JP2594127B2 - 電子制御サスペンション装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 発明の目的 ［産業上の利用分野］ 本発明は、サスペンションを制御することにより、車
両のステア特性を変えることができる電子制御サスペン
ション装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、サスペンションを制御することにより、旋
回時に、ロール剛性配分を変えることによってステア特
性を変える装置が種々提案されている。第26図に示すよ
うに、旋回時の内外輪の荷重とそのコーナリングパワー
とは、非線形関係を有する。同図に矢印ａで示すよう
に、内外輪間の移動荷重が小さい場合のコーナリングパ
ワーは、内輪側の値CP2Iと外輪側の値CP20との和とな
る。一方、同図に矢印ｂで示すように、内外輪間の移動
荷重が大きい場合のコーナリングパワーは、同様に内輪
側の値CP1Iと外輪側の値CP10との和となる。上記両和の
大小関係は、下式のような関係にある。

2CPX＞（CP20＋CP2I）＞（CP10＋CP1I） このように、旋回時の内外輪間の移動荷重が小さい方
がコーナリングパワーは大きな値となる。

また、車両のステア特性は、下式の値に基づいて定ま
る。

Cr・Lr−Cf・Lf＝Ｚ ここで、Crは後輪のコーナリングパワーであり、Lrは
後輪軸と車両重心との距離であり、Cfは前輪のコーナリ
ングパワーであり、Lfは前輪側と車両重心との距離であ
る。Ｚの値が負の場合はオーバステア、零の場合はニュ
ートラルステア、正の場合はアンダステアとなる。よっ
て、旋回時に、前輪側移動荷重を小さくするよう制御す
ると前輪側のコーナリングパワーが大きくなるためにオ
ーバステア特性となり、一方、前輪側移動荷重を大きく
するよう制御すると前輪側のコーナリングパワーが小さ
くなるためにアンダステア特性となることが知られてい
る。

このことから、例えば、ばね下及びばね上間の目標ス
トロークと実際に測定した実ストロークとの偏差を、横
加速度検出値に基づいて補正した制御指令値でサスペン
ションを制御するように構成し、前輪側及び後輪側の左
右方向荷重移動量を、横加速度に応じて任意に設定し
て、旋回時における車両のステア特性を任意に変更する
ことができる装置が提案されている（特開昭61−19390
8）。

［発明が解決しようとする課題］ しかしながら、従来の一般的な車両では、スタビリテ
ィファクタKh、ヨーイング共振周波数fy及びヨーレート
YRと操舵角MAとの比は、各々下式のような関係にある。

Kh＝（Wf/Cf−Wr/Cr）／（Ｌ・Ｇ） fy＝Ｌ・｛Cf・Cr・（1/V²＋Kh） ／（Ｍ・Ｉ）｝^1/2/2π YR/MA＝｛V/（１＋Kh・V²）｝ ／（Ｌ・Ｎ） ここで、Ｌはホィールベースであり、Wf及びWrは前後
輪の接地荷重であり、Ｍは車両の質量であり、Ｉはヨー
方向慣性モーメントであり、ｖは車速であり、Ｎは操舵
輪歯車比である。

また、車両のヨーレートの動特性は、第25図に示す、
ヨーレートYRと操舵角MAとの比及び操舵角とヨーレート
との位相差を縦軸に周波数で示した操舵速度を横軸に示
すグラフのような関係がある。

即ち、第25図に実線で示すような前後輪のサスペンシ
ョンでロールを受ける一般の車両では、操舵速度によ
り、車両のヨーレートが変化し、操舵速度が早くなるに
従って、位相遅れが生じてヨーレートの応答性が落ち、
位相遅れのためにヨーレートの応答が十分でない場合が
あり、操舵応答特性を十分に向上させることができない
場合があるという問題があった。また、旋回時に、前輪
側移動荷重を小さくし、オーバステアとなるように設定
すると、上記した如く、前輪側のコーナリングパワーCf
が大きくなり、上記した式から明らかなように、スタビ
リティファクタKhは減少し、ヨーレートYRと操舵角MAと
の比は大きくなって舵の効きは大きくなるが、ヨーイン
グ共振周波数fy、即ちヨーレートの応答性は減少してし
まうという問題があった。

そこで本発明は上記の問題点を解決することを目的と
し、旋回過渡状態時に操舵応答性を向上させた電子制御
サスペンション装置を提供することにある。

発明の構成 ［課題を解決するための手段］ かかる目的を達成すべく、本発明は問題点を解決する
ための手段として次の構成を取った。即ち、第１図に例
示する如く、 車両の車輪に対応して設けられたサスペンションM1に
流体を給排して所定の前後輪ロール剛性配分にて旋回時
の車両の姿勢を制御する姿勢制御手段M2を有する電子制
御サスペンション装置において、 車両の操舵角速度を含む走行状態から旋回状態を推定
する旋回状態推定手段、３と、 該旋回状態推定手段M3により推定された旋回状態に基
づいて、旋回開始過渡状態時には定常旋回時よりも前輪
側のロール剛性配分を後輪側に対して増加させ、車両を
アンダステア特性とする補正信号を姿勢制御手段M2に出
力するロール剛性配分制御手段M4と、 を備えたことを特徴とする電子制御サスペンション装置
の構成がそれである。

［作用］ 上記構成を有する電子制御サスペンション装置は、旋
回状態推定状態M3が、車両の操舵角速度を含む走行状態
から旋回状態を推定し、ロール剛性配分制御手段M4が該
旋回状態推定手段M3により推定された旋回状態に基づい
て、旋回開始過渡状態時には定常旋回時よりも前輪側の
ロール剛性配分を後輪側に対して増加させ、車両をアン
ダステア特性とする補正信号を姿勢制御手段M2に出力
し、姿勢制御手段M2が補正信号に応じて、サスペンショ
ンM1に流体を給排する。従って、旋回過渡状態時に操舵
応答性を向上させることができる。

［実施例］ 以下本発明の実施例を図面に基づいて詳細に説明す
る。

第２図は本発明の一実施例である電子制御サスペンシ
ョン装置の概略構成図、第３図は本実施例の電子制御サ
スペンション装置の空気回路図である。この電子制御サ
スペンション装置は、空気回路ACに各々接続された前輪
左側のサスペンション1FL、前輪右側のサスペンション1
FR、後輪左側のサスペンション1RL、後輪右側のサスペ
ンション1RRを備え、このサスペンション1FL,1FR,1RL,1
RRには、各々気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRとショックアブ
ソーバ3FL,3FR,3RL,3RRとが設けられている。

