JP5180610B2

JP5180610B2 - 車両の駆動力制御装置

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Publication number: JP5180610B2
Application number: JP2008025552A
Authority: JP
Inventors: 毅米田; 孝之牛島; 正人五十嵐
Original assignee: Fuji Jukogyo KK
Current assignee: Subaru Corp
Priority date: 2008-02-05
Filing date: 2008-02-05
Publication date: 2013-04-10
Anticipated expiration: 2028-02-05
Also published as: JP2009185672A

Description

本発明は、発進、直進、旋回の様々な走行場面において車輪のグリップ力を適切に維持するように駆動力を制御する車両の駆動力制御装置に関する。

従来より、車輪のスリップを抑制すべく駆動力を制限制御する様々なトラクション制御装置が提案され、実用化されている。

例えば、特開平１０−３１００４２号公報には、各車輪の摩擦円半径の推定値を求め、この摩擦円半径の推定値を超えない範囲内で、車両の走行状態により推定した各車輪が発生している横力と前後力との合力を調節する技術が開示されている。
特開平１０−３１００４２号公報

ところで、上述の特許文献１に開示されるようなトラクション制御に用いられる路面摩擦係数の推定やタイヤ力を把握するのに必要な情報は、特に低速時に精度良く得ることが困難なため、低速時におけるトラクション制御が十分な効果を発揮することができない虞がある。例えば、セルフアライニングトルクを用いた路面摩擦係数の推定では、低速において高めに路面摩擦係数を検出する傾向があり、これによりトルクダウン量を過小に設定して十分なトルクダウンを行えなくなる可能性がある。そこで、これを回避するために、やむなく車輪速がある速度以上にならないとトラクション制御を作動させない、などの処置が考えられるが、これでは雪道などの転舵発進等にトラクション制御が作動しないという問題が生じる。

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、発進、直進、旋回のあらゆる走行場面において、的確に精度良く駆動力を制御して車両の安定性を向上させることができる車両の駆動力制御装置を提供することを目的とする。

本発明は、駆動源の出力を低減することで車輪のグリップ力を適切に維持する車両の駆動力制御装置において、少なくとも路面摩擦係数に基づいたトルクダウン量であって、所定の低車速領域では小さな値となる特性を有する第１のトルクダウン量を設定する第１のトルクダウン量設定手段と、横加速度を検出する横加速度検出手段と、操舵角を検出する操舵角検出手段と、ヨーレートを検出するヨーレート検出手段と、上記検出した操舵角を基に目標ヨーレートを演算する目標ヨーレート演算手段と、上記検出したヨーレートと上記目標ヨーレートとを比較するヨーレート比較手段と、少なくとも上記横加速度と上記ヨーレートの比較結果及び上記所定の低車速領域では大きな値となる補正係数とを用いて第２のトルクダウン量を設定する第２のトルクダウン量設定手段と、上記第１のトルクダウン量と上記第２のトルクダウン量とに基づいて駆動源の出力を低減する出力制御手段とを有することを特徴としている。

本発明による車両の駆動力制御装置によれば、発進、直進、旋回のあらゆる走行場面において、的確に精度良く駆動力を制御して車両の安定性を向上させることが可能となる。

以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。
図１乃至図２２は本発明の実施の一形態を示し、図１は駆動力制御装置の構成を示す機能ブロック図、図２は駆動力制御プログラムのフローチャート、図３は路面摩擦係数推定装置の構成を示す機能ブロック図、図４は操舵角−操舵トルク特性の説明図、図５は車速と前輪すべり角に応じて設定される復帰速度の特性図、図６は操安キャパシティと車速及び車輪すべり角の関係を示す説明図、図７は本実施形態による路面摩擦係数推定の一例を示すタイムチャート、図８は要求エンジントルクを発生するためのアクセル開度とスロットル開度との関係の一例を示す説明図、図９はエンジン回転数とスロットル開度により設定される要求エンジントルクの一例を示す説明図、図１０は第１のトルクダウン量演算部の構成を示す機能ブロック図、図１１は第１のトルクダウン量演算処理ルーチンのフローチャート、図１２は図１１から続くフローチャート、図１３は付加ヨーモーメント演算ルーチンのフローチャート、図１４は横加速度飽和係数の説明図、図１５は車速感応ゲインの特性マップ、図１６は高μ路と低μ路での付加ヨーモーメントの値の差異の説明図、図１７は第２のトルクダウン量演算部の構成を示す機能ブロック図、図１８は第２のトルクダウン量演算処理ルーチンのフローチャート、図１９は車体すべり角速度に対するトルクダウン基本量の特性の説明図、図２０はヨーレート偏差に対する第１の補正係数の特性の説明図、図２１はカントが横加速度センサに及ぼす影響を示す説明図、図２２は車速に対する第２の補正係数の特性の説明図である。尚、本実施形態では、車両として、センタデファレンシャル付４輪駆動車を例とし、差動制限クラッチ等（締結トルクＴLSD）により前後駆動力配分をセンタデファレンシャルによるベーストルク配分Ｒf_cdから可変自在な車両を例に説明する。

図１において、符号１は車両に搭載され、駆動力を適切に抑制する車両の駆動力制御装置を示し、この駆動力制御装置１には、各車輪の車輪速センサ１１、ハンドル角センサ１２、ヨーレートセンサ１３、横加速度センサ１４、アクセル開度センサ１５、エンジン制御部１６、トランスミッション制御部１７、路面μ推定装置１８が接続され、各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrr（添字の「ｆｌ」は左前輪、「ｆｒ」は右前輪、「ｒｌ」は左後輪、「ｒｒ」は右後輪を示す）、ハンドル角θＨ、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）、アクセル開度θACC、エンジン回転数Ｎｅ、エンジントルクＴeg、主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔ、差動制限クラッチの締結トルクＴLSD、路面摩擦係数μが入力される。

そして、駆動力制御装置１は、これら入力信号に基づき、後述の駆動力制御プログラムに従って、適切な駆動力を演算し、エンジン制御部１６に出力する。エンジン制御部１６は、後述の如く出力制御手段として、図示しないスロットル制御部に制御信号を出力してモータを駆動させ、スロットル弁を作動させる。

ここで、まず、図３〜図７を基に、上述の駆動力制御装置１に入力する路面摩擦係数μを推定する路面μ推定装置１８について説明する。路面μ推定装置１８は、セルフアライニングトルクＴsaを基に路面摩擦係数μを推定するものであり、ラック推力ＦｒとセルフアライニングトルクＴsaとの関係が、以下の（１）式の関係であることから、ラック推力ＦｒによりセルフアライニングトルクＴsaの変化を検出して路面摩擦係数μを推定するものとなっている。
Ｆｒ＝（２／Ｌｎ）・Ｔsa …（１）
ここで、Ｌｎはナックルアーム長である。

路面μ推定装置１８は、図３に示すように、各車輪の車輪速センサ１１、ハンドル角センサ１２、ヨーレートセンサ１３、横加速度センサ１４、エンジン制御部１６、トランスミッション制御部１７、操舵トルクセンサ２１、電動パワーステアリングモータ２２が接続され、各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrr、ハンドル角θＨ、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）、エンジン回転数Ｎｅ、エンジントルクＴeg、主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔ、差動制限クラッチの締結トルクＴLSD、ドライバ操舵力Ｆｄ、電動パワーステアリングによるアシスト力ＦEPSが入力される。

そして、路面μ推定装置１８は、上述の各入力信号に基づき路面摩擦係数μを推定し、駆動力制御装置１に出力する。すなわち、路面μ推定装置１８は、車速演算部１８ａ、前輪すべり角演算部１８ｂ、前輪接地荷重演算部１８ｃ、前輪前後力演算部１８ｄ、前輪横力演算部１８ｅ、前輪摩擦円利用率演算部１８ｆ、推定ラック推力演算部１８ｇ、基準ラック推力演算部１８ｈ、ラック推力偏差演算部１８ｉ、路面摩擦係数演算部１ｊから主要に構成されている。

車速演算部１８ａは、４輪車輪速センサ１１から各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrrが入力され、これらの平均を演算することで車速Ｖ（＝（ωfl＋ωfr＋ωrl＋ωrr）／４）を演算し、前輪すべり角演算部１８ｂ、路面摩擦係数演算部１８ｊに出力する。

前輪すべり角演算部１８ｂは、ハンドル角センサ１２からハンドル角θＨが、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、車速演算部１８ａから車速Ｖが入力される。そして、以下説明するように車両の運動モデルに基づいて前輪すべり角βｆを演算し、基準ラック推力演算部１８ｈ、路面摩擦係数演算部１８ｊに出力する。

車両横方向の並進運動に関する運動方程式は、前後輪のコーナリングフォース（１輪）をＣｆ，Ｃｒ、車体質量をｍとすると、
２・Ｃｆ＋２・Ｃｒ＝ｍ・（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２） …（２）
となる。

