JP6229556B2 - 車載回転機の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、発電機能を有する第１の回転機と、駆動輪を駆動する車載主機としての第２の回転機と、を備える車両に適用される車載回転機の制御装置に関する。

この種の制御装置としては、下記特許文献１に見られるように、車載主機としての内燃機関（エンジン）、発電機能を有する第１の回転機（第１のモータジェネレータ）、車載主機としての第２の回転機（第２のモータジェネレータ）、及びこれらモータジェネレータと電力の授受を行うバッテリを備えるハイブリッド車両に搭載されるものが知られている。

詳しくは、この制御装置は、例えば燃料カット制御による内燃機関の出力トルクの低下に起因して、第１の回転機の回転速度が急低下すると判断された場合、第１の回転機の発電電力及び第２の回転機の消費電力の合計値（以下、合計電力）が所定範囲内に制限されるように、これら回転機のトルクを修正する。具体的には、発電電力が増加する方向に第１の回転機のトルクを修正するとともに、消費電力が減少する方向に第２の回転機のトルクを修正する。

特許第４２６４８４３号公報

ここで、第１の回転機が連結された第１の回転体、内燃機関の出力軸が連結された第２の回転体、及び駆動輪が連結された第３の回転体を有する遊星歯車機構を備える車両において、駆動輪が路面から浮くことで駆動輪の回転速度が急増するスリップが生じた後、駆動輪が路面に着地して駆動輪の回転速度が急減するグリップが生じると、第１の回転機及び第２の回転機と電力の授受を行う平滑コンデンサと第１，第２の回転機とを接続する電気経路の電圧が上昇し得る。

詳しくは、駆動輪のスリップが生じると、第３の回転体が上昇する。この際、内燃機関の回転慣性モーメントが比較的大きいことから、第１の回転体の回転速度が減少する。その後、駆動輪のグリップが生じると、第２の回転体はその回転速度を略一定に維持しつつ、第３の回転体の回転速度は減少し、また、第１の回転体の回転速度は上昇する。これにより、第１の回転機の発電電力が第２の回転機の消費電力を上回ることとなる。第１の回転機の発電電力が第２の回転機の消費電力を上回ると、第１，第２の回転機と平滑コンデンサとを接続する電気経路の電圧が上昇し、第１，第２の回転機の制御システムの信頼性が低下し得る。なお、こうした問題を回避すべく、静電容量が大きい平滑コンデンサを制御システムに備えることも考えられる。ただし、この場合、平滑コンデンサの体格が増大することとなる。

本発明は、上記課題を解決するためになされたものであり、その目的は、平滑コンデンサの静電容量を大きくする必要がなくなる車載回転機の制御装置を提供することにある。

上記課題を解決すべく、本発明は、発電機能を有する第１の回転機（１０）と、駆動輪（５２）を駆動する車載主機としての第２の回転機（２０）及び内燃機関（４０）と、前記第１の回転機及び前記第２の回転機と電力の授受を行う平滑コンデンサ（６４）と、前記第１の回転機が連結された第１の回転体（Ｓ）、前記内燃機関の出力軸（４２）が連結された第２の回転体（Ｃ）、及び前記駆動輪が連結された第３の回転体（Ｒ）を有する遊星歯車機構（３０）と、を備える車両に適用される。こうした構成を前提として、本発明は、前記第２の回転機が前記第１の回転機の発電電力によって駆動され得、前記第１の回転機のトルクを第１の指令トルクに制御する第１の制御手段と、前記第２の回転機のトルクを第２の指令トルクに制御する第２の制御手段と、を備え、前記車両は、前記制御装置とは別の電子機器であってかつ、前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクを前記第１の制御手段及び前記第２の制御手段に対して出力する機能を有する車両側制御部（７６）を備え、前記車両側制御部から前記第１の制御手段及び前記第２の制御手段に対する前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクの更新周期は、前記制御装置における制御周期よりも長く設定され、前記第２の回転機の回転角速度を前記第１の回転機の回転角速度で除算した値の平方根を第１の速度比（ｒ１）と定義し、前記第１の回転機の回転角速度を前記第２の回転機の回転角速度で除算した値の平方根を第２の速度比（ｒ２）と定義し、前記第１の回転機の回転角（θ１）及び前記第１の速度比の乗算値から、前記第２の回転機の回転角（θ２）及び前記第２の速度比の乗算値を減算した値である偏差（Δ）を算出し、算出した前記偏差に比例ゲイン（ｋ）と前記第１の速度比とを乗算することで第１のトルク補正量（ΔＴ１）を算出し、算出した前記偏差に前記比例ゲインと前記第２の速度比とを乗算することで第２のトルク補正量（ΔＴ２）を算出する補正量算出手段を有し、前記第１の指令トルクに前記第１のトルク補正量を加算することで前記第１の指令トルクを補正するとともに、前記第２の指令トルクに前記第２のトルク補正量を加算することで前記第２の指令トルクを補正する相互補正手段と、前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクが更新されるたびに、前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクの更新タイミングで取得された前記第１の回転機及び前記第２の回転機のそれぞれの回転角速度で前記第１の速度比及び前記第２の速度比を更新する更新手段と、を備えることを特徴とする。

上記発明によれば、平滑コンデンサの静電容量を大きくする必要がない。

第１の実施形態にかかるモータ制御システムの構成図。 従来技術にかかるＨＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 従来技術にかかるＥＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 従来技術にかかるＨＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 第１の実施形態にかかるバイラテラル制御を用いたトルク相互補正処理手法を示す図。 同実施形態にかかるトルク相互補正処理のブロック図。 同実施形態にかかるトルク相互補正処理の一例を示すタイムチャート。 同実施形態にかかるＨＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 同実施形態にかかるＥＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 比較技術にかかるＨＶ走行時のモータ制御システムの動作を示す共線図。 第１の実施形態にかかるバッテリ使用時のトルク相互補正処理手法を示す図。 同実施形態にかかるバッテリ使用時のトルク相互補正処理手法を示す図。 第２の実施形態にかかるトルク相互補正処理のブロック図。 エンジン始動時及び停止時における共線図。 キックダウン時における共線図。 第３の実施形態にかかるトルク相互補正処理のブロック図。 第４の実施形態にかかるモータ制御システムの構成図。 第５の実施形態にかかるエンジン等速制御処理のブロック図。 同実施形態にかかる低速度領域を示す図。 トルクコンバータ特性を示す図。 モデル化したトルクコンバータ特性を示す図。 エンジン等速線及び１速ラインを示す図。 第６の実施形態にかかる低速度領域を示す図。 その他の実施形態にかかるエンジン等速ライン及び１速ラインを示す図。 その他の実施形態にかかるエンジン等速ライン及び１速ラインを示す図。

（第１の実施形態）
以下、本発明にかかる制御装置を、内燃機関及び回転機を備えるシリーズパラレルハイブリッド車両に適用した第１の実施形態について、図面を参照しつつ説明する。

図１に示すように、車両には、発電機兼電動機である「第１の回転機」としての第１のモータジェネレータ１０、「第２の回転機」としての第２のモータジェネレータ２０、遊星歯車機構３０、エンジン４０及び各種制御装置が備えられている。第１のモータジェネレータ１０は、第１のステータ１２及び第１のロータ１４を備え、第２のモータジェネレータ２０は、第２のステータ２２及び第２のロータ２４を備えている。第２のモータジェネレータ２０は、エンジン４０とともに車載主機を構成し、また、回生制御による発電機能を有する。すなわち、第２のモータジェネレータ２０の備える第２のロータ２４は、駆動軸５０に連結され、駆動軸５０は、図示しないデファレンシャルギアを介して駆動輪５２に連結されている。

なお、本実施形態では、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０として、３相交流同期回転機を用いており、より具体的には、永久磁石同期回転機を用いている。

遊星歯車機構３０は、エンジン４０、第１のモータジェネレータ１０及び駆動輪５２の間で互いに動力伝達を可能とするための部材である。詳しくは、遊星歯車機構３０は、「第１の回転体」としてのサンギアＳ、「第２の回転体」としてのキャリアＣ、「第３の回転体」としてのリングギアＲ、並びにサンギアＳ及びリングギアＲ間の動力伝達を可能とする複数のピニオンギアＰを備えている。ここで、キャリアＣには、エンジン４０のクランク軸４２が連結されており、リングギアＲには、駆動軸５０が連結されている。また、サンギアＳには、第１のロータ１４が連結されている。特に、本実施形態では、クランク軸４２及びキャリアＣは同一の回転速度で回転し、第１のロータ１４及びサンギアＳは同一の回転速度で回転し、更には駆動軸５０、第２のロータ２４及びリングギアＲは同一の回転速度で回転する。また、サンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲの回転速度の順に、これら回転速度は共線図上において一直線上に並ぶこととなる。

なお、エンジン４０のクランク軸４２には、フライホイール及びトーショナルダンパ（フライホイールダンパ４４）が設けられている。

第１のモータジェネレータ１０は、エンジン４０を動力供給源とする発電機、及びエンジン４０の始動時においてクランク軸４２に対して初期回転を付与する（クランキングを行う）ための電動機の機能を有する。詳しくは、第１のモータジェネレータ１０が発電機として機能する場合、クランク軸４２からキャリアＣへと入力される動力が、サンギアＳ及びリングギアＲのそれぞれに入力されるべく分割され、サンギアＳに入力された動力が第１のモータジェネレータ１０の駆動源となる。一方、第１のモータジェネレータ１０が電動機として機能する場合には、第１のモータジェネレータ１０からサンギアＳへと入力される動力が、キャリアＣを介してクランク軸４２へと入力されることでクランキングが行われる。

