WO2024106377A1 - モータ制御装置 - Google Patents

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WO2024106377A1
WO2024106377A1 PCT/JP2023/040764 JP2023040764W WO2024106377A1 WO 2024106377 A1 WO2024106377 A1 WO 2024106377A1 JP 2023040764 W JP2023040764 W JP 2023040764W WO 2024106377 A1 WO2024106377 A1 WO 2024106377A1
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WO
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command value
equation
cmd
reaction force
motion
Prior art date
Application number
PCT/JP2023/040764
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English (en)
French (fr)
Inventor
祥馬 枝元
勉 田村
ロバート フックス
Original Assignee
株式会社ジェイテクト
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Filing date
Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D5/00—Power-assisted or power-driven steering
    • B62D5/04—Power-assisted or power-driven steering electrical, e.g. using an electric servo-motor connected to, or forming part of, the steering gear
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D6/00—Arrangements for automatically controlling steering depending on driving conditions sensed and responded to, e.g. control circuits
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02P—CONTROL OR REGULATION OF ELECTRIC MOTORS, ELECTRIC GENERATORS OR DYNAMO-ELECTRIC CONVERTERS; CONTROLLING TRANSFORMERS, REACTORS OR CHOKE COILS
    • H02P27/00—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of supply voltage
    • H02P27/04—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of supply voltage using variable-frequency supply voltage, e.g. inverter or converter supply voltage
    • H02P27/06—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of supply voltage using variable-frequency supply voltage, e.g. inverter or converter supply voltage using dc to ac converters or inverters
    • H02P27/08—Arrangements or methods for the control of AC motors characterised by the kind of supply voltage using variable-frequency supply voltage, e.g. inverter or converter supply voltage using dc to ac converters or inverters with pulse width modulation

Definitions

  • This invention relates to a motor control device that drives and controls an electric motor for steering angle control.
  • Patent Document 1 discloses that the control gain (control amount) is changed according to the lateral displacement of the vehicle from the center of the driving lane, the yaw angle of the vehicle relative to the driving lane, etc. Specifically, when the yaw angle is an angle where the vehicle is heading toward the deviation side, the control gain is increased, and when the yaw angle is an angle where the vehicle is heading toward the deviation avoidance side, the control gain is decreased.
  • the objective of one embodiment of the present invention is to provide a motor control device that can provide a steering reaction force to the driver in a new way when in driving assistance mode.
  • One embodiment of the present invention provides a motor control device for driving and controlling an electric motor of a steering device, the motor control device including: a manual steering command value generation unit that generates a manual steering command value using the equation of motion of a reference model of the steering device; an integrated angle command value calculation unit that calculates an integrated angle command value by adding the manual steering command value to an automatic steering command value given in a driving assistance mode; a control unit that controls the angle of an electric motor for steering angle control based on the integrated angle command value; and a motion equation setting unit that changes the motion equation according to the time differential value of the angle deviation between the automatic steering command value and the actual steering angle.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a schematic configuration of an electric power steering system to which a motor control device according to a first embodiment of the present invention is applied.
  • FIG. 2 is a block diagram showing the electrical configuration of the motor control ECU.
  • FIG. 3 is a graph showing an example of setting the assist torque command value T asst relative to the torsion bar torque T tb .
  • FIG. 4 is a schematic diagram showing an example of a reference EPS model used in the manual steering command value generating unit.
  • FIG. 5 is a block diagram showing the configuration of the angle control unit.
  • FIG. 6 is a schematic diagram showing an example of the configuration of a physical model of an electric power steering system.
  • FIG. 7 is a block diagram showing the configuration of the disturbance torque estimating unit.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a schematic configuration of an electric power steering system to which a motor control device according to a first embodiment of the present invention is applied.
  • FIG. 2 is a block diagram showing the electrical configuration of the motor
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing the configuration of the torque control unit.
  • FIG. 9 is a flowchart showing the procedure of the weight setting process performed by the weight setting unit in the driving assistance mode.
  • FIG. 10 is a graph showing an example of setting the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) and the second virtual load spring stiffness coefficient kg with respect to the lateral deviation e L .
  • FIG. 11 is a graph showing an example of setting the virtual load viscous damping coefficient c(e L ) relative to the lateral deviation e L .
  • FIG. 12A is a schematic diagram showing an example of the position of the vehicle when the vehicle reference position is to the right of the center of the lane, FIG.
  • FIG. 12B is a schematic diagram showing an example of the angle deviation ⁇ when the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd are both positive in sign and the actual steering angle ⁇ is larger than the automatic steering command value ⁇ AD , cmd
  • FIG. 12C is a schematic diagram showing an example of the angle deviation ⁇ A ⁇ when the actual steering angle ⁇ has a negative sign and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd has a positive sign.
  • FIG. 13 is a flowchart showing the procedure of the spring stiffness coefficient setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit in the driving assistance mode.
  • FIG. 14 is a graph showing an example of setting the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) and the second virtual load viscous damping coefficient cg with respect to the lateral deviation e L .
  • FIG. 15 is a flowchart showing the procedure of a road surface reaction force characteristic setting process performed by a road surface reaction force characteristic setting unit according to the first modified example in the driving assistance mode.
  • FIG. 16 is a flowchart showing the procedure of a viscous damping coefficient setting process performed by a road surface reaction force characteristic setting unit according to the second modified example in the driving assistance mode.
  • FIG. 17 is a flowchart showing the procedure of a road surface reaction force characteristic setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit in the driving assistance mode in the third embodiment.
  • FIG. 15 is a flowchart showing the procedure of a road surface reaction force characteristic setting process performed by a road surface reaction force characteristic setting unit according to the first modified example in the driving assistance mode.
  • FIG. 16 is a flowchart showing the procedure
  • FIG. 18 is a flowchart showing the procedure of a road surface reaction force characteristic setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit in the driving assistance mode in the fourth embodiment.
  • FIG. 19 is a block diagram showing a first modified example of the motor control ECU.
  • FIG. 20 is a graph showing an example of setting the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) relative to the lateral deviation e L .
  • FIG. 21 is a graph showing an example of setting the first virtual load spring stiffness coefficient kr and the second virtual load spring stiffness coefficient kg with respect to the lateral deviation eL .
  • FIG. 22 is a graph showing an example of setting the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) and the second virtual load viscous damping coefficient cg with respect to the lateral deviation e L .
  • FIG. 23 is a schematic diagram showing an example of a reference EPS model used in the manual steering command value generating unit described in WO 2023/286169.
  • FIG. 24 is a block diagram showing the configuration of a manual steering command value generating unit in a first modified example of the motor control ECU.
  • FIG. 25A is a flowchart showing a part of the procedure of the coefficient/weight setting process performed by the equation of motion setting unit in the driving assistance mode.
  • FIG. 25B is a flowchart showing part of the procedure of the coefficient/weight setting process performed by the equation of motion setting unit in the driving assistance mode.
  • FIG. 26 is a block diagram showing the configuration of a manual steering command value generating unit in a second modified example of the motor control ECU.
  • One embodiment of the present invention provides a motor control device for driving and controlling an electric motor of a steering device, the motor control device including: a manual steering command value generation unit that generates a manual steering command value using an equation of motion of a reference model of the steering device; an integrated angle command value calculation unit that calculates an integrated angle command value by adding the manual steering command value to an automatic steering command value given in a driving assistance mode; a control unit that controls the angle of an electric motor for steering angle control based on the integrated angle command value; and a motion equation setting unit that changes the motion equation in accordance with a time differential value of the angle deviation between the automatic steering command value and an actual steering angle.
  • the equation of motion includes a road reaction force characteristic coefficient
  • the equation of motion setting unit changes the equation of motion by changing the value of at least one of the road reaction force characteristic coefficients included in the equation of motion.
  • the equation of motion setting unit is configured to change the equation of motion by switching between a first equation of motion and a second equation of motion, and in the first equation of motion, a target virtual spring reaction force corresponding to the lateral position of the vehicle reference position relative to the driving lane is used as the virtual spring reaction force, and in the second equation of motion, a virtual spring reaction force that is set using a constant virtual load spring stiffness coefficient regardless of the lateral position is used as the virtual spring reaction force.
  • the equation of motion setting unit is configured to determine whether the vehicle is heading toward the departure side or toward the departure avoidance side based on either the lateral position of the vehicle reference position with respect to the driving lane or the angular deviation, and the time differential value, and to change the equation of motion based on the determination result.
  • the equation of motion setting unit determines whether the vehicle is heading toward the departure side or toward the departure avoidance side based on either the lateral position of the vehicle reference position relative to the driving lane or the angular deviation, and the time differential value, and when the vehicle is heading toward the departure avoidance side, the value of at least one of the road reaction force characteristic coefficients included in the equation of motion is made smaller than when the vehicle is heading toward the departure side.
  • the equation of motion setting unit determines whether the vehicle is heading toward the departure side or toward the departure avoidance side based on the time differential value and either one of the lateral position of the vehicle reference position with respect to the driving lane and the angular deviation, and when the vehicle is heading toward the departure side, changes at least one of the road reaction force characteristic coefficients included in the equation of motion according to the lateral position.
  • the equation of motion setting unit uses the time differential value to determine whether the vehicle is heading toward the departure side or toward the departure avoidance side, and when the vehicle is heading toward the departure side, sets the first equation of motion as the equation of motion, and when the vehicle is heading toward the departure avoidance side, sets the second equation of motion as the equation of motion.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing the general configuration of an electric power steering system to which a steering device according to a first embodiment of the present invention is applied.
  • the electric power steering system 1 includes a steering wheel (handle) 2 as a steering member for steering the vehicle, a steering mechanism 4 that steers the steered wheels 3 in conjunction with the rotation of the steering wheel 2, and a steering assist mechanism 5 that assists the driver in steering.
  • the steering wheel 2 and the steering mechanism 4 are mechanically connected via a steering shaft 6 and an intermediate shaft 7.
  • the steering shaft 6 includes an input shaft 8 connected to the steering wheel 2 and an output shaft 9 connected to the intermediate shaft 7.
  • the input shaft 8 and the output shaft 9 are connected via a torsion bar 10 so as to be capable of relative rotation.
  • a torque sensor 12 is disposed near the torsion bar 10.
  • the torque sensor 12 detects a torsion bar torque Ttb applied to the steering wheel 2 based on the amount of relative rotational displacement between the input shaft 8 and the output shaft 9.
  • the torsion bar torque Ttb detected by the torque sensor 12 is detected as a positive value for torque for steering leftward and a negative value for torque for steering rightward, and the magnitude of the torsion bar torque Ttb increases as the absolute value increases.
  • the torsion bar torque Ttb is an example of the "steering torque" of the present invention.
  • the steering mechanism 4 is made up of a rack-and-pinion mechanism including a pinion shaft 13 and a rack shaft 14 as a steering shaft.
  • the steered wheels 3 are connected to each end of the rack shaft 14 via tie rods 15 and knuckle arms (not shown).
  • the pinion shaft 13 is connected to the intermediate shaft 7.
  • the pinion shaft 13 rotates in conjunction with the steering of the steering wheel 2.
  • a pinion 16 is connected to the tip of the pinion shaft 13.
  • the rack shaft 14 extends linearly in the left-right direction of the vehicle.
  • a rack 17 that meshes with the pinion 16 is formed in the middle of the rack shaft 14 in the axial direction.
  • the pinion 16 and rack 17 convert the rotation of the pinion shaft 13 into axial movement of the rack shaft 14.
  • the steered wheels 3 can be steered by moving the rack shaft 14 in the axial direction.
  • the steering assist mechanism 5 includes an electric motor 18 for generating a steering assist force (assist torque) and a reducer 19 for amplifying the output torque of the electric motor 18 and transmitting it to the steering mechanism 4.
  • the reducer 19 is made up of a worm gear mechanism including a worm gear 20 and a worm wheel 21 that meshes with the worm gear 20.
  • the reducer 19 is housed in a gear housing 22 that serves as a transmission mechanism housing.
  • the reduction ratio (gear ratio) of the reducer 19 may be represented as N.
  • the reduction ratio N is defined as the ratio ( ⁇ wg / ⁇ WW ) of the worm gear angle ⁇ wg , which is the rotation angle of the worm gear 20, to the worm wheel angle ⁇ ww , which is the rotation angle of the worm wheel 21.
  • the worm gear 20 is rotated by the electric motor 18.
  • the worm wheel 21 is connected to the output shaft 9 so that they can rotate together.
  • the worm gear 20 When the worm gear 20 is driven to rotate by the electric motor 18, the worm wheel 21 is driven to rotate, and motor torque is applied to the steering shaft 6, causing the steering shaft 6 (output shaft 9) to rotate. The rotation of the steering shaft 6 is then transmitted to the pinion shaft 13 via the intermediate shaft 7. The rotation of the pinion shaft 13 is converted into axial movement of the rack shaft 14. This causes the steered wheels 3 to be steered. In other words, by driving the worm gear 20 to rotate by the electric motor 18, steering assistance by the electric motor 18 and steering of the steered wheels 3 are possible.
  • the electric motor 18 is provided with a rotation angle sensor 23 for detecting the rotation angle of the rotor of the electric motor 18.
  • the torque applied to the output shaft 9 includes the motor torque from the electric motor 18 and a disturbance torque Tlc other than the motor torque.
  • the disturbance torque Tlc other than the motor torque includes a torsion bar torque Ttb , a road load torque (road reaction torque) Trl , a friction torque Tf , etc.
  • the torsion bar torque Ttb is a torque applied from the steering wheel 2 side to the output shaft 9 due to a force applied to the steering wheel 2 by the driver, a force generated by steering inertia, or the like.
  • the road load torque Trl is a torque applied to the output shaft 9 from the steered wheels 3 via the rack shaft 14 due to the self-aligning torque generated in the tires, forces generated by the suspension and tire/wheel alignment, frictional forces of the rack and pinion mechanism, etc.
  • the vehicle is equipped with a CCD (Charge Coupled Device) camera 25 that photographs the road ahead of the vehicle in the direction of travel, a GPS (Global Positioning System) 26 for detecting the vehicle's position, a radar 27 for detecting road shapes and obstacles, a map information memory 28 that stores map information, and a vehicle speed sensor 29.
  • CCD Charge Coupled Device
  • GPS Global Positioning System
  • the CCD camera 25, GPS 26, radar 27, map information memory 28 and vehicle speed sensor 29 are connected to a host ECU (Electronic Control Unit) 201 for driving assistance control. Based on the information obtained by the CCD camera 25, GPS 26, radar 27 and vehicle speed sensor 29, as well as map information, the host ECU 201 performs surrounding environment recognition, vehicle position estimation, route planning, etc., and determines control target values for steering and drive actuators.
  • ECU Electronic Control Unit
  • the host ECU 201 sets an automatic steering command value ⁇ AD,cmd for driving assistance.
  • the automatic steering command value ⁇ AD,cmd is a target value of the steering angle for driving the vehicle along the target driving line.
  • the driving assistance is a lane keeping assist (LKA) to prevent the vehicle from deviating from the lane.
  • the driving assistance may be a lane centering assist (LKA) that assists in steering so that the vehicle stays in the center of the lane.
  • the driving assistance may include lane keeping assist (LKA) and lane centering assist (LKA), as in the modified example of the motor control ECU described below.
  • the automatic steering command value ⁇ AD,cmd is represented by the amount of rotation (rotation angle) from the neutral position of the output shaft 9, with the amount of rotation from the neutral position in the left steering direction being represented as a positive value, and the amount of rotation from the neutral position in the right steering direction being represented as a negative value.
  • the automatic steering command value ⁇ AD,cmd is set based on, for example, the vehicle speed, the lateral deviation from the target driving line (lane center line), and the yaw deviation of the vehicle from the target driving line.
  • the process of setting such an automatic steering command value ⁇ AD,cmd is well known, and therefore a detailed description thereof will be omitted here.
  • the host ECU 201 also outputs a mode signal S mode indicating whether the driving mode is a normal mode or a driving assistance mode, and a lateral deviation e L with respect to the target driving line.
  • the lateral deviation e L is the distance from the target driving line to a reference position of the vehicle (hereinafter referred to as the "vehicle reference position").
  • the vehicle reference position is set to a predetermined position in the center of the vehicle width.
  • the lateral deviation eL is an example of the "lateral position of the vehicle reference position with respect to the driving lane" in the present invention.
  • the mode signal S mode , the automatic steering command value ⁇ AD,cmd , the lateral deviation e L and the vehicle speed V are provided to the motor control ECU 202 via an in-vehicle network.
  • the torsion bar torque T tb detected by the torque sensor 12 and the output signal of the rotation angle sensor 23 are input to the motor control ECU 202.
  • the motor control ECU 202 controls the electric motor 18 based on these input signals and information provided by the host ECU 201.
  • FIG. 2 is a block diagram showing the electrical configuration of the motor control ECU 202.
  • the motor control ECU 202 includes a microcomputer 40, a drive circuit (inverter circuit) 31 that is controlled by the microcomputer 40 and supplies power to the electric motor 18, and a current detection circuit 32 for detecting the current flowing through the electric motor 18 (hereinafter referred to as "motor current I m ").
  • the microcomputer 40 is equipped with a CPU and memory (ROM, RAM, non-volatile memory, etc.), and functions as multiple functional processing units by executing a predetermined program.
  • the multiple functional processing units include a rotation angle calculation unit 41, a reduction ratio division unit 42, a road surface reaction force characteristic setting unit 43, an assist torque command value setting unit 44, a manual steering command value generation unit 45, an integrated angle command value calculation unit 46, an angle control unit 47, a first weight multiplication unit 48, a second weight multiplication unit 49, an addition unit 50, a torque control unit (current control unit) 51, and a weight setting unit 52.
  • the rotation angle calculation unit 41 calculates the rotor rotation angle ⁇ m of the electric motor 18 based on the output signal of the rotation angle sensor 23.
  • the reduction ratio division unit 42 converts the rotor rotation angle ⁇ m into a rotation angle (actual steering angle) ⁇ of the output shaft 9 by dividing the rotor rotation angle ⁇ m by the reduction ratio N.
  • the actual steering angle ⁇ is represented by the amount of rotation (rotation angle) from the neutral position of the output shaft 9, the amount of rotation from the neutral position in the left steering direction is represented as a positive value, and the amount of rotation from the neutral position in the right steering direction is represented as a negative value.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 sets the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscosity coefficient c used by the manual steering command value generating unit 45.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 is an example of the "motion equation setting unit" in the present invention. The operation of the road reaction force characteristic setting unit 43 will be described in detail later.
  • the assist torque command value setting unit 44 sets an assist torque command value T asst , which is a target value of the assist torque required for manual operation.
  • the assist torque command value setting unit 44 sets the assist torque command value T asst based on the vehicle speed V provided by the host ECU 201 and the torsion bar torque T tb detected by the torque sensor 12.
  • An example of setting the assist torque command value T asst relative to the torsion bar torque T tb is shown in FIG. 3.
  • the assist torque command value T asst is set to a positive value when a steering assist force for steering leftward is to be generated from the electric motor 18, and is set to a negative value when a steering assist force for steering rightward is to be generated from the electric motor 18.
  • the assist torque command value T asst is positive for a positive value of the torsion bar torque T tb , and is negative for a negative value of the torsion bar torque T tb .
  • the assist torque command value T asst is set so that its absolute value increases as the absolute value of the torsion bar torque T tb increases, and is set so that its absolute value decreases as the vehicle speed V increases.
  • the assist torque command value setting unit 44 may calculate the assist torque command value T asst by multiplying the torsion bar torque T tb by a preset constant.
  • the manual steering command value generating unit 45 is provided to set a steering angle (more precisely, a rotation angle ⁇ of the output shaft 9) corresponding to the steering wheel operation as a manual steering command value ⁇ MD,cmd when the driver operates the steering wheel 2.
  • the manual steering command value generating unit 45 generates the manual steering command value ⁇ MD,cmd using the torsion bar torque T tb detected by the torque sensor 12, the assist torque command value T asst set by the assist torque command value setting unit 44, and the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c set by the road surface reaction force characteristic setting unit 43.
  • the manual steering command value generating unit 45 will be described later in detail.
  • the integrated angle command value calculation unit 46 adds the manual steering command value ⁇ MD,cmd to the automatic steering command value ⁇ AD,cmd set by the host ECU 201 to calculate an integrated angle command value ⁇ int,cmd .
  • the angle control unit 47 calculates an integrated motor torque command value T mint,cmd based on the integrated angle command value ⁇ int ,cmd .
  • the angle control unit 47 will be described in detail later.
  • the first weight multiplier 48 multiplies the assist torque command value T asst set by the assist torque command value setting unit 44 by a first weight W1.
  • the second weight multiplier 49 multiplies the integrated motor torque command value T mint,cmd by a second weight W2.
  • the first weight W1 and the first weight W2 are set by a weight setting unit 52.
  • the weight setting unit 52 will be described in detail later.
  • the adder 50 calculates the motor torque command value Tm,cmd for the electric motor 18 by adding the assist torque command value W1 ⁇ T asst after multiplication by the first weight (after the first weighting process) and the integrated motor torque command value W2 ⁇ T mint, cmd after multiplication by the second weight (after the second weighting process).
  • the torque control unit 51 drives the drive circuit 31 so that the motor torque of the electric motor 18 approaches the motor torque command value Tm ,cmd .
  • the manual steering command value generating unit 45 sets the manual steering command value ⁇ MD,cmd by using a reference EPS model.
  • Figure 4 is a schematic diagram showing an example of a reference EPS model used by the manual steering command value generating unit 45.
  • the reference EPS model in Fig. 4 is an example of a "reference model for a steering device" in the present disclosure.
  • This reference EPS model is a single inertia model including a lower column.
  • the lower column corresponds to the output shaft 9 and the worm wheel 21.
  • Jref is the inertia of the lower column
  • Ttb is the torsion bar torque.
  • the lower column is provided with a torsion bar torque Ttb , an assist torque N ⁇ T asst acting on the output shaft 9 from the electric motor 18, and a road load torque Trl .
  • a virtual road load torque (virtual road reaction force) Trl is expressed by the following equation (1) using a virtual load spring stiffness coefficient k, a virtual load viscous damping coefficient c, and a manual steering command value ⁇ MD,cmd .
  • J ref d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 T tb + N T ast - k ⁇ MD,cmd ⁇ c (d ⁇ MD, cmd / dt) ...
  • the values of the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c are set by the road reaction force characteristic setting unit 43.
  • the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c which are coefficients of the equation of motion of the formula (2), are an example of the "road reaction force characteristic coefficient" in the present invention.
  • the manual steering command value generating unit 45 substitutes the torsion bar torque Ttb detected by the torque sensor 12 into Ttb and the assist torque command value T asst set by the assist torque command value setting unit 44 into T asst , and calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd by solving the differential equation of equation (2).
  • FIG. 5 is a block diagram showing the configuration of the angle control unit 47.
  • the angle control unit 47 calculates an integrated motor torque command value T mint,cmd based on the integrated angle command value ⁇ int,cmd .
  • the angle control unit 47 includes a low pass filter (LPF) 61, a feedback control unit 62, a feedforward control unit 63, a disturbance torque estimating unit 64, a torque adding unit 65, a disturbance torque compensating unit 66, a reduction ratio dividing unit 67, and a reduction ratio multiplying unit 68.
  • LPF low pass filter
  • the reduction ratio multiplication unit 68 multiplies the motor torque command value Tm ,cmd calculated by the addition unit 50 (see FIG. 2) by the reduction ratio N of the reducer 19 to convert the motor torque command value Tm ,cmd into an output shaft torque command value N ⁇ Tm,cmd acting on the output shaft 9 (worm wheel 21).
