JP4617716B2 - 電動パワーステアリング装置 - Google Patents

Description

本発明は、電動パワーステアリング装置に関するものである。

電動パワーステアリング装置の操舵フィーリングが良い、と評価されるための重要な要素として、能動的な入力トルク（切り込み、切り返し）に対してタイヤ（車両）がリニアに動くことや、ロードインフォメーション（周波数帯域＜５〜１０Ｈｚ）のダイレクトな伝達性、などが挙げられる。
しかし、従来の電動パワーステアリング装置は、人工的でリニアリティに欠け、路面の状況を把握しにくく、運転者に不自然さを感じさせるものとなっていた。

つまり、従来の電動パワーステアリング装置におけるトルク伝達要素（ステアリングギヤ、操舵アシスト用モータ減速機等）の摩擦は、必要悪として比較的高い値に設定されていた。
トルク伝達要素の摩擦を高い値に設定すると、受動的な入力トルク（直進、保舵、戻され）に対してハンドルの据わりが良くなり、ロードノイズ（不要な周波数帯＞５〜１０Ｈｚ）がハンドル（操舵部材）に伝わり難くなり（耐ロードノイズ性）、さらにハンドルの収斂性が良好となるなどの利点が一応ある。
しかし、トルク伝達要素の摩擦が大きいと、能動的な入力トルクに対する伝達効率が下がる。しかも、摩擦が大きい場合に必要なアシスト力を得るには、大出力モータ又は高減速比の減速機が必要となり、操舵軸回りのロータ慣性が必然的に大きくなっていた。
慣性（イナーシャ）が大きくなることにより、操舵トルク入力（正入力）に対するトルク伝達の応答性が低下する。しかもハンドル戻りも著しく悪化する。
以上のように、摩擦及び慣性が大きいと良好な操舵フィーリングが得られない。

これらの問題を解消するために、高摩擦・高慣性を許容しつつ、それに対応するための様々な判定条件を必要とする補償ロジック（慣性補償、摩擦補償、ダンピング補償、ハンドル戻し制御等）が提案され、適用されている。
ところが、これらの補償ロジックは、系全体の見通しを悪くするだけでなく、夫々が独立に存在するため、動作条件が様々に変化する実際の運転状況においては、常に複数の補償出力が作用し、相互に干渉することは不可避である。
この結果、現状の電動パワーステアリングの操舵フィーリングは人工的でリニアリティに欠け、路面の状況を把握しにくく、運転者に不自然さを感じさせるものとなっている。
つまり、補償ロジックによる操舵フィーリングの改善は、対処療法的手段であり、却って運転者に不自然さを感じさせるものとなっていた。

例えば、特許文献１には、ブラシレスモータのイナーシャ及び減速機部の減速ギヤ比で決定されるハンドル軸換算イナーシャを４×１０^−２ｋｇ・ｍ^２以上、１０×１０^−２ｋｇ・ｍ^２以下とすることが記載されている。特許文献１では、路面からのキックバックなどのロードノイズを抑えるために、４×１０^−２ｋｇ・ｍ^２以上という比較的大きなイナーシャを許容し、大きなイナーシャによる慣性感に起因する操舵フィーリングの悪化を慣性補償制御によって補っている。つまり、特許文献１に記載のものは、慣性感を慣性補償によって補うものであり、まさに対処療法的手段である。

また、特許文献２には、周波数に対する相補感度関数を、抑圧したい外乱が存在する帯域では１に近づくようにし、伝えたい外乱が存在する帯域ではゼロに近づくように設定することが記載されている。特許文献２のものでも、比較的大きなモータイナーシャを許容することにより外乱抑圧がなされる。すなわち、不要外乱に対してはモータの慣性を積極的に利用し、操舵したときに感じるモータの慣性はトルク制御系で補償される。慣性が大きくなると操舵機構の共振周波数が低くなるため、比較的大きな慣性を許容すると、場合によっては、伝えたい外乱であるロードインフォメーションの周波数帯域までも減衰させなければならず、路面状況を把握しやすい電動パワーステアリングシステムを実現するのが困難である。

他にも、特許文献３には、操舵フィーリングを鋭敏に感じる領域に属するか否かの判定結果により、制御ゲインを変更したり、非干渉制御補正値又は脈動トルク補正値による補正の有無を切換えたりすることが記載されている。
また、特許文献４には、モータの界磁を制御する電流指令値を補正する補正手段を有し、操舵速度が速い時に上記モータの界磁を制御するための電流指令値を補正することが記載されている。
さらに、特許文献５には、粘性補償値を検出車速に応じて、高車速時には粘性が大となり、低車速時には粘性を打ち消す極性でかつ絶対値が小さくなるように補正することが記載されている。
特許文献３，４のような制御では、判定の切り替わり点において不連続なトルク変動を伴う。また、特許文献５のような補正でも、車速変化に伴い、不自然なトルク変動を伴う。

さらにまた、特許文献６には、モータのトルクリップルを１０％以内に抑え、トルクセンサの応答周波数を２０Ｈｚ以上にし、トルク制御の周波数帯域を２０Ｈｚ以上とすることが記載されているが、通常、操舵系の機械的共振点が１５〜２０Ｈｚに存在するため、実際にはトルク制御の周波数帯域を２０Ｈｚ以上とすると、システムが振動的になりやすい。

なお、その他、本願において開示される発明に関連する文献としては、特許文献７〜２１がある。
特開２００３−４０１２０号公報 特開２００１−３３４９４８号公報 特開２００１−１８８２２号公報 特開２００３−４０１２８号公報 特開平３−１７８８６８号公報 特開２０００−２３８６５５号公報 特開２００１−２７５３２５号公報 特開２００３−６１２７２号公報 特開平６−２２７４１０号公報 特開２００１−１３３３４３号公報 特公昭６２−３８５８９号公報 特開平１１−１２４０４５号公報 特開２０００−２８９６３８号公報 特開平８−９１２３６号公報 特開平１０−２７８８１８号公報 特開２００１−２３３２３４号公報 特開平８−１１９１３２号公報 特開平８−３０８１９８号公報 特開２００１−１５１１２１号公報 特開２００２−３７２４６９号公報 特許第２７８２２５４号公報

さて、電動パワーステアリング装置では、ステアリングギヤや、車両側の足回りの機械的効率、摩擦などの回転方向差により、操舵トルクを中立（操舵トルク０位置）に保持しようとしても、車両がわずかに右又は左に流れるという現象が起こる。このため、車両を直進させようとすると、車両が流れる方向とは逆に運転者が操舵トルクを加え続けなくてはならず、そのため操舵フィーリングが悪化する。
ここで、特許文献１５では、車両の操舵負荷の左右差を相殺するようにアシスト特性に左右差を設けたものが記載されているが、この特許文献１５記載のものでは、操舵トルク中立状態で、車両が流れるのを防止するアシストトルクが加わっていないため、車両が左右に流れることを防止することはできず、車両の流れを防止するには、車両が流れる方向とは逆の操舵トルクが必要で操舵フィーリングが悪い。
そこで、本発明は、車両が左右に流れるのを防止して操舵フィーリングを向上させることを目的とする。

本発明は、トルクセンサによって検出した操舵トルクに応じたアシストトルクをモータに発生させるためのアシスト制御電流値を求める手段と、車両が左又は右に流れるのを抑えるためのトルクを前記モータに発生させるための流れ補償電流値を、前記アシスト制御電流値に加算する手段と、を備え、前記流れ補償電流は、Ｉｃ・Ｇ（ｖ）の式に従って算出され、ここで、Ｉｃは一定の電流値であり、Ｇ（ｖ）は車速ゲインであり、車速０又は０付近では車速ゲインＧ（ｖ）が０とされ、車速の増加に従って連続的に車速ゲインＧ（ｖ）が０から１まで増加し、所定速度以上では車速ゲインＧ（ｖ）を１としたものであることを特徴とする電動パワーステアリング装置である。

本発明によれば、アシスト制御電流値には、車両が左又は右に流れるのを抑えるためのトルクに相当する補償電流値が加わっているため、流れを抑えるための操舵トルクを運転者が加えなくとも車両の流れを防止でき、操舵フィーリングが向上する。

本発明によれば、流れを抑えるための操舵トルクを運転者が加えなくとも車両の流れを防止でき、操舵フィーリングが向上する。

以下の説明は、次のとおり構成されている。
［１．ステアリング装置について］ 段落［００１９］
［１．１ ステアリング装置の全体構成］ 段落［００１９］
［１．２ ロードノイズ抑制手段；位相補償部］ 段落［００２６］
［１．３ システム構成要素に関する考察］ 段落［００３０］
［１．３．１ 弾性（Elasticity）］ 段落［００３２］
［１．３．２ 粘性（Damping, Viscous Friction）］ 段落［００３３］
［１．３．３ 慣性（Inertia）］ 段落［００３４］
［１．３．４ 摩擦（friction）］ 段落［００３５］
［１．４ 操舵機構の固有振動周波数］ 段落［００３６］
［２．ステアリング装置における機械系の主要な摩擦について］ 段落［００４１］
［２．１ ステアリングギヤ （Manual Steering Gear）］ 段落［００４１］
［２．１．１ ステアリングギヤの摩擦に関する考察］ 段落［００４１］
［２．１．２ ピニオン歯の好ましい形態］ 段落［００５７］
［２．２ 減速機］ 段落［０１０８］
［２．２．１ 減速機に関する考察］ 段落［０１０８］
［２．２．２ 減速機の好ましい形態］ 段落［０１２１］
［２．３ ステアリングギヤ及び減速機の摩擦に関する考察］ 段落［０１３４］
［３．操舵アシスト用モータについて；ロータ慣性］ 段落［０１３５］
［４．モータドライブ回路（駆動回路）について］ 段落［０１３８］
［４．１ モータドライブ回路に関する考察］ 段落［０１３８］
［４．２ モータドライブ回路の従来技術に関する基礎的検討］ 段落［０１４４］
［４．３ ドライブ回路（駆動回路）を含む制御装置の全体構成］ 段落［０１４８］
［４．４ モータ・駆動回路系の要部構成］ 段落［０１５６］
［４．５ 実施形態の駆動回路による作用および効果］ 段落［０１６２］
［４．６ 駆動回路の変形例］ 段落［０１６４］
［５． 操舵感のリニアリティ］ 段落［０１６６］
［５．１ トルク脈動補償］ 段落［０１６６］
［５．１．１ トルク脈動補償に関する考察］ 段落［０１６６］
［５．１．２ 電動モータの構成呼びその駆動制御の概要］ 段落［０１７４］
［５．１．３ ＥＣＵの構成及び動作］ 段落［０１７７］
［５．１．４ 電流制御系の構成及びその周波数特性］ 段落［０１８９］
［５．１．５ 磁界歪み補勝負の構成及びその動作］ 段落［０１９０］
［５．１．６ 電流高次歪み補償部の構成及びその動作］ 段落［０１９９］
［５．２ 不感帯］ 段落［０２１２］
［５．２．１ 不感帯に関する考察］ 段落［０２１２］
［５．２．２ 不感帯に関する好ましい実施の形態］ 段落［０２１６］
［５．３ 位相補償特性切替］ 段落［０２２２］
［５．３．１ 位相補償特性に関する考察 段落［０２２２］
［５．３．２ 位相補償手段の好ましい実施の形態］ 段落［０２３７］
［５．４ 車両左右流れ補償］ 段落［０２６４］
［５．４．１ 車両左右流れに関する考察］ 段落［０２６４］
［５．４．２ 車両の左右流れ抑制のための好ましい形態］ 段落［０２６７］
［５．５ 電流検出器の温度特性補償］ 段落［０２７１］
［５．５．１ 電流検出器の温度特性に関する考察］ 段落［０２７１］
［５．５．２ 温度特性補償に関する好ましい実施の形態］ 段落［０２８０］
［５．５．３ 変形例］ 段落［０２９４］
［５．６ 減速機の位相合わせ］ 段落［０２９６］
［５．６．１ 減速機の歯の噛み合いとトルク変動に関する考察］段落［０２９６］
「５．６．２ トルク変動を小さくするための好ましい実施形態」段落［０３０２］
［６．非干渉化制御］ 段落［０３０７］
［７．ラック軸におけるロードノイズ減衰］ 段落［０３０９］
［７．１ ロードノイズに関する考察］ 段落［０３０９］
［７．２ 粘弾性部材に関する好ましい実施の形態］ 段落［０３１６］
［８．操舵機構での振動抑制（収斂性向上）］ 段落［０３２６］
［８．１ 操舵機構での振動抑制に関する考察］ 段落［０３２６］
「８．２ 粘弾性部材に関する好ましい実施の形態」 段落［０３３２］

［１．ステアリング装置について］
［１．１ ステアリング装置の全体構成］
図１は、本発明の一実施形態による電動パワーステアリング装置の主要部の構成を示す模式図である。図において、当該装置は、例えば自動車に搭載され、操舵部材（ステアリングホイール）１に加わるドライバーの操舵動作に応じて、操向車輪５の向きを変えるための操舵軸２を備えている。この操舵軸２には、上記操舵部材１が上端部に取り付けられる筒状の取付軸２１と、この取付軸２１に一体回転可能に連結された筒状の入力軸２２と、トーションバー２３を介在させて入力軸２２に同軸的に連結された筒状の出力軸２４が設けられている。

この操舵軸２（出力軸２４）の下端には、自在継手（ユニバーサルジョイント２９ａ，２９ｂ；図３７参照）などを介して、ステアリングギヤ３が連結されている。このステアリングギヤ３は、ピニオン軸３１及びラック軸３２を備えたラックピニオン式である。ラック軸３２は、円筒形をなすラックハウジング３３の内部に軸方向へ移動自在に支持されている。ラック軸３２の左右端部には、タイロッド４ａ及びナックルアーム４ｂを介して左右の操向車輪５が連結されている。
ラックハウジング３３の長手方向中途部には、軸心を交叉させてピニオンハウジング３４が連設されており、このピニオンハウジング３４の内部に、前記ピニオン軸３１が軸回りに回転自在に支持されている。ピニオン軸３１は、自在継手２９ａ，２９ｂなどを介して、操舵軸２の下端に連結されている。

ピニオンハウジング３４の内部に延設されたピニオン軸３１の下半部は、適長に亘って大径化され、この大径部の外周面にピニオン歯３５が形成されている。またラックハウジング３３の内部に支持されたラック軸３２には、ピニオン軸３１との対向部を含めた適長に亘ってラック歯３６が形成されており、このラック歯３６は、ピニオン軸３１の周面に設けられたピニオン歯３５に噛合させてある。

以上の構成により、操舵のために操舵部材１が回転操作された場合、該操舵部材１に操舵軸２を介して連結されたピニオン軸３１が回転し、この回転が、ピニオン歯３５とラック歯３６との噛合部においてラック軸３２の軸長方向の移動に変換されてラック軸３２が左右両方向に移動する。

このようなラック軸３２の移動は、該ラック軸３２の両端に連結されたタイロッド４ａ，４ａを介して左右のナックルアーム４ｂ，４ｂに伝達され、これらのナックルアーム４ｂ，４ｂの押し引きにより左右の操向車輪（前輪）５，５が、操舵部材１の操作方向に、操作量に対応する角度となるまで転舵されて操舵がなされる。

上記取付軸２１は、ステアリングコラム２５内に収納された状態で車体側に固定されるものであり、その下端部には、トーションバー２３の一端部を内嵌固定した入力軸２２の上端部がピン２６により連結されている。また、上記トーションバー２３の他端部はピン２７により出力軸２４の下端部に内嵌固定されている。
上記入力軸２２及び出力軸２４は、第１及び第２、第３のハウジングＨ１及びＨ２，Ｈ３の内部に軸受を介して回転自在に取り付けられている。なお、第１及び第２、第３のハウジングＨ１及びＨ２，Ｈ３は車体側に固定され、かつ図の上下方向に分離可能なものである。

上記出力軸２４には、減速機８を介して電動モータ９が連結されている。減速機８は、
駆動歯車８２及びこれに噛み合う従動歯軸８１を有している。駆動歯車８２には、モータ９の出力軸９１が一体回転可能に取り付けられており、電動モータ９の回転は、駆動歯車８２及び従動歯車８１を介して出力軸２４に伝達される。
電動モータ９は、操舵検出装置（操舵トルク及び／又は舵角の検出装置）７の検出結果に応じて駆動される。すなわち、電動モータ９は、操舵部材１から入力された操舵トルクに応じた操舵補助力を発生する。
これらの減速機８と駆動モータ９とが、操舵部材１から操向車輪５に至る操舵機構Ａにモータ動力による操舵補助力を付与する操舵補助部を構成しており、ここでは、操舵軸２に対して操舵補助力を付与する操舵軸アシスト（コラムアシスト）式の操舵機構（Ｃ−ＥＰＳ）Ａとなっている。

［１．２ ロードノイズ抑制手段；位相補償部］
図２７は、電動モータ９を制御するためのＥＣＵ１０５の詳細な構成例を示すブロック図である。図に示すように、上記ＥＣＵ１０５には、上記トルクセンサ７からのトルク信号Ｔsを入力する位相補償部（位相補償器）２１３などの各機能が含まれている
この位相補償部２１３は、本発明におけるロードノイズ抑制手段を構成している。位相補償部２１３には、トルクセンサ７からのトルク検出信号が与えられ、位相補償部２１３によってトルク検出信号の位相が進められることにより実用周波数帯域におけるシステム全体の応答性が向上する。
また、この位相補償部２１３は、ロードノイズを抑制するためのフィルタ部としても機能している。すなわち、この位相補償部２１３は、伝達関数として、下記式の特性を持つ。
Ｇ_Ｃ（ｓ）＝（ｓ^２＋２ζ_２ω_２ｓ＋ω_２ ^２）／（ｓ^２＋２ζ_１ω_１ｓ＋ω_１ ^２）
ただし、ｓはラプラス演算子、ζ_１は補償後の減衰係数、ζ_２は被補償系の減衰係数、ω_１は補償後の自然角周波数、ω_２は被補償系の自然角周波数である。

図２は、上記Ｇｃ（ｓ）において、ζ_１＝１．８、ζ_２＝０．１５としたときの位相補償部２１３のボード線図を示している。図２のボード線図からもわかるように、Ｇｃ（ｓ）は帯域阻止型フィルタ（ＢＥＦ）と同型である。同図において、ゲインが最も小さくなる周波数は、操舵機構Ａの固有振動周波数近傍の１６．５Ｈｚとなっている。
図３は、位相補償を行わない場合と行った場合のステアリング装置のボード線図を示しており、同図における実線は位相補償がない場合の、点線は位相補償を行った場合を示している。なお、同図において上側の特性がゲインを、下側の特性が位相を示している。
また、図４は、位相補償がない場合のパワースペクトル解析結果を示し、図５は位相補償を行った場合のパワースペクトル解析結果を示している。

ここで、ロードノイズと評価される周波数は、要求される仕様に応じて異なるものであるが、ここでは１０Ｈｚ以上をロードノイズとし、１０Ｈｚ未満をロードインフォメーションとすると、図３〜図５では、ロードノイズである１０Ｈｚ以上では、ゲインが低下しており、ロードノイズ相当周波数領域ではトルク伝達が減衰させられることがわかる。一方、１０Ｈｚ未満のロードインフォメーション相当周波数領域ではトルク伝達がほとんど減衰していないことがわかる。

なお、ここでは、ロードノイズ減衰と位相特性改善の双方を行うために、上記伝達関数Ｇｃ（ｓ）の位相補償部２１３を用いたが、所定周波数以上のロードノイズ減衰を行うには、伝達関数Ｇｃ（ｓ）の位相補償部２１３に代えて、所定周波数以下の周波数は伝達し、所定周波数以上の周波数は遮断するローパスフィルタ（ＬＰＦ）を用いても良く、伝達関数Ｇｃ（ｓ）の位相補償部２１３とともに前記ローパスフィルタを併用してもよい。

［１．３ システム構成要素に関する考察］
次に図１のようなステアリング装置において、主要ダイナミクス要素が操舵フィーリングへ及ぼす影響についての概略を説明する。トルク（操舵トルク）Ｔを入力、角度（舵角）θを出力とするバネマス系の伝達関数は次の２次系で表される。

但し、Ｊ：慣性［ｋｇ・ｍ^２］＝［Ｎｍ・ｓ^２／ｒａｄ］、Ｃ：粘性定数［Ｎｍ・ｓ／ｒａｄ］、Ｔ：トルク［Ｎｍ］、θ：角度［ｒａｄ］

式（１）を変形すると式（１ａ）のようになる。

よって、下記式（２）（３）が得られる。

（式３）より粘性定数Ｃは次の式４で表される。

式（２）（４）より、固有振動数を上げ、かつ小さな粘性Ｃで適正な粘性係数ζを得るには、慣性Ｊを小さくするのが望ましいことがわかる。

［１．３．１ 弾性（Elasticity）］
パワーステアリングのトルク伝達系における主な弾性要素Ｋは、トーションバー２３、ユニバーサルジョイント２９ａ，２９ｂ（操舵軸２とステアリングギヤ３との間に介在している；図３７参照）、ステアリングギヤ３のマウントブッシュ、タイヤ５、操舵軸（コラム）２のマウントブラケットである。特に、コラムアシスト型の電動パワーステアリング装置では、これらの弾性要素の前後に主要な慣性要素Ｊ（ステアリングホイール１、モータ９、ハブ及びホイール）が配置されるため、低周波数域（１０〜８０Ｈｚ）に複数の固有振動をもつ振動系となることが式（２）からも理解される。システムとして、これら複数の固有振動すべてを確実に抑制するには、トルク開ループ周波数特性におけるゲインを広範な周波数域で減衰させる必要がある。
また、式（３）より、この減衰性を実現するには、機構、制御等の如何に関わらず、粘性要素Ｃが必要であることが理解される。しかし、後述するように、最終的には安定性と操舵フィーリング（すっきり感）とのトレードオフを迫られることになる。従って弾性要素が何らかの機能に関与しないのであれば、背反を十分吟味した上で、極力、剛性（例えば、コラムブラケットや、ユニバーサルジョイントの剛性）を高めて弾性要素を削減する、あるいは固有振動周波数を高周波数域（１００Ｈｚ以上）へ移行させることが好ましい。

［１．３．２ 粘性（Damping, Viscous Friction）］
式（３）からわかるように ２次系（トルク入力−角度出力系）において粘性Ｃは固有振動を抑制する要素である。また、１次系（トルク入力−速度出力系）においては時定数を小さくする一方で、出力（速度）ゲインを低下させる因子として作用する。従って、摩擦が極端に小さい場合に、上記固有振動を機械的に安定させて落ち着いたハンドル挙動を得るには、個々の固有振動に対して適正な粘性要素が不可欠であるが、同時に操舵入力に対しては大きな粘性抵抗（粘っこさ）となり、すっきり感に欠けるフィーリングとなる。
主な機械的粘性要素には、摺動、回転部支持軸受のグリス粘性があり、電気的粘性要素としてはモータの逆起電力による速度項抵抗が挙げられるが、システムの中でこれらの配置、配分には注意を要する。すなわち減速機８〜モータ９間に大きな粘性要素が存在すると、非アシスト状態からアシスト状態へ移行する際に、粘っこさが急激に減少し、運転者に違和感を与える。このことは、操舵中立からの切り始めにおける操舵トルク変化の線形性に関与する重要な因子であり、この部位における粘性を極力小さくすることが望ましい。
また、上記適正粘性をモータトルク制御で実現する場合も、チューニングの際には同様に舵の安定性（落ち着き）と操舵フィーリング（すっきり感）のトレードオフを迫られる。

［１．３．３ 慣性（Inertia）］
式（２）からわかるように、２次系（トルク入力―角度出力系）において、慣性要素Ｊは固有振動周波数を低周波数側へ移行させると同時に、固有周波数以上の高周波数域で出力ゲインを低下させる因子ともなる（式（１ａ）参照）。また、１次系（トルク入力―速度出力系）においては時定数を大きくするように作用する。従って正入力（操舵トルク）に対するトルク伝達の応答性を低下させる一方で、逆入力（外乱）を遮断する効果もある。
高剛性および低慣性という官能表現は同義であり、弾性要素と、それにより出力側に存在する慣性要素とのバランスに依存する。すなわち、両者の組み合わせによって式（２）に示される固有周波数が、運転者にとって感じることができない高い周波数である場合に高剛性、低慣性と感じ取られる。
従って、正入力（操舵トルク）に対して、高剛性で、且つ逆入力に対して遮蔽効果をもたせるには、弾性要素よりも入力側に存在する慣性要素を相対的に大きくすることが望ましい。
しかし、モータ９が２つの弾性要素（トーションバー２３とユニバーサルジョイント（図示せず））の間に配置される場合、弾性定数の高い（ユニバーサルジョイント）側から低い（トーションバー２３）側へのトルク伝達に対する遮断周波数が相対的に低くなるが、同時に遮断周波数以下での位相遅れも大きくなり剛性感の乏しいフワフワした操舵フィーリングとなる。このことからも慣性は極力小さくする方が好ましい。

［１．３．４ 摩擦（Friction）］
摩擦は入力周波数に依存せず、正逆のいずれの入力に対しても一定の抵抗として作用し、トルク伝達効率低下の主要因子である。操舵フィーリング上は、常に引き摺り感として現れる。一方で、外乱に対してはフィルタ効果を呈するが、必要な路面情報まで遮断してしまうため、両者のトレードオフを認識する必要がある。
上記粘性の場合と同様に、系における摩擦要素の配分は重要で、減速機８〜モータ９間に存在する摩擦は、アシスト時と非アシスト時の引き摺り感に差を生じさせるため、極力小さくするのが望ましい。
また、静止摩擦は動摩擦よりも大きく、その値が不定であるため、再現性のないスティックスリップ動作の原因となり特に好ましくない。いずれにせよ摩擦は非線形要素であるため扱い難く、系全体としても極力小さくするのが好ましい。

［１．４ 操舵機構の固有振動周波数］
後に詳述する本実施形態の電動パワーステアリング装置の固有振動周波数としては、１７Ｈｚ前後（ｆｎ１）、４０Ｈｚ前後（ｆｎ２）、５０Ｈｚ前後（ｆｎ３）が確認された。固有振動周波数は、トーションバー２３の弾性定数Ｋｔ、ユニバーサルジョイント２９ａ，２９ｂの弾性定数Ｋｉ、ロータ慣性Ｊｍ、バネ下慣性（トーションバーよりも下流側（車輪５側）の慣性）Ｊｌなどによって式（２）に従い生じる。
本実施形態では、ロータ慣性Ｊｍを小さくしているため、操舵機構Ａにおいて発生する固有振動は、すべてロードノイズ周波数領域にある。特に、ロータ慣性Ｊｍを小さくしたため、バネ下慣性Ｊｌとトーションバー弾性定数Ｋｔによる固有振動周波数ｆｎ１をロードノイズ領域（例えば１０Ｈｚ以上）にまで高めることができた。

ここで、バネ要素であるトーションバー弾性定数Ｋｔは、
Ｋｔ＝２９［ｋｇｆ・ｃｍ／ｄｅｇ］
＝２９×９．８×１０^−２×１８０／π［Ｎｍ／ｒａｄ］
モータ９のロータ慣性Ｊｍは、
Ｊｍ＝０．６７×１０^−４［ｋｇ・ｍ^２］ （モータ出力軸９１回り設計値）
＝０．６７×１０−４×９．７^２［ｋｇ・ｍ^２］ （操舵軸２回り、減速比：９．７）
＝０．００６３［Ｎｍ・ｓ^２／ｒａｄ］

バネ下慣性（トーションバーよりも下流側（車輪５側）の慣性）Ｊｌは、
Ｊｌ＝０．０１４８［Ｎｍ・ｓ^２／ｒａｄ］
また、バネ下慣性Ｊｌのうち、ロータ慣性以外の慣性Ｊｗは、
Ｊｗ＝０．００８５［Ｎｍ・ｓ^２／ｒａｄ］

なお、固有振動周波数ｆｎ２は、Ｋｉ，Ｊｗによるものであり、固有振動周波数ｆｎ３は、Ｋｔ，Ｋｉ，Ｊｍによるものである。

本実施形態では、後述のようにステアリングギヤ３や減速機８などの主要な摩擦要素の摩擦を小さくすることによって操舵機構全体として摩擦を小さくしているために上記固有振動（特に固有振動周波数ｆｎ１）が現出しやすくなっているが、固有振動周波数がロードノイズ周波数領域にあるため、位相補償部２１３によって減衰させることができる。

［２．ステアリング装置における機械系の主要な摩擦について］
ステアリング装置の機械系における主要な摩擦要素としては、ステアリングギヤ３と減速機８とがある。
［２．１ ステアリングギヤ Manual Steering Gear）
［２．１．１ ステアリングギヤの摩擦に関する考察］
ラックピニオン式ステアリング装置においては、ピニオン軸に設けられたピニオン歯とラック軸に設けられたラック歯との噛合状態を適正に保ち、運転者に快適な操舵感を与えることを目的として、従来から、前記ピニオン歯及びラック歯の歯諸元（圧力角、モジュール、歯数等）に対して種々の提案がなされている（例えば、特許文献１１参照）。
以上の如きラックピニオン式ステアリング装置において、ピニオン軸に設けられるピニオン歯の歯諸元は、搭載される車両側から与えられる設計条件を満たすべく、具体的には、ピニオン軸一回転当たりのラック軸の移動量、即ち、ストロークレシオにより拘束される長さの円周上において、要求される負荷条件に耐え得る強度を確保すべく選定される。

ここで前記歯諸元のうちの圧力角は、多くの場合、ＪＩＳ（日本工業規格）において規定されている標準値（２０°又は１４．５°）とされ、この標準値を用いた場合、車両において一般的なストロークレシオ（３５〜６０ｍｍ／ｒｅｖ）の下で選定される他の歯諸元は、モジュールが２．５前後、また歯数が５枚となる。

ところが、ラックピニオン式ステアリング装置においては、ピニオン歯とラック歯との噛合部におけるラトル音を低減し、換舵感の悪化を防ぐことを目的として、ばね荷重を利用した予圧手段によりラック軸をピニオン軸に向けて押圧付勢し、前記ピニオン歯及びラック歯をバックラッシなしに噛合させるという特殊な噛合形態が採用される。

このようなピニオン歯の歯諸元を、前述した如く比較的小さい標準圧力角の下で選定した場合、前記予圧手段の作用によりピニオン歯の噛み込みが顕著となり、ラック歯との噛み合い摩擦が大きくなって、ピニオン軸に連結された操舵部材を操作する運転者に路面からの反力が伝わり難くなり、操舵感の悪化を招来する。

また、前述の如く選定されるピニオン軸の歯数は少なく（５枚）、このようなピニオン軸のピニオン歯をラック歯と噛合させた場合、正規の噛合位置を超えたラック歯の歯先がピニオン歯の歯元をえぐるように干渉する現象、所謂、トロコイド干渉が発生し、ピニオン歯とラック歯との噛み合い摩擦が更に大きくなって、前述した不具合が更に助長されることとなる上、トロコイド干渉が顕著に発生した場合、ピニオン歯の歯元の肉厚がラック歯の歯先との摩擦により経時的に減少して、該ピニオン歯の強度低下を引き起し、所望の耐久時間の経過前に破損に至る虞れさえある。