第１のモータジェネレータ１０は、第１のインバータ６０、平滑コンデンサ６４及び昇圧コンバータ６６を介してバッテリ６８と電力の授受を行う。また、第２のモータジェネレータ２０は、第２のインバータ６２、平滑コンデンサ６４及び昇圧コンバータ６６を介してバッテリ６８と電力の授受を行う。バッテリ６８は、その端子間電圧が例えば数百Ｖとなるものであり、具体的には例えば、リチウムイオン２次電池又はニッケル水素２次電池である。ここで、本実施形態において、昇圧コンバータ６６は、図示しないリアクトル、スイッチング素子（例えばＩＧＢＴ）及びコンデンサを備える周知の昇圧チョッパ回路である。また、本実施形態において、第１のインバータ６０及び第２のインバータ６２は、上アーム側スイッチング素子及び下アーム側スイッチング素子（例えばＩＧＢＴ）の直列接続体を３組備える３相インバータである。

モータ制御装置（以下、ＭＧＥＣＵ７０）は、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０の駆動制御に必要な第１のインバータ６０、第２のインバータ６２及び昇圧コンバータ６６を含む各種機器を操作する電子制御装置である。ＭＧＥＣＵ７０には、第１のロータ１４の回転角（電気角）を検出する第１の回転角センサ７２（例えばレゾルバ）や、第２のロータ２４の回転角（電気角）を検出する第２の回転角センサ７４（例えばレゾルバ）等の検出値が逐次入力される。ＭＧＥＣＵ７０は、これら検出値に基づき第１のインバータ６０、第２のインバータ６２及び昇圧コンバータ６６等を操作することで、第１のモータジェネレータ１０のトルクを第１の指令トルクに制御し、また、第２のモータジェネレータ２０のトルクを第２の指令トルクに制御する。

なお、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０のトルク制御は、例えば、変調率に基づき電流ベクトル制御、過変調制御、及び矩形波制御のうちいずれかを制御モードとして選択し、選択された制御モードに基づき実行すればよい。また、本実施形態において、ＭＧＥＣＵ７０が「第１の制御手段」、「第２の制御手段」及び「回転機制御部」を構成する。

ここで、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０の間において、これらモータジェネレータ１０，２０のうち一方の発電電力を他方で消費することが可能となっている。すなわち、第２のモータジェネレータ２０は、第１のモータジェネレータ１０の発電電力によって駆動され得る。こうした構成において、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０のいずれかで発電される電力によってバッテリ６８が充電されたり、これらモータジェネレータ１０，２０のいずれかで不足する電力をバッテリ６８から放電したりする制御が可能となる。なお、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０間のうち一方の発電電力と、他方の消費電力とが同一となる場合、バッテリ６８が充放電されないこととなる。

ハイブリッド制御装置（以下、ＨＶＥＣＵ７６）は、車両の走行制御等を統括すべく、ＭＧＥＣＵ７０を介して第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０を制御したり、エンジン４０の図示しない専用の電子制御装置（以下、エンジン制御装置）を介してエンジン４０を制御したりする電子制御装置である。ＨＶＥＣＵ７６は、ＭＧＥＣＵ７０等からの各種制御信号や、ユーザのアクセル操作量を検出するアクセルセンサ７８等の検出値を逐次取り込む。そして、ＨＶＥＣＵ７６は、取り込まれた信号に基づき、駆動軸５０への出力が要求されるトルク（車両要求トルク）を実現すべく、エンジン制御装置に対して指令したり、ＭＧＥＣＵ７０に対して第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２を出力したり、更には昇圧コンバータ６６に対してその出力電圧の目標値を出力したりする。なお、本実施形態において、ＨＶＥＣＵ７６が「車両側制御部」を構成する。

ところで、車両が波状路を走行する場合、スリップグリップと呼ばれる過渡現象が生じることがある。ここで、スリップグリップとは、駆動輪５２が路面から浮くことで駆動輪５２の回転速度が急増し、その直後に駆動輪５２が着地して駆動輪５２の回転速度が急減する現象のことである。このスリップグリップが生じると、モータ制御システムの信頼性が低下する懸念がある。以下、こうした不都合について、図２〜図４を用いて説明する。

まず、図２を用いて、エンジン４０及び第２のモータジェネレータ２０の双方によって車両を走行させるＨＶ走行時においてスリップグリップが生じる場合について説明する。ここで、図２は、遊星歯車機構３０のサンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲの回転速度の共線図である。なお、図中、縦軸について、「＋」は正回転方向を示している。

図示される例では、車両が定常走行している状態を実線にて示している。ここで、車両の定常走行中において駆動輪５２のスリップが生じると、一点鎖線にて示すように、第２のモータジェネレータ２０は、そのトルクを一定に維持したまま自身の回転速度（駆動輪５２、リングギアＲの回転速度）を上昇させる。この際、エンジン４０の回転慣性モーメントが比較的大きいことから、サンギアＳ（第１のモータジェネレータ１０）の回転速度が減少する。これにより、第２のモータジェネレータ２０の消費電力が増加するとともに、第１のモータジェネレータ１０の発電電力が減少するため、第２のモータジェネレータ２０の消費電力が第１のモータジェネレータ１０の発電電力を上回ることとなる。

第２のモータジェネレータ２０の消費電力が第１のモータジェネレータ１０の発電電力を上回ると、上記消費電力及び発電電力の差に応じた電力不足分が平滑コンデンサ６４に蓄積された電気エネルギによって賄われようとする。ここで、上記電力不足分の全てを平滑コンデンサ６４に蓄積された電気エネルギによって賄うことができないと、第１，第２のインバータ６０，６２と昇圧コンバータ６６とを接続する電気経路の電圧（直流バス電圧）が急減することとなる。昇圧コンバータ６６の昇圧比を急速に変化させることができないことから、急減した直流バス電圧を昇圧コンバータ６６の出力電圧の調整によって補償することができず、バッテリ６８から昇圧コンバータ６６を介して第１，第２のインバータ６０，６２側へと過電流が流れることとなる。これにより、昇圧コンバータ６６を構成するリアクトルの磁気飽和によって昇圧コンバータ６６を構成する半導体スイッチング素子に過電流が流れ、上記半導体スイッチング素子の過熱によって昇圧コンバータ６６の信頼性が低下する懸念がある。また、バッテリ６８の信頼性が低下する懸念もある。

その後、駆動輪５２のスリップが解消（グリップ）すると、図２に破線にて示すように、キャリアＣはその回転速度を略一定に維持しつつ、リングギアＲの回転速度は減少し、また、サンギアＳの回転速度は上昇する。これにより、第１のモータジェネレータ１０の発電電力が第２のモータジェネレータ２０の消費電力を上回ることとなる。

駆動輪５２がグリップする頃には時間経過によってバッテリ６８の供給電力によって直流バス電圧が回復している。こうした状況下において第１のモータジェネレータ１０の発電電力が第２のモータジェネレータ２０の消費電力を上回ると、直流バス電圧が上昇することとなる。これにより、第１，第２のインバータ６０，６２側から昇圧コンバータ６６を介してバッテリ６８へと過電流が流れ、駆動輪５２がスリップした場合における上述した問題のみならず、第１，第２のインバータ６０，６２及び昇圧コンバータ６６のそれぞれを構成する半導体スイッチング素子がその耐圧を超えることとなり、上記半導体スイッチング素子の信頼性が低下する懸念がある。

なお、こうした問題を回避すべく、静電容量が大きい平滑コンデンサ６４をモータ制御システムに備えることも考えられる。ただし、この場合、平滑コンデンサ６４の体格が増大することとなる。

続いて、図３を用いて、第２のモータジェネレータ２０のみよって車両を走行させるＥＶ走行時にスリップグリップが生じる場合について説明する。

図示される例では、車両が定常走行している状態を実線にて示している。ＥＶ走行時においては、クランク軸４２が回転していないため、サンギアＳが逆回転する。ここで、本実施形態では、ＥＶ走行時において第１の指令トルクが「０」に設定される。こうした状況下において、スリップグリップによってリングギアＲの回転速度が急増すると、クランク軸４２には正方向のトルクが働き、第１のモータジェネレータ１０には負方向のトルクが働く。第１の指令トルクＴｒｑ１が「０」に設定されていても、この変化を妨げようとするトルクが第１のモータジェネレータ１０によって生成される。ここでは、第１のモータジェネレータ１０の回転慣性の影響により、第２のモータジェネレータ２０の回転速度の変化に対して第１のモータジェネレータ１０の回転速度を即時に応答させることができず、クランク軸４２が逆回転するといった不都合が生じ得る。

