JP6314616B2 - 車両用旋回走行制御装置、車両用旋回走行制御方法 - Google Patents

Description

本発明は、車両用旋回走行制御装置、車両用旋回走行制御方法に関するものである。

車両の旋回挙動を表すスタビリティファクタという指標がある。
特許文献１に記載された従来技術では、目標スタビリティファクタを設定すると共に、実スタビリティファクタを算出し、これらの偏差に応じて車両の制駆動力を制御することにより、安定した旋回走行を図っている。

特開２０１１−２３６８１０号公報

しかしながら、実スタビリティファクタを算出するだけでは、ある時点での静的な旋回挙動を把握することしかできない。すなわち、今の旋回挙動に着目するだけでは、次の旋回挙動に向けた運転支援を行うことができないため、刻々と変化する旋回挙動の動的な変化特性を把握したうえで、運転支援を行うことが望まれていた。
本発明の課題は、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことである。

本発明の一態様に係る車両用旋回走行制御装置は、予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角及び横力の関係を、基準特性線として規定し、タイヤのスリップ角又は横力を取得する。そして、基準特性線を参照し、取得したスリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出する。そして、車両の目標スタビリティファクタを設定し、この目標スタビリティファクタに応じて、車両の旋回走行を駆動制御する。また、第一のコーナリングパワーが小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように目標スタビリティファクタを設定したり、第一のコーナリングパワーが予め定めた閾値より大きい定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が予め定めた基準値を維持するように目標スタビリティファクタを設定したりする。

本発明によれば、基準特性線において、スリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出しているため、次に第一のコーナリングパワーがどのように変化するかを把握することができる。したがって、この第一のコーナリングパワーを用いて、車両の目標スタビリティファクタを設定し、車両の旋回走行を駆動制御することにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

旋回走行制御装置の構成を示す図である。 路面の摩擦係数μが異なるときの、タイヤのスリップ率λとタイヤの制駆動力Ｆｘとの関係を示す図である。 路面の摩擦係数μが異なるときの、タイヤのスリップ角βとタイヤの横力Ｆｙとの関係を示す図である。 点Ｐｃ及びＰｄの関係を示す図である。 タイヤのスリップ角βとタイヤの横力Ｆｙとの関係を示す図である。 横力Ｆｙから第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップである。 スリップ角βから第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップである。 横力Ｆｙから第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップである。 スリップ角βから第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップである。 第一のコーナリングパワーＫ１から目標スタビリティファクタＡ^＊を設定するためのマップである。 第一のコーナリングパワーＫ１からヨーモーメント制御用の配分比率Ｒｄを設定するためのマップである。 第一のコーナリングパワーＫ１から減速制御用の配分比率Ｒｄを設定するためのマップである。 電子制御スロットルの構成を示す図である。 ブレーキアクチュエータの構成を示す図である。 走行制御処理を示すフローチャートである。 スリップ角がβ１であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を示す図である。 スリップ角がβ１よりも大きなβ２であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を示す図である。 スリップ角がβ２よりも大きなβ３であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を示す図である。 横方向の移動速度と加減速度による前後方向の移動速度との関係を示す図である。

《第１実施形態》
《構成》
本実施形態は、今の旋回挙動のみならず、刻々と変化する旋回挙動の動的な変化特性をも把握したうえで、次の旋回挙動に向けた運転支援を行うものである。なお、運転者が運転している場合に限らず、人為的な運転操作がなくとも、車両に搭載されたレーダやカメラ等で周囲の環境を認識し、車両の走行システムが主体となって自律的に走行（自動走行）できるものにも適応できる。

走行制御装置１１の構成を、図１に基づいて説明する。
本実施形態の走行制御装置１１は、コントローラ１２と、アクチュエータ１３と、を備える。
コントローラ１２は、例えばマイクロコンピュータからなり、加速度センサ、車輪速度センサ、横加速度センサ、ヨーレートセンサ、操舵角センサ等、各種センサからの検出信号を入力する。

加速度センサは、車両前後方向の加減速度Ｇｘを検出する。加速度センサは、例えば固定電極に対する可動電極の位置変位を静電容量の変化として検出しており、加減速度と方向に比例した電圧信号に変換してコントローラ１２に出力する。コントローラ１２は、入力された電圧信号から加減速度Ｇｘを判断する。なお、コントローラ１２は、加速を正の値として処理し、減速を負の値として処理する。

車輪速度センサは、各車輪の車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲを検出する。車輪速度センサは、例えば車輪と共に回転し円周に突起部（ギヤパルサ）が形成されたセンサロータと、このセンサロータの突起部に対向して設けられたピックアップコイルを有する検出回路と、を備える。そして、センサロータの回転に伴う磁束密度の変化を、ピックアップコイルによって電圧信号に変換してコントローラ１２に出力する。コントローラ１２は、入力された電圧信号から車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲを判断し、例えば非駆動輪（従動輪）の車輪速度平均値や全輪の車輪速度平均値を車速として演算する。

横加速度センサは、車両の横加速度Ｇｙを検出する。横加速度センサは、例えば固定電極に対する可動電極の位置変位を静電容量の変化として検出しており、横加速度と方向に比例した電圧信号に変換してコントローラ１２に出力する。コントローラ１２は、入力された電圧信号から横加速度Ｇｙを判断する。なお、コントローラ１２は、右旋回を正の値として処理し、左旋回を負の値として処理する。

ヨーレートセンサは、車体のヨーレートγを検出する。このヨーレートセンサは、バネ上となる車体に設けられ、例えば水晶音叉からなる振動子を交流電圧によって振動させ、そして角速度入力時のコリオリ力によって生じる振動子の歪み量を電気信号に変換してコントローラ１２に出力する。コントローラ１２は、入力された電気信号から車両のヨーレートγを判断する。なお、コントローラ１２は、右旋回を正の値として処理し、左旋回を負の値として処理する。

操舵角センサは、ロータリエンコーダからなり、ステアリングシャフトの操舵角θを検出する。この操舵角センサは、ステアリングシャフトと共に円板状のスケールが回転するときに、スケールのスリットを透過する光を二つのフォトトランジスタで検出し、ステアリングシャフトの回転に伴うパルス信号をコントローラ１２に出力する。コントローラ１２は、入力されたパルス信号からステアリングシャフトの操舵角θを判断する。なお、操舵角センサは、右旋回を正の値として処理し、左旋回を負の値として処理する。

コントローラ１２は、旋回特性推定部１４と、目標挙動設定部１５と、駆動制御部１６と、を備える。
旋回特性推定部１４は、タイヤ横力推定部２１と、摩擦係数推定部２２と、補正部２３と、基準特性規定部２４と、第一のコーナリングパワー算出部（Ｋ１算出部）２５と、第一のスタビリティファクタ算出部（Ａ１算出部）２６と、第二のコーナリングパワー算出部（Ｋ２算出部）２７と、第二のスタビリティファクタ算出部（Ａ２算出部）２８と、特性推定部２９と、を備える。

タイヤ横力推定部２１は、下記の式に基づいて、横加速度Ｇｙ及びヨーレートγに応じて、前輪の横力Ｆｙ_Ｆ及び後輪の横力Ｆｙ_Ｒを推定する。ここで、ｍは車両質量、Ｆｙ_Ｆは前輪の横力、Ｆｙ_Ｒは後輪の横力、Ｉは慣性モーメント、γ’はγの微分値（ｄγ／ｄｔ）、Ｌ_Ｆは車両重心点から前輪車軸までの距離、Ｌ_Ｒは車両重心点から後輪車軸までの距離である。
ｍＧｙ＝Ｆｙ_Ｆ＋Ｆｙ_Ｒ
Ｉγ’＝Ｆｙ_Ｆ×Ｌ_Ｆ−Ｆｙ_Ｒ×Ｌ_Ｒ

摩擦係数推定部２２は、加減速度Ｇｘ及び車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲに応じて、路面の摩擦係数μを推定する。摩擦係数μの推定については、例えば日本国特許公報第５２０６４９０号に記載された手法を用いる。
ここで、摩擦係数μの推定について説明する。
路面の摩擦係数μが異なるときの、タイヤのスリップ率λとタイヤの制駆動力Ｆｘとの関係を図２に示す。

座標横軸にタイヤのスリップ率λをとり、座標縦軸にタイヤの制駆動力Ｆｘをとり、摩擦係数がμａとなる路面Ａでのスリップ率λと制駆動力Ｆｘとの関係を、実線の特性線Ｌａで示している。また、摩擦係数がμｂとなる路面Ｂでのスリップ率λと制駆動力Ｆｘとの関係を、破線の特性線Ｌｂで示している。特性線Ｌａ及びＬｂは、縦横比が同一となるので、その形状は相似である。

ここで、座標原点［０，０］を通り、且つ特性線Ｌａ及びＬｂの夫々と交差する任意の直線を、一点鎖線のＬｓで示す。直線Ｌｓと特性線Ｌａとが交わる点をＰａとし、座標原点［０，０］と点Ｐａとを結ぶ直線距離をａ１とし、座標原点［０，０］から点Ｐａまでの縦軸方向の距離をａ２とし、座標原点［０，０］から点Ｐａまでの横方向の距離をａ３とする。また、直線Ｌｓと特性線Ｌｂとが交わる点をＰｂとし、座標原点［０，０］と点Ｐｂとを結ぶ直線距離をｂ１とし、座標原点［０，０］から点Ｐｂまでの縦軸方向の距離をｂ２とし、座標原点［０，０］から点Ｐｂまでの横方向の距離をｂ３とする。

点Ｐａ及び点Ｐｂで、スリップ率λと制駆動力Ｆｘとの比（Ｆｘ／λ）が同一であるとすると、μａとμｂとの比（μａ／μｂ）は、ａ１とｂ１との比（ａ１／ｂ１）に等しくなる。また、点Ｐａ及び点Ｐｂで、スリップ率λと制駆動力Ｆｘとの比（Ｆｘ／λ）が同一であるとすると、μａとμｂとの比（μａ／μｂ）は、ａ２とｂ２との比（ａ２／ｂ２）に等しくなる。また、点Ｐａ及び点Ｐｂで、スリップ率λと制駆動力Ｆｘとの比（Ｆｘ／λ）が同一であるとすると、μａとμｂとの比（μａ／μｂ）は、ａ３とｂ３との比（ａ３／ｂ３）に等しくなる。

このことは、幾何学的に次のように証明できる。すなわち、ａ１、ａ２、ａ３を三辺とする三角形と、ｂ１、ｂ２、ｂ３を三辺とする三角形とは相似となる。したがって、ａ１とｂ１との比、ａ２とｂ２との比、ａ３とｂ３との比、これらは全て等しくなる（ａ１：ｂ１＝ａ２：ｂ２＝ａ３：ｂ３）。そして、ａ２とｂ２との比（ａ２／ｂ２）、及びａ３とｂ３との比（ａ３／ｂ３）は、μａとμｂとの比（μａ／μｂ）と等しい。

このように、ａ１とｂ１との比、ａ２とｂ２との比、ａ３とｂ３との比のうち、何れか一つを知ることができれば、μａとμｂとの比を知ることができる。したがって、例えば路面Ｂの摩擦係数μｂを推定する場合、下記の式に示すように、ａ１とｂ１との比、ａ２とｂ２との比、ａ３とｂ３との比の何れか一つを、路面Ａの摩擦係数μａに乗算することにより、路面Ｂの摩擦係数μｂを推定できる。
μｂ＝（ｂ１／ａ１）×μａ
μｂ＝（ｂ２／ａ２）×μａ
μｂ＝（ｂ３／ａ３）×μａ