更には、操舵部材とピニオン軸とを連結する操舵軸（コラム軸）の中途に操舵アシスト用のモータを備え、該モータの回転力をピニオン軸に伝えて前述の如くなされる操舵を補助する構成としたコラムアシスト式の電動パワーステアリング装置においては、ピニオン軸に設けられたピニオン歯には、運転者により操舵部材に加えられる操舵トルクに加えて、前記モータの回転トルクが付加されるため、前述した破損の虞れが増す上、前記モータの回転がピニオン軸を介してラック軸に伝えられる際の応答性が悪化し、良好な操舵感が得られなくなるという問題がある。

前記特許文献１１には、共に斜歯として形成されたピニオン歯及びラック歯の噛合部においてラック軸の軸回りの回動変位に伴ってピニオン歯との間に発生する食い付き現象を防止することを目的とし、ラック歯の振れ角及び圧力角をラック軸の断面形状との関係から選定する方法が示されているに過ぎず、噛み合い摩擦及びトロコイド干渉に起因する前述した問題を緩和する対策とはなり得ない。

また、トロコイド干渉の発生を防止するため、従来においては、ピニオン歯及び該ピニオン歯に噛合するラック歯を、ピッチ円よりも歯先側の歯丈が１モジュールよりも小さい「低歯」として、所定のクリアランスを確保する対策が施されているが、この場合、ラック歯及びピニオン歯間に１以上の正面噛み合い率を確保することが難しくなり、噛み合いが不連続となって、換舵のためのラック軸の滑らかな移動が阻害されるという新たな不具合が発生する。

大なる圧力角の採用によりラック歯との噛み合い摩擦を低減し、この圧力角の下での他の歯諸元の適正な設定がなされたピニオン歯を構成し、長期に亘って滑らかで良好な操舵感を安定して実現し得るラックピニオン式ステアリング装置としては、次の構成が好ましい。

すなわち、好ましいラックピニオン式ステアリング装置は、ピニオン軸の周面に設けたピニオン歯とラック軸の外面に設けたラック歯とをバックラッシなしに噛合させてあり、操舵部材に連結された前記ピニオン軸の回転を前記ピニオン歯及びラック歯の噛合部を介して前記ラック軸に伝え、該ラック軸を所定のストロークレシオにて軸長方向に移動させて操舵を行わせる構成としたラックピニオン式ステアリング装置において、前記ピニオン歯は、２４°≦α≦３０°なる範囲内にて設定された圧力角αと、該圧力角α及び前記ストロークレシオを用いて所定の設計条件を満たすべく選定され、夫々が下記の範囲内に収まるモジュールｍ、歯数ｚ、歯丈ｈ及び振れ角βを備えることを特徴とする。
モジュールｍ： １．８≦ｍ≦２．０
歯数ｚ ： ７≦ｚ≦１３
歯丈ｈ ： ２ｍ≦ｈ≦２．５ｍ
振れ角β ： β≦３５°

前記構成においては、ピニオン軸に設けられるピニオン歯の圧力角αを、標準圧力角よりも十分に大きい２４°の範囲にて選定し、ラック歯の押し付けによる予圧下での噛み合い摩擦を軽減し、滑らかな伝動を可能とする。圧力角αの上限値である３０°は、加工上の制約による。このように選定された圧力角αとストロークレシオとを用い、モジュールｍ及び歯数ｚを、トロコイド干渉クリアランス及び歯先の歯厚を確保するという幾何学的条件を満たし、また歯元の曲げ強さ及び歯面の疲れ強さを確保するという強度的制約条件を満たすように選定し、このとき、転位を小さくし、噛み合い部での滑り変動を低く抑えるべく歯丈ｈを選定し、またピニオン軸の支持軸受の負荷を軽減すべく振れ角βを選定して歯諸元を決定し、バックラッシなしに噛み合うラック歯を備えるラック軸への伝動を滑らかに、しかも確実に行わせて良好な操舵感を実現する。

また、前記ピニオン歯は、歯形方向に、前記ラック歯との噛み合い応力が増す向きの圧力角誤差を設けると共に、中央が凸となる歯形修正を施してある修正歯面形状を備えるのが好ましく、更に前記ピニオン歯は、歯筋方向にクラウニングを施してある修正歯面形状を備えるのが好ましい。

これらの場合、歯形方向の圧力角の補正と歯筋方向のクラウニングとを、単独に、又は併せて実施した修正歯面形状を採用し、操舵時のトルク変動の原因となる歯当たりを改善して操舵感の向上を図り、また歯面の摩耗を均等化して、ピニオン歯の強度不足を補う。

また、前記操舵部材と前記ピニオン軸との間に操舵補助用のモータを備え、該モータの回転力を前記ピニオン軸に伝えて該ピニオン軸の回転に応じてなされる操舵を補助する電動パワーステアリング装置として構成してあるのが好ましい。

この場合においては、ピニオン歯とラック歯との噛合部に、運転者による操舵部材への作用力及びモータの発生力が併せて加わる電動パワーステアリング装置において上述した歯諸元を有するピニオン歯を採用し、歯の折損の虞れを解消し、また噛み合い摩擦の影響による応答性の悪化を防止して、良好な操舵感を実現する。

上記の構成によるラックピニオン式ステアリング装置においては、ピニオン軸に設けたピニオン歯の歯諸元の適正な選定により、ラック軸に設けたラック歯とのバックラッシなしの噛合を、可及的に小なる噛み合い摩擦下にてトロコイド干渉を伴うことなく実現することができ、滑らかで良好な操舵感を長期に亘って安定して実現することが可能となる等、優れた効果を奏する。

［２．１．２ ピニオン歯の好ましい形態］
図６は、ラック軸３２とピニオン軸３１との交叉部近傍の拡大図である。本図に略示するようにピニオン軸３１に設けられたピニオン歯３５は、該ピニオン軸３１の軸心線に対して所定の捩れ角βを有する捩れ歯として形成されている。またラック軸３２に設けられたラック歯２６は、該ラック軸３２の軸長方向と直交する方向に対して前記捩れ角βに対応する角度を有して傾斜する斜歯として形成されており、ピニオン軸３１との交叉部においてピニオン歯３５と噛合されている。

図７は、ラック歯３６とピニオン歯３５との噛合部の横断面図である。本図に示す如くラック歯３６は、圧力角、即ち、歯形方向に対して歯面がなす角度がαとしてあり、このラック歯３６に噛合するピニオン歯３５の圧力角も同じくαである。

ここでラック軸３２は、ばね荷重を利用した公知の予圧手段によりピニオン軸３１に向けて押圧付勢されており、ラック歯３６とピニオン歯３５とは、図７に示す如く、バックラッシなしに噛合されている。これにより、例えば、操舵部材１の反転操作による操舵方向の転換時、ラック軸３２からの逆入力の作用時等に、ラック歯３６とピニオン歯３５との噛合部に歯同士の衝突によって発生するラトル音を軽減することができる。

−方、バックラッシなしに噛み合わされたラック歯３６とピニオン歯３５との間の噛み合い摩擦は大きく、この噛み合い摩擦の影響が操舵軸２を介してピニオン軸３１に連結された操舵部材１に伝わり、該操舵部材１を操作する運転者に体感されて操舵感の悪化を招来するという問題が生じる。

このような噛み合い摩擦を軽減して良好な操舵感を得るためには、例えば、ピニオン歯３５（及びラック歯３６）の圧力角αを大とし、バックラッシなしに噛合するラック歯３６とピニオン歯３５との間のクサビ効果が弱めることが有効である。また一方、圧力角αには、加工上の制約による上限が存在し、３０゜を超える圧力角αの採用は難しい。本実施形態に係るラックピニオン式のステアリング装置においては、加工上の制約を受けずに噛み合い摩擦を可及的に軽減することを目的とし、ピニオン歯３５の圧力角αを、ＪＩＳに規定された標準圧力角よりも十分に大きい２４°≦α≦３０°なる範囲内にて選定する。

またラックピニオン式の操舵装置においては、これが装備される車両の側からの要求として、ピニオン軸３１一回転当たりのラック軸３２の移動量を示すストロークレシオＳが与えられる。このストロークレシオＳは、−般的な車両において、３５ｍｍ≦Ｓ≦６０ｍｍなる範囲内に存在する。

ピニオン歯３５の他の歯諸元としてのモジュールｍ、歯数ｚ、歯丈ｈ及び捩れ角βは、前述した圧力角α及びストロークレシオSの範囲内において、これらを用いて以下の手順により選定される。

図８は、ピニオン歯３５の歯諸元の選定手順を示すフローチャートである。この選定に際しては、まず、圧力角α及びストロークレシオＳを設定する（ステップ１）。

圧力角αは、歯切り用の工具によって採用可能な角度が制限されることから、例えば、前述した下限値（＝２４°）を初期値として設定し、この初期値から上限値（＝３０°）に至るまで、工具による制限下にて定まるピッチ毎に設定値を変えて以下の手順を実行する。またストロークレシオＳは、実際の設計においては、ステアリング装置が装備される車両側からの設計要求として与えられる固定値であるが、ここでは、モジュールｍ及び歯数ｚの適正範囲を定めるために、下限値（＝３５ｍｍ）から上限値（＝６０ｍｍ）に至るまで段階的に設定値を変えて以下の手順を実行する。

以上の如く圧力角α及びストロークレシオＳの設定を終えた後、これらの設定値を用いてピニオン歯３５のモジュールｍ及び歯数ｚを算出する（ステップ２）。この算出は、ピニオン歯３５が形成されるピニオン軸３１の外径、ピニオン軸３１とラック軸３２との軸間距離等の周辺寸法と、前記圧力角α及びストロークレシオＳとを用いた公知の手順によりなされ、モジュールｍ及び歯数ｚは、整数に限定される複数の歯数ｚと、対応するモジュールｍとの組み合わせとして与えられる。

次いで、ピニオン歯３５の捩れ角βを所定の上限角度以下の範囲内にて複数設定し（ステップ３)、また歯丈ｈを、モジュールｍを含む所定の範囲内にて複数設定する（ステップ４）。

捩れ角βの上限角度は、ピニオン歯３５を備えるピニオン軸３１をピニオンハウジング３４内に支持する軸受のスラスト負荷能力により決定されるが、一般的に４０°前後とされる。
一方捩れ角βが小さい場合、ピニオン歯３５とラック歯３６との歯筋方向の噛み合い長さが短くなり、後述する強度条件を満たし難くなることから、実際の設計においては、上限角度に近い３０°〜３５°なる範囲の捩れ角βが採用されるが、ここでは、モジュールｍ及び歯数ｚの適正範囲を定めるために、上限角度（＝４０°）から下限角度（＝０°）までの全範囲に亘って捩れ角βを設定し、以下の手順を実行する。

歯丈ｈは、２ｍ≦ｈ≦２．５ｍ（ｍはモジュール）なる範囲内にて設定する。この範囲は、歯先側に１モジュール前後の歯丈を確保して並歯（ｈ＝２．２５ｍ）に近い歯形形状を採用し、ピニオン歯３５及びラック歯３６の噛合部に１以上の正面噛み合い率を確保して不連続な噛み合いの発生を緩和すべく決定されている。

次いで、ステップ２にて算出されたモジュールｍ及び歯数ｚに、ステップ３，４にて設定された各複数の捩れ角β及び歯丈ｈを順次組み合わせて定まる歯諸元の夫々について、所定の幾何学的条件を満たすか否かを判定し（ステップ５）、更に、所定の強度条件を満たすか否かを判定して（ステップ６）、両条件を共に満たす歯諸元のみを集積する（ステップ７）。次いで、圧力角α及びストロークレシオＳの設定が全範囲に亘ってなされたか否かを判定し（ステップ８、９）、設定が完了していない場合、ステップ1に戻り、圧力角α及びストロークレシオＳの再設定を行って同様の手順を繰り返す。

ステップ５において判定の基準となる幾何学的条件の一つは、ピニオン歯３５とラック歯３６とが干渉することなく噛み合わせ可能であるか否かであり、他の一つは、ピニオン歯の歯先に十分な歯厚が確保されているか否かである。前者の条件、即ち、噛み合わせの可否は、例えば、次式により算出されるトロコイド干渉クリアランスが０．３ｍｍ以上確保されるかによって判定する。

式中のＸは、転位係数であり、ピニオン歯３５に設定される転位量をモジュールｍで除した値として与えられる。またｔは、トロコイド干渉クリアランスであり、図７に示す如きラック歯３６とピニオン歯３５の噛合状態において、所定の噛合位置を超えたラック歯３６の歯先がピニオン歯３５の歯元をえぐるように干渉する現象、所謂、トロコイド干渉が生じるか否かを示す指標値として用いられる。

図９は、トロコイド干渉クリアランスｔの説明図である。図中のＰ_１は、ピニオン歯３５の基礎円を示し、Ｐ_２は、ピニオン歯３５の歯先円を示している。また図中のＲ_１は、ラック歯３６の基礎円を示し、Ｒ_２は、ラック歯３６の歯先円を示している。
更に図中のα_ｂｓは、噛み合い圧力角であり、ラック歯３６とピニオン歯３５との噛合部における噛み合い圧力角α_ｂｓは、ラック歯３６及びピニオン歯３５の圧力角αと等しい。

図９（ａ）には、ピニオン歯３５の基礎円Ｐ_１と歯先円Ｐ_２との直径差が大きい場合が示され、図９（ｂ）には、前記直径差が小さい場合が示されている。トロコイド干渉クリアランスｔは、噛み合い中心線の一側に噛み合い圧力角α_ｂｓだけ傾斜した噛み合い線ｂがピニオン歯３５の基礎円Ｐ_１と交わる点ａと、ラック歯３６の歯先円Ｒ_２との間の距離として与えられる。

ここで、噛み合い圧力角α_ｂｓが同一であるという条件下において、図９（ａ）中の交点ａは、ラック歯３６の歯先円Ｒ_２よりも内側（歯元側）に位置するのに対し、図９（ｂ）中の交点ａは、ラック歯３６の歯先円Ｒ_２よりも外側に位置しており、ラック歯３６とピニオン歯３５とのトロコイド干渉は、図９（ａ）に示す状態において発生する。

式（１１）におけるトロコイド干渉クリアランスｔは、図９に示すラック歯３６とピニオン歯３５との幾何学的な位置関係に基づいて、図９（ａ）に示す状態において負となり、図９（ｂ）に示す状態において正となる値であり、ステップ５においては．前述の如く設定された圧力角α、捩れ角β、モジュールｍ及び歯数ｚを式（１１）に代入してトロコイド干渉クリアランスｔを順次求め、この値が、前述の如く０．３ｍｍ以上であるものを噛み合わせ可として判定する。トロコイド干渉クリアランスｔの下限値を０．３ｍｍとしてあるのは、ピニオン歯３５及びラック歯３６の加工誤差の影響を排除し、しかも、前述した動作中にピニオン歯３５又はラック歯３６に発生する歪の影響を排除するためである。

また後者の条件、即ち、歯先歯厚の良否は、歯切り後の熱処理時における焼入れ過剰の防止のために設定される条件であり、例えば、次式により算出されるピニオン歯３５の歯先歯厚（歯直角方向）ｓ_ｋｎが、動力伝達歯車の設計しきい値として用いられている０．３ｍ（ｍはモジュール）以上確保されているか否かによって判定することができる。

式中のｓ_ｋは、ピニオン歯３５の正面円弧歯厚であり、ｒ_ｋは、ピニオン歯３５の歯先円半径、β_ｋは、ピニオン歯３５の歯先円上での捩れ角である。またα_ｋｓは、歯先位置に相当する歯車回転角度であり、α_ｓは、基準ピッチ円上の圧力角であって、これらは、次式により求められる。

なおｒ_ｇは、ピニオン歯３５の基礎円半径である。ステップ５においては．前述の如く設定された圧力角α、歯数ｚ及び捩れ角βを式（１２）（１３）（１４）式に代入してピニオン歯３５の歯先歯厚（歯直角方向）ｓ_ｋｎを順次求め、この値が、前述の如く０．３ｍ以上であるものを歯先歯厚が良であると判定する。なお、歯先歯厚が小さくなり易いピニオン歯３５においては、熱処理に浸炭焼き入れを採用し、その上、歯先にフルトッピングを施して鋭角部をなくし、熱処理時における焼入れ過剰（オーバヒート）を軽減するのが望ましい。

一方ステップ６において判定の基準となる強度条件の一つは、ピニオン歯３５の歯元の曲げ強さであり、他の一つは、歯面の疲れ強さである。歯元の曲げ強さは、平歯車において曲げ応力σ_Ｂの計算式として用いられている下式（ルイスの式）を用いて評価する。

式中のＦ_Ｎは、歯面法線荷重であり、ラックピニオン式のステアリング装置が装備される車両側からの設計条件として与えられる。また式中のωは、荷重線と歯形中心線とのなす角の余角、ｈ_Ｆは、荷重線と歯形中心線との交点から危険断面までの距離、Ｓ_Ｆは、危険断面の歯厚であって、これらは、はす歯のピニオン歯３５の場合、次式により求められる。

なお式中のα_０は、工具の圧力角、ρ_０は、工具の歯先丸み半径、ｈ_ａは歯末の歯丈であり、θは、下式により求められる。

一方歯面の疲れ強さは、ヘルツの弾性接触論を適用して、下式により求められる歯面接触応力σ_Ｈを用いて評価する。

式中のＥは、歯車材料の縦弾性係数、ｚ_１は小歯車の歯数、ｚ_２は大歯車の歯数、β_ｇは基礎円筒捩れ角、Ｎ_ｂは歯幅有効度、ε_ｓは正面噛み合い率、ｂは軸直角歯幅、α_ｂｓは正面噛み合い圧力角である。また、Ｐ_ｎは歯直角方向の接線荷重、ｄ_ｂは小歯車噛み合いピッチ円直径であって、夫々下式による求められる。

ステップ６においては．前述の如く圧力角α、歯数ｚ及び捩れ角βが設定されたピニオ
ン歯３５において、式（１５）式により算出される曲げ応力σ_Ｂ と式（２２）式により算出される歯面接触応力σ_Ｈ とが、材料の許容応力を超えないものを強度条件を満たすと判定する。

以上の手順により２４°≦α≦３０°なる範囲内に存在する圧力角αと、３５〜６０ｍｍなる範囲内に存在する一般的なストロークレシオＳとを有する条件下において、良好な噛み合いが可能であり、しかも十分な曲げ強さ及び疲れ強さを有するピニオン歯３５の歯諸元が決定されることとなり、この歯諸元は、
モジュールｍ ： ｌ．８≦ｍ≦２．０
歯数ｚ ： ７≦ｚ≦１３
歯丈ｈ ： ２ｍ≦ｈ≦２．５ｍ
振れ角β ： β≦３５°
となる。

例えば、圧力角α＝２７°である場合、ストロークレシオＳが４０ｍｍ／ｒｅｖである−般的な設計条件下において、捩れ角β＝３３°とした場合、ピニオン歯３５の最適な歯諸元は、モジュールｍが１．８ｍｍとなり、歯数ｚが図７に示す如く７枚となる。

ここで、前述した設計条件下において従来一般的に採用されているピニオン歯３５の標準的な歯諸元は、圧力角α＝１４．５°、モジュールｍ＝２．５、歯数ｚ＝５である。ここでの歯諸元は、モジュールｍが小さく、歯数ｚが多くなっており、小サイズのピニオン歯３５を多数枚備える構成となっている。

このようなピニオン歯３５の歯諸元を備えるラックピニオン式ステアリング装置において、ラック軸３２に負荷を加えない状態でピニオン軸３１を回転させるために必要な回転トルク（＝操舵軸回りのトルク）を測定する試験を行った結果、図１０に示すように、必要な回転トルクは０．４〜０．５Ｎｍ程度であった。これに対し、前述した標準的な歯諸元を備える従来のラックピニオン式ステアリング装置において同様の試験を行った結果、必要な回転トルクは１．２Ｎｍであった。

この回転トルクは、ラック歯３６とピニオン歯３５との間の噛み合い摩擦の操舵軸回りのトルク換算値に相当するものであり、このラックピニオン式ステアリング装置によれば、試験時における条件設定の誤差を考慮に入れたとしても、噛み合い摩擦の大幅な低減が可能となることが明らかであり、具体的には、０．６Ｎｍ以下の摩擦にすることが可能である。なお、ラック歯３６とピニオン歯３５との間の噛み合い摩擦の操舵軸回りのトルク換算値の上限としては、０．５Ｎｍが好ましい。摩擦を小さくすることにより、ステアリングギヤ３におけるトルク伝達効率が向上する。また、同値の下限としては、０．３Ｎｍが好ましく、さらには０．４Ｎｍが好ましい。

また、ステアリングギヤの逆転入力測定データは、図１１に示す通りであり、８０Ｎ程度とされている。

ステアリングギヤにおける摩擦を小さくした結果、ステアリングホイール１を操作する運転者に路面からの反力が直接的に伝わるようになり、例えば、路面反力が小さい低μ路の高速走行時における操舵感の向上を実現することができる。

また、前述した歯諸元の採用により、ピニオン歯３５の歯元強度の低下が予想されるが、この低下は、大なる圧力角αの採用により歯元の歯幅が増大し、また歯数ｚの増加により正面噛み合い率が大きくなることにより緩和されるから、標準的な歯諸元を採用した場合に比して大幅な歯元強度の低下は生じず、前述の如くステアリングホイール１の操作力及びモータ９の回転力が負荷される電動パワーステアリング装置における耐久試験によっても十分な耐久性を有することが確かめられている。

なお歯元強度の低下を補うためには、次に述べる歯面形状の修正を併用するのが望ましい。図１２は、望ましい歯面形状の修正形態を示す説明図である。本図は、ピニオン歯３５の歯面を縦横にメッシュ分割して示す図であり、この歯面は、歯形方向には、歯先の圧力角が歯元の圧力角よりも大きい負の圧力角誤差を設定し、ラック歯３６との噛み合い応力が増す方向の圧力角誤差を与えた上で、中央が凸となる歯形修正が施され、また歯筋方向には、クラウニングが施された修正歯面形状となっている。

このような歯面形状の修正により、ピニオン歯３５の歯面における接触応力の分布を、歯筋方向及び歯形方向に均等化することができ、歯面の偏摩耗を防止して歯元強度の不足を補い、耐久性の向上を図ることができる。なお、前述した歯諸元を有するピニオン歯３５において、前記クラウニングの適正量は、中央部での最大値が１０μｍ前後であり、前記歯厚誤差の適正量は、歯先部での最大値が２０μｍ前後である。

図１３は、歯面形状修正の効果を調べるべく、所定の耐久試験の実施後におけるピニオン歯３５の歯面の摩耗量を測定した結果を示す図である。図中に白抜きして示す棒グラフは、前述した歯面形状の修正を行った場合の結果を、また図中にハッチングを施して示す棒グラフは、歯面形状の修正を行わなかった場合の結果を夫々示しており、更に、図中にクロスハッチを施して示す棒グラフは、歯筋方向のクラウニングのみを実施した場合の結果を示している。

図の左側の３組の棒グラフは、基礎円近傍での歯筋方向の摩耗量の分布を示しており、左側から順に、ピニオン軸３１の先端側の歯当たり境界部近傍、ピニオン軸３１の歯筋方向の中央部近傍、及びピニオン軸３１の基端側の歯当たり境界部近傍での測定値を夫々示してある。これらにより、クラウニングのみを行った場合、摩耗量の総量は歯面形状修正を行わなかった場合と同程度であるが、摩耗量の分布が歯筋方向に均等化されていることが明らかであり、前述した歯面形状修正を行った場合、クラウニングによる均等化を維持したまま、歯筋方向の全般において摩耗量が大幅に低減することが明らかである。

図の右側の２組の棒グラフは、歯形方向の摩耗量の分布を示しており、左側の１組は、
歯先近傍での測定値を、右側の１組は、歯形方向の略中央部での測定値を示してある。こ
れらにより、前述した歯面形状修正を行った場合、歯形方向においても、クラウニングに
よる均等効果を維持したまま摩耗量を大幅に低減することが可能となる。

なお以上の説明においては、歯形方向に、ラック歯３６とピニオン歯３５との噛み合い応力が増す方向の圧力角誤差を、歯先の圧力角が歯元の圧力角よりも大きい負の圧力角誤差を与えて実現しているが、歯元の圧力角が歯先の圧力角よりも大きい正の圧力角誤差を与えることによっても前記噛み合い応力の増加を実現することができる。

［２．２ 減速機］
［２．２．１ 減速機に関する考察]
従来の電動パワーステアリング装置では、電動モータの回転トルクを、ウォームギヤを介して操舵軸へ伝達しているのが一般的である。
しかし、ウォームギヤは、回転トルクの伝達効率が６０〜８０％と比較的低いことから、減速比を不変とした場合、所定の回転トルクを伝達するためには出力トルクがより大きい電動モータが必要となる。したがって、結果的に電動モータの外形が大きくなり、ステアリング装置全体のコンパクト化が困難であるという問題点があった。そこで、電動モータの出力軸を操舵軸と略平行になるよう取り付け、回転トルクの伝達効率が比較的高い平歯車またははすば歯車を使用する減速機が考案されている。

平歯車またははすば歯車を減速機に使用した場合、回転トルクの伝達効率は約９５％と比較的高くなることから、それだけ電動モータの出力トルクを減じることができ、電動モータの外形の肥大化を抑制することで、ステアリング装置全体をコンパクトにすることが可能となる。

しかし、例えば平歯車を使用する減速機を用いる場合、電動モータの出力軸に設けられる歯車と、該歯車に噛合する操舵軸に取り付けられた歯車の１段構成で必要な減速比を得ようとすると、操舵軸側歯車のピッチ円が大きくなり、ステアリング装置全体としてコンパクト化を図ることが困難であるという状況は改善されない。

一方、平歯車を用いた減速機として、１段構成の減速機ではなく、例えば中間ギヤを介在させた多段構成の減速機を用いる場合、ステアリング装置全体としてコンパクト化を図ることはできるが、バックラッシの増加による心地よい操舵フィーリングの減退や、減速機の構造の複雑化に伴うコストアップが生じる等、新たな問題点が生じる。

斯かる問題点を解決するために、例えば特許文献１２では、高い減速比に設定された一対の平歯車、またははすば歯車で構成された減速機をハウジング内に収納し、電動モータを操舵軸が収納されるハウジングに近接して設けることで、電動モータ及び減速機を配置したステアリング装置全体をコンパクトにすることができる電動パワーステアリング装置が開示されている。

特許文献１２に開示されている電動パワーステアリング装置では、通常のインボリュート歯形では歯車の強度の確保が困難であることから、所定の特殊理論に基づいた歯形を用いることで、歯面強度を確保している。

しかし、特許文献１２に開示されている特殊理論に基づいた歯形は、構造上実際に製造することは困難であり、量産工程において高品質の減速機を安定して供給することができるか否かが問題となる。すなわち、特殊理論に基づいた歯形を用いていることから、減速機の性能は歯車のアライメント誤差の影響を強く受けやすい。したがって、量産工程で高い加工精度及び組立精度が要求される。また、既存の製造設備では加工できない、加工精度の検査方法が確立されていない等、実際に量産工程に移行するには多くの課題が残されている。

そこで、一対の平歯車またははすば歯車で構成された場合であっても所定の減速比を実現し、簡易な構造で十分な歯車強度を確保するには、次の構成が好ましい

すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、電動モータの回転トルクを、該電動モータの出力軸に設けた駆動歯車及び操舵軸に設けた従動歯車で該操舵軸へ伝達し、減速比が３以上である電動パワーステアリング装置において、前記操舵軸と前記電動モータの出力軸とが略平行に配置され、両軸の軸間距離は３５ｍｍ以上８５ｍｍ以下であり、前記駆動歯車は、歯数が６以上１５以下、モジュールが０．８以上１．５以下、歯丈がモジュールの２．６倍以下、圧力角が２０度以上３０度以下、振れ角が０度以上４０度以下であることを特徴とする。

この電動パワーステアリング装置では、操舵軸と電動モータの出力軸とが略平行である一対の歯車を用いることから、回転トルクの伝達効率が高く、ステアリング装置全体としてコンパクトに配置できる。また、上述した諸元寸法により、所定の特殊理論に基づいた歯形を用いることなく、通常の製造工程で製造可能な歯車を用いた場合であってもトロコイド干渉クリアランス、歯先の歯厚、及び歯面応力の適正値を確保することが可能となる。

また、前記駆動歯車及び前記従動歯車の一方、または両方の歯車で、歯車の歯先から歯元にかけて圧力角が増加するよう歯形を形成したインボリュート歯車を用いるのが好ましい。歯車の歯先から歯元にかけて圧力角が増加するよう歯形を形成したインボリュート歯車を用いることにより、最大トルク負荷時の歯元応力を軽減することができ、歯車の耐久性を確保することが可能となる。

また、前記駆動歯車及び前記従動歯車の一方、または両方の歯車において、歯筋方向にクラウニング処理を施したインボリュート歯車を用いるのが好ましい。歯筋方向にクラウニング処理を施したインボリュート歯車を用いることから、歯面応力が緩和される。これにより、定格負荷条件下での連続運転を行う場合であっても、歯車の耐久性を確保することが可能となる。

上記構成によれば、操舵軸と電動モータの出力軸とが略平行である一対の歯車を用いることから、回転トルクの伝達効率が高く、全体としてコンパクトに配置された電動パワーステアリング装置とすることができる。また、上述した諸元寸法により、所定の特殊理論に基づいた歯形を用いることなく、トロコイド干渉クリアランス、歯先の歯厚、及び歯面応力の適正値を確保することが可能となる。

［２．２．２ 減速機の好ましい形態］
図１に示すように、減速機８は、操舵軸２の出力軸２４に設けられた大歯車（従動歯車）８１と、電動モータ９の出力軸９１に設けられた小歯車（駆動歯車）８２とを備えた平歯車またははすば歯車によって構成される。平歯車またははすば歯車を用いることにより、電動モータ９を操舵軸２と略平行となるよう配置することができる。しかし、操舵軸２と電動モータ９の出力軸９１との軸間距離Ｌに応じて、電動モータ９の外形寸法にレイアウト上の物理的な制約が生じる。例えば、レイアウト上の制約より、電動モータ９の最大許容外形寸法は、直径７３ｍｍ、高さ９５ｍｍとなる。この場合、操舵軸回りの操舵補助トルクとして３５Ｎｍ以上の回転トルクを確保するため、定格トルクを４Ｎｍ、軸間距離Ｌを５５ｍｍとして、減速比は１０前後（９．７）に設定される。減速比は、具体的には、１１〜８程度が好ましく、さらには１０〜９程度が好ましい。

図１４は、操舵軸２と電動モータ９の出力軸との軸間拒離Ｌを５５ｍｍ、減速比を１０、捩れ角βを２５度とした場合の、小歯車８２、の歯数Ｚと小歯車８２のモジュールｍとの関係を示す図である。小歯車８２のピッチ円の直径ｄ（＝ＺＸｍ）は８〜１０ｍｍ程度であるが、歯数が極端に多い、または極端に少ない状況を回避すべく、歯数Ｚは６以上１５以下、モジュールｍは０．８以上１．５以下が実用に耐える範囲である。