続いて、図４を用いて、スリップグリップによって生じる遊星歯車機構３０におけるバックラッシュに関する問題について説明する。ここで、図４には、共線図上に各歯車に対応するバックラッシュ（隙間）を併記した。ここでは、サンギアＳ及びキャリアＣ間に介在するピニオンギアＰが共線図上においてサンギアＳ及びキャリアＣを結ぶ直線として描かれ、また、キャリアＣ及びリングギアＲ間に介在するピニオンギアＰが共線図上においてキャリアＣ及びリングギアＲを結ぶ直線として描かれている。また、本実施形態において、サンギアＳの歯数がリングギアＲの歯数よりも少ないことから、図中、サンギアＳ付近に描かれたバックラッシュは、リングギアＲ付近に描かれたバックラッシュよりも広くなっている。

さらに、図中、第１のモータジェネレータ１０がサンギアＳに及ぼすトルクを「Ｔｍ１」にて示し、第２のモータジェネレータ２０がリングギアＲに及ぼすトルクを「Ｔｍ２」にて示し、駆動輪５２がリングギアＲに及ぼすトルクを「Ｔｄｒ」にて示す。

図４（ａ）に示すように、ＨＶ定常走行時においては、エンジン４０の駆動によってサンギアＳの回転速度が押し上げられる。その後、駆動輪５２がスリップすると、第２のモータジェネレータ２０の駆動によってキャリアＣの回転速度が押し上げられる。この場合、バックラッシュによってサンギアＳ及びこれに隣接するピニオンギアＰの歯が一旦非接触状態となり、その後、ピニオンギアＰによってサンギアＳの回転速度が押し下げされるときにおいて、図４（ｂ）に示すように、サンギアＳの歯がバックラッシュの反対側に打ち付けられることとなる。その後、図４（ｃ）に示すように、駆動輪５２がグリップすると、サンギアＳの歯が再度非接触状態となり、サンギアＳの歯がバックラッシュの反対側に打ち付けられる。

なお、上述した歯打ちによる衝撃が加わった場合には、第１のモータジェネレータ１０の回転速度の変化によって第１のモータジェネレータ１０の逆起電力が急変し、第１のインバータ６０の出力電圧とのバランスが崩れ、第１のモータジェネレータ１０に流れる電流がその想定最大値を超えるといった問題も生じ得る。

本発明者は、以上説明した問題の対処方法について検討した。そして、本実施形態にかかる車両の駆動系を、車載主機としてエンジンのみを備える車両（以下、コンベ車）の駆動系と同様の振る舞いをさせることで、スリップグリップの発生に起因した上記問題に対処できるとの知見を得た。

つまり、コンベ車の駆動系においては、スリップが生じる場合にエンジンから駆動輪までの駆動系全体の回転速度が、所定の比例関係を維持したまま上昇する。これに対し、本実施形態にかかる車両の駆動系では、駆動輪５２と連結された第２のモータジェネレータ２０のトルク制御がなされることから、スリップによって第２のモータジェネレータ２０（リングギアＲ）の回転速度のみが著しく上昇することとなる。こうした点に着目すれば、本実施形態にかかる車両の駆動系にコンベ車の駆動系と同様の挙動をさせることで、スリップグリップの発生に起因した問題を抑制することができると考えられる。すなわち、本実施形態では、駆動輪５２のスリップに起因して第２のモータジェネレータ２０の消費電力が増大する場合、第１のモータジェネレータ１０のパワーの減少量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの減少量が等しくなるように第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２を補正するトルク相互補正処理をＭＧＥＣＵ７０において実行する。以下、図５〜図７を用いて、トルク相互補正処理について説明する。

まず、図５を用いて、トルク相互補正処理の原理について説明する。ここで、図５には、共線図と、２つのプーリ８０，８２をベルト８４で結んだＣＶＴとして本実施形態にかかる車両の駆動系を模擬したモデル（ベルト伝達機構）と、を示した。ここで、本実施形態にかかる車両の駆動系をＣＶＴとして模擬できるのは、第１のモータジェネレータ１０の発電電力と第２のモータジェネレータ２０の消費電力とがバランスしてかつ、バッテリ６８の入出力電力が「０」であるとすると、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のそれぞれについて、トルクが回転速度に反比例することに基づくものである。

図５（ａ）に示すように、時刻ｔ＝０においてサンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲが静止しているとする。その後、時刻ｔ＝Δｔにおいて、第１のプーリ８０が第１の回転角速度ω１で回転してかつ、第２のプーリ８２が第２の回転角速度ω２で回転する状態に移行する。ここで、単位時間Δｔあたりの第１のプーリ８０の回転角θ１と、単位時間Δｔあたりの第２のプーリ８２の回転角θ２とは、下式（ｅｑ１），（ｅｑ２）によって表される。

θ１＝ω１・Δｔ …（ｅｑ１）
θ２＝ω２・Δｔ …（ｅｑ２）
また、第１のプーリ８０の回転に伴う単位時間Δｔあたりのベルト８４の移動量ｘｐ１、及び第２のプーリ８２の回転に伴う単位時間Δｔあたりのベルト８４の移動量ｘｐ２は、下式（ｅｑ３），（ｅｑ４）によって表される。

ｘｐ１＝ｒ１・θ１＝ｒ１・ω１・Δｔ …（ｅｑ３）
ｘｐ２＝ｒ２・θ２＝ｒ２・ω２・Δｔ …（ｅｑ４）
ここで、ベルト８４のバネ定数を「ｋ」とすると、ベルト８４の張力の変化分ΔＦは、下式（ｅｑ５）によって表される。

ΔＦ＝ｋ（ｘｐ１−ｘｐ２） …（ｅｑ５）
ここで、第１のプーリ８０が第１の回転角速度ω１で回転してかつ第２のプーリ８２が第２の回転角速度ω２で回転する状態（定常走行時）においては、「ｘｐ１＝ｘｐ２」であることから、「ΔＦ＝０」となる。本実施形態では、こうした状態を基準状態と称すこととする。

続いて、図５（ｂ）には、例えばスリップにより、第２のプーリ８２に基準状態から角度δの進みが出た状態を示している。この状態において、第２のプーリ８２の回転に伴う単位時間Δｔあたりのベルト８４の移動量ｘｃ２は、下式（ｅｑ６）によって表される。

ｘｃ２＝ｒ２（θ２＋δ）＝ｒ２（ω２・Δｔ＋δ） …（ｅｑ６）
ベルト８４の伸びが「ｒ２・δ」だけ減少する状況下におけるベルト８４の張力の変化分ΔＦは、下式（ｅｑ７）によって表される。

ΔＦ＝ｋ（ｘｐ１−ｘｃ２）
＝ｋ｛ｒ１・θ１−ｒ２（θ２＋δ）｝
＝ｋ｛ｒ１・ω１・Δｔ−ｒ２（ω２・Δｔ＋δ）｝ …（ｅｑ７）
一方、第１，第２のプーリ８０，８２の周速度Ｖが互いに等しいことから、下式（ｅｑ８）が導かれる。

Ｖ＝ｒ１・ω１＝ｒ２・ω２ …（ｅｑ８）
上式（ｅｑ７），（ｅｑ８）から、下式（ｅｑ９）が導かれる。

ΔＦ＝−ｋ・ｒ２・δ …（ｅｑ９）
上式（ｅｑ９）によって表されるベルト８４の張力の変化分ΔＦが、第１のプーリ８０及び第２のプーリ８２のそれぞれにおけるトルクを変化させ、ひいては伝達パワーを変化させる。詳しくは、第１のプーリ８０におけるトルク変化分Δτ１，第２のプーリ８２におけるトルク変化分Δτ２は、下式（ｅｑ１０），（ｅｑ１１）によって表される。

Δτ１＝ΔＦ・ｒ１＝−ｋ・ｒ２・δ・ｒ１ …（ｅｑ１１）
Δτ２＝ΔＦ・ｒ２＝−ｋ・ｒ２・δ・ｒ２ …（ｅｑ１２）
第１のプーリ８０における伝達パワーの変化分ΔＰ１，第２のプーリ８２における伝達パワーの変化分ΔＰ２は、下式（ｅｑ１３），（ｅｑ１４）によって表される。

ΔＰ１＝Δτ１・ω１＝−ｋ・δ・ω１ …（ｅｑ１３）
ΔＰ２＝Δτ２・ω２＝−ｋ・ｒ２＾２・δ・ω２ …（ｅｑ１４）
ここで、入力側となる第１のモータジェネレータ１０が上記第１の回転角速度ω１で回転し、また、出力側となる第２のモータジェネレータ２０が上記第２の回転角速度ω２で回転しているとすると、第１のモータジェネレータ１０及び第２のモータジェネレータ２０についての減速比Ｒは、下式（ｅｑ１５）によって表される。

Ｒ＝ω１／ω２ …（ｅｑ１５）
一方、ＣＶＴを模擬したモデルにおいては、上記減速比Ｒを、第１のプーリ８０の半径ｒ１及び第２のプーリ８２の半径ｒ２を用いて下式（ｅｑ１６）によって表すことができる。

Ｒ＝ｒ２／ｒ１ …（ｅｑ１６）
ここで、減速比Ｒを上式（ｅｑ１６）によって表す場合において、ベルト８４の長さを規定して第１，第２のプーリ８０，８２の半径ｒ１，ｒ２を特定すべく、「ｒ１・ｒ２＝１」と正規化すると、上式（ｅｑ１６）は下式（ｅｑ１７）のように表される。