  • the low-pass filter 61 performs low-pass filtering on the integrated angle command value ⁇ int,cmd .
  • the integrated angle command value ⁇ intL,cmd after the low-pass filtering is provided to the feedback control unit 62 and the feedforward control unit 63.
  • the feedback control unit 62 is provided to bring the steering angle estimated value ⁇ calculated by the disturbance torque estimation unit 64 closer to the integrated angle command value ⁇ intL,cmd after low-pass filter processing.
  • the feedback control unit 62 includes an angle deviation calculation unit 62A and a PD control unit 62B.
  • the PD control unit 62B performs a PD calculation (proportional differential calculation) on the angle deviation ⁇ calculated by the angle deviation calculation unit 62A to calculate a feedback control torque Tfb .
  • the feedback control torque Tfb is provided to a torque addition unit 65.
  • the feedforward control unit 63 is provided to improve the control response by compensating for a delay in response due to the inertia of the electric power steering system 1.
  • the feedforward control unit 63 includes an angular acceleration calculation unit 63A and an inertia multiplication unit 63B.
  • the angular acceleration calculation unit 63A calculates a target angular acceleration d 2 ⁇ intL,cmd /dt 2 by second-order differentiation of the integrated angle command value ⁇ intL,cmd .
  • the inertia J is obtained, for example, from a physical model (see FIG. 6 ) of the electric power steering system 1, which will be described later.
  • the feedforward control torque T ff is provided to the torque addition unit 65 as an inertia compensation value.
  • the torque addition unit 65 calculates a basic torque command value ( Tfb + Tff ) by adding the feedforward control torque Tff to the feedback control torque Tfb .
  • the disturbance torque estimating unit 64 is provided to estimate a nonlinear torque (disturbance torque: torque other than motor torque) that occurs as a disturbance in the plant (the object to be controlled by the electric motor 18).
  • the disturbance torque estimating unit 64 estimates the disturbance torque (disturbance load) T lc , the steering angle ⁇ , and the steering angle differential value (angular velocity) d ⁇ /dt based on the output shaft torque command value N ⁇ T m,cmd and the actual steering angle ⁇ .
  • the estimated values of the disturbance torque T lc , the steering angle ⁇ , and the steering angle differential value (angular velocity) d ⁇ /dt are represented by ⁇ T lc , ⁇ , and d ⁇ /dt, respectively.
  • the disturbance torque estimating unit 64 will be described in detail later.
  • the disturbance torque estimated value ⁇ Tlc calculated by the disturbance torque estimating section 64 is provided as a disturbance torque compensation value to a disturbance torque compensating section 66.
  • the steering angle estimated value ⁇ calculated by the disturbance torque estimating section 64 is provided to an angle deviation calculating section 62A.
  • the integrated steering torque command value T sint,cmd is provided to a reduction ratio division unit 67.
  • the reduction ratio division unit 67 calculates an integrated motor torque command value T mint,cmd by dividing the integrated steering torque command value T sint,cmd by the reduction ratio N.
  • This integrated motor torque command value T mint,cmd is provided to a second weight multiplication unit 49 (see FIG. 2).
  • the disturbance torque estimation unit 64 is composed of a disturbance observer that estimates the disturbance torque T lc , the steering angle ⁇ , and the angular velocity d ⁇ /dt by using, for example, a physical model 101 of the electric power steering system 1 shown in FIG.
  • This physical model 101 includes a plant (an example of a motor-driven object) 102 that includes an output shaft 9 and a worm wheel 21 fixed to the output shaft 9.
  • a torsion bar torque Ttb is applied to the plant 102 from the steering wheel 2 via the torsion bar 10, and a road load torque Trl is applied from the steered wheels 3 side.
  • an output shaft torque command value N ⁇ T m,cmd is applied to the plant 102 via the worm gear 20 , and a friction torque T f is applied due to friction between the worm wheel 21 and the worm gear 20 .
  • Tlc indicates a disturbance torque other than the motor torque applied to the plant 102.
  • the disturbance torque Tlc is shown as the sum of the torsion bar torque Ttb , the road load torque Trl , and the friction torque Tf , but in reality, the disturbance torque Tlc includes torques other than these.
  • x is a state variable vector
  • u1 is a known input vector
  • u2 is an unknown input vector
  • y is an output vector (measurement value).
  • A is a system matrix
  • B1 is a first input matrix
  • B2 is a second input matrix
  • C is an output matrix
  • D is a direct feedthrough matrix.
  • the state equation is expanded to a system including the unknown input vector u2 as one of the states.
  • the state equation of the expanded system (expanded state equation) is expressed by the following equation (5).
  • x e is a state variable vector of the extended system, and is expressed by the following formula (6).
  • a e is the system matrix of the extended system
  • B e is the known input matrix of the extended system
  • C e is the output matrix of the extended system.
  • ⁇ xe represents an estimated value of xe .
  • L is the observer gain.
  • ⁇ y represents an estimated value of y.
  • ⁇ xe is expressed by the following equation (8).
  • ⁇ is an estimate of ⁇
  • ⁇ T lc is an estimate of T lc .
  • the disturbance torque estimation unit 64 calculates the state variable vector ⁇ x e based on the above equation (7).
  • FIG. 7 is a block diagram showing the configuration of the disturbance torque estimation unit 64.
  • the disturbance torque estimation unit 64 includes an input vector input unit 71, an output matrix multiplication unit 72, a first adder unit 73, a gain multiplication unit 74, an input matrix multiplication unit 75, a system matrix multiplication unit 76, a second adder unit 77, an integrator unit 78, and a state variable vector output unit 79.
  • the output shaft torque command value N ⁇ T m,cmd calculated by the reduction ratio multiplication section 68 (see FIG. 5) is given to an input vector input section 71.
  • the input vector input section 71 outputs an input vector u1 .
  • the output of the integrator 78 is the state variable vector ⁇ x e (see equation (8) above). At the start of the calculation, an initial value is given as the state variable vector ⁇ x e .
  • the initial value of the state variable vector ⁇ x e is, for example, 0.
  • the system matrix multiplication unit 76 multiplies the state variable vector ⁇ xe by the system matrix A e .
  • the output matrix multiplication unit 72 multiplies the state variable vector ⁇ xe by the output matrix C e .
  • the gain multiplier 74 multiplies the output (y - ⁇ y) of the first adder 73 by the observer gain L (see equation (7) above).
  • the input matrix multiplication unit 75 multiplies the input vector u 1 output from the input vector input unit 71 by the input matrix B e .
  • the second adder 77 adds the output (B e ⁇ u 1 ) of the input matrix multiplication unit 75, the output (A e ⁇ ⁇ x e ) of the system matrix multiplication unit 76, and the output (L(y- ⁇ y)) of the gain multiplication unit 74 to calculate a differential value d ⁇ x e /dt of the state variable vector.
  • the integrator 78 integrates the output (d ⁇ x e /dt) of the second adder 77 to calculate the state variable vector ⁇ x e .
  • the state variable vector output unit 79 calculates the disturbance torque estimate value ⁇ T lc , the steering angle estimate value ⁇ , and the angular velocity estimate value d ⁇ /dt based on the state variable vector ⁇ x e .
  • a typical disturbance observer consists of an inverse model of the plant and a low-pass filter.
  • the equation of motion of the plant is expressed by equation (3) as described above. Therefore, the inverse model of the plant is expressed by the following equation (9).
  • the inputs to a typical disturbance observer are J ⁇ d2 ⁇ / dt2 and N ⁇ Tm,cmd , and since the second-order differential value of the actual steering angle ⁇ is used, it is significantly affected by noise from the rotation angle sensor 23.
  • the extended state observer of the above-mentioned embodiment estimates the disturbance torque in an integral manner, so that it is possible to reduce the influence of noise due to differentiation.
  • a general disturbance observer consisting of an inverse model of the plant and a low-pass filter may be used as the disturbance torque estimation unit 64.
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing the configuration of the torque control unit 51.
  • the torque control unit 51 (see Figure 2) includes a motor current command value calculation unit 81, a current deviation calculation unit 82, a PI control unit 83, and a PWM (Pulse Width Modulation) control unit 84.
  • the motor current command value calculation unit 81 calculates the motor current command value I m,cmd by dividing the motor torque command value T m,cmd calculated by the adding unit 50 (see FIG. 2) by the torque constant Kt of the electric motor 18 .
  • the PI control unit 83 performs a PI calculation (proportional integral calculation) on the current deviation ⁇ I calculated by the current deviation calculation unit 82 to generate a drive command value for guiding the motor current I m flowing through the electric motor 18 to the motor current command value I m,cmd .
  • the PWM control unit 84 generates a PWM control signal with a duty ratio corresponding to the drive command value, and supplies it to the drive circuit 31. As a result, power corresponding to the drive command value is supplied to the electric motor 18.
  • FIG. 9 is a flowchart showing the steps of the weight setting process performed by the weight setting unit 52 in the driving assistance mode.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0 (step S1). As a result, the control mode of the electric motor 18 becomes the first control mode in which the electric motor 18 is driven and controlled only by the assist torque command value T asst .
  • the automatic steering command value ⁇ AD,cmd is set by the host ECU 201 , and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd , the mode signal S mode and the lateral deviation e L are provided to the motor control ECU 202 .
  • the weight setting unit 52 determines whether the absolute value
  • the predetermined value ⁇ is a value greater than 0, and is set to a value within the range of 0.2 m to 1.75 m, for example.
  • step S2 If the absolute value
  • step S2 when it is determined that the absolute value
  • the time for gradually decreasing the first weight W1 from 1 to 0 may be, for example, about 0.1 seconds.
  • the control mode of the electric motor 18 becomes a second control mode in which the electric motor 18 is drive-controlled by the integrated motor torque command value Tmint ,cmd .
  • the electric motor 18 is controlled based on the sum of the assist torque command value W1 ⁇ T asst after multiplication by the first weight and the integrated motor torque command value w2 ⁇ T mint,cmd after multiplication by the second weight.
  • the electric motor 18 is controlled based on the integrated angle command value ⁇ int,cmd , which is the sum of the manual steering command value ⁇ MD,cmd and the automatic steering command value ⁇ AD, cmd, so that the steering reaction force based on the virtual road load torque T rl used in the calculation of the manual steering command value ⁇ MD,cmd is reflected.
  • the weight setting unit 52 determines whether or not the absolute value
  • step S4 NO
  • the weight setting unit 52 returns to step S4.
  • step S4 when it is determined that the absolute value
  • the time for gradually increasing the first weight W1 from 0 to 1 may be, for example, about 0.1 seconds.
  • the control mode of the electric motor 18 becomes the first control mode. Note that while the first weight W1 is gradually increasing (while the second weight W2 is gradually decreasing), the electric motor 18 is controlled based on the sum of the assist torque command value W1 ⁇ T asst after multiplication by the first weight and the integrated motor torque command value w2 ⁇ T mint,cmd after multiplication by the second weight.
  • the steering reaction force based on the virtual road load torque T rl used in the calculation of the manual steering command value ⁇ MD,cmd is not reflected.
  • step S5 the weight setting unit 52 returns to step S2.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0. Therefore, in the normal mode, the electric motor 18 is controlled to be driven based only on the assist torque command value T asst .
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets a virtual load spring stiffness coefficient k and a virtual load viscous damping coefficient c used in the calculation of the manual steering command value ⁇ MD,cmd .
  • the calculation of the manual steering command value ⁇ MD,cmd is performed by the manual steering command value generating unit 45 (see FIG. 2).
  • a first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) and a second virtual load spring stiffness coefficient kg are prepared as the virtual load spring stiffness coefficient k used in the driving assistance mode, while only one type of virtual load viscous damping coefficient c( eL ) is prepared as the virtual load viscous damping coefficient c used in the driving assistance mode.
  • FIG. 10 is a graph showing an example of setting the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) and the second virtual load spring stiffness coefficient kg with respect to the lateral deviation e L .
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) is set to a constant value k1 when the absolute value
  • k1 is a predetermined value greater than 0.
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) is set according to a characteristic that increases as the absolute value
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) changes linearly from k1 to k2, but it may change nonlinearly.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set to a constant value k3 regardless of the lateral deviation eL .
  • k3 is set to a value larger than 0 and smaller than k1.
  • the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) with respect to the lateral deviation e L shown in Fig. 10 is stored in the memory as a first spring stiffness coefficient map. Also, the value k3 of the second virtual load spring stiffness coefficient kg shown in Fig. 10 is stored in the memory as the second virtual load spring stiffness coefficient kg.
  • FIG. 11 is a graph showing an example of setting the virtual load viscous damping coefficient c(e L ) relative to the lateral deviation e L .
  • the virtual load viscous damping coefficient c( eL ) is set to a constant value c1 when the absolute value
  • c1 is a predetermined value greater than 0.
  • the virtual load viscous damping coefficient c( eL ) is set from c1 to c2, which is greater than c1, in accordance with a characteristic that increases as the absolute value
  • the virtual load viscous damping coefficient c( eL ) changes linearly from c1 to c2, but it may change nonlinearly.
  • the values of the virtual load viscous damping coefficient c(e L ) with respect to the lateral deviation e L shown in FIG. 11 are stored in a memory as a viscous damping coefficient map.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the virtual load viscous damping coefficient c based on a viscous damping coefficient map that stores the value of the virtual load viscous damping coefficient c( eL ) for the lateral deviation eL in Fig. 11 and the lateral deviation eL from the host ECU 201.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may set a predetermined virtual load viscous damping coefficient value (fixed value) that is set in advance as the virtual load viscous damping coefficient c.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 executes a spring stiffness coefficient setting process to set the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the spring stiffness coefficient setting process will be described later.
  • the state in which the vehicle is moving toward the lane boundary (the driver is steering the vehicle so that it moves toward the lane boundary) is referred to as the "state in which the vehicle is heading toward the departure side.”
  • the state in which the vehicle is moving toward the center of the lane (the state in which the vehicle is trying to return to the center of the lane) is referred to as the "state in which the vehicle is heading toward the departure avoidance side.”
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure avoidance side.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side.
  • the reason for setting the predetermined threshold value ⁇ is to prevent frequent switching between a state in which the vehicle is heading toward the departure avoidance side and a state in which the vehicle is heading toward the departure side when the time differential value d ⁇ A /dt is within the range of the threshold value ⁇ .
  • the reason why the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side when the time differential value d ⁇ A /dt/dt is greater than - ⁇ and less than ⁇ is that when the vehicle reference position is located near the center of the lane, and the driver is holding the steering wheel in a neutral position and the vehicle is heading even slightly toward the lane boundary, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may determine that the vehicle is moving toward the departure-avoidance side.
  • 12A, 12B, and 12C are schematic diagrams showing examples of the angle deviation ⁇ A between the automatic steering command value ⁇ AD,cmd and the actual steering angle ⁇ when the vehicle reference position is to the right of the center of the lane.
  • the steering angle of the large steering wheel 301 typically represents the actual steering angle ⁇
  • the steering angle of the small steering wheel 302 typically represents the automatic steering command value ⁇ AD,cmd .
  • 12A is a schematic diagram showing an example of the position of the vehicle 300 when the vehicle reference position is to the right of the lane center 313.
  • Reference numeral 311 denotes the white line of the left lane boundary
  • reference numeral 312 denotes the white line of the right lane boundary. In this case, the sign of the lateral deviation eL is negative.
  • the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd have this relationship, for example, when the driver turns the steering wheel in the left steering direction (positive direction), the angle deviation ⁇ A becomes large and the time differential value d ⁇ A /dt becomes positive.
  • the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd have this relationship, for example, when the driver turns the steering wheel in the left steering direction (positive direction), the angle deviation ⁇ A becomes large (approaching 0), and the time differential value d ⁇ A /dt becomes positive.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure avoidance side.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side.
  • the reason why the road surface reaction force characteristic setting section 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side when the time differential value d ⁇ A /dt/dt is greater than ⁇ and less than ⁇ is as described above.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may determine that the vehicle is moving toward the departure-avoidance side.
  • FIG. 13 is a flowchart showing the steps of the spring stiffness coefficient setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit 43 in the driving assistance mode.
  • the spring stiffness coefficient setting process shown in FIG. 13 is started every time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 first obtains the lateral deviation eL and the automatic steering command value ⁇ AD ,cmd given by the host ECU 201, and the actual steering angle ⁇ calculated by the reduction ratio division unit 42 (step S11).
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether or not the lateral deviation eL is smaller than 0 (step S12). In other words, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether or not the sign of the lateral deviation eL is negative.
  • step S13 If the time differential value d ⁇ A /dt is equal to or larger than ⁇ (step S13: YES), the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is moving toward the departure avoidance side, and sets the second virtual load spring stiffness coefficient kg as the virtual load spring stiffness coefficient k (step S14).Then, the processing for the current calculation cycle is terminated.
  • step S13 If it is determined in step S13 that the time differential value d ⁇ A /dt is less than ⁇ (step S13: NO), the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side and sets the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) as the virtual load spring stiffness coefficient k (step S15).
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) corresponding to the lateral deviation eL as the virtual load spring stiffness coefficient k, based on the first spring stiffness coefficient map in which the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) for the lateral deviation eL in Fig. 10 is stored and the lateral deviation eL acquired in step S11. Then, the processing for the current calculation cycle is terminated.
  • step S12 If it is determined in step S12 that the lateral deviation eL is equal to or greater than 0 (step S12: NO), the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether the time differential value d ⁇ A /dt is equal to or less than ⁇ (step S16).
  • step S16 If the time differential value d ⁇ A /dt is equal to or smaller than ⁇ (step S16: YES), the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is moving toward the departure avoidance side, and sets the second virtual load spring stiffness coefficient kg as the virtual load spring stiffness coefficient k (step S17).Then, the processing for the current calculation cycle ends.
  • step S16 If it is determined in step S16 that the time differential value d ⁇ A /dt is greater than ⁇ (step S16: NO), the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines that the vehicle is heading toward the departure side, and sets the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) as the virtual load spring stiffness coefficient k (step S18), and ends the processing for the current calculation cycle.
  • steps S14 and S17 if the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) was set as the virtual load spring stiffness coefficient k in the previous calculation cycle, it is preferable to gradually decrease the virtual load spring stiffness coefficient k from the previous value of the virtual load spring stiffness coefficient k to the value of the second virtual load spring stiffness coefficient kg.
  • steps S15 and S18 if the second virtual load spring stiffness coefficient kg was set as the virtual load spring stiffness coefficient k in the previous calculation cycle, it is preferable to gradually increase the virtual load spring stiffness coefficient k from the previous value of the virtual load spring stiffness coefficient k to the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ).
  • the first weight W1 is set to 1 and the second weight W2 is set to 0, so that the manual steering command value ⁇ MD,cmd is not reflected in the motor torque command value T m,cmd .
  • the steering reaction force based on the manual steering command value ⁇ MD,cmd is not reflected.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 is made to set the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the virtual load spring stiffness coefficient k to a preset value kM , and sets the virtual load viscous damping coefficient c to a preset value cM .
  • kM may be set to k1 in Fig. 10, for example.
  • cM may be set to c1 in Fig. 11, for example.
  • the operation of the manual steering command value generating unit 45 may be stopped in normal mode.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 does not need to set the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c in normal mode.
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • a steering reaction force can be applied to the driver in a new way in the driving assistance mode.
  • the steering reaction force increases as the distance from the center of the lane of the vehicle reference position increases, so the vehicle can effectively avoid departure from the lane.
  • the steering reaction force is smaller than when the vehicle is heading toward the departure side, so vehicle behavior is stabilized and the sense of discomfort felt by the driver is reduced.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is preferably smaller than the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ).
  • the first weight W1 is set to 1 and the second weight W2 is set to 0, so that the manual steering command value ⁇ MD,cmd is not reflected in the motor torque command value T m,cmd .
  • the steering reaction force based on the manual steering command value ⁇ MD,cmd is not reflected. Even in this way, the vehicle does not deviate from the lane because the vehicle reference position is relatively close to the center of the lane.
  • the control gain is changed based on the yaw angle of the vehicle relative to the driving lane. Since there is a delay in detecting the yaw angle relative to the driver's operation, there is a problem in that the timing for changing the control gain in response to the driver's operation is delayed.
  • a determination is made as to whether the vehicle is heading toward the departure side or toward the departure avoidance side based on a time differential value d ⁇ A /dt of the angle deviation ⁇ A ( ⁇ - ⁇ AD,cmd ) between the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd, and the virtual load spring stiffness coefficient k is switched based on the determination result. Since this time differential value d ⁇ A /dt is unlikely to cause a delay in response to the driver's operation, the virtual load spring stiffness coefficient k can be switched quickly in response to a switch in the steering direction by the driver. This allows the driver to obtain an intuitive steering feel.
  • both the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c are switched depending on whether it is determined that the vehicle is heading toward the departure side or the departure avoidance side.
  • a first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) and a second virtual load spring stiffness coefficient kg are prepared as the virtual load spring stiffness coefficient k
  • FIG. 14 is a graph showing an example of setting the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) and the second virtual load viscous damping coefficient cg with respect to the lateral deviation e L .
  • the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) is set to a constant value c1 when the absolute value
  • c1 is a predetermined value greater than 0.
  • the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) is set according to a characteristic that increases as the absolute value
  • the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) changes linearly from c1 to c2, but it may change nonlinearly.
  • the second virtual load viscous damping coefficient cg is set to a constant value c3 regardless of the lateral deviation eL .
  • c3 is set to a value greater than 0 and less than c1.
  • the second virtual load viscous damping coefficient cg is smaller than the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ).
  • the second virtual load viscous damping coefficient cg may be set to a value (c4) greater than c1 in order to make the return of the steering reaction force gentler.
  • the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) with respect to the lateral deviation eL shown in Fig. 14 is stored in the memory as a first viscous damping coefficient map. Also, the value c3 or c4 of the second virtual load viscous damping coefficient cg shown in Fig. 14 is stored in the memory.
  • FIG. 15 is a flowchart showing the procedure for the road surface reaction force characteristic setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit 43 according to the first modified example when in driving assistance mode.
  • the road surface reaction force characteristic setting process shown in FIG. 15 is started each time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • steps S14A, S15A, S17A, and S18A are different from the processes of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 13, respectively.
  • the processes of the other steps S11, S12, S13, and S16 are the same as the processes of steps S11, S12, S13, and S16 in FIG. 13, respectively.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 sets the second virtual load spring stiffness coefficient kg as the virtual load spring stiffness coefficient k, and sets the second virtual load viscous damping coefficient cg as the virtual load viscous damping coefficient c. Then, the processing for this calculation cycle ends.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) as the virtual load spring stiffness coefficient k, and sets the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) as the virtual load viscous damping coefficient c.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr corresponding to the lateral deviation eL as the virtual load spring stiffness coefficient k , based on a first spring stiffness coefficient map in which values of the first virtual load spring stiffness coefficient kr for the lateral deviation eL in FIG. 10 are stored and on the basis of the lateral deviation eL acquired in step S11.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) corresponding to the lateral deviation eL in Figure 14 as the virtual load viscous damping coefficient c based on the lateral deviation eL acquired in step S11 and the first viscous damping coefficient map that stores the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) for the lateral deviation eL in Figure 14.
  • the operation of the road reaction force characteristic setting unit 43 in normal mode is the same as in the first embodiment described above.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the virtual load spring stiffness coefficient k based on, for example, a viscous damping coefficient map in which the value of the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) with respect to the lateral deviation eL in Fig. 10 is stored and the lateral deviation eL from the host ECU 201.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may set a predetermined virtual load spring stiffness coefficient value (fixed value) that is set in advance as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the virtual load viscous damping coefficient c for example, two types of damping coefficients are prepared: a first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) and a second virtual load viscous damping coefficient cg shown in Fig. 14.