次に、歯車の製造誤差と、定格負荷運転を実施する場合の歯車の歯の弾性変形量を考慮し、トロコイド干渉クリアランス、歯先の歯厚を適正値とすべく圧力角αを選定する。図１５は、歯数Ｚが１０、モジュールｍが０．９５であり、歯丈ｈがモジュールｍの２．２５倍である場合の、小歯車８２の圧力角αとトロコイド干渉クリアランス、及び歯先の歯厚との関係を示す図である。図１５で丸印はトロコイド干渉クリアランスを、四角印は歯先の歯厚をモジュール値で除算した値を、夫々示す。

トロコイド干渉が発生するのを回避するためには、トロコイド干渉クリアランスは０．３ｍｍ以上必要である。図１５に示すように、圧力角αがＪＩＳ（日本工業規格）で標準値として定められている２０度以上で３５度以下である場合には、トロコイド干渉クリアランスは圧力角αが２３度以上の領域で０．３ｍｍ以上になるので、トロコイド干渉は発生しない。一方、歯先強度を確保するためには、歯先の歯厚はモジュールｍの０．３倍以上必要である。図１５に示すように、歯先の歯厚がモジュールｍの０．３倍以上であるためには、圧力角αは２７度以下とする必要がある。なお、振れ角βは０度以上４０度以下が実用域である。

また、小歯車８２及び大歯車８１の材質として鋼材を用いる場合、補助回転トルクにより生じる小歯車８２の歯に直角な方向の接線荷重Ｐ_ｎに対する歯面応力σ_Ｈは、次式を用いて近似的に求めることができる。

なお、式（３１）において、Ｅは歯車の材料（本実施の形態では鋼材）の縦弾性係数を、ε_Ｓは歯車の正面噛合い率を、ｂは小歯車８２の歯幅を、ｄ_ｂは小歯車８２の噛合いピッチ円直径を、α_ｂは小歯車８２の噛合い圧力角を、β_ｇは小歯車８２の基礎円筒捩れ角を、Ｚ_ｌは小歯車８２の歯数を、Ｚ_２は大歯車８１の歯数を、Ｎ_ｂは歯幅の有効度を、それぞれ示している。

図１６は、式（３１）で、Ｅを２０６０００Ｎ／ｍｍ^２、Ｐ_ｎを９４６Ｎ、ｂを１４ｍｍ、Ｚ_ｌを１０、Ｚ_２を９７、ｍを０．９５、圧力角αを２５度、捩れ角βを２５度、ｄ_ｂを１０．３０８ｍｍ、α_ｂを２５．２８３度、β_ｇを２２．５２１度、Ｎ_ｂを０．９９５とした場合の、小歯車８２の歯丈ｈに対する歯面応力σ_ｓ及び歯先の歯厚の関係を示す図である。図１６で丸印は歯面応力を、四角印は歯先の歯厚をモジュール値で除算した値を、夫々示す。

歯面応力σ_Ｈの目標値を、自動車の動力伝達系歯車の設計上の閾値１７６０Ｎ／ｍｍ^２以下とし、歯先の歯厚の目標値を、モジュールｍの０．３倍以上とした場合、図１６からも明らかなように、歯丈ｈをモジュールｍの２．４倍以下とした場合に、両方の条件を同時に満たすことができる。

図１７は、本発明の実施の形態に係る電動パワーステアリング装置に使用する減速機８の歯面形状の説明図である。歯元強度の低下を補うため、大歯車８１もしくは小歯車８２のいずれか、または一対の歯車の双方の歯面形状を図１７に示す形態で形成する。図１７では、小歯車８２の歯面を縦横にメッシュ分割して示す。歯形方向は、歯先の圧力角が歯元の圧力角よりも大きくなるよう負の圧力角誤差を設け、相互の噛合い応力が増加する方向に、すなわち中央部分が凸となるよう歯面形状を形成する。また歯筋方向にはクラウニング処理を施し、歯筋方向にも中央部分が凸となるよう歯面形状を形成する。

斯かる歯面形状とすることで、減速機８に使用する小歯車８２の歯面における接触応力の分布を、歯形方向及び歯筋方向に均等化することができ、歯面の偏磨耗を防止して歯元強度の不足を補い、耐久性の向上に寄与することが可能となる。

この減速機８では、耐久性の面からも、バックラッシを許容しているが、バックラッシは非線形のむだ時間要素であり、また歯打ち音の要因ともなるため、極力小さくするのが望ましい。この点を踏まえ、加工および組立精度を考慮して、バックラッシを極力小さくしつつも許容した。バックラッシを許容することで同時に摩擦が大幅に低減された。
このようなアシストモータ９用の１段はすば歯車減速機８において、操舵軸２回りのトルクを測定する試験を行った結果、図１８に示すように必要な回転トルクは０．２６Ｎｍ程度であった。
この回転トルクは、小歯車８２と大歯車８１との間の噛み合い摩擦の操舵軸回りのトルク換算値に相当するものであり、この減速機８によれば、噛み合い摩擦を低く抑えることが可能となる。具体的には、０．６Ｎｍ以下の摩擦にすることが可能である。なお、両歯車８１，８２の噛み合い摩擦の操舵軸回りのトルク換算値の上限としては、０．５Ｎｍが好ましく、さらには０．４Ｎｍが好ましく、さらには０．３Ｎｍが好ましく、さらには０．２Ｎｍが好ましい。同値の下限としては、０．１Ｎｍが好ましい。
減速機８からモータ９の間に存在する摩擦は、アシスト時と非アシスト時の引き摺り感に差を生じさせるため、極力小さいのが望ましく、上記程度の値であれば、好ましい操舵フィーリングを得る観点からは、十分に小さいものとなる。

また、前記１段はすば歯車減速機８の効率は、図１９に示すように、９０％以上が確保され、具体的には９７％に達することができた。減速機８の効率が向上したことにより、モータへの負荷が大幅に軽減された。

［２．３ ステアリングギヤ及び減速機の摩擦に関する考察］
摩擦は、入力周波数に依存せず、正逆いずれの入力に対しても一定の抵抗として作用し、トルク伝達効率低下の主要因子である。操舵フィーリング上は常に引き摺り感として現れる。一方で、外乱に対してはフィルタ効果を呈することからフィルタ効果の観点からみると摩擦がある程度大きくてもよいが、摩擦が大きいと必要な路面情報までも遮断してしまう。
かかる観点からは、ステアリングギヤ３の摩擦と減速機８の摩擦の和の上限値としては、１Ｎｍ以下とするのが好ましく、さらには０．９Ｎｍが好ましく、さらには、０．８Ｎｍが好ましい。また、この和の下限値としては、０．５Ｎｍが好ましく、さらには、０．６Ｎｍが好ましい。
この程度に小さい摩擦であれば、操舵機構Ａ全体としても電子制御システムに適した素直さを有する系が得られる。

［３．操舵アシスト用モータについて；ロータ慣性］
操舵アシスト用のモータ９は、３相ブラシレスモータであり、具体的には、永久磁石のＳＮ各極が周方向に並ぶロータを内部に有するブラシレスモータによりなる。
操舵アシスト用モータ９のトルク伝達効率を低下させる要素としては、モータのロストルク、コギングトルク、ロータ慣性が挙げられる。なお、コギングトルクは、モータにおける極数やスロット数などの構造上の原因で生じるトルクムラである。
これらの要素は、モータのトルク伝達効率を向上させるため、小さい値であるのが好ましい。具体的には、ロストルクは、０．３５Ｎｍ以下（操舵軸回り換算値）、コギングトルクは０．１２Ｎｍ以下（操舵軸回り換算値）、ロータ慣性は０．０１２ｋｇｍ^２以下（操舵軸回り換算値）であるのが好ましい。
なお、ロストルクとコギングトルクは、モータ９のトルク伝達効率を低下させる要因ともなるため、これらも小さく抑えるのが好ましい。この観点からは、ステアリングギヤ３の摩擦、減速機８の摩擦、モータ９のロストルク、モータ９のコギングトルクの総和（操舵軸回り換算値）の上限としては、１．３５Ｎｍが好ましい。また、当該総和の下限としては０．５Ｎｍが好ましく、さらには０．６Ｎｍが好ましい。また、当該総和は、１．２Ｎｍ程度であるのが好ましい。

本実施形態では、モータ９として、ＳＮ各極が５対（合計１０極）でかつステータが４対（ＵＶＷ３相で合計１２スロット）のもの、すなわち１０極１２スロットのものを採用した。図２０は、この１０極１２スロットのモータの特性曲線（コギングトルク曲線）を示している。ただし、このモータ特性曲線は、モータ出力軸回りのものである。
図２０に示すように、１０極１２スロットのモータ９では、ロストルクが約０．０２Ｎｍ（モータ出力軸回り）であり、コギングトルクが約０．００８Ｎｍ（モータ出力軸回り）である。なお、図２０の波形のＰ−Ｐ（Peak to Peak）最低値が０．０１６Ｎｍであり、Ｐ−Ｐ最高値が０．０２４Ｎｍである。
これらの、モータ出力軸回りのロストルク及びコギングトルクを操舵軸回りの値に換算すると、ロストルク（操舵軸回り換算値）＝０．０２Ｎｍ×コラム減速比９．７＝０．１９Ｎｍであり、コギングトルク（操舵軸回り換算値）＝０．００８Ｎｍ×コラム減速比９．７＝０．０８Ｎｍであり、トルク伝達効率を高くするためのロストルクとコギングトルクの上記上限値より小さくなっていることがわかる。
また、１０極１２スロットと同様に、ロストルクを０．３５Ｎｍ以下、コギングトルクを０．１２Ｎｍ以下にできるものとしては、８極１２スロット、１４極１２スロット、１２極１８スロット、１０極１５スロットなどが確認できた。

記述のように本実施形態では、ステアリングギヤの摩擦、減速機の摩擦、モータのロストルク、モータのコギングトルクといったトルク伝達効率を低下させる要素が小さくなっているため、大出力モータや高減速比の減速機を用いる必要がない。よって、比較的出力が小さく、ロータ慣性が小さいモータ９であっても必要なアシストトルクを得ることができる。
この程度に小さいロータ慣性であれば、機械系が低慣性の素直なものとなり、慣性感が少ない良好な操舵フィーリングが得られる。
なお、モータ９は、操舵軸２に対して平行かつ鉛直下方に配置されているため、モータ９に作用する操舵軸２回りの慣性力及び左右差が低減されている。

［４．モータドライブ回路（駆動回路）について］
［４．１ モータドライブ回路に関する考察］
ブラシレスモータを用いた電動パワーステアリング装置では、通常、モータドライブ回路（以下、「駆動回路」ということもある）が故障した場合に、必要に応じてモータドライブ回路とモータとを電気的に切り離すための開閉手段（典型的にはリレー）が設けられている。この場合、コストやスペースの制約から、リレー等の開閉手段の個数はできるだけ少ない方が好ましいので、モータドライブ回路からモータに供給される電流を遮断するのに必要な最低限の個数の開閉手段が使用されている。例えば3相のブラシレスモータを使用した電動パワーステアリング装置では、ドライブ回路からモータに供給される3相の電流のうち2相の電流の供給を遮断するために2個の開閉手段としてのリレーが使用される。

上記のように開閉手段として使用されるリレーの個数を最低限にした構成では、ブラシレスモータと駆動回路との間の各相の電流経路においてリレーが介在する相と介在しない相とが存在する。このため、ブラシレスモータと駆動回路とからなるモータ・駆動回路系における抵抗成分について相間で差が生じ、このような回路構成を有する電動パワーステアリング装置では、ブラシレスモータに印加すべき相電圧（指令値）を入力とし当該モータに実際に流れる相電流を出力とする伝達要素としてのモータ・駆動回路系のゲインや位相が相間で異なることになる。その結果、ブラシレスモータの各相について制御上で等しい電圧が印加されたとしても、ブラシレスモータに流れる電流の振幅および位相につき相間で差が生じる。このようなモータ電流の相間での差は、ブラシレスモータにおいてトルクリップルを発生させる要因となるので、操舵操作において運転者に違和感を感じさせるとともにトルク伝達効率を低下させることになる。

そこで、モータ・駆動回路系のゲインや位相の相間での相違に起因するトルクリップルを抑えるには、次の構成が好ましい。
すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、車両操舵のための操作に応じて決定される目標値に基づきブラシレスモータを駆動することにより当該車両のステアリング機構に操舵補助力を与える電動パワーステアリング装置であって、前記目標値に基づき、前記ブラシレスモータに印加すべき電圧の指令値を算出する制御演算手段と、前記指令値に基づいて前記ブラシレスモータを駆動する駆動回路と、前記ブラシレスモータおよび前記駆動回路を含むモータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が所定値以下になるように、当該モータ・駆動回路系における抵抗成分を調整する抵抗調整手段とを備えることを特徴とする。
上記構成によれば、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が所定値以下となるので、各相についてのモータ・駆動回路系のゲインおよび位相が互いにほぼ等しくなり、その結果、ブラシレスモータのいずれの相についても、同一の相電圧が印加された場合にはほぼ同一の相電流が流れる。これにより、ブラシレスモータにおけるトルクリップルを低減し、操舵操作において運転者に違和感を与えないようにすることができ、トルク伝達効率も向上させることができる。

さらに、前記駆動回路から前記ブラシレスモータへの電流供給のために前記ブラシレスモータの相毎に設けられた電流供給経路のうち少なくとも1つの電流供給経路に挿入された開閉手段（例：リレー素子）を備え、前記抵抗調整手段は、前記電流供給経路の抵抗値の各相間での差が所定値以下となるように、前記開閉手段の閉状態における抵抗値に応じた抵抗値を有する抵抗であって前記開閉手段が挿入されていない前記電流供給経路に挿入された抵抗を含むのが好ましい。
この場合、駆動回路からブラシレスモータに電流を供給するための電流供給経路の抵抗値の各相間での差が所定値以下となるので、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が解消または低減される。これにより各相についてのモータ・駆動回路系のゲインおよび位相を互いにほぼ等しいものとすることで、ブラシレスモータにおけるトルクリップルを低減し、操舵操作において運転者に違和感を与えないようにすることができる。

また、前記駆動回路は、電源側に配置されたスイッチング素子であるHi側スイッチング素子と接地点側に配置されたスイッチング素子であるLo側スイッチング素子とからなる互いに直列に接続されたスイッチング素子対を前記ブラシレスモータの相数だけ並列に接続して構成され、前記Hi側スイッチング素子と前記Lo側スイッチング素子との接続点が前記電流供給経路を介して前記ブラシレスモータに接続されており、前記抵抗調整手段は、前記電源から前記Hi側スイッチング素子までの電流経路であるHi側電流経路の抵抗値の各相間での差、および／または、前記Lo側スイッチング素子から前記接地点までの電流経路であるLo側電流経路の抵抗値の各相間での差が所定値以下となるように、前記Hi側電流経路および／または前記Lo側電流経路の抵抗値を調整するための抵抗を含むのが好ましい。
この場合、Hi側電流経路の抵抗値の各相間での差、および／または、Lo側電流経路の抵抗値の各相間での差が所定値以下となるので、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が低減または解消される。これにより各相についてのモータ・駆動回路系のゲインおよび位相を互いにほぼ等しいものとすることで、ブラシレスモータにおけるトルクリップルを低減することができる。

さらにまた、前記抵抗調整手段は、前記電流供給経路の配線および／または前記駆動回路内の配線のためのバスバーであって、前記モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が所定値以下になるように断面積および／または長さが調整されたバスバーを含むのが好ましい。
この場合、配線のためのバスバーの断面積および／または長さが適切に設定されることでモータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が所定値以下となる。このため、相間での抵抗調整のための抵抗器等を別途付加する必要がないので、コスト増を抑えつつモータ・駆動回路系のゲインおよび位相の各相間での差を解消または低減することができる。

［４．２ モータドライブ回路の従来技術に関する基礎的検討］
図２３は、電動パワーステアリング装置における電流制御系の構成を示すブロック線図である。この電流制御系では、モータ９に流すべき電流の目標値を入力としモータ９に流れる電流を出力としており、電流目標値とモータ９に流れる電流の値との偏差に対して比例積分制御演算（以下「PI制御演算」という）が行われ、それにより決定される電圧がモータ９に印加される。ここで、ブラシレスモータが使用される場合、当該モータは、各相につき、１相分のインダクタンスLと抵抗Rとにより決まる1次遅れ要素として扱うことができ、その伝達関数はＫ／（Ｌ・Ｓ＋Ｒ）と表現することができる（Ｋは定数）。しかし、実際にはモータや駆動回路の配線抵抗などを含む外部抵抗も存在するので、これを考慮して駆動回路とモータとを１つの伝達要素であるモータ・駆動回路系として扱うことにすると、このモータ・駆動回路系の伝達関数Ｇｍ（ｓ）は次式のようになる。
Ｇｍ（ｓ）＝Ｋｍ／（Ｌ・ｓ＋Ｒ＋Ｒ’）・・・（４１）
ここで、Ｋｍは定数であり、Ｒ’は、モータや駆動回路の配線抵抗等を含む外部抵抗であ
る。

モータ・駆動回路系では上記伝達関数Ｇｍ（ｓ）を決定する特性値Ｌ，Ｒ，Ｒ’のうちモータ９のインダクタンスＬおよび内部抵抗Ｒについての各相間での差は、ほとんど無視できる程度である。しかし、既述のように、開閉手段としてリレーが挿入される場合、そのリレーは、通常、全ての相について挿入されるわけではないので、外部抵抗Ｒ’につき相間で差が生じている。また、駆動回路において、電力用ＭＯＳトランジスタ等のスイッチング素子と電源または接地点との間の配線に使用されるバスバーの長さを相間で揃えるのが困難であること等により、上記の外部抵抗R’が相間で相違することもある。したがって、ブラシレスモータを使用する従来の電動パワーステアリング装置では、このような外部抵抗Ｒ’の相間での差に起因して、伝達要素としてのモータ・駆動回路系のゲインや位相が相間で相違する。

このような相違がモータ・駆動回路系の応答性につき相間で無視できない差異を生じさせることが、モータ・駆動回路系の周波数特性の測定により確認されている。
すなわち、図２５は、ブラシレスモータを使用した電動パワーステアリング装置におけるモータ・駆動回路系の周波数特性についての２つの測定例を示すボード線図であり、図２５において実線で示す曲線は、第１の測定例における測定結果としてのゲイン特性および位相特性を示すものであって、モータの線間のインダクタンスＬが１６２［μＨ］で、線間の内部抵抗Ｒが５３［ｍΩ］で、線間の外部抵抗Ｒ’が６［ｍΩ］であるときの、モータ・駆動回路系の線間についての周波数特性を示している。この測定例における外部抵抗Ｒ’（＝６［ｍΩ］）には、上記リレー２個のオン状態の抵抗である接触抵抗（＝２×１．５［ｍΩ］）が含まれている。これに対し、図２５において点線で示す曲線は、第２の測定例における測定結果としてのゲイン特性および位相特性を示すものであって、モータ線間のインダクタンスＬが１６２［μＨ］で、線間の内部抵抗Rが５３［ｍΩ］で、線間の外部抵抗Ｒ’が４．５［ｍΩ］であるときの、モータ・駆動回路系の線間についての周波数特性を示している。この測定例は、リレー（開閉手段）を１個含まない線間を対象とするものであって、この測定例における外部抵抗Ｒ’（＝４．５［ｍΩ］）には、上記リレー１個の接触抵抗は含まれていない（他の測定条件は第1の測定例と同様である）。これら第１および第２の測定例の測定結果を示すボード線図（ゲイン特性および位相特性）より、リレーの挿入される相と挿入されない相との間ではモータ・駆動回路系の応答性（相電流の振幅および位相）に無視できない差が生じることがわかる。

そこで本実施形態では、ブラシレスモータを使用した電動パワーステアリング装置において、モータ・駆動回路系のゲインや位相の各相間での差を解消すべく、モータ・駆動回路系のうちリレーが挿入されていない相に対応する電流経路に適切な抵抗体を設ける等によりモータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間の差を解消または低減する抵抗調整手段を備えた構成となっている。

［４．３ ドライブ回路（駆動回路）を含む制御装置の全体構成］
図２１は、モータドライブ回路（モータ駆動回路）１５０を含む制御装置（ＥＣＵ）１０５を示している。ステアリング装置は、制御装置１０５に関連した構成要素として、操舵補助用の電動モータ（ブラシレスモータ）９と、モータ９のロータ回転位置を検出するレゾルバなどの位置センサ１１２と、トルクセンサ（操舵検出装置）７と、車速センサ１０４と、を備えている。前記制御装置１０５は、センサ１１２，７，１０４からのセンサ信号に基づきモータ９の駆動を制御する。
トルクセンサ７は、その操作による操舵トルクを検出し、操舵トルクを示す操舵トルク信号Ｔｓを出力する。一方、車速センサ１０４は、車両の走行速度である車速を検出し、車速を示す車速信号Ｖｓを出力する。制御装置としてのＥＣＵ１０５は、それら換舵トルク信号Ｔｓおよび車速信号Ｖｓと、位置センサ１１２によって検出されるロータの回転位置とに基づいて、モータ９を駆動する。
前記ＥＣＵ１０５は、車載バッテリ１８０からイグニッションスイッチを介して電流の供給を受けるものであり、モータ制御部１２０とモータ駆動部１３０とリレー駆動回路１７０と２個の電流検出器１８１，１８２とを備えている。モータ制御部１２０は、マイクロコンピュータで構成される制御演算手段であって、その内部のメモリに格納された所定のプログラムを実行することにより作動する。モータ駆動部１３０は、ＰＷＭ信号生成回路１４０と駆動回路１５０とから構成される。
なお、モータ駆動部１３０は、モータ９の近傍に配置されて、必要最低限の長さの配線によって当該モータ９と結線されており、電気抵抗を小さくしている。また、モータ駆動部１３０は、トルクセンサ７、車速センサ１０４、電流検出器１８１、モータ位置センサ（モータ回転角センサ）１１２の駆動回路及びインターフェース回路と、モータ制御部（マイクロコンピュータ等）１２０とともに、同一ケース内に収納されており、当該ケースがモータ９の近傍に配置されている。

駆動回路１５０は、電源ライン側に配置されモータ９のＵ相、Ｖ相、Ｗ相にそれぞれ対応する電力用スイッチング素子であるＦＥＴ（電界効果トランジスタ）１５１Ｈ，１５２Ｈ，１５３Ｈと、接地ライン側に配置されモータ９のＵ相、Ｖ相、Ｗ相にそれぞれ対応する電力用スイッチング素子であるＦＥＴ１５１Ｌ，１５２Ｌ，１５３Ｌとを備えており、同一相に対応する電源ライン側ＦＥＴ（以下「Ｈｉ側ＦＥＴ」と略記する）１５ｊＬと接地ライン側ＦＥＴ（以下「Ｌｏ側ＦＥＴ」と略記する）１５ｊ Ｈとが互いに対となるように直列に接続されている（ｊ＝１，２，３）。一般に、ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈを含む電源ライン側の回路部分は「上アーム」と呼ばれ、ＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌを含む接地ライン側の回路部分は「下アーム」と呼ばれる。上アームと下アームとの各接続点Ｎｕ，Ｎｖ，Ｎｗは、モータの各相の端子９ｕ，９ｖ，９ｗと電力用のリード線（具体的にはバスバーで構成される）によって接続されており、これにより、駆動回路１５０からモータ９に駆動用の電流を供給するための電流供給経路が相毎に形成されている。そして、ｕ相に対応する接続点Ｎｕとモータ端子９ｕとを接続するリード線により形成される電流供給経路（以下「ｕ相用電流供給経路」という）にはリレー１９１が、Ｖ相に対応する接続点Ｎｖとモータ端子９ｖとを接続するリード線により形成される電流供給経路（以下「Ｖ相用電流供給経路」という）にはリレー１９２が、それぞれ挿入されている。また、駆動回路１５０においてＨｉ側ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈのソース端子が互いに接続される接続点（後述の電源側分岐点）とバッテリ１８０との間にもリレー１９０が挿入されている。これに対し、Ｗ相に対応する接続点Ｎｗとモータ端子９ｗとを接続するリード線により形成される電流供給経路（以下「ｗ相用電流供給経路」という）にはリレーが挿入されていない。

２個の電流検出器１８１，１８２のうち一方の電流検出器１８１は、駆動回路１５０の接続点Ｎｕとモータ端子１６１とを繋ぐリード線(ｕ相用電流供給経路)に流れるｕ相電流ｉｕを検出し、他方の電流検出器１８２は、駆動回路１５０の接続点Ｎｖとモータ端子９ｖとを繋ぐリード線（Ｖ相用電流供給経路）に流れるＶ相電流ｉｖを検出する。これらの電流検出器１８１，１８２で検出された電流値は、それぞれｕ相電流検出値ＩｕおよびＶ相電流検出値Ｉｖとしてモータ制御部１２０に入力される。

モータ制御部１２０は、トルクセンサ７で検出された操舵トルクと、車速センサ１０4で検出された車速と、電流検出器１８１，１８２で検出されたｕ相およびｖ相電流検出値ｉｕ、ｉｖとを受け取る。また、モータ制御部１２０は、アシストマップと呼ばれる、操舵トルクと目標電流値とを対応づけるテーブルを参照して、操舵トルクと車速とに基づいて、モータ９に流すべき目標電流値を決定する。そして、その目標電流値と上記モータ電流検出値ｉｕ，ｉｖから算出されるモータ電流値との偏差に基づく比例積分演算により、モータ９に印加すべき各相電圧の指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗを算出する。

このような各相電圧の指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗの算出において、通常、モータ駆動に関する３相交流としての電圧および電流が、モータのロータとしての界磁による磁束の方向のｄ軸と、ｄ軸に垂直でｄ軸からπ／２だけ位相の進んだｑ軸とからなる回転する直交座標系（「ｄ−ｑ座標」と呼ばれる）で表現される。このようなｄ−ｑ座標によれば、モータに流すべき電流をｄ軸成分とｑ軸成分とからなる直流電流として扱うことができる。この場合、上記のｕ相およびｖ相電流検出値ｉｕ，ｉｖから座標変換によってモータ電流値のｄ軸成分およびｑ軸成分が算出された後、上記目標電流値のｄ軸成分とモータ電流値のｄ軸成分との偏差に基づく比例積分演算によってｄ軸電圧指令値が算出されると共に、上記目標電流値のｑ軸成分とモータ電流値のｑ軸成分との偏差に基づく比例積分演算によってｑ軸電圧指令値が算出される。そして、これらｄ軸およびｑ軸電圧指令値から座標変換によって上記各相電圧の指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗが算出される。

また、モータ制御部１２０は、上記のような各相電圧の指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗを算出する外、所定の故障検出処理の結果に基づいてリレー駆動回路70を制御するためのリレー制御信号をも出力する。

モータ駆動部１３０では、ＰＷＭ信号生成回路１４０が上記各相電圧の指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗをモータ制御部１２０から受け取り、それらの指令値Ｖ^＊ｕ，Ｖ^＊ｖ，Ｖ^＊ｗに応じてデューティ比の変化するＰＷＭ信号を生成する。駆動回路１５０は、既述のようにＨｉ側ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３ＨおよびＬｏ側ＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌを用いて構成されるＰＷＭ電圧形インバータであって、上記ＰＷＭ信号でこれらのＦＥＴ５１Ｈ〜１５３Ｈおよび１５１Ｌ〜１５３Ｌをオン／オフさせることにより、モータ９に印加すべき各相電圧Ｖｕ，Ｖｖ，Ｖｗを生成する。これらの各相電圧Ｖｕ，Ｖｖ，Ｖｗは、ＥＣＵ１０５から出力されてモータ９に印加される。この電圧印加に応じてモータ９の各相ｕ、ｖ、ｗのコイル（不図示）に電流が流れ、モータ９はその電流に応じて操舵補助のためのトルク（モータトルク）を発生させる。

リレー駆動回路１７０は、モータ制御部１２０から出力されるリレー制御信号に基づいて動作する。リレー駆動回路１７０は、故障が検出された旨を示す信号をモータ制御部１２０から受け取るまでは、リレー１９０，１９１，１９２を閉状態に保ち、モータ駆動部１３０およびモータ９への電源供給を続ける。モータ制御部１２０における故障検出処理で故障が検出されると、リレー駆動回路１７０は、モータ制御部１２０より故障が検出された旨を示す信号を受け取る。これにより、リレー駆動回路１７０は、リレー１９０，１９１，１９２を開状態にし、モータ駆動部１３０およびモータ９への電源供給を遮断する。

［４．４ モータ・駆動回路系の要部構成］
本実施形態に係る電動パワーステアリング装置は、駆動回路１５０、ブラシレスモータ９、および、それらを接続するリード線等からなる構成部分であるモータ・駆動回路系において、抵抗成分についての各相間（ｕ，ｖ，ｗ相の相互の間）での差を解消または低減するために以下のような構成を備えている。なお、本実施形態においても、このモータ・駆動回路系の伝達関数Ｇｍ（ｓ）は、各相につき次式のように表現することができる（図２３参照）。
Ｇｍ（ｓ）＝Ｋｍ／（Ｌ・ｓ＋Ｒ＋Ｒ’） …（４２）
ここで、Ｋｍは定数であり、Ｒ’は、モータ９や、駆動回路１５０、各相用電流供給経路を形成するリード線の配線抵抗等を含む外部抵抗である。

既述のように、駆動回路１５０内の接続点Ｎｕとモータ端子９ｕとを接続するｕ相用電流供給経路にはリレー１９１が挿入され、駆動回路１５０内の接続点Ｎｖとモータ端子９ｖとを接続するｖ相用電流供給経路にはリレー１９２が挿入されているが、駆動回路１５０内の接続点Ｎｗとモータ端子９ｗとを接続するｗ相用電流供給経路にはリレーが挿入されていない。
そこで本実施形態では、そのｗ相用電流供給経路に、図２１に示すように、リレー１９１または１９２のオン状態における抵抗値である接触抵抗値にほぼ等しい抵抗値を有する抵抗体Ｒａが挿入されている。

このような抵抗体Ｒａの挿入により、外部抵抗Ｒ’のうち駆動回路１５０とモータ９との電気的接続に関わる抵抗成分、すなわち駆動回路１５０からモータ９に電流を供給するための電流供給経路の抵抗値のｕ，ｖ，ｗ相の各相間での差が低減または解消される。なお、抵抗体Ｒａの挿入については、具体的には、それに相当する抵抗器をリレーの挿入されていないｗ相用電流供給経路に挿入すればよいが、これに代えて、後述のようにｗ相用電流供給経路としてのリード線を形成するバスバーの断面積（幅または厚み）および／または長さを適切に設定することによって上記抵抗体Ｒａの挿入を実現してもよい。