この気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRは、第３図に示すよう
に、各々主気体室4FL,4FR,4RL,4RRと副気体室5FL,5FR,5
RL,5RRとを備え、主気体室4FL,4FR,4RL,4RRの一部はダ
イヤフラム6FL,6FR,6RL,6RRにより形成されているの
で、主気体室4FL,4FR,4RL,4RRに空気を給排することに
より車高を調整することができる。また、気体ばね2FL,
2FR,2RL,2RRはばね定数切換用アクチュエータ7FL,7FR,7
RL,7RRを駆動することにより主気体室4FL,4FR,4RL,4RR
と副気体室5FL,5FR,5RL,5RRとを連通・遮断もしくは空
気流量を切り換えて、ばね定数を「低」、「中」、
「高」の各段階に変更することができる。また、ショッ
クアブソーバ3FL,3FR,3RL,3RRは減衰力切換用アクチュ
エータ8FL,8FR,8RL,8RRを駆動してピストン内のオリフ
ィスを通過するオイルの流量を変化させて減衰力を
「低」、「中」、「高」の各段階に変更することができ
る。

一方、空気回路ACには、各気体ばね2FL,2FR,2RL,2RR
に供給する圧縮空気の供給源としての、モータ９で駆動
されるコンプレッサ10が設けられ、このコンプレッサ10
の吐出側は、逆流を防止するチェックバルブ12を介して
エアドライヤ14及び排気切換バルブ16に各々接続されて
いる。エアドライヤ14にはシリカゲルが封入されてお
り、圧縮空気中の水分を除去する。このエアドライヤ14
は固定絞り18及び逆流を防止するチェックバルブ20を介
して連通・遮断可能な供給切換バルブ22及び接続切換バ
ルブ24に各々接続されている。この供給切換バルブ22の
他方は、所定圧力に設定されたリリーフバルブ25に接続
されると共に、連通・遮断可能な高圧リザーブ用切換バ
ルブ26を介して前輪側の高圧リザーブタンク28に接続さ
れ、また同じく連通・遮断可能な高圧リザーブ用切換バ
ルブ30を介して後輪側の高圧リザーブタンク32に接続さ
れている。これらの高圧リザーブタンク28,32には、高
圧リザーブタンク28,32内の空気圧力を検出する圧力セ
ンサ34,36と、所定圧力に設定されたリリーフバルブ38,
40とが各々配設されている。

更に、上記供給切換バルブ22の他方は、連通・遮断可
能なレベリングバルブ42を介して主気体室4FLと、レベ
リングバルブ44を介して主気体室4FRと、レベリングバ
ルブ46を介して主気体室4RLと、レベリングバルブ48を
介して主気体室4RRと、各々接続されている。この各主
気体室4FL,4FR,4RL,4RRには空気圧力を検出する圧力セ
ンサ50,52,54,56が各々接続されている。

また、前輪左側の主気体室4FLは連通・遮断可能なデ
ィスチャージバルブ58を介して、前輪右側の主気体室4F
Rは同様なディスチャージバルブ60を介して、各々前輪
側の低圧リザーブタンク62に各々接続されている。更
に、後輪左側の主気体室4RLは連通・遮断可能なディス
チャージバルブ64を介して、後輪右側の主気体室4RRは
同様なディスチャージバルブ66を介して、各々後輪側の
低圧リザーブタンク68に各々接続されている。一方、前
輪側の低圧リザーブタンク62と後輪側の低圧リザーブタ
ンク68とは常時連通可能に接続されている。これらの低
圧リザーブタンク62,68には低圧リザーブタンク62,68の
空気圧力を検出する圧力センサ70,72が各々接続され、
前輪側の低圧リザーブタンク62には所定圧力に設定され
たリリーフバルブ74が接続されている。

これらの、両低圧リザーブタンク62,68は、前記接続
切換バルブ24の他方に接続されると共に、連通・遮断可
能な吸入切換バルブ76を介してコンプレッサ10の吸入側
に接続されている。また、コンプレッサ10の吸入側に
は、大気を吸入可能にチェックバルブ78が接続されてい
る。このチェックバルブ78を設けることなく、空気回路
ACを完全な閉回路として構成し、空気回路AC内に空気も
しくは他の気体、例えば窒素ガスを入れても実施可能で
ある。

尚、前記排気切換バルブ16、供給切換バルブ22、接続
切換バルブ24、高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベ
リングバルブ42,44,46,48、ディスチャージバルブ58,6
0,64,66、吸入切換バルブ76は、本実施例では、ノーマ
ルクローズ形を用いている。

本空気回路ACでは、前輪側と後輪側とに各々高圧リザ
ーブタンク28,32及び低圧リザーブタンク62,68を設けた
が、前輪側と後輪側とに共通の一個の高圧リザーブタン
ク及び一個の低圧リザーブタンクを設けてもよい。

更に、第２図に示すように、左前車輪と車体との間
隔、即ち、左のフロント車高を検出する車高センサ80、
同じく右のフロント車高を検出する車高センサ82、左の
リア車高を検出する車高センサ84、右のリア車高を検出
する車高センサ86が各々設けられている。この各車高セ
ンサ80,82,84,86は、所定の基準車高に対してそれより
車高が高いときには正の車高差に応じた信号を、それよ
り車高が低いときには負の車高差に応じた信号を出力す
る。一方、操舵輪88の操舵角を検出する周知の操舵角セ
ンサ90と、車体の横方向及び前後方向加速度を検出する
周知の加速度センサ92と、図示しない変速機の出力軸の
回転速度から車速を検出する車速センサ93と、車両のド
ア等に設けられドアの閉状態を検出するドアスイッチ94
と、変速機のシフト状態がニュートラルであることを検
出するニュートラルスイッチ95と、図示しない内燃機関
の吸入空気量を規制するスロットルバルブの開度を検出
するスロットル開度センサ96とを備えている。また、マ
ニュアル操作により、車高を指示する車高ハイスイッチ
97と車高ロースイッチ98とを備えている。

次に、本実施例の電気系統を第４図に示すブロック図
を用いて説明する。前記各サスペンション1FL,1FR,1RL,
1RRは、電子制御回路100によって駆動・制御されて車両
の姿勢制御を行う。この電子制御回路100は第４図に示
すように、周知のCPU102,ROM104,RAM106を論理演算回路
の中心として構成され、外部と入出力を行う入出力回
路、ここではアクチュエータ駆動回路108、バルブ駆動
回路110、センサ入力回路112、レベル入力回路114等と
をコモンバス116を介して相互に接続して構成されてい
る。