そこで、摩擦係数推定部２２は、例えば乾燥した舗装路面を基準の路面Ａとし、その摩擦係数μａと、特性線Ｌａとを予め記憶しておく。そして、現在の走行路面を推定対象の路面Ｂとし、現在のスリップ率λと制駆動力Ｆｘとを取得し、それを点Ｐｂとする。このとき、点Ｐｂの横軸座標に相当するスリップ率λがｂ３となり、点Ｐｂの縦軸座標に相当する制駆動力Ｆｘがｂ２となり、これらｂ３及びｂ２によりｂ１を求める（ｂ１＝√｛ｂ３^２＋ｂ２^２｝）。そして、座標原点［０，０］と点Ｐｂとを結ぶ直線Ｌｓと、特性線Ｌａとが交わる点を点Ｐａとする。この点Ｐａの座標より、ａ２及びａ３を求め、これらａ２及びａ３によりａ１を求める（ａ１＝√｛ａ３^２＋ａ２^２｝）。そして、ａ１とｂ２との比、ａ２とｂ２との比、ａ３とｂ３との比の何れか一つと、路面Ａの摩擦係数μａとを用い、路面Ｂの摩擦係数μｂを推定する。

ここでは、便宜上、基準の摩擦係数をμａとし、推定する摩擦係数をμｂとして説明しているが、基準の摩擦係数はμ_Ｒと表記し、推定した摩擦係数はμ_Ｅと表記する。
制駆動力Ｆｘについては、電気自動車であれば、加減速度Ｇｘ、車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲ、モータ電流値、モータ回転数、減速比等に応じて求められる。また、エンジン車両であれば、加減速度Ｇｘ、車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲ、エンジン回転数、減速比等に応じて求められる。
スリップ率λについては、車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲ、及び車速（車体速度）Ｖに応じて求められる。
上記が摩擦係数推定部２２の説明である。

補正部２３は、路面の摩擦係数μに応じて、タイヤの横力Ｆｙを補正する。
ここで、横力Ｆｙの補正について説明する。
路面の摩擦係数μが異なるときの、タイヤのスリップ角βとタイヤの横力Ｆｙとの関係を図３に示す。
座標横軸にタイヤのスリップ角βをとり、座標横軸にタイヤの横力Ｆｙをとり、摩擦係数がμｃ＝１.０となる路面Ｃでのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を、実線の特性線Ｌｃで示している。また、摩擦係数がμｄ＝０.５となる路面Ｄでのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を、破線の特性線Ｌｄで示している。また、摩擦係数がμ_Ｅ＝０.２となる路面Ｅでのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を、破線の特性線Ｌｅで示している。特性線Ｌｃ、Ｌｄ、Ｌｅは、縦横比が同一となるので、その形状は相似である。

特性線Ｌｃ、Ｌｄ、Ｌｅの何れも、スリップ角βが０から増加してゆくと、線形から非線形に遷移する。すなわち、スリップ角βが０から予め定めた範囲にある間は、スリップ角βの増加に対して横力Ｆｙの増加率が一定となる、つまり特性線の傾きが一定となる。そして、スリップ角βが予め定めた範囲を超えると、スリップ角βの増加に対して横力Ｆｙの増加率が徐々に減少してゆく。すなわち、特性線の傾きが減少してゆき、最終的には略０、つまり座標横軸と略平行になる。タイヤの垂直荷重をＷとすると、横力Ｆｙはμ×Ｗで飽和する。このように、タイヤのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係には、線形領域と非線形領域とがある。

ここで、座標原点［０，０］を通り、且つ特性線Ｌｃ、Ｌｄ、Ｌｅと交差する任意の直線を、一点鎖線のＬｓで示す。直線Ｌｓと特性線Ｌｃとが交わる点をＰｃとし、点Ｐｃにおける特性線Ｌｃの接線をＬＴｃとする。また、直線Ｌｓと特性線Ｌｄとが交わる点をＰｄとし、点Ｐｄにおける特性線Ｌｄの接線をＬＴｄとする。また、直線Ｌｓと特性線Ｌｅとが交わる点をＰｅとし、点Ｐｅにおける特性線Ｌｅの接線をＬＴｅとする。前述したように、特性線Ｌｃ、Ｌｄ、Ｌｅは相似であるため、接線ＬＴｃ、ＬＴｄ、ＬＴｅは、全て傾きが同一となる、つまり平行になる。したがって、例えば接線ＬＴｄの傾きを推定するには、接線ＬＴｃや接線ＬＴｅの傾きを推定すればよい。

ここで、点Ｐｃ及びＰｄの関係を図４に示す。
座標原点［０，０］と点Ｐｃとを結ぶ直線Ｌｓに沿った直線距離をｃ１とし、座標原点［０，０］から点Ｐｃまでの縦軸方向の距離をｃ２とし、座標原点［０，０］から点Ｐｃまでの横方向の距離をｃ３とする。また、座標原点［０，０］と点Ｐｄとを結ぶ直線Ｌｓに沿った直線距離をｄ１とし、座標原点［０，０］から点Ｐｄまでの縦軸方向の距離をｄ２とし、座標原点［０，０］から点Ｐｄまでの横方向の距離をｄ３とする。特性線Ｌｃ及びＬｄは、縦横比が同一となるので、その形状は相似である。

点Ｐｃ及び点Ｐｄで、スリップ角βと横力Ｆｙとの比（Ｆｙ／β）が同一であるとすると、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）は、ｃ１とｄ１との比（ｃ１／ｄ１）に等しくなる。また、点Ｐｃ及び点Ｐｄで、スリップ角βと横力Ｆｙとの比（Ｆｙ／β）が同一であるとすると、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）は、ｃ２とｄ２との比（ｃ２／ｄ２）に等しくなる。また、点Ｐｃ及び点Ｐｄで、スリップ角βと横力Ｆｙとの比（Ｆｙ／β）が同一であるとすると、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）は、ｃ３とｄ３との比（ｃ３／ｄ３）に等しくなる。

このことは、幾何学的に次のように証明できる。すなわち、ｃ１、ｃ２、ｃ３を三辺とする三角形と、ｄ１、ｄ２、ｄ３を三辺とする三角形とは相似となる。したがって、ｃ１とｄ１との比、ｃ２とｄ２との比、ｃ３とｄ３との比、これらは全て等しくなる（ｃ１：ｄ１＝ｃ２：ｄ２＝ｃ３：ｄ３）。そして、ｃ２とｄ２との比（ｃ２／ｄ２）、及びｃ３とｄ３との比（ｃ３／ｄ３）は、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）と等しい。

このように、μｃとμｄとの比を知ることができれば、ｃ１とｄ１との比、ｃ２とｄ２との比、ｃ３とｄ３との比を知ることができる。したがって、例えば点Ｐｄと傾きが同一になる点Ｐｃの縦軸座標ｃ２を推定する場合、下記の式に示すように、点Ｐｄの縦軸座標ｄ２に、μｃとμｄとの比を乗算することにより、点Ｐｃの縦軸座標ｃ２を推定できる。
ｃ２＝ｄ２×（μｃ／μｄ）
また、点Ｐｄと傾きが同一になる点Ｐｃの横軸座標ｃ３を推定する場合、下記の式に示すように、点Ｐｄの横軸座標ｄ３に、μｃとμｄとの比を乗算することにより、点Ｐｃの横軸座標ｃ３を推定できる。
ｃ３＝ｄ３×（μｃ／μｄ）

それで、補正部２３は、点Ｐｄの座標［ｄ３又はｄ２］から、この点Ｐｄと接線の傾きが同一になる点Ｐｃの座標［ｃ３又はｃ２］を求めるものである。つまり、μｃとμｄとの比を用い、ｄ３をｃ３に補正する、又はｄ２をｃ２に補正する。
そこで、例えば乾燥した舗装路面を基準の路面Ｃとし、その摩擦係数μｃを予め記憶しておく。そして、現在の走行路面を路面Ｄとし、その摩擦係数μｄと、現在の横力Ｆｙとを取得する。このとき、点Ｐｄの縦軸座標に相当する横力Ｆｙがｄ２となる。そして、座標原点［０，０］と点Ｐｄとを結ぶ直線Ｌｓと、特性線Ｌｃとが交わる点を点Ｐｃとし、この点Ｐｃの縦軸座標ｃ２に相当する横力Ｆｙを求める。すなわち、下記の式に示すように、現在の横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）を乗算することにより、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正する。
Ｆｙ_Ｆ ← Ｆｙ_Ｆ×（μｃ／μｄ）
Ｆｙ_Ｒ ← Ｆｙ_Ｒ×（μｃ／μｄ）

ここでは、ｄ２をｃ２に補正する構成について説明しているが、これに限定されるものではなく、ｄ３をｃ３に補正する構成としてもよい。すなわち、現在のスリップ角βを点Ｐｄの横軸座標ｄ３として取得する。そして、座標原点［０，０］と点Ｐｄとを結ぶ直線Ｌｓと、特性線Ｌｃとが交わる点を点Ｐｃとし、この点Ｐｃの横軸座標ｃ３に相当するスリップ角βを求める。すなわち、下記の式に示すように、現在のスリップ角βに、μｃとμｄとの比（μｃ／μｄ）を乗算することにより、スリップ角β_Ｆ及びβ_Ｒを補正する構成としてもよい。
β_Ｆ ← β_Ｆ×（μｃ／μｄ）
β_Ｒ ← β_Ｒ×（μｃ／μｄ）
ここでは、便宜上、基準の摩擦係数をμｃとし、推定する摩擦係数をμｄとして説明しているが、基準の摩擦係数はμ_Ｒと表記し、推定した摩擦係数はμ_Ｅと表記する。なお、補正部２３で用いる摩擦係数μ_Ｅは、予め定めた期間にわたって摩擦係数推定部２２が推定した摩擦係数μ_Ｅの平均値とする。
上記が補正部２３の説明である。

基準特性規定部２４は、予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角β及び横力Ｆｙの関係を、基準特性線Ｌｒとして規定する。
ここで、基準特性線Ｌｒについて説明する。
タイヤのスリップ角βとタイヤの横力Ｆｙとの関係を図５に示す。
座標横軸にタイヤのスリップ角βをとり、座標縦軸にタイヤの横力Ｆｙをとり、基準摩擦係数μ_Ｒの基準路面において、基準特性となるタイヤのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を、実線の基準特性線Ｌｒとして規定している。ここでは、一つの基準特性線Ｌｒについて説明するが、実際には前輪の基準特性線Ｌｒ_Ｆを規定すると共に、後輪の基準特性線Ｌｒ_Ｒを規定しているものとする。

基準特性線Ｌｒは、スリップ角βが０から増加してゆくときに、線形から非線形に遷移する。すなわち、スリップ角βが０から予め定めた範囲にある間は、スリップ角βの増加に対して横力Ｆｙの増加率が一定となる、つまり基準特性線Ｌｒの傾きが一定となる。そして、スリップ角βが予め定めた範囲を超えると、スリップ角βの増加に対して横力Ｆｙの増加率が徐々に減少してゆく。すなわち、基準特性線Ｌｒの傾きが減少してゆき、最終的には略０、つまり座標横軸と略平行になってくる。このように、タイヤのスリップ角βと横力Ｆｙとの関係には、線形領域と非線形領域とがある。