一方、重心点まわりの回転運動に関する運動方程式は、重心から前後輪軸までの距離をＬｆ，Ｌｒ、車体のヨーイング慣性モーメントをＩｚ、ヨー角加速度を（ｄγ／ｄｔ）として、以下の（３）式で示される。

２・Ｃｆ・Ｌｆ−２・Ｃｒ・Ｌｒ＝Ｉｚ・（ｄγ／ｄｔ） …（３）

また、車体すべり角をβ、車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）とすると、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）は、
（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）＝Ｖ・（（ｄβ／ｄｔ）＋γ） …（４）
で表される。
従って、上述の（２）式は、以下の（５）式となる。
２・Ｃｆ＋２・Ｃｒ＝ｍ・Ｖ・（（ｄβ／ｄｔ）＋γ） …（５）

コーナリングフォースはタイヤの横すべり角に対して１次遅れに近い応答をするが、この応答遅れを無視し、更に、サスペンションの特性をタイヤ特性に取り込んだ等価コーナリングパワーを用いて線形化すると以下となる。
Ｃｆ＝Ｋｆ・βｆ …（６）
Ｃｒ＝Ｋｒ・βｒ …（７）
ここで、Ｋｆ，Ｋｒは前後輪の等価コーナリングパワー、βｆ，βｒは前後輪のすべり角である。

等価コーナリングパワーＫｆ，Ｋｒの中でロールやサスペンションの影響を考慮するものとして、この等価コーナリングパワーＫｆ，Ｋｒを用いて、前後輪のすべり角βｆ，βｒは、前後輪舵角をδｆ，δｒ、ステアリングギヤ比をｎとして以下のように簡略化できる。
βｆ＝δｆ−（β＋Ｌｆ・γ／Ｖ）
＝（θＨ／ｎ）−（β＋Ｌｆ・γ／Ｖ） …（８）
βｒ＝δｒ−（β−Ｌｒ・γ／Ｖ） …（９）

以上の運動方程式をまとめると、以下の状態方程式が得られる。
（ｄｘ(t) ／ｄｔ）＝Ａ・ｘ(t) ＋Ｂ・ｕ(t) …（１０）
ｘ(t) ＝［β γ］^Ｔ
ｕ(t) ＝［θＨ δｒ］^Ｔ

ａ11＝−２・（Ｋｆ＋Ｋｒ）／（ｍ・Ｖ）
ａ12＝−１．０−２・（Ｌｆ・Ｋｆ−Ｌｒ・Ｋｒ）／（ｍ・Ｖ^２）
ａ21＝−２・（Ｌｆ・Ｋｆ−Ｌｒ・Ｋｒ）／Ｉｚ
ａ22＝−２・（Ｌｆ^２・Ｋｆ＋Ｌｒ^２・Ｋｒ）／（Ｉｚ・Ｖ）
ｂ11＝２・Ｋｆ／（ｍ・Ｖ・ｎ）
ｂ12＝２・Ｋｒ／（ｍ・Ｖ）
ｂ21＝２・Ｌｆ・Ｋｆ／Ｉｚ
ｂ22＝−２・Ｌｒ・Ｋｒ／Ｉｚ

すなわち、上述の（１０）式を解くことにより車体すべり角βを演算し、この車体すべり角βを上述の（８）式に代入して前輪すべり角βｆを演算する。

前輪接地荷重演算部１８ｃは、エンジン制御部１６からエンジントルクＴeg、エンジン回転数Ｎｅが入力され、トランスミッション制御部１７から主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔが入力される。

そして、以下の（１１）式により、前輪接地荷重Ｆzfを演算して前輪前後力演算部１８ｄ、前輪摩擦円利用率演算部１８ｆに出力する。
Ｆzf＝Ｗｆ−（（ｍ・Ａｘ・ｈ）／Ｌ） …（１１）
ここで、Ｗｆは前輪静荷重、ｈは重心高さ、Ｌはホイールベースであり、Ａｘは前後加速度（＝Ｆｘ／ｍ）である。この前後加速度Ａｘの演算式中のＦｘは総駆動力であり、例えば、以下の（１２）式により演算され、前輪前後力演算部１８ｄに対しても出力される。
Ｆｘ＝Ｔｔ・η・ｉｆ／Ｒｔ …（１２）
ここで、ηは駆動系伝達効率、ｉｆはファイナルギヤ比、Ｒｔはタイヤ半径である。また、Ｔｔはトランスミッション出力トルクであり、例えば、以下の（１３）式により演算され、このトランスミッション出力トルクＴｔも前輪前後力演算部１８ｄに対して出力される。
Ｔｔ＝Ｔeg・ｔ・ｉ …（１３）
ここで、ｔはトルクコンバータのトルク比であり、予め設定されている、トルクコンバータの回転速度比ｅ（＝Ｎｔ／Ｎｅ）とトルクコンバータのトルク比とのマップを参照することにより求められる。

前輪前後力演算部１８ｄは、トランスミッション制御部１７から差動制限クラッチの締結トルクＴLSDが入力され、前輪接地荷重演算部１８ｃから前輪接地荷重Ｆzf、総駆動力Ｆｘ、トランスミッション出力トルクＴｔが入力される。そして、例えば、後述する手順に従って、前輪前後力Ｆxfを演算し、前輪摩擦円利用率演算部１８ｆに出力する。

以下、前輪前後力Ｆxfを演算する演算する手順の一例を説明する。
まず、前輪荷重配分率ＷR_fを以下の（１４）式により演算する。
ＷR_f＝Ｆzf／Ｗ …（１４）
ここで、Ｗは車両重量（＝ｍ・Ｇ；Ｇは重力加速度）である。

次に、最小前輪前後トルクＴfminと最大前輪前後トルクＴfmaxを、以下の（１５）、（１６）式により演算する。
Ｔfmin＝Ｔｔ・Ｒf_cd−ＴLSD（≧０） …（１５）
Ｔfmax＝Ｔｔ・Ｒf_cd＋ＴLSD（≧０） …（１６）

次いで、最小前輪前後力Ｆxfminと最大前輪前後力Ｆxfmaxを、以下の（１７）、（１８）式により演算する。
Ｆxfmin＝Ｔfmin・η・ｉｆ／Ｒｔ …（１７）
Ｆxfmax＝Ｔfmax・η・ｉｆ／Ｒｔ …（１８）

そして、以下のように状態判定する。
・ＷR_f≦Ｆxfmin／Ｆｘのときは後輪側に差動制限トルクが増加されているとし、判定値Ｉ＝１とする。
・ＷR_f≧Ｆxfmax／Ｆｘのときは前輪側に差動制限トルクが増加されているとし、判定値Ｉ＝３とする。
・上記以外の場合は通常時と判定して、判定値Ｉ＝２とする。

次いで、上述の判定値Ｉに応じて、前輪前後力Ｆxfを以下のように演算する。
・Ｉ＝１の場合…Ｆxf＝Ｔfmin・η・ｉｆ／Ｒｔ …（１９）
・Ｉ＝２の場合…Ｆxf＝Ｆｘ・ＷR_f …（２０）
・Ｉ＝３の場合…Ｆxf＝Ｆxfmax・η・ｉｆ／Ｒｔ …（２１）

前輪横力演算部１８ｅは、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、横加速度センサ１４から横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が入力される。そして、以下の（２２）式により、前輪横力Ｆyfを演算し、前輪摩擦円利用率演算部１８ｆに出力する。
Ｆyf＝（Ｉｚ・（ｄγ／ｄｔ）
＋ｍ・（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）・Ｌｒ）／Ｌ …（２２）

前輪摩擦円利用率演算部１８ｆは、前輪接地荷重演算部１８ｃから前輪接地荷重Ｆzfが、前輪前後力演算部１８ｄから前輪前後力Ｆxfが、前輪横力演算部１８ｅから前輪横力Ｆyfが入力される。そして、以下の（２３）式により前輪摩擦円利用率ｒｆを演算し、路面摩擦係数演算部１８ｊに出力する。
ｒｆ＝（Ｆxf^２＋Ｆyf^２）^１／２／Ｆzf …（２３）

推定ラック推力演算部１８ｇは、ハンドル角センサ１２からハンドル角θＨが、操舵トルクセンサ２１からドライバ操舵力Ｆｄが、電動パワーステアリングモータ２２から電動パワーステアリングによるアシスト力ＦEPSが入力される。そして、以下の（２４）式により、推定ラック推力ＦＥを演算し、ラック推力偏差演算部１８ｉに出力する。
ＦＥ＝Ｆｄ＋ＦEPS−ＦFRI …（２４）
ここで、ＦFRIは、操舵系におけるフリクション等により生じる力であり、例えば、予め設定しておいたマップを参照することにより設定される。このマップの一例を図４に示す。この例では、ＦFRIは、操舵角−操舵トルクの特性で与えられ、操舵角と操舵角速度に基づくヒステリシス関数で与えられている。尚、この図４に示すマップの特性を、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）やドライバ操舵力Ｆｄの値をも考慮したマップ（具体的には、上昇側と下降側のヒステリシス間隔を、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）やドライバ操舵力Ｆｄが大きいほど広い特性に変更する）とし、ＦFRIをより精度良く求めるようにしても良い。このようにＦFRIを考慮することにより、ステアリングを切り増すときのみならず、戻すときにおいても推定ラック推力ＦＥを正確に演算することができ、路面摩擦係数μを広い範囲で推定することができるようになっている。