Ｒ＝１／（ｒ１）＾２＝（ｒ２）＾２ …（ｅｑ１７）
上式（ｅｑ１５），（ｅｑ１７）を用いると、上式（ｅｑ１４）は下式（ｅｑ１８）のように表される。

ΔＰ２＝−ｋ・Ｒ・δ・ω２＝−ｋ・δ・ω１ …（ｅｑ１８）
上式（ｅｑ１３），（ｅｑ１８）より、第１のプーリ８０及び第２のプーリ８２のそれぞれにおける伝達パワーの変化分が等しいことが分かる。こうした点に着目して、トルク相互補正処理を行う。これにより、スリップグリップが生じる場合において、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０とバッテリ６８との間のエネルギの授受が行われないように第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２を補正することができる。

図６に、上述した原理を用いた本実施形態にかかるトルク相互補正処理のブロック図を示す。ここで、トルク相互補正処理は、具体的には、対称型バイラテラル制御と等価となる。本実施形態では、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０の回転角がバイラテラル制御の制御量としての位置に相当し、トルクが力に相当する。なお、本実施形態において、ＭＧＥＣＵ７０によって実行される上記処理が「相互補正手段」を構成する。

第１の基準速度取得部１００は、第１の回転角センサ７２によって検出された回転角θ１に基づき、第１のモータジェネレータ１０の回転角速度である上記第１の回転角速度ω１を算出し、ＨＶＥＣＵ７６からＭＧＥＣＵ７０に対する第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新タイミングにおける第１の回転角速度ω１を第１の基準角速度ωｓ１として取得する。本実施形態では、第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２が前回更新されてから今回更新されるまでの期間における上記回転角θ１の時間平均値に基づき、第１の回転角速度ω１を算出する。

第２の基準速度取得部２００は、第２の回転角センサ７４によって検出された回転角θ２に基づき、第２のモータジェネレータ２０の回転角速度である上記第２の回転角速度ω２を算出し、ＨＶＥＣＵ７６からＭＧＥＣＵ７０に対する第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新タイミングにおける第２の回転角速度ω２を第２の基準角速度ωｓ２として取得する。本実施形態では、第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２が前回更新されてから今回更新されるまでの期間における上記回転角θ２の時間平均値に基づき、第２の回転角速度ω２を算出する。

第１の速度比算出部１０２は、第２の基準角速度ωｓ２を第１の基準角速度ωｓ１で除算した値の平方根として第１のプーリ半径ｒ１に相当する第１の速度比ｒ１を算出し、一方、第２の速度比算出部２０２は、第１の基準角速度ωｓ１を第２の基準角速度ωｓ２で除算した値の平方根として第２のプーリ半径ｒ２に相当する第２の速度比ｒ２を算出する。すなわち、第１の速度比算出部１０２及び第２の速度比算出部２０２において、第１，第２の指令トルクＴｒｑ２，Ｔｒｑ１が更新されるたびに、更新タイミングにおける第１の回転角速度ω１及び第２の回転角速度ω２を用いて第１の速度比ｒ１及び第２の速度比ｒ２が更新される。なお、第１の速度比ｒ１及び第２の速度比ｒ２は、上式（ｅｑ１５），（ｅｑ１７）から導かれる。

第１の算出部１０４は、第１の回転角θ１に第１の速度比ｒ１を乗算して出力する。一方、第２の算出部２０４は、第２の回転角θ２に第２の速度比ｒ２を乗算して出力する。

偏差算出部３００は、第１の算出部１０４の出力値から第２の算出部２０４の出力値を減算した値である偏差Δを算出する。ここで、偏差算出部３００における処理は、ベルト８４の伸びを算出することに相当する。そして、ゲイン乗算部３０２は、偏差算出部３００から出力された偏差Δに制御ゲインｋ（「比例ゲイン」に相当）を乗算する。この制御ゲインｋは、上述したＣＶＴを模擬したモデルにおけるベルト８４のバネ定数に相当する。

第１のトルク変換部１０６は、ゲイン乗算部３０２の出力値に第１の速度比ｒ１を乗算することで、第１の指令トルクＴｒｑ１の補正量（以下、第１のトルク補正量ΔＴ１）を算出する。すなわち、第１のトルク変換部１０６は、第１の回転角速度ω１（第１の基準角速度ωｓ１）が高いほど、第１のトルク補正量ΔＴ１を小さく算出する。そして、第１の加算部１０８は、ＨＶＥＣＵ７６から出力された第１の指令トルクＴｒｑ１に第１のトルク補正量ΔＴ１を加算することで第１の指令トルクＴｒｑ１を補正する。第１の加算部１０８は、補正された第１の指令トルクＴｒｑ１を第１の操作部１１０に対して出力する。第１の操作部１１０は、第１のモータジェネレータ１０のトルクを第１の加算部１０８の出力値に制御すべく、第１のインバータ６０を構成する図示しない半導体スイッチング素子をオンオフ操作する。

一方、第２のトルク変換部２０６は、ゲイン乗算部３０２の出力値に第２の速度比ｒ２を乗算することで、第２の指令トルクＴｒｑ２の補正量（以下、第２のトルク補正量ΔＴ２）を算出する。すなわち、第２のトルク変換部２０６は、第２の回転角速度ω２（第２の基準角速度ωｓ２）が高いほど、第２のトルク補正量ΔＴ２を小さく算出する。そして、第２の加算部２０８は、第２の指令トルクＴｒｑ２に第２のトルク補正量ΔＴ２を加算することで、第２の指令トルクＴｒｑ２を補正する。第２の加算部２０８は、補正された第２の指令トルクＴｒｑ２を第２の操作部２１０に対して出力する。第２の操作部２１０は、第２のモータジェネレータ２０のトルクを第２の加算部２０８の出力値に制御すべく、第２のインバータ６２を構成する図示しない半導体スイッチング素子をオンオフ操作する。

なお、本実施形態において、第１の速度比算出部１０２、及び第２の速度比算出部２０２が「更新手段」を構成する。また、本実施形態において、第１の算出部１０４、第１のトルク変換部１０６、第２の算出部２０４、第２のトルク変換部２０６、偏差算出部３００及びゲイン乗算部３０２が「補正量算出手段」を構成する。

続いて、図７に、本実施形態にかかるトルク相互補正処理の一例を示す。詳しくは、図７（ａ）は、第２の回転角速度ω２の推移を示し、図７（ｂ）は、基準減速比Ｒｓ及び実際の減速比Ｒｒの推移を示し、図７（ｃ）は、第２のモータジェネレータ２０の実際のトルク及び第２の指令トルクＴｒｑ２の推移を示す。ここで、上記基準減速比Ｒｓとは、第１の基準角速度ωｓ１を第２の基準角速度ωｓ２で除算した値であり、実際の減速比Ｒｒとは、第１の回転角速度ω１を第２の回転角速度ω２で除算した値である。

図示される例では、ＨＶＥＣＵ７６からＭＧＥＣＵ７０に対する第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新周期Δｔｈ毎に第１，第２の基準速度取得部１００，２００によって第１の基準角速度ωｓ１，第２の基準角速度ωｓ２が取得され、第１の速度比算出部１０２及び第２の速度比算出部２０２によって第１の速度比ｒ１及び第２の速度比ｒ２が算出される。その結果、上記更新周期Δｔｈ毎に第２のトルク補正量ΔＴ２が「０」にリセットされる。

ここで、時刻ｔ１〜ｔ２において、第２のモータジェネレータ２０が一定の加速度で加速されている。この期間においては、第２の回転角速度ω２の上昇速度が一定であることから、実際の減速比Ｒｒの減少速度が一定となる。こうした状況下においては、基準減速比Ｒｓに対する実際の減速比Ｒｒのずれが拡大するに伴って第２のトルク補正量ΔＴ２が増大する。その後、時刻ｔ２において駆動輪５２のスリップが生じる場合、第２のトルク補正量ΔＴ２がさらに増大することによってスリップの成長が抑制される。

なお、スリップグリップの発生に起因した上述した問題は、第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新周期Δｔｈが、ＭＧＥＣＵ７０における制御周期Δｔｍ（例えば、第１，第２の基準速度取得部１００，２００による第１，第２の回転角速度ω１，ω２の算出周期）よりも長く設定されていることに起因して顕著となる（例えば、Δｔｈ≒１００×Δｔｍ）。ここで、上記更新周期Δｔｈが長くなるのは、ＭＧＥＣＵ７０及びＨＶＥＣＵ７６同士を結ぶデータ通信速度が低速度であることが原因の１つである。

次に、図８〜図１２を用いて、本実施形態にかかるトルク相互補正処理の効果について説明する。

まず、図８及び図９に、先の図２及び図３に対応する共線図を示す。

図８に示すように、本実施形態によれば、ＨＶ走行時において駆動輪５２のスリップが生じる場合であっても、サンギアＳの回転速度ωＢＳに対するリングギアＲの回転速度ωＢＲの比率を、定常走行時におけるサンギアＳの回転速度ωＡＳに対するリングギアＲの回転速度ωＡＲの比率とすることができる。すなわち、図中実線にて示す定常走行時におけるサンギアＳ及びリングギアＲを結ぶ直線と「０」との交点である仮想固定点を支点として、図中一点鎖線にて示すように、サンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲの回転速度が定まることとなる。これにより、駆動輪５２のスリップの成長を抑制することができる。