ここで、コーナリングパワーＫについて説明する。
コーナリングパワーＫは、タイヤのスリップ角βに対する横力Ｆｙの比（Ｆｙ／β）、つまり傾きで表される。
基準特性線Ｌｒ上の非線形領域に任意の点Ｐをとり、この点Ｐにおける接線をＬｋ１とする。また、接線Ｌｋ１と縦軸とが交わる座標を［０、Ｆｙ１］とし、点Ｐの座標を［β０，Ｆｙ２］とし、Ｆｙ２とＦｙ１との差分をΔＦｙ（＝Ｆｙ２−Ｆｙ１）とすると、接線Ｌｋ１の傾きは、ΔＦｙ／β０で表される。この接線Ｌｋ１の傾きΔＦｙ／β０を第一のコーナリングパワーＫ１とする。また、座標原点［０，０］と点Ｐとを結ぶ直線をＬｋ２とすると、直線Ｌｋ２の傾きは、Ｆｙ２／β０で表され、この直線Ｌｋ２の傾きＦｙ２／β０を、第二のコーナリングパワーＫ２とする。また、基準特性線Ｌｒにおける線形領域の接線をＬｋ３とし、この接線Ｌｋ３の横軸座標β０に対応する縦軸座標をＦｙ３とすると、接線Ｌｔ３の傾きは、Ｆｙ３／β０で表される。この接線Ｌｋ３の傾きＦｙ３／β０を、第三のコーナリングパワーＫ３とする。

各コーナリングパワーＫ１〜Ｋ３について説明する。
第三のコーナリングパワーＫ３は、線形領域でのタイヤ特性を示している。すなわち、スリップ角βに対する横力Ｆｙの関係が定常状態にあるときのコーナリングパワーとなるため、定常のコーナリングパワーともいえる。
第二のコーナリングパワーＫ２は、ある時点における静的なタイヤ特性を示している。すなわち、ある時点のスリップ角βと横力Ｆｙとを維持したときのコーナリングパワーとなるため、静的なコーナリングパワーともいえる。また、一定して変わらないという意味において、準定常的なコーナリングパワーともいえる。
第一のコーナリングパワーＫ１は、ある時点における動的なタイヤ特性を示している。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って、ある時点からスリップ角βや横力Ｆｙが変化するときのコーナリングパワーとなるため、動的なコーナリングパワーともいえる。また、過渡的な状態にあるという意味では、過渡的なコーナリングパワーともいえる。

各コーナリングパワーＫ１〜Ｋ３について、さらに説明する。
基準となるコーナリングパワーをＫ０［N/rad］とすると、輪荷重を考慮したコーナリングパワーＫｂ［N/rad］は、下記の式によって表せる。ここで、Ｗｗは輪荷重であり、Ｗ０は１輪当たりの車両重量（Ｗ／４）［kg］である。
Ｋｂ＝Ｋ０×（Ｗｗ／Ｗ０）
また、コーナリングフォースＦｃは、下記の式によって表せる。
Ｆｃ＝−｛（Ｋｂ×β−２×μ×Ｗｗ）^２／（４×μ×Ｗｗ）｝＋（μ×Ｗｗ）
また、コーナリングフォースＦｃ、及びスリップ角β［deg］を用いると、コーナリングパワーＫｆは、下記の式によって表せる。
Ｋｆ＝Ｆｃ／β
また、基準となるコーナリングパワーＫｂ、横加速度ｄｙ［g］、及び路面とタイヤ間の摩擦係数μを用いると、コーナリングパワーＫｍは、下記の式によって表せる。
Ｋｍ＝Ｋｂ×√｛１−（ｄｙ／μ）｝

上記コーナリングパワーＫｍが、第一のコーナリングパワーＫ１に近似し、コーナリングパワーＫｆが、第二のコーナリングパワーＫ２に近似し、コーナリングパワーＫｂが、第三のコーナリングパワーＫ３に近似する。
したがって、コーナリングパワーＫｍを推定し、これを第一のコーナリングパワーＫ１の代わりに用いてもよい。また、コーナリングパワーＫｆを推定し、これを第二のコーナリングパワーＫ２の代わりに用いてもよい。さらに、コーナリングパワーＫｂを推定し、これを第三のコーナリングパワーＫ３の代わりに用いてもよい。
上記が基準特性規定部２４の説明である。

第一のコーナリングパワー算出部２５は、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤの横力Ｆｙに対応する座標位置での接線Ｌｋ１の傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１として算出する。ここでは、一つのコーナリングパワーＫ１について説明するが、実際は前輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆを算出すると共に、後輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｒを算出しているものとする。
ここでは、基準特性線Ｌｒに基づいて、横力Ｆｙに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、横力Ｆｙに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出する。

横力Ｆｙから第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップを図６に示す。
このマップは、座標横軸に横力Ｆｙをとり、座標縦軸に第一のコーナリングパワーＫ１をとり、横力Ｆｙが大きいほど、第一のコーナリングパワーＫ１が小さくなるように設定されている。なお、基準特性線Ｌｒによれば、線形領域にある間は、接線Ｌｋ１の傾きは接線Ｌｋ３の傾きと同一になるため、横力Ｆｙが０のときには、第一のコーナリングパワーＫ１が第三のコーナリングパワーＫ３となる。また、基準特性線Ｌｒによれば、接線Ｌｋ１の傾きは最終的には略０、つまり座標横軸と略平行になるため、横力Ｆｙが最大値Ｆｙ_ＭＡＸになるときに、第一のコーナリングパワーＫ１は０になる。タイヤの垂直荷重をＷとすると、最大値Ｆｙ_ＭＡＸはμ×Ｗで表される。

ここでは、横力Ｆｙに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出する構成について説明しているが、これに限定されるものではなく、スリップ角βに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出する構成としてもよい。
すなわち、基準特性線Ｌｒに基づいて、スリップ角βに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、スリップ角βに応じて第一のコーナリングパワーＫ１を算出する。

スリップ角βから第一のコーナリングパワーＫ１を算出するためのマップを図７に示す。
このマップは、座標横軸にスリップ角Βをとり、座標縦軸に第一のコーナリングパワーＫ１をとり、スリップ角Βが大きいほど、第一のコーナリングパワーＫ１が小さくなるように設定されている。なお、基準特性線Ｌｒによれば、線形領域にある間は、接線Ｌｋ１の傾きは接線Ｌｋ３の傾きと同一になるため、スリップ角Βが０のときには、第一のコーナリングパワーＫ１が第三のコーナリングパワーＫ３となる。また、基準特性線Ｌｒによれば、接線Ｌｋ１の傾きは最終的には略０、つまり座標横軸と略平行になるため、スリップ角Βが最大値Β_ＭＡＸになるときに、第一のコーナリングパワーＫ１は０になる。

第一のスタビリティファクタ算出部２６は、下記の式に示すように、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒを用いて、第一のスタビリティファクタＡ１を算出する。ここで、ｍは車両質量、Ｌはホイールベース、Ｌ_Ｆは車両重心点から前輪車軸までの距離、Ｌ_Ｒは車両重心点から後輪車軸までの距離である。
Ａ１＝−（ｍ／２Ｌ^２）×｛（Ｌ_Ｆ×Ｋ１_Ｆ−Ｌ_Ｒ×Ｋ１_Ｒ）／（Ｋ１_Ｆ×Ｋ１_Ｒ）｝
第一のスタビリティファクタＡ１は、ある時点における旋回挙動の動的な変化特性を示している。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って、ある時点から旋回挙動が変化するときのスタビリティファクタとなるため、動的なスタビリティファクタともいえる。また、過渡的な状態にあるという意味では、過渡的なスタビリティファクタともいえる。

第二のコーナリングパワー算出部２７は、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤの横力Ｆｙに対応する座標位置、及び座標原点［０，０］を結ぶ直線Ｌｋ２の傾きを、第二のコーナリングパワーＫ２として算出する。ここでは、一つのコーナリングパワーＫ２について説明するが、実際は前輪における第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆを算出すると共に、後輪における第二のコーナリングパワーＫ２_Ｒを算出しているものとする。
ここでは、基準特性線Ｌｒに基づいて、横力Ｆｙに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、横力Ｆｙに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出する。

横力Ｆｙから第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップを図８に示す。
このマップは、座標横軸に横力Ｆｙをとり、座標縦軸に第二のコーナリングパワーＫ２をとり、横力Ｆｙが大きいほど、第二のコーナリングパワーＫ２が小さくなるように設定されている。なお、基準特性線Ｌｒによれば、線形領域にある間は、直線Ｌｋ２の傾きは接線Ｌｋ３の傾きと同一になるため、横力Ｆｙが０のときには、第二のコーナリングパワーＫ２が第三のコーナリングパワーＫ３となる。また、基準特性線Ｌｒによれば、直線Ｌｋ２の一端は座標原点［０，０］であるため、その傾きは常に０より大きいため、第二のコーナリングパワーＫ２も常に０より大きい値となる。

ここでは、横力Ｆｙに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出する構成について説明しているが、これに限定されるものではなく、スリップ角βに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出する構成としてもよい。
すなわち、基準特性線Ｌｒに基づいて、スリップ角βに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、スリップ角βに応じて第二のコーナリングパワーＫ２を算出する。

スリップ角βから第二のコーナリングパワーＫ２を算出するためのマップを図９に示す。
このマップは、座標横軸にスリップ角βをとり、座標縦軸に第二のコーナリングパワーＫ２をとり、スリップ角βが大きいほど、第二のコーナリングパワーＫ２が小さくなるように設定されている。なお、基準特性線Ｌｒによれば、線形領域にある間は、直線Ｌｋ２の傾きは接線Ｌｋ３の傾きと同一になるため、スリップ角βが０のときには、第二のコーナリングパワーＫ２が第三のコーナリングパワーＫ３となる。また、基準特性線Ｌｒによれば、直線Ｌｋ２の一端は座標原点［０，０］であるため、その傾きは常に０より大きいため、第二のコーナリングパワーＫ２も常に０より大きい値となる。

第二のスタビリティファクタ算出部２８は、下記の式に示すように、第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒを用いて、第二のスタビリティファクタＡ２を算出する。ここで、ｍは車両質量、Ｌはホイールベース、Ｌ_Ｆは車両重心点から前輪車軸までの距離、Ｌ_Ｒは車両重心点から後輪車軸までの距離である。
Ａ２＝−（ｍ／２Ｌ^２）×｛（Ｌ_Ｆ×Ｋ２_Ｆ−Ｌ_Ｒ×Ｋ２_Ｒ）／（Ｋ２_Ｆ×Ｋ２_Ｒ）｝
第二のスタビリティファクタＡ１は、ある時点における静的な旋回挙動を示している。すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときのスタビリティファクタとなるため、静的なスタビリティファクタともいえる。また、一定して変わらないという意味において、準定常的なスタビリティファクタともいえる。