CPU102は、圧力センサ34,36,50,52,54,56,70,72、車
高センサ80,82,84,86、操舵角センサ90、加速度センサ9
2、車速センサ93、スロットル開度センサ96からの信号
をセンサ入力回路112を介して、ドアスイッチ94、ニュ
ートラルスイッチ95、スロットル開度センサ96、車高ハ
イスイッチ97及び車高ロースイッチ98からの信号を、レ
ベル入力回路114を介して入力する。一方、これらの信
号、ROM104、RAM106内のデータに基づいてCPU102は、ア
クチュエータ駆動回路108を介してコンプレッサ用モー
タ９、ばね定数切換用アクチュエータ7FL,7FR,7RL,7RR
及び減衰力切換用アクチュエータ8FL,8FR,8RL,8RRを駆
動する駆動信号を出力し、バルブ駆動回路110を介して
排気切換バルブ16、供給切換バルブ22、接続切換バルブ
24、高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリングバル
ブ42,44,46,48、ディスチャージバルブ58,60,64,66、吸
入切換バルブ76に駆動信号を出力し、各サスペンション
1FL,1FR,1RL,1RRを制御している。

ROM104には、後述する第10図〜第22図に表すマップが
記憶されている。

次に上述した電子制御回路100において行われる処理
について、第５図乃至第９図のフローチャートによって
説明する。

第５図は、本発明におけるエアサスベンション制御の
一例を示すゼネラルフローチャートであり、第６図乃至
第９図はその詳細な処理を示すフローチャートである。

第５図の処理は、所定周期で繰り返し実行される。

まず処理が開始されると、ステップ103にて電源オン
してから最初の処理か否かが判定され、最初であればス
テップ105にて各種フラグ・変数の初期設定がなされ
る。次にステップ110にて上記した各種センサの出力信
号が読み込まれる。

次にステップ200にて車両ロール時のサスペンション1
FL,1FR,1RL,1RRの気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRに対する空
気の給排制御の内、フィードフォワード制御が実行され
る。このフィードフォワード制御は、操舵により、以後
に車両にかかる、車両進行方向とは直角方向の加速度、
即ち、横方向の加速度である予測加速度ＧRLMを演算
し、その予測加速度ＧRLMに応じて、気体ばね2FL,2FR,2
RL,2RRの気圧を調整し、ロールを未然に防止、あるいは
所定の傾斜に調整しようとする制御である。

次にステップ400において、同様な給排制御の内、フ
ィードバック制御が実行される。このフィードバック制
御は比較的車両の加速度が安定している場合に、車両の
姿勢を安定化させるために気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRの
気圧を調整しようとする制御である。

次にステップ500において、各車輪の補正総圧力演算
が実行され、上記フィードフォワード制御及びフィード
バック制御で求められた圧力補正量の和が、補正総圧力
として求められ、旋回過渡状態に基づいてロール剛性配
分目標値ＦMを算出し、該ロール剛性配分目標値ＦMに応
じて補正総圧力を補正する制御である。

次に、ステップ800にて上記求められた補正総圧力に
基づいて、高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリン
グバルブ42,44,46,48、及びディスチャージバルブ58,6
0,64,66の内の必要なバルブを開閉するバルブ制御が行
われる。

上記フィードフォワード制御、フィードバック制御、
各車輪の補正総圧力演算、及びバルブ制御の詳細につい
て説明する。

第６図は、フィードフォワード制御のフローチャート
を表す。まずステップ210にて各信号のフィルタリング
処理が実行される。即ち、今回読み込まれたデータをＸ
（ｎ）、前回のフィルタリング後の値をＹ（ｎ−１）、
フィルタリング定数をIf（＝１〜256）とすると、フィ
ルタリングによる出力Ｙ（ｎ）は、次式で表される。

この処理は、検出データのノイズを相殺したり、所定
以上の周波数のデータの振れを平均化するための処理で
ある。

次に、車両の姿勢変化要因の状態を検出するために、
一連の判定処理がなされる。即ち、ステップ220にて車
両のドアスイッチ94により全てのドアが閉状態であるか
否かが判定され、ステップ230にてニュートラルスイッ
チ95により変速機がニュートラル状態にあるか否かが判
定され、ステップ240にてスロットル開度センサ96によ
りスロットルバルブが全閉であるか否かが判定され、ス
テップ250にてサスペンション制御バルブの内、特に高
圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリングバルブ42,4
4,46,48、ディスチャージバルブ58,60,64,66によりサス
ペンションの車高制御が実行中であるか否かが判定さ
れ、ステップ260にて車速センサ93により車速が所定車
速V0より低いか否かが判定される。これらのステップの
内、ステップ220,230,240,260は車両の姿勢変化要因
（乗員の乗り降りを示すドア開閉，タイヤへの駆動力の
伝達状態を示す変速機のシフト，駆動力自体を示す内燃
機関への吸入空気量，走行状態を示す車速）の状態を検
出するステップであり、ステップ250は気体ばね2FL,2F
R,2RL,2RRの気圧を調整するための気体の給排を行って
いないことを検出するステップである。

これらの条件すべてが肯定判定であった場合には、車
両の姿勢が安定状態であり気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRに
は大きな圧力変動が生じていず、その気圧は安定してい
ると予測することができるので、ステップ270にて、そ
の時の各圧力センサ50,52,54,56の値を各基準圧力ＰFL
A,PFRA,PRLA,PRRAとして、RAM106内に記憶する。この圧
力値はステップ210でのフィルタリングよりも低い周波
数、例えば5Hzのローパスフィルタでフィルタリングさ
れた値となるように、上記ステップ210で用いられるフ
ィルタリング定数Ifが設定されている。

上記ステップ220〜ステップ260にて一つでも否定判定
されれば、上記ステップ270は実行されず、各基準圧力
ＰFLA,PFRA,PRLA,PRRAは新たに設定されない。即ち、条
件が成立している限りは、絶えず各基準圧力ＰFLA,PFR
A,PRLA,PRRAは更新される。

次にステップ270の処理の後、またはステップ220〜ス
テップ260にて一つでも否定判定されれば、ステップ280
にて、車両の横方向の推定加速度RLが、第10図に示す
マップに基づき、車速Ｖと、操舵角度θとから求められ
る。第10図のマップに相当するグラフは２つの異なる所
定加速度の場合のみを２本の折れ線で示し、他は同様な
関係であるので、記載を省略している。勿論、他の加速
度の値は補間計算により求めてもよい。

次にステップ290にて、車両の横方向の推定加加速度 第11図に示すマップに基づき、車速Ｖと、上記操舵角度
θの微分値である操舵角速度とから求められる。尚、
操舵角度は所定期間内の操舵角度θの差分値としても
よい。第11図のマップに相当するグラフは８つの異なる
操舵角速度の場合のみを８本の折れ線で示し、その間
は、補間計算により求める。