また本実施形態では、上記外部抵抗Ｒ’の各相間での差を解消すべく、駆動回路１５０内の配線抵抗についても調整が施されている。すなわち、図２２（a）に示す３相電圧形インバータが駆動回路１５０として使用されている場合、電源とＨｉ側のスイッチング素子であるＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈとの間の配線長や、接地点とＬｏ側のスイッチング素子であるＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌとの間での配線長を相間で揃えるのが困難である。そこで本実施形態では、電源であるバッテリ８からＨｉ側ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈへ至る電流経路のうちＨｉ側ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈにそれぞれに向かって分岐する接続点（以下「電源側分岐点」という）ＮＨ以降のバスバー１５５Ｈが、図２２（ｂ）に示すような形状となっている。すなわち、バスバー１５５Ｈのうち電源側分岐点ＮＨからＨＩ側ＦＥＴ１５１Ｈのソース端子までの部分の幅Ｗ１、電源側分岐点ＮＨからＨｉ側ＦＥＴ１５２Ｈのソース端子までの部分の幅Ｗ２、および、電源側分岐点ＮＨからＨＩ側ＦＥＴ１５３Ｈのソース端子までの部分の幅Ｗ３が、電源側分岐点ＮＨから３個のＨｉ側ＦＥＴ１５１Ｈ〜１５３Ｈのソース端子までの配線の抵抗値が互いにほぼ等しくなるように設定されている（通常は、Ｗ１＝Ｗ３＞Ｗ２となる）。また、接地点からＬｏ側ＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌへ至る電流経路のうちＬｏ側ＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌにそれぞれに向かって分岐する接続点（以下「接地側分岐点」という）ＮＬ以降のバスバー１５５Ｌが、図２２（ｃ）に示すような形状となっている。すなわち、バスバー１５５Ｌのうち接地側分岐点ＮＬからＬｏ側ＦＥＴ１５１Ｌのソース端子までの部分の幅Ｗ４、接地側分岐点ＮＬからＬｏ側ＦＥＴ１５２Ｌのソース端子までの部分の幅Ｗ５、および、接地側分岐点ＮＬからＬｏ側ＦＥＴ５３Ｌのソース端子までの部分の幅Ｗ６が、接地側分岐点ＮＬから3個のＬｏ側ＦＥＴ１５１Ｌ〜１５３Ｌのソース端子までの配線の抵抗値が互いにほぼ等しくなるように設定されている（通常は、Ｗ４＝Ｗ６＞Ｗ５となる）。

上記のように駆動回路１５０内の配線を形成するバスバーの幅Ｗ１〜Ｗ６の設定（調整）により、外部抵抗Ｒ’のうち駆動回路１５０内の配線に関わる抵抗成分のｕ，ｖ，ｗ相の各相間での差が低減または解消される。モータ９の内部抵抗Rの相間での差はほぼ無視できるので、上記のようにして外部抵抗Ｒ’を各相間で調整することで、モータ・駆動回路系における内部抵抗Ｒと外部抵抗Ｒ’の双方を含めた抵抗成分の各相間での差を所定値以下（好ましくは１０％、さらに好ましくは５％以下）とすることができる。

なお、一般にバスバーの厚みや長さを変えることは容易ではないので、本実施形態では
、バスバー１５５Ｈ，１５５Ｌの幅Ｗ１〜Ｗ３，Ｗ４〜Ｗ６を適切に設定することにより配線抵抗を各相間で調整している。しかし、幅と共にまたは幅に代えて、バスバー１５５Ｈ、１５５Ｌの厚み（または断面積）および／または長さを調整することにより配線抵抗を各相間で調整し、これにより駆動回路１５０における抵抗成分の各相間での差を低減または解消するようにしてもよい。

［４．５ 実施形態の駆動回路による作用および効果］
上記のように本実施形態によれば、駆動回路１５０からモータ９に電流を供給するための電流供給経路の抵抗値および駆動回路１５０内の配線の抵抗値についての各相間での差が解消または低減され、これによりモータ・駆動回路系における外部抵抗Ｒ’の各相間での差が解消または低減される。そして、モータ９の内部抵抗ＲやインダクタンスＬの各相間での相違はほぼ無視できる程度であることから、上記によりモータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差が解消または低減されるだけでなく、各相についてのモータ・駆動回路系のゲインおよび位相が互いにほぼ等しくなる。その結果、ｕ，ｖ，ｗ相のいずれにおいても、同一の相電圧が印加された場合にはモータ９に略同一の相電流が流れるので、モータ９におけるトルクリップルを低減することができる。例えば、従来の電動パワーステアリング装置におけるモータトルクのモータ電気角に対する変化は、図２４において曲線Ｃ１（細い方の曲線）で示すような波形となるが、本実施形態によれば、モータトルクのモータ電気角に対する変化は、図２４において曲線Ｃ２（太い方の曲線）で示すような波形となり、トルクリップルが大幅に低減されることがわかる。なお、図２４において曲線Ｃ２で示す波形で表されるモータトルクを出力する例では、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差は1％以下となっている。このように本実施形態によれば、モータにおけるトルクリップルを低減し、操舵操作において運転者に違和感を与えないようにすることができる。

また、本実施形態によれば、配線のために使用されるバスバーの幅等を適切に設定する
ことによりモータ・駆動回路系における抵抗成分が調整されることから、相間での抵抗調
整用の抵抗器等を別途付加する必要がない。このため、コストの増大を抑えつつモータ・
駆動回路系のゲインおよび位相の各相間での差を低減または解消することができる。

［４．６ 駆動回路の変形例］
上記実施形態では、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差を低減または
解消すべく、駆動回路１５０からモータ９に電流を供給するための電流供給経路のうちリレーが挿入されていない経路に調整用の抵抗体Ｒａを挿入すると共に（図２１）、駆動回路１５０内の配線を形成するバスバーの形状を調整した構成（図２２）となっているが、これに代えて、モータ・駆動回路系における抵抗成分の相間調整のためのこれら2つの抵抗調整手段のうちいずれか一方のみを採用した構成としてもよい。例えば、駆動回路１５０からモータ９へ至る全ての電流供給経路にリレーが挿入されている場合には、駆動回路１５０内の配線抵抗についての相間での調整（例えばバスバーの幅の適切な設定）を施すだけでもよい。また、モータ・駆動回路系における抵抗成分の各相間での差を低減または解消するための抵抗調整手段であれば、上記2つの抵抗調整手段以外の他の抵抗調整手段を更に備える構成であってもよい。

また、上記実施形態では、電動パワーステアリング装置の駆動源として３相のブラシレ
スモータ９が使用されているが、ブラシレスモータの相数は３に限定されるものではなく
、４相以上のブラシレスモータを使用する電動パワーステアリング装置にも適用可能である。

［５．操舵感のリニアリティ］
［５．１ トルク脈動補償］
［５．１．１ モータ９のトルク脈動に関する考察］
電動モータでは、そのロータ磁石の極数やステータ巻線用のスロット数等のモータ構成に起因して生じるコギングトルク（機械的リップル）と、誘導起電力波形が理想波形に対し歪むことによって発生する電気リップルとに大別されるリップル（脈動）が出力トルクに生じる。このようなモータ出力でのトルクリップルは、上記ステアリング装置における操舵フィーリングを低下させる要因の一つであり、ゆえに当該ステアリング装置ではトルクリップルを抑制することが強く望まれている。
そこで、従来装置には、上記スロットのロータ磁石に対向する部分の形状を変更したり、スキュー角度を調整したりすることにより、トルクリップルを低減しようとしたものがある（例えば、下記特許文献８参照。）。

電動パワーステアリング装置の電動モータとして一般に用いられる３相ブラシレスモータでは、歪みをもつ磁界の回転により生じる電流の高次成分に起因して、その出力トルクにトルクリップル（電気リップル）が表れて、操舵フィーリングの低下を生じることがあった。
したがって、電流高次成分に起因するトルクリップルを抑え、操舵フィーリングのリニアリティを向上させるには、次の構成が好ましい。

すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、操舵部材の操作に応じて電動モータの目標電流値を決定し、そのモータ動力を操舵機構に付与して操舵補助を行う電動パワーステアリング装置であって、前記電動モータの回転位置情報と決定された前記目標電流値とを用いて、当該モータを流れる電流の所定の高次成分に起因するトルクリップルを打ち消すための電流高次成分用の補償値を決定するトルクリップル補償決定手段と、前記トルクリップル補償決定手段からの補償値を用いて、前記決定された目標電流値を補正する補正手段と、前記補正手段によって補正された後の目標電流値に基づき、前記電動モータをフィードバック制御するフィードバック制御手段とを備えたことを特徴とするものである。

上記のように構成された電動パワーステアリング装置では、トルクリップル補償決定手段が、電動モータの回転位置情報と、操舵部材の操作に応じて決定された目標電流値とを用いることにより、その目標電流値の電流が当該モータに供給されたときに、その電流の所定の高次成分によって発生するトルクリップルを予期し、この予期したトルクリップルを打ち消すための電流高次成分用の補償値を決定している。また、上記フィードバック制御手段は、補正手段がトルクリップル補償決定手段からの補償値を基に補正した目標電流値に基づき電動モータをフィードバック制御するので、当該制御手段が補正後の目標電流値の電流を供給させたときに上記所定の電流高次成分が取り除かれた状態で当該モータへの電流供給が行われて、電流高次成分に起因するトルクリップルを抑えることができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記トルクリップル補償決定手段は、前記決定された目標電流値に応じて、前記電流高次成分用の補償値を変化させることが好ましい。
この場合、上記の補償値がモータ負荷に応じて変化されることとなり、モータ負荷が変化したときでも、フィードバック制御手段はより適切な補償値にて補正された目標電流値を用いて電動モータを制御することができ、操舵フィーリング低下をより確実に防ぐことができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記トルクリップル補償決定手段には、前記電流高次成分用の補償値を決定する電流高次歪み補償部に加えて、前記電動モータの回転位置情報と決定された前記目標電流値とを用いて、当該モータ内に形成される磁界の歪みに起因するトルクリップルを抑制するための磁界歪み用の補償値を決定する磁界歪み補償部が設けられてもよい。
この場合、上記電流高次歪み補償部が決定する電流高次成分用の補償値に加えて、磁界歪み補償部が決定する磁界歪み用の補償値を用いて、目標電流値が補正されることとなり、上記フィードバック制御手段が当該目標電流値の電流を流させたときに電流高次成分に起因するトルクリップルだけでなく電動モータ内に形成される磁界歪みに起因するトルクリップルを抑制することができ、これらリップルによる操舵フィーリング低下を防ぐことができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記電動モータ及び前記フィードバック制御手段を含んだ電流制御系と、前記回転位置情報を基に前記電動モータの回転速度を検出する回転速度検出手段と、前記回転速度検出手段からの前記電動モータの回転速度に基づいて、前記電流制御系の周波数特性に依存するゲイン低下を補償するためのゲイン補償値を求めるゲイン補償演算手段とを備え、前記補正手段は、前記トルクリップル補償決定手段からの補償値と、前記ゲイン補償演算手段からのゲイン補償値とを用いて、前記決定された目標電流値を補正することが好ましい。
この場合、上記フィードバック制御手段がトルクリップル補償決定手段からの補償値とゲイン補償演算手段からのゲイン補償値とを用いて補正された目標電流値に基づいて、電動モータをフィードバック制御することとなり、上記電流制御系の周波数特性に従って、そのモータを流れる電流のゲインがモータ回転速度の増加に応じて低下するのを補償することができ、当該ゲイン低下に伴って操舵フィーリングが低下するのを抑制することができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記回転速度検出手段からの前記電動モータの回転速度に基づいて、前記電流制御系の周波数特性に依存する位相遅れを補償するための位相補償値を求める位相補償演算手段を備え、前記補正手段は、前記トルクリップル補償決定手段からの補償値と、前記ゲイン補償演算手段からのゲイン補償値と、前記位相補償演算手段からの位相補償値とを用いて、前記決定された目標電流値を補正してもよい。
この場合、上記フィードバック制御手段がトルクリップル補償決定手段からの補償値とゲイン補償演算手段からのゲイン補償値と位相補償演算手段からの位相補償値とを用いて補正された目標電流値に基づいて、電動モータをフィードバック制御することとなり、上記電流制御系の周波数特性に従って、そのモータを流れる電流が誘起電圧に対してモータ回転速度の増加に応じて位相遅れを生じるのを補償することができ、当該位相遅れに伴う操舵フィーリング低下を抑制することができる。

［５．１．２ 電動モータの構成及びその駆動制御の概要］
上記電動モータ９は、図２６を参照して、例えば永久磁石を有するロータと、Ｕ相、Ｖ相、及びＷ相の各相コイル（ステータ巻線）とを備え、正弦波駆動方式の３相スター結線のブラシレスモータにより構成されている。
ここで、このモータ９において、所望の操舵補助力を発生させるために、各相コイルに供給すべき相電流の目標値、つまり各相コイルに対する電流指令値ｉ^＊u、ｉ^＊v、及びｉ^＊wは、その供給電流の最大値（振幅）をＩ^*としたときに次の（４１）〜（４３）式で表される。
ｉ^＊u ＝ Ｉ^*×sinθre ――（４１）
ｉ^＊v ＝ Ｉ^*×sin（θre−２π／３） ――（４２）
ｉ^＊w ＝ Ｉ^*×sin（θre−４π／３） ＝ −ｉ^＊u−ｉ^＊v ――（４３）
但し、θreは、同図に示すように、例えばＵ相コイルを基準として時計方向まわりに正回転する永久磁石（ロータ）の回転角度（電気角）である。この電気角は、ロータの回転位置を示す情報であり、当該ロータの実際の回転角度を示す機械角をθｍとし、ロータの磁極数をｐとしたときに、θre＝（ｐ／２）×θｍで表される。尚、以下の説明においては、特に明記するとき以外は、角度は電気角を表すものとする。

また、電動モータ９は、上記ＥＣＵ１０５に含まれた後述のフィードバック制御部４００によってフィードバック制御されており、さらにこのフィードバック制御ではｄ−ｑ座標が用いられている。具体的には、上記ｄ−ｑ座標は、永久磁石による磁束の方向をｄ軸とし、このｄ軸に直交する方向をｑ軸と規定したものであり、上記磁石回転（回転界磁）と同期して回転する回転座標系である。そして、ＥＣＵ１０５は、電動モータ９への印加電圧の指令値を決定する際に、まず上記（４１）〜（４３）式に示した各相コイルでの電流指令値ｉ^＊u、ｉ^＊v、及びｉ^＊wを、次の（４４）及び（４５）にそれぞれ表されるｄ軸電流指令値ｉ^＊d及びｑ軸電流指令値ｉ^＊qに変換し、これらの変換したｄ−ｑ座標の電流指令値ｉ^＊d及びｉ^＊qに基づき上記印加電圧指令値を決めている。このように、３相交流座標（静止座標）での電流指令値ｉ^＊u、ｉ^＊v、及びｉ^＊wをｄ−ｑ座標の電流指令値ｉ^＊d及びｉ^＊qに変換することにより、モータ９の回転時でもＥＣＵ１０５はその供給電流を直流量で制御可能となって、位相遅れの低減等を行いつつ、当該モータ９の駆動制御を高精度に実施して所望の操舵補助力を容易に発生させることができる。
ｉ^＊d ＝ ０ ――（４４）
ｉ^＊q ＝ −√（３／２）×Ｉ^* ――（４５）

また、電動モータ９のＵ相、Ｖ相、及びＷ相の各相コイルを実際に流れる電流については、電流検出器１８１，１８２にてＵ相電流検出値ｉu及びＶ相電流検出値ｉvが検出されて、それらの検出値ｉu及びｉvを下記の（４６）及び（４７）式に代入することでｄ−ｑ座標に変換した後のｄ軸電流検出値ｉd及びｑ軸電流検出値ｉqが求められるようになっている。そして、ＥＣＵ１０５では、後に詳述するように、上記ｄ軸電流指令値ｉ^＊d及びｑ軸電流指令値ｉ^＊qとｄ軸電流検出値ｉd及びｑ軸電流検出値ｉqとを用いたフィードバック制御が行われる。
ｉd ＝ √２｛ｉv×sinθre−ｉu×sin（θre−２π／３）｝ ――（４６）
ｉq ＝ √２｛ｉv×cosθre−ｉu×cos（θre−２π／３）｝ ――（４７）

［５．１．３ ＥＣＵの構成及び動作］
図２７は、ＥＣＵ１０５の詳細な構成例を示すブロック図である。図に示すように、上記ＥＣＵ１０５には、上記トルクセンサ７からのトルク信号Ｔsを入力する位相補償部２１３などの各機能が含まれている
また、図２７において点線で囲む範囲は、電動モータ９をフィードバック制御するフィードバック制御部４００を構成している。また、モータ位置センサ１１２とロータ角度位置検出器２３５とが、電動モータ９の回転位置情報（電気角）を取得する回転位置情報取得手段を構成している。

ＥＣＵのモータ制御部１２０を構成するマイコンには、その内部に設けられた不揮発性のメモリ（図示せず）に予め格納されているプログラムを実行することにより、モータ制御に必要な所定の演算処理を行う複数の機能ブロックが設けられている。すなわち、このマイコンには、図２７に示すように、目標電流値演算部２１４、回転方向指定部２１５、収斂性補正部２１６、加算器２１７、磁界歪み補償部２１８、電流高次歪み補償部２１９、ロータ角速度演算部２２０、加算器２２１，２２２、減算器２２３，２２４、ｄ軸電流ＰＩ制御部２２５、ｑ軸電流ＰＩ制御部２２６、ｄ−ｑ／３相交流座標変換部２２７、符号反転加算器２２８、３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９、及び正弦波ＲＯＭテーブル２３０が含まれており、車速センサ１０４からの車速信号Ｖs等の入力信号を基に所望の操舵補助力を決定し、この決定した操舵補助力に対応した出力（指示）信号を上記モータ駆動部に与えるモータ制御部を構成している。
また、このモータ制御部１２０では、上記磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９を有するトルクリップル補償決定部３０１が設けられており、この補償決定部３０１の演算結果をモータ駆動部への指示信号に反映させることにより、後に詳述するように、電動モータ９内に形成される磁界の歪みに起因するトルクリップルと当該モータ９を流れる電流の高次成分に起因するトルクリップルとを低減できるようになっている。さらに、ロータ角速度演算部２２０が、上述の回転位置情報取得手段からの回転位置情報を基に電動モータ９の回転速度を検出する回転速度検出手段を構成している。

上記のように構成されたＥＣＵ１０５では、トルクセンサ７から上記トルク検出信号Ｔsを入力すると、上記位相補償部２１３がそのトルク検出信号Ｔsに位相補償を施して目標電流値演算部２１４に出力する。また、このＥＣＵ１０５は、上記車速センサ１０４から所定のサンプリング周期で出力される車速信号Ｖsを入力しており、その入力した車速信号Ｖsは、目標電流値演算部２１４及び収斂性補正部２１６に与えられている。さらに、ＥＣＵ１０５では、モータ位置センサ１１２からセンサ信号Ｓrがロータ角度位置検出器２３５に入力されると、このロータ角度位置検出器２３５は入力したセンサ信号Ｓrに基づいて電動モータ９の永久磁石（ロータ）の回転位置、つまり上記電気角θreを検出する。そして、ロータ角度位置検出器２３５は、検出した電気角θreを示す角度信号を磁界歪み補償部２１８、電流高次歪み補償部２１９、ロータ角速度演算部２２０、及び正弦波ＲＯＭテーブル２３０に出力する。

上記目標電流値演算部２１４は、位相補償後のトルク検出信号Ｔsと車速信号Ｖsとに基づいて、電動モータ５に供給すべき供給電流の値である目標電流値Ｉtを求める。詳細には、この演算部２１４には、アシストマップと呼ばれる、操舵軸２でのトルク、このトルクに応じて所望の操舵補助力を発生させるための上記目標電流値Ｉt、及び車速の関係を示したテーブルが予め格納されている。そして、当該演算部２１４は上記トルク検出信号Ｔs及び車速信号Ｖsの各値を入力パラメータとして、上記テーブルを参照することにより、目標電流値Ｉtを取得し、回転方向指定部２１５及び加算器２１７に出力する。
また、この目標電流値Ｉtは、上述の（４５）式にて示されたｑ軸電流指令値ｉ^＊qに相当するものであり、モータ動力によるアシスト方向を示す符号を有している。つまり、目標電流値Ｉtの符号は、モータロータの回転方向を指定しており、例えば正及び負の場合にそれぞれ操舵部材１での右方向操舵及び左方向操舵を補助するように電動モータ９を回動させることを示している。

上記回転方向指定部２１５は、目標電流値演算部２１４から入力した目標電流値Ｉtの符号に基づきロータ回転方向を判別し、その回転方向を指定する方向信号Ｓdirを生成して収斂性補正部２１６に出力する。この収斂性補正部２１６には、上記車速信号Ｖsと、方向信号Ｓdirと、上記ロータ角速度演算部２２０がロータ角速度位置検出器２３５から入力した電気角θreを基に算出したロータ角速度ωreとが入力されており、当該補正部２１６はこれらの入力信号を用いた所定演算を行うことにより、車両収斂性を確保するための補償電流値ｉcを求める。そして、この補償電流値ｉcは、加算器２１７にて上記目標電流値Ｉtに加算され、加算器２１７は、その加算結果をｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0として出力する。
上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0は、所望の操舵補助力を発生するためのモータ負荷（つまり、電動モータ９が発生すべきトルク）に対応する供給電流の基本的な指令値（目標電流値）であり、トルクリップル補償決定部３０１の磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９に同時に与えられるとともに、加算器２２２にも出力されて上記磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９での演算結果が反映されるよう加算される。
一方、ｄ軸方向の電流はトルクに関与しないことから、そのｄ軸電流の基本的な指令値であるｄ軸基本電流指令値ｉ^＊d0の値は“０”であり、ｉ^＊d0＝０として加算器２２１に設定入力されている。

上記磁界歪み補償部２１８は、ロータ角度位置検出器２３５からの電動モータ９の回転位置情報としての電気角θreと、加算器２１７からのｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0とを用いて、そのモータ９内に形成される磁界の歪みに起因するトルクリップルを抑制するための磁界歪み用の補償値を決定している。つまり、磁界歪み補償部２１８は、上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0にて指令される電流が電動モータ９の各相コイルに供給されたときに、各相コイルに誘起する誘導起電力波形での理想波形に対する歪み（モータ９内の磁界の歪み）に起因してモータ出力トルクに表れるトルクリップルを予期して、予期したトルクリップルが抑制されるように当該ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を変更するための電流の補償値をｄ軸電流及びｑ軸電流毎に算出しｄ軸電流補償値Δｉd1及びｑ軸電流補償値Δｉq1として決定している（詳細は後述）。そして、磁界歪み補償部２１８は、対応する加算器２２１及び２２２に定めた磁界歪み用のｄ軸電流補償値Δｉd1及びｑ軸電流補償値Δｉq1を出力する。
また、この磁界歪み補償部２１８から出力されるｄ軸電流補償値Δｉd1及びｑ軸電流補償値Δｉq1は、後に詳述するように、電動モータ９を含んだ後述の電流制御系の周波数特性に依存するゲイン低下及び位相遅れが極力生じないように補正されている。

また、上記電流高次歪み補償部２１９は、上述の電気角θre及びｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を用いて、そのモータ９を流れる電流の所定の高次成分に起因するトルクリップルを打ち消すための電流高次成分用の補償値を決定している。つまり、電流高次歪み補償部２１９は、上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0にて指令される電流が電動モータ９の各相コイルに供給されたときに、各相コイルを流れる電流の所定の高次成分によって発生するトルクリップルを予期して、予期したトルクリップルが打ち消されるように当該ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を変更するための電流の補償値をｄ軸電流及びｑ軸電流毎に算出しｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq2として決定している（詳細は後述）。そして、電流高次歪み補償部２１９は、対応する加算器２２１及び２２２に定めた電流高次成分用のｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq2を出力する。
また、電流高次歪み補償部２１９から出力されるｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq2は、後に詳述するように、電動モータ９を含んだ上述の電流制御系の周波数特性に依存するゲイン低下及び位相遅れが極力生じないように補正されている。

上記加算器２２１及び２２２は、対応するｄ軸電流及びｑ軸電流毎に、トルクリップル補償決定部３０１からの補償値を基に操舵部材１の操作に応じて決定された目標電流値を補正する補正手段を構成している。
具体的には、上記加算器２２１では、下記の（４８）式に示すように、当該加算器２２１に設定されたｄ軸基本電流指令値ｉ^＊d0と、磁界歪み補償部２１８からの磁界歪み用のｄ軸電流補償値Δｉd1と、電流高次歪み補償部２１９からの電流高次成分用のｄ軸電流補償値Δｉd2との和を求めることにより、トルクリップル補償決定部３０１の演算結果を反映した後のｄ軸電流指令値ｉ^＊dが算出されている。そして、加算器２２１は、算出したｄ軸電流指令値ｉ^＊dをフィードバック制御部４００の減算器２２３に出力する。
また、加算器２２２では、下記の（４９）式に示すように、上記加算器２１７からのｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0と、磁界歪み補償部２１８からの磁界歪み用のｑ軸電流補償値Δｉq1と、電流高次歪み補償部２１９からの電流高次成分用のｑ軸電流補償値Δｉq2との和を求めることにより、トルクリップル補償決定部３０１の演算結果を反映した後のｑ軸電流指令値ｉ^＊qが算出されている。そして、加算器２２２は、算出したｑ軸電流指令値ｉ^＊qをフィードバック制御部４００の減算器２２４に出力する。
ｉ^＊d ＝ ｉ^＊d0＋Δｉd1＋Δｉd2 ――（４８）
ｉ^＊q ＝ ｉ^＊q0＋Δｉq1＋Δｉq2 ――（４９）

上記減算器２２３には、加算器２２１からのｄ軸電流指令値ｉ^＊dに加えて、電動モータ９に実際に供給されている電流のｄ軸電流に換算した後のｄ軸電流検出値ｉdが３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９から入力されている。同様に、上記減算器２２４には、加算器２２２からのｑ軸電流指令値ｉ^＊qに加えて、電動モータ９に実際に供給されている電流のｑ軸電流に換算した後のｑ軸電流検出値ｉqが３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９から入力されている。
詳細にいえば、３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９には、上記Ｖ相電流検出器１８２及びＵ相電流検出器１８１によってそれぞれ検出されたＶ相電流検出値ｉv及びＵ相電流検出値ｉuが検出電流値補正部２５０（詳細は後述）を介して入力されている。さらに、この変換部２２９には、上記検出電流が流されているときでの上記電気角θreのsin値が正弦波ＲＯＭテーブル２３０から入力されている。この正弦波ＲＯＭテーブル２３０は、角度θとその角度θのsin値とを互いに関連付けて記憶しており、上記ロータ角度位置検出器２３５から電気角θreを入力したときにそのsin値を上記ｄ−ｑ／３相交流座標変換部２２７及び３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９に直ちに出力するようになっている。
そして、この３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９は、入力したＵ相電流検出値ｉu、Ｖ相電流検出値ｉv、及びsin値と、上述の（４６）及び（４７）式とを用いて、上記ｄ軸電流検出値ｉd（＝√２｛ｉv×sinθre−ｉu×sin（θre−２π／３）｝）及びｑ軸電流検出値ｉq（＝√２｛ｉv×cosθre−ｉu×cos（θre−２π／３）｝）を算出して対応する減算器２２３、２２４に出力する。

また、上記減算器２２３は、入力したｄ軸電流指令値ｉ^＊dとｄ軸電流検出値ｉdとを減算することにより、これらの入力値の偏差であるｄ軸電流偏差ｅd（＝ｉ^＊d−ｉd）を求めている。同様に、減算器２２４は、入力したｑ軸電流指令値ｉ^＊qとｑ軸電流検出値ｉqとを減算することにより、これらの入力値の偏差であるｑ軸電流偏差ｅq（＝ｉ^＊q−ｉq）を求めている。そして、これらの減算器２２３、２２４は、求めたｄ軸電流偏差ｅd及びｑ軸電流偏差ｅqをｄ軸電流ＰＩ制御部２２５及びｑ軸電流ＰＩ制御部２２６にそれぞれ出力する。
上記ｄ軸電流ＰＩ制御部２２５及びｑ軸電流ＰＩ制御部２２６は、次の（５０）及び（５１）式に、対応する減算器２２３、２２４からのｄ軸電流偏差ｅd及びｑ軸電流偏差ｅqをそれぞれ代入することにより、ｄ軸電圧指令値ｖ^＊d及びｑ軸電圧指令値ｖ^＊qを算出し、それら算出値をｄ−ｑ／３相交流座標変換部２２７に出力する。
ｖ^＊d ＝ Ｋp｛ｅd＋（１／Ｔi）∫（ｅd）dt｝ ――（５０）
ｖ^＊q ＝ Ｋp｛ｅq＋（１／Ｔi）∫（ｅq）dt｝ ――（５１）
但し、上記Ｋp及びＴiは、それぞれ比例ゲイン及び積分時間であり、モータ特性などに応じてｄ軸電流ＰＩ制御部２２５及びｑ軸電流ＰＩ制御部２２６に予め設定された値である。

上記ｄ−ｑ／３相交流座標変換部２２７には、非干渉化されたｄ軸電流ＰＩ制御部２２５からのｄ軸電圧指令値ｖ^＊d、ｑ軸電流ＰＩ制御部２２６からの非干渉化されたｑ軸電圧指令値ｖ^＊q、及び正弦波ＲＯＭテーブル２３０からのsin値が入力されている。そして、この変換部２２７は、次に示す（５２）及び（５３）式を用いて、ｄ−ｑ座標上の印加電圧指令値である上記ｄ軸電圧指令値ｖ^＊d及びｑ軸電圧指令値ｖ^＊qを、３相交流座標上の同指令値であるＵ相電圧指令値ｖ^＊uとＶ相電圧指令値ｖ^＊vとに変換して、上記３相ＰＷＭ生成回路（３相ＰＷＭ変調回路）１４０に出力する。また、この変換部２２７の出力値は符号反転加算器２２８に入力されるようになっており、この符号反転加算器２２８は下記の（５４）式を用いて、上記のＵ相電圧指令値ｖ^＊u及びＶ相電圧指令値ｖ^＊vからＷ相電圧指令値ｖ^＊wを求めて、３相ＰＷＭ生成回路１４０に出力する。
ｖ^＊u ＝ √（２／３）｛ｖ^＊d×cosθre−ｖ^＊q×sinθre｝ ――（５２）
ｖ^＊v ＝ √（２／３）｛ｖ^＊d×cos（θre−２π／３）−ｖ^＊q×sin（θre−２π／３）｝ ――（５３）
ｖ^＊w ＝ −ｖ^＊u−ｖ^＊v ――（５４）

上記３相ＰＷＭ生成回路１４０は、上記のＵ相電圧指令値ｖ^＊u、Ｖ相電圧指令値ｖ^＊v、及びＷ相電圧指令値ｖ^＊wにそれぞれ対応したデューティ比のＰＷＭ信号Ｓu、Ｓv、及びＳwを生成して、モータ駆動回路１５０に出力する。
上記モータ駆動回路１５０は、ＭＯＳＦＥＴなどの電力用スイッチング素子を用いたブリッジ回路を有するＰＷＭ電圧形インバータを含んだものであり、各スイッチング素子を上記ＰＷＭ信号Ｓu、Ｓv、及びＳwに従ってオン／オフ動作させることにより、電動モータ９のＵ相、Ｖ相、及びＷ相の各相コイル（図２６）にバッテリ１８０からの電圧が印加される。これにより、電動モータ９では、その各相コイルに電流が流れて、当該モータ９はその電流に応じたトルクＴmを生じ操舵補助力として上記操舵機構に付与する。また、このように電動モータ９が駆動されると、フィードバック制御部４００では、上記ｄ軸電流検出値ｉd及びｑ軸電流検出値ｉqがそれぞれｄ軸電流指令値ｉ^＊d及びｑ軸電流指令値ｉ^＊qに等しくなるように当該モータ９をフィードバック制御することで所望の操舵補助力にて操舵補助が行われる。