特性推定部２９は、第一のスタビリティファクタＡ１の符号及び大きさに応じて、旋回挙動の動的な変化特性を推定する。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラルステア特性（ＮＳ特性）であるかを推定する。具体的には、第一のスタビリティファクタＡ１が正の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動がアンダーステア特性であり、且つ第一のスタビリティファクタＡ１の絶対値が大きいほど、そのアンダーステア特性が強いと推定する。また、第一のスタビリティファクタＡ１が負の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動がオーバーステア特性であり、且つ第一のスタビリティファクタＡ１の絶対値が大きいほど、そのオーバーステア特性が強いと推定する。また、第一のスタビリティファクタＡ１が０であるときには、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動がニュートラルステア特性であると推定する。

特性推定部２９は、第二のスタビリティファクタＡ２の符号及び大きさに応じて、静的な旋回挙動を推定する。すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラステア（ＮＳ特性）であるかを推定する。具体的には、第二のスタビリティファクタＡ２が正の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動がアンダーステア特性であり、且つ第二のスタビリティファクタＡ２の絶対値が大きいほど、そのアンダーステア特性が強いと推定する。また、第二のスタビリティファクタＡ２が負の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動がオーバーステア特性であり、且つ第二のスタビリティファクタＡ２の絶対値が大きいほど、そのオーバーステア特性が強いと推定する。また、第二のスタビリティファクタＡ２が０であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動がニュートラルステア特性であると推定する。
上記が旋回特性推定部１４の構成である。

目標挙動設定部１５は、第一のコーナリングパワーＫ１に応じて、目標挙動として例えば目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。目標スタビリティファクタＡ^＊は、ある時点における静的な目標旋回挙動を示している。すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの目標スタビリティファクタとなるため、静的な目標スタビリティファクタともいえる。また、一定して変わらないという意味において、準定常的な目標スタビリティファクタともいえる。目標スタビリティファクタＡ^＊は、その符号及び大きさに応じて、静的な目標旋回挙動を示す。

すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの目標旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラステア（ＮＳ特性）であるかを示す。具体的には、目標スタビリティファクタＡ^＊が正の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの目標旋回挙動がアンダーステア特性であり、且つ目標スタビリティファクタＡ^＊の絶対値が大きいほど、そのアンダーステア特性が強いことを示す。また、目標スタビリティファクタＡ^＊が負の値であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの目標旋回挙動がオーバーステア特性であり、且つ目標スタビリティファクタＡ^＊の絶対値が大きいほど、そのオーバーステア特性が強いことを示す。また、目標スタビリティファクタＡ^＊が０であるときには、車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの目標旋回挙動がニュートラルステア特性であることを示す。

ここでは、第一のコーナリングパワーＫ１に応じて、目標スタビリティファクタＡ^＊を設定するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、第一のコーナリングパワーＫ１に応じて目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。第一のコーナリングパワーＫ１には、前輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ、及び後輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｒの何れか一方を用いる。
第一のコーナリングパワーＫ１から目標スタビリティファクタＡ^＊を設定するためのマップを図１０に示す。
このマップは、座標横軸に第一のコーナリングパワーＫ１をとり、座標縦軸に目標スタビリティファクタＡ^＊をとる。また、第一のコーナリングパワーＫ１については、０よりも大きく且つ０近傍の値Ｋｔ１と、このＫｔ１よりも大きい値Ｋｔ２と、を予め定める。第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ２よりも大きい範囲を定常領域とし、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ２よりも小さい範囲を非定常領域する。また、目標スタビリティファクタＡ^＊については、０よりも大きな値である最大値Ａ_ＭＡＸと、０よりも大きく且つ０近傍の値である基準値Ａ_Ｒと、を予め定める。

このマップによれば、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ２より大きな範囲にあるときには、目標スタビリティファクタＡ^＊が基準値Ａ_Ｒを維持する。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ２からＫｔ１の範囲にあるときには、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、目標スタビリティファクタＡ^＊が基準値Ａ_Ｒから最大値Ａ_ＭＡＸの範囲で大きくなる。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ１から０の範囲にあるときには、目標スタビリティファクタＡ^＊が最大値Ａ_ＭＡＸを維持する。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、目標スタビリティファクタＡ^＊が正（＋）の領域で大きくなる。

駆動制御部１６は、制御量設定部１７と、配分比率設定部１８と、駆動部１９と、を備える。
制御量設定部１７は、第二のスタビリティファクタＡ２、及び目標スタビリティファクタＡ^＊を用いて、目標ヨーレートγ^＊を実現するための目標ヨーモーメントＭｚ^＊、及び目標車速Ｖ^＊を実現するための目標減速度Ｇｘ^＊を、目標制御量として設定する。
ここでは、下記の式に示すように、目標スタビリティファクタＡ^＊、車速Ｖ、及び操舵角θに応じて、目標ヨーレートγ^＊を設定する。ここで、Ｌはホイールベースである。なお、目標ヨーレートγ^＊はローパスフィルタ処理することが望ましい。
γ^＊＝｛Ｖ／（１＋Ａ^＊×Ｖ^２）｝×（θ／Ｌ）
そして、下記の式に示すように、目標ヨーレートγ^＊とヨーレートγとの偏差（γ^＊−γ）に応じて、目標ヨーモーメントＭｚ^＊を設定する。ここで、Δｔは単位時間である。目標ヨーモーメントＭｚ^＊は、右旋回を正の値とし、左旋回を負の値とする。
Ｍｚ^＊＝（γ^＊−γ）／Δｔ

また、下記の式に示すように、第二のスタビリティファクタＡ２、目標スタビリティファクタＡ^＊、及び車速Ｖに応じて、目標車速Ｖ^＊を設定する。
Ｖ^＊＝｛√（Ａ^＊／Ａ２）｝×Ｖ
そして、下記の式に示すように、目標車速Ｖ^＊と及び車速Ｖとの偏差（Ｖ^＊−Ｖ）に応じて、目標減速度Ｇｘ^＊を設定する。ここで、Δｔは単位時間である。
Ｇｘ^＊＝（Ｖ^＊−Ｖ）／Δｔ
上記が制御量設定部１７の説明である。

配分比率設定部１８は、目標ヨーモーメントＭｚ^＊に基づくヨーモーメント制御と、目標減速度Ｇｘ^＊に基づく減速制御と、の配分比率Ｒｄを設定する。配分比率Ｒｄは、ヨーモーメント制御と減速制御とで全体を１.０としたときのヨーモーメント制御の割合とする。したがって、減速制御の割合は『１.０−Ｒｄ』とする。
ここでは、第一のコーナリングパワーＫ１に応じて、配分比率Ｒを設定するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、前輪における第一のコーナリングパワーＫ１に応じて配分比率Ｒｄを設定する。第一のコーナリングパワーＫ１には、前輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ、及び後輪における第一のコーナリングパワーＫ１_Ｒの何れか一方を用いる。

第一のコーナリングパワーＫ１からヨーモーメント制御用の配分比率Ｒｄを設定するためのマップを図１１に示す。
このマップは、座標横軸に第一のコーナリングパワーＫ１をとり、座標縦軸に配分比率Ｒｄをとる。また、第一のコーナリングパワーＫ１については、０よりも大きな値Ｋｔ３と、このＫｔ３よりも大きな値Ｋｔ４と、を予め定める。このマップによれば、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ４より大きな範囲にあるときには、配分比率Ｒｄが１.０を維持する。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ４からＫｔ３の範囲にあるときには、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、配分比率Ｒｄが０から１.０の範囲で小さくなる。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ３から０の範囲にあるときには、配分比率Ｒｄが０を維持する。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、配分比率Ｒｄが小さくなる。

ここでは、ヨーモーメント制御と減速制御とで全体を１.０としたときのヨーモーメント制御の割合を配分比率Ｒｄとして設定する構成について説明しているが、これに限定されるものではない。ヨーモーメント制御と減速制御とで全体を１.０としたときの減速制御の割合を配分比率Ｒｄとして設定する構成としてもよい。この場合、ヨーモーメント制御の割合は『１.０−Ｒｄ』となる。
ここでは、第一のコーナリングパワーＫ１に応じて、配分比率Ｒを設定するためのマップを用意しておき、このマップを参照し、前輪における第一のコーナリングパワーＫ１に応じて配分比率Ｒｄを設定する。

第一のコーナリングパワーＫ１から減速制御用の配分比率Ｒｄを設定するためのマップを図１２に示す。
このマップは、座標横軸に第一のコーナリングパワーＫ１をとり、座標縦軸に配分比率Ｒｄをとる。また、第一のコーナリングパワーＫ１については、０よりも大きな値Ｋｔ３と、このＫｔ３よりも大きな値Ｋｔ４と、を予め定める。このマップによれば、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ４より大きな範囲にあるときには、配分比率Ｒｄが０を維持する。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ４からＫｔ３の範囲にあるときには、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、配分比率Ｒｄが０から１.０の範囲で大きくなる。また、第一のコーナリングパワーＫ１がＫｔ３から０の範囲にあるときには、配分比率Ｒｄが１.０を維持する。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、配分比率Ｒｄが大きくなる。

なお、第一のコーナリングパワーＫ１は、タイヤグリップの余裕率にも相当する。タイヤグリップの余裕率αは、下記の式によって表せる。ここで、０.２５及び０.８は、乾燥した舗装路面での基準値である。
α＝１−√｛（Ｇｘ^２／０.２５^２）＋（Ｇｙ^２／０.８^２）｝
したがって、タイヤグリップの余裕率αを推定し、これを第一のコーナリングパワーＫ１の代わりに用いてもよい。例えば、余裕率αが０.５より大きな範囲にあるときには、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄが１.０を維持する。また、余裕率αが０.５から０.１の範囲にあるときには、余裕率αが小さいほど、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄが１.０から０の範囲で小さくなる。また、余裕率αが０.１から０の範囲にあるときには、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄが０を維持する。このように、タイヤグリップの余裕率αが小さいほど、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄを小さくしてもよい。
上記が配分比率設定部１８の説明である。

駆動部１９は、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄに従い、ヨーモーメント制御と減速制御とを実行する。すなわち、下記の式に示すように、目標ヨーモーメントＭｚ^＊に配分比率Ｒｄを乗算することにより、目標ヨーモーメントＭｚ^＊を補正し、目標減速度Ｇｘ^＊に（１.０−Ｒｄ）を乗算することにより、目標減速度Ｇｘ^＊を補正する。これら補正後の目標ヨーモーメントＭｚ^＊及び目標減速度Ｇｘ^＊を実現するために、アクチュエータ１３の駆動制御を行う。
Ｍｚ^＊ ← Ｍｚ^＊×Ｒｄ
Ｇｘ^＊ ← Ｇｘ^＊×（１.０−Ｒｄ）

なお、減速制御の割合を配分比率Ｒｄとして設定している場合には、下記の式に示すように、目標ヨーモーメントＭｚ^＊に（１.０−Ｒｄ）を乗算することにより、目標ヨーモーメントＭｚ^＊を補正するものとする。また、目標減速度Ｇｘ^＊に配分比率Ｒｄを乗算することにより、目標減速度Ｇｘ^＊を補正するものとする。これら補正後の目標ヨーモーメントＭｚ^＊及び目標減速度Ｇｘ^＊を実現するために、アクチュエータ１３の駆動制御を行う。
Ｍｚ^＊ ← Ｍｚ^＊×（１.０−Ｒｄ）
Ｇｘ^＊ ← Ｇｘ^＊×Ｒｄ