  • the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) for the lateral deviation eL shown in Fig. 14 is stored in memory as a first viscous damping coefficient map.
  • the value c3 of the second virtual load viscous damping coefficient cg shown in Fig. 14 is stored in memory.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 executes a viscous damping coefficient setting process to set the virtual load viscous damping coefficient c.
  • FIG. 16 is a flowchart showing the steps of the viscous damping coefficient setting process performed by the road surface reaction force characteristic setting unit 43 in the driving assistance mode.
  • the viscous damping coefficient setting process shown in FIG. 16 is started each time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • steps S14B, S15B, S17B, and S18B differ from those of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 13, respectively.
  • the processes of the other steps S11, S12, S13, and S16 are the same as those of steps S11, S12, S13, and S16 in FIG. 13, respectively.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 sets the second virtual load viscous damping coefficient cg as the virtual load viscous damping coefficient c. Then, the processing for this calculation cycle ends.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) as the virtual load viscous damping coefficient c.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) corresponding to the lateral deviation eL in Figure 14 as the first virtual load viscous damping coefficient c based on the spring stiffness coefficient map that stores the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) for the lateral deviation eL in Figure 14 and the lateral deviation eL acquired in step S11.
  • the operation of the road reaction force characteristic setting unit 43 in normal mode is the same as in the first embodiment described above.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 and the second weight W2 based on the mode signal S mode and the lateral deviation e L.
  • the weight setting unit 52 according to the modified example sets the first weight W1 and the second weight W2 based only on the mode signal S mode .
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the rest is the same as in the first embodiment described above.
  • the operation of the road surface reaction force characteristic setting unit 43 is the same as the operation shown in FIG. 13 of the first embodiment described above.
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the first weight W1 is set to 0 and the second weight W2 is set to 1. Therefore, even when the vehicle reference position is within ⁇ from the center of the lane in the driving assistance mode, the steering reaction force based on the manual steering command value ⁇ MD,cmd is reflected.
  • the weight setting unit 52 according to the modified example can be used as the weight setting unit 52.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 acquires the lateral deviation eL and the automatic steering command value ⁇ AD, cmd given by the host ECU 201 and the actual steering angle ⁇ calculated by the reduction ratio division unit 42 at each predetermined calculation cycle during the driving assistance mode. Next, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ . Then, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 performs processing according to the determination result. In other words, in the second embodiment, different operations are performed when the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ and when the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ to + ⁇ .
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 performs the process of step S12 and subsequent steps in the first embodiment shown in Fig. 13.
  • the virtual load viscous damping coefficient c used at this time the virtual load viscous damping coefficient c(eL) shown in Fig. 11 may be used, or a predetermined value (fixed value) may be used.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the virtual load spring stiffness coefficient k to a predetermined value (e.g., k1 in FIG. 10) and sets the virtual load viscous damping coefficient c to a predetermined value (e.g., c1 in FIG. 11) without determining whether the vehicle is in a state heading toward the departure avoidance side or the departure side.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may perform the following operation depending on the determination result of whether the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ during the driving assistance mode. That is, when it is determined that the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ to + ⁇ , the road surface reaction force characteristic setting unit 43 performs the process from step S12 in Fig. 15 described above. On the other hand, when it is determined that the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ , the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c to predetermined values that have been set in advance.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 may perform the following operation depending on the determination result of whether or not the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ . That is, when it is determined that the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ to + ⁇ , the road surface reaction force characteristic setting unit 43 performs the process from step S12 in Fig. 16 described above. On the other hand, when it is determined that the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ , the road surface reaction force characteristic setting unit 43 sets the virtual load spring stiffness coefficient k and the virtual load viscous damping coefficient c to predetermined values that have been set in advance.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 performs different operations depending on whether the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ or outside the range of - ⁇ to + ⁇ .
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 performs the road reaction force characteristic setting process shown in FIG. 17 during the driving assistance mode.
  • FIG. 17 the same steps as in FIG. 13 are indicated with the same step numbers as in FIG. 13.
  • the road reaction force characteristic setting process shown in FIG. 17 is started every time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 first obtains the lateral deviation eL and the automatic steering command value ⁇ AD ,cmd given by the host ECU 201, and the actual steering angle ⁇ calculated by the reduction ratio division unit 42 (step S11).
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ eL ⁇ + ⁇ (step S21). In other words, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether the lateral deviation eL is within the range of - ⁇ to + ⁇ .
  • step S21 NO
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 proceeds to step S12. Specifically, the road surface reaction force characteristic setting unit 43 determines whether the lateral deviation eL is smaller than 0.
  • steps S12 to S18 are the same as those in steps S12 to S18 in FIG. 13, and therefore detailed description thereof will be omitted.
  • step S22 YES
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 proceeds to step S13.
  • step S22 NO
  • the road surface reaction force characteristic setting unit 43 proceeds to step S16.
  • the state where the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd are in the relationship shown in FIG. 12C (the vehicle is on the right side of the lane center, and ⁇ - ⁇ AD,cmd ⁇ 0) and the lateral deviation e L is in the range of - ⁇ e L ⁇ + ⁇ is defined as the first state.
  • the first state for example, when the driver turns the steering wheel in the left steering direction (positive direction), the angle deviation ⁇ A becomes large and the time differential value d ⁇ A /dt becomes positive. In this case, the answer is YES in step S21 of FIG.
  • step S22 the answer is YES in step S22, and when the time differential value d ⁇ A /dt exceeds the threshold value ⁇ , the answer is YES in step S13.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set as the virtual load spring stiffness coefficient k. That is, the result is the same as the process (process of FIG. 13) when it is determined that the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ eL ⁇ + ⁇ .
  • the angle deviation ⁇ A becomes smaller and the time differential value d ⁇ A /dt becomes negative.
  • the answer is YES in step S21 of Fig. 17, the answer is YES in step S22, and the answer is NO in step S13.
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr( eL ) is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the result is the same as the process (process of Fig. 13) when it is determined that the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ eL ⁇ + ⁇ .
  • the second state refers to a state in which the actual steering angle ⁇ and the automatic steering command value ⁇ AD,cmd are in the relationship shown in FIG. 12B (the vehicle is on the right side of the lane center, and ⁇ - ⁇ AD,cmd ⁇ 0) and the lateral deviation e L is in the range of - ⁇ e L ⁇ + ⁇ .
  • the second state for example, when the driver turns the steering wheel in the left steering direction (positive direction), the angle deviation ⁇ A becomes large and the time differential value d ⁇ A /dt becomes positive.
  • the answer is YES in step S21 of FIG. 17, the answer is NO in step S22, and the answer is NO in step S16.
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr(e L ) is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the result is different from the process (process of FIG. 13) when it is determined that the lateral deviation e L is outside the range of - ⁇ e L ⁇ + ⁇ .
  • the lateral deviation e L is within the range of - ⁇ to + ⁇
  • ⁇ AD,cmd it is determined that the vehicle is heading toward the departure side.
  • the driver turns the wheel back too much and there is a high possibility that the vehicle will go beyond the center of the lane, it is determined that the vehicle is heading toward the departure side.
  • the result is YES in step S21 of FIG. 17 and NO in step S22, and if the time differential value d ⁇ A /dt falls below the threshold value - ⁇ , the result is YES in step S16.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set as the virtual load spring stiffness coefficient k.
  • the result is different from the process (process of FIG. 13) when it is determined that the lateral deviation eL is outside the range of - ⁇ eL ⁇ + ⁇ .
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 may perform the processes of steps S14A, S15A, S17A, and S18A in FIG. 15 instead of the processes of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 17.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 may perform the processes of steps S14B, S15B, S17B, and S18B in FIG. 16 instead of the processes of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 17, respectively.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 performs the road reaction force characteristic setting process shown in FIG. 18 during the driving assistance mode.
  • FIG. 18 the same steps as in FIG. 13 are indicated with the same step numbers as in FIG. 13.
  • the road reaction force characteristic setting process shown in FIG. 18 is started every time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • the process other than step S12 in Fig. 13 is the same as the process described in the first embodiment.
  • the virtual load viscous damping coefficient c used in the driving assistance mode may be used, or a predetermined value (fixed value) that is set in advance may be used.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 may perform the processes of steps S14A, S15A, S17A, and S18A in FIG. 15 instead of the processes of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 18, respectively.
  • the road reaction force characteristic setting unit 43 may perform the processes of steps S14B, S15B, S17B, and S18B in FIG. 16 instead of the processes of steps S14, S15, S17, and S18 in FIG. 18, respectively.
  • Fig. 19 is a block diagram showing a first modified example of the motor control ECU, in which parts corresponding to those in Fig. 2 are denoted by the same reference numerals as in Fig. 2.
  • a motor control ECU 202A in FIG. 19 differs from the motor control ECU 202 in FIG. 2 in the following (1) and (2).
  • a motion equation setting unit 43A is provided in place of the road reaction force characteristic setting unit 43 in FIG. (2)
  • the configuration of the manual steering command value generating unit 45A is different from the configuration of the manual steering command value generating unit 45 in FIG.
  • the equation of motion setting unit 43A sets a target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) based on the lateral deviation e L provided by the host ECU 201.
  • the equation of motion setting unit 43A also sets a virtual load spring stiffness coefficient kmd and a virtual load viscous damping coefficient cmd used by the manual steering command value generating unit 45A.
  • the equation of motion setting unit 43A also sets third to sixth weights W3 to W6 used by the manual steering command value generating unit 45A. In the driving assistance mode, the equation of motion setting unit 43A performs a coefficient/weight setting process, which will be described later.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the assist torque T asst set by the assist torque command value setting unit 44 is provided as the motor torque command value T m,cmd to the torque control unit 51.
  • the driving mode is the driving assistance mode
  • the integrated motor torque command value T mint,cmd calculated by the angle control unit 47 is provided as the motor torque command value T m,cmd to the torque control unit 51.
  • FIG. 20 is a graph showing an example of setting the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) relative to the lateral deviation e L .
  • the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) is set to increase as the lateral deviation eL increases from -Ttb ,d,s (where Ttb ,d,s >0) to Ttb ,d, s.
  • the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) changes linearly, but may change nonlinearly.
  • eL,s is set to a predetermined value that is greater than zero and less than 1/2 the width of the travel lane.
  • the target virtual spring reaction force Ttb ,d ( eL ) is set to increase as the lateral deviation eL increases from Ttb,d,s to Ttb ,d,m (where Ttb ,d,m > Ttb,d,s ).
  • the slope of the straight line representing the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) is set to be larger compared to the range of the lateral deviation eL from -eL, s to eL,s .
  • the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) changes linearly, but it may change nonlinearly.
  • the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) is set to T tb,d,m .
  • the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) is set to be smaller as the lateral deviation eL becomes smaller from -Ttb ,d,s to -Ttb ,d,m (where -Ttb,d,m ⁇ -Ttb ,d,s ).
  • the slope of the straight line representing the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) is set to be larger compared to the range of the lateral deviation eL from -eL, s to eL,s .
  • the target virtual spring reaction force Ttb,d ( eL ) changes linearly, but may change nonlinearly.
  • the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) is set to ⁇ T tb,d,m .
  • the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) set by the motion equation setting unit 43A is provided to the manual steering command value generating unit 45A.
  • a first virtual load spring stiffness coefficient kr and a second virtual load spring stiffness coefficient kg are prepared as the virtual load spring stiffness coefficient kmd used in the driving assistance mode.
  • FIG. 21 is a graph showing an example of setting the first virtual load spring stiffness coefficient kr and the second virtual load spring stiffness coefficient kg with respect to the lateral deviation eL .
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr is set only when the absolute value
  • the first virtual load spring stiffness coefficient kr is set to a constant value k1 regardless of the lateral deviation eL .
  • k1 is a predetermined value greater than 0.
  • the second virtual load spring stiffness coefficient kg is set to a constant value k3 regardless of the lateral deviation eL . k3 is set to a value greater than 0 and less than k1.
  • the value k1 of the first virtual load spring stiffness coefficient kr and the value k3 of the second virtual load spring stiffness coefficient kg shown in FIG. 21 are stored in memory.
  • a first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) and a second virtual load viscous damping coefficient cg are prepared as the virtual load viscous damping coefficient cmd used in the driving assistance mode.
  • FIG. 22 is a graph showing an example of setting the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) and the second virtual load viscous damping coefficient cg with respect to the lateral deviation e L .
  • the first virtual load viscous damping coefficient c( eL ) is set to a constant value c1 when the absolute value
  • c1 is a predetermined value greater than 0.
  • the first virtual load viscous damping coefficient c( eL ) is set according to a characteristic that increases as the absolute value
  • the first virtual load viscous damping coefficient c( eL ) changes linearly from c1 to c2, but it may change nonlinearly.
  • the second virtual load viscous damping coefficient cg is set to a constant value c3 regardless of the lateral deviation eL .
  • c3 is set to a value larger than 0 and smaller than c1.
  • the value of the first virtual load viscous damping coefficient c(e L ) with respect to the lateral deviation e L shown in Fig. 22 is stored in a memory as a viscous damping coefficient map. Also, the value c3 of the second virtual load viscous damping coefficient cg shown in Fig. 22 is stored in a memory.
  • the manual steering command value generating unit 45A will now be described.
  • the manual steering command value generating unit of the comparative example generates the manual steering command value ⁇ MD,cmd by using the reference EPS model of Fig. 23.
  • the reference EPS model of Fig. 23 is an example of the "reference model for the steering device" of the present disclosure.
  • This reference EPS model is a single inertia model including a lower column.
  • the lower column corresponds to the output shaft 9 and the worm wheel 21.
  • this model is only an example, and an inertia model including a configuration other than the above (for example, a rack bar, etc.) may be used.
  • Jmd is the inertia of the lower column (hereinafter referred to as "column inertia")
  • ⁇ col is the rotation angle of the lower column
  • Ttb is the torsion bar torque.
  • the lower column is supplied with the torsion bar torque Ttb , the torque N ⁇ Tm acting on the output shaft 9 from the electric motor 18, and the road reaction torque (virtual reaction force) Trl .
  • the road surface reaction torque T rl is expressed by the following equation (10) using a virtual load spring stiffness coefficient kmd , which is the stiffness coefficient of the virtual spring, and a virtual load viscous damping coefficient cmd , which is the viscous damping coefficient of the virtual damper.
  • the virtual load spring stiffness coefficient k md and the virtual load viscous damping coefficient c md are obtained in advance by experiment, analysis, etc.
  • k md ⁇ col may be referred to as a virtual spring reaction force
  • c md (d ⁇ col /dt) may be referred to as a virtual damper reaction force.
  • J md ⁇ d 2 ⁇ col /dt 2 is the moment of inertia acting on the lower column.
  • the manual steering command value generating unit of the comparative example substitutes the torsion bar torque Ttb detected by the torque sensor 12 for Ttb , substitutes the assist torque command value T asst set by the assist torque command value setting unit 44 for Tm , and calculates the rotation angle ⁇ col of the lower column by solving the differential equation of equation (11). Then, the manual steering command value generating unit of the comparative example generates the obtained rotation angle ⁇ col of the lower column as the manual steering command value ⁇ MD,cmd .
  • the method of setting the manual steering command value ⁇ MD,cmd in this manner is referred to as a comparative method.
  • Equation (11) is equivalent to an equation of motion in which T m is replaced by T asst and ⁇ col is replaced by ⁇ MD,cmd .
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd by utilizing the equation of motion (equation (11)) of the reference EPS model described above. Specifically, in this modification, the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd by utilizing an equation of motion obtained by modifying the equation of motion (equation (11)) of the reference EPS model described above.
  • FIG. 24 is a block diagram showing the configuration of the manual steering command value generating unit 45A.
  • Jmd is the column inertia.
  • s is a differential operator.
  • ⁇ MD,cmd is a manual steering command value, which corresponds to the rotation angle ⁇ col of the lower column in the comparison method.
  • kmd is a virtual load spring stiffness coefficient, which is set by the motion equation setting unit 43A.
  • cmd is a virtual load viscous damping coefficient, which is set by the motion equation setting unit 43A.
  • Tasst is an assist torque command value set by the assist torque command value setting unit 44.
  • the manual steering command value generating unit 45A includes a reduction ratio multiplication unit 431, an addition/subtraction unit 401, an inertia division unit 402, a first integration unit 403, a second integration unit 404, a virtual damper reaction force calculation unit 405, a first virtual spring reaction force calculation unit 406, a third weight multiplication unit 407, a second virtual spring reaction force calculation unit 408, a fifth weight multiplication unit 409, a first addition unit 410, a sixth weight multiplication unit 411, a second addition unit 412, a fourth weight multiplication unit 413, and a third addition unit 414.
  • the reduction ratio multiplication unit 431 multiplies the assist torque command value T asst by the reduction ratio N of the reducer 19 to convert the assist torque command value T asst for the rotating shaft of the electric motor 18 into an assist torque command value N ⁇ T asst for the output shaft 9.
  • the assist torque command value N ⁇ T asst for the output shaft 9 calculated by the reduction ratio multiplication unit 431 is provided to the addition and subtraction unit 401 and also to the first addition unit 410.
  • the addition/subtraction unit 401 is supplied with the torsion bar torque Ttb , the assist torque command value N ⁇ T asst for the output shaft 9 calculated by the reduction ratio multiplication unit 431, the virtual damper reaction force cmd ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt provided by the virtual damper reaction force calculation unit 405, and the addition result X of the third addition unit 414.
  • the inertia division unit 402 calculates the second-order differential value d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 of the manual steering command value ⁇ MD,cmd by dividing the moment of inertia J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 calculated by the addition and subtraction unit 401 by the column inertia J md .
  • the first integration unit 403 calculates a first-order differential value d ⁇ MD,cmd /dt of the manual steering command value ⁇ MD,cmd by integrating a second-order differential value d 2 ⁇ MD, cmd /dt 2 of the manual steering command value ⁇ MD ,cmd .
  • the second integral unit 404 calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd by integrating the first-order differential value d ⁇ MD,cmd /dt of the manual steering command value ⁇ MD,cmd .
  • This manual steering command value ⁇ MD,cmd is output from the manual steering command value generating unit 45A.
  • the virtual damper reaction force calculation unit 405 calculates a virtual damper reaction force c md ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt by multiplying the first-order differential value d ⁇ MD,cmd /dt of the manual steering command value ⁇ MD,cmd calculated by the first integration unit 403 by a virtual load viscous damping coefficient c md .
  • This virtual damper reaction force c md ⁇ d ⁇ MD ,cmd /dt is fed back to the addition and subtraction unit 401.
  • the first virtual spring reaction force calculation section 406 multiplies the manual steering command value ⁇ MD,cmd calculated by the second integration section 404 by the virtual load spring stiffness coefficient kmd to calculate a first virtual spring reaction force kmd ⁇ MD,cmd .
  • the third weight multiplier 407 multiplies the first virtual spring reaction force kmd ⁇ MD ,cmd by a third weight W3.
  • a second virtual spring reaction force calculation section 408 multiplies the manual steering command value ⁇ MD,cmd calculated by the second integration section 404 by the virtual load spring stiffness coefficient kmd to calculate a second virtual spring reaction force kmd ⁇ MD,cmd .
  • a fifth weight multiplier 409 multiplies the second virtual spring reaction force kmd ⁇ MD ,cmd by a fifth weight W5.
  • the first adder 410 adds the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) to the assist torque command value N ⁇ T asst for the output shaft 9 calculated by the reduction ratio multiplier 431.
  • the sixth weight multiplier 411 multiplies the calculation result (T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) of the first adder 410 by a sixth weight W6.
  • the second adder 412 adds the calculation result W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd of the fifth weight multiplier 409 and the calculation result W6 ⁇ (T tb,d (e L )+N ⁇ T asst ) of the sixth weight multiplier 411 .
  • the fourth weight multiplication unit 413 multiplies the calculation result of the second adder 412 ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (T tb,d (e L )+N ⁇ T asst ) ⁇ by a fourth weight W4.
  • the third adder 414 adds the calculation result W3 ⁇ k md ⁇ MD,cmd of the third weight multiplier 407 and the calculation result W4 ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) ⁇ of the fourth weight multiplier 413.
  • the addition result [ ⁇ W3 ⁇ k md ⁇ MD,cmd ⁇ + W4 ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) ⁇ ] of the third adder 414 is fed back to the addition and subtraction unit 401 as X.
  • the third weight W3 is set to 1 and the fourth weight W4 is set to zero.
  • the third weight W3 is set to zero and the fourth weight W4 is set to 1.
  • the driving assistance mode becomes the lane centering assist mode (LCA mode)
  • the fifth weight W5 is set to 1
  • the sixth weight W6 is set to zero.
  • the driving assistance mode becomes the lane keeping assist mode (LKA mode)
  • the fifth weight W5 is set to zero
  • the sixth weight W6 is set to one.
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the equation of motion of the following equation (12).
  • J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 is the moment of inertia
  • cg ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt is the virtual damper reaction force
  • kg ⁇ MD,cmd is the virtual spring reaction force
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD ,cmd by using cg ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt as the virtual damper reaction force cmd ⁇ d ⁇ col /dt in the equation of motion of the above equation (11), and by using kg ⁇ MD,cmd as the virtual spring reaction force kmd ⁇ col in the equation of motion of the above equation (11) .
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the equation of motion of the following equation (13).
  • J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 is the moment of inertia
  • cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD,cmd is the virtual damper reaction force
  • kr ⁇ MD,cmd is the virtual spring reaction force
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD , cmd by using cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt corresponding to the lateral deviation e L as the virtual damper reaction force cmd ⁇ d ⁇ col /dt in the equation of motion of the above equation (11) and by using kr ⁇ MD,cmd as the virtual spring reaction force kmd ⁇ col in the equation of motion of the above equation (11). Therefore, in the LCA mode, the virtual damper reaction force and the virtual spring reaction force can be made larger than when the vehicle is in a state heading toward the departure avoidance side.
  • the addition result X of the third adder 414 becomes Ttb,d ( eL )+N ⁇ Tasst ). Therefore, the calculation result of the addition and subtraction unit 401 becomes ( Ttb - cmd ⁇ d ⁇ MD ,cmd /dt- Ttb,d ( eL )). As will be described later, in this case, cmd is set to cr( eL ) (see FIG. 22), so the calculation result of the addition and subtraction unit 401 becomes ( Ttb -cr( eL ) ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt- Ttb,d ( eL )).
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the equation of motion of the following equation (14).
  • J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 is the moment of inertia
  • cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD,cmd is the virtual damper reaction force
  • T tb,d (e L ) is the target virtual spring reaction force.
  • the virtual damper reaction force can be made larger than when the vehicle is moving toward the departure avoidance side. Also, in the LKA mode, a steering reaction force corresponding to the lateral deviation eL can be applied to the driver compared to the LCA mode. This makes it easier for the driver to recognize the distance from the center of the traveling lane or the distance to the lane.
  • the calculation result N ⁇ T asst of the reduction ratio multiplication unit 431 is provided to the first adder 410, but the calculation result N ⁇ T asst of the reduction ratio multiplication unit 431 does not have to be provided to the first adder 410.
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value MD, cmd based on the equation of motion in which N ⁇ T asst is added to the right side of the above equation (14).
  • 25A and 25B are flowcharts showing the steps of the coefficient/weight setting process performed by the equation of motion setting unit 43A in the driving assistance mode.
  • the coefficient/weight setting process shown in FIG. 25A and FIG. 25B is started each time the driving assistance mode is started, and is repeatedly executed at a predetermined calculation cycle until the driving assistance mode is cancelled.