［５．１．４ 電流制御系の構成及びその周波数特性］
また、本実施形態では、図２７において、上記フィードバック制御部４００と、その制御対象の電動モータ９、及びモータ位置センサ１１２とにより、フィードバックループを有する上記電流制御系が構成されている。この電流制御系では、上記モータ９内に設置されたコイルのインピーダンスなどに規定される周波数特性を有している。また、電流制御系では、ｄ軸電流指令値ｉ^＊d及びｄ軸電流検出値ｉdをそれぞれ入力及び出力とするｄ軸電流のフィードバックループと、ｑ軸電流指令値ｉ^＊q及びｑ軸電流検出値ｉqをそれぞれ入力及び出力とするｑ軸電流のフィードバックループとのいずれの閉ループの場合も、その伝達関数に対するボード線図は、例えば図３０にて示されるものとなる。すなわち、この電流制御系では、実用的な周波数範囲において、周波数が増大するにつれて、図３０の実線に示すように、ゲインが１（ｄＢ＝０）から低下する。また、位相遅れは、同図に点線にて示すように、周波数が増大するにつれて、大きくなる。このような電流制御系の周波数特性の影響を抑えるために、上記トルクリップル補償決定部３０１では、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各部において、図３０に実線及び点線にて示したデータがテーブル化されて、後述の周波数特性マップとして保持されており、各部の出力補償値は、当該周波数特性に依存するゲイン低下及び位相遅れが極力生じないように補正されている。

［５．１．５ 磁界歪み補償部の構成及びその動作］
図２８は、図２７に示した磁界歪み補償部の具体的な構成例を示すブロック図である。図に示すように、上記磁界歪み補償部２１８には、周波数算出部２３６、ゲイン・位相決定部２３７、減算器２３８、磁界歪み補償値決定部２３９、振幅決定部２４０、修正率算出部２４１、及び乗算器２４２、２４３の機能ブロックが設定されており、マイコンがプログラムを実行することにより、上記ブロックは各々所定の演算処理を行うようになっている。また、上記周波数算出部２３６、ゲイン・位相決定部２３７、及び修正率算出部２４１が、電動モータ９（図２７）の回転速度に基づいて、上記電流制御系の周波数特性に依存するゲイン低下を補償するためのゲイン補償値を求めるゲイン補償演算手段を構成している。また、周波数算出部２３６とゲイン・位相決定部２３７とは、同モータ９の回転速度に基づいて、上記電流制御系の周波数特性に依存する位相遅れを補償するための位相補償値を求める位相補償演算手段を兼用している。

具体的にいえば、上記周波数算出部２３６は、ロータ角速度演算部２２０から電動モータ９の電気角換算の回転角速度である上記ロータ角速度ωreを入力している。そして、この周波数算出部２３６は、入力したロータ角速度ωreを次の（５５）式に代入することにより、モータ出力に表れる磁界歪みに起因するトルクリップルの周波数ｆを算出する。また、この周波数ｆは、電流高次成分歪みに起因するトルクリップルの基本周波数である。
ｆ ＝ Ｓ×ωre／（２π） ――（５５）
但し、Ｓは、電動モータ５内のスロット数である。

上記ゲイン・位相決定部２３７には、上記ボード線図（図３０）に示した上記電流制御系の周波数特性に対応した周波数特性マップ２３７ａ（すなわち、図３０に実線及び点線にて示した周波数とゲイン及び位相との関係を示すデータ）が保持されている。そして、このゲイン・位相決定部２３７は、周波数算出部２３６から上記周波数ｆを入力したときに、周波数特性マップ２３７ａを参照して、入力した周波数ｆに応じた電流制御系のゲインＧ及び位相差Δθeを求めて、修正率算出部２４１及び減算器２３８にそれぞれ出力する。また、上述のように、電流制御系では、周波数が増大するにつれて（つまり、ロータ角速度ωre、ひいては電動モータ９の回転速度が速くなるにつれて）、ゲインが１から低下し位相遅れが大きくなる。

上記減算器２３８は、上記ロータ角度位置検出器２３５（図２７）から電気角θreを入力するとともに、ゲイン・位相決定部２３７からの位相補償値としての位相差Δθeを入力しており、電気角θreから位相差Δθeを減算処理している。そして、減算器２３８は、その減算処理結果である修正電気角θmre（＝θre−Δθe）を磁界歪み補償値決定部２３９に出力する。このように、減算器２３８が、位相差Δθeを用いて、検出された電気角θreを修正することにより、上記電流制御系の周波数特性に依存する位相遅れを補償することができる。

上記磁界歪み補償値決定部２３９には、上記電気角と、ｄ軸電流及びｑ軸電流毎の磁界歪み補償電流成分の値との関係をテーブル化した磁界歪み補償マップ２３９ａが格納されており、この磁界歪み補償マップ２３９ａを参照することで、当該補償値決定部２３９は入力した修正電気角θmreに対応する磁界歪み用のｄ軸電流単位補償値Δｉd10及びｑ軸電流単位補償値Δｉq10を決定している。

以下、上記磁界歪み補償マップ２３９ａの作成方法について、具体的に説明する。
電動モータ９を無負荷運転したときに当該モータ９内に形成される磁界の歪み、つまり無負荷誘導起電力波形がその理想波形に歪みを生じている場合に、各相コイルに正弦波電流である電流ｉu、ｉv、ｉwを供給すると、そのモータ出力には磁界歪みに起因するトルクリップルが生じる。ここで、無負荷誘導起電力の各相コイルでの瞬時値ｅ0u、ｅ0v、ｅ0wが既知であれば、モータ５の出力トルクを一定値（例えば１［Ｎｍ］）とし上記磁界歪みに起因するトルクリップルを生じさせないような各相コイルの電流ｉ0u、ｉ0v、ｉ0wを決定することができる。例えば、上記出力トルクを一定値Ｔとしたときに、そのような各相コイルの電流ｉ0u、ｉ0v、ｉ0wは、次の（５６）、（５７）、及び（５８）式にてそれぞれ算出することができる。
ｉ0u ＝｛（ｅ0u−ｅ0v）＋（ｅ0u−ｅ0w）｝×Ｔ
／｛（ｅ0u−ｅ0v）²＋（ｅ0u−ｅ0w）²＋（ｅ0w−ｅ0v）²｝ ――（５６）
ｉ0v ＝ ｛Ｔ−（ｅ0u−ｅ0w）×ｉu｝／（ｅ0v−ｅ0w） ―――（５７）
ｉ0w ＝ ｛Ｔ−（ｅ0u−ｅ0v）×ｉu｝／（ｅ0w−ｅ0v） ―――（５８）
また、（５６）〜（５８）式で算出される各相コイルの電流ｉ0u、ｉ0v、ｉ0wを、電気角θを変数とする次の（５９）及び（６０）式によってｄ−ｑ座標上の値に変換することにより、上記磁界歪みに起因するトルクリップルを生じさせずに出力トルクを一定値Ｔとするようなｄ軸電流値ｉ0d及びｑ軸電流値ｉ0qを算出することができる。
ｉ0d ＝ √２｛ｉ0v×sinθ−ｉ0u×sin（θ−２π／３）｝ ――（５９）
ｉ0q ＝ √２｛ｉ0v×cosθ−ｉ0u×cos（θ−２π／３）｝ ――（６０）

上記のように、ｄ軸電流値ｉ0d及びｑ軸電流値ｉ0qを算出することができるので、磁界歪み補償マップ２３９ａを次のようにして作成することができる。
まず、図３１に示すように、電動モータ９の各相コイルでの無負荷誘導起電力（誘起電圧）について、そのモータ９の電気角の値が変化したときでの瞬時値ｅ0u、ｅ0v、ｅ0wの各実測データを取得しておく。そして、これらの各実測データを用いて、モータ９が上記磁界歪みに起因するトルクリップルを生じさせることなく単位トルク（１［Ｎｍ］）を出力するのに必要なｄ軸電流値ｉ0d1及びｑ軸電流値ｉ0q1を上述の（５６）〜（６０）式により求める。さらに、無負荷誘導起電力波形が歪んでいない場合に当該モータ９が上記単位トルクを出力するのに必要なｄ軸電流値ｉ0d2及びｑ軸電流値ｉ0q2を求める（尚、この場合では、出力トルクはｑ軸電流に比例し、ｄ軸電流は“０”とすればよいので、これらｄ軸電流値ｉ0d2及びｑ軸電流値ｉ0q2は上述の各実測データに所定演算を行うことにより容易に求めることができる。）。そして、電気角の値毎に、上記ｄ軸電流値ｉ0d1とｄ軸電流値ｉ0d2との差を求めて上述のｄ軸電流単位補償値Δｉd10（＝ｉ0d1−ｉ0d2）とし、かつ上記ｑ軸電流値ｉ0q1とｑ軸電流値ｉ0q2との差を求めて上述のｑ軸電流単位補償値Δｉq10（＝ｉ0q1−ｉ0q2）として、これらの電気角とｄ軸電流単位補償値Δｉd10及びｑ軸電流単位補償値Δｉq10とを対応付ければよい。この結果、例えば図３２に示すように、電気角と、この電気角に応じたｄ軸電流及びｑ軸電流に変換した後の磁界歪みを抑制可能な電流成分である上記磁界歪み補償電流成分の値とを示す電流波形を得ることができ、これらのデータを対応付けたテーブルを磁界歪み補償マップ２３９ａとして作成することができる。

上記磁界歪み補償値決定部２３９は、上述のように作成された磁界歪み補償マップ２３９ａを参照することにより、減算器２３８から入力した修正電気角θmreに対応するｄ軸電流単位補償値Δｉd10及びｑ軸電流単位補償値Δｉq10を決定し、振幅決定部２４０に出力する。
上記振幅決定部２４０には、磁界歪み補償値決定部２３９からのｄ軸電流単位補償値Δｉd10及びｑ軸電流単位補償値Δｉq10に加えて、加算器２１７（図２７）からの所望の操舵補助力に相当するｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0が入力されている。そして、振幅決定部２４０は、入力したｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を基に単位トルク当たりのｄ軸電流単位補償値Δｉd10及びｑ軸電流単位補償値Δｉq10に対する乗算値を決定し、それらの乗算処理を行うことにより、上記所望の操舵補助力に応じたｄ軸電流補償値Δｉd11及びｑ軸電流補償値Δｉq11を求めている。振幅決定部２４０は、求めたｄ軸電流補償値Δｉd11及びｑ軸電流補償値Δｉq11を乗算器２４２及び２４３にそれぞれ出力する。

また、上記修正率算出部２４１には、ゲイン・位相決定部２３７が決定した上記電流制御系のゲインＧが入力されており、この修正率算出部２４１は当該ゲインＧの逆数１／Ｇを算出し上述のゲイン補償値としての修正率Ｒmを求める。そして、修正率算出部２４１は、修正率Ｒmを乗算器２４２及び２４３に出力する。
上記乗算器２４２は、振幅決定部２４０からのｄ軸電流補償値Δｉd11に修正率算出部２４１からの修正率Ｒmを乗じることにより、上記磁界歪み補償用のｄ軸電流補償値Δｉd1を求めて加算器２２１（図２７）に出力する。同様に、乗算器２４３は、振幅決定部２４０からのｑ軸電流補償値Δｉq11に修正率算出部４１からの修正率Ｒmを乗じることにより、上記磁界歪み補償用のｑ軸電流補償値Δｉq1を求めて加算器２２２（図２７）に出力する。このように、乗算器２４２及び２４３が、修正率Ｒmを用いて、ｄ軸電流補償値Δｉd11及びｑ軸電流補償値Δｉq11を修正することにより、上記電流制御系の周波数特性に依存するゲイン低下を補償することができる。

［５．１．６ 電流高次歪み補償部の構成及びその動作］
図２９は、図２７に示した電流高次歪み補償部の具体的な構成例を示すブロック図である。図に示すように、電流高次歪み補償部２１９には、周波数算出部２３６、ゲイン・位相決定部２３７、減算器２３８、修正率算出部２４１、電流高次歪み補償値決定部２４４、及び乗算器２４５、２４６の機能ブロックが設定されており、マイコンがプログラムを実行することにより、上記ブロックは各々所定の演算処理を行うようになっている。また、これらの機能ブロックのうち、周波数算出部２３６、ゲイン・位相決定部２３７、減算器２３８、及び修正率算出部２４１は、上記磁界歪み補償部２１８のものと同一演算処理を実施するよう構成されており、上記電流制御系の周波数特性に依存する位相遅れ及びゲイン低下を補償するための位相補償値Δθe及びゲイン補償値Ｒmを算出するようになっている。

上記電流高次歪み補償値決定部２４４は、上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0と、所定の高次成分として例えば５次、７次、１１次、及び１３次成分の各１次成分に対するゲインとの関係をテーブル化した電流高次歪み補償マップ２４４ａ、及び上記所定の高次成分とこれらの各高次成分における１次成分に対する位相ずれを補償するための修正値との関係をテーブル化した位相修正マップ２４４ｂを保持している。そして、この電流高次歪み補償値決定部２４４は、減算器２３８から上記修正電気角θmre及び加算器２１７（図２７）からｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を入力したときに、電流高次歪み補償マップ２４４ａ及び位相修正マップ２４４ｂを参照することにより、電流高次歪み用のｄ軸電流基本補償値Δｉd21及びｑ軸電流基本補償値Δｉq21を決定している。

ここで、電流高次歪み補償マップ２４４ａ及び位相修正マップ２４４ｂの作成方法について、具体的に説明する。電動モータ９では、モータ駆動回路１５０（図２７）がバッテリ１８０からの直流をチョッパすることで正弦波状の交流を各相コイルに与えていたり、同駆動回路１５０内の上記ブリッジ回路を構成する各スイッチング素子での短絡を防ぐために微少なデッドタイムを設けて、これらのスイッチング素子を駆動しているなどの要因によって、各相コイルを流れる電流では正弦波（基本波）電流成分に第５、第７、第１１、及び第１３高調波等の高調波電流成分が重畳している。それ故、各相コイルを流れる電流の実測データを予め取得するとともに、その取得した電流値に重畳する高次成分の各実測値を把握し、それらの各高次成分の実測値に基づいて上記加算器２２１、２２２での加算処理で各高次成分の電流が相殺されるようｄ−ｑ座標に変換した後の高次成分毎の補償値を決定すればよい。すなわち、上記ｄ軸電流基本補償値Δｉd21及びｑ軸電流基本補償値Δｉq21は、下記の（６１）及び（６２）式にてそれぞれ示すように、第５次成分の電流を打ち消すための補償値Δｉd2-5、Δｉq2-5と、第７次成分の電流を打ち消すための補償値Δｉd2-7、Δｉq2-7と、第１１次成分の電流を打ち消すための補償値Δｉd2-11、Δｉq2-11と、第１３次成分の電流を打ち消すための補償値Δｉd2-13、Δｉq2-13とに分けることができる。 Δｉd21 ＝ Δｉd2-5＋Δｉd2-7＋Δｉd2-11＋Δｉd2-13 ―――（６１）
Δｉq21 ＝ Δｉq2-5＋Δｉq2-7＋Δｉq2-11＋Δｉq2-13 ―――（６２）

また、上記所定の電流高次成分の各重畳割合は、所望の操舵補助力であるモータ負荷（出力トルク）、つまり上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0に応じて変化するものであり、各高次成分の電流位相もまたｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0に応じて１次成分の電流位相に対しずれを生じる。さらに、第５次及び第７次の電流高次成分は、電動モータ９の出力トルクでは第６次のトルク高次成分として表れることから、上記第５次電流用の補償値Δｉd2-5、Δｉq2-5及び第７次電流用の補償値Δｉd2-7、Δｉq2-7は、次の（６３）〜（６６）式でそれぞれ示される。
Δｉd2-5 ＝ ｉ5（ｉ^＊q0）×sin［６｛θre＋θ5（ｉ^＊q0）｝］ ―――（６３）
Δｉq2-5 ＝ ｉ5（ｉ^＊q0）×cos［６｛θre＋θ5（ｉ^＊q0）｝］ ―――（６４）
Δｉd2-7 ＝ ｉ7（ｉ^＊q0）×sin［６｛θre＋θ7（ｉ^＊q0）｝］ ―――（６５）
Δｉq2-7 ＝ −ｉ7（ｉ^＊q0）×cos［６｛θre＋θ7（ｉ^＊q0）｝］―――（６６）
また、第１１次及び第１３次の電流高次成分は、電動モータ９の出力トルクでは第１２次のトルク高次成分として表れることから、上記第１１次電流用の補償値Δｉd2-11、Δｉq2-11及び第１３次電流用の補償値Δｉd2-13、Δｉq2-13は、次の（６７）〜（７０）式で示される。
Δｉd2-11 ＝ ｉ11（ｉ^＊q0）×sin［１２｛θre＋θ11（ｉ^＊q0）｝］――（６７）
Δｉq2-11 ＝ ｉ11（ｉ^＊q0）×cos［１２｛θre＋θ11（ｉ^＊q0）｝］――（６８）
Δｉd2-13 ＝ ｉ13（ｉ^＊q0）×sin［１２｛θre＋θ13（ｉ^＊q0）｝］――（６９）
Δｉq2-13 ＝ −ｉ13（ｉ^＊q0）×cos［１２｛θre＋θ13（ｉ^＊q0）｝］―（７０）

上記の（６３）〜（７０）式を用いることにより、第５、第７、第１１、及び第１３次電流用の各補償値をｄ軸電流及びｑ軸電流毎に算出することができるので、電流高次歪み補償マップ２４４ａ及び位相修正マップ２４４ｂを次のようにして作成することができる。
まず、電動モータ９の出力トルクが変化するようにその供給電流を変化させた場合での各電流高次成分における１次成分（基本波）に対する電流高次成分ゲインについて、その実測データを取得する。これにより、例えば図３４に示すように、各電流高次成分毎のｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0と電流高次ゲインとの関係を示すグラフを得ることができる。尚、この図において、各高次電流成分での４個のプロットは、電動モータ９での出力トルクを示しており、図の左から右側に向かって順に同出力トルクが１．０、２．０、３．０、及び４．０［Ｎｍ］の場合を示している。そして、作成したグラフに基づいて、例えば第５次電流成分の振幅に相当する上記（６３）及び（６４）式でのｉ5（ｉ^＊q0）の値と、ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0の値とを対応付けたテーブルを電流高次歪み補償マップ２４４ａとして作成することができる。
また、上記のように、出力トルク（モータ負荷）を変化させた場合でのモータ供給電流の測定波形に基づいて、その電流波形に含まれた基本波に対する各高次成分波の位相ずれの実測データを取得する。そして、その取得データを基に上記位相ずれを解消するための修正値、例えば第５次電流成分での修正値として上記（６３）及び（６４）式でのθ5（ｉ^＊q0）を決定することができる。そして、この決定した修正値と、ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0の値とを対応付けたテーブルを位相修正マップ２４４ｂとして作成することができる。

そして、電流高次歪み補償値決定部２４４は、ゲイン・位相決定部２３７からの位相補償値Δθeにて修正された修正電気角θmreが減算器２３８から入力され、かつ加算器２１７（図２７）からｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0が入力されると、上述のように作成された電流高次歪み補償マップ２４４ａ及び位相修正マップ２４４ｂを参照することにより、入力した修正電気角θmre及びｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0に対応するｄ軸電流基本補償値Δｉd21及びｑ軸電流基本補償値Δｉq21を決定する。そして、電流高次歪み補償値決定部２４４は、ｄ軸電流基本補償値Δｉd21及びｑ軸電流基本補償値Δｉq21を乗算器２４５及び２４６にそれぞれ出力して、これらの乗算器２４５及び２４６にて修正率算出部２４１からのゲイン補償値Ｒmが乗算されて、電流高次歪み用のｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq2として対応する加算器２２１、２２２に出力される。

以上のように構成された本実施形態では、電流高次歪み補償部（トルクリップル補償決定手段）２１９が上記修正電気角θmre（回転位置情報）とｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0（目標電流値）とを用いて、上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0にて指令される電流が電動モータ９の各相コイルに供給されたときに、そのモータ９を流れる電流の第５、第７、第１１、及び第１３次成分によって発生するトルクリップルを予期して、予期したトルクリップルが打ち消されるように当該ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を変更するための電流高次歪み用のｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq2を決定している。また、磁界歪み補償部（トルクリップル補償決定手段）２１８が上記修正電気角θmreとｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0とを用いて、上記ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0にて指令される電流が電動モータ９の各相コイルに供給されたときに、当該モータ９内の磁界の歪みに起因してモータ出力トルクに表れるトルクリップルを予期して、予期したトルクリップルが抑制されるように当該ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を変更するための磁界歪み用のｄ軸電流補償値Δｉd1及びｑ軸電流補償値Δｉq1を決定している。そして、加算器２２１及び２２２（補正手段）が、上述の（４８）及び（４９）式に示したように、決定されたｄ軸電流補償値Δｉd1とｄ軸電流補償値Δｉd2及びｑ軸電流補償値Δｉq1とｑ軸電流補償値Δｉq2とを用いて、対応するｄ軸電流及びｑ軸電流の指令値を変更し、フィードバック制御部（フィードバック制御手段）４００がこれら変更された指令値に基づき電動モータ９を駆動している。この結果、上記目標電流値に基づく電流がモータ９に流されたときに、電流高次成分に起因するトルクリップル及び磁界歪みに起因するトルクリップルを抑制することができ、これらリップルによる操舵フィーリング低下を防ぐことができる。

また、本実施形態では、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各部において、周波数算出部２３６、ゲイン・位相決定部２３７、及び修正率算出部２４１からなるゲイン補償演算手段が設けられ、この演算手段が算出したゲイン補償値（修正率Ｒm）により、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各出力値が補正されている。これにより、上記電流制御系の周波数特性に従って、そのモータを流れる電流のゲインがモータ回転速度の増加に応じて低下するのを補償することができ、当該ゲイン低下に伴って操舵フィーリングが低下するのを抑制することができる。

また、本実施形態では、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各部において、周波数算出部２３６及びゲイン・位相決定部２３７からなる位相補償演算手段が設けられ、この演算手段が算出した位相補償値（位相差Δθe）により、検出された電気角θreが修正されて、上記電流制御系の周波数特性に依存する位相遅れが補償されている。これにより、電動モータ９の回転速度が変化したときでも、モータ９での供給電流が上記電流制御系の周波数特性に従って、誘起電圧に対する位相遅れが発生するのを補償することができ、当該位相遅れに伴う操舵フィーリング低下を抑制することができる。

ここで、電動モータの具体的な出力トルクを示す図３５を参照して、上記トルクリップル補償決定手段の効果について具体的に説明する。
フィードバック制御部４００が、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各出力値を用いずに上述の（４８）及び（４９）式での各第１項で示したｄ軸基本電流指令値ｉ^＊d0及びｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0を用いて電動モータ９を駆動したときには、図３５の一点鎖線にて示すように、そのモータ出力トルクには大きいトルクリップルが表れて大幅に変動した。
また、フィードバック制御部４００が、磁界歪み補償部２１８の出力値を用いたとき、つまり上記（４８）及び（４９）式での各第１及び第２項の和で指定される目標電流値を用いて電動モータ９を駆動したときには、そのモータ出力トルクのうち磁界歪みに起因するリップル分が排除されて、当該トルクの検出波形は同図の点線に示されるものとなった。

さらに、フィードバック制御部４００が、磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９の各出力値を用いたとき、つまり上記（４８）及び（４９）式での各第１〜第３項の和で指定される目標電流値を用いて電動モータ５を駆動したときには、上記磁界歪みに起因するリップル分に加え、上記第５、第７、第１１、及び第１３次電流成分に起因するリップル分も取り除かれる。詳細には、モータ出力トルクから上記（６３）〜（６６）式にて求められる第６次のリップル分及び上記（６７）〜（７０）式にて求められる第１２次のリップル分が排除されて、当該トルクの検出波形は同図の実線に示すように、変動が極めて少ない安定したものとなった。すなわち、本実施形態では、図３４に示したように、ｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0（所望の操舵補助力を発生するためのモータ負荷）が大きくなるにつれて、その電動モータ９を流れる電流に電流高次成分が重畳し易く、その重畳した電流高次成分に起因するトルクリップル分も増大して操舵フィーリングの低下を生じ易い装置において、上記トルクリップル分を大きく減衰させることができる。この結果、比較的大きいアシスト力で操舵補助を行う必要があるステアリング操作、例えば停止中の車両において、操向車輪のタイヤ角を変更する据え切り操作などのアシスト操作を安定した状態で行わせることができる。

なお、上記の説明では、所定の電流高次成分として、第５、第７、第１１、及び第１３次成分に起因するトルクリップルを打ち消すための補償値を決定する構成について説明したが、これに限定されるものではなく、基本波（１次成分）に対し重畳され易い高調波電流成分、例えば図３４に示したように第５次及び第７次電流成分を補償（相殺）するための補償値を決定する構成でもよい。
また、上記の説明では、トルクリップル補償決定部３０１の磁界歪み補償部２１８及び電流高次歪み補償部２１９内に一部の機能ブロックを共用した上記ゲイン補償演算手段と位相補償演算手段とを設けた場合について説明したが、これに限定されるものではない。例えば上記の演算手段をトルクリップル補償決定部３０１の各補償部２１８、２１９内に設けることなく、当該補償決定部３０１とフィードバック制御部４００との間に配置し、各補償部２１８、２１９がロータ角度位置検出器２３５からの電気角θreと、加算器２２２からのｑ軸基本電流指令値ｉ^＊q0とを用いて磁界歪み用及び電流高次歪み用の補償値をそれぞれ決定し、これらの決定値を上記ゲイン補償演算手段が求めたゲイン補償値と位相補償演算手段が求めた位相補償値とで補正してフィードバック制御部４００に指令値として入力させる構成でもよい。

また、上記の説明では、例えば電流高次歪み補償値決定部２４４内に電流高次歪み補償マップ２４４ａを格納する構成について説明したが、上記（６１）〜（７０）式に示した数式をマイコン内に記憶させ、同決定部２４４がこれらの数式を用いて演算することで補償値を決定する構成でもよい。
また、上記の説明では、電動モータ９に３相ブラシレスモータを使用した場合について説明したが、これに限定されるものではなく、３相以外の相数のブラシレスモータやブラシ付きの直流モータなどの他の形式のモータを使用した装置にも適用することができる。

［５．２ 不感帯幅］
［５．２．１ 不感帯に関する考察］
ここでは、操舵トルクの０を中点とする所定範囲において電動モータを駆動しない領域である不感帯について説明する。
前記特許文献１３には、操舵速度等の条件によって、不感帯の幅を変更する電動パワーステアリング装置が提案されている。
上述した従来の電動パワーステアリング装置では、アシスト特性（操舵補助特性；操舵トルクとアシストトルク（モータ電流）との関係）における不感帯の幅、及び不感帯とアシスト（操舵補助）領域との境界部での傾きの設定に関して、知見が不十分であった。

本発明者らは、不感帯の幅が小さ過ぎると、直進走行時にふらつき易くなり、大き過ぎると、各部で発生する摩擦を感じるようになり、操舵フィーリングが著しく悪くなるという問題を見出した。また、不感帯からアシスト領域への境界におけるアシスト特性の傾きが大き過ぎると、アシスト開始時のトルク変動がコツンという感じでハンドルに伝わり易く、小さ過ぎると、上記同様、摩擦による操舵フィーリングの悪化が顕著になるという問題も見出した。これらは、電動モータ軸周りの摩擦トルク（ロストルク）が、アシスト時及び非アシスト時において、どのように操舵フィーリングに影響するかが不明であった為に起きる問題である。

直進走行時にふらつかず、摩擦感が無く、操舵フィーリングを良くするには、次の構成を採用できる。
すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、操舵部材に接続された上部軸（入力軸２２）と、舵取機構（ステアリングギヤ３）に伝動軸（例えばユニバーサルジョイントを介して上端が下部軸に、下端が舵取機構に回動可能に結合された軸）により結合された下部軸（出力軸２４）とが連結軸（例えばトーションバ２３）により連結され、電動モータが歯車機構（減速機８）により前記下部軸（出力軸２４）に連結され、前記操舵部材に加えられた左右の操舵トルクを前記連結軸の捩れに基づき検出し、検出した操舵トルクに応じて前記電動モータを駆動して、操舵補助トルクを前記下部軸に与えると共に、前記操舵トルクの０を中点とする所定範囲を、前記電動モータを駆動しない不感帯とする電動パワーステアリング装置において、前記不感帯の片側幅は、前記舵取機構で生じる摩擦トルクと、前記下部軸及び伝動軸で生じる摩擦トルクとの合計以下に設定してあることを特徴とする。この場合、直進走行時にふらつかず、摩擦感が無く、操舵フィーリングが良い電動パワーステアリング装置を実現することが出来る。

また、アシスト開始時のトルク変動が衝撃とならず、摩擦感が無く、操舵フィーリングを良くするには、次の構成を採用できる。すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、前記操舵トルクが前記片側幅と前記電動モータ及び歯車機構で生じるロストルクとの合計と一致するときの操舵補助トルクは、前記ロストルク以下に設定してあることを特徴とする。この場合、アシスト開始時のトルク変動が衝撃とならず、摩擦感が無く、操舵フィーリングが良い電動パワーステアリングを実現することが出来る。

［５．２．２ 不感帯に関する好ましい実施の形態］
トルクセンサ７で検出された操舵トルクＴｓを受け取った目標電流演算部１２４は、アシストマップと呼ばれる、操舵トルクと目標電流値とを対応づけるテーブルを参照して、操舵トルクＴｓ等に基づいて、モータ９に流すべき目標電流値Ｉｔを決定する。
目標電流演算部１２４（モータ制御部１２０）のアシストマップでは、図３６で示すように、操舵トルク信号Ｔｓが所定の不感帯を超えると、操舵トルク信号Ｔｓの増加に従って目標電流値Ｉｔが比例的に増加し、さらに操舵トルク信号Ｔが所定値以上になると目標電流値Ｉｔが飽和するような関数が、車速検出信号Ｖｓ（Ｖｓ：Ｖ１，Ｖ２，Ｖ３）に応じて可変的に定められている。但し、Ｖｌ＜Ｖ２＜Ｖ３…である。前記関数は車速検出信号Ｖｌ，Ｖ２，Ｖ３…が大となるに従って操舵トルク信号Ｔに対する目標電流値Ｉｔの比が小となると共に、目標電流値Ｉｔの飽和値が小となるようになっている。目標電流演算部１２４が定めた目標電流値Ｉｔは前記加算器２１７へ与えられる。