次にステップ300にて、下記式の線形結合にて予測加
速度ＧRLMが算出される。

ここで、ｍ及びｈは定数を表し、ロールを予測するた
めに、実験等により適宜決定された値を有する。

次にステップ310にて、第12図に示すマップに基づ
き、上記ＧRLMを用いて、各サスペンション1FL,1FR,1R
L,1RRの気体ばね2FL,2FR,2RL,2RRの各目標圧力差ΔＰFL
M，ΔＰFRM，ΔＰRLM，ΔＰRRMの演算がなされる。即
ち、横軸を予測加速度ＧRLM［Ｇ］とし縦軸を目標圧力
差［kgf/cm²］とすると、各目標圧力差ΔＰFLM，ΔＰFR
M，ΔＰRLM，ΔＰRRMは図のごとくの関係にあり、下式
のごとくに表される。

ΔＰFLM＝ ａ・ＧRLM ΔＰFRM＝−ａ・ＧRLM ΔＰRLM＝ ｂ・ＧRLM ΔＰRRM＝−ｂ・ＧRLM ここで、a,bはサスペンションの諸特性のばらつきを
補正する係数で、以下のごとくに表される。

ここでＷはばね上重量、ｈは重心高さ、tfはフロント
トレッド、trはリアトレッド、rfはフロントアーム比、
rrはリアアーム比、Afはフロント受圧面積、Arはリア受
圧面積、Ｌはホイルベース、Lrは後輪と重心間の距離で
ある。また、Kfは（L/Lr）＞Kf≧1.0の範囲で設定され
る任意の値で、フロントの分担荷重増分を表し、Kf＝1.
0のとき、フロントの分担荷重は50％となる。このKfを
任意に設定することにより車両のステア特性を任意に設
定可能である。

ただし、計算値の振れ、検出誤差、ノイズ等のために
微少な調整を繰り返すのを防止するために、−ｉ≦ＧRL
M≦ｉの場合は、ΔＰFLM＝ΔＰFRM＝ΔＰRLM＝ΔＰFRM
＝０に設定し、不感帯を設けている。また、係数a,bの
値を適宜選択すれば、各サスペンション1FL,1FR,1RL,1R
Rや高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリングバルブ
42,44,46,48、ディスチャージバルブ58,60,64,66の諸特
性に応じた目標圧力差が設定できるので、機器間の機能
誤差を無くすことができる。

次に、ステップ320にて、各目標圧力ＰFLA,PFRM,PRL
M,PRRMが下式のごとく演算される。

ＰFLM＝ΔＰFLM＋ＰFLA ＰFRM＝ΔＰFRM＋ＰFRA ＰRLM＝ΔＰRLM＋ＰRLA ＰRRM＝ΔＰRRM＋ＰRRA これにより制御目標とする各圧力が決定する。

次にステップ330にて、各圧力偏差eFL,eFR,eRL,eRRが
下式のごとく演算される。

eFL＝ＰFLM−ＰFL eFR＝ＰFRM−ＰFR eRL＝ＰRLM−ＰRL eRR＝ＰRRM−ＰRR ここで、ＰFL,PFR,PRL,PRRは、各サスペンション1FL,
1FR,1RL,1RRの主気体室4FL,4FR,4RL,4RRに設けられた圧
力センサ50,52,54,56の出力を、フィルタリングした値
である。

次に、ステップ340にて、各圧力偏差を制御操作量に
変換するために、各フィードフォワードゲインk1が、第
13図に点線で示すマップに基づいて、予測加速度ＧRLM
と実横加速度ＧRLとの差に応じて求められる。|GRLM−
ＧRL｜がｑ以下ではk1＝０とし、Ｑ以上ではk1＝Ｔと
し、その間では|GRLM−ＧRL｜の増加に応じて増加させ
るような関係となっている。ただし、k2,k3は後述する
フィードバック制御のゲインを表す。即ち、横方向の予
測加速度ＧRLMと現在の横加速度ＧRLとの差が大きけれ
ば、実際の制御量へのフィードフォワード制御の寄与率
が大きくなることを示している。

次に、ステップ350にて、上記ゲインk1と各圧力偏差e
FL,eFR,eRL,eRRを用いて、下式のごとく、各サスペンシ
ョン1FL,1FR,1RL,1RRへのフィードフォワード圧力量c1F
L,c1FR,c1RL,c1RRが演算される。

c1FL＝k1・eFL c1FR＝k1・eFR c1RL＝k1・eRL c1RR＝k1・eRR このようにして、フィードフォワード演算処理はなさ
れ、フィードフォワード圧力値c1FL,c1FR,c1RL,c1RRが
算出される。

次に、第７図に示すフィードバック演算処理がなされ
る。まず、ステップ410にて、各サスペンション1FL,1F
R,1RL,1RRに設けられている車高センサ80,82,84,86の出
力値ＸFL,XFR,XRL,XRRに応じて下式のごとく、各変位、
即ち車体の上下変位量ＸH、ピッチ変位量ＸP、ロール変
位量ＸR、及びねじれ変位量ＸWが算出される。

ＸH＝（ＸFR＋ＸFL）＋（ＸRR＋ＸRL） ＸP＝（ＸFR＋ＸFL）−（ＸRR＋ＸRL） ＸR＝（ＸFR−ＸFL）＋（ＸRR−ＸRL） ＸW＝（ＸFR−ＸFL）−（ＸRR−ＸRL） ここで、ＸFRは前輪右側の車高を、ＸFLは前輪左側の
車高を、ＸRRは後輪右側の車高を、ＸRLは後輪左側の車
高を表している。

次に、ステップ420にて、上記各変位量ＸH,XP,XR,XW
に基づいて、下式のごとく各モード偏差eH,eP,eR,eWが
演算される。

eH＝ＸHM−ＸH eP＝ＸPM−ＸP eR＝ＸRM−ＸR eW＝ＸWM−ＸW ここで、ＸHMは目標上下変位量であり、第14図に示す
マップに基づき車速Ｖと、車高ハイスイッチ97または車
高ロースイッチ98にて選択されたモード（Ｈ−AUTOまた
はＮ−AUTO）とから定められる。ＸPMは目標ピッチ変位
量であり、第15図に示すマップに基づき加速度センサ92
により検出されている車両前後方向の実加速度ＧFRから
定められる。ＸRMは目標ロール変位量であり、第16図に
示すマップに基づき車両横方向の同じく実加速度ＧRLか
ら定められる。ＸWMは目標ねじれ変位量であり通常は零
である。

次に、ステップ430にて、上記各変位量ＸH,XP,XR,XW
の微分値H，P，R，Wに基づいて、下式のごとく
各モード速度偏差H,P,R,Ｗが演算される。尚、
H，P，R，WはＸH,XP,XR,XWの所定期間の差分値
としてもよい。

Ｈ＝HM−H Ｐ＝PM−P Ｒ＝RM−R Ｗ＝WM−W ここで、HMは目標上下変位速度量であり、通常は零
である。PMは目標ピッチ速度変位量であり、第17図に
示すマップに基づき車両前後方向の加加速度FRから定
められる。RMは目標ロール変位速度量であり、第18図
に示すマップに基づき車両横方向の加加速度RLから定
められる。WMは目標ねじれ変位速度量であり、通常は
零である。