  • the equation of motion setting unit 43A first obtains the lateral deviation eL and the automatic steering command value ⁇ AD ,cmd given by the host ECU 201, and the actual steering angle ⁇ calculated by the reduction ratio division unit 42 (step S31).
  • the equation of motion setting unit 43A determines whether or not the lateral deviation eL is smaller than 0 (step S32). In other words, the equation of motion setting unit 43A determines whether or not the sign of the lateral deviation eL is negative.
  • step S33 YES
  • the equation of motion setting unit 43A determines that the vehicle is moving toward the departure avoidance side (non-departure side), and proceeds to step S34.
  • step S34 the equation of motion setting unit 43A sets the third weight W3 to 1, the fourth weight W4 to 0, sets the second virtual load spring stiffness coefficient kg as the virtual load spring stiffness coefficient kmd , and sets the second virtual load viscous damping coefficient cg as the virtual load viscous damping coefficient cmd .
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD ,cmd based on the above equation (12).
  • the equation of motion setting unit 43A ends the process for the current calculation cycle.
  • step S33 If it is determined in step S33 that the time differential value d ⁇ A /dt is less than ⁇ (step S33: NO), the equation of motion setting unit 43A determines that the vehicle is heading toward the departure side, and proceeds to step S35.
  • step S35 the equation of motion setting unit 43A sets the third weight W3 to 0 and the fourth weight W4 to 1. Furthermore, the equation of motion setting unit 43A sets the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) as the virtual load viscous damping coefficient cmd . Specifically, the equation of motion setting unit 43A sets the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) corresponding to the lateral deviation eL acquired in step S31 as the virtual load viscous damping coefficient cmd , based on a viscous damping coefficient map that stores the value of the first virtual load viscous damping coefficient cr( eL ) for the lateral deviation eL in Fig. 22.
  • the equation of motion setting unit 43A determines whether or not the LCA mode condition that the lateral deviation e L is greater than ⁇ e L,s and smaller than e L,s is satisfied (step S36).
  • step S36 When the LCA mode condition is satisfied (step S36: YES), the equation of motion setting unit 43A sets the fifth weight W5 to 1, the sixth weight W6 to 0, and sets the first virtual load spring stiffness coefficient kr as the virtual load spring stiffness coefficient kmd (step S37). As a result, the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD ,cmd based on the above-mentioned equation (13). When the process of step S37 is performed, the equation of motion setting unit 43A ends the process in the current calculation cycle.
  • step S36 When it is determined in step S36 that the LCA mode condition is not satisfied (step S36: NO), the equation of motion setting unit 43A sets the fifth weight W5 to 0 and the sixth weight W6 to 1 (step S38). As a result, the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the above-mentioned equation (14). When the process of step S38 is performed, the equation of motion setting unit 43A ends the process in the current calculation cycle.
  • step S32 If it is determined in step S32 that the lateral deviation e L is equal to or greater than 0 (step S32: NO), the motion equation setting unit 43A determines whether the time differential value d ⁇ A /dt is equal to or less than ⁇ (step S39).
  • step S39 YES
  • the equation of motion setting unit 43A determines that the vehicle is moving toward the departure-avoidance side, and proceeds to step S40.
  • step S40 the equation of motion setting unit 43A sets the third weight W3 to 1, the fourth weight W4 to 0, sets the second virtual load spring stiffness coefficient kg as the virtual load spring stiffness coefficient kmd , and sets the second virtual load viscous damping coefficient cg as the virtual load viscous damping coefficient cmd .
  • the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD ,cmd based on the above equation (12).
  • the equation of motion setting unit 43A ends the process for the current calculation cycle.
  • step S39 If it is determined in step S39 that the time differential value d ⁇ A /dt is greater than ⁇ (step S39: NO), the equation of motion setting unit 43A determines that the vehicle is heading toward the departure side, and proceeds to step S41.
  • step S41 the equation of motion setting unit 43A sets the third weight W3 to 0 and the fourth weight W4 to 1.
  • the equation of motion setting unit 43A further sets the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) as the virtual load viscous damping coefficient cmd .
  • the equation of motion setting unit 43A determines whether or not the LCA mode condition that the lateral deviation e L is larger than ⁇ e L,s and smaller than e L,s is satisfied (step S42).
  • step S42 When the LCA mode condition is satisfied (step S42: YES), the equation of motion setting unit 43A sets the fifth weight W5 to 1, the sixth weight W6 to 0, and sets the first virtual load spring stiffness coefficient kr as the virtual load spring stiffness coefficient kmd (step S43). As a result, the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD ,cmd based on the above-mentioned equation (13). When the process of step S43 is performed, the equation of motion setting unit 43A ends the process in the current calculation cycle.
  • step S42 When it is determined in step S42 that the LCA mode condition is not satisfied (step S42: NO), the equation of motion setting unit 43A sets the fifth weight W5 to 0 and the sixth weight W6 to 1 (step S44). As a result, the manual steering command value generating unit 45A calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the above-mentioned equation (14). When the process of step S44 is performed, the equation of motion setting unit 43A ends the process in the current calculation cycle.
  • the motion equation setting unit 43A may be configured to set the virtual load spring stiffness coefficient k md , the virtual load viscous damping coefficient c md and the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ).
  • the equation of motion setting unit 43A may set the virtual load spring stiffness coefficient kmd to a preset value km , set the virtual load viscous damping coefficient cmd to a preset value cM , and set the target virtual spring reaction force Ttb ,d ( eL ) to a preset value Ttb ,dM .
  • kM may be set to k1 in Fig. 21, for example.
  • cM may be set to c1 in Fig. 22, for example.
  • Ttb,dM may be set to Ttb,d,s in Fig. 20, for example.
  • the operation of the manual steering command value generating unit 45A may be stopped in the normal mode.
  • the motion equation setting unit 43A does not need to set the virtual load spring stiffness coefficient k md , the virtual load viscous damping coefficient c md and the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) in the normal mode.
  • step S33 determines whether the time derivative d ⁇ A /dt is less than ⁇ (step S33: NO). If it is determined in step S33 that the time derivative d ⁇ A /dt is less than ⁇ (step S33: NO), as shown in dashed step S51 in FIG. 25A, the third weight W3 and the fifth weight W5 may be set to 0, the fourth weight W4 and the sixth weight W6 to 1, and the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) may be set as the virtual load viscous damping coefficient cmd .
  • step S39 if it is determined in step S39 that the time derivative d ⁇ A /dt is greater than ⁇ (step S39: NO), as shown in dashed step S52 in FIG. 25B, the third weight W3 and the fifth weight W5 may be set to 0, the fourth weight W4 and the sixth weight W6 to 1, and the first virtual load viscous damping coefficient cr(e L ) may be set as the virtual load viscous damping coefficient cmd .
  • the value of the virtual load viscous damping coefficient c md is switched between a case where it is determined that the vehicle is heading toward the departure avoidance side and a case where it is determined that the vehicle is heading toward the departure side, but it is not necessary to switch between these cases.
  • the value of the virtual load viscous damping coefficient c md may be a fixed value.
  • a manual steering command value generating unit 45B to which the automatic steering command value ⁇ AD.cmd is further input may be used, as shown by a dashed line in Fig. 19.
  • the motor control ECU 202B in which the manual steering command value generating unit 45B is used instead of the manual steering command value generating unit 45A will be referred to as a second modified example of the motor control ECU.
  • FIG. 26 is a block diagram showing the configuration of the manual steering command value generating unit 45B.
  • parts corresponding to those in FIG. 19 are denoted by the same reference numerals as in FIG. 19.
  • the manual steering command value generating unit 45B includes a reduction ratio multiplication unit 431, an addition/subtraction unit 401, an inertia division unit 402, a first integration unit 403, a second integration unit 404, a first virtual damper reaction force calculation unit 405, a first virtual spring reaction force calculation unit 406, a third weight multiplication unit 407, a second virtual spring reaction force calculation unit 408, a fifth weight multiplication unit 409, a first order differentiation unit 421, a second virtual damper reaction force calculation unit 422, a second order differentiation unit 423, an inertia multiplication unit 424, a first addition unit 410, a sixth weight multiplication unit 411, a second addition unit 412, a fourth weight multiplication unit 413, and a third addition unit 414.
  • the manual steering command value generating unit 45B in FIG. 26 is configured by adding a first-order differentiation unit 421, a second virtual damper reaction force calculation unit 422, a second-order differentiation unit 423, and an inertia multiplication unit 424 to the manual steering command value generating unit 45A in FIG. 24.
  • the first-order differentiation unit 421 differentiates the automatic steering command value ⁇ AD,cmd by the first order.
  • the second virtual damper reaction force calculation unit 422 calculates a second virtual damper reaction force c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt by multiplying the first-order differentiation value d ⁇ AD, cmd /dt of the automatic steering command value ⁇ AD, cmd by the virtual load viscous damping coefficient c md .
  • the second virtual damper reaction force c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt is a virtual damper reaction force for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd .
  • the virtual damper reaction force c md ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt calculated by the first virtual damper reaction force calculation unit 405 will be referred to as the first virtual damper reaction force.
  • the second-order differentiation unit 423 differentiates the automatic steering command value ⁇ AD ,cmd by the second order.
  • the inertia multiplication unit 424 multiplies the second-order differentiation value d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 of the automatic steering command value ⁇ AD,cmd by the column inertia J md to calculate the moment of inertia J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd .
  • the first adder 410 adds the moment of inertia J md ⁇ d 2 ⁇ AD ,cmd /dt 2 for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd , the target virtual spring reaction force T tb,d (e L ) and the assist torque command value N ⁇ T asst for the output shaft 9 to the virtual damper reaction force ( second virtual damper reaction force) cmd ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd.
  • the sixth weight multiplier 411 multiplies the calculation result of the first adder 410 (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) by a sixth weight W6.
  • the second adder 412 adds the calculation result W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd of the fifth weight multiplication unit 409 and the calculation result W6 ⁇ (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) of the sixth weight multiplication unit 411.
  • the fourth weight multiplication unit 413 multiplies the calculation result of the second adder 412, ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) ⁇ by the fourth weight W4.
  • the third adder 414 adds the calculation result W3 ⁇ k md ⁇ MD,cmd of the third weight multiplication unit 407 and the calculation result W4 ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) ⁇ of the fourth weight multiplication unit 413.
  • the addition result of the third addition unit 414 [ ⁇ W3 ⁇ k md ⁇ MD,cmd ⁇ + W4 ⁇ W5 ⁇ k md ⁇ MD,cmd + W6 ⁇ (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ) ⁇ ] is fed back to the addition and subtraction unit 401 as Y.
  • equation of motion setting unit 43A performs the same processing as the coefficient/weight setting processing described using Figures 25A and 25B when in driving assistance mode.
  • the third weight W3 is set to 1 and the fourth weight W4 is set to zero.
  • the third weight W3 is set to zero and the fourth weight W4 is set to 1.
  • the driving assistance mode becomes the LCA mode
  • the fifth weight W5 is set to 1
  • the sixth weight W6 is set to zero.
  • the driving assistance mode becomes the LKA mode
  • the fifth weight W5 is set to zero
  • the sixth weight W6 is set to one.
  • the manual steering command value generating unit 45B calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the equation of motion of the above-mentioned expression (12).
  • the manual steering command value generating unit 45B calculates the manual steering command value ⁇ md based on the equation of motion of the above-mentioned expression (13).
  • the virtual damper reaction force and virtual spring reaction force can be made larger than when the vehicle is moving toward the departure avoidance side.
  • the addition result Y of the third adder 414 becomes (c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt + J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 + T tb,d (e L ) + N ⁇ T asst ).
  • the calculation result of the addition and subtraction unit 401 becomes (T tb - c md ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt - c md ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt - J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 - T tb,d (e L )).
  • c md cr(e L ) (see Figure 22) is set, so the calculation result of the addition and subtraction unit 401 is ⁇ (T tb - (cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt + cr(e L ) ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt) - J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 - T tb,d (e L ) ⁇ .
  • the manual steering command value generating unit 45B calculates the manual steering command value ⁇ md based on the equation of motion of the following equation (15).
  • Equation (15) ( Jmd.d2 ⁇ MD ,cmd / dt2 + Jmd.d2 ⁇ AD , cmd / dt2 ) is the moment of inertia. (cr( eL ) .d ⁇ MD ,cmd /dt+cr( eL ).d ⁇ AD ,cmd /dt) is the virtual damper reaction force. Ttb,d ( eL ) is the target virtual spring reaction force.
  • the virtual damper reaction force can be made larger than when the vehicle is moving toward the departure avoidance side. Also, in the LKA mode, a steering reaction force corresponding to the lateral deviation eL can be applied to the driver compared to the LCA mode. This makes it easier for the driver to recognize the distance from the center of the traveling lane or the distance to the lane.
  • the calculation result N ⁇ T asst of the reduction ratio multiplication unit 431 is provided to the first adder 410, but the calculation result N ⁇ T asst of the reduction ratio multiplication unit 431 does not have to be provided to the first adder 410.
  • the manual steering command value generating unit 45B calculates the manual steering command value ⁇ MD,cmd based on the equation of motion in which N ⁇ T asst is added to the right side of the above equation (15).
  • the second variant of the motor control ECU has the same effect as the first variant of the motor control ECU described above. Compared to the first variant of the motor control ECU, the second variant of the motor control ECU has the effect of reducing the sense of discomfort felt by the driver in LKA mode. This point will be explained below.
  • cr( eL ) ⁇ d ⁇ MD,cmd /dt includes an actual steering angle component cr( eL ) ⁇ d ⁇ /dt corresponding to the first-order differential of the actual steering angle ⁇ , and an automatic steering component -cr( eL ) ⁇ d ⁇ AD,cmd /dt corresponding to the first-order differential of the automatic steering command value ⁇ AD,cmd .
  • J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 includes an actual steering angle component J md ⁇ d 2 ⁇ /dt 2 corresponding to the second-order differential of the actual steering angle ⁇ , and an automatic steering component -J md ⁇ d 2 ⁇ AD,cmd /dt 2 corresponding to the second-order differential of the automatic steering command value ⁇ AD,cmd .
  • the equation of motion of the above formula (15) includes, as a virtual damper reaction force, a virtual damper reaction force cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD ,cmd /dt for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd in addition to a virtual damper reaction force cr(e L ) ⁇ d ⁇ MD ,cmd /dt for the manual steering command value ⁇ MD,cmd .
  • the equation of motion of the above formula (15) includes, as a moment of inertia, a moment of inertia J md ⁇ d 2 ⁇ MD,cmd /dt 2 for the automatic steering command value ⁇ AD,cmd in addition to a moment of inertia J md ⁇ d 2 ⁇ MD ,cmd /dt 2 for the manual steering command value ⁇ MD, cmd .
  • the automatic steering component -cr( eL ) ⁇ d ⁇ AD ,cmd /dt included in cr( eL ) ⁇ d ⁇ MD ,cmd /dt is compensated, and only the actual steering angle component cr( eL ) ⁇ d ⁇ /dt for the actual steering angle ⁇ remains.
  • the automatic steering component -Jmd ⁇ d2 ⁇ AD ,cmd / dt2 included in Jmd ⁇ d2 ⁇ MD ,cmd / dt2 is compensated, and only Jmd ⁇ d2 ⁇ /dt2 for the actual steering angle ⁇ remains.
  • the weight setting unit 52 may perform weight processing similar to that shown in Fig. 9 during the driving assistance mode, except that ⁇ in steps S2 and S4 in Fig. 9 is replaced with e L,s (see Figs. 20 to 22).
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 0 and the second weight W2 to 1.
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0. Therefore, even in the driving assistance mode, when the distance between the vehicle reference position and the center of the lane is equal to or less than e L,s , the electric motor 18 is controlled to be driven based on the assist torque command value T asst rather than the integrated motor torque command value T mint,cmd .
  • the weight setting unit 52 sets the first weight W1 to 1 and the second weight W2 to 0.
  • the lateral deviation eL which is the distance from the center of the lane in which the vehicle is currently traveling to the vehicle reference position
  • the distance from the boundary of the lane in which the vehicle is currently traveling (lane boundary) to the vehicle reference position may also be used as the lateral position of the vehicle.
  • the assist torque command value T asst is multiplied by the first weight W1, and the assist torque command value W1 ⁇ T asst after multiplication by the first weight is provided to the adder 50.
  • the manual torque command value corresponding to the manual steering command value ⁇ MD,cmd may be multiplied by the first weight W1, and the manual torque command value after multiplication by the first weight may be provided to the adder 50.
  • the angle control unit 47 (see FIG. 5) includes the feedforward control unit 63, but the feedforward control unit 63 may be omitted.
  • the feedback control torque Tfb calculated by the feedback control unit 62 becomes the basic target torque.