図３７は、図１に示す電動パワーステアリング装置を模式的に簡略化して示す模式図である。この電動パワーステアリング装置は、操舵部材１（ハンドル）に接続された上部軸（入力軸）２２が、下部軸（出力軸）２４とトーションバー２３（連結軸）により連結され、出力軸２４は、伝動軸２９により舵取機構（ステアリングギヤ）３に結合されている。入力軸２２、出力軸２４及びトーションバー２３は、操舵軸３３を構成する。入力軸２２は、その上部及び下部で軸受２２ａ，２２ｂにより支持され、出力軸２４は、その上部及び下部で軸受２４ａ，２４ｂにより支持されている。電動モータ９が、減速機８１，８２を介して、出力軸に連結されている。減速機の駆動歯車８２は、２つの軸受８２ａ，８２ｂにより支持されている。

伝動軸２９は、２つのユニバーサルジョイント２９ａ，２９ｂにより、上端が出力軸２４に、下端がステアリングギヤ３のピニオン軸３１にそれぞれ回動自在に結合されている。ピニオン軸３１は、２つの軸受３１ａ，３１ｂにより支持され、ピニオン歯３５がラック歯３６と噛合している。ラック軸３２は、軸受３２ａにより支持され、両端（図３７では一端のみ図示）には、タイロッド４ａの一端が回動自在に連結され、タイロッド４ａの他端には、ナックルアーム４ｂの一端が回動自在に連結されている。ナックルアーム４ｂの他端は、図示しない車輪の軸に回動自在に連結されている。前記舵取機構は、主にステアリングギヤ３によって構成されるが、その他に、タイロッド４ａ及びナックルアーム４ｂも含まれる。

前記アシストマップの操舵トルク信号Ｔｓ−目標電流値Ｉｔ（アシストトルク）の特性は、上述した他、不感帯の片側幅Ｔｄを、Ｔｄ≦Ｔfl＋Ｔf2（操舵軸周り換算）に設定している。
ここで、Ｔflは、舵取機構（ステアリングギヤ３）３４全体の摩擦トルク、Ｔf2は、出力軸２４、伝動軸２９及びユニバーサルジョイント２９ａ，２９ｂの摩擦トルクである（図３７参照）。

また、アシストマップの操舵トルク信号Ｔｓ−目標電流値Ｉｔ（アシストトルク）の特性は、図３８の特性図に示すように、操舵トルクＴｈがＴｈ＝Ｔｄ＋Ｔf3であるとき、アシストトルクＴａは、Ｔａ≦Ｔf3（操舵軸周り換算）となるように設定してある。ここで、Ｔf3は、減速機８周りの摩擦トルクを含む電動モータ９軸周りのロストルクである（図３７参照）。

上述したＴfl，Ｔf2，Ｔf3（操舵軸周り換算）は、例えば、Ｔfl≦０．６Ｎｍ，Ｔf2≦
０．３Ｎｍ，Ｔf3≦０．５Ｎｍに設定できる。また、従来、Ｔｄ＝１．０〜１．７Ｎｍであった。以上のように設定することにより、この電動パワーステアリング装置は、電動モータ９軸周りのロストルクＴf3を引き摺ることなく、また、操舵トルクがタイヤ（車輪）に伝わるトルク値（Ｔfl＋Ｔf2）に達し始める前（Ｔf3の範囲内）に、アシストが開始される。その為、この電動パワーステアリング装置では、アシスト開始時のトルク変動が滑らかであり、直進走行時にふらつかず、摩擦感が無く、操舵フィーリングが良い。

［５．３ 位相補償部］
［５．３．１ 位相補償特性に関する考察］
電動パワーステアリング装置では、典型的には比例積分器により、トルクセンサからのトルク検出信号が示す操舵トルクに基づき設定される目標の電流が電動モータに流れるように電流制御（フィードバック制御）が行われる。

この比例積分器の比例ゲインおよび積分ゲイン（以下、ＰＩゲインという）の値は、システム全体の応答性を上げるためには高い方が望ましい。しかし、電動パワーステアリング装置は、操舵トルクの検出のためにステアリングシャフトに介装されるトーションバーをバネ要素とし電動モータを慣性要素とする機械的な共振系を含んでいるため、上記ＰＩゲインの値を高くしすぎると、その共振系の共振周波数すなわち電動パワーステアリング装置における機械系固有振動周波数の近傍（具体的には１０〜２５Ｈｚ近傍）でシステムが不安定（振動的）となりやすくなる。

このため、ＰＩゲインの値はあまり高く設定することなくシステム全体の応答性を犠牲にしてシステムを安定化し、さらに実用周波数帯域における位相特性を改善するために、位相補償器が設けられている。具体的には、トルクセンサからのトルク検出信号が位相補償器に与えられ、位相補償器によりトルク検出信号の位相が進められることにより実用周波数帯域におけるシステム全体の応答性が向上する。

ここで、位相補償器は、システムが振動系にならないように、共振周波数におけるゲインを低下させるように特性が設定される。したがって、位相補償器の特性を設定する際には、ゲインの高い据え切りアシスト特性に合わせて共振周波数における減衰を高くする必要がある。しかし、位相補償器の特性として、共振周波数における減衰を高くすると、共振周波数を中心として広い周波数域において減衰が高くなり、必然的に低周波域での減衰が高くなり、低周波域での位相遅れが大きくなる。

減衰の高い位相補償器を採用することにより据え切り時の振動の発生は防止できるが、逆に走行中においては、低周波域での位相遅れが大きいためハンドル中立付近の低負荷領域で操舵フィーリングが鈍りフワフワした感じが生じ、特に車速が高くなったときに顕著となる。しかも、この問題は、摩擦を低減した高効率の電動パワーステアリング装置では一層顕著になる。

特許文献１４には、ソフトウェアで構成したソフト位相補償手段を備えた電動パワーステアリング装置が記載されている。この位相補償手段は、車速をパラメータにして、高速、中速、低速のときの位相補償手段の特性を異ならせたものである。しかし、特許文献１４のものは、単に車速に応じて特性を異ならせているだけで、据え切りと走行中とを区別しておらず、位相補償器の特性を据え切りアシスト特性に合わせたときの上記問題を解消していない。
すなわち、位相補償器によって据え切り時の振動を抑えると、位相遅れによって走行中における操舵フィーリングのフワフワ感が生じる。

操舵フィーリングのフワフワ感を抑えるには、次の構成を採用できる。
すなわち、好ましい、電動パワーステアリング装置は、操舵トルクに応じた操舵補助力を電動モータによって発生させる電動パワーステアリング装置において、操舵トルクを検出するトルクセンサと、トルクセンサの出力から前記電動モータの制御目標値を生成する際に作用する位相補償手段と、操舵が車両走行中に行われた場合と、据え切りの場合と、における前記位相補償手段の特性を異ならせる手段と、を備えていることを特徴とする。

据え切りと走行中の操舵とを区別して、これらの場合における位相補償手段の特性を異ならせることで、据え切り用の特性として振動が発生しないように走行中の特性よりも低周波域における減衰を比較的高くしても、走行中の操舵用の特性として低周波域における減衰を比較的小さくすることができ、走行中における操舵のフワフワ感を低減できる。

また、前記位相補償手段として、車両走行中用の第１位相補償器と、据え切り用の第２位相補償器と、をそれぞれ備え、車両が走行している場合には前記第１位相補償器を介して制御目標値が生成され、据え切りの場合には前記第２位相補償器を介して制御目標値が生成されるように各位相補償器を切り替える手段を備えているのが好ましい。走行中操舵と据え切りとで位相補償器を切り替えることで、簡単に、適切な操舵フィーリングが得られる。

前記位相補償手段は、下記の式の伝達関数Ｇｃ（ｓ）で表されるものであり、当該伝達関数Ｇｃ（ｓ）のパラメータζ_２及びω_２は、当該電動パワーステアリング装置のトルク開ループ伝達関数のゲイン特性において機械系固有振動と前記モータの逆起電力とに基づき表れるピークを低減又は打ち消すような値に設定されているのが好ましい。
Ｇ_Ｃ（ｓ）＝（ｓ^２＋２ζ_２ω_２ｓ＋ω_２ ^２）／（ｓ^２＋２ζ_１ω_１ｓ＋ω_１ ^２） ・・（７１）
ここで、ζ_１は、補償後の減衰係数、ζ_２は被補償系の減衰係数、ω_１は補償後の自然角周波数、ω_２は被補償系の自然角周波数で、前記Ｇ_Ｃ（ｓ）のパラメータである。

上記の場合、トルク開ループ伝達関数のゲイン特性において機械系固有振動とモータの逆起電力とに基づき現れるピークが位相補償手段によって低減または打ち消されることで、安定性を確保しつつ応答性を改善することが可能となる。なお、当該位相補償手段の入出力定常ゲインを１とすべく、下記式のように、Ｇ_Ｃ（ｓ）においてゲイン補正係数としてω_１ ^２／ω_２ ^２を乗じた形態をとることもできる。
Ｇ_Ｃ（ｓ）＝ω_１ ^２（ｓ^２＋２ζ_２ω_２ｓ＋ω_２ ^２）／｛ω_２ ^２（ｓ^２＋２ζ_１ω_１ｓ＋ω_１ ^２）｝
・・（７２）

さらに、位相補償手段の前記伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）のパラメータζ_１及びζ_２は、下記の式を満たすように設定されているのが好ましい。
２^−１／２≦ζ_１≦１ ・・（７３）
０＜ζ_２＜２^−１／２ ・・（７４）
この場合、被補償系の減衰係数となるべきパラメータζ_２が０＜ζ_２＜２^−１／２から選定されるので、十分な位相補償を行うことができ、補償後の減衰係数となるべきパラメータζ_１が２^−１／２≦ζ_１≦１の範囲から選定されるので、位相補償により安定性を確保しつつ応答性を改善することができる。

前記位相補償手段の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）のパラメータω_１およびω_２は、下記の式を満たし、かつ、前記トルク開ループ伝達関数のゲイン特性における前記ピークの周波数をｆ_Ｐとしたときに共に２π×ｆ_Ｐ近傍の値となるように設定されているのが好ましい。
ω_１＝ω_２ ・・（７５）

ω_１＝ω_２とすることで、位相補償の設計パラメータが１つ削減され、かつ補償後の自然角周波数となるべきパラメータω_１が２π×ｆ_Ｐ近傍の値となることで機械系固有振動による不安定化が防止されるので、位相補償の設計を簡易化しつつ制御系の更なる安定化を図ると共に応答性を改善することができる。

前記位相補償手段の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）のパラメータω_１は、下記の式を満たすように設定されているのが好ましい。
ω_１＜ω_ｍ ・・（７６）
ここで、ω_ｍは、前記機械系固有振動の角周波数である。
補償後の自然角周波数となるべきパラメータω_１が機械系固有振動の角周波数ω_ｍよりも小さいので、機械系の固有振動による制御系の不安定化が防止され、より確実に安定を保持しつつ応答性を改善することが可能となる。

［５．３．２ 位相補償手段の好ましい実施の形態］
まず、位相補償設計のための基礎的検討について説明する。
電動パワーステアリング装置の制御設計における位相補償に関する記述の従来技術は、機械的な共振周波数である機械系固有振動周波数のピーク（以下「機械系ピーク」という）を補償するものとして提案されているが、これにはモータによる逆起電力の影響が考慮されていない。すなわち、電動パワーステアリング装置のシステムとしてのゲイン特性すなわちトルク開ループ伝達関数のゲイン特性におけるピーク（以下「システムピーク」という）が機械系のピークであるとみなされていた。しかし、下記のシミュレーションを行った結果、モータにおける逆起電力がシステムの特性に与えている影響は大きいものであり、機械系ピークとシステム全体のピーク（システムピーク）とは別の周波数であることが判明した。

このことについて図３９を参照しつつ説明する。なお、トルク開ループ伝達関数とは、モータ９が発生すべきトルクの目標値を入力とし、舵角を（例えばハンドルを中立位置に）固定した状態でモータが実際に発生するトルク（以下「モータトルク」という）を出力とする伝達関数をいう。そして、モータ９が発生すべきトルクの目標値は電流制御系における電流目標値に対応し、モータトルクはモータに実際に流れる電流に対応するので、トルク開ループ伝達関数は、舵角を固定した状態の電動パワーステアリング装置において電流目標値を入力とし実際にモータに流れる電流を出力とする伝達関数に相当する。

図３９は、ブラシレスモータを用いた電動パワーステアリング装置のトルク開ループ伝達関数のボード線図（ゲイン特性図および位相特性図）をシミュレーション（数値実験）により求めたものであって、同モータｄ軸およびｑ軸電流制御系において非干渉化をおこなった場合と非干渉化をおこなわなかった場合とについてのボード線図を示している。非干渉化をおこなうことにより、逆起電力による影響を取り除き、機械系の特性を得ることができる。なお、このシミュレーションの際の条件は下記の通りである。

モータ出力側の慣性： Ｉｍ＝７．８９×１０^−５［Ｎ・ｍ・ｓ^２／ｒａｄ］
モータ出力側の粘性： Ｃｍ＝１．３９×１０^−３［Ｎ・ｍ・ｓ／ｒａｄ］
減速器の減速比： ｎ＝９．７
トーションバーの弾性： Ｋ＝１６２．９５［Ｎ・ｍ／ｒａｄ］
モータのトルク定数： Ｋ_Ｔ＝５．１２×１０^−２［Ｎ・ｍ／Ａ］
モータのインダクタンス：Ｌ＝９．２×１０^−５［Ｈ］
モータの抵抗： Ｒ＝６．１×１０^−２[Ω]
モータの極対数： Ｐ＝４
逆起電力定数： φｆｐ＝４．９３×１０^−２［Ｖ・ｓ／ｒａｄ]
ＰＩ制御部の比例ゲイン：Ｋｐ＝Ｌ×（２π×７５）
ＰＩ制御部の積分ゲイン：Ｋｉ＝Ｒ×（２π×７５）

図３９のゲイン特性を示す図に着目する。図３９において、曲線ａは非干渉化をおこなっていない場合のゲイン特性を示しており、そのピーク周波数すなわちシステムピークの周波数（以下「システムピーク周波数」または単に「ピーク周波数」といい、記号“ｆｐ”で表すものとする）は約１７Ｈｚである。曲線ｂは非干渉化をおこなった場合のゲイン特性を示しており、ピーク周波数ｆｐは約２２Ｈｚである。また、曲線ｃは弾性・慣性のみのゲイン特性すなわち機械的要素のみのゲイン特性を示しており、このピーク周波数も約２２Ｈｚとなっている。したがって、機械系ピークの周波数（以下「機械系ピーク周波数」といい、記号“ｆｍ”で表すものとする）は約２２Ｈｚであり、システムピークが機械系ピークとは異なる周波数にあることがわかる。

次に、上記電動パワーステアリング装置において位相補償を行った場合のトルク開ループ伝達関数のゲイン特性を示す図４０に着目する。図４０において、曲線ｄは位相補償なしの場合のゲイン特性を示しており、図３９における曲線ａ（非干渉化をおこなっていない場合のゲイン特性を示す曲線）に相当し、曲線ｄが示すゲイン特性におけるピークＰは、前述のとおり、逆起電力の影響を反映したピークである。そして、このピークＰは、機械系ピークＰｍ（これは図１における曲線ｂまたは曲線ｃのピークに相当する）よりも低い周波数にある。

従来は、逆起電力の影響が考慮されていなかったため、上記ピークＰを機械系ピークＰｍとみなし、このピークＰを打ち消すべく位相補償が行われていた。このため、位相補償器の設計によっては、位相補償後も機械系ピークＰｍの影響によってシステム全体が不安定化する（振動的となる）ことがあった。そこで、本実施形態の電動パワーステアリング装置では、逆起電力の影響によってシステム全体のゲインのピークＰが機械系ピークＰｍと異なる点を考慮して位相補償器が設計される。

前述のように、本ステアリング装置では、主要な摩擦要素であるステアリングギヤ３及び減速機８の摩擦値が低く抑えられている。すなわち、ステアリングギヤの摩擦と前記減速機の摩擦との和が、操舵軸回り換算値において、１Ｎｍ以下であり、好ましくは０．９Ｎｍ以下である。なお、各摩擦要素の好ましい値については前述の通りである。

図４１は、ＥＣＵ１０５における位相補償部２１３を中心とするブロック図である。位相補償部２１３は、マイクロコンピュータがプログラム処理を実行することにより、機能するものである。
位相補償部２１３には、トルクセンサ３から出力された操舵トルク検出信号Ｔ_Ｓが入力される。
位相補償部２１３は、この操舵トルク検出信号Ｔ_Ｓに対して位相補償のためのフィルタリング処理を施し、その処理後の信号を目標電流値演算部２１４に出力するものである。この位相補償部２１３は、それぞれ特性の異なる第１位相補償器２１３ａ及び第２位相補償器２１３ｂと、操舵トルク検出信号Ｔ_Ｓを第１位相補償器２１３ａに与えるか第２位相補償器２１３ｂに与えるかを切り替える切替器２１３ｃと、を備えている。

切替器（位相補償器の特性を異ならせる手段）２１３ｃには、車速センサ１０４からの車速信号Ｖｓが与えられ、車両が走行中（Ｖｓ≠０）か据え切り（Ｖｓ＝０）かによって、位相補償器（位相補償手段）２１３ａ，２１３ｂを選択する。切替器２１３ｃによって、車両が走行中の場合には走行中用である第１位相補償器２１３ａが選択され、当該第１位相補償器２１３ａに操舵トルク検出信号Ｔ_Ｓが与えられ、第１位相補償器２１３ａの出力が目標電流値演算部２１４に与えられる。
一方、据え切りの場合には据え切り用である第２位相補償器２１３ｂが選択され、当該第２位相補償器２１３ｂに操舵トルク検出信号Ｔ_Ｓが与えられ、第２位相補償器２１３ｂの出力が目標電流値演算部２１４に与えられる。

目標電流値演算部２１４は、第１位相補償器２１３ａ又は第２位相補償器２１３ｂによるフィルタリング処理後の信号と、上記車速信号Ｖｓとに基づき、モータ９に供給すべき電流の目標値を算出し、目標電流値Ｉ_ｔとして出力する。

以下、位相補償部２１３について説明する。
電動パワーステアリング装置のシステム全体としての特性を示すトルク開ループ伝達関数の周波数特性は、実用的な周波数帯域においては２次遅れ系の伝達関数で近似できることが知られている。図４０は、位相補償をおこなわない場合と位相補償を行った場合のボード線図である。図４０においても、２次遅れ系の伝達関数の特徴が表れている。

まず、位相補償をおこなわない場合について説明する。曲線ｄは、位相補償をおこなわない場合のゲイン特性を示しており、この曲線ｄから、システム全体のトルク開ループ伝達関数のゲイン特性のピーク周波数ｆｐは約１７Ｈｚであって、そのときのゲインは約９ｄＢとなっており、安定性が低いことがわかる。また、位相補償をおこなわない場合の特性を示す曲線ｆより、２０Ｈｚ〜３０Ｈｚ付近で位相の遅れが大きくなっていることがわかる。２次遅れ系の伝達関数Ｇ（ｓ）の一般式を次式に示す。
Ｇ（ｓ）＝ω_ｎ ^２／（ｓ^２＋２ζ_２ω_ｎｓ＋ω_ｎ ^２）
ただし、ｓはラプラス演算子、ζ_２は減衰係数、ω_ｎは自然角周波数である。

位相補償器２１３ａ，２１３ｂの伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）は、被補償系を示す上記２次遅れ系の伝達関数Ｇ（ｓ）のゲイン特性におけるピークであるシステムピークＰを打ち消すべく設定されるものであって、本実施形態では次式で与えられる。
Ｇ_Ｃ（ｓ）＝（ｓ^２＋２ζ_２ω_２ｓ＋ω_２ ^２）／（ｓ^２＋２ζ_１ω_１ｓ＋ω_１ ^２）
ただし、ｓはラプラス演算子、ζ_１は補償後の減衰係数、ζ_２は被補償系の減衰係数、ω_１は補償後の自然角周波数、ω_２は被補償系の自然角周波数である。本実施形態は、所望の周波数特性を有する制御系を実現する上で効果的にパラメータが設定される位相補償器を備えた電動パワーステアリング装置を提供するものである。

ここで、被補償系のゲイン特性においてピークが存在する場合、その伝達関数Ｇ（ｓ）を表す式におけるパラメータζ_２がζ_２＜２^−１／２となることが知られている。したがって、位相補償器の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）を表す式のパラメータζ_２を式：２^−１／２＜ζ_２＜１で示される範囲から選定すると、十分な位相補償をすることができず、その結果、電動パワーステアリング装置が制御系として不安定（振動的な系）になりやすい。
したがって、位相補償器の伝達関数におけるパラメータζ_２は式：２^−１／２＜ζ_２＜１で示される範囲以外から選定すべきである。

また、位相補償器２１３による補償後の減衰係数ζ_１は、式：０＜ζ_１＜２^−１／２で表される範囲で選定されると、補償後のゲイン特性においてピークが存在し補償後の制御系が不安定となりやすい。
したがって、位相補償器の伝達関数おけるパラメータζ_１は式：０＜ζ_１＜２^−１／２で示される範囲以外から選定すべきである。

そこで、本実施形態では、伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）を有する位相補償器１５ａ，１５ｂのパラメータζ_１およびζ_２を、下記の式が満たされるように設定する。
２^−１／２≦ζ_１≦１
０＜ζ_２＜２^−１／２
このように設定することにより、安定性を確保しつつ応答性を改善することができる。

また、システム全体のピーク周波数ｆｐと機械系ピーク周波数ｆｍとは異なっており、機械系ピーク周波数ｆｍの方がシステムピーク周波数ｆｐよりも高くなっている。そのため、ω_１近傍の周波数帯域で不安定（振動的な系）とならないようにするためには、機械系固有振動の角周波数ω_ｍにおいてゲインが十分に低下している必要がある。ω_ｍ＜ω_１であれば、ω_ｍにおいてゲインが十分に低下せずω_１近傍の周波数帯域で振動的な系となる。したがって、機械系ピークを効果的に補償するために位相補償器のパラメータω_１を下記の式が満たされるように設定するのが好ましい。
ω_ｍ＞ω_１

以上のように、ζ_１，ζ_２，ω_１を設定すると、図４０において、電動パワーステアリング装置の特性として、曲線ｅで示すようなゲイン特性および曲線ｇで示すような位相特性が得られる。また、図４２は、位相補償器の特性を示すボード線図である。これらより、上記設定による位相補償によれば、ゲインのピークの値が大きく低下し、２０Ｈｚ付近での位相の遅れが改善されることがわかる。

以上の位相補償器によれば、位相補償設計の簡易化を図りつつ、制御系の安定性を確保すると共に応答性を向上させて所望の周波数特性のトルク開ループ伝達関数を得ることができる。

続いて、さらに、好適な補償器設計を実現するために、まず、位相補償器の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｓ）におけるω_１とω_２について検討する。ω_１は補償後の自然角周波数、言い換えれば目標の自然角周波数である。ここで、ω_１とω_２が異なるということは、被補償系の自然角周波数が目標の自然角周波数になっていないということである。電動パワーステアリング装置の制御系における位相補償では、被補償系の自然角周波数と目標の自然角周波数とが同じであることが望ましいので、ω_１＝ω_２とする。ここで、ω_ｎ＝ω_１＝ω_２とおき、以下、これを「補償器自然角周波数」というものとする。そして、システム全体のトルク開ループ伝達関数のゲイン特性におけるピーク周波数ｆｐに対して、補償後の自然角周波数ω_ｎ＝２π・ｆｐと設定すれば、機械系ピークＰｍの影響によるシステムの不安定化（振動的となること）が回避される。なお、記述のように、機械系ピークＰｍの影響によって振動的な系とならないようにω_ｍ＞ω_１とするのが好ましい。

そこで、より好ましくは、位相補償器の伝達関数のパラメータは、下記の式が満たされるように設定する。
ω_ｍ＞ω_１＝ω_２＝ω_ｎ
ω_ｎ＝２π・ｆｐ
２^−１／２≦ζ_１≦１
０＜ζ_２＜２^−１／２

このように、ω_１とω_２を同じ値に設定することにより、設計パラメータが１つ削減され、効果的かつ簡単に応答性と安定性を満足させることができる。
また、ω_ｎ＝２π・ｆｐのｆｐ（以下、これをシステムピーク周波数ｆｐと区別するために記号“ｆｎ”で表し、「補償器自然周波数」という）については、ピーク周波数ｆｐと同一の値でなくてもピーク周波数ｆｐの近傍の値であれば十分に実用的である。したがって、補償器自然角周波数ω_ｎは次式のように設定できる。
２π×（ｆｐ−α）≦ω_ｎ≦２π×（ｆｐ＋β）

本実施形態では、車両走行中用である第１位相補償器２１３ａも、据え切り用である第２位相補償器２１３ｂも、上記式Ｇ_Ｃ（ｓ）で表される伝達関数を持つ。第１位相補償器２１３ａと第２位相補償器２１３ｂは、Ｇ_Ｃ（ｓ）のパラメータの値がお互いに異なるが、その値は、上記範囲で選定されている。
例えば、走行中用の第１位相補償器２１３ａのパラメータとして、ω_ｎ＝２π×２１Ｈｚ，ζ_１＝１，ζ_２＝０．２を選定した場合、据え切り用の第２位相補償器２１３ｂのパラメータとしてω_ｎ＝２π×２０Ｈｚ，ζ_１＝１，ζ_２＝０．２を選定して、両位相補償器２１３ａ，２１３ｂの特性を異ならせることができる。

上記の例の場合、据え切り用の第２位相補償器２１３ｂのω_ｎの値が第１位相補償器２１３ａに比べて小さいので、第２位相補償器２１３ｂの減衰のピークは、第１位相補償器２１３ａの減衰ピークに比べて低周波域側となる。この結果、第２位相補償器２１３ｂは、低周波域での減衰度が全体的に高くなる。
一方、第１位相補償器２１３ａのω_ｎの値が第２位相補償器２１３ｂよりも大きいため、走行中においては低周波域での減衰及び位相遅れが比較的小さくなり、操舵フィーリングのフワフワ感が低下する。

第１位相補償器２１３ａでは、さらに車速に応じてパラメータの値を異ならせてもよく、例えば、低速時には、パラメータを、ω_ｎ＝２π×２１Ｈｚ，ζ_１＝１，ζ_２＝０．２とし、中速以上の時には、パラメータを、ω_ｎ＝２π×２３Ｈｚ，ζ_１＝１，ζ_２＝０．３とすることができる。ω_ｎを大きくすることで、減衰ピークの周波数を高周波域側へずらすことができ、ζ_２を大きくすることで減衰度を低くすることができる。これにより、操舵フィーリングを一層向上させることができる。

本実施形態では、位相補償器として第１位相補償器２１３ａと第２位相補償器２１３ｂをそれぞれ別々に設けて両補償器２１３ａ，２１３ｂを切替器２１３ｃで切り替えているが、２つの位相補償器に代えて単一の位相補償器を設けておき、走行中か据え切りかで位相補償器のＧ_Ｃ（ｓ）のパラメータ（ω_ｎ，ζ_１，ζ_２）として異なる値が与えられるようにしておいてもよい。
なお、位相補償器の伝達関数及びその特性は、上記のものに限定されない。

［５．４ 車両左右流れ補償］
［５．４．１ 車両左右流れに関する考察］
電動パワーステアリング装置では、ステアリングギヤや、車両側の足回りの機械的効率、摩擦などの回転方向差により、操舵トルクを中立（操舵トルク０位置）に保持しようとしても、車両がわずかに右又は左に流れるという現象が起こる。このため、車両を直進させようとすると、車両が流れる方向とは逆に運転者が操舵トルクを加え続けなくてはならず、そのため操舵フィーリングが悪化する。
ここで、特許文献１５では、車両の操舵負荷の左右差を相殺するようにアシスト特性に左右差を設けたものが記載されているが、この特許文献１５記載のものでは、操舵トルク中立状態で、車両が流れるのを防止するアシストトルクが加わっていないため、車両が左右に流れることを防止することはできず、車両の流れを防止するには、車両が流れる方向とは逆の操舵トルクが必要で操舵フィーリングが悪い。

車両が左右に流れるのを防止して操舵フィーリングを向上させるには、次の構成を採用できる。
すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、トルクセンサによって検出した操舵トルクに応じたアシストトルクをモータ９に発生させるためのアシスト制御電流値（モータ目標電流値）を求める手段を備えた電動パワーステアリング装置において、車両が流れるのを抑えるためのトルクを前記モータに発生させるための流れ補償電流値を、（オフセットとして）前記アシスト制御電流値に加算することを特徴とする電動パワーステアリング装置である。
この構成によれば、アシスト制御電流値には、車両が左又は右に流れるのを抑えるためのトルクに相当する補償電流値が加わっているため、流れを抑えるための操舵トルクを運転者が加えなくとも車両の流れを防止でき、操舵フィーリングが向上する。

また、流れ補償電流は、車速に応じて変化させてもよい。例えば、車速＝０の場合のように車速流れが生じない場合には、流れ補償電流を付加せずに、車両走行中のときに流れ補償電流を付加するようにしてもよい。あるいは、車速の増加に応じて徐々に（連続的に）流れ補償電流が増加するように変化させてもよい。

［５．４．２ 車両左右流れ抑制のための好ましい形態］
車両流れ抑制のための処理は、ＥＣＵ１０５（目標電流値演算部２１４）においてコンピュータプログラムを実行することにより行われる。
図４３に示すように、車速センサ１０４によって車速Ｖｓが検出される（ステップＳ１）とともに、トルクセンサ７によって操舵トルクＴｓが検出される（ステップＳ２）と、目標電流値演算部１４では、モータ目標電流値であるアシスト制御電流の演算を行う（ステップＳ３）。この演算は、操舵トルクＴｓとモータ目標電流値Ｉｓとの関係を（車速毎に）示すアシストマップ（図３６参照）を用いて行われる。図３６のアシストマップ３２では、操舵トルク中立位置（０トルク位置）付近が不感帯とされ、対応するアシストトルク（目標電流値Ｉｓ）は０である。

ＥＣＵ１０５では、更に流れ補償電流演算を行う（ステップＳ４）。ここでは、補償電流は、実測又はチューニングにより操舵フィーリング上違和感のない値に設定された一定値である。
流れ補償電流値は、オフセットとしてアシスト電流制御値に加算される（ステップＳ５）、図３６のアシストマップにおける特性が、上下方向（Ｉｓ軸方向）にシフトした特性が得られる。
補償電流値がアシスト制御電流値に加算されることで、車両の左右流れを抑制するトルクがモータ９によって発生するため、運転者が流れる方向とは逆に操舵トルクを加えなくても、車両流れを抑制でき、操舵フィーリングを抑制できる。
なお、補償電流値が加算されたアシスト制御電流値は、モータ９のフィードバック制御に用いられ、フィードバック制御部４００によってモータ電流制御演算が行われ（ステップＳ６）るとともに、モータ９への制御量出力が行われる（ステップＳ７）。

図４４にも示すように、補償電流値は、車速＝０ときには加算されないようにして、走行時にだけ加算されるようにしてもよい。すなわち、図４４のステップＳ１４に示すように車速が０であれば、流れ補償電流演算（ステップＳ１５）、流れ補償電流加算（ステップＳ１６）を行わずに、ステップＳ１３（前記ステップＳ３と同様）で求めたアシスト制御電流値を用いて制御し、車速が０でなければ、図４３と同様に流れ補償電流に関する処理（ステップＳ１５，Ｓ１６）を行うことができる。車両停止時では、摩擦要素などの回転方向差などがなく車両の流れが問題とならないときには、流れ補償電流が加算されないようにすることで、より適切な制御が行われる。