基準ラック推力演算部１８ｈは、前輪すべり角演算部１８ｂから前輪すべり角βｆが入力される。そして、以下の（２５）式により、基準ラック推力ＦＲを演算し、ラック推力偏差演算部１８ｉに出力する。
ＦＲ＝−２・Ｋｆ・（（ζｃ＋ζｎ）／Ｌｎ）・βｆ …（２４）
ここで、ζｃはキャスタトレール、ζｎはニューマチックトレールである。

ラック推力偏差演算部１８ｉは、推定ラック推力演算部１８ｇから推定ラック推力ＦＥが入力され、基準ラック推力演算部１８ｈから基準ラック推力ＦＲが入力される。そして、以下の（２６）式によりラック推力偏差ΔＦＲを演算し、路面摩擦係数演算部１８ｊに出力する。
ΔＦＲ＝｜ＦＥ−ＦＲ｜ …（２６）

路面摩擦係数演算部１８ｊは、車速演算部１８ａから車速Ｖが、前輪すべり角演算部１８ｂから前輪すべり角βｆが、前輪摩擦円利用率演算部１８ｆから前輪摩擦円利用率ｒｆが入力され、ラック推力偏差演算部１８ｉからラック推力偏差ΔＦＲが入力される。

そして、ラック推力偏差ΔＦＲと予め設定しておいた最大値判定閾値μmaxaとを比較して、ラック推力偏差ΔＦＲが最大値判定閾値μmaxa以上の場合は、タイヤがスリップしていると判断して、その時の前輪摩擦円利用率ｒｆを路面摩擦係数μとして設定する。また、ラック推力偏差ΔＦＲが最大値判定閾値μmaxaより小さい場合は、車速Ｖと前輪すべり角βｆに基づいて路面摩擦係数μを予め定めた設定値（例えば、１．０）に復帰させる復帰速度Ｖμを予め設定しておいたマップ（図５に一例を示す）を参照して定め、この復帰速度Ｖμで路面摩擦係数を復帰させていきながら路面摩擦係数μを演算して出力するようになっている。

尚、最大値判定閾値μmaxaは、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）の絶対値に応じて大きな値に設定するようにしても良い。

上述の復帰速度Ｖμを定めるマップは、図５に示すように、車速Ｖが高くなるほど、また、前輪すべり角βｆが高くなるほど、復帰速度Ｖμが低くなるような特性となっている。

車両を２輪モデルでモデル化すると、車両の操縦安定性を定める、所謂、操安キャパシティωｎ・ζは、以下の（２７）式で求められる。この操安キャパシティωｎ・ζが高いほど、車両の収束性が高いといえる。
ωｎ・ζ＝（ａ11＋ａ22）／２ …（２７）
尚、上述のａ11、及び、ａ22は、前述の（１０）式で説明したものであり、ａ11の項は、車体すべり角の収束性に寄与することが知られており、この項が線形的に変化する程、車両の安定性が向上するとともに、応答性がドライバのフィーリングに沿ったものとなる。また、ａ22の項は、ヨー運動の収束性に影響を与えるシステム行列要素であり、ヨーレートのネガティブフィードバックゲインとなるものである。

これらａ11、ａ22の項をタイヤの非線形性を２次式で簡易的に考慮すると、以下の（２８）、（２９）式で記述することが可能である。
ａ11＝（１／（ｍ・Ｖ））・（２・（Ｋｆ＋Ｋｒ）
−（（Ｋｆ^２／（μ^２・Ｆzf^２−Ｆxf^２）^１／２）・｜βｆ｜
＋（Ｋｒ^２／（μ^２・Ｆzr^２−Ｆxr^２）^１／２）・｜βｒ｜））…（２８）
ａ22＝（１／（Ｉｚ・Ｖ））・（２・（Ｌｆ^２・Ｋｆ＋Ｌｒ^２・Ｋｒ）
−（（Ｌｆ^２・Ｋｆ^２／（μ^２・Ｆzf^２−Ｆxf^２）^１／２）・｜βｆ｜
＋（Ｌｒ^２・Ｋｒ^２／（μ^２・Ｆzr^２−Ｆxr^２）^１／２）・｜βｒ｜））…（２９）
ここで、Ｆzrは後輪接地荷重、Ｆxrは後輪前後力である。

上述の（２８）、（２９）式からも明らかなように、車速Ｖが高くなるほど、ａ11、ａ22の項が小さくなり、従って、操安キャパシティωｎ・ζが小さくなる（図６（ａ）参照）。そこで、このことを考慮し、車速Ｖが高くなるほど、復帰速度Ｖμが低くなるような特性に設定して大きな急激な変化を抑制する特性としている。

同様に、上述の（２８）、（２９）式からも明らかなように、前輪すべり角βｆが高くなるほど、ａ11、ａ22の項が小さくなり、従って、操安キャパシティωｎ・ζが小さくなる（図６（ｂ）参照）。そこで、このことを考慮し、前輪すべり角βｆが高くなるほど、復帰速度Ｖμが低くなるような特性に設定して大きな急激な変化を抑制する特性としている。

尚、本実施の形態では、前輪すべり角βｆを用いて復帰速度Ｖμの設定を行うようにしているが、上述の（２８）、（２９）式からも明らかなように、後輪すべり角βｒを用いて復帰速度Ｖμの設定を行うようにしても良い。

この路面摩擦係数推定による一例を図７のタイムチャートで説明する。
時刻ｔ１までは、ΔＦＲ＜μmaxaであり、路面摩擦係数μも１．０に安定して設定されている。

時刻ｔ１〜時刻ｔ２では、ΔＦＲ≧μmaxaとなり、タイヤがスリップしていると判断されて、その時の前輪摩擦円利用率ｒｆが路面摩擦係数μとして設定される。

そして、時刻ｔ２〜時刻ｔ３では、再び、ΔＦＲ＜μmaxaとなり、復帰速度Ｖμで路面摩擦係数を１．０に復帰させていきながら路面摩擦係数μが設定される。

このように、本実施の形態によれば、ラック推力偏差ΔＦＲと予め設定しておいた最大値判定閾値μmaxaとを比較して、ラック推力偏差ΔＦＲが最大値判定閾値μmaxa以上の場合は、タイヤがスリップしていると判断して、その時の前輪摩擦円利用率ｒｆを路面摩擦係数μとして設定する。また、ラック推力偏差ΔＦＲが最大値判定閾値μmaxaより小さい場合は、車速Ｖと前輪すべり角βｆに基づいて路面摩擦係数μを予め定めた設定値（例えば、１．０）に復帰させる復帰速度Ｖμを予め設定しておいたマップを参照して定め、この復帰速度Ｖμで路面摩擦係数を復帰させていきながら路面摩擦係数μを演算して出力するようになっている。このため、タイヤがスリップしていると判断できる場合には、その時の前輪摩擦円利用率ｒｆにより路面摩擦係数μが適切に低く設定されると共に、それ以外の場合では、路面摩擦係数を１．０に復帰させていきながら路面摩擦係数μが設定されるので、路面摩擦係数μが低い値のままに維持されることがなく適切に設定され、たとえ、路面摩擦係数の推定が困難な場合であっても路面摩擦係数を適切に設定し、車両挙動制御の有するポテンシャルを最大限に発揮させることが可能となる。

また、路面摩擦係数を１．０に復帰させていく復帰速度は、車両挙動の収束性に関わる操安キャパシティωｎ・ζを考慮して、車速Ｖと前輪すべり角βｆとに応じて可変設定されるため、車両の安定性を高度に維持しながら自然な感覚でスムーズな路面摩擦係数μの設定が行われる。