ちなみに、本実施形態によれば、燃料カット制御によって第１のモータジェネレータ１０の回転速度が低下して発電電力が減少する場合においても、発電電力の減少に応じて第２のモータジェネレータ２０の消費電力を減少させる。このため、第１のモータジェネレータ１０の発電電力の不足を回避することができる。

一方、図９に示すように、本実施形態によれば、ＥＶ走行時においても、図中実線にて示す定常走行時におけるキャリアＣの回転速度「０」を仮想固定点として、サンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲの回転速度が定まることとなる。すなわち、駆動輪５２のスリップが生じる場合であっても、図中一点鎖線にて示すように、クランク軸４２を回転させないように第１のモータジェネレータ１０のトルクを積極的に逃がす制御がなされることとなる。

なお、本実施形態と対比すべく、図１０には、ＨＶ走行時においてスリップグリップが生じる場合における上記特許文献１に記載された技術（以下、比較技術）を示した。

比較技術では、駆動輪５２がスリップし始めてからしばらくの期間においては、エンジン及びキャリアＣの間にトーショナルダンパがあることから、キャリアＣは一時的に回転速度を高めることが出来る（図中Ａ，Ｂ’参照）。このため、サンギアＳの回転速度は低下しない。その後、サンギアＳの回転速度が低下すると（時刻Ｂ）、第１，第２のモータジェネレータのトルクが減少するように制御され、スリップの成長は若干抑制される。しかしながら、駆動輪がグリップする場合（時刻Ｃ）、サンギアＳの回転速度が上昇することによって第１のモータジェネレータの発電電力が過剰となる。すなわち、比較技術では、スリップを検知してから第１，第２の指令トルクを補正することから、スリップの成長を抑制することができず、第１のモータジェネレータの発電電力の変化量及び第２のモータジェネレータの消費電力の変化量のバランスが崩れることとなる。

続いて、図１１及び図１２を用いて、バッテリ６８の充放電がある場合におけるトルク相互補正処理の効果について説明する。なお、図１１及び図１２は、電力の流れを示す図である。

まず、図１１に、バッテリ６８から出力される電力が第１のモータジェネレータ１０の発電電力に加算されて第２のモータジェネレータ２０に供給される場合を示す。

図示されるように、定常走行状態から駆動輪５２がスリップする状態に移行すると、第２のモータジェネレータ２０に必要な消費電力が減少する。ここで、バッテリ６８の出力電力を変化させないためには、第２のモータジェネレータ２０の消費電力の減少量と第１のモータジェネレータ１０の発電電力の減少量とを等しくすることが要求される。本実施形態によれば、これを実現することができる。

続いて、図１２に、バッテリ６８から出力される電力と比較して第１のモータジェネレータ１０の発電電力が小さい場合を示す。

図示されるように、第２のモータジェネレータ２０消費電力が第１のモータジェネレータ１０の発電電力を超えて減少した場合、バッテリ６８の出力電力を変化させないためには、第１のモータジェネレータ１０の発電電力を負の値とすることが要求される。すなわち、第１のモータジェネレータ１０に力行運転させて電力を消費させることが要求される。本実施形態によれば、これを実現することができ、ひいては遊星歯車機構３０におけるバックラッシュに関する問題の発生を回避できる。

また、本実施形態によれば、バッテリ６８の電力の入出力がある場合であっても、第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量をバランスさせることができる。このため、バッテリ６８の入出力電力が変化せず、スリップグリップが直流バス電圧に及ぼす影響を回避することもできる。これにより、第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量のバランスの崩れを回復することが可能な程度に平滑コンデンサ６４の静電容量を大きくする必要がない。したがって、平滑コンデンサ６４の静電容量を、第１，第２のインバータ６０，６２のスイッチングに伴うリップル電流を吸収するための最小限の静電容量に設定することができる。また、昇圧コンバータ６６の電流容量（特に、昇圧コンバータ６６を構成するリアクトルの飽和電流容量）を、過電流に対する余裕を最小限とした設計とすることができる。

さらに、本実施形態によれば、第２のモータジェネレータ２０から駆動輪５２までの回転慣性モーメントが車種ごとに異なる場合でも、スリップを検知するための閾値を車種ごとに適合することを回避でき、また、制御モードの切り替えに起因して、第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量のバランスが崩れたり、衝撃力が発生したりすることを回避することもできる。

以上詳述した本実施形態によれば、以下の効果が得られるようになる。

（１）第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量がバランスする方向に第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２を補正した。このため、例えば、スリップグリップが生じる場合であっても、第１のモータジェネレータ１０の発電電力の減少量及び第２のモータジェネレータ２０の消費電力の減少量をバランスさせることができる。したがって、バッテリ６８や昇圧コンバータ６６に過電流が流れることを回避できる等、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０を備えるモータ制御システムの信頼性の低下を好適に回避することができる。

（２）偏差算出部３００から出力される上記偏差Δ及び制御ゲインｋの乗算値に第１の速度比ｒ１を乗算することで第１のトルク補正量ΔＴ１を算出した。また、上記偏差Δ及び制御ゲインｋの乗算値に第２の速度比ｒ２を乗算することで第２のトルク補正量ΔＴ２を算出した。このため、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のトルクを検出するトルクセンサを備えることなく、トルク相互補正処理を行うことができる。これにより、モータ制御システムを構成する部品数の低減を図ることができる。

（３）第１，第２のモータジェネレータ１０，２０と電力の授受を行うバッテリ６８を車両に備えた。こうした構成においては、第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量のバランスが崩れる場合、このバランスの崩れをバッテリ６８が賄おうとするため、過電流等によってモータ制御システムの信頼性が低下しやすい。したがって、こうした構成においては、トルク相互補正処理を適用するメリットが大きい。

（４）遊星歯車機構３０が備えられるシリーズパラレルハイブリッド車両のモータ制御システムにトルク相互補正処理を適用した。この車両においては、スリップグリップが生じる場合に第１のモータジェネレータ１０の発電電力の変化量及び第２のモータジェネレータ２０の消費電力の変化量のバランスの崩れが顕著となりやすい。このため、こうした構成においては、トルク相互補正処理を適用するメリットが大きい。

（５）トルク相互補正処理をＭＧＥＣＵ７０において実行した。ＨＶＥＣＵ７６からＭＧＥＣＵ７０に対する第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２の更新周期Δｔｈは、ＭＧＥＣＵ７０における制御周期Δｔｍよりも長く設定されている。このため、スリップグリップが生じる場合において第１のモータジェネレータ１０の発電電力の変化量及び第２のモータジェネレータ２０の消費電力の変化量のバランスの崩れが顕著となりやすい。したがって、こうした構成においては、トルク相互補正処理を適用するメリットが大きい。さらに、本実施形態によれば、トルク相互補正処理をＭＧＥＣＵ７０のローカル制御によって行うことができる。このため、ＭＧＥＣＵ７０及びＨＶＥＣＵ７６の間のインターフェースを変更することなく、トルク相互補正処理による効果を得ることができる。

（第２の実施形態）
以下、第２の実施形態について、先の第１の実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。

図１３に、本実施形態にかかるトルク相互補正処理のブロック図を示す。なお、図１３において、先の図６に示した部材等と同一の部材等については、便宜上、同一の符号を付している。

図示されるように、本実施形態では、ゲイン乗算部３０２における制御ゲインｋを変更可能としている。以下、こうした構成を採用する理由について説明する。

エンジン４０を始動させるクランキング時や、エンジン４０の停止時においては、クランク軸４２の回転速度（エンジン回転速度）が急変するため、図１４に示すように、仮想固定点が大きく変化するようにサンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲの回転速度が変化することとなる。ここで、こうした状況下においてトルク相互補正処理が行われると、クランキングやエンジン４０の停止を妨げるように第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のトルク制御がなされるといった不都合が生じることとなる。

また、アクセルセンサ７８の検出値に基づき急加速が要求されたと判断された場合において、エンジン回転速度を急上昇させて第１のモータジェネレータ１０の発電電力を増加させるいわゆるキックダウンが生じるときにおいても、図１５に示すように、仮想固定点が大きく変化することとなる。こうした状況下においてトルク相互補正処理が行われると、ドライバビリティが低下する等の不都合が生じ得る。

こうした事態に対処すべく、本実施形態では、エンジン回転速度の急変が指示される場合、エンジン回転速度の急変に先立ち、制御ゲインｋを「０」まで低下させる。特に、本実施形態では、先の図１３に示すように、ゲイン乗算部３０２における制御ゲインｋを、ＨＶＥＣＵ７６からの指令によって変更可能としている。制御ゲインｋが「０」とされると、トルク相互補正処理の実行が禁止され、通常のトルク制御がなされることとなる。なお、本実施形態において、ＨＶＥＣＵ７６による制御ゲインｋの低下を指示する処理が「ゲイン低下手段」を構成する。

以上説明した本実施形態によれば、上記第１の実施形態で得られる効果に加えて、以下の効果が得られるようになる。

（６）エンジン回転速度の急変が指示される場合、ＨＶＥＣＵ７６の指示によって制御ゲインｋを「０」まで低下させた。このため、エンジン回転速度を意図的に急変させることが妨げられることを回避できる。これにより、エンジン４０の始動又は停止操作が適切に行われなかったり、ドライバビリティが低下したりする等の不都合の発生を回避することができる。