前記補償電流値は、車速の関数であってもよい。すなわち、図４５に示すような車速に対応する車速ゲインＧ（ｖ）を設定しておき、補償電流値＝Ｉｃ・Ｇ（ｖ）（ただし、Ｉｃは一定の電流値）とすることができる。図４５では、車速０又は０付近では車速ゲインが０とされ、車速の増加に従って連続的に車速ゲインが増加し、所定速度以上では車速ゲインを１としたものである。

［５．５ 電流検出器の温度特性補償］
［５．５．１ 電流検出器の温度特性に関する考察］
電動パワーステアリング装置には、操舵のための操舵手段であるハンドルに加えられる操舵トルクを検出するトルクセンサが設けられており、トルクセンサで検出される操舵トルクに基づき電動モータに供給すべき電流の目標値（以下「目標電流値」という）が設定される。そして、この目標電流値と電動モータに実際に流れる電流の値との偏差に基づいて比例積分演算により電動モータの駆動手段に与えるべき指令値が生成される。電動モータの駆動手段は、その指令値に応じたデューティ比のパルス幅変調信号（以下「ＰＷＭ信号」という）を生成するＰＷＭ信号生成回路と、そのＰＷＭ信号のデューティ比に応じてオン／オフするパワートランジスタを用いて構成されるモータ駆動回路とを備え、そのデューティ比に応じた電圧を電動モータに印加する。この電圧印加によって電動モータに流れる電流は電流検出器によって検出され、目標電流値と検出された検出電流値との差が上記指令値を生成するための偏差として使用される。

３相のブラシレスモータが使用されている電動パワーステアリング装置では、電流検出器はいずれかの２相に備えられているのが一般的である。例えば、Ｕ相とＶ相とに電流検出器が備えられており、モータのＵ相およびＶ相に流れる電流が検出される。

上記のような構成において、モータに流すべき電流が零であるにも拘わらず、実際には電流検出器で電流が検出されることがある。このような電流はオフセット電流と呼ばれており、モータの動作中、電流検出器によって検出される検出電流値は、当該モータに流れている電流にオフセット電流が重畳されたものとなる。また、上記のようなオフセット電流の値は、各相の電流検出器ごとに異なっている。オフセット電流の影響を考慮せずにモータ制御が行われた場合、本来モータの各相に流すべき電流と実際にモータの各相に流れる電流との間に誤差が生じる。これにより、トルクリップルが発生し、運転者はハンドル操舵に違和感を感じていた。

従来、上述のようなオフセット電流の影響を解消するため、オフセット電流に相当する補正値（以下「オフセット補正値」という）を保持し、電流検出器で検出された検出電流値からオフセット補正値を減算することにより検出電流値が補正されている。具体的には、イグニッションスイッチがオンされたときに電流検出器で検出される検出電流値をオフセット補正値として保持し、モータの動作中には、電流検出器で検出された検出電流値から当該オフセット補正値を減算することにより検出電流値を補正し、その補正後の電流値によってモータ制御が行われる。

ところが、モータの動作中には、温度変化の影響により、電流検出器で生じるオフセット電流は変動する。また、温度変化の影響により、電流検出器の測定値（入力値）に対する出力値の比率であるゲインも変動する。このゲインは、測定値と出力値との対応関係を示す直線の傾きに相当する。従来の構成では、イグニッションスイッチがオンされたときに検出されるオフセット電流を考慮したモータ制御が行われているが、温度変化によりオフセット電流やゲインの変動が大きくなると、当初のオフセット補正値による補正だけでは十分な効果が得られない。

動作中に温度変化により電流検出器におけるオフセット電流やゲインの変動が生じるときにも、トルクリップルが生じることなく、違和感のない操舵感が得られるようにするには次の構成が採用できる。

すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、車両操舵のための操作に応じて決定される目標電流値に基づきブラシレスモータを駆動することにより、当該車両のステアリング機構（操舵機構）に操舵補助力を与える電動パワーステアリング装置であって、前記ブラシレスモータに流れる電流を検出し、その検出電流値を出力するモータ電流検出手段と、前記モータ電流検出手段近傍の温度を検出する温度検出手段と、前記検出温度に応じて前記検出電流値を補正する補正手段と、前記目標電流値と前記補正手段により補正された補正後の検出電流値との偏差に基づき前記ブラシレスモータを駆動するための指令値を生成するモータ制御手段と、前記指令値に応じて前記ブラシレスモータを駆動するモータ駆動回路とを備えることを特徴とする。
上記構成によれば、モータ電流検出手段によって検出された電流値を温度に応じて補正することにより、実際にモータに流れる電流値が求められる。このため、温度変化の影響によりモータ電流検出手段によって検出された電流値が変動しても、モータに流れる電流値が正しく求められる。これにより、トルクリップルの発生が防止され、運転者に違和感のない操舵感を与えることができる。

前記補正手段は、前記モータ電流検出手段に生じるオフセット電流を補正するための所定のオフセット補正値を前記検出温度に応じて設定するオフセット補正値設定手段と、前記オフセット補正値に基づき前記検出電流値を補正する電流値補正手段とを含むのが好ましい。
この構成によれば、所定のオフセット補正値を温度に応じて設定し、モータ電流検出手段によって検出された電流値から例えば上記オフセット補正値を減算するなどの所定の補正を行うことにより、実際にモータに流れる電流値が求められる。このため、温度変化の影響によりモータ電流検出手段で生じるオフセット電流が変動しても、モータに流れる電流値が正しく求められる。これにより、オフセット電流の変動によるトルクリップルの発生が防止され、運転者に違和感のない操舵感を与えることができる。

前記補正手段は、前記モータ電流検出手段における入力値に対する出力値の比率であるゲインの変動を補正するためのゲイン補正係数を前記検出温度に応じて設定する係数設定手段をさらに含み、前記電流値補正手段は、前記オフセット補正値および前記ゲイン補正係数に基づき前記検出電流値を補正するのが好ましい。
上記構成によれば、所定のオフセット補正値を温度に応じて設定するとともに温度に応じて所定のゲイン補正係数を設定し、モータ電流検出手段によって検出された電流値から例えば上記オフセット補正値を減算して得られた値に上記ゲイン補正係数を乗算するなどの所定の補正処理を行うことにより、実際にモータに流れる電流値が求められる。
このため、温度変化の影響によりモータ電流検出手段で生じるオフセット電流やモータ電流検出手段のゲインが変動しても、モータに流れる電流値が正しく求められる。これにより、オフセット電流およびゲインの変動によるトルクリップルの発生が防止され、運転者に違和感のない操舵感を与えることができる。

［５．５．２ 温度特性補償に関する好ましい実施の形態］
図２７に示すように、温度検出器２４０は、Ｕ相電流検出器１８１およびＶ相電流検出器１８２近傍に設けられており、Ｕ相電流検出器１８１およびＶ相電流検出器１８２の温度を検出し、当該温度を示す温度値ｈを出力する。

検出電流値補正部２５０は、Ｕ相検出電流値ｉｕ、Ｖ相検出電流値ｉｖ、温度値ｈなどに基づいて、所定のオフセット補正値およびゲイン補正係数を更新する。ここで、オフセット補正値とは、モータに流すべき電流が零であるにもかかわらず電流検出器で検出されるオフセット電流の影響を解消するための補正値である。また、ゲイン値とは、電流検出器の測定値（入力値）に対する出力値の比率であって、測定値と出力値との対応関係を示す直線の傾きに相当する値であり、ゲイン補正係数とは、後述するように温度変化によるこのゲイン値の変化を補正するため、温度に応じて設定される係数であって、具体的には補正時の温度における基準となるゲイン値に対するゲイン値の比率の逆数である。

また、検出電流値補正部２５０は、Ｕ相検出電流値ｉｕとＶ相検出電流値ｉｖとからそれぞれオフセット補正値を減算するとともに、これらの減算により得られた値に対してそれぞれゲイン補正係数を乗算することによりＵ相検出電流値ｉｕおよびＶ相検出電流値ｉｖを補正し、補正されたこれらの電流値をＵ相モータ電流値ｉｍｕおよびＶ相モータ電流値ｉｍｖとして出力する。このように検出電流値からオフセット補正値を減算することにより、温度変化によるオフセット電流値の変化が補正され、上記減算値に対してゲイン補正係数が乗算されることにより、温度変化によるゲイン値の変化が補正される。なお、検出電流値補正部２５０における上記補正処理動作の詳しい説明は後述する。

３相交流／ｄ−ｑ座標変換部２２９は、ロータの電気角θｒｅに基づいて、Ｕ相モータ電流値ｉｍｕおよびＶ相モータ電流値ｉｍｖを、ｄ−ｑ座標上の値であるｄ軸モータ電流値ｉｄおよびｑ軸モータ電流値ｉｑに変換する。このｄ軸モータ電流値ｉｄおよびｑ軸モータ電流値ｉｑは、減算器２２３および減算器２２４にそれぞれ入力される。

次に、検出電流値補正部２５０の補正処理について説明する。図４６は検出電流値の補正手順を示すフローチャートである。なお、図２７の検出電流値補正部２５０の機能は、このフローチャートにおける、ステップＳ１２０、ステップＳ１３０、ステップＳ１４０、ステップＳ１５０、ステップＳ１７０、ステップＳ１８０、ステップＳ１９０で示すステップにより実現される。

この電動パワーステアリング装置において、イグニッションスイッチがオンされると（ステップＳｌｌ０）、マイコン（ＥＣＵ１０５）にて動作するプログラムで参照するパラメータ（変数）の初期値を設定する（ステップＳ１２０）。具体的には、Ｕ相オフセット補正値ｉｏｕ、Ｖ相オフセット補正値ｉｏｖに零を設定し、Ｕ相ゲイン補正係数ｇｕおよびＶ相ゲイン補正係数ｇｖに１を設定する。これらＵ相オフセット補正値ｉｏｕ、Ｖ相オフセット補正値ｉｏｖ、Ｕ相ゲイン補正係数ｇｕ、およびＶ相ゲイン補正係数ｇｖ（以下これらの値を「補正値」と総称する）の初期値を設定すると、ステップＳ１３０の処理に進む。

ステップＳ１３０では、Ｕ相電流検出器１８１によって検出されたＵ相検出電流値ｉｕとＶ相電流検出器１８２によって検出されたＶ相検出電流値ｉｖとをそれぞれＵ相オフセット補正値ｉｏｕ、Ｖ相オフセット補正値ｉｏｖに設定する。すなわち、イグニッションスイッチがオンされた直後にＵ相電流検出器１８１およびＶ相電流検出器１８２で生じているオフセット電流の値が、Ｕ相オフセット補正値ｉｏｕおよびＶ相オフセット補正値ｉｏｖにそれぞれ設定される。また、ステップＳ１３０では、温度検出器２４０によって検出された温度ｈに対応するゲイン補正係数をＵ相ゲイン補正係数ｇｕおよびＶ相ゲイン補正係数ｇｖに設定する。この温度ｈに対応するゲイン補正係数は、温度ｈとゲイン補正係数との対応関係を示すテーブルまたは算出式に基づき算出される。このテーブルまたは算出式は、例えば温度変化によるゲイン値の変化を測定することにより得られる所定値に基づき検出電流値補正部１７０に予め記憶される。以上のように補正値を設定すると、ステップＳ１４０の処理に進む。

ステップＳ１４０では、温度検出器２４０によって検出された温度ｈに対応する所定のオフセット基準値に対するＵ相オフセット補正値ｉｏｕおよびＶ相オフセット補正値ｉｏｖの差分値（ずれ量）をそれぞれＵ相オフセット差分値ｄｏｕおよびＶ相オフセット差分値ｄｏｖとして算出する。このオフセット基準値は、基準となる所定の電流検出器のオフセット電流を各種温度で測定することにより得られる値であって、当該電流検出器の温度と一意に対応する。この温度とオフセット基準値との対応関係は、所定のテーブルまたは算出式として検出電流値補正部２５０に予め記憶される。なお、上記基準となる電流検出器は、Ｕ相電流検出器１８１およびＶ相電流検出器１８２とは異なる電流検出器であり、Ｕ相電流検出器１８１によって検出されたＵ相検出電流値ｉｕおよびＶ相電流検出器１８２によって検出されたＶ相検出電流値ｉｖは、基準となる電流検出器によって検出された電流値から検出器の個体差に応じた所定量のずれを生じている。このずれ量である上記差分値は後述するステップＳ１８０の処理において利用される。なお、上記オフセット基準値は、複数の電流検出器のオフセット電流を各種温度で測定することにより得られるそれぞれの値の平均値であってもよい。

ステップＳ１５０では、温度検出器２４０によって検出された温度ｈを設定時温度として記憶する。その後、リレーが閉じられ（オン状態にされ）る（ステップＳ１６０）。

ステップＳ１７０では、温度検出器２４０によって検出された現在の温度ｈと、ステップＳ１５０において記憶された設定時温度とを比較し、その温度差が所定の閾値を超えたか否かを判定する。閾値を超えた場合、ステップＳ１８０の処理に進む。閾値を超えていない場合、ステップＳ１８０，Ｓ１９０の処理は省略され、ステップＳ２００の処理に進む。

ステップＳ１８０では、上述した所定のテーブルまたは算出式に基づき、温度検出器２４０によって検出された現在の温度ｈに対応するオフセット基準値を算出する。この算出されたオフセット基準値に対しステップＳ１４０において算出されたＵ相オフセット差分値ｄｏｕおよびＶ相オフセット差分値ｄｏｖをそれぞれ加算することにより新たなＵ相オフセット補正値ｉｏｕおよびＶ相オフセット補正値ｉｏｖを算出する。また、ステップＳ１８０では、ステップＳ１３０において説明した上記所定のテーブルまたは算出式に基づき、温度検出器２４０によって検出された温度ｈに対応するゲイン補正係数をＵ相ゲイン補正係数ｇｕおよびＶ相ゲイン補正係数ｇｖに再び設定する。以上のように補正値を更新すると、ステップＳ１９０の処理に進む。

ステップＳ１９０では、記憶されている設定時温度を破棄し、温度検出器２４０によって検出された現在の温度ｈを設定時温度として新たに記憶することにより設定時温度を更新し、ステップＳ２００の処理に進む。

ステップＳ２００では、検出電流値補正部２５０により、Ｕ相検出電流値ｉｕからＵ相オフセット補正値ｉｏｕを減算し、減算により得られた値に対してＵ相ゲイン補正係数ｇｕを乗算することによりＵ相検出電流値ｉｕを補正し、この補正後の値をＵ相モータ電流値ｉｍｕとして出力する。また、Ｖ相検出電流値ｉｖからＶ相オフセット補正値ｉｏｖを減算し、減算により得られた値に対してＶ相ゲイン補正係数ｇｖを乗算することによりＶ相検出電流値ｉｖを補正し、この補正後の値をＶ相モータ電流値ｉｍｖとして出力する。そして、これらの出力電流値に基づいて記述のモータ駆動処理が行われる。

ステップＳ２１０では、イグニッションスイッチがオフされたか否かを判定する。オフされた場合、以上の処理は終了し電動パワーステアリング装置の動作が停止する。オフされていない場合、ステップＳ１７０の処理に戻り、ステップＳ１７０からステップＳ２１０までの処理が、この電動パワーステアリング装置の動作中、繰り返される。
以上のように、本実施形態に係る電動パワーステアリング装置では、イグニッションスイッチがオンされたときに検出されるオフセット補正値をモータの動作中に変化する温度に応じて更新するとともにゲイン補正係数を温度に応じて更新し、電流検出器によって検出された電流値から上記オフセット補正値を減算して得られた値に上記ゲイン補正係数を乗算することにより、実際にモータに流れる電流値が求められる。このため、温度変化の影響により電流検出器で生じるオフセット電流や電流検出器のゲインが変動しても、モータに流れる電流値が正しく求められる。これにより、オフセット電流およびゲインの変動によるトルクリップルの発生が防止され、運転者に違和感のない操舵感を与えることができる。

［５．５．３ 変形例］
上記一実施形態では、上記オフセット補正値およびゲイン補正係数を温度に応じて更新し、電流検出器によって検出された電流値から上記オフセット補正値を減算して得られた値に上記ゲイン補正係数を乗算することにより実際にモータに流れる電流値を求めるが、上記ゲインの変動を考慮することなく、上記オフセット補正値のみを温度に応じて更新し、電流検出器によって検出された電流値から上記オフセット補正値を減算することにより実際にモータに流れる電流値を求めてもよい。この構成では、電流検出器のゲインの変動に対する補正が行われないが、ゲイン値の変動量が少ない場合には、オフセット電流の変動によるトルクリップルの発生が防止され、運転者に違和感のない操舵感を与えることができる。

また、上記一実施形態では、Ｕ相電流検出器１８１およぴＶ相電流検出器１８２によりＵ相およびＶ相の電流が検出されるが、さらにＷ相電流検出器を新たに設けることによりＷ相の電流が検出されてもよい。さらに、上記一実施形態におけるモータ９は３相のブラシレスモータであるが、ｎ相（ｎは４以上の整数）のブラシレスモータであってもよい。この場合、電流検出器は各相に対して（ｎ−１）個以上が設けられる。

［５．６ 減速機の位相合わせ］
［５．６．１ 減速機の歯の噛み合いとトルク変動に関する考察］
電動パワーステアリング装置においては、運転時における特に中立状態での操舵フィーリングの滑らかさが重要な性能の一つになっている。
一方、電動モータに生じる出力トルクのリプル（脈動）は、モータにおける極数やスロット数等の構造上の要因で発生するコギングトルクと、モータにおける誘導起電力波形が理想波形からずれることに伴う電気リプルとに大別される。そして、これらのリプルのうち、電動モータのコギングトルクは前記中立状態での操舵フィーリングを大きく阻害することから、この種の電動パワーステアリング装置においては、従来より、モータの極数とスロット数の組み合わせを改善したり（特許文献７）、或いはティース形状を改善したりして（特許文献１８）、電動モータに生じるコギングトルクそのものを低下させるようにしている。

しかし、従来のように電動モータの内部構造を改善してそのコギングトルクを低下させる手段では、電動モータ自体の構造が複雑になって価格が高騰化するため、電動パワーステアリング装置の製造コストが高くなるという欠点がある。
一方、この種の電動パワーステアリング装置において、トルクリプルが発生するのは電動モータだけではなく、例えば、モータの出力軸の回転を減速して被補助軸（出力軸２４）に伝達する減速機においても発生している。すなわち、かかる減速機には、ギヤ同士の噛み合い度合いに応じたトルクの変動が生じており、このトルク変動はギヤ間のバックラッシを防止すべく一方のギヤを他方のギヤに押し付けている場合に特に著しい。

従って、この種の電動パワーステアリング装置において、電動モータ自体のコギングトルクを低下させるだけでは、仮に減速機でトルク変動が生じている場合には当該変動が被補助軸に伝達されてしまうので、操舵フィーリングの悪化をそれほど有効に防止することができない。
したがって、電動モータのコギングトルクそのものを低下させなくても被補助軸のトルク変動を簡単に抑制できるようにして、電動パワーステアリング装置の操舵フィーリングの悪化をより低コストで防止するには、次の構成を採用できる。

すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、操舵部材に連動連結されている動力補助対象である被補助軸（例えば、出力軸）と、前記操舵部材の相対的な回転変位に基づく操舵トルクを検出するトルクセンサと、このセンサの検出結果に基づいて前記被補助軸を補助的に回転駆動させる電動モータと、このモータの出力軸の回転を減速して前記被補助軸に伝達する減速機とを備えている電動パワーステアリング装置において、前記減速機は、その回転によって生じるトルク変動が前記電動モータのコギングトルクとほぼ同周期でかつ逆の位相となるように設定されていることを特徴としている。

この場合、減速機でのトルク変動が電動モータのコギングトルクとほぼ同周期でかつ逆の位相となっているので、これら双方のリプルが互いに相殺される。このため、電動モータのコギングトルクそのものを低下させなくても、被補助軸のトルク変動を簡単に抑制することができる。
ところで、後の実施形態でも述べる通り、永久磁石のＳＮ各極が周方向に並ぶロータを内部に有するブラシレスモータの場合には、そのロータを極めて低速で回転させると一回転当たりで極数（Ｓ極とＮ極とを合わせた合計数）と同じ数の波数を含むリプルが発生することが知られている。他方、バックラッシがほぼ零の状態で互いに噛み合っている第一及び第二ギヤの場合には、第二ギヤ側から見た第一ギヤのトルク変動は、当該第一ギヤの歯数と同じ波数のリプルとなる。

そこで、前記減速機は、具体的には、電動モータの出力軸に同軸心状に連結されかつ同モータの極数と同じ歯数を有する第一ギヤ（駆動歯車）と、この第一ギヤと噛み合うように被補助軸（出力軸）に設けられた第二ギヤ（従動歯車）とから構成することが好ましい。この場合、電動モータの出力軸に同軸心状に連結された第一ギヤが同モータの極数と同じ歯数を有しているので、電動モータのコギングトルクが最大となる時に第一ギヤの歯底と第二ギヤの歯先が一致する噛み合い状態（この時に第一ギヤのトルク変動が最小となる。）となるように設定しておけば、減速機でのトルク変動と電動モータのコギングトルクを確実に相殺することができる。

［５．６．２ トルク変動を小さくするための好ましい実施形態］
図１に示すように、前記減速機８は、電動モータ９の出力軸９１に連結されたインボリュートはすば歯車よりなる駆動歯車である第一ギヤ８２と、動力補助の対象となる被補助軸（出力軸２４）に一体回転可能に嵌合された従動歯車である第二ギヤ８１とを備えている。この第二ギヤ８１は、第一ギヤ８２と平行な軸心回りに回転する同第一ギヤ８２よりも歯数の大きいインボリュートはすば歯車よりなり、第一ギヤ８２の軸方向ほぼ中央部に噛み合っている。従って、電動モータ９の出力軸９１の回転運動は、第一ギヤ８２と第二ギヤ８１の噛み合いを介して減速して出力軸２４に伝達される。
第１ギヤ８２は、２つの軸受８２ａ，８２ｂにより回転自在に支持されている。これらの軸受８２ａ，８２ｂには、弾性リング（Ｏリング）８４が外嵌され、軸受８２ａ，８２ｂは当該弾性リング８４を介して減速機ハウジング８５に取り付けられている。これらの弾性リング８４，８４は、第１ギヤ８２と第２ギヤ８１が互いに近づく方向に弾性的に押し付けるためのものであり、長期間の使用によって第一ギヤ８２及び第二ギヤ８１の歯面が摩耗した場合でも、この摩耗に追従して両ギヤ８１，８２間の接触が有効に確保され、これによってバックラッシが生じるのを防止することができる。

前記電動モータ９は、永久磁石のＳＮ各極が周方向に並ぶロータを内部に有するブラシレスモータよりなる。本実施形態では、当該電動モータ９として、ＳＮ各極が５対（合計１０極）でかつステータが４対（ＵＶＷ３相で合計１２）のものが採用されており、かかる電動モータ９は、そのロータ（出力軸９１）を極めて低速で回転させると、図１（ａ）に示すように、一回転当たりでその極数（本実施形態では１０）と同じ数の歯数を含むリプル（コギングトルクＴ１）が発生する。

他方、本実施形態の減速機８では、弾性リング８４の付勢力によって第一ギヤ８２と第二ギヤ８１をバックラッシがほぼ零の状態で互いに噛み合わせているが、この場合には、第二ギヤ８１側から見たトルク変動として、図４７（ｂ）に示すように、一回転当たりで第一ギヤ８２の歯数と同じ数だけの歯数を含むリプル（トルク変動Ｔ２）が発生する。そして、かかる第一ギヤ８２によるトルク変動Ｔ２は、第一ギヤ８２の歯先８２Ａが第二ギヤ８１の歯底８１Ｂと一致する図４８（ａ）の噛み合い状態の時に最大となり、逆に、第一ギヤ８２の歯底８２Ｂが第二ギヤ８１の歯先８１Ａと一致する図４８（ｂ）の噛み合い状態の時に最小となる。

そこで、本実施形態では、電動モータ９の出力軸９１に同軸心状に連結される第一ギヤ８２として、当該電動モータ９の極数と同じ１０個の歯数を有するギヤを採用することにより、電動モータ９のコギングトルクＴ１と第一ギヤ８２のトルク変動Ｔ２の一回転当たりの波数を合わせるとともに、電動モータ９のコギングトルクＴ１が最大となる時に第一ギヤ８２の歯底８２Ｂと第二ギヤ８１の歯先８１Ａが一致する噛み合い状態となるように、第一ギヤ８２と出力軸９１との回転軸心回りの連結角度を調整することにより、電動モータ９のコギングトルクＴ１と第一ギヤ８２のトルク変動Ｔ２とがほぼ同周期でかつ逆の位相となるように設定されている。

このため、本実施形態に係る電動パワーステアリング装置によれば、図４７（ｃ）に示すように、電動モータ９と減速機８において発生する双方のリプル（図１（ａ）のＴ１と図１（ｂ）のＴ２）が互いに相殺され、これによって被補助軸である第二操舵軸２４に発生するトルク変動Ｔ３をほぼ零にすることができる。従って、電動モータ９のコギングトルクＴ１が生じていても、第二操舵軸２４に発生するトルク変動Ｔ３を簡単に抑制することができる。

［６．非干渉化制御］

図２７に示すように、ＥＣＵ１０５は、モータ９を非干渉制御するための非干渉化演算部４５０を備えている。
ここで、干渉とは、複数の制御系において、一方の制御系の操作量を変化させた場合に、他の制御系の制御量に変化が生じることをいい、非干渉化制御とは、干渉する制御間の干渉を防止して、干渉のない独立した制御系として取り扱うための制御である。
前述のようにブラシレスモータ９のｄ軸電流及びｑ軸電流のそれぞれの目標値に対して、ｄ軸電流及びｑ軸電流の実測値をフィードバックする制御を行う場合、モータ９の誘起電力によって、ｄ軸の制御系とｑ軸の制御系には干渉が生じる。つまり、ｄ軸電流の目標値を変化させるとｑ軸電流の実測値に影響が生じ、ｑ軸電流の目標値を変化させるとｄ軸電流の実測値に影響が生じる。ｑ軸電流とｄ軸電流の相互干渉は、電気的な粘性として現れ、モータ効率を低下させる要素となる。
非干渉化演算部（非干渉化制御手段）４５０は、ｑ軸とｄ軸の相互干渉を回避するためのものであり、実測値であるｄｑ軸電流（ｉｄ，ｉｑ）と、モータの回転角度をもとに算出したモータ角速度とに基づいて非干渉化演算を行う。
検出したｄ軸電流ｉｄは、ｑ軸に係る制御系の影響を受けており、検出したｑ軸電流ｉｑは、ｄ軸に係る制御系の影響を受けているが、非干渉化演算によってこのような干渉が打ち消される。
つまり、ＰＩ制御部２２５，２２６によって生成されたｄｑ軸目標電圧は、非干渉化演算部４５０によって、非干渉化されたｄｑ軸目標電圧（Ｖ^＊ｄ，Ｖ^＊ｑ）に補正され、ｄ−ｑ／３相交流座標変換部２２７に与えられる。
ブラシレスモータ９の制御において、ｑ軸とｄ軸の非干渉化制御を行うことにより、電気的な粘性項を低下させることができ、モータ効率を上昇させることができる。

［７． ラック軸におけるロードノイズ減衰］
［７．１ ロードノイズに関する考察］
ステアリング装置では、操舵フィーリングの低下を防ぐために、走行路面などに応じて操向車輪から操舵機構側に逆入力される外乱（路面ノイズ；ロードノイズ）を抑えることが要求されている。
そこで、従来装置には、電動モータの制御系において、上記路面ノイズのうち、不必要な周波数帯域をカットすることにより、操舵機構に対する外乱の悪影響を抑えようとしたものがある（例えば、特許文献２参照。）。
また、従来装置には、例えば特許文献１９に開示されているように、操舵機構側に含まれたラック軸と操向車輪側に連結されたボールジョイントとの間にダンパーとしてのゴム状弾性体からなるブッシュ組立部を設け、このダンパーにて路面ノイズを減衰しようとしたものもある。

しかしながら、上述の外乱には、ドライバーが操舵部材を介して体感すべき路面情報（路面と操向車輪との間のすべり具合等）が含まれており、所望の周波数帯域だけを遮断することは非常に困難なものであり、故に従来装置では、不必要な路面ノイズが操舵機構側に逆入力されて、そのノイズによる振動や操舵フィーリングの低下を発生した。具体的にいえば、特許文献２のように不必要な周波数帯域を制御的にカットする従来装置では、カットオフ周波数の設定などが不適切なものとなり易く路面ノイズの悪影響を確実に抑制することができなかった。また、特許文献１９のようにブッシュ組立部（ダンパー）を使用する従来装置では、そのダンパーによって必要な路面情報まで減衰されて操舵フィーリングが低下した。しかも、この特許文献１９の従来装置では、そのブッシュ組立部での振動吸収性の低下を防ぐために、ブッシュ組立部とボールジョイントとの間に空気排出が可能な円筒軸部を設け、この円筒軸部に当該組立部を連結しており、装置構成が複雑で大型化するという問題もあった。

そこで、操舵機構に対する路面ノイズの悪影響を簡単な構成で確実に抑制し、操舵フィーリングの低下を抑えるには次の構成を採用できる。
すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、操舵部材から操向車輪に至る操舵機構に、電動モータの動力を付与して操舵補助を行う電動パワーステアリング装置であって、前記操舵機構が、前記操向車輪が左右の両端側に連結されたラック軸と、所定の粘性及び弾性を有する粘弾性部材とを具備するとともに、前記粘弾性部材の粘性及び弾性が前記ラック軸に対して作用するように当該粘弾性部材を設けたことを特徴とするものである。