目標ヨーモーメントＭｚ^＊は、例えば左右輪に制動力差を発生させる制動力制御によって実現される。
具体的には、目標ヨーモーメントＭｚ^＊の絶対値が予め定めた設定値Ｍｓより小さいときには、下記の式に示すように、前輪における左右輪の制動力差ΔＰ_Ｆ、及び後輪における左右輪の制動力差ΔＰ_Ｒを設定する。ｄはトレッドである。
ΔＰ_Ｆ＝０
ΔＰ_Ｒ＝｜Ｍｚ^＊｜×２／ｄ
このように、目標ヨーモーメントＭｚ^＊の絶対値が設定値Ｍｓ未満であるときには、後輪だけ左右輪に制動力差を発生させる。

また、目標ヨーモーメントＭｚ^＊の絶対値が設定値Ｍｓ以上であるときには、下記の式に示すように、前輪における左右輪の制動力差ΔＰ_Ｆ、及び後輪における左右輪の制動力差ΔＰ_Ｒを設定する。
ΔＰ_Ｆ＝（｜Ｍｚ^＊｜−Ｍｓ）×２／ｄ
ΔＰ_Ｒ＝Ｍｓ×２／ｄ
このように、目標ヨーモーメントＭｚ^＊の絶対値が設定値Ｍｓ以上であるときには、前輪及び後輪の双方で制動力差を発生させる。

目標減速度Ｇｘ^＊は、駆動力制御、及び制動力制御によって実現される。
すなわち、回転駆動源がエンジンであれば、エンジンブレーキによって目標減速度Ｇｘ^＊を発生させ、回転駆動源がモータであれば、回生ブレーキによって目標減速度Ｇｘ^＊を発生させる。駆動力制御には、変速比をシフトダウンさせる変速制御も含まれるものとする。
具体的には、制動力差ΔＰ_Ｆ及びΔＰ_Ｒによって発生する減速度をＧｍとし、下記に示すように、目標減速度Ｇｘ^＊から減速度Ｇｍを減算することにより、目標減速度Ｇｘ^＊を補正する。
Ｇｘ^＊ ← Ｇｘ^＊−Ｇｍ

そして、回転駆動源の駆動力制御によって得られる最大減速度をＧｄ_ＭＡＸとし、この最大減速度Ｇｄ_ＭＡＸが補正後の目標減速度Ｇｘ^＊よりも大きいときには、回転駆動源の駆動力制御のみによって目標減速度Ｇｘ^＊を発生させる。一方、最大減速度Ｇｄ_ＭＡＸが目標減速度Ｇｘ^＊よりも小さいときには、その差分（Ｇｘ^＊−Ｇｄ_ＭＡＸ）を制動力制御によって発生させる。このように、駆動力制御を優先して実行し、その不足分を補うために制動力制御を実行する。
なお、左右輪の制動力差によって目標ヨーモーメントＭｚ^＊を発生させ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、左右輪に伝達する駆動力の配分を制御するトルクベクタリングによって目標ヨーモーメントＭｚ^＊を発生させる構成としてもよい。また、電動パワーステアリングやステアリングバイワイヤを搭載している車両では、操舵トルクの付与によって目標ヨーモーメントＭｚ^＊を発生させる構成としてもよい。
上記が駆動制御部１６の構成である。

アクチュエータ１３は、例えば駆動力制御装置３０と、ブレーキ制御装置５０と、を含む。
駆動力制御装置３０は、回転駆動源の駆動力を制御する。例えば、回転駆動源がエンジンであれば、スロットルバルブの開度、燃料噴射量、点火時期などを調整することで、エンジン出力（回転数やエンジントルク）を制御する。回転駆動源がモータであれば、インバータを介してモータ出力（回転数やモータトルク）を制御する。

駆動力制御装置３０の一例として、スロットルバルブの開度を制御する電子制御スロットルの構成を図１３に示す。
吸気管路３１（例えばインテークマニホールド）内には、径方向に延びるスロットルシャフト３２を軸支してあり、このスロットルシャフト３２に、吸気管路３１の内径未満の直径を有する円盤状のスロットルバルブ３３を固定してある。また、スロットルシャフト３２には、減速機３４を介してスロットルモータ３５を連結してある。

したがって、スロットルモータ３５を回転させてスロットルシャフト３２の回転角を変化させるときに、スロットルバルブ３３が吸気管路３１内を閉じたり開いたりする。すなわち、スロットルバルブ３３の面方向が吸気管路３１の軸直角方向に沿うときに、スロットル開度が全閉位置となり、スロットルバルブ３３の面方向が吸気管路３１の軸方向に沿うときに、スロットル開度が全開位置となる。なお、スロットルモータ３５、モータ駆動系、アクセルセンサ３６系統、スロットルセンサ３９系統等に異常が発生した場合に、スロットルバルブ３３が全閉位置から所定量だけ開くように、スロットルシャフト３２を開方向に機械的に付勢してある。

アクセルセンサ３６は、二系統としてあり、アクセルペダル３７の踏込み量（操作量）であるペダル開度ＰＰＯを検出する。アクセルセンサ３６は、例えばポテンショメータであり、アクセルペダル３７のペダル開度を電圧信号に変換してエンジンコントローラ３８へ出力する。エンジンコントローラ３８は、入力した電圧信号からアクセルペダル３７のペダル開度ＰＰＯを判断する。なお、アクセルペダル３７が非操作位置にあるときに、ペダル開度ＰＰＯが０％となり、アクセルペダル３７が最大操作位置（ストロークエンド）にあるときに、ペダル開度ＰＰＯが１００％となる。

スロットルセンサ３９は、二系統としてあり、スロットルバルブ３３のスロットル開度ＳＰＯを検出する。このスロットルセンサ３９は、例えばポテンショメータであり、スロットルバルブ３３のスロットル開度を電圧信号に変換してエンジンコントローラ３８へ出力する。エンジンコントローラ３８は、入力した電圧信号からスロットルバルブ３３のスロットル開度ＳＰＯを判断する。なお、スロットルバルブ３３が全閉位置にあるときに、スロットル開度ＳＰＯが０％となり、スロットルバルブ３３が全開位置にあるときに、スロットル開度ＳＰＯが１００％となる。

エンジンコントローラ３８は、通常は、ペダル開度ＰＰＯに応じて目標スロットル開度ＳＰＯ^＊を設定し、この目標スロットル開度ＳＰＯ^＊と実際のスロットル開度ＳＰＯとの偏差ΔＰＯに応じてモータ制御量を設定する。そして、このモータ制御量をデューティ比に変換し、パルス状の電流値によってスロットルモータ３５を駆動制御する。また、エンジンコントローラ３８は、コントローラ１２からの駆動指令を受けるときに、その駆動指令を優先してスロットルモータ３５を駆動制御する。例えば、駆動力を低下させる駆動指令を受けたときに、ペダル開度ＰＰＯに応じた目標スロットル開度ＳＰＯ^＊を減少補正してスロットルモータ３５を駆動制御する。
上記が駆動力制御装置３０の説明である。

次に、ブレーキ制御装置５０について説明する。
ブレーキ制御装置５０は、各車輪の制動力を制御する。例えば、アンチスキッド制御（ＡＢＳ）、トラクション制御（ＴＣＳ）、スタビリティ制御（ＶＤＣ：Vehicle Dynamics Control）等に用いられるブレーキアクチュエータにより、各車輪に設けられたホイールシリンダの液圧を制御する。

ブレーキアクチュエータの構成を図１４に示す。
ブレーキアクチュエータ５１は、マスターシリンダ５２と各ホイールシリンダ５３ＦＬ〜５３ＲＲとの間に介装してある。
マスターシリンダ５２は、運転者のペダル踏力に応じて２系統の液圧を作るタンデム式のもので、プライマリ側をフロント左・リア右のホイールシリンダ５３ＦＬ・５３ＲＲに伝達し、セカンダリ側を右前輪・左後輪のホイールシリンダ５３ＦＲ・５３ＲＬに伝達するダイアゴナルスプリット方式を採用している。

各ホイールシリンダ５３ＦＬ〜５３ＲＲは、ディスクロータをブレーキパッドで挟圧して制動力を発生させるディスクブレーキや、ブレーキドラムの内周面にブレーキシューを押圧して制動力を発生させるドラムブレーキに内蔵してある。
プライマリ側は、第１ゲートバルブ６１Ａと、インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）と、アキュムレータ６３と、アウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）と、第２ゲートバルブ６５Ａと、ポンプ６６と、ダンパー室６７と、を備える。

第１ゲートバルブ６１Ａは、マスターシリンダ５２及びホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）間の流路を閉鎖可能なノーマルオープン型のバルブである。インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）は、第１ゲートバルブ６１Ａ及びホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）間の流路を閉鎖可能なノーマルオープン型のバルブである。アキュムレータ６３は、ホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）及びインレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）間に連通してある。アウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）は、ホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）及びアキュムレータ６３間の流路を開放可能なノーマルクローズ型のバルブである。

第２ゲートバルブ６５Ａは、マスターシリンダ５２及び第１ゲートバルブ６１Ａ間とアキュムレータ６３及びアウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）間とを連通した流路を開放可能なノーマルクローズ型のバルブである。ポンプ６６は、アキュムレータ６３及びアウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）間に吸入側を連通し、且つ第１ゲートバルブ６１Ａ及びインレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）間に吐出側を連通してある。ダンパー室６７は、ポンプ６６の吐出側に設けてあり、吐出されたブレーキ液の脈動を抑制し、ペダル振動を弱める。

また、セカンダリ側も、プライマリ側と同様に、第１ゲートバルブ６１Ｂと、インレットバルブ６２ＦＲ（６２ＲＬ）と、アキュムレータ６３と、アウトレットバルブ６４ＦＲ（６４ＲＬ）と、第２ゲートバルブ６５Ｂと、ポンプ６６と、ダンパー室６７と、を備えている。
第１ゲートバルブ６１Ａ・６１Ｂと、インレットバルブ６２ＦＬ〜６２ＲＲと、アウトレットバルブ６４ＦＬ〜６４ＲＲと、第２ゲートバルブ６５Ａ・６５Ｂとは、夫々、２ポート２ポジション切換・シングルソレノイド・スプリングオフセット式の電磁操作弁である。また、第１ゲートバルブ６１Ａ・６１Ｂ及びインレットバルブ６２ＦＬ〜６２ＲＲは、非励磁のノーマル位置で流路を開放し、アウトレットバルブ６４ＦＬ〜６４ＲＲ及び第２ゲートバルブ６５Ａ・６５Ｂは、非励磁のノーマル位置で流路を閉鎖するように構成してある。

また、アキュムレータ６３は、シリンダのピストンに圧縮バネを対向させたバネ形のアキュムレータで構成してある。
また、ポンプ６６は、負荷圧力に係りなく略一定の吐出量を確保できる歯車ポンプ、ピストンポンプ等、容積形のポンプで構成してある。
上記の構成により、プライマリ側を例に説明すると、第１ゲートバルブ６１Ａ、インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）、アウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）、及び第２ゲートバルブ６５Ａが全て非励磁のノーマル位置にあるときに、マスターシリンダ５２からの液圧がそのままホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）に伝達され、通常ブレーキとなる。