（第３の実施形態）
以下、第３の実施形態について、先の第２の実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。

本実施形態では、図１６に示すように、ＭＧＥＣＵ７０が車両の走行状態を推定して制御ゲインｋを変更する。なお、図１６において、先の図１３に示した部材等と同一の部材等については、便宜上、同一の符号を付している。

詳しくは、ゲイン決定部３０４は、ＭＧＥＣＵ７０が取得するモータ制御システムの状態パラメータ（例えば、第１の基準角速度ωｓ１、第２の基準角速度ωｓ２、第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２）に基づき、車両の走行状態を推定する処理を行う。この処理は、上記状態パラメータに基づき、エンジン回転速度の急変が意図的に行われるか否かを推定可能なことに鑑みた処理である。ゲイン決定部３０４は、上記状態パラメータに基づきエンジン回転速度の急変が指示されると判断された場合、制御ゲインｋを「０」まで低下させる。なお、本実施形態において、ゲイン決定部３０４における処理が「推定手段」を構成する。

以上説明した本実施形態によれば、制御ゲインｋの変更処理をＭＧＥＣＵ７０のローカル制御によって行うことができる。このため、ＭＧＥＣＵ７０及びＨＶＥＣＵ７６の間のインターフェースを変更することなく、上記第２の実施形態の（６）の効果を得ることができる。

（第４の実施形態）
以下、第４の実施形態について、先の第１の実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。

本実施形態では、シリーズハイブリッド車両に車載回転機の制御装置を適用する。

図１７に、本実施形態にかかるモータ制御システムを示す。なお、図１７において、先の図１に示した部材と同一の部材については、便宜上、同一の符号を付している。

図示されるように、本実施形態では、遊星歯車機構３０、平滑コンデンサ６４及び昇圧コンバータ６６が車両に備えられていない。本実施形態によれば、上記第１の実施形態で得られる効果に準じた効果を得ることはできる。すなわち、トルク相互補正処理によれば、第１のモータジェネレータ１０の発電電力及び第２のモータジェネレータ２０の消費電力のうち少なくとも一方が変化する場合、これらモータジェネレータ１０，２０のうち電力（パワー）が変化する方のパワーの変化量と、他方のパワーの変化量とがバランスする方向に、第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２を補正することができる。このため、バッテリ６８に過電流が流れることを回避することはできる。

（第５の実施形態）
以下、第５の実施形態について、先の第１の実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。

本実施形態では、第２の回転角速度ω２が０となる領域、及び０に近い領域を含む低速度領域において、上述したトルク相互補正処理に代わって、エンジン回転速度を第１のモータジェネレータ１０の発電電力に応じた目標速度に維持しつつ、各モータジェネレータ１０，２０のトルクを制御してかつエンジン４０を制御するエンジン等速制御処理を行う。この処理は、低速度領域において上述したトルク相互補正処理の実行が困難となることに鑑みてなされるものである。つまり、第２のモータジェネレータ２０の第２のロータ２４が駆動輪５２と連結されている。このため、停車状態では、第２の回転角速度ω２が０となる。この場合、先の図６の第２の速度比算出部２０２で算出される第２の速度比ｒ２の分母が０となり、第２の速度比ｒ２が計算できなくなる。その結果、トルク相互補正処理の実行が困難となる。別の見方をすれば、トルク相互補正処理が一定に保とうとする仮想固定点が第２の回転角速度ω２と一致し、したがって駆動輪５２を動かさないことが制御の目標となり、車両を発進させたいというドライバの意図との間に矛盾を生じてしまう。こうした問題に対処すべく、エンジン等速制御処理を行う。なお、本実施形態において、この処理が「速度維持手段」等を含む「低速時処理手段」に相当する。

図１８に、上記エンジン等速制御処理のうち、各モータジェネレータ１０，２０に関する処理のブロック図を示す。なお、図１８において、先の図６と同一の処理等については、便宜上、同一の符号を付している。

キャリア角速度算出部３０６は、ＨＶＥＣＵ７６からＭＧＥＣＵ７０に対する第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新タイミングにおけるキャリアＣの回転角速度（以下、キャリア回転角速度ωｃ）を算出する。本実施形態では、第１の回転角速度ω１、第２の回転角速度ω２、及びリングギアＲの歯数Ｚｒに対するサンギアＳの歯数Ｚｓの比である歯数比ρ（＝「Ｚｓ／Ｚｒ」）に基づき、キャリア回転角速度ωｃを算出する。この算出手法は、サンギアＳ、キャリアＣ及びリングギアＲがこの順序で共線図上において一直線上に並ぶこと、及び共線図上におけるサンギア軸及びキャリア軸の間隔と、キャリア軸及びリングギア軸の間隔とに所定の関係があることを利用したものである。

回転角変換部３０８は、キャリア角速度算出部３０６で算出されたキャリア回転角速度ωｃに各指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２の更新タイミングからの経過時間Δｔｈを乗算することで、キャリア回転角速度ωｃをキャリアＣの回転角（以下、キャリア回転角θｃ）に変換する。

第１偏差算出部３１０は、第１の回転角θ１からキャリア回転角θｃを減算することで第１偏差Δαを算出する。一方、第２偏差算出部３１２は、第２の回転角θ２からキャリア回転角θｃを減算することで第２偏差Δβを算出する。なお、本実施形態において、各偏差算出部３１０，３１２が「変換手段」に相当する。

第１の算出部１０４ａは、第１偏差Δαに第１ゲインを乗算して出力する。第２の算出部２０４ａは、第２偏差Δβに第２ゲインを乗算して出力する。本実施形態において、第１ゲインは歯数比ρに設定され、第２ゲインは「１」に設定されている。各ゲインは、共線図上におけるキャリア軸及びリングギア軸の間隔と、サンギア軸及びキャリア軸の間隔との比から定まる値である。

偏差算出部３００ａは、第１の算出部１０４ａの出力値と第２の算出部２０４ａの出力値との加算値として偏差Δｓを算出する。ここで、偏差算出部３００ａにおける処理は、上述したＣＶＴを模擬したモデルにおいて、ベルト８４の伸びを算出することに相当する。ゲイン乗算部３０２ａは、偏差算出部３００ａから出力された偏差Δｓに制御ゲインＧ（「比例ゲイン」に相当）を乗算する。この制御ゲインＧは、ＣＶＴを模擬したモデルにおけるベルト８４のバネ定数に相当する。

第１のトルク変換部１０６ａは、ゲイン乗算部３０２ａの出力値に上記第２ゲインの逆数「１」を乗算することで第１のトルク補正量ΔＴ１を算出する。第２のトルク変換部２０６ａは、ゲイン乗算部３０２ａの出力値に上記第１ゲインの逆数「１／ρ」を乗算することで第２のトルク補正量ΔＴ２を算出する。各トルク変換部１０６ａ，２０６ａにおいて算出された各トルク補正量ΔＴ１，ΔＴ２は、各加算部１０８，２０８に入力される。なお、本実施形態において、各トルク変換部１０６ａ，２０６ａが「低速時算出手段」に相当し、各加算部１０８，２０８が「低速時補正手段」に相当する。

上述した処理によれば、例えば車両の発進時において摩擦係数の低い路面（低μ路）でスリップした場合であっても、第１のモータジェネレータ１０のパワーの減少量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの減少量を等しくするように各モータジェネレータ１０，２０のトルクを制御できる。特に、エンジン回転速度Ｎｅを基準とした処理を行うことで、エンジン４０出力の増大を抑制することもできる。

続いて、上記低速度領域の設定について説明する。

本実施形態では、図１９に示すような低速度領域を設定するとともに、バイラテラル制御領域を設定する。そして、低速度領域においてエンジン等速制御処理を行い、バイラテラル制御領域においてトルク相互補正処理を行う。ここで、図１９は、横軸を第２の回転角速度ω２とし、この軸に直交する縦軸を第１の回転角速度ω１とする座標系を示している。

この座標系において、エンジン回転速度Ｎｅは、共線図での各ギアの回転速度の関係から、第１の回転角速度ω１及び第２の回転角速度ω２によって定まることとなる。このため、エンジン回転速度が一定となるエンジン等速ラインは、座標系において右下がりの直線として示される。また、上記座標系において、各モータジェネレータ１０，２０及びエンジン４０の動作点は、第１の回転角速度ω１の上限値、第２の回転角速度ω２の上限値、エンジン回転速度Ｎｅの上限値、及びエンジン停止ライン（ＥＶ走行／回生ライン）で囲まれた領域に存在することとなる。なお、本実施形態では、エンジン４０の制御により、エンジン回転速度Ｎｅが高いほど、エンジン４０の出力が大きくなる傾向にある。

エンジン停止ラインは、エンジン回転速度が０となる原点を通る直線である。また、エンジン停止ラインと同一のラインであるＥＶ走行／回生ラインは、バイラテラル制御領域に加えて、トルク相互補正処理が実行可能なラインである（先の図９参照）。