尚、本発明の実施の形態では、路面摩擦係数の推定を、推定ラック推力ＦＥと基準ラック推力ＦＲとの偏差ΔＦＲの関係により摩擦円利用率ｒｆ、或いは、予め定めた設定値（例えば、１．０）に復帰させていくことにより行うようになっているが、他の路面摩擦係数推定装置に対しても適応できることは云うまでもない。例えば、本出願人が特開平８−２２７４号公報で提案する適応制御理論を用いて、操舵角，車速，ヨーレート等から路面摩擦係数を推定する技術に対し、路面摩擦係数の推定が不可能な状況（例えば、操舵角が０の場合等）を検出した場合に、車速Ｖと前輪すべり角βｆに基づいて路面摩擦係数μを予め定めた設定値（例えば、１．０）に復帰させる復帰速度Ｖμを予め設定しておいたマップを参照して定め、この復帰速度Ｖμで路面摩擦係数を復帰させていきながら路面摩擦係数μを演算して出力するようにしても良い。同様に、他の推定方法、例えば、本出願人が特開２０００−７１９６８号公報で開示するような、オブザーバを用いて路面摩擦係数を推定するものに対しても適用できることは云うまでもない。

そして、駆動力制御装置１は、図１に示すように、要求エンジントルク演算部２、第１のトルクダウン量演算部３、第２のトルクダウン量演算部４、制御量設定部５から主要に構成されている。

要求エンジントルク演算部２は、アクセル開度センサ１５からアクセル開度θACCが入力され、エンジン制御部１６からエンジン回転数Ｎｅが入力される。そして、予め設定されているマップ（例えば、図８に示すようなθACC−θthの関係のマップ）によりスロットル開度θthを求め、このスロットル開度θthとエンジン回転数Ｎｅを基に、図９に示すマップからエンジントルクを求め、このエンジントルクを要求エンジントルクＴdrvとして制御量設定部５に出力する。尚、この要求エンジントルクＴdrvは、予め設定しておいたアクセル開度θACCに応じたマップから求めるようにしても良く、また、エンジン制御部１６から読み込んで用いても良い。

第１のトルクダウン量演算部３は、各車輪の車輪速センサ１１、ハンドル角センサ１２、ヨーレートセンサ１３、横加速度センサ１４、エンジン制御部１６、トランスミッション制御部１７、路面μ推定装置１８が接続され、各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrr、ハンドル角θＨ、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）、エンジン回転数Ｎｅ、エンジントルクＴeg、主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔ、差動制限クラッチの締結トルクＴLSD、路面摩擦係数μが入力される。そして、第１のトルクダウン量演算部３は、これら入力信号に基づき第１のトルクダウン量Ｔ1overを演算し、制御量設定部５に出力する。以下、図１０〜図１６を基に、第１のトルクダウン量演算部３について説明する。

すなわち、第１のトルクダウン量演算部３は、図１０に示すように、トランスミッション出力トルク演算部３ａ、総駆動力演算部３ｂ、前後接地荷重演算部３ｃ、左輪荷重比率演算部３ｄ、各輪接地荷重演算部３ｅ、各輪前後力演算部３ｆ、各輪要求横力演算部３ｇ、各輪横力演算部３ｈ、各輪摩擦円限界値演算部３ｉ、各輪要求タイヤ合力演算部３ｊ、各輪タイヤ合力演算部３ｋ、各輪要求オーバータイヤ合力演算部３ｌ、各輪オーバータイヤ合力演算部３ｍ、オーバータイヤ力演算部３ｎ、第１のトルクダウン量設定部３ｏから主要に構成されている。

トランスミッション出力トルク演算部３ａは、エンジン制御部１６からエンジン回転数Ｎｅ、及び、エンジントルクＴegが、トランスミッション制御部１７から主変速ギヤ比ｉ、及び、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔが入力される。そして、例えば、前述の（１３）式により、トランスミッション出力トルクＴｔを演算し、総駆動力演算部３ｂ、各輪前後力演算部３ｆに出力する。
総駆動力演算部３ｂは、トランスミッション出力トルク演算部３ａからトランスミッション出力トルクＴｔが入力される。そして、例えば、前述の（１２）式により、総駆動力Ｆｘを演算し、前後接地荷重演算部３ｃ、各輪前後力演算部３ｆに出力する。
前後接地荷重演算部３ｃは、総駆動力演算部３ｂから総駆動力Ｆｘ入力される。

そして、前述の（１１）式により前輪接地荷重Ｆzfを演算し、各輪接地荷重演算部３ｅ、各輪前後力演算部３ｆに出力すると共に、以下の（３０）式により後輪接地荷重Ｆzrを演算し、各輪接地荷重演算部３ｅに出力する。
Ｆzr＝Ｗ−Ｆzf …（３０）

左輪荷重比率演算部３ｄは、横加速度センサ１４から横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が入力される。そして、以下の（３１）式により左輪荷重比率ＷR_lを演算し、各輪接地荷重演算部３ｅ、各輪要求横力演算部３ｇ、各輪横力演算部３ｈに出力する。
ＷR_l＝０．５−（（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）／Ｇ）・（ｈ／Ｌtred） …（３１）
ここで、Ｌtredは前輪と後輪のトレッド平均値である。

各輪接地荷重演算部３ｅは、前後接地荷重演算部３ｃから前輪接地荷重Ｆzf、後輪接地荷重Ｆzrが入力され、左輪荷重比率演算部３ｄから左輪荷重比率ＷR_lが入力される。そして、以下の（３２）、（３３）、（３４）、（３５）式により、それぞれ左前輪接地荷重Ｆzf_l、右前輪接地荷重Ｆzf_r、左後輪接地荷重Ｆzr_l、右後輪接地荷重Ｆzr_rを演算し、各輪摩擦円限界値演算部３ｉに出力する。
Ｆzf_l＝Ｆzf・ＷR_l …（３２）
Ｆzf_r＝Ｆzf・（１−ＷR_l） …（３３）
Ｆzr_l＝Ｆzr・ＷR_l …（３４）
Ｆzr_r＝Ｆzr・（１−ＷR_l） …（３５）

各輪前後力演算部３ｆは、トランスミッション制御部１７からセンタデファレンシャルにおける差動制限クラッチの締結トルクＴLSDが入力され、トランスミッション出力トルク演算部３ａからトランスミッション出力トルクＴｔが入力され、総駆動力演算部３ｂから総駆動力Ｆｘが入力され、前後接地荷重演算部３ｃから前輪接地荷重Ｆzfが入力される。そして、例えば、後述する手順に従って、左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rを演算し、これらを各輪要求タイヤ合力演算部３ｊ、各輪タイヤ合力演算部３ｋに出力する。

以下、左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rを演算する手順の一例を説明する。

まず、前述の（１９）、（２０）、（２１）式の何れかにより前輪前後力Ｆxfを演算し、後輪前後力Ｆxrを以下の（３６）式により演算する。

Ｆxr＝Ｆｘ−Ｆxf …（３６）

以上の前輪前後力Ｆxf、及び、後輪前後力Ｆxrを用いて、以下、（３７）〜（４０）式により、左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rを演算する。
Ｆxf_l＝Ｆxf／２ …（３７）
Ｆxf_r＝Ｆxf_l …（３８）
Ｆxr_l＝Ｆxr／２ …（３９）
Ｆxr_r＝Ｆxr_l …（４０）

尚、本実施形態で示した各輪前後力の演算は、あくまで一例であり、車両の駆動形式・駆動機構等により適宜、選択されるものである。

各輪要求横力演算部３ｇは、横加速度センサ１４から横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、ハンドル角センサ１２からハンドル角θＨが、各車輪の（４輪）車輪速センサ１１から各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrrが、左輪荷重比率演算部３ｄから左輪荷重比率ＷR_lが入力される。

そして、後述する手順に従って（図１３に示すフローチャートに従って）付加ヨーモーメントＭｚθを演算し、この付加ヨーモーメントを基に、以下の（４１）式により要求前輪横力Ｆyf_FFを演算し、以下の（４２）式により要求後輪横力Ｆyr_FFを演算する。これら要求前輪横力Ｆyf_FF、要求後輪横力Ｆyr_FFを基に、（４３）〜（４６）式により、左前輪要求横力Ｆyf_l_FF、右前輪要求横力Ｆyf_r_FF、左後輪要求横力Ｆyr_l_FF、右後輪要求横力Ｆyr_r_FFを演算して各輪要求タイヤ合力演算部３ｊに出力する。

Ｆyf_FF＝Ｍｚθ／Ｌ …（４１）
Ｆyr_FF＝（−Ｉｚ・（ｄγ／ｄｔ）
＋ｍ・（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）・Ｌｆ）／Ｌ …（４２）
ここで、Ｉｚは車両のヨー慣性モーメント、Ｌｆは前軸−重心間距離である。

Ｆyf_l_FF＝Ｆyf_FF・ＷR_l …（４３）
Ｆyf_r_FF＝Ｆyf_FF・（１−ＷR_l） …（４４）
Ｆyr_l_FF＝Ｆyr_FF・ＷR_l …（４５）
Ｆyr_r_FF＝Ｆyr_FF・（１−ＷR_l） …（４６）

