf : 前輪舵角
【０１０１】上記の（９），（１０）式において、定常
運動を考えると、(d/dt)β＝０で、且つ(d2/dt 2) φ＝
０であるから、目標車体スリップ角β* および目標ヨー
レート (d/dt) φ* はそれぞれ、次式で表される。
運動を考えると、(d/dt)β＝０で、且つ(d2/dt 2) φ＝
０であるから、目標車体スリップ角β* および目標ヨー
レート (d/dt) φ* はそれぞれ、次式で表される。
【数１５】 β* =(L r /L) δf × 1-(m/2l)(L f /L r C pr )V2 / ｛1-(m/2l2) (L f C pf -Lr C pr)/C pfC pr V2 ｝ …(11) (d/dt) φ* = (V/L) δf ×1/｛1-(m/2l2) (L f C pf -Lr C pr)/C pfC pr V2 ｝ …(12)
【０１０２】ところで、定常運動を考えているから、ヨ
ーレート+(d/dt) φは目標ヨーレート+(d/dt) φ* に等
しく、また車体スリップ角βも目標車体スリップ角β*
に同じである。なお、上記の（１１）式にて目標車体ス
リップ角β* （Ｓa * ）を、ステアリングホイール操舵
角θおよび車速Ｖから算出しても良い。そして、上記の
（１１）式および（１２）式を整理して、目標車体スリ
ップ角β* は次式で表される。
ーレート+(d/dt) φは目標ヨーレート+(d/dt) φ* に等
しく、また車体スリップ角βも目標車体スリップ角β*
に同じである。なお、上記の（１１）式にて目標車体ス
リップ角β* （Ｓa * ）を、ステアリングホイール操舵
角θおよび車速Ｖから算出しても良い。そして、上記の
（１１）式および（１２）式を整理して、目標車体スリ
ップ角β* は次式で表される。
【数１６】 β* = ｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）（Ｌf ／Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝ ×（ｄ／ｄｔ）φ* …(13)
【０１０３】本例においては、上式で求められる目標車
体スリップ角β* を前記設定スリップ角Ｓa * として定
めるようにする。上式における｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）
（Ｌ f ／Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝は車速Ｖの関数ｆ（Ｖ）で
あることから、設定スリップ角Ｓa * は、この車速Ｖお
よび目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* に応じて変更され
ることになる。かようにして設定スリップ角Ｓa * を変
更する構成によれば、高速旋回走行中で目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* が大きくなるにつれ、設定スリップ角
Ｓa * も大きくなり、一方、直進付近の走行中で目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* が小さければ、設定スリップ
角Ｓa * も小さくなり、結果として許容される車体スリ
ップ角を常時適切なものとなし得る。
体スリップ角β* を前記設定スリップ角Ｓa * として定
めるようにする。上式における｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）
（Ｌ f ／Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝は車速Ｖの関数ｆ（Ｖ）で
あることから、設定スリップ角Ｓa * は、この車速Ｖお
よび目標ヨーレート（ｄ／ｄｔ）φ* に応じて変更され
ることになる。かようにして設定スリップ角Ｓa * を変
更する構成によれば、高速旋回走行中で目標ヨーレート
（ｄ／ｄｔ）φ* が大きくなるにつれ、設定スリップ角
Ｓa * も大きくなり、一方、直進付近の走行中で目標ヨ
ーレート（ｄ／ｄｔ）φ* が小さければ、設定スリップ
角Ｓa * も小さくなり、結果として許容される車体スリ
ップ角を常時適切なものとなし得る。
【０１０４】
【発明の効果】かくして第１発明による車両のヨーイン
グ挙動制御装置は、請求項１に記載のごとく、車体スリ
ップ角が旋回外向き方向のもので、且つ設定スリップ角
よりも大きくなる時、つまり車両のヨーイング挙動が不
安定である場合は、これら車体スリップ角および設定ス
リップ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、ヨーイ
ング運動目標値を旋回外向き方向に修正する構成にした
から、横滑り状態となった場合等においても、ヨーイン
グ運動目標値が車両のヨーイング挙動を益々不安定にす