上記のように構成された電動パワーステアリング装置では、ラック軸に対し粘性及び弾性が作用するよう上記粘弾性部材を設けることにより、発明者等はラック軸に連結された操向車輪から逆入力される外乱（路面ノイズ）のうち、不必要な周波数帯域をカットすることができることを見出した。すなわち、発明者等は、上記特許文献１９の従来例のように弾性や摩擦を作用させた場合と異なり、粘性及び弾性をラック軸に作用させることにより、そのラック軸に操向車輪側から逆入力される路面ノイズに周波数依存性を持たせることができることに着目した。さらに、発明者等は、路面ノイズの周波数帯域のうち、必要な帯域及び不必要な帯域がそれぞれ低周波帯域（例えば１０Ｈｚ未満）及び高周波帯域（例えば１０Ｈｚ以上）であることに着目し、かつその高周波帯域の路面ノイズだけを粘弾性部材からの粘性及び弾性によって遮断できることを見出した。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記粘弾性部材の粘性定数Ｃが、その粘弾性部材の弾性定数をＫとし、前記ラック軸の前記操向車輪側の慣性をＪとしたときに、下記の不等式（８１）
２（ＫＪ）^1/2 ≦ Ｃ ―――（８１）
を満足していることが好ましい。
この場合、上記粘弾性部材の粘性及び弾性によってラック軸と操向車輪との間に形成される２次振動系での振動（共振）を確実に防ぐことができ、この振動に起因する操舵フィーリングの低下をより効果的に防止することができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記粘弾性部材は、内筒部と、その内筒部を隙間を有して包囲する外筒部と、前記内筒部と前記外筒部とを連結するとともに前記弾性定数Ｋを有する弾性体と、前記内筒部及び前記外筒部の間の前記隙間内に入れられるとともに前記粘性定数Ｃを有する粘性体とを備えていてもよい。
この場合、上記弾性体及び粘性体を備えた一体的な粘弾性部材が使用されることとなり、当該部材の装置への組付作業を容易に行えるとともに、簡単な構成にて操舵機構での振動を抑制して操舵フィーリングの低下を容易に防止することができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記ラック軸と前記粘弾性部材との間に、高粘着性の潤滑剤を介在させることが好ましい。
この場合、高粘着性の潤滑剤がラック軸と粘弾性部材との間に存在しているので、上記粘弾性部材の粘性及び弾性による不必要な路面ノイズの遮断性を高めることができ、操舵機構での路面ノイズの悪影響をより効果的に抑えた装置を容易に構成することができる。

［７．２ 粘弾性部材に関する好ましい実施の形態］
図１に示すように、ラック軸３２を収納するラックハウジング３３の内部には、ラック軸３２に対して粘性及び弾性が作用するように、所定の粘性及び弾性を有する筒状の粘弾性部材５００が設けられている。また、この粘弾性部材５００は、ラック軸３２上に塗布された高粘着性の潤滑剤を介在させて当該ラック軸３２に連結されている。この潤滑剤は、ラック軸３２が比較的高速で動こうとするときに当該ラック軸３２に対し抵抗となり、ラック軸３２が比較的低速で動こうとするときに当該ラック軸３２に対し抵抗とならないように、その粘着性が選択されており、粘弾性部材５００の粘性及び弾性によるモータ制御に不必要な路面ノイズの遮断性を高めている。

具体的にいえば、上記粘弾性部材５００は、図４９も参照して、内筒部５１１ａと、その内筒部５１１ａと隙間を有して包囲する外筒部５１１ｂとを有する二重筒形状の金属製の容器５１１により一体的に構成されている。また、この容器５１１では、内筒部５１１ａ及び外筒部５１１ｂを一体的に連結する梁５１１ｃが例えば容器５１１の軸方向中央部分で周方向に沿って例えば９０°間隔で複数設けられている。また、この梁５１１ｃは、例えば板バネ材にて構成されたものであり、粘弾性部材５００の弾性体を構成するとともに、上記内筒部５１１ａ及び外筒部５１１ｂが一体的に連結されて容器５１１全体が剛体となるのを阻止している。また、容器５１１内では、粘弾性部材５００の粘性体を構成する、例えば合成ゴムからなる粘性材５１２が内筒部５１１ａと外筒部５１１ｂとの間で梁５１１ｃに区画された各隙間内に入れられている。そして、粘弾性部材５００では、上記潤滑剤を介して内筒部５１１ａの内周面をラック軸３２の外周面に密接させ、外筒部５１１ｂの外周面をラックハウジング３３の内面に固定させることにより、当該部材５００がラック軸３２上に配置されて、操舵部材１へのステアリング操作や操向車輪５側から逆入力された外乱（路面ノイズ）などに応じて図の左右方向に移動するラック軸３２に弾性及び粘性を作用させるようになっている。尚、上記説明以外に、容器５１１の各部を同一の金属材により構成し、その梁の厚さを薄くすることで当該梁に弾性を付与したものでもよい。

また、この粘弾性部材５００では、その粘性及び弾性をラック軸３２に作用させているので、操向車輪５側から当該ラック軸３２に逆入力される上記路面ノイズに周波数依存性を持たせることができ、この路面ノイズの周波数帯域のうち、例えば１０Ｈｚ以上の不必要な高周波帯域をカットすることができる。詳細には、操舵部材１に加えられたステアリング操作やドライバーが操舵部材１を介して体感すべき路面情報、例えば路面と操向車輪５との間のすべり具合に応じてラック軸３２が動く場合では、当該ラック軸３２は比較的低速で、長い周期で移動する。このような比較的遅いラック軸３２の動きに対しては、粘弾性部材５００からの粘性及び弾性は抵抗としてほとんど作用せずにそのラック軸３２の動きを許容する。
これに対して、電動モータ９のアシスト制御に不必要な上記高周波帯域の外乱によってラック軸３２が動くときには、当該ラック軸３２は比較的高速で、短い周期で移動する。このような比較的速いラック軸３２の動きに対しては、粘弾性部材５００からの粘性及び弾性は抵抗として働いてラック軸３２の動きを抑えることにより、当該ラック軸３２から操舵機構Ａ側に上記外乱が伝えられるのを遮断する。

また、上記粘弾性部材５００では、その粘性材５１２の粘性定数Ｃがその材質（配合）などを適宜変更することにより下記の不等式（８１）を満足するよう設定されており、ラック軸３２と操向車輪５との間に形成される振動系の振動を容易に抑制可能に構成されている。
２（ＫＪ）^1/2 ≦ Ｃ ―――（８１）
但し、（８１）式において、Ｊはラック軸３２の操向車輪４側の慣性であり、Ｋは粘弾性部材５００（梁１１ｃ）の弾性定数である。このような粘性定数Ｃを有する粘弾性部材５００を用いることにより、ラック軸３２に対して適切な値の粘性及び弾性を付与することができ、上記振動系の振動を抑えることができる。

詳細にいえば、上記振動系は、ラプラス演算子をｓとしたときに、上述の慣性Ｊと、粘弾性部材１０の弾性定数Ｋ及び粘性定数Ｃとを用いた次の２次振動系の伝達関数、１／（Ｊｓ²＋Ｃｓ＋Ｋ）で表される。この伝達関数は、次の（８２）及び（８３）式のように展開することができることから、上記振動系の固有角周波数ωn及び減衰係数ζは、（８２）及び（８３）式の分母項の等価条件によって下記の（８４）及び（８５）式でそれぞれ示される。
１／（Ｊｓ²＋Ｃｓ＋Ｋ） ＝ （１／Ｊ）／（ｓ²＋Ｃｓ／Ｊ＋Ｋ／Ｊ） ――（８２）
＝ （１／Ｊ）／（ｓ²＋２ζωnｓ＋ωn²） ――（８３）
ωn ＝ （Ｋ／Ｊ）^1/2 ――（８４）
ζ ＝ Ｃ／２Ｊωn ＝Ｃ／２（ＫＪ）^1/2 ――（８５）
ここで、上記減衰係数ζにおいて、その値が１以上であれば、その２次振動系での振動（共振）が確実に防がれることから、上記（８５）式から上述の不等式（８１）を得ることができる。

また、上記減衰係数ζについては、その適正な範囲として次の不等式（８６）により規定してもよい。
０．４ ≦ ζ ≦ ２ ――（８６）
詳細には、上記（８６）式にて規定される減衰係数ζでは、０．４以上の値を選ぶことによって０．８（ＫＪ）^1/2以上の上記粘性定数Ｃが選択されて、粘弾性部材５００はその粘性及び弾性を最低限必要な負荷（抵抗）としてラック軸３２に与えることができ、例えば操向車輪５側から外乱が入力したときでも、上記高粘着性の潤滑剤を使用した点とも相まって、そのラック軸３２での振動とこれに伴う操舵フィーリングの変化がドライバーに認識されない程度に、粘弾性部材５００からの抵抗がラック軸３２に付与されて当該振動を抑制することができる。

また、上記のような２次振動系において、ステップ応答が定常状態に対してオーバシュートしないための条件は、理論上、減衰係数ζを２^-1/2以上とすることである。すなわち、粘性定数Ｃが、好ましくは上記（８５）式より（２（ＫＪ）^1/2／２^1/2）以上に設定されることにより、上記振動系の固有振動数においてゲインがピークをもたずに比較的安定した系を構成することができる点で好ましい。
また、２以下の減衰係数ζを選ぶことにより、粘弾性部材５００からラック軸３２に与えられる粘性及び弾性を制限して、ラック軸３２、ひいては操舵機構Ａでの応答性が低下するのを抑えることができる。しかも、粘弾性部材５００からラック軸３２に加えられる粘性及び弾性（抵抗）を制限しているので、操舵部材１に対するステアリング操作が過剰に重くなるのを防ぐことができる。

尚、０．４未満の減衰係数ζを選択したときには、粘弾性部材５００からラック軸３２に付与される粘性及び弾性が不足してそのラック軸３２を含んだ上記振動系が安定せずに、この振動系での振動に起因する操舵フィーリングの低下などを招き易い。
また、２よりも大きい減衰係数ζを選んだときには、粘弾性部材５００からの粘性及び弾性が不必要に大きくなって、ステアリング操作を比較的行い難くなったりして、操舵フィーリングが比較的低下する。

以上のように構成された本実施形態の電動パワーステアリング装置では、ラック軸３２に対して粘弾性部材５００が粘性及び弾性を作用させることにより、ラック軸３２に連結された操向車輪５から逆入力される外乱（路面ノイズ）のうち、不必要な周波数帯域をカットしている。これにより、路面ノイズの不必要な周波数帯域が操舵機構Ａ側に逆入力されるのを防ぐことができ、当該操舵機構Ａに対する路面ノイズの悪影響を簡単な構成で確実に抑制して、操舵フィーリングの低下を抑えることができる。また、粘弾性部材５００がラック軸３２とラックハウジング３３との間の空きスペースに配置されているので、装置構成を大型化する必要がない。
また、本実施形態では、ラック軸３２と粘弾性部材５０との間に高粘着性の潤滑剤を介在させることにより、粘弾性部材５０の粘性及び弾性による不必要な路面ノイズの遮断性を高めているので、操舵機構Ａでの路面ノイズの悪影響をより効果的に抑えた装置を容易に構成することができる。

尚、上記の説明では、ラック軸３２とラックハウジング３３との間に粘弾性部材５００を設けた場合について説明したが、本発明は所定の粘性及び弾性をラック軸３２に作用させるものであればよく、粘弾性部材の構成、形状、設置数あるいは高粘着性の潤滑剤の有無などは上述のものに何等限定されない。但し、図４９に示したように、粘性体と弾性体とが一体化された部材５００を用いる場合の方が、当該部材５００の装置への組付作業を容易に行える点で好ましい。さらに、このような簡単な構成により、装置での振動を抑制して操舵フィーリングの低下を容易に防止することができ、しかも装置部品点数を削減できる点で好ましい。

［８． 操舵機構での振動抑制（収斂性向上）］
［８．１ 操舵機構での振動抑制に関する考察］
ステアリング装置では、トーションバー２３の弾性（バネ）によって振動し易く、例えば操舵部材１を手放しにしたときでの収斂性が悪くなることがあった。従来装置には、上記入出力軸の間に介在させた巻きブッシュから摩擦（抵抗）を付与して、上記収斂性の悪化を抑えたものがある（例えば、特許文献２０参照。）。
また、従来装置には、特許文献２１に記載されているように、操舵部材の操舵角速度に応じて定めた粘性補償値を、車速を基に補正することにより、上記振動による操舵フィーリングの低下を制御的に抑制しようとしたものもある。

しかしながら、特許文献２０のような摩擦を付与する従来装置では、上記トルクセンサの出力にヒステリシスが生じて操舵部材の中点を判別しにくいなどの不具合が発生し、この不具合に起因して操舵フィーリングが低下することがあった。また、特許文献２１の従来装置では、高車速時に粘性が大きくなるよう補正するとともに、低車速時に粘性を打ち消すような補正を行っていたが、つまるところ例えばそれら補正の区切りとなる車速においてアシストトルクのリニアリティが損なわれ、操舵フィーリングが低下した。

そこで、操舵機構での振動を容易に抑制し、操舵フィーリングの低下を抑えるには次の構成を採用できる。
すなわち、好ましい電動パワーステアリング装置は、操舵部材から操向車輪に至る操舵機構に、電動モータの動力を付与して操舵補助を行う電動パワーステアリング装置であって、前記操舵機構は、前記操舵部材側及び前記操向車輪側にそれぞれ連結される入力軸及び出力軸と、これら入出力軸に一端側及び他端側が連結されたトーションバーとを備え、前記入力軸と前記出力軸との間または前記トーションバーと前記入出力軸の一方の軸との間に粘弾性部材を設けるとともに、前記トーションバーの弾性定数をＫ１とし、前記粘弾性部材の弾性定数をＫ２とし、前記トーションバーの前記操舵部材側の慣性をＪとしたときに、前記粘弾性部材は、その粘性定数Ｃが下記の不等式（９１）
０．８（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ≦ Ｃ ―――（９１）
を満足するように設定されていることを特徴とするものである。

上記のように構成された電動パワーステアリング装置では、不等式（９１）を満足した粘性定数Ｃを有する粘弾性部材を操舵機構内の上記入出力軸間またはトーションバーと入出力軸の一方との間に設けることにより、発明者等は、当該粘弾性部材から適切な粘性を操舵機構に付与させることができる知見を得た。そして、上記粘弾性部材からの粘性により、トーションバーの弾性による操舵機構での振動を容易に抑制できることを見出した。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記粘弾性部材は、その粘性定数Ｃが下記の不等式（９２）
０．８（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ≦ Ｃ ≦ ４（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ――（９２）
を満足するように設定されていることが好ましい。
この場合、粘弾性部材から操舵機構に付与される粘性が不等式（９２）の右辺項によって制限されることとなり、当該操舵機構での応答性が低下するのを抑制することができる。

また、上記電動パワーステアリング装置において、前記粘弾性部材は、内筒部と、その内筒部を隙間を有して包囲する外筒部と、前記内筒部と前記外筒部とを連結するとともに前記弾性定数Ｋ２を有する弾性体と、前記内筒部及び前記外筒部の間の前記隙間内に入れられるとともに前記粘性定数Ｃを有する粘性体とを備えてもよい。
この場合、上記弾性体及び粘性体を備えた一体的な粘弾性部材が使用されることとなり、当該部材の操舵機構への組付作業を容易に行えるとともに、簡単な構成にて操舵機構での振動を抑制して操舵フィーリングの低下を容易に防止することができる。

［８．２ 粘弾性部材に関する好ましい実施の形態］
図１に示すように、入力軸２２と出力軸２４との間には、筒状の粘弾性部材６００が設けられている。この粘弾性部材６００は、図５０も参照して、内筒部６１１ａと、その内筒部６１１ａを隙間を有して包囲する外筒部６１１ｂとを有する二重筒形状の金属製の容器６１１により一体的に構成されている。また、この容器６１１では、内筒部６１１ａ及び外筒部６１１ｂを一体的に連結する梁６１１ｃが周方向に沿って例えば１２０°間隔で複数設けられている。また、この梁６１１ｃは、例えば板バネ材にて構成されたものであり、粘弾性部材６００の弾性体を構成している。また、容器６１１内では、粘弾性部材６００の粘性体を構成する、例えば合成ゴムからなる粘性材６１２が内筒部６１１ａと外筒部６１１ｂとの間で梁６１１ｃに区画された各隙間内に入れられている。そして、粘弾性部材６００では、内筒部６１１ａの内周面を入力軸２２の外周面に密接させ、外筒部６１１ｂの外周面を出力軸２４の内周面に密接させることにより、当該部材６００は入出力軸２２、２４間に配置されて、操舵部材１へのステアリング操作などに応じて周方向に回動する入出力軸２２、２４に弾性及び粘性を作用させるようになっている。尚、上記説明以外に、容器１１の各部を同一の金属材により構成し、その梁の厚さを薄くすることで当該梁に弾性を付与したものでもよい。

また、上記粘弾性部材６００では、その粘性材６１２の粘性定数Ｃがその材質（配合）などを適宜変更することにより、下記の不等式（９１）好ましくは不等式（９２）を満足するよう設定されており、トーションバー２３の弾性（バネ）による操舵機構Ａでの振動を容易に抑制可能に構成されている。
０．８（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ≦ Ｃ ―――（９１）
０．８（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ≦ Ｃ ≦ ４（（Ｋ１＋Ｋ２）Ｊ）^1/2 ――（９２）
但し、（９１）及び（９２）式において、Ｊはトーションバー２３の操舵部材１側（バネ上）の慣性であり、Ｋ１はトーションバー２３の弾性定数であり、Ｋ２は梁６１１ｃの弾性定数である。このような粘性定数Ｃを有する粘弾性部材６００を用いることにより、操舵軸２に対して適切な値の粘性を付与することができ、操舵機構Ａでの振動を抑えることができる。また、（９２）式の右辺項の値により、粘性定数Ｃの上限を規定することにより、当該操舵機構Ａでの応答性が低下するのを抑制することができる。尚、上記バネ上の慣性Ｊは、主に操舵部材１の慣性である。

詳細にいえば、上記操舵機構Ａでの振動系は、ラプラス演算子をｓとしたときに、上述のバネ上の慣性Ｊ、弾性定数Ｋ１とＫ２との和Ｋ０、及び粘性定数Ｃとを用いた次の２次振動系の伝達関数、１／（Ｊｓ²＋Ｃｓ＋Ｋ０）で表される。この伝達関数は、次の（９３）及び（９４）式のように展開することができることから、上記振動系の固有角周波数ωn及び減衰係数ζは、（９３）及び（９４）式の分母項の等価条件によって下記の（９５）及び（９６）式でそれぞれ示される。
１／（Ｊｓ²＋Ｃｓ＋Ｋ０） ＝ （１／Ｊ）／（ｓ²＋Ｃｓ／Ｊ＋Ｋ０／Ｊ）―（９３）
＝ （１／Ｊ）／（ｓ²＋２ζωnｓ＋ωn²） ―（９４）
ωn ＝ （Ｋ０／Ｊ）^1/2 ――（９５）
ζ ＝ Ｃ／２Ｊωn ＝Ｃ／２（Ｋ０Ｊ）^1/2 ――（９６）

ここで、上記減衰係数ζは、その適正な範囲として次の不等式（９７）により規定されている。続いて、この不等式（９７）に上記（９６）式を代入し順次変形すると、上記慣性Ｊ及び弾性定数Ｋ０（＝Ｋ１＋Ｋ２）にて粘性定数Ｃを規定する上述の（９１）及び（９２）式を得ることができる。
０．４ ≦ ζ ≦ ２ ――（９７）
詳細には、上記（９７）式にて規定される減衰係数ζでは、０．４以上の値を選ぶことにより、粘弾性部材６００はその粘性を最低限必要な負荷（抵抗）として入出力軸２２、２４の間、つまり操舵機構Ａの操舵軸２に与えることができ、操向車輪５側から外乱などが入力したときでも、その操舵軸２での振動とこれに伴う操舵フィーリングの変化がドライバーに認識されない程度に、粘弾性部材６００からの抵抗が操舵軸２に付与されて当該振動を抑制することができる。

また、上記のような２次振動系において、ステップ応答が定常状態に対してオーバシュートしないための条件は、理論上、減衰係数ζを２^-1/2以上とすることである。すなわち、粘性定数Ｃが、好ましくは上記（９６）式より（２（Ｋ０Ｊ）^1/2／２^1/2）以上に設定されることにより、上記振動系の固有振動数においてゲインがピークをもたずに比較的安定した系を構成することができる点で好ましい。つまり、例えば車両旋回状態から直進状態に移行する際に操舵部材１を手放し状態にしたときに、粘弾性部材６０は適切な粘性を操舵軸２に与えることができ、操舵部材１が中立位置に戻る際に、行き過ぎ（オーバーシュート）が生じるのを防ぐことができる。この結果、操舵部材１の収斂性が悪化するのを防ぐことができるとともに、上記トルクセンサ７の検出結果にヒステリシスが生じるのを防いで、操舵部材１の中立位置を判別できないなどの不具合を防ぐことができる。さらに、減衰係数ζの値を１以上、つまり粘性定数Ｃを（２（Ｋ０Ｊ）^1/2）以上と設定することにより、上記振動系での振動（共振）を防げる点で好ましい。
また、２以下の減衰係数ζを選ぶことにより、粘弾性部材６００から操舵機構Ａ側に与えられる粘性を制限して、当該操舵機構Ａでの応答性が低下するのを抑えることができ、ヒステリシスが上記トルクセンサ７の検出結果に表れるのを確実に防ぐことができる。しかも、粘弾性部材６００から操舵軸２に加えられる粘性（抵抗）を制限しているので、操舵部材１に対するステアリング操作が過剰に重くなるのを防ぐことができる。

尚、０．４未満の減衰係数ζを選択したときには、粘弾性部材６００から操舵機構Ａ側に付与される粘性が不足してその機構Ａ内の上記振動系が安定せずに、この振動系での振動に起因する操舵フィーリングの低下などを招き易い。
また、２よりも大きい減衰係数ζを選んだときには、粘弾性部材６００からの粘性が不必要に大きくなって、ステアリング操作を比較的行い難くなったりして、操舵フィーリングが比較的低下する。

ここで、上記粘性定数Ｃの具体的な数値例を示すと、トーションバー２３の弾性定数Ｋ１の設計値は、操舵軸２周りの換算値でＫ１＝２９（kgf・cm／deg）＝２９×９．８×１０^-2×１８０／π（Ｎｍ／rad）＝１６２．８（Ｎｍ／rad）である。また、粘弾性部材６００の弾性定数Ｋ２の設計値は、操舵軸２周りの換算値でＫ２＜１（kgf・cm／deg）＝５．６（Ｎｍ／rad）程度である。それ故、これら弾性定数Ｋ１、Ｋ２の和Ｋ０は、１６３〜１６９（Ｎｍ／rad）となる。また、トーションバー２３の操舵部材１側のバネ上慣性Ｊの実測値例は、Ｊ＝０．０２０〜０．０２５（kg・ｍ²）程度である。
以上の弾性定数Ｋ０及び慣性Ｊの具体値を上記不等式（９２）に代入すると、好ましい粘性定数Ｃの具体的な範囲として、１．４４≦Ｃ≦８．２２が得られる。

以上のように構成された本実施形態の電動パワーステアリング装置では、上記不等式（９１）で規定される粘性定数Ｃを有する粘弾性部材６００を入出力軸２２、２４の間に設けて、操舵機構Ａの操舵軸２に適切な粘性を付与しているので、当該操舵機構Ａでの振動を容易に抑制することができ、振動に起因する操舵フィーリングの低下を抑えることができる。また、（９２）式の右辺項の値により、粘性定数Ｃを規定することにより、入出力軸２２、２４間に作用する粘弾性部材６００の粘性を制限して、操舵機構Ａでの応答性が低下するのを抑制することができ、例えば操舵部材１の戻し操作が過剰に遅くなるのをより確実に抑えて操舵フィーリングの低下も抑えることができる。また、トルクセンサ７の検出結果にヒステリシスが現れるのを防ぐことができるので、操舵部材１の中立位置を判別できないなどの不具合が生じるのを防いで操舵フィーリングの低下も防ぐことができる。さらに、操舵機構Ａでの振動を粘弾性部材６００により抑制しているので、同振動によるフィーリング低下をアシスト制御にて抑えようとした上記特許文献２の従来例と異なり、電動モータ９の駆動制御を煩雑化する必要がない。また、操舵機構Ａでの振動を容易に抑制することができるので、油圧式パワーステアリング装置に比べて、トーションバー周りの摩擦が遙かに低い（例えば、０．０５Ｎ程度）の電動パワーステアリング装置を搭載した車両の乗り心地や操作性などを簡単に向上させることができる。

以下、発明者等が実施した評価試験での試験結果について、図５１を参照して具体的に説明する。
この評価試験では、入出力軸２２、２４間に上記粘弾性部材６００を配置した実施例品と、入出力軸２２、２４間に摩擦体（巻ブッシュ）を配置した従来相当品と、これらの粘弾性部材６００及び摩擦体を全く介在させていない比較品とを用意した。そして、これらの各操舵機構に対し、その操向車輪側からインパルスを加え操舵部材側に設置した振動計により、その応答波形を検出した。この結果、図５１（ａ）に示すように、実施例品では、入力インパルスに対し１回振動しただけで、その振動は直ちに収束した。
これに対して、上記従来相当品では、図５１（ｂ）に示すように、２〜３回程度振動してその収束時間が本発明品よりも長くなるとともに、摩擦体の摩擦定数などで定まる定常偏差（操舵部材１での中立位置からずれ）が生じていた。
さらに、上記比較品では、図５１（ｃ）に示すように、６〜７回程度振動し、本発明品に比べて、その振動が収まるまでに遙かに長い時間を要した。

尚、上記の説明では、入出力軸２２、２４の間に粘弾性部材６００を介在させた場合について説明したが、本発明は、これに限定されるものではなく粘性定数Ｃが不等式（９１）を満足するよう設定された粘弾性部材をトーションバー２３と入力軸２２との間、またはトーションバー２３と出力軸２４との間に配置するものであればよい。
また、上記の説明では、容器６１１内に梁（弾性体）６１１ｃ及び粘性材（粘性体）６１２を設けた粘弾性部材６００について説明したが、本発明は上記粘性定数Ｃ及び弾性定数Ｋ２を有する粘弾性部材であればよく、その構成、形状、設置数などは上述のものに何等限定されない。但し、図５０に示したように、容器６１１内で粘性体と弾性体とが一体化された粘弾性部材６００を用いる場合の方が、当該部材６００の操舵機構Ａへの組付作業を容易に行える点で好ましい。さらに、このような簡単な構成により、操舵機構Ａでの振動を抑制して操舵フィーリングの低下を容易に防止することができる点で好ましい。

電動パワーステアリング装置の主要部の構成を示す模式図である。 位相補償部の特性を示すボード線図である。 電動パワーステアリング装置の特性を示すボード線図である。 位相補償を行わない場合の電動パワーステアリング装置のパワースペクトル解析結果である。 位相補償を行った場合の電動パワーステアリング装置のパワースペクトル解析結果である。 ラック軸とピニオン軸との交叉部分近傍の拡大図である。 ラック歯とピニオン歯との噛合部の横断面図である。 ピニオン歯の歯緒元の選定手順を示すフローチャートである。 トロコイド干渉クリアランスの説明図である。 ラックピニオン式ステアリングギヤの回転トルク測定データである。 ラックピニオン式ステアリングギヤの逆転入力測定データである。 望ましい歯面形状の修正形態を示す説明図である。 歯面形状修正の効果を調べた結果を示す図である。 小歯車の歯数と小歯車のモジュールとの関係を示す図である。 小歯車の圧力角とトロコイド干渉クリアランス、及び歯先の歯厚との関係を示す図である。 小歯車の歯丈に対する歯面応力及び歯先の歯厚の関係を示す図である。 本発明の実施の形態に係る電動パワーステアリング装置に使用する減速機の歯面形状の説明図である。 操舵軸回りの回転トルク測定データである。 減速機効率測定データである。 モータのロストルク測定データである。 電動パワーステアリング装置の制御装置であるＥＣＵの構成を示すブロック図である。 駆動回路内の配線抵抗の相間での調整を説明するための回路図（ａ）ならびに要部形状を示す模式図（ｂ）および（ｃ）である。 電流制御系を伝達関数を用いて表現したブロック線図である。 トルクリップルの低減効果を説明するためのモータトルクの波形図である。 従来の電動パワーステアリング装置におけるモータ・駆動回路系の周波数特性を示すボード線図である。 電動モータでの３相交流座標とｄ−ｑ座標との関係を示す図である。 ＥＣＵのより詳細な構成例を示すブロック図である。 図２７に示した磁界歪み補償部の具体的な構成例を示すブロック図である。 図２７に示した電流高次歪み補償部の具体的な構成例を示すブロック図である。 図２７に示した電流制御系の周波数特性の具体的を示すボード線図である。 電動モータの無付加誘導起電力（誘起電圧）の実測データの具体例を示す波形図である。 上記磁界歪み補償部にて決定される磁界歪み補償電流成分の具体的な波形を示す波形図である。 上記電動モータでの誘起電圧に含まれる高次成分とその１次成分に対する割合の測定例を示すグラフである。 上記電動モータの目標電流値と電流高次成分の１次成分に対するゲイン変化との測定例を示すグラフである。 上記伝動モータの具体的な出力トルクを示す波形図である。 アシストマップを示す図である。 電動パワーステアリング装置の操舵機構を簡略化して示す模式図である。 アシスト特性例を示す図である。 電動パワーステアリング装置におけるトルク開ループ伝達関数の特性をシミュレーションにより求めたものであって、非干渉化を行った場合と行わなかった場合とについてのボード線図である。 電動パワーステアリング装置において位相補償を行わない場合のボード線図、および、位相補償を行った場合のボード線図である。 ＥＣＵにおける位相補償部を中心としたブロック図である。 位相補償器の特性を示すボード線図である。 流れ補償電流演算のフローチャートである。 他の流れ補償電流演算のフローチャートである。 流れ補償電流演算における、車速と車速ゲインＧ（ｖ）との関係を示す図である。 モータ検出電流値の補正手順を示すフローチャートである。 （ａ）はコギングトルクを示すグラフ、（ｂ）は減速機のトルク変動を示すグラフ、（ｃ）は出力軸のトルク変動を示すグラフである。 第一ギヤと第２ギヤの噛み合い状態を示す図であり、（ａ）は第一のトルクが最大になる状態、（ｂ）は第一ギヤのトルクが最小になる状態を示す。 粘弾性部材の構成例を示す拡大図であり、（ａ）及び（ｂ）はそれぞれその平面図及び（ａ）のＡ−Ａ線断面図である。 粘弾性部材の構成例を示す拡大図であり、（ａ）及び（ｂ）はそれぞれその平面図及び（ａ）のＢ−Ｂ線断面図である。 電動パワーステアリング装置でのインパルス応答の試験結果を示すグラフであり、（ａ）及び（ｂ）はそれぞれ入出力軸間に粘弾性部材及び摩擦体を介在させたときの試験結果を示すグラフであり、（ｃ）は入出力軸間に粘弾性部材及び摩擦体のいずれも介在させなかったときの試験結果を示すグラフである。

符号の説明

Ａ 操舵機構
１ 操舵部材
２ 操舵軸
２２ 入力軸
２３ トーションバー
２４ 出力軸
３ ステアリングギヤ
８ 減速機
９ 操舵補助用の電動モータ
２１３ 位相補償部（ロードノイズ抑制制御手段）

Claims (1)

1. トルクセンサによって検出した操舵トルクに応じたアシストトルクをモータに発生させるためのアシスト制御電流値を求める手段と、
   車両が左又は右に流れるのを抑えるためのトルクを前記モータに発生させるための流れ補償電流値を、前記アシスト制御電流値に加算する手段と、
   を備え、
   前記流れ補償電流は、Ｉｃ・Ｇ（ｖ）の式に従って算出され、
   ここで、Ｉｃは一定の電流値であり、Ｇ（ｖ）は車速ゲインであり、車速０又は０付近では車速ゲインＧ（ｖ）が０とされ、車速の増加に従って連続的に車速ゲインＧ（ｖ）が０から１まで増加し、所定速度以上では車速ゲインＧ（ｖ）を１としたものである
   ことを特徴とする電動パワーステアリング装置。
   

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