  • 1...electric power steering device 3...steered wheels, 4...steered mechanism, 18...electric motor, 43...road surface reaction force characteristic setting section, 43A...motion equation setting section, 44...assist torque command value setting section, 45, 45A, 45B...manual steering command value generating section, 46...integrated angle command value calculation section, 47...angle control section, 48...first weight multiplication section, 49...second weight multiplication section, 50...addition section, 51...torque control section, 52...weight setting section, 201...host ECU, 202, 202A, 202B...motor control ECU

Landscapes

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Abstract

モータ制御装置は、操舵装置のリファレンスモデルの運動方程式を利用して、手動操舵指令値を生成する手動操舵指令値生成部と、運転支援モード時に与えられる自動操舵指令値に手動操舵指令値を加算して、統合角度指令値を演算する統合角度指令値演算部と、統合角度指令値に基づいて、舵角制御用の電動モータを角度制御する制御部と、自動操舵指令値と実操舵角との角度偏差の時間微分値に応じて、運動方程式を変更する運動方程式設定部とを含む。

Description

モータ制御装置
　この発明は、舵角制御用の電動モータを駆動制御するモータ制御装置に関する。
　下記特許文献１には、走行車線中央からの自車両の横変位、走行車線に対する自車両のヨー角等に応じて、制御ゲイン（制御量）を変化させることが開示されている。具体的には、ヨー角が、車両が逸脱側に向かっている角度である場合には制御ゲインが大きくされ、ヨー角が、車両が逸脱回避側に向かっている角度である場合には制御ゲインが小さくされる。
特開２００９－２０８６０２号公報 国際公開第２０２３／２８６１６９号公報
　この発明の一実施形態の目的は、運転支援モード時において、新規な方法で操舵反力をドライバに与えることができるモータ制御装置を提供することである。
　本発明の一実施形態は、操舵装置の電動モータを駆動制御するためのモータ制御装置であって、前記操舵装置のリファレンスモデルの運動方程式を利用して、手動操舵指令値を生成する手動操舵指令値生成部と、運転支援モード時に与えられる自動操舵指令値に前記手動操舵指令値を加算して、統合角度指令値を演算する統合角度指令値演算部と、前記統合角度指令値に基づいて、舵角制御用の電動モータを角度制御する制御部と、前記自動操舵指令値と実操舵角との角度偏差の時間微分値に応じて、前記運動方程式を変更する運動方程式設定部とを含む、モータ制御装置を提供する。
　この構成では、運転支援モード時において、新規な方法で操舵反力をドライバに与えることができる。
　本発明における上述の、またはさらに他の目的、特徴および効果は、添付図面を参照して次に述べる実施形態の説明により明らかにされる。
図１は、本発明の第１実施形態に係るモータ制御装置が適用された電動パワーステアリングシステムの概略構成を示す模式図である。 図２は、モータ制御用ＥＣＵの電気的構成を示すブロック図である。 図３は、トーションバートルクＴｔｂに対するアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔの設定例を示すグラフである。 図４は、手動操舵指令値生成部で用いられるリファレンスＥＰＳモデルの一例を示す模式図である。 図５は、角度制御部の構成を示すブロック図である。 図６は、電動パワーステアリングシステムの物理モデルの構成例を示す模式図である。 図７は、外乱トルク推定部の構成を示すブロック図である。 図８は、トルク制御部の構成を示す模式図である。 図９は、運転支援モード時に重み設定部によって行われる重み設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１０は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)および第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの設定例を示すグラフである。 図１１は、横偏差ｅＬに対する仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)の設定例を示すグラフである。 図１２Ａは、車両基準位置が車線中央よりも右側にある場合の車両の位置の一例を示す模式図であり、図１２Ｂは、実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄの符号がともに正であり、実操舵角θが自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄよりも大きい場合の角度偏差Δθの一例を示す模式図であり、図１２Ｃは、実操舵角θの符号が負であり、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄの符号が正である場合の角度偏差ΔθＡ-の一例を示す模式図である。 図１３は、運転支援モード時に路面反力特性設定部によって行われるばね剛性係数設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１４は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)および第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの設定例を示すグラフである。 図１５は、運転支援モード時に第１変形例に係る路面反力特性設定部によって行われる路面反力特性設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１６は、運転支援モード時に第２変形例に係る路面反力特性設定部によって行われる粘性減衰係数設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１７は、第３実施形態において、運転支援モード時に路面反力特性設定部によって行われる路面反力特性設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１８は、第４実施形態において、運転支援モード時に路面反力特性設定部によって行われる路面反力特性設定処理の手順を示すフローチャートである。 図１９は、モータ制御用ＥＣＵの第１変形例を示すブロック図である。 図２０は、横偏差ｅＬに対する目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)の設定例を示すグラフである。 図２１は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒおよび第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの設定例を示すグラフである。 図２２は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）および第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの設定例を示すグラフである。 図２３は、国際公開第２０２３／２８６１６９号に記載された手動操舵指令値生成部で用いられるリファレンスＥＰＳモデルの一例を示す模式図である。 図２４は、モータ制御用ＥＣＵの第１変形例における手動操舵指令値生成部の構成を示すブロック図である。 図２５Ａは、運転支援モード時に運動方程式設定部によって行われる係数／重み設定処理の手順の一部を示すフローチャートである。 図２５Ｂは、運転支援モード時に運動方程式設定部によって行われる係数／重み設定処理の手順の一部を示すフローチャートである。 図２６は、モータ制御用ＥＣＵの第２変形例における手動操舵指令値生成部の構成を示すブロック図である。
　［本発明の実施形態の説明］
　本発明の一実施形態は、操舵装置の電動モータを駆動制御するためのモータ制御装置であって、前記操舵装置のリファレンスモデルの運動方程式を利用して、手動操舵指令値を生成する手動操舵指令値生成部と、運転支援モード時に与えられる自動操舵指令値に前記手動操舵指令値を加算して、統合角度指令値を演算する統合角度指令値演算部と、前記統合角度指令値に基づいて、舵角制御用の電動モータを角度制御する制御部と、前記自動操舵指令値と実操舵角との角度偏差の時間微分値に応じて、前記運動方程式を変更する運動方程式設定部とを含む、モータ制御装置を提供する。
　この構成では、運転支援モード時において、新規な方法で操舵反力をドライバに与えることができる。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式は、路面反力特性係数を含んでおり、前記運動方程式設定部は、前記運動方程式に含まれる路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数の値を変更することにより、前記運動方程式を変更する。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式設定部は、第１の運動方程式と第２の運動方程式とを切り替えることにより、前記運動方程式を変更するように構成されており、前記第１の運動方程式では、仮想ばね反力として、車両基準位置の走行車線に対する横位置に応じた目標仮想ばね反力が用いられ、前記第２の運動方程式では、仮想ばね反力として、前記横位置にかかわらず一定値の仮想負荷ばね剛性係数を用いて設定される仮想ばね反力が用いられる。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、その判定結果に基づいて、前記運動方程式を変更するように構成されている。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱回避側に向かう状態では、前記車両が逸脱側に向かう状態に比べて、前記運動方程式に含まれる前記路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数の値を小さくする。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱側に向かう状態では、前記運動方程式に含まれる前記路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数を、前記横位置に応じて変化させる。
　本発明の一実施形態では、前記運動方程式設定部は、前記時間微分値を用いて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱側に向かう状態では、前記運動方程式として前記第１の運動方程式を設定し、前記車両が逸脱回避側に向かう状態では、前記運動方程式として前記第２の運動方程式を設定する。
　［本発明の実施形態の詳細な説明］
　以下では、この発明の実施の形態を、添付図面を参照して詳細に説明する。
　図１は、本発明の第１実施形態に係る操舵装置が適用された電動パワーステアリングシステムの概略構成を示す模式図である。
　電動パワーステアリングシステム１は、車両を操向するための操舵部材としてのステアリングホイール（ハンドル）２と、このステアリングホイール２の回転に連動して転舵輪３を転舵する転舵機構４と、ドライバの操舵を補助するための操舵補助機構５とを備えている。ステアリングホイール２と転舵機構４とは、ステアリングシャフト６および中間軸７を介して機械的に連結されている。
　ステアリングシャフト６は、ステアリングホイール２に連結された入力軸８と、中間軸７に連結された出力軸９とを含む。入力軸８と出力軸９とは、トーションバー１０を介して相対回転可能に連結されている。
　トーションバー１０の近傍には、トルクセンサ１２が配置されている。トルクセンサ１２は、入力軸８および出力軸９の相対回転変位量に基づいて、ステアリングホイール２に与えられたトーションバートルクＴｔｂを検出する。この実施形態では、トルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂは、例えば、左方向への操舵のためのトルクが正の値として検出され、右方向への操舵のためのトルクが負の値として検出され、その絶対値が大きいほどトーションバートルクＴｔｂの大きさが大きくなるものとする。トーションバートルクＴｔｂは、本発明の「操舵トルク」の一例である。
　転舵機構４は、ピニオン軸１３と、転舵軸としてのラック軸１４とを含むラックアンドピニオン機構からなる。ラック軸１４の各端部には、タイロッド１５およびナックルアーム（図示略）を介して転舵輪３が連結されている。ピニオン軸１３は、中間軸７に連結されている。ピニオン軸１３は、ステアリングホイール２の操舵に連動して回転するようになっている。ピニオン軸１３の先端には、ピニオン１６が連結されている。
　ラック軸１４は、車両の左右方向に沿って直線状に延びている。ラック軸１４の軸方向の中間部には、ピニオン１６に噛み合うラック１７が形成されている。このピニオン１６およびラック１７によって、ピニオン軸１３の回転がラック軸１４の軸方向移動に変換される。ラック軸１４を軸方向に移動させることによって、転舵輪３を転舵することができる。
　ステアリングホイール２が操舵（回転）されると、この回転が、ステアリングシャフト６および中間軸７を介して、ピニオン軸１３に伝達される。そして、ピニオン軸１３の回転は、ピニオン１６およびラック１７によって、ラック軸１４の軸方向移動に変換される。これにより、転舵輪３が転舵される。
　操舵補助機構５は、操舵補助力（アシストトルク）を発生するための電動モータ１８と、電動モータ１８の出力トルクを増幅して転舵機構４に伝達するための減速機１９とを含む。減速機１９は、ウォームギヤ２０と、このウォームギヤ２０と噛み合うウォームホイール２１とを含むウォームギヤ機構からなる。減速機１９は、伝達機構ハウジングとしてのギヤハウジング２２内に収容されている。
　以下において、減速機１９の減速比（ギヤ比）をＮで表す場合がある。減速比Ｎは、ウォームホイール２１の回転角であるウォームホイール角θｗｗに対するウォームギヤ２０の回転角であるウォームギヤ角θｗｇの比（θｗｇ／θｗｗ）として定義される。
　ウォームギヤ２０は、電動モータ１８によって回転駆動される。また、ウォームホイール２１は、出力軸９に一体回転可能に連結されている。
　電動モータ１８によってウォームギヤ２０が回転駆動されると、ウォームホイール２１が回転駆動され、ステアリングシャフト６にモータトルクが付与されるとともにステアリングシャフト６（出力軸９）が回転する。そして、ステアリングシャフト６の回転は、中間軸７を介してピニオン軸１３に伝達される。ピニオン軸１３の回転は、ラック軸１４の軸方向移動に変換される。これにより、転舵輪３が転舵される。すなわち、電動モータ１８によってウォームギヤ２０を回転駆動することによって、電動モータ１８による操舵補助や転舵輪３の転舵が可能となる。電動モータ１８には、電動モータ１８のロータの回転角を検出するための回転角センサ２３が設けられている。
　出力軸９（電動モータ１８の駆動対象の一例）に加えられるトルクとしては、電動モータ１８によるモータトルクと、モータトルク以外の外乱トルクＴｌｃとがある。モータトルク以外の外乱トルクＴｌｃには、トーションバートルクＴｔｂ、路面負荷トルク（路面反力トルク）Ｔｒｌ、摩擦トルクＴｆ等が含まれる。
　トーションバートルクＴｔｂは、ドライバによってステアリングホイール２に加えられる力や、ステアリング慣性によって発生する力等によって、ステアリングホイール２側から出力軸９に加えられるトルクである。
　路面負荷トルクＴｒｌは、タイヤに発生するセルフアライニングトルク、サスペンションやタイヤホイールアライメントによって発生する力、ラックアンドピニオン機構の摩擦力等によって、転舵輪３側からラック軸１４を介して出力軸９に加えられるトルクである。
　車両には、車両の進行方向前方の道路を撮影するＣＣＤ（Charge Coupled Device）カメラ２５、自車位置を検出するためのＧＰＳ（Global Positioning System）２６、道路形状や障害物を検出するためのレーダー２７、地図情報を記憶した地図情報メモリ２８および車速センサ２９が搭載されている。
　ＣＣＤカメラ２５、ＧＰＳ２６、レーダー２７、地図情報メモリ２８および車速センサ２９は、運転支援制御を行うための上位ＥＣＵ（ECU：Electronic Control Unit）２０１に接続されている。上位ＥＣＵ２０１は、ＣＣＤカメラ２５、ＧＰＳ２６、レーダー２７および車速センサ２９によって得られる情報および地図情報を元に、周辺環境認識、自車位置推定、経路計画等を行い、操舵や駆動アクチュエータの制御目標値の決定を行う。
　この実施形態では、運転モードとして、通常モードと運転支援モードとがある。上位ＥＣＵ２０１は、運転支援モード時には、運転支援のための自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄを設定する。自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄは、車両を目標走行ラインに沿って走行させるための操舵角の目標値である。
　この実施形態では、運転支援は、車両が車線から逸脱するのを避けるためのレーン・キーピング・アシスト(ＬＫＡ)である。運転支援は、車両が走行車線の中央を走行するように操舵を支援するレーン・センタリング・アシスト(ＬＫＡ)であってもよい。運転支援は、後述するモータ制御用ＥＣＵの変形例のように、レーン・キーピング・アシスト(ＬＫＡ)とレーン・センタリング・アシスト(ＬＫＡ)とを含んでいてもよい。
　この実施形態では、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄは、出力軸９の中立位置からの回転量（回転角）で表され、中立位置から左操舵方向への回転量が正の値として表され、中立位置から右操舵方向への回転量が負の値として表される。自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄは、例えば、車速、目標走行ライン（車線中央ライン）に対する横偏差および目標走行ラインに対する車両のヨー偏差に基づいて、設定される。このような自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄを設定する処理は、周知であるため、ここでは詳細な説明を省略する。
　また、上位ＥＣＵ２０１は、運転モードが通常モードであるか運転支援モードであるかを示すモード信号Ｓｍｏｄｅおよび目標走行ラインに対する横偏差ｅＬを出力する。この実施形態では、横偏差ｅＬは、目標走行ラインから車両の基準位置（以下、「車両基準位置」という。）までの距離である。車両基準位置は、車両の幅中央の所定位置に設定されている。
　この実施形態では、横偏差ｅＬは、車両基準位置が目標走行ライン上にある場合には０（ｅＬ＝０）となり、車両基準位置が進行方向に向かって目標走行ラインの左側にある場合には正の値（ｅＬ＞０）となり、車両基準位置が進行方向に向かって目標走行ラインの右側にある場合には負の値（ｅＬ＜０）となる。横偏差ｅＬは、本発明における「車両基準位置の走行車線に対する横位置」の一例である。
　モード信号Ｓｍｏｄｅ、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄ、横偏差ｅＬおよび車速Ｖは、車載ネットワークを介して、モータ制御用ＥＣＵ２０２に与えられる。トルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂ、回転角センサ２３の出力信号は、モータ制御用ＥＣＵ２０２に入力される。モータ制御用ＥＣＵ２０２は、これらの入力信号および上位ＥＣＵ２０１から与えられる情報に基づいて、電動モータ１８を制御する。
　図２は、モータ制御用ＥＣＵ２０２の電気的構成を示すブロック図である。
　以下、主として、運転モードが運転支援モードである場合の動作について説明する。
　モータ制御用ＥＣＵ２０２は、マイクロコンピュータ４０と、マイクロコンピュータ４０によって制御され、電動モータ１８に電力を供給する駆動回路（インバータ回路）３１と、電動モータ１８に流れる電流（以下、「モータ電流Ｉｍ」という。）を検出するための電流検出回路３２とを備えている。
　マイクロコンピュータ４０は、ＣＰＵおよびメモリ（ＲＯＭ、ＲＡＭ、不揮発性メモリなど）を備えており、所定のプログラムを実行することによって、複数の機能処理部として機能するようになっている。この複数の機能処理部には、回転角演算部４１と、減速比除算部４２と、路面反力特性設定部４３と、アシストトルク指令値設定部４４と、手動操舵指令値生成部４５と、統合角度指令値演算部４６と、角度制御部４７と、第１重み乗算部４８と、第２重み乗算部４９と、加算部５０と、トルク制御部（電流制御部）５１と、重み設定部５２とを含む。
　回転角演算部４１は、回転角センサ２３の出力信号に基づいて、電動モータ１８のロータ回転角θｍを演算する。減速比除算部４２は、ロータ回転角θｍを減速比Ｎで除算することにより、ロータ回転角θｍを出力軸９の回転角（実操舵角）θに変換する。この実施形態では、実操舵角θは、出力軸９の中立位置からの回転量（回転角）で表され、中立位置から左操舵方向への回転量が正の値として表され、中立位置から右操舵方向への回転量が負の値として表される。
　路面反力特性設定部４３は、手動操舵指令値生成部４５によって用いられる仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性係数ｃを設定する。路面反力特性設定部４３は、本発明における「運動方程式設定部」の一例である。路面反力特性設定部４３の動作の詳細については後述する。
　アシストトルク指令値設定部４４は、手動操作に必要なアシストトルクの目標値であるアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを設定する。アシストトルク指令値設定部４４は、上位ＥＣＵ２０１から与えられる車速Ｖおよびトルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂに基づいて、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを設定する。トーションバートルクＴｔｂに対するアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔの設定例は、図３に示されている。
　アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔは、電動モータ１８から左方向操舵のための操舵補助力を発生させるべきときには正の値とされ、電動モータ１８から右方向操舵のための操舵補助力を発生させるべきときには負の値とされる。アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔは、トーションバートルクＴｔｂの正の値に対しては正をとり、トーションバートルクＴｔｂの負の値に対しては負をとる。
　アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔは、トーションバートルクＴｔｂの絶対値が大きくなるほどその絶対値が大きくなるように設定されるとともに、車速Ｖが大きいほどその絶対値が小さくなるように設定される。
　なお、アシストトルク指令値設定部４４は、トーションバートルクＴｔｂに予め設定された定数を乗算することによって、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを演算してもよい。
　手動操舵指令値生成部４５は、ドライバがステアリングホイール２を操作した場合に、当該ステアリングホイール操作に応じた操舵角（より正確には出力軸９の回転角θ）を手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄとして設定するために設けられている。手動操舵指令値生成部４５は、トルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂと、アシストトルク指令値設定部４４によって設定されるアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔと、路面反力特性設定部４３によって設定される仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃとを用いて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを生成する。手動操舵指令値生成部４５の詳細については、後述する。
　統合角度指令値演算部４６は、上位ＥＣＵ２０１によって設定される自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄに、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを加算して、統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄを演算する。
　角度制御部４７は、統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに基づいて、統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに応じた統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄを演算する。角度制御部４７の詳細については、後述する。
　第１重み乗算部４８は、アシストトルク指令値設定部４４によって設定されるアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔに第１重みＷ１を乗算する。第２重み乗算部４９は、統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄに第２重みＷ２を乗算する。第１重みＷ１および第１重みＷ２は、重み設定部５２によって設定される。重み設定部５２の詳細については後述する。
　加算部５０は、第１重み乗算後（第１重み付け処理後）のアシストトルク指令値Ｗ１・Ｔａｓｓｔと、第２重み乗算後（第２重み付け処理後）の統合モータトルク指令値Ｗ２・Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄとを加算することにより、電動モータ１８に対するモータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄを演算する。
　トルク制御部５１は、電動モータ１８のモータトルクがモータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄに近づくように駆動回路３１を駆動する。
　手動操舵指令値生成部４５は、この実施形態では、リファレンスＥＰＳモデルを用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを設定する。
　図４は、手動操舵指令値生成部４５で用いられるリファレンスＥＰＳモデルの一例を示す模式図である。
　図４のリファレンスＥＰＳモデルは、本開示の「操舵装置のリファレンスモデル」の一例である。このリファレンスＥＰＳモデルは、ロアコラムを含む単一慣性モデルである。ロアコラムは、出力軸９およびウォームホイール２１に対応する。図４において、Ｊｒｅｆは、ロアコラムの慣性であり、Ｔｔｂは、トーションバートルクである。ロアコラムには、トーションバートルクＴｔｂ、電動モータ１８から出力軸９に作用するアシストトルクＮ・Ｔａｓｓｔおよび路面負荷トルクＴｒｌが与えられる。ロアコラムの回転角を手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄとすると、仮想路面負荷トルク（仮想路面反力）Ｔｒｌは、仮想負荷ばね剛性係数ｋ、仮想負荷粘性減衰係数ｃおよび手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを用いて、次式(1)で表される。
　Ｔｒｌ＝－ｋ・θＭＤ，ｃｍｄ－ｃ（ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ）　　…(1)
　リファレンスＥＰＳモデルの運動方程式は、次式(2)で表される。
　Ｊｒｅｆ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２＝Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ－ｋ・θＭＤ，ｃｍｄ
　　　　　　　　　　　　　　　－ｃ（ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ）　　…(2)
　仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃの値は、路面反力特性設定部４３によって設定される。式(2)の運動方程式の係数である、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃは、本発明における「路面反力特性係数」の一例である。
　手動操舵指令値生成部４５は、Ｔｔｂにトルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂを代入し、Ｔａｓｓｔにアシストトルク指令値設定部４４によって設定されるアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを代入して、式(2)の微分方程式を解くことにより、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　図５は、角度制御部４７の構成を示すブロック図である。
　角度制御部４７は、統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに基づいて、統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄを演算する。角度制御部４７は、ローパスフィルタ（ＬＰＦ）６１と、フィードバック制御部６２と、フィードフォワード制御部６３と、外乱トルク推定部６４と、トルク加算部６５と、外乱トルク補償部６６と、減速比除算部６７と、減速比乗算部６８とを含む。
　減速比乗算部６８は、加算部５０（図２参照）によって演算されるモータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄに減速機１９の減速比Ｎを乗算することにより、モータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄを出力軸９（ウォームホイール２１）に作用する出力軸トルク指令値Ｎ・Ｔｍ，ｃｍｄに換算する。
　ローパスフィルタ６１は、統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに対してローパスフィルタ処理を行う。ローパスフィルタ処理後の統合角度指令値θｉｎｔＬ，ｃｍｄは、フィードバック制御部６２およびフィードフォワード制御部６３に与えられる。
　フィードバック制御部６２は、外乱トルク推定部６４によって演算される操舵角推定値^θを、ローパスフィルタ処理後の統合角度指令値θｉｎｔＬ，ｃｍｄに近づけるために設けられている。フィードバック制御部６２は、角度偏差演算部６２ＡとＰＤ制御部６２Ｂとを含む。角度偏差演算部６２Ａは、統合角度指令値θｉｎｔＬ，ｃｍｄと操舵角推定値^θとの偏差Δθ（＝θｉｎｔＬ，ｃｍｄ－^θ）を演算する。なお、角度偏差演算部６２Ａは、統合角度指令値θｉｎｔＬ，ｃｍｄと、減速比除算部４２（図２参照）によって演算される実操舵角θとの偏差（θｉｎｔＬ，ｃｍｄ－θ）を、角度偏差Δθとして演算するようにしてもよい。
　ＰＤ制御部６２Ｂは、角度偏差演算部６２Ａによって演算される角度偏差Δθに対してＰＤ演算（比例微分演算）を行うことにより、フィードバック制御トルクＴｆｂを演算する。フィードバック制御トルクＴｆｂは、トルク加算部６５に与えられる。
　フィードフォワード制御部６３は、電動パワーステアリングシステム１の慣性による応答性の遅れを補償して、制御の応答性を向上させるために設けられている。フィードフォワード制御部６３は、角加速度演算部６３Ａと慣性乗算部６３Ｂとを含む。角加速度演算部６３Ａは、統合角度指令値θｉｎｔＬ，ｃｍｄを２階微分することにより、目標角加速度ｄ２θｉｎｔＬ，ｃｍｄ／ｄｔ２を演算する。
　慣性乗算部６３Ｂは、角加速度演算部６３Ａによって演算された目標角加速度ｄ２θｉｎｔＬ，ｃｍｄ／ｄｔ２に、電動パワーステアリングシステム１の慣性Ｊを乗算することにより、フィードフォワード制御トルクＴｆｆ（＝Ｊ・ｄ２θｉｎｔＬ，ｃｍｄ／ｄｔ２）を演算する。慣性Ｊは、例えば、後述する電動パワーステアリングシステム１の物理モデル（図６参照）から求められる。フィードフォワード制御トルクＴｆｆは、慣性補償値として、トルク加算部６５に与えられる。
　トルク加算部６５は、フィードバック制御トルクＴｆｂにフィードフォワード制御トルクＴｆｆを加算することにより、基本トルク指令値（Ｔｆｂ＋Ｔｆｆ）を演算する。
　外乱トルク推定部６４は、プラント（電動モータ１８の制御対象）に外乱として発生する非線形なトルク（外乱トルク：モータトルク以外のトルク）を推定するために設けられている。外乱トルク推定部６４は、出力軸トルク指令値Ｎ・Ｔｍ，ｃｍｄと、実操舵角θとに基づいて、外乱トルク（外乱負荷）Ｔｌｃ、操舵角θおよび操舵角微分値（角速度）ｄθ／ｄｔを推定する。外乱トルクＴｌｃ、操舵角θおよび操舵角微分値（角速度）ｄθ／ｄｔの推定値を、それぞれ^Ｔｌｃ、^θおよびｄ^θ／ｄｔで表す。外乱トルク推定部６４の詳細については、後述する。
　外乱トルク推定部６４によって演算された外乱トルク推定値^Ｔｌｃは、外乱トルク補償値として外乱トルク補償部６６に与えられる。外乱トルク推定部６４によって演算された操舵角推定値^θは、角度偏差演算部６２Ａに与えられる。
　外乱トルク補償部６６は、基本トルク指令値（Ｔｆｂ＋Ｔｆｆ）から外乱トルク推定値^Ｔｌｃを減算することにより、統合操舵トルク指令値Ｔｓｉｎｔ，ｃｍｄ（＝Ｔｆｂ＋Ｔｆｆ－^Ｔｌｃ）を演算する。これにより、外乱トルクが補償された統合操舵トルク指令値Ｔｓｉｎｔ，ｃｍｄ（出力軸９に対するトルク指令値）が得られる。
　統合操舵トルク指令値Ｔｓｉｎｔ，ｃｍｄは、減速比除算部６７に与えられる。減速比除算部６７は、統合操舵トルク指令値Ｔｓｉｎｔ，ｃｍｄを減速比Ｎで除算することにより、統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄを演算する。この統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄが、第２重み乗算部４９（図２参照）に与えられる。
　外乱トルク推定部６４について詳しく説明する。外乱トルク推定部６４は、例えば、図６に示す電動パワーステアリングシステム１の物理モデル１０１を使用して、外乱トルクＴｌｃ、操舵角θおよび角速度ｄθ／ｄｔを推定する外乱オブザーバから構成されている。
　この物理モデル１０１は、出力軸９および出力軸９に固定されたウォームホイール２１を含むプラント（モータ駆動対象の一例）１０２を含む。プラント１０２には、ステアリングホイール２からトーションバー１０を介してトーションバートルクＴｔｂが与えられるとともに、転舵輪３側から路面負荷トルクＴｒｌが与えられる。
　さらに、プラント１０２には、ウォームギヤ２０を介して出力軸トルク指令値Ｎ・Ｔｍ，ｃｍｄが与えられるとともに、ウォームホイール２１とウォームギヤ２０との間の摩擦によって摩擦トルクＴｆが与えられる。
　プラント１０２の慣性をＪとすると、物理モデル１０１の慣性についての運動方程式は、次式(3)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　ｄ２θ／ｄｔ２は、プラント１０２の角加速度である。Ｎは、減速機１９の減速比である。Ｔｌｃは、プラント１０２に与えられるモータトルク以外の外乱トルクを示している。この実施形態では、外乱トルクＴｌｃは、トーションバートルクＴｔｂと路面負荷トルクＴｒｌと摩擦トルクＴｆとの和として示されているが、実際には、外乱トルクＴｌｃはこれら以外のトルクを含んでいる。
　図６の物理モデル１０１に対する状態方程式は、次式(4)で表わされる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　前記式(4)において、ｘは、状態変数ベクトル、ｕ１は、既知入力ベクトル、ｕ２は、未知入力ベクトル、ｙは、出力ベクトル（測定値）である。また、前記式(4)において、Ａは、システム行列、Ｂ１は、第１入力行列、Ｂ２は、第２入力行列、Ｃは、出力行列、Ｄは、直達行列である。
　前記状態方程式を、未知入力ベクトルｕ２を状態の１つとして含めた系に拡張する。拡張系の状態方程式（拡張状態方程式）は、次式(5)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　前記式(5)において、ｘｅは、拡張系の状態変数ベクトルであり、次式(6)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　前記式(5)において、Ａｅは、拡張系のシステム行列、Ｂｅは、拡張系の既知入力行列、Ｃｅは、拡張系の出力行列である。
　前記式（5）の拡張状態方程式から、次式（7）の方程式で表される外乱オブザーバ（拡張状態オブザーバ）が構築される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　式(7)において、^ｘｅはｘｅの推定値を表している。また、Ｌはオブザーバゲインである。また、^ｙはｙの推定値を表している。^ｘｅは、次式（8）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　式(8)において、^θはθの推定値であり、^ＴｌｃはＴｌｃの推定値である。
　外乱トルク推定部６４は、前記式(7)の方程式に基づいて状態変数ベクトル^ｘｅを演算する。
　図７は、外乱トルク推定部６４の構成を示すブロック図である。
　外乱トルク推定部６４は、入力ベクトル入力部７１と、出力行列乗算部７２と、第１加算部７３と、ゲイン乗算部７４と、入力行列乗算部７５と、システム行列乗算部７６と、第２加算部７７と、積分部７８と、状態変数ベクトル出力部７９とを含む。
　減速比乗算部６８（図５参照）によって演算される出力軸トルク指令値Ｎ・Ｔｍ，ｃｍｄは、入力ベクトル入力部７１に与えられる。入力ベクトル入力部７１は、入力ベクトルｕ１を出力する。
　積分部７８の出力が状態変数ベクトル^ｘｅ（前記式(8)参照）となる。演算開始時には、状態変数ベクトル^ｘｅとして初期値が与えられる。状態変数ベクトル^ｘｅの初期値は、たとえば０である。
　システム行列乗算部７６は、状態変数ベクトル^ｘｅにシステム行列Ａｅを乗算する。出力行列乗算部７２は、状態変数ベクトル^ｘｅに出力行列Ｃｅを乗算する。
　第１加算部７３は、減速比除算部４２（図２参照）によって演算された実操舵角θである出力ベクトル（測定値）ｙから、出力行列乗算部７２の出力(Ｃｅ・^ｘｅ)を減算する。つまり、第１加算部７３は、出力ベクトルｙと出力ベクトル推定値^ｙ(＝Ｃｅ・^ｘｅ）との差（ｙ－＾ｙ）を演算する。ゲイン乗算部７４は、第１加算部７３の出力（ｙ－＾ｙ）にオブザーバゲインＬ（前記式(7)参照）を乗算する。
　入力行列乗算部７５は、入力ベクトル入力部７１から出力される入力ベクトルｕ１に入力行列Ｂｅを乗算する。第２加算部７７は、入力行列乗算部７５の出力（Ｂｅ・ｕ１）と、システム行列乗算部７６の出力（Ａｅ・^ｘｅ）と、ゲイン乗算部７４の出力（Ｌ（ｙ－＾ｙ））とを加算することにより、状態変数ベクトルの微分値ｄ^ｘｅ／ｄｔを演算する。積分部７８は、第２加算部７７の出力（ｄ^ｘｅ／ｄｔ）を積分することにより、状態変数ベクトル^ｘｅを演算する。状態変数ベクトル出力部７９は、状態変数ベクトル^ｘｅに基づいて、外乱トルク推定値^Ｔｌｃ、操舵角推定値^θおよび角速度推定値ｄ^θ／ｄｔを演算する。
　一般的な外乱オブザーバは、前述の拡張状態オブザーバとは異なり、プラントの逆モデルとローパスフィルタとから構成される。プラントの運動方程式は、前述のように式(3)で表される。したがって、プラントの逆モデルは、次式(9)となる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　一般的な外乱オブザーバへの入力は、Ｊ・ｄ２θ／ｄｔ２およびＮ・Ｔｍ，ｃｍｄであり、実操舵角θの２階微分値を用いるため、回転角センサ２３のノイズの影響を大きく受ける。これに対して、前述の実施形態の拡張状態オブザーバでは、積分型で外乱トルクを推定するため、微分によるノイズ影響を低減できる。
　なお、外乱トルク推定部６４として、プラントの逆モデルとローパスフィルタとから構成される一般的な外乱オブザーバを用いてもよい。
　図８は、トルク制御部５１の構成を示す模式図である。
　トルク制御部５１（図２参照）は、モータ電流指令値演算部８１と、電流偏差演算部８２と、ＰＩ制御部８３と、ＰＷＭ（Pulse Width Modulation）制御部８４とを含む。
　モータ電流指令値演算部８１は、加算部５０（図２参照）によって演算されたモータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄを電動モータ１８のトルク定数Ｋｔで除算することにより、モータ電流指令値Ｉｍ，ｃｍｄを演算する。
　電流偏差演算部８２は、モータ電流指令値演算部８１によって得られたモータ電流指令値Ｉｍ，ｃｍｄと、電流検出回路３２によって検出されたモータ電流Ｉｍとの偏差ΔＩ（＝Ｉｍ，ｃｍｄ－Ｉｍ）を演算する。
　ＰＩ制御部８３は、電流偏差演算部８２によって演算された電流偏差ΔＩに対するＰＩ演算（比例積分演算）を行うことにより、電動モータ１８に流れるモータ電流Ｉｍをモータ電流指令値Ｉｍ，ｃｍｄに導くための駆動指令値を生成する。ＰＷＭ制御部８４は、前記駆動指令値に対応するデューティ比のＰＷＭ制御信号を生成して、駆動回路３１に供給する。これにより、駆動指令値に対応した電力が電動モータ１８に供給されることになる。
　図９は、運転支援モード時に重み設定部５２によって行われる重み設定処理の手順を示すフローチャートである。
　運転モードが運転支援モードになると、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する（ステップＳ１）。これにより、電動モータ１８の制御モードは、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔのみによって電動モータ１８が駆動制御される第１制御モードとなる。