また、付加ヨーモーメントＭｚθは、図１３に示すように、まず、ステップ（以下、「Ｓ」と略称）３０１で車速Ｖを演算し（例えば、Ｖ＝（ωfl＋ωfr＋ωrl＋ωrr）／４）、Ｓ３０２に進み、以下の（４７）式により、横加速度／ハンドル角ゲインＧyを演算する。
Ｇy＝（１／（１＋Ａ・Ｖ^２））・（Ｖ^２／Ｌ）・（１／ｎ） …（４７）
ここで、Ａはスタビリティファクタ、ｎはステアリングギヤ比である。

次に、Ｓ３０３に進み、横加速度／ハンドル角ゲインＧyとハンドル角θHを乗算した値（Ｇy・θH）と、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）とに応じて予め設定されたマップを参照し、横加速度飽和係数Ｋμを演算する。この横加速度飽和係数Ｋμを求めるマップは、図１４（ａ）に示すように、横加速度／ハンドル角ゲインＧyとハンドル角θHを乗算した値（Ｇy・θH）と、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）とに応じて予め設定され、ハンドル角θHが所定値以上において、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が大きくなる程、小さな値に設定される。これは、Ｇy・θHが大きいとき高μ路であるほど横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が大きくなるが、低μ路では横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が発生し難くなることを表現するものである。これにより、後述する基準横加速度（ｄ^２ｙr／ｄｔ^２）の値は、図１４（ｂ）に示すように、Ｇy・θHが大きいとき横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が大きく高μ路であると思われる場合は低い値に設定され、付加ヨーモーメントＭｚθに対する修正量が小さくなるようになっている。

次いで、Ｓ３０４に進み、以下の（４８）式により、横加速度偏差感応ゲインＫyを演算する。
Ｋy＝Ｋθ／Ｇy …（４８）
ここで、Ｋθは、舵角感応ゲインであり、以下の（４９）式により演算される。
Ｋθ＝（Ｌf・Ｋf）／ｎ …（４９）
Ｋfは前軸の等価コーナリングパワーである。

すなわち、上述の（４８）式により、横加速度偏差感応ゲインＫyは、設定の目安（最大値）として、極低μ路にて舵がまったく効かない状態（γ＝０，（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）＝０）で、付加ヨーモーメントＭｚθ（定常値）が０となる場合が考慮される。

次に、Ｓ３０５に進み、以下の（５０）式により基準横加速度（ｄ^２ｙr／ｄｔ^２）を演算する。

（ｄ^２ｙr／ｄｔ^２）＝Ｋμ・Ｇy・（１／（１＋Ｔy・ｓ））・θH …（５０）
ここで、ｓは微分演算子、Ｔyは横加速度の１次遅れ時定数であり、この１次遅れ時定数Ｔyは、後軸の等価コーナリングパワーをＫrとして、例えば以下の（５１）式により算出される。
Ｔy＝Ｉz／（Ｌ・Ｋr） …（５１）

次いで、Ｓ３０６に進み、以下の（５２）式により横加速度偏差（ｄ^２ｙe／ｄｔ^２）を演算する。
（ｄ^２ｙe／ｄｔ^２）＝（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）−（ｄ^２ｙr／ｄｔ^２） …（５２）

次に、Ｓ３０７に進み、以下の（５３）式によりヨーレート／ハンドル角ゲインＧγを演算する。
Ｇγ＝（１／（１＋Ａ・Ｖ^２））・（Ｖ／Ｌ）・（１／ｎ） …（５３）

次いで、Ｓ３０８に進み、以下の（５４）式により、例えば、グリップ走行（（ｄ^２ｙe／ｄｔ^２）＝０）時に付加ヨーモーメントＭｚθ（定常値）が０となる場合を考えて、ヨーレート感応ゲインＫγを演算する。

Ｋγ＝Ｋθ／Ｇγ …（５４）

次に、Ｓ３０９に進み、予め設定しておいたマップにより車速感応ゲインＫvを演算する。このマップは、例えば図１５に示すように、低速域での不要な付加ヨーモーメントＭｚθを避けるために設定されている。尚、図１５において、Ｖc1は、例えば４０km/hである。

そして、Ｓ３１０に進み、以下の（５５）式により付加ヨーモーメントＭｚθを演算する。
Ｍｚθ＝Ｋv・（−Ｋγ・γ＋Ｋy・（ｄ^２ｙe／ｄｔ^２）＋Ｋθ・θH） …（５５）

すなわち、この（５５）式に示すように、−Ｋγ・γの項がヨーレートγに感応したヨーモーメント、Ｋθ・θHの項がハンドル角θHに感応したヨーモーメント、Ｋy・（ｄ^２ｙe／ｄｔ^２）の項がヨーモーメントの修正値となっている。このため、図１６に示すように、高μ路で横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が大きな運転をした場合には、付加ヨーモーメントＭｚθも大きな値となり、運動性能が向上する。一方、低μ路での走行では、付加ヨーモーメントＭｚθは、上述の修正値が作用して付加ヨーモーメントＭｚθを低減するため回頭性が大きくなることがなく、安定した走行性能が得られるようになっている。

各輪横力演算部３ｈは、横加速度センサ１４から横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、左輪荷重比率演算部３ｄから左輪荷重比率ＷR_lが入力される。そして、以下の（５６）式により前輪横力Ｆyf_FBを演算し、以下の（５７）式により後輪横力Ｆyr_FBを演算する。これら前輪横力Ｆyf_FB、後輪横力Ｆyr_FBを基に、（５８）〜（６１）式により、左前輪横力Ｆyf_l_FB、右前輪横力Ｆyf_r_FB、左後輪横力Ｆyr_l_FB、右後輪横力Ｆyr_r_FBを演算して各輪タイヤ合力演算部３ｋに出力する。
Ｆyf_FB＝（Ｉｚ・（ｄγ／ｄｔ）
＋ｍ・（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）・Ｌｒ）／Ｌ …（５６）
Ｆyr_FB＝（−Ｉｚ・（ｄγ／ｄｔ）
＋ｍ・（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）・Ｌｆ）／Ｌ …（５７）
ここで、Ｌｒは後軸−重心間距離である。
Ｆyf_l_FB＝Ｆyf_FB・ＷR_l …（５８）
Ｆyf_r_FB＝Ｆyf_FB・（１−ＷR_l） …（５９）
Ｆyr_l_FB＝Ｆyr_FB・ＷR_l …（６０）
Ｆyr_r_FB＝Ｆyr_FB・（１−ＷR_l） …（６１）

各輪摩擦円限界値演算部３ｉは、路面μ推定装置１８から路面摩擦係数μが入力され、各輪接地荷重演算部３ｅから左前輪接地荷重Ｆzf_l、右前輪接地荷重Ｆzf_r、左後輪接地荷重Ｆzr_l、右後輪接地荷重Ｆzr_rが入力される。

そして、以下の（６２）〜（６５）式により、左前輪摩擦円限界値μ_Fzfl、右前輪摩擦円限界値μ_Fzfr、左後輪摩擦円限界値μ_Fzrl、右後輪摩擦円限界値μ_Fzrrを演算し、各輪要求オーバータイヤ力演算部３ｌ、各輪オーバータイヤ力演算部３ｍに出力する。
μ_Fzfl＝μ・Ｆzf_l …（６２）
μ_Fzfr＝μ・Ｆzf_r …（６３）
μ_Fzrl＝μ・Ｆzr_l …（６４）
μ_Fzrr＝μ・Ｆzr_r …（６５）

各輪要求タイヤ合力演算部３ｊは、各輪前後力演算部３ｆから左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rが入力され、各輪要求横力演算部３ｇから左前輪要求横力Ｆyf_l_FF、右前輪要求横力Ｆyf_r_FF、左後輪要求横力Ｆyr_l_FF、右後輪要求横力Ｆyr_r_FFが入力される。そして、以下の（６６）〜（６９）式により、左前輪要求タイヤ合力Ｆ_fl_FF、右前輪要求タイヤ合力Ｆ_fr_FF、左後輪要求タイヤ合力Ｆ_rl_FF、右後輪要求タイヤ合力Ｆ_rr_FFを演算し、各輪要求オーバータイヤ力演算部３ｌに出力する。
Ｆ_fl_FF＝（Ｆxf_l^２＋Ｆyf_l_FF^２）^１／２ …（６６）
Ｆ_fr_FF＝（Ｆxf_r^２＋Ｆyf_r_FF^２）^１／２ …（６７）
Ｆ_rl_FF＝（Ｆxr_l^２＋Ｆyr_l_FF^２）^１／２ …（６８）
Ｆ_rr_FF＝（Ｆxr_r^２＋Ｆyr_r_FF^２）^１／２ …（６９）