図１９には、さらに、エンジン過渡領域が示されている。エンジン過渡領域とは、エンジン停止ラインとエンジン回転速度Ｎｅの下限値（例えば、アイドリングの１０００ｒｐｍ）とで挟まれた領域のことである。この下限値は、エンジン４０のトルク脈動や燃焼の安定を考慮して定められる値である。エンジン過渡領域は、エンジン４０の始動及び停止に際して動作点が過渡的に通過することはあっても、エンジン４０から動力を出力する目的で使用されることのない領域である。なお、エンジン回転速度Ｎｅの下限値と同じライン上に、エンジン等速制御ラインが示されている。このラインは、バイラテラル制御領域において車両の減速とともにエンジン回転速度Ｎｅが低下してその下限値となる場合、動作点をアイドリング状態まで移動させるためのものである。

上記低速度領域は、１速ライン（「第１直線」に相当）と、第１の回転角速度ω１の上限値と、エンジン回転速度Ｎｅの下限値とで囲まれた領域である。低速度領域における上記目標速度は、第１のモータジェネレータ１０に要求される発電電力が大きいほど高く設定される傾向にある。１速ラインは、座標系の原点から離れるほど、エンジン回転速度Ｎｅが高くなるラインである。本実施形態では、自動変速機（ＡＴ）が搭載されたコンベ車の発進時の挙動と同様の挙動を本実施形態にかかる車両の駆動系にさせるように、低速度領域を規定する１速ラインを設定する。以下、これについて、図２０〜図２２を用いて説明する。

図２０（ａ）は、トルクコンバータの実際の特性を示し、図２０（ｂ）は、トルクコンバータの出力軸の回転速度ｎ２（第２の回転角速度ω２）及びトルクコンバータの入力軸の回転速度ｎ１（エンジン回転速度、キャリア回転角速度ωｃ）の関係を示す。なお、図２０（ａ）において、「ｅ」は速度比（＝「ｎ１／ｎ２」）を示し、「ｔ」はトルク比を示し、「η」は効率を示し、「Ｃ」は容量係数を示している。また、図２１において、「Ｔ１」は入力軸のトルク（エンジン４０のクランク軸４２のトルク）を示している。

トルクコンバータは、図２０に示すように、速度比ｅが略０．５以下の領域において、入力軸の回転速度ｎ１が出力軸の回転速度ｎ２に影響されず略一定となる。速度比ｅが０．５を超えると、入力軸の回転速度ｎ１は増加して出力軸の回転速度ｎ２に漸近する。すなわち、入力軸の回転速度ｎ１と出力軸の回転速度ｎ２との間に比例が成立する。

こうした特性から、速度比ｅが０．５以下となる領域においては、スリップが生じる場合であっても、スリップによる出力軸の回転速度の変化がエンジン回転速度に大きく影響しない。トルクコンバータのこうした特性を１速ラインの設定に用いることで、エンジン等速制御処理からトルク相互補正処理への移行がドライバに違和感を与えることなく実現できると考えられる。ここで、本実施形態では、エンジン等速制御処理を簡素化することを目的として、図２０（ｂ）に示した入力軸の回転速度ｎ１の出力軸の回転速度ｎ２への漸近領域を省略し、トルクコンバータの特性を図２１に示すようにモデル化する。これにより、トルクコンバータの特性は、入力軸の回転速度ｎ１が一定の領域と、入力軸の回転速度ｎ１及び出力軸の回転速度ｎ２が比例する領域とで近似できることとなる。

なお、１速ラインの方向係数（傾き）は、コンベ車との比較で決定すればよい。つまり、コンベ車において発進時にスリップが生じた場合、変速機の１速の変速比を維持したままエンジン回転速度が上昇することとなる。このため、コンベ車に搭載された変速機の１速の変速比に基づき、１速ラインの傾きを設定できると考えられる。

図２１のトルクコンバータ特性を上記座標系に表すと、図２２に示すものとなる。発進時にスリップが生じると、動作点は、エンジン等速ラインを１速ラインに向かって移動する。なお、図中、第２ライン（「第２直線」に相当）は、速度比ｅが０．５に対応するラインである。

続いて、本実施形態にかかるトラクションコントロール処理（「トルク低下手段」に相当）について説明する。

この処理は、動作点が低速度領域にあることを条件として、第２の指令トルクＴｒｑ２を強制的に低下させる処理である。この処理は、低速度領域におけるスリップの成長を抑制するためのものである。つまり、低速度領域においては、第２のモータジェネレータ２０の消費電力や第１のモータジェネレータ１０の発電電力に対して、バッテリ６８が単位時間あたりに受け入れ可能な電力に余裕がある。このため、動作点が低速度領域にあるならば、スリップ抑制のために第２のモータジェネレータ２０のトルクを低減させたとしても、上記消費電力に対して上記発電電力が相対的に大きくなることに起因して、バッテリ６８等の信頼性の低下の懸念がないと考えられる。したがって、低速度領域においてトルクの強制的な低減が可能となる。低速度領域においてエンジン等速制御処理によってエンジン４０の出力が一定に維持されていれば、スリップが発生したとしても、トラクションコントロール処理によってスリップの成長を的確に抑制することができる。

以上説明した本実施形態によれば、上記第１の実施形態で得られる効果に加えて、以下の効果が得られる。

（７）動作点が低速度領域にある場合、先に述べたトルク相互補正処理に代わって、エンジン等速制御処理を行った。これにより、トルク相互補正処理の実行が困難となる場合であっても、エンジン４０出力を増大させることなく、スリップを好適に抑制することができる。

（第６の実施形態）
以下、第６の実施形態について、先の第５の実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。

図２３に示すように、本実施形態では、低速度領域において第１の回転角速度ω１を目標速度に維持すべく、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のトルク制御と、エンジン４０の制御とを行う。ここで、目標速度は、第１のモータジェネレータ１０の発電電力に応じて設定される。低速度領域においてスリップが生じることでエンジン回転速度Ｎｅが過渡的に上昇する状況下、上記制御によれば、第２のモータジェネレータ２０のトルクが低下する。その結果、駆動輪５２に付与されるトルクが低下し、スリップを抑制することができる。なお、本実施形態においても、低速度領域においてトラクションコントロール処理が実行されることが望ましい。

（その他の実施形態）
なお、上記各実施形態は、以下のように変更して実施してもよい。

・「ゲイン低下手段」としては、上記第２，第３の実施形態で説明したように制御ゲインｋを「０」まで低下させるものに限らず、「０」よりも大きい所定値まで低下させるものであってもよい。この場合であっても、トルク相互補正処理がエンジン回転速度の意図的な急変に及ぼす影響を緩和することはできる。

・「相互補正手段」としては、第１のモータジェネレータ１０のパワーの減少量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの減少量を等しく維持しつつ、第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２を補正するものに限らない。例えば、第１のモータジェネレータ１０のパワーの減少量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの減少量が若干ずれることを許容しつつ、第１の指令トルクＴｒｑ１及び第２の指令トルクＴｒｑ２を補正するものであってもよい。この場合であっても、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のそれぞれのパワーの変化量がバランスする方向に第１、第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２を補正できることから、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のそれぞれのパワーの変化量のバランスの大きな崩れを回避できる。このため、モータ制御システムの信頼性の低下を回避することはできる。

・上記第１の実施形態の図６に示した偏差算出部３００において、第２の算出部２０４の出力値から第１の算出部１０４の出力値を減算した値として上記偏差Δを算出してもよい。この場合、例えば、駆動輪５２のスリップが生じると、第２のモータジェネレータ２０の消費電力の増加量だけ第１のモータジェネレータ１０の発電電力が増加されることとなる。こうした構成であっても、第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量及び第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量をバランスさせることはできる。

また、「相互補正手段」としては、上記第１の実施形態に例示したものに限らない。例えば、第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のトルクを直接検出するトルク検出手段を車両に備えるなら、トルク検出手段によって検出された第１，第２のモータジェネレータ１０，２０のそれぞれのトルクを更に用いてトルク相互補正処理を行うものであってもよい。この場合、具体的には例えば、以下に説明する手法を採用することができる。

まず、第２の指令トルクＴｒｑ２の更新タイミングにおいて、第２のモータジェネレータ２０について検出されたトルク及び回転角速度を乗算することで基準となるパワーを算出する。そして、次回の更新タイミングまでに第２のモータジェネレータ２０の現在のパワーが上記基準となるパワーからずれる場合、現在のパワー及び基準となるパワーのずれを「０」とすべく、第２のモータジェネレータ２０のパワーの変化量及び第１のモータジェネレータ１０のパワーの変化量が等しくなるように第１，第２の指令トルクＴｒｑ１，Ｔｒｑ２を補正する。

・上記第１の実施形態において、車両が停止状態から発進しようとしている場合、第２の回転角速度ω２が「０」となる。このため、第２の速度比算出部２０２において、第２の速度比ｒ２の分母が「０」となり、第２の速度比ｒ２が算出できなくなる。また、第１の回転角速度ω１が「０」となる場合であっても、第１の速度比算出部１０２において第１の速度比ｒ１を算出できなくなる。こうした状況においてはトルク相互補正処理が適用できないことから、例えば、車両の走行速度が規定速度以下のときに制御ゲインｋを「０」とするなどの制御ロジックを適用することが考えられる。