　なお、運転モードが運転支援モードになると、上位ＥＣＵ２０１によって自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄが設定され、その自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄ、モード信号Ｓｍｏｄｅおよび横偏差ｅＬがモータ制御用ＥＣＵ２０２に与えられる。
　次に、重み設定部５２は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が所定値αよりも大きいか否かを判別する（ステップＳ２）。所定値αは、０よりも大きな値であり、例えば、０．２ｍ以上１．７５ｍ以下の範囲内の値に設定される。
　横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がα以下の場合には（ステップＳ２：ＮＯ）、つまり、車両基準位置と車線中央との距離がα以下の場合には、重み設定部５２は、ステップＳ２に戻る。
　ステップＳ２において、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がαよりも大きいと判別された場合には（ステップＳ２：ＹＥＳ）、つまり、車両基準位置と車線中央との距離がαよりも大きい場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する（ステップＳ３）。この際、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１から０まで漸減させるとともに、第２重みＷ２を０から１まで漸増させることが好ましい。第１重みＷ１を１から０まで漸減させる時間（第２重みＷ２を０から１まで漸増させる時間）は、例えば０．１秒程度であってもよい。
　これにより、電動モータ１８の制御モードは、統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄによって電動モータ１８が駆動制御される第２制御モードとなる。なお、第１重みＷ１が漸減されている間（第２重みＷ２が漸増されている間）は、第１重み乗算後のアシストトルク指令値Ｗ１・Ｔａｓｓｔと、第２重み乗算後の統合モータトルク指令値ｗ２・Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄとの和に基づいて、電動モータ１８が制御される。
　第２制御モード時においては、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄと、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの和である統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに基づいて電動モータ１８が制御されるので、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算に用いられる仮想路面負荷トルクＴｒｌに基づく操舵反力が反映されるようになる。
　次に、重み設定部５２は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がα以下であるか否かを判別する（ステップＳ４）。
　横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がαよりも大きい場合には（ステップＳ４：ＮＯ）、重み設定部５２は、ステップＳ４に戻る。
　ステップＳ４において、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がα以下であると判別された場合には（ステップＳ４：ＹＥＳ）、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する（ステップＳ５）。この際、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０から１まで漸増させるとともに、第２重みＷ２を１から０まで漸減させることが好ましい。第１重みＷ１を０から１まで漸増させる時間（第２重みＷ２を１から０まで漸減させる時間）は、例えば０．１秒程度であってもよい。
　これにより、電動モータ１８の制御モードは、第１制御モードとなる。なお、第１重みＷ１が漸増されている間（第２重みＷ２が漸減されている間）は、第１重み乗算後のアシストトルク指令値Ｗ１・Ｔａｓｓｔと、第２重み乗算後の統合モータトルク指令値ｗ２・Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄとの和に基づいて、電動モータ１８が制御される。
　第１制御モード時においては、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算に用いられる仮想路面負荷トルクＴｒｌに基づく操舵反力は反映されない。
　ステップＳ５の処理が行われると、重み設定部５２は、ステップＳ２に戻る。
　なお、運転モードが通常モードである場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。したがって、通常モード時には、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔのみに基づいて、電動モータ１８が駆動制御される。
　次に路面反力特性設定部４３の動作について詳しく説明する。路面反力特性設定部４３は、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算に用いられる仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃを設定する。なお、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算は、手動操舵指令値生成部４５（図２参照）によって行われる。
　まず、運転モードが運転支援モードである場合の路面反力特性設定部４３の動作について説明する。
　この実施形態では、運転支援モード時に使用される仮想負荷ばね剛性係数ｋとして、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)と第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇとの２種類の剛性係数が用意されている。一方、運転支援モード時に使用される仮想負荷粘性減衰係数ｃとしては、１種類の仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)のみが用意されている。
　図１０は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)および第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの設定例を示すグラフである。
　第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が前述のα以下のときには、一定値ｋ１に設定されている。ｋ１は、０よりも大きな所定値である。横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がαよりも大きいときには、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)は、ｋ１からｋ１よりも大きいｋ２まで、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が大きいほど大きくなる特性にしたがって設定されている。図１０では、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)は、ｋ１からｋ２まで線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。
　第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇは、横偏差ｅＬにかかわらず、一定値ｋ３に設定されている。ｋ３は、０よりも大きくかつｋ１よりも小さな値に設定されている。
　図１０に示される横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)の値は、第１ばね剛性係数マップとしてメモリに記憶されている。また、図１０に示される第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの値ｋ３は、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇとしてメモリに記憶されている。
　図１１は、横偏差ｅＬに対する仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)の設定例を示すグラフである。
　仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がα以下のときには、一定値ｃ１に設定されている。ｃ１は、０よりも大きな所定値である。横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がαよりも大きいときには、仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ１よりも大きいｃ２まで、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が大きいほど大きくなる特性にしたがって設定されている。図１１では、仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ２まで線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。
　図１１に示される横偏差ｅＬに対する仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)の値は、粘性減衰係数マップとしてメモリに記憶されている。
　この実施形態では、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時には、例えば図１１の横偏差ｅＬに対する仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)の値を記憶した粘性減衰係数マップと上位ＥＣＵ２０１からの横偏差ｅＬに基づいて、仮想負荷粘性減衰係数ｃの値を設定する。なお、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、予め設定された所定の仮想負荷粘性減衰係数値（固定値）を、仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定してもよい。
　路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時には、仮想負荷ばね剛性係数ｋを設定するためのばね剛性係数設定処理を実行する。ばね剛性係数設定処理については、後述する。
　運転支援モードにおいて、車両が車線境界に向かって移動している状態（車両が車線境界に向かって移動するようにドライバが操舵している状態）を、「車両が逸脱側に向かう状態」ということにする。一方、車両が車線中央に向かって移動している状態（車両が車線中央に戻ろうとしている状態）を、「車両が逸脱回避側に向かう状態」ということにする。
　路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬと、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄと、実操舵角θとに基づいて、車両が逸脱側に向かう状態であるか、車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定する。具体的には、この判定は、横偏差ｅＬの符号と、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔとに基づいて行われる。
　横偏差ｅＬの符号が負である場合、すなわち、車両基準位置が車線中央よりも右側にある場合には、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが所定の閾値β（ただしβ＞０）以上であれば、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定する。
　横偏差ｅＬの符号が負である場合に、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ（ただしβ＞０）以上でなければ、つまり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが、－βよりも大きくかつβ未満である場合および時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下である場合には、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱側に向かう状態であると判定する。
　所定の閾値βを設けているのは、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが閾値β以下の範囲で、車両が逸脱回避側に向かう状態と車両が逸脱側に向かう状態とが頻繁に切り替わるのを防止するためである。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが－βよりも大きくかつβ未満である場合に、路面反力特性設定部４３が、車両が逸脱側に向かう状態であると判定している理由は、車両基準位置が車線中央付近に位置している場合において、ドライバがハンドルを中立位置に保持している状態で車両が少しでも車線境界側に向かっているときに、車両が逸脱側に向かう状態であると判定させるためである。
　なお、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが－βよりも大きくかつβ未満である場合に、路面反力特性設定部４３が、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定するようにしてもよい。
　図１２Ａ、図１２Ｂおよび図１２Ｃは、車両基準位置が車線中央よりも右側にある場合における自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄと実操舵角θとの角度偏差ΔθＡの例を示す模式図である。
　図１２Ａ、図１２Ｂおよび図１２Ｃにおいて、大きなハンドル３０１のハンドル角は、実操舵角θを模式的に表しており、小さなハンドル３０２のハンドル角は、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄを模式的に表している。
　図１２Ａは、車両基準位置が車線中央３１３よりも右側にある場合の車両３００の位置の一例を示す模式図である。なお、符号３１１は、左側車線境界の白線を示し、符号３１２は、右側側車線境界の白線を示している。この場合、横偏差ｅＬの符号は負となる。
　図１２Ｂは、実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄと、角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の一例を示す模式図である。実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄがこの関係にある場合に、例えば、ドライバが左操舵方向（正の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが大きくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは正となる。
　一方、実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄがこの関係にある場合に、例えば、ドライバが右操舵方向（負の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが小さくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは負となる。
　図１２Ｃは、実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄと、角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の一例を示す模式図である。実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄがこの関係にある場合に、例えば、ドライバが左操舵方向（正の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが大きくなり（０に近づき）、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは正となる。
　一方、実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄがこの関係にある場合に、例えば、ドライバが右操舵方向（負の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが小さくなり（０から遠ざかり）、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは負となる。
　横偏差ｅＬの符号が正である場合、すなわち、車両基準位置が車線中央よりも左側にある場合には、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下であれば、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定する。
　横偏差ｅＬの符号が正である場合に、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下でなければ、つまり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが、－βよりも大きくかつβ未満である場合および時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ以上である場合には、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱側に向かう状態であると判定する。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが－βよりも大きくかつβ未満である場合に、路面反力特性設定部４３が、車両が逸脱側に向かう状態であると判定している理由は、前述した通りである。
　なお、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔ／ｄｔが－βよりも大きくかつβ未満である場合に、路面反力特性設定部４３が、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定するようにしてもよい。
　図１３は、運転支援モード時に路面反力特性設定部４３によって行われるばね剛性係数設定処理の手順を示すフローチャートである。図１３に示されるばね剛性係数設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　路面反力特性設定部４３は、まず、上位ＥＣＵ２０１から与えられる横偏差ｅＬおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄならびに減速比除算部４２によって演算される実操舵角θを取得する（ステップＳ１１）。
　次に、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬが０よりも小さいか否かを判別する（ステップＳ１２）。言い換えれば、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬの符号が負であるか否かを判別する。
　横偏差ｅＬが０よりも小さい場合には（ステップＳ１２：ＹＥＳ）、路面反力特性設定部４３は、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ以上であるか否かを判別する（ステップＳ１３）。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ以上である場合には（ステップＳ１３：ＹＥＳ）、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定し、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇを仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する（ステップＳ１４）。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ１３において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ未満であると判別された場合には（ステップＳ１３：ＮＯ）、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱側に向かう状態であると判定し、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）を仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する（ステップＳ１５）。
　具体的には、路面反力特性設定部４３は、図１０の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）の値を記憶した第１ばね剛性係数マップとステップＳ１１で取得した横偏差ｅＬとに基づいて、当該横偏差ｅＬに応じた第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）の値を、仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ１２において、横偏差ｅＬが０以上であると判別された場合には（ステップＳ１２：ＮＯ）、路面反力特性設定部４３は、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下であるか否かを判別する（ステップＳ１６）。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下である場合には（ステップＳ１６：ＹＥＳ）、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定し、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇを仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する（ステップＳ１７）。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ１６において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－βよりも大きいと判別された場合には（ステップＳ１６：ＮＯ）、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱側に向かう状態であると判定し、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）を仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する（ステップＳ１８）。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　なお、ステップＳ１４、Ｓ１７において、前回の演算周期において、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）が仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定されている場合には、仮想負荷ばね剛性係数ｋの前回値から第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの値まで仮想負荷ばね剛性係数ｋを漸減させることが好ましい。
　同様に、ステップＳ１５、Ｓ１８において、前回の演算周期において、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇが仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定されている場合には、仮想負荷ばね剛性係数ｋの前回値から第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）の値まで仮想負荷ばね剛性係数ｋを漸増させることが好ましい。
　運転モードが通常モードである場合には、第１重みＷ１が１に設定され、第２重みＷ２が０に設定されるので、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄは、モータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄに反映されない。言い換えれば、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに基づく操舵反力は反映されない。しかし、この実施形態では、通常モード時においても、手動操舵指令値生成部４５が手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算動作を継続できるようにするために、路面反力特性設定部４３に、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃを設定させるようにしている。
　具体的には、運転モードが通常モードである場合には、路面反力特性設定部４３は、仮想負荷ばね剛性係数ｋを予め設定した所定値ｋＭに設定し、仮想負荷粘性減衰係数ｃを予め設定した所定値ｃＭに設定する。ｋＭは、例えば、図１０のｋ１に設定されてもよい。ｃＭは、例えば、図１１のｃ１に設定されてもよい。
　なお、通常モード時に手動操舵指令値生成部４５の動作を停止させてもよい。この場合には、路面反力特性設定部４３は、通常モード時に仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃを設定しなくてもよい。
　以上のような構成では、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合には、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）が仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。一方、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合には、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇが仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。
　これにより、車両が逸脱側に向かう状態および車両が逸脱回避側に向かう状態それぞれに適した仮想負荷ばね剛性係数ｋを設定することができる。これにより、車両が逸脱側に向かう状態および車両が逸脱回避側に向かう状態それぞれに適した操舵反力を発生させることができる。つまり、この第１実施形態では、運転支援モード時において、新規な方法で操舵反力をドライバに与えることができる。
　具体的には、車両が逸脱側に向かう状態では、車両基準位置の車線中央からの距離が大きくなるほど操舵反力が大きくなるので、車両が車線を逸脱するのを効果的に回避することができる。車両が逸脱回避側に向かう状態では、車両が逸脱側に向かう状態に比べて、操舵反力が小さくなるので、車両挙動の安定化およびドライバへの違和感が低減される。
　なお、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇは、図１０に示すように、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）よりも小さいことが好ましい。
　ただし、この第１実施形態では、車両基準位置が車線中央からα以内にある場合には、第１重みＷ１が１に設定され、第２重みＷ２が０に設定されるので、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄは、モータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄに反映されない。言い換えれば、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに基づく操舵反力は反映されない。このようにしても、車両基準位置が車線中央に比較的近い位置にあるため、車両が車線を逸脱することはない。
　特許文献１に記載の技術では、走行車線に対する車両のヨー角に基づいて制御ゲインが変更される。ヨー角の検出はドライバ操作に対して遅れが生じるので、ドライバ操作に対して制御ゲインを変更するタイミングが遅くなるという問題がある。
　これに対して、この第１実施形態では、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔに基づいて、車両が逸脱側に向かう状態であるか車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、その判定結果に基づいて仮想負荷ばね剛性係数ｋを切り替えている。この時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔはドライバ操作に対して遅れが生じにくいので、ドライバによる操舵方向の切り替えに対して仮想負荷ばね剛性係数ｋの切り替えを迅速に行うことができる。これにより、ドライバにとって直感的な操舵感が得られる。
　［路面反力特性設定部４３の第１変形例の説明］
　路面反力特性設定部４３の第１変形例について説明する。前述の第１実施形態では、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合と、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合とで、仮想負荷ばね剛性係数ｋが切り替えられている。
　路面反力特性設定部４３の第１変形例では、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合と、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合とで、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃの両方が切り替えられる。
　この場合には、仮想負荷ばね剛性係数ｋとして、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋr(ｅＬ)と第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇとの２種類の剛性係数が用意されるとともに、仮想負荷粘性減衰係数ｃとして、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)と第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇとの２種類の減衰係数が用意される。
　図１４は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)および第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの設定例を示すグラフである。
　第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がα以下のときには、一定値ｃ１に設定されている。ｃ１は、０よりも大きな所定値である。横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がαよりも大きいときには、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ１よりも大きいｃ２まで、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が大きいほど大きくなる特性にしたがって設定されている。図１４では、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ２まで線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。
　第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇは、横偏差ｅＬにかかわらず、一定値ｃ３に設定されている。ｃ３は、０よりも大きくかつｃ１よりも小さな値に設定されている。図１４に示すように、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇは、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)よりも小さいことが好ましい。ただし、図１４に鎖線で示すように、操舵反力の戻りを緩やかにする目的で、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇは、ｃ１よりも大きな値（ｃ４）に設定してもよい。
　図１４に示される横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値は、第１粘性減衰係数マップとしてメモリに記憶されている。また、図１４に示される第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの値ｃ３またはｃ４は、メモリに記憶されている。
　図１５は、運転支援モード時に第１変形例に係る路面反力特性設定部４３によって行われる路面反力特性設定処理の手順を示すフローチャートである。図１５に示される路面反力特性設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　図１５において、前述の図１３の各ステップに対応するステップには図１３と同じステップ番号を付して示す。
　ステップＳ１４Ａ、Ｓ１５Ａ、Ｓ１７ＡおよびＳ１８Ａの処理が、それぞれ図１３のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８の処理と異なっている。その他のステップＳ１１，Ｓ１２，Ｓ１３およびＳ１６の処理は、それぞれ図１３のステップＳ１１，Ｓ１２，Ｓ１３およびＳ１６の処理と同じである。
　ステップＳ１４Ａ、Ｓ１７Ａでは、路面反力特性設定部４３は、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇを仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定するとともに、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇを仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　ステップＳ１５Ａ、Ｓ１８Ａでは、路面反力特性設定部４３は、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）を仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定するとともに第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)を仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。
　具体的には、路面反力特性設定部４３は、図１０の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒの値を記憶した第１ばね剛性係数マップとステップＳ１１で取得した横偏差ｅＬとに基づいて、横偏差ｅＬに応じた第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒの値を、仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定する。
　また、路面反力特性設定部４３は、図１４の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値を記憶した第１粘性減衰係数マップとステップＳ１１で取得した横偏差ｅＬとに基づいて、当該横偏差ｅＬに応じた第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値を、仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。
　通常モード時における路面反力特性設定部４３の動作は、前述の第１実施形態と同様である。
　［路面反力特性設定部４３の第２変形例の説明］
　路面反力特性設定部４３の第２変形例について説明する。前述の路面反力特性設定部４３の第１変形例では、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合と、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合とで、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃが切り替えられている。
　路面反力特性設定部４３の第２変形例では、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合と、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合とで、仮想負荷粘性減衰係数ｃのみが切り替えられる。
　路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時には、例えば、図１０の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ(ｅＬ)の値を記憶した粘性減衰係数マップと上位ＥＣＵ２０１からの横偏差ｅＬに基づいて、仮想負荷ばね剛性係数ｋの値を設定する。なお、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、予め設定された所定の仮想負荷ばね剛性係数値（固定値）を、仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定してもよい。
　仮想負荷粘性減衰係数ｃとして、例えば図１４に示される第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)および第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの２種類の減衰係数が用意される。図１４に示される横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値は、第１粘性減衰係数マップとしてメモリに記憶されている。また、図１４に示される第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの値ｃ３は、メモリに記憶されている。
　路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時には、仮想負荷粘性減衰係数ｃを設定するための粘性減衰係数設定処理を実行する。
　図１６は、運転支援モード時に路面反力特性設定部４３によって行われる粘性減衰係数設定処理の手順を示すフローチャートである。図１６に示される粘性減衰係数設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　図１６において、前述の図１３の各ステップに対応するステップには図１３と同じステップ番号を付して示す。
　ステップＳ１４Ｂ、Ｓ１５Ｂ、Ｓ１７ＢおよびＳ１８Ｂの処理が、それぞれ図１３のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８の処理と異なっている。その他のステップＳ１１，Ｓ１２，Ｓ１３およびＳ１６の処理は、それぞれ図１３のステップＳ１１，Ｓ１２，Ｓ１３およびＳ１６の処理と同じである。
　ステップＳ１４Ｂ、Ｓ１７Ｂでは、路面反力特性設定部４３は、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇを仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。そして、今回の演算周期での処理を終了する。
　ステップＳ１５Ｂ、Ｓ１８Ｂでは、路面反力特性設定部４３は、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)を仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。
　具体的には、路面反力特性設定部４３は、図１４の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値を記憶したばね剛性係数マップとステップＳ１１で取得した横偏差ｅＬとに基づいて、当該横偏差ｅＬに応じた第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ(ｅＬ)の値を、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃとして設定する。
　通常モード時における路面反力特性設定部４３の動作は、前述の第１実施形態と同様である。
　［重み設定部５２の変形例の説明］
　重み設定部５２の変形例について説明する。前述の第１実施形態（図２および図９）では、重み設定部５２は、モード信号Ｓｍｏｄｅおよび横偏差ｅＬに基づいて、第１重みＷ１および第２重みＷ２を設定している。変形例に係る重み設定部５２は、モード信号Ｓｍｏｄｅのみに基づいて、第１重みＷ１および第２重みＷ２を設定する。
　重み設定部５２は、運転モードが通常モードの場合には、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。運転モードが運転支援モードの場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する。その他は、前述の第１実施形態と同様である。つまり、路面反力特性設定部４３の動作は、前述の第１実施形態の図１３に示される動作と同じである。