各輪タイヤ合力演算部３ｋは、各輪前後力演算部３ｆから左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rが入力され、各輪横力演算部３ｈから左前輪横力Ｆyf_l_FB、右前輪横力Ｆyf_r_FB、左後輪横力Ｆyr_l_FB、右後輪横力Ｆyr_r_FBが入力される。そして、以下の（７０）〜（７３）式により、左前輪タイヤ合力Ｆ_fl_FB、右前輪タイヤ合力Ｆ_fr_FB、左後輪タイヤ合力Ｆ_rl_FB、右後輪タイヤ合力Ｆ_rr_FBを演算し、各輪オーバータイヤ力演算部２ｏに出力する。
Ｆ_fl_FB＝（Ｆxf_l^２＋Ｆyf_l_FB^２）^１／２ …（７０）
Ｆ_fr_FB＝（Ｆxf_r^２＋Ｆyf_r_FB^２）^１／２ …（７１）
Ｆ_rl_FB＝（Ｆxr_l^２＋Ｆyr_l_FB^２）^１／２ …（７２）
Ｆ_rr_FB＝（Ｆxr_r^２＋Ｆyr_r_FB^２）^１／２ …（７３）

各輪要求オーバータイヤ力演算部３ｌは、各輪摩擦円限界値演算部３ｉから左前輪摩擦円限界値μ_Fzfl、右前輪摩擦円限界値μ_Fzfr、左後輪摩擦円限界値μ_Fzrl、右後輪摩擦円限界値μ_Fzrrが入力され、各輪要求タイヤ合力演算部３ｊから左前輪要求タイヤ合力Ｆ_fl_FF、右前輪要求タイヤ合力Ｆ_fr_FF、左後輪要求タイヤ合力Ｆ_rl_FF、右後輪要求タイヤ合力Ｆ_rr_FFが入力される。そして、以下の（７４）〜（７７）式により、左前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FF、右前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FF、左後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FF、右後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FFを演算し、オーバータイヤ力演算部３ｎに出力する。
ΔＦ_fl_FF＝Ｆ_fl_FF−μ_Fzfl …（７４）
ΔＦ_fr_FF＝Ｆ_fr_FF−μ_Fzfr …（７５）
ΔＦ_rl_FF＝Ｆ_rl_FF−μ_Fzrl …（７６）
ΔＦ_rr_FF＝Ｆ_rr_FF−μ_Fzrr …（７７）

各輪オーバータイヤ力演算部３ｍは、各輪摩擦円限界値演算部３ｉから左前輪摩擦円限界値μ_Fzfl、右前輪摩擦円限界値μ_Fzfr、左後輪摩擦円限界値μ_Fzrl、右後輪摩擦円限界値μ_Fzrrが入力され、各輪タイヤ合力演算部３ｋから左前輪タイヤ合力Ｆ_fl_FB、右前輪タイヤ合力Ｆ_fr_FB、左後輪タイヤ合力Ｆ_rl_FB、右後輪タイヤ合力Ｆ_rr_FBが入力される。そして、以下の（７８）〜（８１）式により、左前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FB、右前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FB、左後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FB、右後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FBを演算し、オーバータイヤ力演算部３ｎに出力する。
ΔＦ_fl_FB＝Ｆ_fl_FB−μ_Fzfl …（７８）
ΔＦ_fr_FB＝Ｆ_fr_FB−μ_Fzfr …（７９）
ΔＦ_rl_FB＝Ｆ_rl_FB−μ_Fzrl …（８０）
ΔＦ_rr_FB＝Ｆ_rr_FB−μ_Fzrr …（８１）

オーバータイヤ力演算部３ｎは、各輪要求オーバータイヤ力演算部３ｌから左前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FF、右前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FF、左後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FF、右後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FFが入力され、各輪オーバータイヤ力演算部３ｍから左前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FB、右前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FB、左後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FB、右後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FBが入力される。そして、各輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FF、ΔＦ_fr_FF、ΔＦ_rl_FF、ΔＦ_rr_FFの総和と、各輪オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FB、ΔＦ_fr_FB、ΔＦ_rl_FB、ΔＦ_rr_FBの総和とを比較して、値の大きい方をオーバータイヤ力Ｆoverとして設定する。すなわち、
Ｆover＝ＭＡＸ（（ΔＦ_fl_FF＋ΔＦ_fr_FF＋ΔＦ_rl_FF＋ΔＦ_rr_FF）
，（ΔＦ_fl_FB＋ΔＦ_fr_FB＋ΔＦ_rl_FB＋ΔＦ_rr_FB））…（８２）

第１のトルクダウン量設定部３ｏは、エンジン制御部１６からエンジン回転数Ｎｅが、トランスミッション制御部１７から主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔが、オーバータイヤ力演算部３ｎからオーバータイヤ力Ｆoverが入力される。そして、以下の（８３）式により第１のトルクダウン量Ｔ1overを演算し、制御量設定部５に出力する。
Ｔ1over＝Ｆover・Ｒｔ／ｔ／ｉ／η／ｉｆ …（８３）

次に、上述の第１のトルクダウン量演算部３で実行される第１のトルクダウン量演算処理プログラムについて、図１１、図１２のフローチャートで説明する。
まず、Ｓ２０１で、トランスミッション出力トルク演算部３ａで、前述の（１３）式により、トランスミッション出力トルクＴｔを演算する。

次に、Ｓ２０２に進み、総駆動力演算部３ｂで、前述の（１２）式により、総駆動力Ｆｘを演算する。

次いで、Ｓ２０３に進み、前後接地荷重演算部３ｃで、前述の（１１）式により前輪接地荷重Ｆzfを演算し、前述の（３０）式により後輪接地荷重Ｆzrを演算する。

次に、Ｓ２０４に進み、左輪荷重比率演算部３ｄで、前述の（３１）式により左輪荷重比率ＷR_lを演算する。

次いで、Ｓ２０５に進み、各輪接地荷重演算部３ｅで、前述の（３２）、（３３）、（３４）、（３５）式により、それぞれ左前輪接地荷重Ｆzf_l、右前輪接地荷重Ｆzf_r、左後輪接地荷重Ｆzr_l、右後輪接地荷重Ｆzr_rを演算する。

次に、Ｓ２０６に進み、各輪前後力演算部３ｆで、前述の（３７）〜（４０）式により、左前輪前後力Ｆxf_l、右前輪前後力Ｆxf_r、左後輪前後力Ｆxr_l、右後輪前後力Ｆxr_rを演算する。

次いで、Ｓ２０７に進み、各輪要求横力演算部３ｇで、前述の（４３）〜（４６）式により左前輪要求横力Ｆyf_l_FF、右前輪要求横力Ｆyf_r_FF、左後輪要求横力Ｆyr_l_FF、右後輪要求横力Ｆyr_r_FFを演算する。

次に、Ｓ２０８に進み、各輪横力演算部３ｈで、前述の（５８）〜（６１）式により、左前輪横力Ｆyf_l_FB、右前輪横力Ｆyf_r_FB、左後輪横力Ｆyr_l_FB、右後輪横力Ｆyr_r_FBを演算する。

次いで、Ｓ２０９に進み、各輪摩擦円限界値演算部３ｉで、前述の（６２）〜（６５）式により、左前輪摩擦円限界値μ_Fzfl、右前輪摩擦円限界値μ_Fzfr、左後輪摩擦円限界値μ_Fzrl、右後輪摩擦円限界値μ_Fzrrを演算する。

次に、Ｓ２１０に進み、各輪要求タイヤ合力演算部３ｊで、前述の（６６）〜（６９）式により、左前輪要求タイヤ合力Ｆ_fl_FF、右前輪要求タイヤ合力Ｆ_fr_FF、左後輪要求タイヤ合力Ｆ_rl_FF、右後輪要求タイヤ合力Ｆ_rr_FFを演算する。

次いで、Ｓ２１１に進み、各輪タイヤ合力演算部３ｋで、前述の（７０）〜（７３）式により、左前輪タイヤ合力Ｆ_fl_FB、右前輪タイヤ合力Ｆ_fr_FB、左後輪タイヤ合力Ｆ_rl_FB、右後輪タイヤ合力Ｆ_rr_FBを演算する。

次に、Ｓ２１２に進み、各輪要求オーバータイヤ力演算部３ｌで、前述の（７４）〜（７７）式により、左前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FF、右前輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FF、左後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FF、右後輪要求オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FFを演算する。

次いで、Ｓ２１３に進み、各輪オーバータイヤ力演算部３ｍで、前述の（７８）〜（８１）式により、左前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fl_FB、右前輪オーバータイヤ力ΔＦ_fr_FB、左後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rl_FB、右後輪オーバータイヤ力ΔＦ_rr_FBを演算する。

次に、Ｓ２１４に進み、オーバータイヤ力演算部３ｎで、前述の（８２）式により、オーバータイヤ力Ｆoverを演算する。

次いで、Ｓ２１５に進み、第１のトルクダウン量設定部３ｏで、前述の（８３）式により、第１のトルクダウン量Ｔ1overを演算し、制御量設定部５に出力してプログラムを抜ける。