次にステップ440にて、各偏差を制御操作量に変換す
るために、各フィードバックゲインk2H,k2P,k2R,k2W（k
2で総称する。）、及びk3H,k3P,k3R,k3W（k3で総称す
る。）が、前述の第13図に実線で示すマップに基づい
て、予測加速度ＧRLMと実横加速度ＧRLとの差に応じて
求められる。|GRLM−ＧRL｜がｑ以下ではk2,k3＝Ｔと
し、Ｑ以上ではk2,k3＝ｔとし、その間では|GRLM−ＧRL
｜の増加に応じて減少させるような関係となっている。
即ち、予測加速度ＧRLMと現在の横加速度ＧRLとの差が
小さければ、実際の制御量へのフィードバック制御の寄
与率が大きくなることを示している。

次にステップ450にて上記各モード偏差eH,eP,eR,eWと
各モード速度偏差H,P,R,Ｗとら、下記のごとく
各フィードバック量ＤH,DP,DR,DWが演算される。

ＤH＝k2H・eH＋k3H・Ｈ＋k4H ＤP＝k2P・eP＋k3P・Ｐ＋k4P ＤR＝k2R・eR＋k3R・Ｒ＋k4R ＤW＝k2W・eW＋k3W・Ｗ＋k4W ただし、k4H,k4P,k4R,k4Wは所定の定数である。

次にステップ460にて、上記各フィードバック量ＤH,D
P,DR,DWに基づいて、下式により、各サスペンション1F
L,1FR,1RL,1RRのフィードバック量ＤFL,DFR,DRL,DRRが
演算される。

ＤFL＝ 1/4（k0H・ＤH＋2k0P・Lf・ＤP −k0R・ＤR−k0W・ＤW） ＤFR＝ 1/4（k0H・ＤH＋2k0P・Lf・ＤP ＋k0R・ＤR＋k0W・ＤW） ＤRL＝ 1/4（k0H・ＤH−2k0P・（１−Lf）・ＤP −k0R＋ＤR＋k0W＋ＤW） ＤRR＝ 1/4（k0H・ＤH−2k0P＋（１−Lf）・ＤP ＋k0R・ＤR−k0W・ＤW） ここで、k0H,k0P,k0R,k0Wは所定の係数を表し、Lfは
ホィールベース内の車両重心の位置を考慮した前後車輪
間の分配係数を表す。

次に、ステップ470にて、上記フィードバック量ＤFL,
DFR,DRL,DRRに基づいて、下式にて各フィードバック圧
力量c2FL,c2FR,c2RL,c2RRが演算される。

c2FL＝ＰFL・a2FL・ＤFL c2FR＝ＰFR・a2FR・ＤFR c2RL＝ＰRL・a2RL・ＤRL c2RR＝ＰRR・a2RR・ＤRR ここで、ＰFL,PFR,PRL,PRRは、各サスペンション1FL,
1FR,1RL,1RRの主気体室4FL,4FR,4RL,4RRに設けられた圧
力センサ50,52,54,56の出力を、フィルタリングした値
である。a2FL,a2FR,a2RL,a2RRは所定の係数である。

このようにして、フィードバック演算処理はなされ、
フィードバック圧力量c2FL,c2FR,c2RL,c2RRが算出され
る。

次に、第８図に示す圧力演算処理がなされる。

まず、ステップ510にて、下式のごとく、上記フィー
ドフォワード演算処理で演算されたフィードフォワード
圧力量c1FL,c1FR,c1RL,c1RRと上記フィードバック演算
処理で演算されたフィードバック圧力量c2FL,c2FR,c2R
L,c2RRとの和から補正総圧力量cFL,cFR,cRL,cRRが算出
される。

cFL＝c1FL＋c2FL cFR＝c1FR＋c2FR cRL＝c1RL＋c2RL cRR＝c1RR＋c2RR 次に、ステップ520にて、ステップ290の処理の実行に
より演算された旋回過渡状態としての推定横加加速度 に応じて下式のごとく、ロール剛性配分目標値ＦMが演
算される。

ここで、ＫRHは前輪側ロール配分力設定係数であり、
実験等により予め定められた所定の係数である。また、
ロール剛性配分目標値ＦMは第19図に示すようなマップ
により求めてもよい。このマップの一点鎖線は上記式を
マップで示した場合と同じであり、また実線や破線で示
すようなマップとすることにより、横加速度の変化がな
い旋回定常状態においては、零えばスポーツカーやファ
ミリーカー等の車の性質や車両諸元の違いによりＦM＝
０やＦM＝−50等最適な特性に設定することもできる。

続いて、ステップ530にて、各サスペンション1FL,1F
R,1RL,1RRの主気体室4FL,4FR,4RL,4RRに設けられた圧力
センサ50,52,54,56の出力を、フィルタリング定数If＝2
56で検出した値、即ち、瞬時値ＰFL,PFR,PRL,PRRに応じ
て、下式のごとく各輪毎のサスペンション力ＦFL,FFR,F
RL,FRRが演算される。

ＦFL＝Af・1f・ＰFL ＦFR＝Af・1f・ＰFR ＦRL＝Ar・1r・ＰRL ＦRR＝Ar・1r・ＰRR ここで、Afは前輪側サスペンション1FL,1FRの気体ば
ね2FL,2FRの受圧面積を、Arは後輪側サスペンション1R
L,1RRの気体ばね2RL,2RRの受圧面積を、また、1fは前輪
側気体ばね取り付け位置のアーム比を、1rは後輪側気体
ばね取り付け位置のアーム比を、各々表す。

次に、ステップ540にて、前輪左側のサスペンション
力ＦFLと前輪右側のサスペンション力ＦFRとの差の絶対
値が、予め定められた所定のねじれ力ガード値ΔＦ以上
であるか否かが判定され、ステップ550にて、後輪左側
のサスペンション力ＦRLと後輪右側のサスペンション力
ＦRRとの差の絶対値が、予め定められた所定のねじれ力
ガード値ΔＦ以上であるか否かが判定される。即ち、こ
の両条件が肯定判定であった場合に、車体には、前輪側
にねじれ力ガード値ΔＦ以上のねじれが生じており、後
輪側にもねじれ力ガード値ΔＦ以上のねじれが生じてい
る状態である。

上記両ステップにて肯定判定されると、ステップ560
にて、前輪左側のサスペンション力ＦFLと前輪右側のサ
スペンション力ＦFRとの差が零より大きいか否かが判定
され、ステップ570にて、後輪左側のサスペンション力
ＦRLと後輪右側のサスペンション力ＦRRとの差が零より
大きいか否かが判定される。両ステップにて肯定判定さ
れると、即ち、前輪側及び後輪側共に、左側車輪のサス
ペンション力ＦFL,FRLが大きいので、車両は左側車輪が
旋回外輪側となる右旋回中であると判断され、ステップ
580にて、剛性配分値ＦOに上記ロール剛性配分目標値Ｆ
Mを代入する。