また、ブレーキペダルが非操作状態であっても、インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）、及びアウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）を非励磁のノーマル位置にしたまま、第１ゲートバルブ６１Ａを励磁して閉鎖すると共に、第２ゲートバルブ６５Ａを励磁して開放し、更にポンプ６６を駆動することで、マスターシリンダ５２の液圧を第２ゲートバルブ６５Ａを介して吸入し、吐出される液圧をインレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）を介してホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）に伝達し、増圧させることができる。

また、第１ゲートバルブ６１Ａ、アウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）、及び第２ゲートバルブ６５Ａが非励磁のノーマル位置にあるときに、インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）を励磁して閉鎖すると、ホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）からマスターシリンダ５２及びアキュムレータ６３への夫々の流路が遮断され、ホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）の液圧が保持される。

さらに、第１ゲートバルブ６１Ａ及び第２ゲートバルブ６５Ａが非励磁のノーマル位置にあるときに、インレットバルブ６２ＦＬ（６２ＲＲ）を励磁して閉鎖すると共に、アウトレットバルブ６４ＦＬ（６４ＲＲ）を励磁して開放すると、ホイールシリンダ５３ＦＬ（５３ＲＲ）の液圧がアキュムレータ６３に流入して減圧される。アキュムレータ６３に流入した液圧は、ポンプ６６によって吸入され、マスターシリンダ５２に戻される。

セカンダリ側に関しても、通常ブレーキ・増圧・保持・減圧の動作は、上記プライマリ側の動作と同様であるため、その詳細説明は省略する。
ブレーキコントローラ５４は、第１ゲートバルブ６１Ａ・６１Ｂと、インレットバルブ６２ＦＬ〜６２ＲＲと、アウトレットバルブ６４ＦＬ〜６４ＲＲと、第２ゲートバルブ６５Ａ・６５Ｂと、ポンプ６６とを駆動制御することによって、各ホイールシリンダ５３ＦＬ〜５３ＲＲの液圧を増圧・保持・減圧する。

なお、本実施形態では、ブレーキ系統をフロント左・リア右とフロント右・リア左とで分割するダイアゴナルスプリット方式を採用しているが、これに限定されるものではなく、フロント左右とリア左右とで分割する前後スプリット方式を採用してもよい。
また、本実施形態では、バネ形のアキュムレータ６３を採用しているが、これに限定されるものではなく、各ホイールシリンダ５３ＦＬ〜５３ＲＲから抜いたブレーキ液を一時的に貯え、減圧を効率よく行うことができればよいので、重錘形、ガス圧縮直圧形、ピストン形、金属ベローズ形、ダイヤフラム形、ブラダ形、インライン形など、任意のタイプでよい。

また、本実施形態では、第１ゲートバルブ６１Ａ・６１Ｂ及びインレットバルブ６２ＦＬ〜６２ＲＲが、非励磁のノーマル位置で流路を開放し、アウトレットバルブ６４ＦＬ〜６４ＲＲ及び第２ゲートバルブ６５Ａ・６５Ｂが、非励磁のノーマル位置で流路を閉鎖するように構成しているが、これに限定されるものではない。要は、各バルブの開閉を行うことができればよいので、第１ゲートバルブ６１Ａ・６１Ｂ及びインレットバルブ６２ＦＬ〜６２ＲＲが、励磁したオフセット位置で流路を開放し、アウトレットバルブ６４ＦＬ〜６４ＲＲ及び第２ゲートバルブ６５Ａ・６５Ｂが、励磁したオフセット位置で流路を閉鎖するようにしてもよい。

ブレーキコントローラ５４は、通常は、アンチスキッド制御、トラクション制御、スタビリティ制御に従って、ブレーキアクチュエータ５１を駆動制御することにより、各ホイールシリンダ５３ＦＬ〜５３ＲＲの液圧を制御する。また、ブレーキコントローラ５４は、コントローラ１２からの駆動指令を受けたときに、その駆動指令を優先してブレーキアクチュエータ５１を駆動制御する。例えば、４輪のうち、所定のホイールシリンダを増圧させる駆動指令を受けたときに、通常の目標液圧を増加補正してブレーキアクチュエータ５１を駆動制御する。
上記がブレーキ制御装置５０の説明である。

次に、コントローラ１２で所定時間（例えば１０ｍｓｅｃ）毎に実行する走行制御処理を、図１５に基づいて説明する。
先ずステップＳ１０１では、各種データを読込む。具体的には、加減速度Ｇｘ、車輪速度Ｖｗ_ＦＬ〜Ｖｗ_ＲＲ、横加速度Ｇｙ、ヨーレートγ、車速Ｖ、操舵角θ等を読込む。
続くステップＳ１０２では、タイヤ横力推定部２１の処理により、前輪の横力Ｆｙ_Ｆ及び後輪の横力Ｆｙ_Ｒを推定する。
続くステップＳ１０３では、摩擦係数推定部２２の処理により、路面の摩擦係数μ_Ｅを推定する。

続くステップＳ１０４では、補正部２３の処理により、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに、μ_Ｒとμ_Ｅとの比（μ_Ｒ／μ_Ｅ）を乗算することにより、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正する。
続くステップＳ１０５では、第一のコーナリングパワー算出部２５の処理により、マップを参照し、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに応じて第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒを算出する。
続くステップＳ１０６では、第一のスタビリティファクタ算出部２６の処理により、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒを用いて、第一のスタビリティファクタＡ１を算出する。

続くステップＳ１０７では、第二のコーナリングパワー算出部２７の処理により、マップを参照し、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに応じて第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒを算出する。
続くステップＳ１０８では、第二のスタビリティファクタ算出部２８の処理により、第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒを用いて、第二のスタビリティファクタＡ２を算出する。

続くステップＳ１０９では、特性推定部２９の処理により、第一のスタビリティファクタＡ１の符号及び大きさに応じて、旋回挙動の動的な変化特性を推定する。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラルステア特性（ＮＳ特性）であるかを推定する。また、第二のスタビリティファクタＡ２の符号及び大きさに応じて、静的な旋回挙動を推定する。すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラステア（ＮＳ特性）であるかを推定する。

続くステップＳ１１０では、目標挙動設定部１５の処理により、車両の目標挙動として目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。
続くステップＳ１１１では、制御量設定部１７の処理により、第二のスタビリティファクタＡ２、及び目標スタビリティファクタＡ^＊を用いて、目標ヨーレートγ^＊を実現するための目標ヨーモーメントＭｚ^＊、及び目標車速Ｖ^＊を実現するための目標減速度Ｇｘ^＊を設定する。
続くステップＳ１１２では、配分比率設定部１８の処理により、ヨーモーメント制御と減速制御と、の配分比率Ｒｄを設定する。
続くステップＳ１１３では、駆動部１９の処理により、配分比率Ｒｄに従い、ヨーモーメント制御及び減速制御の少なくとも一方を実行し、アクチュエータ１３を駆動制御してから所定のメインプログラムに復帰する。
上記が走行制御処理である。

《作用》
次に、第１実施形態の作用について説明する。
先ず、スリップ角がβ１であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を図１６に示す。
座標横軸にスリップ角βをとり、座標縦軸に横力Ｆｙをとり、前輪のスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を実線の特性線Ｌｎ_Ｆで示し、後輪のスリップ角βと横力Ｆｙとの関係を破線の特性線Ｌｎ_Ｒで示す。また、特性線Ｌｎ_Ｆ上でスリップ角がβ１となる点をＰ１_Ｆとし、この点Ｐ１_Ｆにおける接線をＬｋ１_Ｆとし、座標原点［０，０］と点Ｐ１_Ｆとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｆとする。また、特性線Ｌｎ_Ｒ上でスリップ角がβ１となる点をＰ１_Ｒとし、この点Ｐ１_Ｒにおける接線をＬｋ１_Ｒとし、座標原点［０，０］と点Ｐ１_Ｒとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｒとする。このとき、前輪の横力Ｆｙよりも後輪の横力Ｆｙの方が大きいため、直線Ｌｋ２_Ｆの傾きよりも直線Ｌｋ２_Ｒの傾きの方が大きくなる。したがって、旋回挙動がアンダーステア特性であると判定できる。また、接線Ｌｋ１_Ｆの傾きと接線Ｌｋ１_Ｒの傾きとでは大きな差がない。そのため、タイヤのスリップ角βが増加しても、横力Ｆｙの増加量は、前輪と後輪とで大きな差がなく、依然としてアンダーステア特性が維持されることになる。

次に、スリップ角がβ１よりも大きなβ２であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を図１７に示す。
ここでは、特性線Ｌｎ_Ｆ上でスリップ角がβ２となる点をＰ２_Ｆとし、この点Ｐ２_Ｆにおける接線をＬｋ１_Ｆとし、座標原点［０，０］と点Ｐ２_Ｆとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｆとする。また、特性線Ｌｎ_Ｒ上でスリップ角がβ２となる点をＰ２_Ｒとし、この点Ｐ２_Ｒにおける接線をＬｋ１_Ｒとし、座標原点［０，０］と点Ｐ２_Ｒとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｒとする。このとき、前輪の横力Ｆｙよりも後輪の横力Ｆｙの方が大きいため、直線Ｌｋ２_Ｆの傾きよりも直線Ｌｋ２_Ｒの傾きの方が大きくなる。したがって、旋回挙動がアンダーステア特性であると判定される。しかしながら、接線Ｌｋ１_Ｒの傾きは、接線Ｌｋ１_Ｆの傾きよりも小さく、略０である。そのため、タイヤのスリップ角βが増加すると、前輪の横力Ｆｙは増加するのに、後輪の横力Ｆｙは減少傾向に転じてしまう。したがって、旋回挙動がアンダーステア特性にありながら、オーバーステア特性へと近づいてゆくことになる。

次に、スリップ角がβ２よりも大きなβ３であるときの、スリップ角βと横力Ｆｙとの関係を図１８に示す。
ここでは、特性線Ｌｎ_Ｆ上でスリップ角がβ３となる点をＰ２_Ｆとし、この点Ｐ３_Ｆにおける接線をＬｋ１_Ｆとし、座標原点［０，０］と点Ｐ３_Ｆとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｆとする。また、特性線Ｌｎ_Ｒ上でスリップ角がβ３となる点をＰ２_Ｒとし、この点Ｐ３_Ｒにおける接線をＬｋ１_Ｒとし、座標原点［０，０］と点Ｐ３_Ｒとを結ぶ直線をＬｋ２_Ｒとする。このとき、前輪の横力Ｆｙと後輪の横力Ｆｙとが等しいため、直線Ｌｋ２_Ｆの傾きと直線Ｌｋ２_Ｒの傾きも等しくなる。したがって、旋回挙動がニュートラルステア特性であると判定される。しかしながら、接線Ｌｋ１_Ｒの傾きは、接線Ｌｋ１_Ｆの傾きよりも小さく、右肩上がりを正の値、右肩下がりを負の値とするなら、接線Ｌｋ１_Ｆの傾きが０より大きいのに対して、接線Ｌｋ１_Ｒの傾きは０より小さい。そのため、タイヤのスリップ角βが増加すると、前輪の横力Ｆｙは増加するのに、後輪の横力Ｆｙはさらに減少してしまう。したがって、旋回挙動がニュートラルステア特性にありながら、オーバーステア特性が発現する直前である。