このように本発明の実施の形態によれば、第１のトルクダウン量演算部３では、ドライバ要求に基づき車輪に発生するタイヤ力が摩擦円限界値からオーバーするトルク値と、車輪に現在発生しているタイヤ力が摩擦円限界値からオーバーするトルク値とを比較し、その大きい方の値をドライバが要求する駆動力から減じて補正するようになっている。このため、現在のみならず、今後のトルク過剰な状態が適切に補正され、スピン、及び、プラウに対して適切な制御が行われ、タイヤのグリップ力を適切に維持して車両の走行安定性を向上させることが可能となっている。

また、ドライバが要求する駆動力から減じて補正する値は、あくまでも、タイヤ力が摩擦円限界値からオーバーするトルク値であるため、前後方向の駆動力が急に抑制されることがなく、ドライバに対して不自然な感覚や、加速不足といった不満感を与えることもない。

一方、図１において、第２のトルクダウン量演算部４は、各車輪の車輪速センサ１１、操舵角検出手段としてのハンドル角センサ１２、ヨーレート検出手段としてのヨーレートセンサ１３、横加速度検出手段としての横加速度センサ１４が接続され、各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrr、ハンドル角θＨ、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が入力される。そして、第２のトルクダウン量演算部４は、これら入力信号に基づき第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算し、制御量設定部５に出力する。以下、図１７〜図２２を基に、第２のトルクダウン量演算部４について説明する。

すなわち、第２のトルクダウン量演算部４は、図１７に示すように、車速演算部４ａ、トルクダウン基本量設定部４ｂ、第１の補正係数設定部４ｃ、第２の補正係数設定部４ｄ、第２のトルクダウン量設定部４ｅから主要に構成されている。

車速演算部４ａは、４輪車輪速センサ１１から各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrrが入力され、これらの平均を演算することで車速Ｖ（＝（ωfl＋ωfr＋ωrl＋ωrr）／４）を演算し、トルクダウン基本量設定部４ｂ、第１の補正係数設定部４ｃ、第２の補正係数設定部４ｄに出力する。

トルクダウン基本量設定部４ｂは、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、横加速度センサ１４から横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）が、車速演算部４ａから車速Ｖが入力される。そして、まず、以下の（８４）式により、車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を演算し、この車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を基に、予め実験等により設定しておいた車体すべり角速度に対するトルクダウン基本量の特性マップ（図１９）を参照して、トルクダウン基本量ΔＴ2moverを設定し、第２のトルクダウン量設定部４ｅに出力する。すなわち、トルクダウン基本量設定部４ｂは、トルクダウン量設定手段として設けられている。
（ｄβ／ｄｔ）＝γ−（（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）／Ｖ） …（８４）

車体すべり角速度に対するトルクダウン基本量の特性マップは、図１９に示すように、車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）が高くなるほどトルクダウン基本量ΔＴ2moverが大きくなるように設定されている。これは、車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）が高くなると、スピンやプラウの虞が高くなるため、トルクダウン量を大きくして、このような不安定な車両挙動を確実に抑止するためである。

第１の補正係数設定部４ｃは、ハンドル角センサ１２からハンドル角θＨが、ヨーレートセンサ１３からヨーレートγが、車速演算部４ａから車速Ｖが入力される。そして、以下の（８５）式により、舵角ベースのヨーレート（目標ヨーレート）γｔを演算し、以下の（８６）式により、ヨーレート偏差Δγを演算し、このヨーレート偏差の絶対値｜Δγ｜を基に、予め実験等により設定しておいたヨーレート偏差に対する第１の補正係数の特性マップ（図２０）を参照して、第１の補正係数Ｋcantを設定し、第２のトルクダウン量設定部４ｅに出力する。
γｔ＝（１／（１＋Ａ・Ｖ^２））・（Ｖ／Ｌ）・（θＨ／ｎ） …（８５）
Δγ＝γｔ−γ …（８６）
この第１の補正係数Ｋcantは、後述するように、第２のトルクダウン量設定部４ｅにおいてトルクダウン基本量ΔＴ2moverに乗じることによりトルクダウン基本量ΔＴ2moverを補正する係数となっている。

すなわち、トルクダウン基本量ΔＴ2moverは、上述の（８４）式で示すように、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）を基に演算するようになっており、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）は、図２１に示すように、カントの影響を受ける。

例えば、図２１（ｂ）に示すように、旋回内側に向けて車体を傾斜させるようなカントの場合では、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）は、実際の横加速度をＧｒ、重力加速度をＧ、カントの傾斜角をθとすると、（Ｇｒ・ｃｏｓ（θ）−Ｇ・ｓｉｎ（θ））となり、実際の値よりも小さな値となってしまう。

逆に、図２１（ｃ）に示すように、旋回外側に向けて車体を傾斜させるようなカントの場合では、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）は、（Ｇｒ・ｃｏｓ（θ）＋Ｇ・ｓｉｎ（θ））となり、実際の値よりも大きな値となってしまう。

このような横加速度センサ１４からの出力値に及ぼすカントの影響による誤差を排除するため、カントの影響を受けない舵角ベースのヨーレート（目標ヨーレート）γｔを用いて補正係数（第１の補正係数）を設定するのである。

ヨーレート偏差に対する第１の補正係数の特性マップは、図２０に示すように、ヨーレート偏差の絶対値｜Δγ｜が小さい領域、換言すれば、目標ヨーレートγｔと実際のヨーレートの差が小さく、ドライバのハンドル操作と車両挙動とが略一致している場合には、トルクダウン量を設定する必要が無いものと判断し、略０に設定されるようになっている。このように、第１の補正係数設定部４ｃは、目標ヨーレート演算手段、ヨーレート比較手段、トルクダウン量設定手段として設けられている。

第２の補正係数設定部４ｄは、車速演算部４ａから車速Ｖが入力される。そして、車速Ｖを基に、予め実験等により設定しておいた車速に対する第２の補正係数の特性マップ（図２２）を参照して、第２の補正係数Ｋvsを設定し、第２のトルクダウン量設定部４ｅに出力する。

この第２の補正係数Ｋvsは、後述するように、第２のトルクダウン量設定部４ｅにおいてトルクダウン基本量ΔＴ2moverに乗じることによりトルクダウン基本量ΔＴ2moverを補正する係数となっている。

車速に対する第２の補正係数の特性マップは、図２２に示すように、低車速領域で高く設定されるようになっている。これは、前述の第１のトルクダウン量演算部３による第１のトルクダウン量Ｔ1overの演算が路面μ推定装置１８からの路面摩擦係数μを基に演算される値であり、この路面摩擦係数μは、特にセルフアライニングトルクを基に推定されるため、低車速領域において大きくなる傾向を有している。従って、低車速領域では、第１のトルクダウン量Ｔ1overが小さくなり、十分なトルクダウンを行えなくなる可能性があるため、第２のトルクダウン量Ｔ2overを与えて的確なトラクション制御が行えるようにするのである。

第２のトルクダウン量設定部４ｅは、トルクダウン基本量設定部４ｂからトルクダウン基本量ΔＴ2moverが、第１の補正係数設定部４ｃから第１の補正係数Ｋcantが、第２の補正係数設定部４ｄから第２の補正係数Ｋvsが入力される。そして、以下の（８７）式により第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算し、制御量設定部５に出力する。すなわち、第２のトルクダウン量設定部４ｅは、第１の補正係数設定部４ｃと共にトルクダウン量設定手段として設けられている。
Ｔ2over＝Ｋcant・Ｋvs・ΔＴ2mover …（８７）

次に、上述の第２のトルクダウン量演算部４で実行される第２のトルクダウン量演算処理プログラムについて、図１８のフローチャートで説明する。
まず、Ｓ４０１で、車速演算部４ａは車速Ｖを演算し、Ｓ４０２で、トルクダウン基本量設定部４ｂは、前述の（８４）式により、車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を演算する。

次いで、Ｓ４０３に進み、トルクダウン基本量設定部４ｂで、車体すべり角速度に対するトルクダウン基本量の特性マップ（図１９）を参照して、トルクダウン基本量ΔＴ2moverを設定する。

次に、Ｓ４０４に進み、第１の補正係数設定部４ｃで、前述の（８５）式により、目標ヨーレートγｔを演算する。

次いで、Ｓ４０５に進み、第１の補正係数設定部４ｃで、前述の（８６）式により、ヨーレート偏差Δγを演算する。

次いで、Ｓ４０６に進み、第１の補正係数設定部４ｃで、ヨーレート偏差に対する第１の補正係数の特性マップ（図２０）を参照して、第１の補正係数Ｋcantを設定する。

次に、Ｓ４０７に進み、第２の補正係数設定部４ｄで、車速に対する第２の補正係数の特性マップ（図２２）を参照して、第２の補正係数Ｋvsを設定する。

そして、Ｓ４０８に進み、第２のトルクダウン量設定部４ｅは、前述の（８７）式により、第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算し、制御量設定部５に出力してプログラムを抜ける。