また、ステップ570にて、否定判定されると、即ち、
前輪側は、左側のサスペンション力ＦFLにより、後輪側
は、右側のサスペンション力ＦRRにより、互いに逆方向
にねじり力を受けていると、ステップ590にて、剛性配
分値ＦOに零を代入し、ロール剛性配分の変更よりも、
ねじり力を除去する制御を優先して行う。

一方、ステップ560にて、否定判定されると、ステッ
プ600にて、後輪左側のサスペンション力ＦRLと後輪右
側のサスペンション力ＦRRとの差が零より小さいか否か
が判定される。肯定判定されると、即ち、前輪側及び後
輪側共に、右側のサスペンション力ＦFR,FRRが大きいの
で、車両は右側車輪が旋回外輪側となる左旋回中である
と判断され、ステップ610にて、剛性配分値ＦOに上記負
のロール剛性配分目標値−ＦMを代入する。また、ステ
ップ600にて、否定判定されると、即ち、前輪側は、右
側のサスペンション力ＦFRにより、後輪側は、左側のサ
スペンション力ＦRLにより、互いに逆方向にねじり力を
受けていると、ステップ590にて、剛性配分値ＦOに零を
代入し、ロール剛性配分の変更よりも、ねじり力を除去
する制御を優先して行う。

更に、上記ステップ550にて、否定判定されると、即
ち、前輪側のみにねじれ力ガード値ΔＦ以上のねじれが
生じており、後輪側には大きなねじれ力が生じていない
と、ステップ620にて、前輪左側のサスペンション力ＦF
Lと前輪右側のサスペンション力ＦFRとの差が零より大
きいか否かが判定される。肯定判定されると、即ち前輪
左側のサスペンション力ＦFLが大きいので、車両は左側
車輪が旋回外輪側となる右旋回中であると判断され、ス
テップ630にて、剛性配分値ＦOに上記ロール剛性配分目
標値ＦMを代入する。一方、ステップ620にて、否定判定
されると、即ち、前輪右側のサスペンション力ＦFRが大
きいので、車両は右側車輪が旋回外輪側となる左旋回中
であると判断され、ステップ640にて、剛性配分値ＦOに
上記負のロール剛性配分目標値−ＦMを代入する。

更に、ステップ540にて、否定判定されると、即ち、
前輪側には大きなねじれ力が生じておらず、後輪側にね
じれ力が生じていると、ステップ650にて、ステップ550
と同様に、後輪左側のサスペンション力ＦRLと後輪右側
のサスペンション力ＦRRとの差の絶対値が、予め定めら
れた所定のねじれ力ガード値ΔＦ以上であるか否かが判
定される。ここで、肯定判定されると、ステップ660に
て、後輪左側のサスペンション力ＦRLと後輪右側のサス
ペンション力ＦRRとの差が零より大きいか否かが判定さ
れる。肯定判定されると、即ち、後輪左側のサスペンシ
ョン力ＦRLが大きいので、車両は左側車輪が旋回外輪側
となる右旋回中であると判断され、ステップ670にて、
剛性配分値ＦOに上記ロール剛性配分目標値ＦMを代入す
る。一方、ステップ660にて、否定判定されると、即
ち、後輪右側のサスペンション力ＦRRが大きいので、車
両は右側車輪が旋回外輪側となる左旋回中であると判断
され、ステップ680にて、剛性配分値ＦOに上記負のロー
ル剛性配分目標値−ＦMを代入する。

更に、ステップ650にて、否定判定されると、即ち、
各輪のサスペンション力ＦFL,FFR,FRL,FRRがほぼ等し
く、直進走行状態等であるときには、ステップ690に
て、剛性配分値ＦOに零を代入する。

次に、ステップ700にて、上記サスペンション力ＦFL,
FFR,FRL,FRRに応じて車体ねじり力ＦWが下式のごとく演
算される。

ＦW＝（ＦFL−ＦFR）−（ＦRL−ＦRR） 尚、ねじり力ＦWに変えて下式のごとく演算される配
分率を用いても実施可能である。

CFW＝（ＦFL−ＦFR）／ ｛（ＦFL−ＦFR）＋（ＦRL−ＦRR）｝ 続いて、ステップ710にて、補正総圧力量cFL,cFR,cR
L,cRR、剛性配分値ＦO、車体ねじり力ＦWに応じて各ね
じれ補正制御圧力量ＤFL,DFR,DRL,DRRが下式のごとく演
算される。

ＤFL＝cFL＋ＫWF（ＦO−ＦW） ＤRL＝cRL−ＫWR（ＦO−ＦW） ＤFR＝cFR−ＫWF（ＦO−ＦW） ＤRR＝cRR＋ＫWR（ＦO−ＦW） ここで、ＫWF,KWRは予め実験等により求められた力を
圧力に変換する所定の係数である。

即ち、右旋回中であると判定されたときには、剛性配
分値ＦOにロール剛性配分目標値ＦWを代入して、前輪側
サスペンション1FL,1FRにはロールに対して抵抗する方
向に制御するので、左右方向荷重移動が大きくなり、後
輪側サスペンション1RL,1RRはロールに対して逃げる方
向に制御するので、左右方向荷重移動が小さくなる。ま
た、左旋回中であると判定されたときには、剛性配分値
ＦOに負のロール剛性配分目標値−ＦWを代入して、同様
に前輪側サスペンション1FL,1FRはロールに対して抵抗
する方向に制御するので、左右方向荷重移動が大きくな
り、後輪側サスペンション1RL,1RRにはロールに対して
逃げる方向に制御するので、左右方向荷重移動が小さく
なる。

このように、旋回状態検出手段M3としてのステップ29
0の処理により検出された旋回過渡状態としての推定横
加加速度 に基づいて、ステップ520にて、ロール剛性配分目標値
ＦMを算出し、ロール剛性配分制御手段M4としてのステ
ップ530ないし710の処理によりロール剛性配分目標値Ｆ
Mに応じて前輪側のロール剛性配分を増加させる補正を
行う。この補正された補正制御圧力量ＤFL,DFR,DRL,DRR
に応じてバルブ制御処理を行う。

次に第９図に示すバルブ制御処理にて、各サスペンシ
ョン1FL,1FR,1RL,1RRの主気体室4FL,4FR,4RL,4RRに対す
る気体の給排処理がなされる。

即ち、ステップ810にて、上記演算されたねじれ補正
制御圧力値ＤFL,DFR,DRL,DRRに基づく主気体室4FL,4FR,
4RL,4RRの圧力調整のため、下式のごとく、高圧リザー
ブ用切換バルブ26,30、レベリングバルブ42,44,46,48ま
たはディスチャージバルブ58,60,64,66のバルブ・オン
時間tFL,tFR,tRL,tRRが演算される。