　したがって、この変形例においても、前述の第１実施形態と同様に、運転支援モード時において、車両が逸脱側に向かう状態であると判定された場合には、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）が仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。一方、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定された場合には、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇが仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。
　この変形例では、前述の第１実施形態と異なり、運転支援モード時において、車両基準位置が車線中央からα以内にある場合にも、第１重みＷ１が０に設定され、第２重みＷ２が１に設定される。このため、運転支援モード時において、車両基準位置が車線中央からα以内にある場合にも、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに基づく操舵反力が反映される。
　前述の第１変形例に係る路面反力特性設定部４３が路面反力特性設定部４３として用いられる場合（図１５参照）または前述の第２変形例に係る路面反力特性設定部４３が路面反力特性設定部４３として用いられる場合（図１６参照）においても、変形例に係る重み設定部５２を重み設定部５２として用いることができる。
　［第２実施形態の説明］
　第２実施形態では、重み設定部５２の動作と路面反力特性設定部４３の動作とが、前述の第１実施形態と異なっている。
　第２実施形態では、前述の重み設定部５２の変形例と同様に、重み設定部５２は、運転モードが通常モードの場合には、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。運転モードが運転支援モードの場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する。
　また、第２実施形態では、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、所定の演算周期毎に、上位ＥＣＵ２０１から与えられる横偏差ｅＬおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄならびに減速比除算部４２によって演算される実操舵角θを取得する。次に、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあるか否かを判別する。そして、路面反力特性設定部４３は、その判別結果に応じた処理を行う。言い換えれば、第２実施形態では、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にある場合と、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外にある場合とで、異なる動作を行う。
　具体的には、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外にあると判別された場合には、路面反力特性設定部４３は、前述の第１実施形態の図１３のステップＳ１２以降の処理を行う。この際に使用される仮想負荷粘性減衰係数ｃとしては、図１１に示される仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)が用いられてもよいし、予め設定された所定値（固定値）が用いられてもよい。
　一方、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあると判定された場合には、路面反力特性設定部４３は、車両が逸脱回避側に向かう状態であるか、車両が逸脱側に向かう状態であるかを判定することなく、仮想負荷ばね剛性係数ｋを予め設定された所定値（例えば、図１０のｋ１）に設定するとともに、仮想負荷粘性減衰係数ｃを予め設定された所定値（例えば、図１１のｃ１）に設定する。
　路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあるか否かの判別結果に応じて、次のような動作を行うものであってもよい。すなわち、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外にあると判別された場合には、路面反力特性設定部４３は、前述の図１５のステップＳ１２以降の処理を行う。一方、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあると判別された場合には、路面反力特性設定部４３は、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃをそれぞれ予め設定された所定値に設定する。
　また、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあるか否かの判別結果に応じて、次のような動作を行うものであってもよい。すなわち、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外にあると判別された場合には、路面反力特性設定部４３は、前述の図１６のステップＳ１２以降の処理を行う。一方、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあると判別された場合には、路面反力特性設定部４３は、仮想負荷ばね剛性係数ｋおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃをそれぞれ予め設定された所定値に設定する。
　この第２実施形態では、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外では、レーンキープアシスト（ＬＫＡ）が行われ、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内では、レーンセンタリングアシスト（ＬＣＡ）制御が行われる。
　［第３実施形態の説明］
　第３実施形態では、重み設定部５２の動作と路面反力特性設定部４３の動作とが、前述の第１実施形態と異なっている。
　第３実施形態では、前述の重み設定部５２の変形例と同様に、重み設定部５２は、運転モードが通常モードの場合には、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。運転モードが運転支援モードの場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する。
　また、第３実施形態では、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にある場合と、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲外にある場合とで、異なる動作を行う。
　具体的には、第３実施形態においては、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、図１７に示される路面反力特性設定処理を行う。図１７において、図１３と同じステップには、図１３と同じステップ番号を付して示す。図１７に示される路面反力特性設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　路面反力特性設定部４３は、まず、上位ＥＣＵ２０１から与えられる横偏差ｅＬおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄならびに減速比除算部４２によって演算される実操舵角θを取得す（ステップＳ１１）。
　次に、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内であるか否かを判別する（ステップＳ２１）。言い換えれば、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にあるか否かを判別する。
　横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合には（ステップＳ２１：ＮＯ）、路面反力特性設定部４３は、ステップＳ１２に移行する。具体的には、路面反力特性設定部４３は、横偏差ｅＬが０よりも小さいか否かを判別する。ステップＳ１２～Ｓ１８の処理は、それぞれ図１３のステップＳ１２～Ｓ１８の処理と同じであるので、その詳細な説明を省略する。
　ステップＳ２１において、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内であると判別された場合には（ステップＳ２１：ＹＥＳ）、路面反力特性設定部４３は、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）が０よりも小さいか否かを判別する（ステップＳ２２）。言い換えれば、路面反力特性設定部４３は、角度偏差ΔθＡの符号が負であるか否かを判別する。
　角度偏差ΔθＡが０よりも小さい場合には（ステップＳ２２：ＹＥＳ）、路面反力特性設定部４３は、ステップＳ１３に移行する。
　一方、角度偏差ΔθＡが０以上である場合には（ステップＳ２２：ＮＯ）、路面反力特性設定部４３は、ステップＳ１６に移行する。
　図１７において、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合には、図１３に示される処理と同様の処理が行われる。この場合には、横偏差ｅＬと角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔとに基づいて車両が逸脱側に向かう状態であるか、逸脱回避側向かう状態であるかかが判定される。
　しかし、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内であると判別された場合には、角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）が０よりも小さいか否かが判別される。この点において、図１７の処理は、図１３に示される処理と異なる。この場合には、角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）とその時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔとに基づいて車両が逸脱側に向かう状態であるか、逸脱回避側向かう状態であるかかが判定される。
　横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合と横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内であると判別された場合の処理との違いについて、図１２Ｂおよび図１２Ｃを用いて、具体的に説明する。
　実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄが図１２Ｃの関係（車両が車線中央より右側にあり、θ－θＡＤ，ｃｍｄ＜０である関係）にあり、かつ横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内にある状態を第１状態ということにする。第１状態において、例えば、ドライバが左操舵方向（正の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが大きくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは正となる。この場合には、図１７のステップＳ２１でＹＥＳとなり、ステップＳ２２でＹＥＳとなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが閾値βを上回った場合、ステップＳ１３でＹＥＳとなる。これにより、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定され、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇが仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。つまり、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合の処理（図１３の処理）と同じ結果となる。
　第１状態において、例えば、ドライバが右操舵方向（負の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが小さくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは負となる。この場合には、図１７のステップＳ２１でＹＥＳとなり、ステップＳ２２でＹＥＳとなり、ステップＳ１３でＮＯとなる。これにより、車両が逸脱側に向かう状態であると判定され、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）が仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。つまり、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合の処理（図１３の処理）と同じ結果となる。
　実操舵角θおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄが図１２Ｂの関係（車両が車線中央より右側にあり、θ－θＡＤ，ｃｍｄ≧０である関係）にあり、かつ横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲内にある状態を第２状態ということにする。第２状態において、例えば、ドライバが左操舵方向（正の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが大きくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは正となる。この場合には、図１７のステップＳ２１でＹＥＳとなり、ステップＳ２２でＮＯとなり、ステップＳ１６でＮ０となる。これにより、車両が逸脱側に向かう状態であると判定され、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒ（ｅＬ）が仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。
　この場合には、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合の処理（図１３の処理）とは異なる結果となる。つまり、横偏差ｅＬがーα～＋αの範囲内にある場合において、ドライバが自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄをさらに上回るような実操舵角θを与えた場合には、車両が逸脱側に向かう状態であると判定される。言い換えれば、ドライバが切り戻し過ぎて、車線中央を超える可能性が高くなる場合に、車両が逸脱側に向かう状態であると判定される
　第２状態において、例えば、ドライバが右操舵方向（負の方向）にハンドルを切ると、角度偏差ΔθＡが小さくなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔは負となる。この場合には、図１７のステップＳ２１でＹＥＳとなり、ステップＳ２２でＮＯとなり、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが閾値－βを下回った場合、ステップＳ１６でＹＥＳとなる。これにより、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定され、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇが仮想負荷ばね剛性係数ｋとして設定される。この場合には、横偏差ｅＬがーα≦ｅＬ≦＋αの範囲外であると判別された場合の処理（図１３の処理）とは異なる結果となる。
　路面反力特性設定部４３は、図１７のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８それぞれの処理に代えて、図１５のステップＳ１４Ａ、Ｓ１５Ａ、Ｓ１７ＡおよびＳ１８Ａの処理を行うようにしてもよい。
　また、路面反力特性設定部４３は、図１７のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８それぞれの処理に代えて、図１６のステップＳ１４Ｂ、Ｓ１５Ｂ、Ｓ１７ＢおよびＳ１８Ｂの処理を行うようにしてもよい。
　［第４実施形態の説明］
　第４実施形態では、重み設定部５２の動作と路面反力特性設定部４３の動作とが、前述の第１実施形態と異なっている。
　第４実施形態では、前述の重み設定部５２の変形例と同様に、重み設定部５２は、運転モードが通常モードの場合には、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。運転モードが運転支援モードの場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する。
　第４実施形態では、路面反力特性設定部４３は、運転支援モード時において、図１８に示される路面反力特性設定処理を行う。図１８において、図１３と同じステップには、図１３と同じステップ番号を付して示す。図１８に示される路面反力特性設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　図１８のステップＳ１２Ａが、図１３のステップＳ１２と異なっている。つまり、図１８の路面反力特性設定処理では、ステップＳ１２Ａにおいて、路面反力特性設定部４３は、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）が０よりも小さいか否かを判別する。そして、角度偏差ΔθＡが０よりも小さいと判別された場合には、路面反力特性設定部４３はステップＳ１３に進み、角度偏差ΔθＡが以上であると判別された場合には、路面反力特性設定部４３はステップＳ１６に進む。図１３のステップＳ１２以外の処理は、第１実施形態で説明した処理内容と同じである。
　なお、運転支援モード時に使用される仮想負荷粘性減衰係数ｃとしては、図１１に示される仮想負荷粘性減衰係数ｃ（ｅＬ）が用いられてもよいし、予め設定された所定値（固定値）が用いられてもよい。
　なお、路面反力特性設定部４３は、図１８のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８それぞれの処理に代えて、図１５のステップＳ１４Ａ、Ｓ１５Ａ、Ｓ１７ＡおよびＳ１８Ａの処理を行うようにしてもよい。
　また、路面反力特性設定部４３は、図１８のステップＳ１４、Ｓ１５、Ｓ１７およびＳ１８それぞれの処理に代えて、図１６のステップＳ１４Ｂ、Ｓ１５Ｂ、Ｓ１７ＢおよびＳ１８Ｂの処理を行うようにしてもよい。
　[モータ制御用ＥＣＵの変形例の説明]
　図１９は、モータ制御用ＥＣＵの第１変形例を示すブロック図である。図１９において、前述の図２の各部に対応する部分には、図２と同じ符号を付して示す。
　図１９のモータ制御用ＥＣＵ２０２Ａでは、以下の（１），（２）において、図２のモータ制御用ＥＣＵ２０２と異なっている。
（１）図２の路面反力特性設定部４３に代えて、運動方程式設定部４３Ａが設けられている。
（２）手動操舵指令値生成部４５Ａの構成が、図２の手動操舵指令値生成部４５の構成と異なっている。
　運動方程式設定部４３Ａは、上位ＥＣＵ２０１から与えられる横偏差ｅＬに基づいて、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を設定する。また、運動方程式設定部４３Ａは、手動操舵指令値生成部４５Ａによって用いられる仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを設定する。また、運動方程式設定部４３Ａは、手動操舵指令値生成部４５Ａによって用いられる第３～第６重みＷ３～Ｗ６を設定する。運動方程式設定部４３Ａは、運転支援モード時には、後述する係数／重み設定処理を行う。
　なお、重み設定部５２は、運転モードが通常モードである場合には、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定するものとする。運転モードが運転支援モードである場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定するものとする。
　したがって、運転モードが通常モードである場合には、アシストトルク指令値設定部４４によって設定されたアシストトルクＴａｓｓｔが、モータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄとしてトルク制御部５１に与えられる。一方、運転モードが運転支援モードである場合には、角度制御部４７によって演算される統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄがモータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄとしてトルク制御部５１に与えられる。
　図２０は、横偏差ｅＬに対する目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)の設定例を示すグラフである。
　横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓ（ただし、ｅＬ，ｓ＞０）からｅＬ，ｓまでの範囲では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、－Ｔｔｂ，ｄ，ｓ（ただし、Ｔｔｂ，ｄ，ｓ＞０）からＴｔｂ，ｄ，ｓまで、横偏差ｅＬが大きいほど大きくなるように設定されている。この例では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、線形的に変化しているが、非線形的に変化してもよい。この例では、ｅＬ，ｓは、零よりも大きくかつ、走行車線幅の１／２よりも小さい所定値に設定されている。
　横偏差ｅＬがｅＬ，ｓからｅＬ，ｍ（ただし、ｅＬ，ｍ＞ｅＬ，ｓ）までの範囲では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、Ｔｔｂ，ｄ，ｓからＴｔｂ，ｄ，ｍ（ただし、Ｔｔｂ，ｄ，ｍ＞Ｔｔｂ，ｄ，ｓ）まで、横偏差ｅＬが大きいほど大きくなるように設定されている。横偏差ｅＬがｅＬ，ｓからｅＬ，ｍまでの範囲では、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓからｅＬ，ｓまでの範囲と比較して、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を表す直線の傾きが大きくなるように設定されている。この例では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、線形的に変化しているが、非線形的に変化してもよい。横偏差ｅＬがｅＬ，ｍより大きい範囲では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、Ｔｔｂ，ｄ，ｍに設定されている。
　横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓから－ｅＬ，ｍ（ただし、－ｅＬ，ｍ＜－ｅＬ，ｓ）までの範囲では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、－Ｔｔｂ，ｄ，ｓから－Ｔｔｂ，ｄ，ｍ（ただし、－Ｔｔｂ，ｄ，ｍ＜－Ｔｔｂ，ｄ，ｓ）まで、横偏差ｅＬが小さいほど小さくなるように設定されている。横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓから－ｅＬ，ｍまでの範囲では、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓからｅＬ，ｓまでの範囲と比較して、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を表す直線の傾きが大きくなるように設定されている。この例では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、線形的に変化しているが、非線形的に変化してもよい。横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｍより小さい範囲では、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、－Ｔｔｂ，ｄ，ｍに設定されている。
　運動方程式設定部４３Ａによって設定される目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、手動操舵指令値生成部４５Ａに与えられる。
　この変形例では、運転支援モード時に使用される仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒと第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇとの２種類の剛性係数が用意されている。
　図２１は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒおよび第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの設定例を示すグラフである。
　第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒは、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が図２０のｅＬ，ｓ以下の範囲にのみ設定される。第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒは、横偏差ｅＬにかかわらず、一定値ｋ１に設定されている。ｋ１は、０よりも大きな所定値である。第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇは、横偏差ｅＬにかかわらず、一定値ｋ３に設定されている。ｋ３は、０よりも大きくかつｋ１よりも小さな値に設定されている。図２１に示される第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒの値ｋ１および第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇの値ｋ３は、メモリに記憶されている。
　この変形例では、運転支援モード時に使用される仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）と第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇとの２種類の減衰係数が用意されている。
　図２２は、横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）および第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの設定例を示すグラフである。
　第１仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がｅＬ，ｓ以下のときには、一定値ｃ１に設定されている。ｃ１は、０よりも大きな所定値である。横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜がｅＬ，ｓよりも大きいときには、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ１よりも大きいｃ２まで、横偏差ｅＬの絶対値｜ｅＬ｜が大きいほど大きくなる特性にしたがって設定されている。図２２では、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)は、ｃ１からｃ２まで線形に変化しているが、非線形に変化してもよい。
　第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇは、横偏差ｅＬにかかわらず、一定値ｃ３に設定されている。ｃ３は、０よりも大きくかつｃ１よりも小さな値に設定されている。
　図２２に示される横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃ(ｅＬ)の値は、粘性減衰係数マップとしてメモリに記憶されている。また、図２２に示される第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇの値ｃ３は、メモリに記憶されている。
　手動操舵指令値生成部４５Ａについて説明する。
　まず、特許文献２（国際公開第２０２３／２８６１６９号）に記載された手動操舵指令値生成部（以下、「比較例の手動操舵指令値生成部）という。）による手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの設定方法について説明する。
　比較例の手動操舵指令値生成部は、図２３のリファレンスＥＰＳモデルを用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを生成する。図２３のリファレンスＥＰＳモデルは、本開示の「操舵装置のリファレンスモデル」の一例である。
　このリファレンスＥＰＳモデルは、ロアコラムを含む単一慣性モデルである。ロアコラムは、出力軸９およびウォームホイール２１に対応する。ただし、このモデルは一例であり、上記以外の構成（例えばラックバーなど）を含む慣性モデルであってもよい。図２３において、Ｊｍｄは、ロアコラムの慣性（以下、「コラム慣性」という。）であり、θｃｏｌはロアコラムの回転角であり、Ｔｔｂは、トーションバートルクである。ロアコラムには、トーションバートルクＴｔｂ、電動モータ１８から出力軸９に作用するトルクＮ・Ｔｍおよび路面反力トルク（仮想反力）Ｔｒｌが与えられる。
　路面反力トルクＴｒｌは、仮想ばねの剛性係数である仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄおよび仮想ダンパの粘性減衰係数である仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを用いて、次式(10)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄおよび仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄは、予め実験、解析等によって求められている。以下において、ｋｍｄ・θｃｏｌを仮想ばね反力といい、ｃｍｄ（ｄθｃｏｌ／ｄｔ）を仮想ダンパ反力という場合がある。
　リファレンスＥＰＳモデルの運動方程式は、次式(11)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　式(11)において、Ｊｍｄ・ｄ２θｃｏｌ／ｄｔ２は、ロアコラムに作用する慣性モーメントである。
　比較例の手動操舵指令値生成部は、Ｔｔｂにトルクセンサ１２によって検出されるトーションバートルクＴｔｂを代入し、Ｔｍにアシストトルク指令値設定部４４によって設定されるアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを代入して、式(11)の微分方程式を解くことにより、ロアコラムの回転角θｃｏｌを演算する。そして、比較例の手動操舵指令値生成部は、得られたロアコラムの回転角θｃｏｌを手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄとして生成する。このようにして、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを設定する方法を比較方法ということにする。
　式(11)の運動方程式は、ＴｍをＴａｓｓｔに置き換えるとともに、θｃｏｌをθＭＤ，ｃｍｄに置き換えた運動方程式と等価である。
　比較方法では、仮想ばね反力として、仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄにロアコラムＪｍｄの回転角θｃｏｌ（手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄ）を乗算した値が用いられている。このため、仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして車両基準位置の横位置に応じた値を用いたとしても、仮想ばね反力として車両基準位置の横位置に応じたトルクを設定することはできない。このため、比較方法では、協調制御モード時には、仮想ばね反力ｋｍｄ・θｃｏｌ（＝ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ）は、成り行き任せの反力となる。
　この変形例では、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前述したリファレンスＥＰＳモデルの運動方程式(式(11))を利用して手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。具体的には、この変形例では、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前述したリファレンスＥＰＳモデルの運動方程式(式(11))を変形した運動方程式を用いて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　図２４は、手動操舵指令値生成部４５Ａの構成を示すブロック図である。
　図２４において、Ｊｍｄは、コラム慣性である。ｓは、微分演算子である。θＭＤ，ｃｍｄは、手動操舵指令値であり、比較方法のロアコラムの回転角θｃｏｌに相当する。ｋｍｄは、仮想負荷ばね剛性係数であり、運動方程式設定部４３Ａによって設定される。ｃｍｄは、仮想負荷粘性減衰係数であり、運動方程式設定部４３Ａによって設定される。Ｔａｓｓｔは、アシストトルク指令値設定部４４によって設定されるアシストトルク指令値である。
　手動操舵指令値生成部４５Ａは、減速比乗算部４３１と、加減算部４０１と、慣性除算部４０２と、第１積分部４０３と、第２積分部４０４と、仮想ダンパ反力演算部４０５と、第１仮想ばね反力演算部４０６と、第３重み乗算部４０７と、第２仮想ばね反力演算部４０８と、第５重み乗算部４０９と、第１加算部４１０と、第６重み乗算部４１１と、第２加算部４１２と、第４重み乗算部４１３と、第３加算部４１４とを含む。
　減速比乗算部４３１は、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔに減速機１９の減速比Ｎを乗算することにより、電動モータ１８の回転軸に対するアシストトルク指令値Ｔａｓｓｔを、出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔに変換する。減速比乗算部４３１によって演算された出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔは、加減算部４０１に与えられるとともに、第１加算部４１０に与えられる。
　加減算部４０１には、トーションバートルクＴｔｂと、減速比乗算部４３１によって演算された出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔと、仮想ダンパ反力演算部４０５から与えられる仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔと、第３加算部４１４の加算結果Ｘが与えられる。
　加減算部４０１は、トーションバートルクＴｔｂに出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔを加算し、その加算結果から仮想ダンパ反力θｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔおよびＸを減算する。これにより、加減算部４０１は、前記式(11)の左辺のＪｍｄ・ｄ２θｃｏｌ／ｄｔ２に相当する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２（＝Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ－ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－Ｘ）を演算する。
　慣性除算部４０２は、加減算部４０１によって演算された慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２をコラム慣性Ｊｍｄで除算することにより、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの２階微分値ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２を演算する。
　第１積分部４０３は、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの２階微分値ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２を積分することにより、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの１階微分値ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを演算する。
　第２積分部４０４は、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの１階微分値ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを積分することにより、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。この手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄが、手動操舵指令値生成部４５Ａから出力される。
　仮想ダンパ反力演算部４０５は、第１積分部４０３によって演算された手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの１階微分値ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔに仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを乗算することにより、仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを演算する。この仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔが、加減算部４０１にフィードバックされる。
　第１仮想ばね反力演算部４０６は、第２積分部４０４によって演算された手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄを乗算することにより、第１仮想ばね反力ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　第３重み乗算部４０７は、第１仮想ばね反力ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄに第３重みＷ３を乗算する。
　第２仮想ばね反力演算部４０８は、第２積分部４０４によって演算された手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄを乗算することにより、第２仮想ばね反力ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　第５重み乗算部４０９は、第２仮想ばね反力ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄに第５重みＷ５を乗算する。
　第１加算部４１０は、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)に、減速比乗算部４３１によって演算された出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔを加算する。第６重み乗算部４１１は、第１加算部４１０の演算結果（Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)に第６重みＷ６を乗算する。
　第２加算部４１２は、第５重み乗算部４０９の演算結果Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄと、第６重み乗算部４１１の演算結果Ｗ６・（Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)とを加算する。
　第４重み乗算部４１３は、第２加算部４１２の演算結果｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝に第４重みＷ４を乗算する。
　第３加算部４１４は、第３重み乗算部４０７の演算結果Ｗ３・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄと、第４重み乗算部４１３の演算結果Ｗ４・｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝とを加算する。第３加算部４１４の加算結果［｛Ｗ３・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ｝＋Ｗ４・｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝］がＸとして、加減算部４０１にフィードバックされる。
　この変形例では、後述するように、車両が逸脱回避側（非逸脱側）に向かう状態である場合には、第３重みＷ３が１に設定され、第４重みＷ４が零に設定される。一方、車両が逸脱側に向かう状態である場合には、第３重みＷ３が零に設定され、第４重みＷ４が１に設定される。
　また、車両が逸脱側に向かう状態である場合において、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さい場合には、運転支援モードがレーン・センタリング・アシストモード（ＬＣＡモード）となり、第５重みＷ５が１に設定され、第６重みＷ６が零に設定される。
　一方、車両が逸脱側に向かう状態である場合において、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓ以下である場合またはｅＬ，ｓ以上である場合には、運転支援モードがレーン・キーピング・アシストモード（ＬＫＡモード）となり、第５重みＷ５が零に設定され、第６重みＷ６が１に設定される。