るようなままにされることがなくなり、当該不安定を惹
起する事態を回避することができる。
グ挙動制御装置は、請求項１に記載のごとく、車体スリ
ップ角が旋回外向き方向のもので、且つ設定スリップ角
よりも大きくなる時、つまり車両のヨーイング挙動が不
安定である場合は、これら車体スリップ角および設定ス
リップ角間の偏差に応じて該偏差が大きいほど、ヨーイ
ング運動目標値を旋回外向き方向に修正する構成にした
から、横滑り状態となった場合等においても、ヨーイン
グ運動目標値が車両のヨーイング挙動を益々不安定にす
るようなままにされることがなくなり、当該不安定を惹
起する事態を回避することができる。
【０１０５】第１発明においては更に、上記設定スリッ
プ角を上記ヨーイング運動目標値の増大につれ大きくな
るよう変更することから、ヨーイング運動目標値の上記
修正が旋回運動と直接走行の走行状態の修正が自動的に
行われ、上記の作用効果を完璧に達成することができ
る。
プ角を上記ヨーイング運動目標値の増大につれ大きくな
るよう変更することから、ヨーイング運動目標値の上記
修正が旋回運動と直接走行の走行状態の修正が自動的に
行われ、上記の作用効果を完璧に達成することができ
る。
【０１０６】第２発明による車両のヨーイング挙動制御
装置は、上記の設定スリップ角を請求項２に記載の式に
より定め、これにより設定スリップ角の上記修正を行う
構成にしたから、設定スリップ角を常時確実に操舵角お
よび車速に応じた適切なものにすることができ、走行状
態の如何にかかわらず第１発明の上記作用効果をより一
層確実なものにすることができる。
装置は、上記の設定スリップ角を請求項２に記載の式に
より定め、これにより設定スリップ角の上記修正を行う
構成にしたから、設定スリップ角を常時確実に操舵角お
よび車速に応じた適切なものにすることができ、走行状
態の如何にかかわらず第１発明の上記作用効果をより一
層確実なものにすることができる。
【図１】本発明による車両のヨーイング挙動制御装置を
示す概念図である。
示す概念図である。
【図２】本発明による車両のヨーイング挙動制御装置を
後輪補助操舵により実現した例を示す車両の４輪操舵シ
ステム図である。
後輪補助操舵により実現した例を示す車両の４輪操舵シ
ステム図である。
【図３】同例におけるコントローラを、その入出力関連
部分と共に示すブロック線図である。
部分と共に示すブロック線図である。
【図４】同コントローラが実行する後輪舵角制御のプロ
グラムを示すフローチャートである。
グラムを示すフローチャートである。
【図５】同後輪舵角制御プログラムにおける目標ヨーレ
ート修正処理に関したサブルーチンを示すフローチャー
トである。
ート修正処理に関したサブルーチンを示すフローチャー
トである。
【図６】ステアリングホイールの操舵角に対する基準ヨ
ーレートの変化特性を示す特性図である。
ーレートの変化特性を示す特性図である。
【図７】目標ヨーレートに対する実ヨーレートの偏差を
解消するための後輪舵角特性を示す特性図である。
解消するための後輪舵角特性を示す特性図である。
【図８】車両の旋回走行時において生ずる車体スリップ
角と、ヨーレートと、横加速度を示す線図である。
角と、ヨーレートと、横加速度を示す線図である。
【図９】（ａ）は、低車速時における車体スリップ角の
発生状況を示す説明図で、（ｂ）は、高車速時における
車体スリップ角の発生状況を示す説明図である。
発生状況を示す説明図で、（ｂ）は、高車速時における
車体スリップ角の発生状況を示す説明図である。
【図１０】（ａ）は、設定スリップ角が一定である場合
において、車両旋回時の状態を示す説明図で、（ｂ）
は、同じく設定スリップ角が一定である場合において、
車両直進時の状態を示す説明図である。
において、車両旋回時の状態を示す説明図で、（ｂ）
は、同じく設定スリップ角が一定である場合において、
車両直進時の状態を示す説明図である。
【図１１】従来のヨーイング挙動制御の不具合を説明す
るのに用いた車両の旋回挙動説明図である。
るのに用いた車両の旋回挙動説明図である。
２ 後輪操舵装置（車両挙動制御手段） ３ コントローラ ６ 車速センサ（走行状態物理量検出手段） ８ 操舵角センサ（走行状態物理量検出手段） ９ 後輪操舵角センサ １１ 横加速度センサ １２ ヨーレートセンサ（ヨーイング運動実際値検出手
段） １３ タイロッド １４ ステアリングギヤ装置 １５ ステアリングホィール １６ ステアリングシャフト １８ タイロッド ２０ 操舵軸 ２２ 後輪操舵用シリンダ ２４ ピストン ３０ 油圧ポンプ ３２ 制御弁 ３６ カットオフ弁 ３７ 車体スリップ角センサ（車体スリップ角検出手
段）
段） １３ タイロッド １４ ステアリングギヤ装置 １５ ステアリングホィール １６ ステアリングシャフト １８ タイロッド ２０ 操舵軸 ２２ 後輪操舵用シリンダ ２４ ピストン ３０ 油圧ポンプ ３２ 制御弁 ３６ カットオフ弁 ３７ 車体スリップ角センサ（車体スリップ角検出手