高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリングバルブ4
2,44,46,48オン、即ち、圧力上昇の場合 tFL＝（aF/φ）・（ＤFL/PFH） tFR＝（aF/φ）・（ＤFR/PFH） tRL＝（aR/φ）・（ＤRL/PRH） tRR＝（aR/φ）・（ＤRR/PRH） ディスチャージバルブ58,60,64,66オン、即ち、圧力
下降の場合 tFL＝（bF/φ）・（ＤFL/PFL） tFR＝（bF/φ）・（ＤFR/PFR） tRL＝（bR/φ）・（ＤRL/PRL） tRR＝（bR/φ）・（ＤRR/PRR） ここで、aF/φ,aR/φは第20図に示すマップに基づ
き、高圧側のタンク圧力P1（＝ＰFHまたはＰRH）とその
高圧タンクから気体の供給を受ける主気体室圧力P2との
比P1/P2から求められる。高圧側のタンクとは、前輪側
または後輪側の高圧リザーブタンク28,32であり、ＰFH
は前輪側の高圧リザーブタンク28の圧力、ＰRHは後輪側
の高圧リザーブタンク32の圧力である。bF/φ,bR/φは
第21図に示すマップに基づき、主気体室圧力P2とその主
気体室から気体の排出を受ける低圧側のタンク圧力P3と
の比P2/P3から求められる。低圧側のタンクとは、前輪
側または後輪側の低圧リザーブタンク62,68である。

次にステップ820のオン時間補正演算処理にて、バル
ブ・オン時間tFL,tFR,tRL,tRRに基づいて、下式のごと
く上記実際にバルブが駆動される時間（実バルブ駆動時
間）tFLU,tFRU,tRLU,tRRU（tFLD,tFRD,tRLD,tRRD）が演
算される。

高圧リザーブ用切換バルブ26,30、レベリングバルブ4
2,44,46,48オン、即ち、圧力上昇と場合 tFLU＝αＦ・tFL＋βFL tFRU＝αＦ・tFR＋βFR tRLU＝αＲ・tRL＋βRL tRRU＝αＲ・tRR＋βRR ディスチャージバルブ58,60,64,66オン、即ち、圧力
下降の場合 tFLD＝γＦ・tFL＋δFL tFRD＝γＦ・tFR＋δFR tRLD＝γＲ・tRL＋δRL tRRD＝γＲ・tRR＋δRR ここで、αF,γF,αR,γR,βFL,βFR,βRL,βRR,δF
L,δFR,δRL,δRRは所定の係数を表す。

次にステップ830にて、上記実バルブ駆動時間tFLU,tF
RU,tRLU,tRRU（tUで総称する）,tFLD,tFRD,tRLD,tRRD
（tDで総称する）のガード処理が行われる。これはバル
ブをオンからオフまたはオフからオンへの切り替え時間
が極めて短くなることを防止し、バルブの機構を保護す
るためである。即ち、第22図に示すごとく、デューティ
30％未満となる実バルブ駆動時間tU,tDが算出された場
合には、実バルブ駆動時間tU,tDは零に設定し、デュー
ティ80％を越える実バルブ駆動時間tU,tDが算出された
場合には、実バルブ駆動時間tU,tDはデューティ80％に
該当する時間に固定する。

次にステップ840にてガードされた上記実バルブ駆動
時間tU,tDにてバルブ26,30,42,44,46,48,58,60,64,66の
開時間が制御される。

こうして、エアサスペンション制御処理が一旦終了し
所定制御周期後に再度処理が開始されると、ステップ10
3にて否定判定され、ステップ110から処理が進行する。
以後同様な処理を繰り返す。尚、本実施例において制御
周期は100msであり、バルブ26,30,42,44,46,48,58,60,6
4,66はこの100ms間でデューティ制御される。つまり、1
00msごとに上記したステップ640にて求められた実バル
ブ駆動時間に従って、バルブ26,30,42,44,46,48,58,60,
64,66が次の駆動信号が発せられるまでの100ms間、デュ
ーティ制御されるのである。

本実施例は上述のごとく、所定時間毎に繰り返して各
目標圧力ＰFLM,PFRM,PRLM,PRRMが演算され、その目標圧
力値に応じて所定時間毎に各サスペンション1FL,1FR,1R
L,1RRの主気体室4FL,4FR,4RL,4RRの圧力を調整している
ため、実際のロール変化に対応した円滑な圧力制御が可
能となる。このため、運転者の違和感が解消され、高い
操縦安定性を得ることができる。

即ち、第23図（Ａ）に示すごとく、比較的ゆっくりと
した操縦の場合、実際には（Ｂ）に示すごとく横方向の
予測加速度ＧRLM（二点鎖線）と実加速度ＧRL（実線）
とは差が生じる。本実施例では、（Ｃ）に示すごとく、
所定サイクル（例えば100ms）にて目標圧力を演算しバ
ルブ駆動信号を出力している。従って、（Ｄ）に示すご
とくサスペンション1FL,1FR,1RL,1RRの各気体室4FL,4F
R,4RL,4RRの圧力は予測加速度ＧRLMの上昇程度に応じ
て、階段状に漸増するので、（Ｅ）に示すごとく、ロー
ル角が極めて小さく抑えられる。こうして、車両が安定
し操縦安定性も高まる。

また、第23図（Ｂ）に示すように、操縦輪88が操作さ
れて推定加加速度 が求められると、ロール剛性配分目標値ＦMが演算され
る。次に、操舵が右旋回であると判定されたときには、
剛性配分値ＦOにロール剛性配分目標値ＦMを代入して、
各サスペンション1FL,1FR,1RL,1RRをロールに対して抵
抗する方向に制御する。即ち旋回過渡状態においては第
24図に示すごとく前輪側サスペンション1FL,1FRは前輪
右側サスペンション力ＦFLを定常旋回時よりも減らし、
前輪左側サスペンション力ＦFLを定常旋回時よりも増や
すよう制御されるので、前輪側の左右方向荷重移動が定
常旋回時よりも大きくなる。一方、後輪側サスペンショ
ン1RL,1RRは後輪右側サスペンション力ＦRRを定常旋回
時よりも増やし、後輪左側サスペンション力ＦRLを定常
旋回時よりも減らすよう制御されるので、後輪側の左右
方向荷重移動が小さくなる。その結果、車両のステア特
性がアンダステアとなる。また、左旋回であると判定さ
れたときには、剛性配分値ＦOに負のロール剛性配分目
標値−ＦMを代入して、同様に各サスペンション1FL,1F
R,1RL,1RRをロールに対して抵抗する方向に制御する。
従って、旋回過渡状態においては前輪側の左右方向荷重
移動が定常旋回時よりも大きくなり、一方、後輪側の左
右方向荷重移動が定常旋回時よりも小さくなり、車両の
ステア特性がアンダステアとなる。更に、推定加加速度 が小さくなると、即ち旋回定常状態となると、ロール剛
性配分目標値ＦMは零若しくは予め定められた値とな
り、車両のステア特性は定常状態での特性に切り替わ
る。