このように本発明の実施の形態によれば、第２のトルクダウン量演算部４では、路面摩擦係数μを用いることなく横加速度から求められる車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）に基づいて第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算するようになっているので、低速域においても精度の良いトルクダウン量を求めることができる。

また、第２のトルクダウン量Ｔ2overは、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）を基に車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を演算し、この車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を基にトルクダウン基本量ΔＴ2moverを演算するようになっているため、横加速度センサ１４からの横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）がカントの影響を受けて誤差を含む虞があるが、これをカントの影響のない舵角ベースのヨーレートを基に設定する第１の補正係数Ｋcantで補正するようになっているため、カントの影響の無い、精度の良いトルクダウン量を得ることが可能となっている。

次に、図１において、制御量設定部５は、要求エンジントルク演算部２から要求エンジントルクＴdrvが、第１のトルクダウン量演算部３から第１のトルクダウン量Ｔ1overが、第２のトルクダウン量演算部４から第２のトルクダウン量Ｔ2overが入力される。そして、以下の（８８）式により、最終的なトルクダウン量である総トルクダウン量Ｔoverを演算し、以下の（８９）式により、制御量Ｔreqを演算し、エンジン制御部１６に出力する。すなわち、制御量設定部５は、トルクダウン量設定手段を構成している。
Ｔover＝Ｔ1over＋Ｔ2over …（８８）
Ｔreq＝Ｔdrv−Ｔover …（８９）

次に、上述の駆動力制御装置１で実行される駆動力制御プログラムについて、図２のフローチャートで説明する。
まず、Ｓ１０１で必要なパラメータ、すなわち、各車輪の車輪速ωfl、ωfr、ωrl、ωrr、ハンドル角θＨ、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）、アクセル開度θACC、エンジン回転数Ｎｅ、エンジントルクＴeg、主変速ギヤ比ｉ、トルクコンバータのタービン回転数Ｎｔ、差動制限クラッチの締結トルクＴLSD、路面摩擦係数μが読み込まれ、Ｓ１０２で、要求エンジントルク演算部２は、要求エンジントルクＴdrvを演算する。

次に、Ｓ１０３に進み、第１のトルクダウン量演算部３は、前述の（８３）式により第１のトルクダウン量Ｔ1overを演算し、Ｓ１０４に進んで、第２のトルクダウン量演算部４は、前述の（８７）式により第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算する。

次いで、Ｓ１０５に進み、制御量設定部５は、前述の（８８）式により総トルクダウン量Ｔoverを演算し、Ｓ１０６に進んで、前述の（８９）式により制御量Ｔreqを演算して、エンジン制御部１６に出力し、プログラムを抜ける。

このように本実施の形態によれば、低速域においては横加速度から求めた車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）を基に設定される第２のトルクダウン量Ｔ2overによりトルクダウンが実行され、それ以外の領域では路面摩擦係数μを基に設定される第１のトルクダウン量Ｔ1overによりトルクダウンが実行されるので、全ての車速領域において精度の良いトルクダウンが実行でき、発進、直進、旋回のあらゆる走行場面において、的確に精度良く駆動力を制御して車両の安定性を向上させることができる。

尚、本実施の形態では、第２のトルクダウン量Ｔ2overを演算する際の車体すべり角速度（ｄβ／ｄｔ）は、前述の（８４）式、すなわち、ヨーレートγ、横加速度（ｄ^２ｙ／ｄｔ^２）、車速Ｖから演算して求めるようにしているが、他に、車体すべり角センサからの出力を微分して求めるようにしても良く、ＧＰＳ（Global Positioning System）からの位置情報を基に求めるようにしても良く、カメラからの画像情報を処理して求めるようにしても良い。

また、本実施の形態では、ヨーレートセンサからのヨーレートγと、横加速度センサからの横加速度と車速から車体すべり角速度を演算し、この車体すべり角速度を基に、基本となるトルクダウン量を設定している。しかし、基本となるトルクダウン量を設定するにあたりヨーレートγと車速、車体すべり角速度を必ずしも必要としなく、カントの影響を受ける横加速度さえ最低限用いていれば他のパラメータは特に限定されない。

また、本実施の形態では、横加速度センサから基本となるトルクダウン量を設定し、その後、検出したヨーレートと目標ヨーレートとのヨーレート偏差に基づいて基本となるトルクダウン量を補正し、カントの影響を排除している。しかし、本発明は基準となるトルクダウン量を算出した後に補正を行う手法だけに限定されず、最初から横加速度とカントの影響を排除するヨーレート偏差とを用いてトルクダウン量を設定しても本発明の課題を解決できる。

さらに、本実施の形態では、検出したヨーレートと目標ヨーレートとのヨーレート偏差を用いている。しかし、本発明はそれに限定されず、例えば検出したヨーレートの目標ヨーレートに対する割合など、検出したヨーレートと目標ヨーレートとの比較であれば良く、ヨーレート偏差に限定されるものではない。

駆動力制御装置の構成を示す機能ブロック図駆動力制御プログラムのフローチャート路面摩擦係数推定装置の構成を示す機能ブロック図操舵角−操舵トルク特性の説明図車速と前輪すべり角に応じて設定される復帰速度の特性図操安キャパシティと車速及び車輪すべり角の関係を示す説明図本実施形態による路面摩擦係数推定の一例を示すタイムチャート要求エンジントルクを発生するためのアクセル開度とスロットル開度との関係の一例を示す説明図エンジン回転数とスロットル開度により設定される要求エンジントルクの一例を示す説明図第１のトルクダウン量演算部の構成を示す機能ブロック図第１のトルクダウン量演算処理ルーチンのフローチャート図１１から続くフローチャート付加ヨーモーメント演算ルーチンのフローチャート横加速度飽和係数の説明図車速感応ゲインの特性マップ高μ路と低μ路での付加ヨーモーメントの値の差異の説明図第２のトルクダウン量演算部の構成を示す機能ブロック図第２のトルクダウン量演算処理ルーチンのフローチャート車体すべり角速度に対するトルクダウン基本量の特性の説明図ヨーレート偏差に対する第１の補正係数の特性の説明図カントが横加速度センサに及ぼす影響を示す説明図車速に対する第２の補正係数の特性の説明図

符号の説明

１駆動力制御装置
２要求エンジントルク演算部
３第１のトルクダウン量演算部
４第２のトルクダウン量演算部
４ａ車速演算部
４ｂトルクダウン基本量設定部（トルクダウン量設定手段）
４ｃ第１の補正係数設定部（目標ヨーレート演算手段、ヨーレート比較手段、トルクダウン量設定手段）
４ｄ第２の補正係数設定部
４ｅ第２のトルクダウン量設定部（トルクダウン量設定手段）
５制御量設定部（トルクダウン量設定手段）
１１車輪速センサ
１２ハンドル角センサ（操舵角検出手段）
１３ヨーレートセンサ（ヨーレート検出手段）
１４横加速度センサ（横加速度検出手段）
１５アクセル開度センサ
１６エンジン制御部（出力制御手段）
１７トランスミッション制御部
１８路面μ推定装置

Claims

駆動源の出力を低減することで車輪のグリップ力を適切に維持する車両の駆動力制御装置において、
少なくとも路面摩擦係数に基づいたトルクダウン量であって、所定の低車速領域では小さな値となる特性を有する第１のトルクダウン量を設定する第１のトルクダウン量設定手段と、
横加速度を検出する横加速度検出手段と、
操舵角を検出する操舵角検出手段と、
ヨーレートを検出するヨーレート検出手段と、
上記検出した操舵角を基に目標ヨーレートを演算する目標ヨーレート演算手段と、
上記検出したヨーレートと上記目標ヨーレートとを比較するヨーレート比較手段と、
少なくとも上記横加速度と上記ヨーレートの比較結果及び上記所定の低車速領域では大きな値となる補正係数とを用いて第２のトルクダウン量を設定する第２のトルクダウン量設定手段と、
上記第１のトルクダウン量と上記第２のトルクダウン量とに基づいて駆動源の出力を低減する出力制御手段とを有することを特徴とする車両の駆動力制御装置。
上記第２のトルクダウン量設定手段は、上記横加速度を基に設定したトルクダウン量を上記ヨーレートの比較結果を基に補正し上記第２のトルクダウン量を設定することを特徴とする請求項１記載の車両の駆動力制御装置。
上記ヨーレート比較手段は、上記検出したヨーレートと上記目標ヨーレートとの偏差を算出し、上記第２のトルクダウン量設定手段は、上記ヨーレート偏差の絶対値が小さいほど上記トルクダウン量が小さくなる方向に補正して上記第２のトルクダウン量を設定することを特徴とする請求項１又は請求項２記載の車両の駆動力制御装置。