このように、直線Ｌｋ２_Ｆの傾き、及び直線Ｌｋ２_Ｒの傾きは、ある時点における静的なタイヤ特性、つまり今の旋回挙動を示しているに過ぎない。そして、今の旋回挙動に着目するだけでは、次の旋回挙動に向けた支援を行うことができないため、刻々と変化する旋回挙動の動的な変化特性を把握することが求められる。
また、安定した旋回走行を図るものとして、目標ヨーレートγ^＊を設定し、実ヨーレートγとの偏差Δγに応じて、制御介入するものも知られている。これは車両の限界挙動を抑制することはできるが、運転者にとっての車両の扱いやすさに寄与するとは限らない。すなわち、人の内部モデルは、運転操作と車両挙動の履歴から構築されるため、ある操作に対して期待した挙動は、直前の操作の延長上にあるといえる。ヨーレートγは、車速Ｖや操舵角θによって絶えず変化するため、ヨーレート偏差Δγに応じて制御介入したときに、運転者は車両挙動の変化を識別できても、運転操作との因果関係を把握しにくい。したがって、運転者にとっての車両の扱いやすさには結びつきにくい。

本実施形態では、直線Ｌｋ２_Ｆの傾き、及び直線Ｌｋ２_Ｒの傾きだけではなく、接線Ｌｋ１_Ｆの傾き、及び接線Ｌｋ１_Ｒの傾きにも着目している。すなわち、予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角β及び横力Ｆｙの関係を、基準特性線Ｌｒとして規定しておく。そして、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤの横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに対応する座標位置での接線Ｌｋ１_Ｆ及びＬｋ１_Ｒの傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒとして算出する。この第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒは、ある時点における動的なタイヤ特性を示している。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って、ある時点からスリップ角βや横力Ｆｙが変化するときのコーナリングパワーとなるため、動的なコーナリングパワーである。この第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒを用いて、第一のスタビリティファクタＡ１を算出する。

そして、第一のスタビリティファクタＡ１の符号及び大きさに応じて、旋回挙動の動的な変化特性を推定する。すなわち、車速Ｖ又は操舵角θの増加に伴って変化する旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラルステア特性（ＮＳ特性）であるかを推定する。
このように、基準特性線Ｌｒにおいて、横力Ｆｙに対応する座標位置での接線Ｌｋ１_Ｆ及びＬｋ１_Ｒの傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒとして算出しているため、次にコーナリングパワーがどのように変化するかを把握することができる。したがって、この第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒを用いて、第一のスタビリティファクタＡ１を算出することにより、次にスタビリティファクタがどのように変化するかを把握することができ、こうして旋回挙動の動的な変化特性を把握することができる。

一方、直線Ｌｋ２_Ｆの傾き、及び直線Ｌｋ２_Ｒの傾きを、第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒとして算出する。この第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒは、ある時点における静的なタイヤ特性を示している。すなわち、ある時点のスリップ角βと横力Ｆｙとを維持したときのコーナリングパワーとなるため、静的なコーナリングパワーである。この第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒを用いて、第二のスタビリティファクタＡ２を算出する。
そして、第二のスタビリティファクタＡ２の符号及び大きさに応じて、静的な旋回挙動を推定する。すなわち、ある時点の車速Ｖ又は操舵角θを維持したときの旋回挙動が、アンダーステア特性（ＵＳ特性）であるか、オーバーステア特性（ＯＳ特性）であるか、ニュートラステア（ＮＳ特性）であるかを推定する。

このように、基準特性線Ｌｒにおいて、横力Ｆｙに対応する座標位置と座標原点［０，０］とを結ぶ直線Ｌｋ２_Ｆ及びＬｋ２_Ｒの傾きを、第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒとして算出しているため、今のコーナリングパワーがどのような状態にあるかを把握することができる。したがって、この第二のコーナリングパワーＫ２_Ｆ及びＫ２_Ｒを用いて、第二のスタビリティファクタＡ２を算出することにより、今のスタビリティファクタがどのような状態にあるかを把握することができ、こうして静的な旋回挙動を把握することができる。

また、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒの何れか一方を用いて、車両の目標スタビリティファクタＡ^＊を設定し、この目標スタビリティファクタＡ^＊に応じて、車両の旋回走行を駆動制御する。これにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。
目標スタビリティファクタＡ^＊の設定については、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、前輪又は後輪の横力Ｆｙが飽和状態に近づいていることを意味するため、この場合は予めアンダーステア特性を強めておくことが望ましい。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように目標スタビリティファクタＡ^＊を設定することで、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

具体的には、第一のコーナリングパワーＫ１が予め定めた閾値Ｋｔ２よりも大きい定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が予め定めた基準値Ａ_Ｒを維持するように、目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が定常領域にあるときには、目標スタビリティファクタＡ^＊を基準値Ａ_Ｒに設定することにより、弱いアンダーステア特性を維持し、良好なステア特性を維持することができる。
一方、第一のコーナリングパワーＫ１が閾値Ｋｔ２よりも小さい非定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が基準値Ａ_Ｒよりも強まるように、目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。このように、第一のコーナリングパワーＫ１が非定常領域にあるときには、目標スタビリティファクタＡ^＊を基準値Ａ_Ｒよりも大きな値に設定することにより、オーバーステア特性に遷移しそうになることを抑制し、良好なステア特性を維持することができる。

ところで、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、前輪又は後輪の横力Ｆｙが飽和状態に近づいていることを意味するため、車両を曲げるエネルギーを持っていないことになる。したがって、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいときに、ヨーモーメント制御を実行しても、車両の旋回挙動を効果的にコントロールすることができない可能性がある。一方、第一のコーナリングパワーＫ１が大きいほど、前輪又は後輪には、十分な横力Ｆｙを発揮できる余裕があることを意味するため、車両を曲げるエネルギーを十分に持っていることになる。したがって、第一のコーナリングパワーＫ１が大きいときには、ヨーモーメント制御を実行することで、車両の旋回挙動を効果的にコントロールすることができる。

そこで、目標スタビリティファクタＡ^＊を実現するために、車両のヨーモーメント制御及び減速制御の少なくとも一方を行う際に、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒの何れか一方を用いて、ヨーモーメント制御及び減速制御の配分比率Ｒｄを設定する。すなわち、第一のコーナリングパワーＫ１が大きいほど、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄを大きくすることにより、減速制御よりもヨーモーメント制御の重みを相対的に増加させる。一方、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、ヨーモーメント制御の配分比率Ｒｄを小さくすることにより、ヨーモーメント制御よりも減速制御の重みを相対的に増加させる。これにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

横方向の移動速度と加減速度による前後方向の移動速度との関係を図１９に示す。
図中の（ａ）は、第一のコーナリングパワーＫ１が大きく、タイヤグリップに十分な余裕がある場合を示す。仮に、目標スタビリティファクタＡ^＊が点線で示す特性線Ｌ_Ａ上にあるとする。今、旋回走行状態にあり、横方向の移動速度と前後方向の移動速度との関係が、特性線Ｌ_Ａ上の点Ｐ０にあるとする。この状態から運転者の加速要求があった場合、タイヤグリップに十分な余裕があれば、ヨーモーメント制御によって、横方向の移動速度を増加させ、特性線Ｌ_Ａ上の点Ｐ１へと遷移することができる。これにより、目標スタビリティファクタＡ^＊を維持し、所望のアンダーステア特性を得ることができる。

図中の（ｂ）は、第一のコーナリングパワーＫ１が小さく、タイヤグリップに十分な余裕がない場合を示す。今、特性線Ｌ_Ａ上の点Ｐ０にあり、この状態から運転者の加速要求があった場合、前述したように、タイヤグリップに十分な余裕があれば、ヨーモーメント制御によって、横方向の移動速度を増加させることができる。しかしながら、タイヤグリップに十分な余裕がないので、この場合は減速制御によって、前後方向の移動速度を抑制し、特性線Ｌ_Ａ上の点Ｐ０にとどまり続ける。これにより、目標スタビリティファクタＡ^＊を維持し、所望のアンダーステア特性を得ることができる。
このように、第一のコーナリングパワーＫ１_Ｆ及びＫ１_Ｒの何れか一方を用いて、ヨーモーメント制御及び減速制御の配分比率Ｒｄを設定することにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

また、ヨーモーメント制御、及び減速制御では、第二のスタビリティファクタＡ２、及び目標スタビリティファクタＡ^＊を用いて、目標ヨーレートγ^＊を実現するための目標ヨーモーメントＭｚ^＊、及び目標車速Ｖ^＊を実現するための目標減速度Ｇｘ^＊を設定する。そして、目標ヨーモーメントＭｚ^＊に配分比率Ｒｄを乗算することにより、目標ヨーモーメントＭｚ^＊を補正し、目標減速度Ｇｘ^＊に（１.０−Ｒｄ）を乗算することにより、目標減速度Ｇｘ^＊を補正する。これら補正後の目標ヨーモーメントＭｚ^＊及び目標減速度Ｇｘ^＊を実現するために、アクチュエータ１３の駆動制御を行い、所望のアンダーステア特性を維持できるように制御介入する。これにより、ヨーレート偏差Δγに応じて制御介入し、旋回挙動を強制的にコントロールする場合よりも車両のコントロール性が確保され、狙い通りのラインに沿って車両を走行させることができる。したがって、運転者にとっての車両の扱いやすさが向上する。

また、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤの横力Ｆｙと、接線Ｌｋ１の傾きである第一のコーナリングパワーＫ１との関係を規定したモデル（マップ）を有し、このモデル（マップ）を参照し、横力Ｆｙを用いて、第一のコーナリングパワーＫ１を算出する。このように、タイヤの横力Ｆｙと第一のコーナリングパワーＫ１との関係を規定したモデルを用いて、第一のコーナリングパワーＫ１を算出することにより、容易に第一のコーナリングパワーＫ１を算出することができる。

また、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤの横力Ｆｙと、直線Ｌｋ２の傾きである第二のコーナリングパワーＫ２との関係を規定したモデル（マップ）を有し、このモデル（マップ）を参照し、横力Ｆｙを用いて、第二のコーナリングパワーＫ２を算出する。このように、タイヤの横力Ｆｙと第二のコーナリングパワーＫ２との関係を規定したモデルを用いて、第二のコーナリングパワーＫ２を算出することにより、容易に第二のコーナリングパワーＫ２を算出することができる。

また、基準特性線Ｌｒは、基準の摩擦係数μ_Ｒであることを前提に規定しているため、路面の摩擦係数μが基準のμ_Ｒと異なる路面では、第一のコーナリングパワーＫ１の算出精度や、第二のコーナリングパワーＫ２の算出精度に影響を与えてしまう。そこで、路面の摩擦係数μ_Ｅを推定し、この摩擦係数μ_Ｅを用いて横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正する。具体的には、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒに、基準の摩擦係数μ_Ｒと推定した摩擦係数はμ_Ｅとの比（μ_Ｒ／μ_Ｅ）を乗算することにより、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正する。このように、基準の摩擦係数μ_Ｒと推定した摩擦係数はμ_Ｅとの比（μ_Ｒ／μ_Ｅ）を用いて横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正することにより、路面の摩擦係数μが基準のμ_Ｒとは異なる路面であっても、つまり走行シーンが変化しても、第一のコーナリングパワーＫ１や第二のコーナリングパワーＫ２を精度よく算出することができる。