従って、第25図に示すごとく、車両の特性が前輪側サ
スペンション1FL,1FRでロールを受けるものであると、
そのヨーレートの動特性は、破線のごとくとなるが、旋
回過渡状態のときに、左右方向移動荷重を制御して前輪
側サスペンション1FL,1FRでロールを受け、印の軌跡
で示すごとく、ヨーレートの応答性が上がり、操舵応答
性が向上する。また、旋回定常状態のときには、予め定
められた車両の特性、例えば、実線で示す前後輪サスペ
ンション1FL,1FR,1RL,1RRでロールを受け、舵の効きを
保つことができる。

尚、上記実施例において、空気回路AC及びステップ10
3ないし510、810ないし840の処理が姿勢制御手段M2とし
ての処理に該当し、ステップ290の処理が旋回状態検出
手段M3としての処理に該当し、ステップ520ないし710の
処理がロール剛性配分制御手段M4としての処理に該当す
る。

本実施例では空気回路ACを用いて各気体ばね2FL,2FR,
2RL,2RRに空気を給排して姿勢を制御しているが、作動
油を給排してアクチュエータを制御し、姿勢を制御する
ものでも実施可能である。

以上本発明の実施例について説明したが、本発明はこ
の様な実施例に何等限定されるものではなく、本発明の
要旨を逸脱しない範囲において種々なる態様で実施し得
ることは勿論である。

発明の効果 以上詳述したように本発明の電子制御サスペンション
装置によると、旋回過渡状態のときには、左右方向荷重
移動を制御し、旋回時の操舵応答性を向上させることが
できるという効果を奏する。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の基本的構成図、第２図は電子制御サス
ペンション装置の一実施例の概略構成図、第３図は本実
施例の空気回路図、第４図は本実施例の電気系統の構成
を示すブロック図、第５図は本実施例の電子制御回路に
て実行される制御ルーチンのゼネラルフローチャート、
第６図はその内のフィードフォワード演算処理のフロー
チャート、第７図はその内のフィードバック演算処理の
フローチャート、第８図はその内の補正総圧力演算処理
のフローチャート、第９図はバルブ制御処理のフローチ
ャート、第10図は操舵角度θと車速Ｖとから推定横加速
度RLを求めるマップを表すグラフ、第11図は操舵角速
度と車速Ｖとから推定横加加速度 を求めるマップを表すグラフ、第12図は予測加速度ＧRL
Mから目標圧力差ΔＰFLM，ΔＰFRM，ΔＰRLM，ΔＰRRM
を求めるマップを表すグラフ、第13図は予測加速度ＧRL
Mと実横加速度ＧRLとの差に基づいてフィードフォワー
ドゲインk1及びフィードバックゲインk2,k3を求めるマ
ップを表すグラフ、第14図は車速Ｖとモードとに基づき
目標車高を求めるマップに該当するグラフ、第15図は実
前後加速度ＧFRに基づいて目標ピッチ変位ＸPMを求める
マップに該当するグラフ、第16図は実横加速度ＧRLに基
づいて目標ロール変位ＸRMを求めるマップに該当するグ
ラフ、第17図は実前後加速度ＧFRに基づいて目標ピッチ
変位速度PMを求めるマップに該当するグラフ、第18図
は実横加加速度RLに基づいて目標ロール変位速度RM
を求めるマップに該当するグラフ、第19図は推定加加速
度 に基づいてロール剛性配分目標値ＦMを求めるマップに
該当するグラフ、第20図は高圧側のタンク圧力P1とその
高圧タンクから気体の供給を受ける主気体室圧力P2との
比P1/P2に基づいて係数aF/φ,aR/φを求めるマップに該
当するグラフ、第21図は主気体室圧力P2とその主気体室
から気体の排出を受ける低圧側のタンク圧力P3との比P2
/P3に基づいて係数bF/φ,bR/φを求めるマップに該当す
るグラフ、第22図は実バルブ駆動時間tU,tDに基づいて
出力デューティを求めるマップに該当するグラフ、第23
図は本施例のタイミングチャート、第24図は本実施例の
サスペンション力ＦFL,FFR,FRL,FRRの変化を時間と共に
示すグラフ、第25図はヨーレートYRと操舵角MAとの比及
び操舵角とヨーレートとの位相差が操舵速度により変わ
る状態を示すグラフ、第26図はコーナリングパワーと内
外輪荷重との関係を示すグラフである。 M1……サスペンション、M2……姿勢制御手段 M3……旋回状態検出手段 M4……ロール剛性配分制御手段 1FL,1FR,1RL,1RR……サスペンション 2FL,2FR,2RL,2RR……気体ばね 26,30……高圧リザーブ用切換バルブ 34,36,50,52,54,56,70,72……圧力センサ 42,44,46,48……レベリングバルブ 58,60,64,66……ディスチャージバルブ 80,82,84,86……車高センサ 90……操舵角センサ、92……加速度センサ 93……車速センサ、94……ドアスイッチ 95……ニュートラルスイッチ 96……スロットル開度センサ、100……電子制御回路

フロントページの続き (72)発明者 油谷 敏男 愛知県豊田市トヨタ町１番地 トヨタ自 動車株式会社内 (72)発明者 武田 修 愛知県豊田市トヨタ町１番地 トヨタ自 動車株式会社内 (72)発明者 土居 俊一 愛知県愛知郡長久手町大字長湫字横道41 番地の１ 株式会社豊田中央研究所内 (56)参考文献 特開 昭62−194919（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−191210（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−191811（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−146711（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−295714（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−106127（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−106133（ＪＰ，Ａ)

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】車両の車輪に対応して設けられたサスペン
   ションに流体を給排して所定の前後輪ロール剛性配分に
   て旋回時の車両の姿勢を制御する姿勢制御手段を有する
   電子制御サスペンション装置において、 車両の操舵角速度を含む走行状態から旋回状態を推定す
   る旋回状態推定手段と、 該旋回状態推定手段により推定された旋回状態に基づい
   て、旋回開始過渡状態時には定常旋回時よりも前輪側の
   ロール剛性配分を後輪側に対して増加させ、車両をアン
   ダステア特性とする補正信号を姿勢制御手段に出力する
   ロール剛性配分制御手段と、 を備えたことを特徴とする電子制御サスペンション装
   置。