・上記第５の実施形態において、１速ラインによらず、第２の回転角速度ω２が規定速度以下であると判断されたことを条件として、エンジン等速制御処理を行い、第２の回転角速度ω２が規定速度を上回ると判断されたことを条件として、トルク相互補正処理を行ってもよい。

・トルクコンバータ特性をモデル化する手法としては、上記第５の実施形態の図２２に示したものに限らない。例えば、図２４及び図２５に示すものであってもよい。

詳しくは、図２４について説明すると、座標系において１速ライン、及びこのラインの方向係数よりも大きい方向係数を有する第２ラインで囲まれた領域を第２ライン側から１速ライン側に向かって動作点が移動する場合、動作点が第２ライン側から１速ラインに移動するにつれて目標速度を徐々に上昇させる。こうした構成によれば、座標系において第２ラインよりも縦軸側の領域に動作点がある場合、エンジン回転速度Ｎｅが目標速度に維持される。一方、発進時にスリップが生じる場合、エンジン等速ラインを１速ラインに向かってエンジン回転速度を徐々に上昇させながら動作点が１速ラインに到達することとなる。

また、図２５について説明すると、座標系において１速ライン及び第２ラインで囲まれた領域を第２ライン側から１速ライン側に向かって動作点が移動する間は、第１の回転角速度ω１を維持しつつ、動作点を第２ライン側から１速ラインまで移動させる。

・本発明の実施例では図１に示すように第２のモータジェネレータ２０の備える第２のロータ２４は、駆動軸５０に直接連結されているが、この間に減速歯車を備えていてもよい。減速歯車によって第２のモータジェネレータ２０の回転速度が減じられトルクは増大するが、回転速度とトルクの積が一定であるため、本発明の制御は何ら変更することなく適用可能である。

・本発明の適用対象としては、バッテリを備える車両に限らず、バッテリを備えない車両（電気式動力伝達装置を備える車両であり、例えば電気式ディーゼル機関車）であってもよい。この場合であっても、第１の回転機のパワーの変化量及び第２の回転機のパワーの変化量のバランスが崩れることに起因した回転機の制御システムの信頼性の低下を回避できる。

１０…第１のモータジェネレータ、２０…第２のモータジェネレータ、５２…駆動輪。

Claims (11)

1. 発電機能を有する第１の回転機（１０）と、
   駆動輪（５２）を駆動する車載主機としての第２の回転機（２０）及び内燃機関（４０）と、
   前記第１の回転機及び前記第２の回転機と電力の授受を行う平滑コンデンサ（６４）と、
   前記第１の回転機が連結された第１の回転体（Ｓ）、前記内燃機関の出力軸（４２）が連結された第２の回転体（Ｃ）、及び前記駆動輪が連結された第３の回転体（Ｒ）を有する遊星歯車機構（３０）と、
   を備える車両に適用される車載回転機の制御装置（７０）において、
   前記第２の回転機は、前記第１の回転機の発電電力によって駆動され得るものであり、
   前記第１の回転機のトルクを第１の指令トルクに制御する第１の制御手段と、
   前記第２の回転機のトルクを第２の指令トルクに制御する第２の制御手段と、を備え、
   前記車両は、前記制御装置とは別の電子機器であってかつ、前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクを前記第１の制御手段及び前記第２の制御手段に対して出力する機能を有する車両側制御部（７６）を備え、
   前記車両側制御部から前記第１の制御手段及び前記第２の制御手段に対する前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクの更新周期は、前記制御装置における制御周期よりも長く設定され、
   前記第２の回転機の回転角速度を前記第１の回転機の回転角速度で除算した値の平方根を第１の速度比（ｒ１）と定義し、
   前記第１の回転機の回転角速度を前記第２の回転機の回転角速度で除算した値の平方根を第２の速度比（ｒ２）と定義し、
   前記第１の回転機の回転角（θ１）及び前記第１の速度比の乗算値から、前記第２の回転機の回転角（θ２）及び前記第２の速度比の乗算値を減算した値である偏差（Δ）を算出し、算出した前記偏差に比例ゲイン（ｋ）と前記第１の速度比とを乗算することで第１のトルク補正量（ΔＴ１）を算出し、算出した前記偏差に前記比例ゲインと前記第２の速度比とを乗算することで第２のトルク補正量（ΔＴ２）を算出する補正量算出手段を有し、前記第１の指令トルクに前記第１のトルク補正量を加算することで前記第１の指令トルクを補正するとともに、前記第２の指令トルクに前記第２のトルク補正量を加算することで前記第２の指令トルクを補正する相互補正手段と、
   前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクが更新されるたびに、前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクの更新タイミングで取得された前記第１の回転機及び前記第２の回転機のそれぞれの回転角速度で前記第１の速度比及び前記第２の速度比を更新する更新手段と、を備えることを特徴とする車載回転機の制御装置。
2. 前記車両は、前記第１の回転機及び前記第２の回転機と前記平滑コンデンサを介して電力の授受を行うバッテリ（６８）を備えることを特徴とする請求項１記載の車載回転機の制御装置。
3. 前記出力軸の回転速度の急変が指示される場合、前記比例ゲインを低下させるゲイン低下手段を更に備えることを特徴とする請求項１又は２記載の車載回転機の制御装置。
4. 前記車両の走行状態を推定する推定手段を更に備え、
   前記ゲイン低下手段は、前記推定手段の推定結果に基づき前記比例ゲインを低下させることを特徴とする請求項３記載の車載回転機の制御装置。
5. 前記車両は、前記出力軸の回転速度の急変が指示される場合、前記比例ゲインを低下させるゲイン低下手段を更に備えることを特徴とする請求項１又は２記載の車載回転機の制御装置。
6. 前記出力軸の回転速度の急変には、前記出力軸に対する初期回転の付与及びキックダウンのうち少なくとも一方が含まれることを特徴とする請求項３〜５のいずれか１項に記載の車載回転機の制御装置。
7. 前記第２の回転機の回転速度が０又は０に近い速度を含む低速度領域である場合、前記相互補正手段による前記第１の指令トルク及び前記第２の指令トルクの補正機能を停止させる処理を行う低速時処理手段を更に備えることを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の車載回転機の制御装置。
8. 前記低速時処理手段は、
   前記出力軸の回転速度を前記第１の回転機の発電電力に応じた目標速度に維持すべく、前記第１の回転機、前記第２の回転機及び前記内燃機関を制御する速度維持手段と、
   前記第１の回転機及び前記第２の回転機のそれぞれの単位時間あたりの回転角を、前記出力軸の単位時間あたりの回転角を基準とした回転角に変換する変換手段と、
   前記第２の回転体の歯数（Ｚｒ）に対する前記第１の回転体の歯数（Ｚｓ）の比である歯数比（ρ）と前記変換手段によって変換された前記第１の回転機の回転角（Δα）との乗算値と、前記変換手段によって変換された前記第２の回転機の回転角（Δβ）とを加算することで偏差（Δｓ）を算出し、算出した前記偏差に前記比例ゲイン（Ｇ）を乗算することで前記第１のトルク補正量を算出し、算出した前記偏差に前記比例ゲインと前記歯数の逆数とを乗算することで前記第２のトルク補正量を算出する低速時算出手段と、
   前記低速時算出手段によって算出された第１のトルク補正量を前記第１の指令トルクに加算することで前記第１の指令トルクを補正するとともに、前記低速時算出手段によって算出された第２のトルク補正量を前記第２の指令トルクに加算することで前記第２の指令トルクを補正する低速時補正手段と、
   を含むことを特徴とする請求項７記載の車載回転機の制御装置。
9. 前記低速時処理手段は、前記第１の回転機の回転速度をその目標速度に維持すべく、前記第１の回転機、前記第２の回転機及び前記内燃機関を制御する速度維持手段を含むことを特徴とする請求項７記載の車載回転機の制御装置。
10. 前記第１の回転機の回転速度を規定する第１座標軸と、前記第２の回転機の回転速度を規定する座標軸であって前記第１座標軸と直交する第２座標軸とを有する座標系において、前記第２座標軸の単位増加量あたりの前記第１座標軸の増加量を第１方向係数として有してかつ、前記座標系の原点を通る直線を第１直線とし、前記第１方向係数よりも大きい第２方向係数を有してかつ、前記座標系の原点を通る直線を第２直線とし、
    前記低速度領域は、前記座標系において前記第１直線よりも前記第１座標軸側の領域に含まれ、
    前記速度維持手段は、前記第１の回転機及び前記第２の回転機のそれぞれの回転速度で規定される動作点が、前記座標系において前記第２直線よりも前記第１座標軸側の領域にある場合に前記出力軸の回転速度を前記目標速度に維持し、
    前記座標系において前記第１直線及び前記第２直線で挟まれた領域を前記第２直線側から前記第１直線側に向かって前記動作点が移動する場合、前記動作点が前記第２直線側にあるときの前記目標速度よりも前記第１直線側にあるときの前記目標速度を高く設定する手段を備えることを特徴とする請求項８又は９記載の車載回転機の制御装置。
11. 前記第１の回転機及び前記第２の回転機のそれぞれの回転速度で規定される動作点が前記低速度領域にある場合、前記第２の回転機のトルクを強制的に低下させるトルク低下手段を更に備えることを特徴とする請求項７〜１０のいずれか１項に記載の車載回転機の制御装置。

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