段）
フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｂ６２Ｄ 137:00
Claims (2)
- 【請求項１】 車両の走行状態を表す物理量を検出する
走行状態物理量検出手段と、 該手段で検出した走行状態物理量から、車両の目標とす
べきヨーイング運動目標値を演算するヨーイング運動目
標値演算手段と、 車両の実際のヨーイング運動を検出するヨーイング運動
実際値検出手段と、 この手段で検出した実際のヨーイング運動が、前記ヨー
イング運動目標値に一致するよう車両挙動を制御する車
両挙動制御手段とを具えた装置において、 前記ヨーイング運動実際値検出手段は、車両の実際のヨ
ーイング運動として、少なくとも車両のヨーレートおよ
び車体スリップ角を検出する構成とし、 この検出された車体スリップ角が旋回外向き方向のもの
であり、且つ設定スリップ角よりも大きい時、これら車
体スリップ角および設定スリップ角間の偏差に応じて該
偏差が大きいほど、前記演算されたヨーイング運動目標
値を、旋回外向き方向に修正するヨーイング運動目標値
修正手段と、 前記設定スリップ角を、前記ヨーイング運動目標値の増
大につれ大きくする設定スリップ角変更手段とを設けた
ことを特徴とする車両のヨーイング挙動制御装置。 - 【請求項２】 請求項１において、前記設定スリップ角
変更手段は設定スリップ角Ｓa * を、 【数１】Ｓa * ＝｛〔Ｌr −（ｍ／２Ｌ）（Ｌf ／
Ｃpr）Ｖ2 〕／Ｖ｝×（ｄ／ｄｔ）φ* 但し、Ｌr ：後輪−重心間距離 Ｌf ：前輪−重心間距離 Ｌ ：ホイールベース（Ｌ＝Ｌr ＋Ｌf ） ｍ ：車両の慣性質量 Ｃpr：後輪コーナリングパワー Ｖ ：車速 （ｄ／ｄｔ）φ* ：ヨーイング運動目標値 により定めるよう構成したことを特徴とする車両のヨー
イング挙動制御装置。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15602295A JP3463415B2 (ja) | 1995-06-22 | 1995-06-22 | 車両のヨーイング挙動制御装置 |
| US08/669,706 US5964819A (en) | 1995-06-22 | 1996-06-24 | Vehicle yawing behavior control apparatus |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15602295A JP3463415B2 (ja) | 1995-06-22 | 1995-06-22 | 車両のヨーイング挙動制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH092316A true JPH092316A (ja) | 1997-01-07 |
| JP3463415B2 JP3463415B2 (ja) | 2003-11-05 |
Family
ID=15618611
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15602295A Expired - Lifetime JP3463415B2 (ja) | 1995-06-22 | 1995-06-22 | 車両のヨーイング挙動制御装置 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5964819A (ja) |
| JP (1) | JP3463415B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006347197A (ja) * | 2005-06-13 | 2006-12-28 | Toyota Motor Corp | 車両の操舵制御装置 |
| DE19958056B4 (de) * | 1998-12-02 | 2011-09-22 | Nissan Motor Co., Ltd. | Fahrstabilitäts-Steuervorrichtung |
| JP2013056590A (ja) * | 2011-09-07 | 2013-03-28 | Jtekt Corp | 車両姿勢制御装置 |
| KR20160044650A (ko) * | 2014-10-15 | 2016-04-26 | 현대모비스 주식회사 | 차량용 어시스트 토크 보상장치 및 방법 |
| JP2017061251A (ja) * | 2015-09-25 | 2017-03-30 | Ntn株式会社 | 車両姿勢制御装置 |
Families Citing this family (65)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
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