また、摩擦係数推定部２２の推定した摩擦係数μ_Ｅには、ノイズや外乱の影響を受けて推定誤差が含まれている可能性がある。そこで、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒの補正に用いる摩擦係数μ_Ｅは、予め定めた期間にわたって摩擦係数推定部２２が推定した摩擦係数μ_Ｅの平均値とする。このように、予め定めた期間にわたって推定した摩擦係数μ_Ｅの平均値を補正に用いることで、ノイズや外乱による影響を抑制し、横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒの補正精度を向上させることができる。

《対応関係》
本実施形態では、基準特性規定部２４が「基準特性規定部」に対応し、タイヤ横力推定部２１が「タイヤ状態取得部」に対応する。また、第一のコーナリングパワー算出部２５が「第一のコーナリングパワー算出部」に対応し、目標挙動設定部１５が「目標挙動設定部」に対応し、駆動制御部１６が「駆動制御部」に対応する。また、摩擦係数推定部２２が「摩擦係数推定部」に対応し、補正部２３が「補正部」に対応し、図６及び図７のマップが「第一のモデル」に対応する。

《効果》
次に、第１実施形態における主要部の効果を記す。
（１）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角β及び横力Ｆｙの関係を、基準特性線Ｌｒとして規定する。そして、基準特性線Ｌｒを参照し、スリップ角β又は横力Ｆｙに対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１として算出する。そして、第一のコーナリングパワーＫ１を用いて、車両の目標スタビリティファクタＡ^＊を設定し、この目標スタビリティファクタＡ^＊に応じて、車両の旋回走行を駆動制御する。
このように、基準特性線Ｌｒにおいて、スリップ角β又は横力Ｆｙに対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１として算出しているため、次に第一のコーナリングパワーＫ１がどのように変化するかを把握することができる。したがって、この第一のコーナリングパワーＫ１を用いて、車両の目標スタビリティファクタＡ^＊を設定し、車両の旋回走行を駆動制御することにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

（２）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。
このように、第一のコーナリングパワーＫ１が小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように目標スタビリティファクタＡ^＊を設定することで、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

（３）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、第一のコーナリングパワーＫ１が予め定めた閾値Ｋｔ２より大きい定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が予め定めた基準値Ａ_Ｒを維持するように、目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。
このように、第一のコーナリングパワーＫ１が定常領域にあるときは、目標スタビリティファクタＡ^＊を基準値Ａ_Ｒに設定することにより、弱いアンダーステア特性を維持し、良好なステア特性を維持することができる。

（４）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、第一のコーナリングパワーＫ１が閾値Ｋｔ２より小さい非定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が基準値Ａ_Ｒよりも強まるように、目標スタビリティファクタＡ^＊を設定する。
このように、第一のコーナリングパワーＫ１が非定常領域にあるときには、目標スタビリティファクタＡ^＊を基準値Ａ_Ｒよりも大きな値に設定することにより、オーバーステア特性に遷移しそうになることを抑制し、良好なステア特性を維持することができる。

（５）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤのスリップ角β又は横力Ｆｙの一方と、接線の傾きである第一のコーナリングパワーＫ１との関係を規定した第一のモデルを備える。この第一のモデルを参照し、スリップ角β又は横力Ｆｙを用いて、第一のコーナリングパワーＫ１を算出する。
このように、タイヤの横力Ｆｙと第一のコーナリングパワーＫ１との関係を規定したモデルを用いて、第一のコーナリングパワーＫ１を算出することにより、容易に第一のコーナリングパワーＫ１を算出することができる。

（６）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、路面の摩擦係数μ_Ｅを推定し、スリップ角β又は横力Ｆｙの一方を、路面の摩擦係数μ_Ｅに応じて補正する。
このように、推定した摩擦係数μ_Ｅを用いて横力Ｆｙを補正することにより、路面の摩擦係数μが基準のμ_Ｒとは異なる路面であっても、第一のコーナリングパワーＫ１や第二のコーナリングパワーＫ２を精度よく算出することができる。

（７）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、基準特性線Ｌｒを規定するのに前提としている路面の摩擦係数を基準値μ_Ｒとし、且つ推定した路面の摩擦係数を推定値μ_Ｅとし、基準値μ_Ｒ及び推定値μ_Ｅの比に応じて、スリップ角β又は横力Ｆｙの一方を補正する。
このように、基準の摩擦係数μ_Ｒと推定した摩擦係数はμ_Ｅとの比（μ_Ｒ／μ_Ｅ）を用いて横力Ｆｙ_Ｆ及びＦｙ_Ｒを補正することにより、路面の摩擦係数μが基準のμ_Ｒとは異なる路面であっても、第一のコーナリングパワーＫ１や第二のコーナリングパワーＫ２を精度よく算出することができる。

（８）本実施形態に係る車両用旋回走行制御装置は、予め定めた期間にわたって推定した路面の摩擦係数μ_Ｅの平均値に応じて、スリップ角β又は横力Ｆｙの一方を補正する。
このように、予め定めた期間にわたって推定した摩擦係数μ_Ｅの平均値を補正に用いることで、ノイズや外乱による影響を抑制し、横力Ｆｙの補正精度を向上させることができる。

（９）本実施形態に係る車両用旋回走行制御方法は、予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角β及び横力Ｆｙの関係を、基準特性線Ｌｒとして予め規定しておく。そして、基準特性線Ｌｒを参照し、タイヤのスリップ角β又は横力Ｆｙに対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１として算出する。そして、第一のコーナリングパワーＫ１を用いて、車両の目標スタビリティファクタＡ^＊を設定し、この目標スタビリティファクタＡ^＊に応じて、車両の旋回走行を駆動制御する。
このように、基準特性線Ｌｒにおいて、スリップ角β又は横力Ｆｙに対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーＫ１として算出しているため、次に第一のコーナリングパワーＫ１がどのように変化するかを把握することができる。したがって、この第一のコーナリングパワーＫ１を用いて、車両の目標スタビリティファクタＡ^＊を設定し、車両の旋回走行を駆動制御することにより、旋回挙動の動的な変化特性に応じた運転支援を行うことができる。

以上、限られた数の実施形態を参照しながら説明したが、権利範囲はそれらに限定されるものではなく、上記の開示に基づく実施形態の改変は、当業者にとって自明のことである。

１１ 走行制御装置
１２ コントローラ
１３ アクチュエータ
１４ 旋回特性推定部
１５ 目標挙動設定部
１６ 駆動制御部
１７ 制御量設定部
１８ 配分比率設定部
１９ 駆動部
２１ タイヤ横力推定部
２２ 摩擦係数推定部
２３ 補正部
２４ 基準特性規定部
２５ コーナリングパワー算出部
２６ スタビリティファクタ算出部
２７ コーナリングパワー算出部
２８ スタビリティファクタ算出部
２９ 特性推定部
３０ 駆動力制御装置
５０ ブレーキ制御装置

Claims (9)

1. 予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角及び横力の関係を、基準特性線として規定する基準特性規定部と、
   タイヤのスリップ角又は横力を取得するタイヤ状態取得部と、
   前記基準特性規定部で規定した基準特性線を参照し、前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出する第一のコーナリングパワー算出部と、
   前記第一のコーナリングパワー算出部で算出した第一のコーナリングパワーを用いて、車両の目標スタビリティファクタを設定する目標挙動設定部と、
   前記目標挙動設定部で設定した目標スタビリティファクタに応じて、車両の旋回走行を駆動制御する駆動制御部と、を備え、
   前記目標挙動設定部は、
   前記第一のコーナリングパワーが小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように前記目標スタビリティファクタを設定することを特徴とする車両用旋回走行制御装置。
2. 予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角及び横力の関係を、基準特性線として規定する基準特性規定部と、
   タイヤのスリップ角又は横力を取得するタイヤ状態取得部と、
   前記基準特性規定部で規定した基準特性線を参照し、前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出する第一のコーナリングパワー算出部と、
   前記第一のコーナリングパワー算出部で算出した第一のコーナリングパワーを用いて、車両の目標スタビリティファクタを設定する目標挙動設定部と、
   前記目標挙動設定部で設定した目標スタビリティファクタに応じて、車両の旋回走行を駆動制御する駆動制御部と、を備え、
   前記目標挙動設定部は、
   前記第一のコーナリングパワーが予め定めた閾値より大きい定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が予め定めた基準値を維持するように、前記目標スタビリティファクタを設定することを特徴とする車両用旋回走行制御装置。
3. 前記目標挙動設定部は、
   前記第一のコーナリングパワーが前記閾値より小さい非定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が前記基準値よりも強まるように、前記目標スタビリティファクタを設定することを特徴とする請求項２に記載の車両用旋回走行制御装置。
4. 前記第一のコーナリングパワー算出部は、
   前記基準特性線を参照し、タイヤのスリップ角又は横力の一方と、前記接線の傾きである前記第一のコーナリングパワーとの関係を規定した第一のモデルを有し、
   前記第一のモデルを参照し、前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力を用いて、前記第一のコーナリングパワーを算出することを特徴とする請求項１〜３の何れか一項に記載の車両用旋回走行制御装置。
5. 路面の摩擦係数を推定する摩擦係数推定部と、
   前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力の一方を、前記摩擦係数推定部で推定した路面の摩擦係数に応じて補正する補正部と、を備えることを特徴とする請求項１〜４の何れか一項に記載の車両用旋回走行制御装置。
6. 前記補正部は、
   前記基準特性線を規定するのに前提としている路面の摩擦係数を基準値とし、且つ前記摩擦係数推定部で推定した路面の摩擦係数を推定値とし、前記基準値及び前記推定値の比に応じて、前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力の一方を補正することを特徴とする請求項５に記載の車両用旋回走行制御装置。
7. 前記補正部は、
   予め定めた期間にわたって前記摩擦係数推定部で推定した路面の摩擦係数の平均値に応じて、前記タイヤ状態取得部で取得したスリップ角又は横力の一方を補正することを特徴とする請求項５又は６に記載の車両用旋回走行制御装置。
8. 予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角及び横力の関係を、基準特性線として予め規定しておき、前記基準特性線を参照し、タイヤのスリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出し、
   前記第一のコーナリングパワーを用いて、車両の目標スタビリティファクタを設定し、前記目標スタビリティファクタに応じて、車両の旋回走行を駆動制御し、
   前記第一のコーナリングパワーが小さいほど、車両のアンダーステア特性が強まるように前記目標スタビリティファクタを設定することを特徴とする車両用旋回走行制御方法。
9. 予め定めた座標系で、基準特性となるタイヤのスリップ角及び横力の関係を、基準特性線として予め規定しておき、前記基準特性線を参照し、タイヤのスリップ角又は横力に対応する座標位置での接線の傾きを、第一のコーナリングパワーとして算出し、
   前記第一のコーナリングパワーを用いて、車両の目標スタビリティファクタを設定し、前記目標スタビリティファクタに応じて、車両の旋回走行を駆動制御し、
   前記第一のコーナリングパワーが予め定めた閾値より大きい定常領域にあるときには、車両のアンダーステア特性が予め定めた基準値を維持するように、前記目標スタビリティファクタを設定することを特徴とする車両用旋回走行制御方法。

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