　車両が逸脱回避側（非逸脱側）に向かう状態である場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｘは、ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄとなる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。後述するように、この場合には、ｃｍｄ＝ｃｇ（図２２参照），ｋｍｄ＝ｋｇ（図２１参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｇ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｇ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、次式(12)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　式(12)において、Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２は慣性モーメントである。ｃｇ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔは仮想ダンパ反力である。ｋｇ・θＭＤ，ｃｍｄは、仮想ばね反力である。
　つまり、車両が逸脱回避側に向かう状態である場合には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(11)の運動方程式における仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθｃｏｌ／ｄｔとしてｃｇ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを用い、前記式(11)の運動方程式における仮想ばね反力ｋｍｄ・θｃｏｌとしてｋｇ・θＭＤ，ｃｍｄを用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　車両が逸脱側に向かう状態であり、かつ、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さい場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｘは、ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄとなる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。後述するように、この場合には、ｃｍｄ＝ｃｒ（ｅＬ）（図２２参照），ｋｍｄ＝ｋｒ（図２１参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｒ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、次式(13)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　式(13)において、Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２は慣性モーメントである。ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄは仮想ダンパ反力である。ｋｒ・θＭＤ，ｃｍｄは、仮想ばね反力である。
　つまり、ＬＣＡモード時には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(11)の運動方程式における仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθｃｏｌ／ｄｔとして横偏差ｅＬに応じたｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを用い、前記式(11)の運動方程式における仮想ばね反力ｋｍｄ・θｃｏｌとしてｋｒ・θＭＤ，ｃｍｄを用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。したがって、ＬＣＡモード時には、車両が逸脱回避側に向かう状態である場合に比べて、仮想ダンパ反力および仮想ばね反力を大きくすることができる。
　車両が逸脱側に向かう状態であり、かつ、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓ以下である場合またはｅＬ，ｓ以上である場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｘは、Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)となる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)）となる。後述するように、この場合には、ｃｍｄ＝ｃｒ（ｅＬ）（図２２参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、(Ｔｔｂ―ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ―Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ))となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、次式(14)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　式(14)において、Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２は慣性モーメントである。ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄは仮想ダンパ反力である。Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は、目標仮想ばね反力である。
　つまり、ＬＫＡモード時には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(11)の運動方程式におけるＮ・Ｔｍ（＝Ｎ・Ｔａｓｓｔ）を０とし、前記式(11)の運動方程式における仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθｃｏｌ／ｄｔとして横偏差ｅＬに応じた仮想ダンパ反力ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔを用い、前記式(11)の運動方程式における仮想ばね反力ｋｍｄ・θｃｏｌとして、横偏差ｅＬに応じた目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄ演算する。
　したがって、ＬＫＡモード時には、車両が逸脱回避側に向かう状態である場合に比べて、仮想ダンパ反力を大きくすることができる。また、ＬＫＡモード時には、ＬＣＡモード時に比べて、横偏差ｅＬに対応した操舵反力をドライバに与えることができる。これにより、ドライバは、走行車線中央からの距離または車線までの距離を認識しやすくなる。
　なお、図２４では、第１加算器４１０に減速比乗算部４３１の演算結果Ｎ・Ｔａｓｓｔが与えられているが、第１加算器４１０に減速比乗算部４３１の演算結果Ｎ・Ｔａｓｓｔを与えなくてもよい。この場合には、ＬＫＡモード時には、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(14)の右辺にＮ・Ｔａｓｓｔが加算された運動方程式に基づいて、手動操舵指令値ＭＤ，ｃｍｄを演算することになる。
　図２５Ａおよび図２５Ｂは、運転支援モード時に運動方程式設定部４３Ａによって行われる係数／重み設定処理の手順を示すフローチャートである。図２５Ａおよび図２５Ｂに示される係数／重み設定処理は、運転支援モードが開始される毎に開始され、運転支援モードが解除されるまで、所定の演算周期毎に繰り返し実行される。
　運動方程式設定部４３Ａは、まず、上位ＥＣＵ２０１から与えられる横偏差ｅＬおよび自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄならびに減速比除算部４２によって演算される実操舵角θを取得する（ステップＳ３１）。
　次に、運動方程式設定部４３Ａは、横偏差ｅＬが０よりも小さいか否かを判別する（ステップＳ３２）。言い換えれば、運動方程式設定部４３Ａは、横偏差ｅＬの符号が負であるか否かを判別する。
　横偏差ｅＬが０よりも小さい場合には（ステップＳ３２：ＹＥＳ）、運動方程式設定部４３Ａは、実操舵角θと自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄとの角度偏差ΔθＡ（＝θ－θＡＤ，ｃｍｄ）の時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが所定の閾値β（ただしβ＞０）以上であるか否かを判別する（ステップＳ３３）。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ以上である場合には（ステップＳ３３：ＹＥＳ）、運動方程式設定部４３Ａは、車両が逸脱回避側（非逸脱側）に向かう状態であると判定し、ステップＳ３４に移行する。
　ステップＳ３４では、運動方程式設定部４３Ａは、第３重みＷ３を１、第４重みＷ４を０に設定し、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇを仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして設定し、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇを仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定する。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(12)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ３４の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ３３において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ未満であると判別された場合には（ステップＳ３３：ＮＯ）、運動方程式設定部４３Ａは、車両が逸脱側に向かう状態であると判定し、ステップＳ３５に移行する。
　ステップＳ３５では、運動方程式設定部４３Ａは、第３重みＷ３を０、第４重みＷ４を１に設定する。さらに、運動方程式設定部４３Ａは、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）を仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定する。具体的には、運動方程式設定部４３Ａは、図２２の横偏差ｅＬに対する第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）の値を記憶した粘性減衰係数マップとステップＳ３１で取得した横偏差ｅＬとに基づいて、当該横偏差ｅＬに応じた第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）の値を、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定する。
　そして、運動方程式設定部４３Ａは、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さいというＬＣＡモード条件を満たしているか否かを判別する（ステップＳ３６）。
　ＬＣＡモード条件を満たしている場合には（ステップＳ３６：ＹＥＳ）、運動方程式設定部４３Ａは、第５重みＷ５を１、第６重みＷ６を０に設定し、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒを仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして設定する（ステップＳ３７）。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(13)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ３７の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ３６において、ＬＣＡモード条件を満たしていないと判別された場合には（ステップＳ３６：ＮＯ）、運動方程式設定部４３Ａは、第５重みＷ５を０、第６重みＷ６を１に設定する（ステップＳ３８）。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(14)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ３８の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ３２において、横偏差ｅＬが０以上であると判別された場合には（ステップＳ３２：ＮＯ）、運動方程式設定部４３Ａは、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下であるか否かを判別する（ステップＳ３９）。
　時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－β以下である場合には（ステップＳ３９：ＹＥＳ）、運動方程式設定部４３Ａは、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判定し、ステップＳ４０に移行する。
　ステップＳ４０では、運動方程式設定部４３Ａは、第３重みＷ３を１、第４重みＷ４を０に設定し、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇを仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして設定し、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇを仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定する。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(12)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ４０の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ３９において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－βよりも大きいと判別された場合には（ステップＳ３９：ＮＯ）、運動方程式設定部４３Ａは、車両が逸脱側に向かう状態であると判定し、ステップＳ４１に移行する。
　ステップＳ４１では、運動方程式設定部４３Ａは、第３重みＷ３を０、第４重みＷ４を１に設定する。運動方程式設定部４３Ａは、さらに、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）を仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定する。
　そして、運動方程式設定部４３Ａは、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さいというＬＣＡモード条件を満たしているか否かを判別する（ステップＳ４２）。
　ＬＣＡモード条件を満たしている場合には（ステップＳ４２：ＹＥＳ）、運動方程式設定部４３Ａは、第５重みＷ５を１、第６重みＷ６を０に設定し、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒを仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄとして設定する（ステップＳ４３）。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(13)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ４３の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　前記ステップＳ４２において、ＬＣＡモード条件を満たしていないと判別された場合には（ステップＳ４２：ＮＯ）、運動方程式設定部４３Ａは、第５重みＷ５を０、第６重みＷ６を１に設定する（ステップＳ４４）。これにより、手動操舵指令値生成部４５Ａは、前記式(14)に基づいて手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。ステップＳ４４の処理が行われると、運動方程式設定部４３Ａは、今回の演算周期での処理を終了する。
　[係数／重み設定処理の変形例の説明]
　仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄが、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒから第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇに切り替えられる際には、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒから第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇまで仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄを漸減させることが好ましい。仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄが、第２仮想負荷ばね剛性係数ｋｇから第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒに切り替えられる際には、第１仮想負荷ばね剛性係数ｋｒから第２仮想負荷ばね剛性係数まで仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄを漸増させることが好ましい。
　仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄが、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）から第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇに切り替えられる際には、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）から第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇまで仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを漸減させることが好ましい。仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄが、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇから第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）に切り替えられる際には、第２仮想負荷粘性減衰係数ｃｇから第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）まで仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを漸増させることが好ましい。
　第３重みＷ３を１から０に切り替える場合には、第３重みＷ３を１から０まで漸減させることが好ましい。同様に、第３重みＷ３を０から１に切り替える場合には、第３重みＷ３を０から１まで漸増させることが好ましい。他の重みＷ４～Ｗ６についても同様である。
　運転モードが通常モードである場合には、第１重みＷ１が１に設定され、第２重みＷ２が０に設定されるので、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄは、モータトルク指令値Ｔｍ，ｃｍｄに反映されない。言い換えれば、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに基づく操舵反力は反映されない。しかし、通常モード時においても、手動操舵指令値生成部４５Ａが手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄの演算動作を継続できるようにするために、運動方程式設定部４３Ａに、仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄ、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄおよび目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を設定させるようにしてもよい。
　この場合、運転モードが通常モードである場合には、運動方程式設定部４３Ａは、仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄを予め設定した所定値ｋＭに設定し、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを予め設定した所定値ｃＭに設定し、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を予め設定した所定値Ｔｔｂ，ｄＭに設定してもよい。ｋＭは、例えば、図２１のｋ１に設定されてもよい。ｃＭは、例えば、図２２のｃ１に設定されてもよい。Ｔｔｂ，ｄＭは、例えば、図２０のＴｔｂ，ｄ，ｓに設定されてもよい。
　なお、通常モード時に手動操舵指令値生成部４５Ａの動作を停止させてもよい。この場合には、運動方程式設定部４３Ａは、通常モード時に、仮想負荷ばね剛性係数ｋｍｄ、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄおよび目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)を設定しなくてもよい。
　なお、ステップＳ３３において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔがβ未満であると判別された場合には（ステップＳ３３：ＮＯ）、図２５Ａに破線のステップＳ５１で示すように、第３重みＷ３および第５重Ｗ５を０、第４重みＷ４および第６重Ｗ６を１に設定し、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）を仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定するようにしてもよい。
　同様に、ステップＳ３９において、時間微分値ｄΔθＡ／ｄｔが－βより大きいと判別された場合には（ステップＳ３９：ＮＯ）、図２５Ｂに破線のステップＳ５２で示すように、第３重みＷ３および第５重Ｗ５を０、第４重みＷ４および第６重Ｗ６を１に設定し、第１仮想負荷粘性減衰係数ｃｒ（ｅＬ）を仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄとして設定するようにしてもよい。
　なお、前述の変形例では、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄの値は、車両が逸脱回避側に向かう状態であると判別された場合と、車両が逸脱側に向かう状態であると判別された場合とで、切り替えられているが、これらの間で切り替えなくてもよい。具体的には、仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄの値は、固定値であってもよい。
　[図１９の手動操舵指令値生成部の変形例の説明]
　図１９の手動操舵指令値生成部４５Ａの代わりに、図１９に破線で示すように、自動操舵指令値θＡＤ．ｃｍｄがさらに入力される手動操舵指令値生成部４５Ｂを用いてもよい。以下において、手動操舵指令値生成部４５Ａの代わり手動操舵指令値生成部４５Ｂが用いられたモータ制御用ＥＣＵ２０２Ｂを、モータ制御用ＥＣＵの第２変形例ということにする。
　図２６は、手動操舵指令値生成部４５Ｂの構成を示すブロック図である。図２６において、前述の図１９の各部に対応する部分には、図１９と同じ符号を付して示す。
　手動操舵指令値生成部４５Ｂは、減速比乗算部４３１と、加減算部４０１と、慣性除算部４０２と、第１積分部４０３と、第２積分部４０４と、第１仮想ダンパ反力演算部４０５と、第１仮想ばね反力演算部４０６と、第３重み乗算部４０７と、第２仮想ばね反力演算部４０８と、第５重み乗算部４０９と、１階微分部４２１と、第２仮想ダンパ反力演算部４２２と、２階微分部４２３と、慣性乗算部４２４と、第１加算部４１０と、第６重み乗算部４１１と、第２加算部４１２と、第４重み乗算部４１３と、第３加算部４１４とを含む。
　図２６の手動操舵指令値生成部４５Ｂでは、図２４の手動操舵指令値生成部４５Ａに対して、１階微分部４２１と、第２仮想ダンパ反力演算部４２２と、２階微分部４２３と、慣性乗算部４２４とが追加されている。
　１階微分部４２１は、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄを１階微分する。第２仮想ダンパ反力演算部４２２は、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄの１階微分値ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔに仮想負荷粘性減衰係数ｃｍｄを乗算することにより、第２仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔを演算する。第２仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔは、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄに対する仮想ダンパ反力である。以下において、第１仮想ダンパ反力演算部４０５によって演算される仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθＭＤ,ｃｍｄ／ｄｔを、第１仮想ダンパ反力ということにする。
　２階微分部４２３は、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄを２階微分する。慣性乗算部４２４は、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄの２階微分値ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２にコラム慣性Ｊｍｄを乗算することにより、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２を演算する。
　第１加算部４１０は、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄに対する仮想ダンパ反力（第２仮想ダンパ反力）ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔに、自動操舵指令値θＡＤ,ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２、目標仮想ばね反力Ｔｔｂ，ｄ（ｅＬ）および出力軸９に対するアシストトルク指令値Ｎ・Ｔａｓｓｔを加算する。
　第６重み乗算部４１１は、第１加算部４１０の演算結果（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)に第６重みＷ６を乗算する。
　第２加算部４１２は、第５重み乗算部４０９の演算結果Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄと、第６重み乗算部４１１の演算結果Ｗ６・（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)とを加算する。
　第４重み乗算部４１３は、第２加算部４１２の演算結果｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝に第４重みＷ４を乗算する。
　第３加算部４１４は、第３重み乗算部４０７の演算結果Ｗ３・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄと、第４重み乗算部４１３の演算結果Ｗ４・｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝とを加算する。第３加算部４１４の加算結果［｛Ｗ３・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ｝＋Ｗ４・｛Ｗ５・ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ＋Ｗ６・（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)｝］がＹとして、加減算部４０１にフィードバックされる。
　この変形例においても、運動方程式設定部４３Ａは、運転支援モード時には、図２５Ａおよび図２５Ｂを用いて説明した係数／重み設定処理と同じ処理を行う。
　したがって、車両が逸脱回避側（非逸脱側）に向かう状態である場合には、第３重みＷ３が１に設定され、第４重みＷ４が零に設定される。一方、車両が逸脱側に向かう状態である場合には、第３重みＷ３が零に設定され、第４重みＷ４が１に設定される。
　また、車両が逸脱側に向かう状態である場合において、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さい場合には、運転支援モードがＬＣＡモードとなり、第５重みＷ５が１に設定され、第６重みＷ６が零に設定される。
　一方、車両が逸脱側に向かう状態である場合において、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓ以下である場合またはｅＬ，ｓ以上である場合には、運転支援モードがＬＫＡモードとなり、第５重みＷ５が零に設定され、第６重みＷ６が１に設定される。
　車両が逸脱回避側（非逸脱側）に向かう状態である場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｙは、ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄとなる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。この場合には、ｃｍｄ＝ｃｇ（図２２参照），ｋｍｄ＝ｋｇ（図２１参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｇ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｇ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ｂは、前記式(12)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　車両が逸脱側に向かう状態であり、かつ、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓよりも大きくかつｅＬ，ｓよりも小さい場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｙは、ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄとなる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｍｄ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。この場合には、ｃｍｄ＝ｃｒ（ｅＬ）（図２２参照），ｋｍｄ＝ｋｒ（図２１参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ―ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｋｒ・θＭＤ，ｃｍｄ）となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ｂは、前記式(13)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θｍｄを演算する。
　したがって、ＬＣＡモード時には、車両が逸脱回避側に向かう状態である場合に比べて、仮想ダンパ反力および仮想ばね反力を大きくすることができる。
　車両が逸脱側に向かう状態であり、かつ、横偏差ｅＬが－ｅＬ，ｓ以下である場合またはｅＬ，ｓ以上である場合には、第３加算部４１４の加算結果Ｙは、（ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)＋Ｎ・Ｔａｓｓｔ)となる。したがって、加減算部４０１の演算結果は、（Ｔｔｂ―ｃｍｄ・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ－ｃｍｄ・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２―Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)）となる。この場合には、ｃｍｄ＝ｃｒ（ｅＬ）（図２２参照）に設定されるので、加減算部４０１の演算結果は、｛(Ｔｔｂ―（ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ＋ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ）－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ,ｃｍｄ／ｄｔ２―Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)｝となる。
　この場合には、手動操舵指令値生成部４５Ｂは、次式(15)の運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θｍｄを演算する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
　式(15)において、（Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２）は、慣性モーメントである。（ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ＋ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ）は、仮想ダンパ反力である。Ｔｔｂ，ｄ(ｅＬ)は目標仮想ばね反力である。
　つまり、ＬＫＡモード時には、手動操舵指令値生成部４５Ｂは、前記式(11)の運動方程式におけるＮ・Ｔｍ（＝Ｎ・Ｔａｓｓｔ）を０とし、前記式(11)の慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θｃｏｌ／ｄｔ２、仮想ダンパ反力ｃｍｄ・ｄθｃｏｌ／ｄｔおよび仮想ばね反力ｋｍｄ・θｃｏｌとして、それぞれ、（Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２＋Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２）、（ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ＋ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ）およびＴｔｂ，ｄ（ｅＬ）を用いて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算する。
　したがって、ＬＫＡモード時には、車両が逸脱回避側に向かう状態である場合に比べて、仮想ダンパ反力を大きくすることができる。また、ＬＫＡモード時には、ＬＣＡモード時に比べて、横偏差ｅＬに対応した操舵反力をドライバに与えることができる。これにより、ドライバは、走行車線中央からの距離または車線までの距離を認識しやすくなる。
　なお、図２６では、第１加算器４１０に減速比乗算部４３１の演算結果Ｎ・Ｔａｓｓｔが与えられているが、第１加算器４１０に減速比乗算部４３１の演算結果Ｎ・Ｔａｓｓｔを与えなくてもよい。この場合には、ＬＫＡモード時には、手動操舵指令値生成部４５Ｂは、前記式(15)の右辺にＮ・Ｔａｓｓｔが加算された運動方程式に基づいて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄを演算することになる。
　モータ制御用ＥＣＵの第２変形例では、前述のモータ制御用ＥＣＵの第１変形例と同様な効果を奏する。モータ制御用ＥＣＵの第２変形例では、モータ制御用ＥＣＵの第１変形例に比べて、ＬＫＡモード時においてドライバの違和感を低減できるという効果を奏する。以下、この点について、説明する。
　図１９および図５を参照して、協調操舵モード時には、実舵角θが統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに追従するように、電動モータ１８が制御される。実舵角θが統合角度指令値θｉｎｔ，ｃｍｄに完全に追従していると仮定すると、θｉｎｔ，ｃｍｄ＝θ－θＡＤ，ｃｍｄという関係が成り立つ。
　この場合、前記式(15)内の手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに対する仮想ダンパ反力ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔは、次式(16)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
　また、前記式(15)内の手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２は、次式(17)で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
　つまり、ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔは、実舵角θの１階微分に応じた実舵角成分ｃｒ（ｅＬ）・ｄθ／ｄｔと、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄの１階微分に応じた自動操舵成分－ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔとを含む。同様に、Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２は、実舵角θの２階微分に応じた実舵角成分Ｊｍｄ・ｄ２θ／ｄｔ２と、自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄの２階微分に応じた自動操舵成分－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２とを含む。
　これらの実舵角成分ｃｒ（ｅＬ）・ｄθ／ｄｔおよびＪｍｄ・ｄ２θ／ｄｔ２は、ドライバの挙動に対応するため、ドライバは違和感を抱かない。一方、これらの自動操舵成分－ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔおよび－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２はドライバの挙動と関係がないため、ドライバが違和感を抱くおそれがある。－ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔの絶対値は、－ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２の絶対値よりも大きいため、特に、仮想ダンパ反力の自動操舵成分－ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔは、操舵感に悪影響を及ぼしやすい。
　モータ制御用ＥＣＵの第２変形例では、前記式(15)の運動方程式は、仮想ダンパ反力として、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに対する仮想ダンパ反力ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔに加えて自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄに対する仮想ダンパ反力ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔを含む。また、前記式(15)の運動方程式は、慣性モーメントとして、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２に加えて自動操舵指令値θＡＤ，ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２を含む。
　これにより、手動操舵指令値θｍｄに対する仮想ダンパ反力ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔに含まれる自動操舵成分－ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔを低下させることができる。同様に、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに対する慣性モーメントＪｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２に含まれる自動操舵成分－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２を低下させることができる。これにより、ＬＫＡモード時において、ドライバの違和感を低減できる。
　θＭＤ，ｃｍｄ＝θ－θＡＤ，ｃｍｄという関係が成り立つと仮定した場合には、式(15)の運動方程式は、次式(18)に示すようになる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　この場合には、ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔに含まれる自動操舵成分－ｃｒ（ｅＬ）・ｄθＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔが補償され、実舵角θに対する実舵角成分ｃｒ（ｅＬ）・ｄθ／ｄｔのみが残る。また、Ｊｍｄ・ｄ２θＭＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２に含まれる自動操舵成分－Ｊｍｄ・ｄ２θＡＤ，ｃｍｄ／ｄｔ２が補償され、実舵角θに対するＪｍｄ・ｄ２θ／ｄｔ２のみが残る。
　前述の[係数／重み設定処理の変形例の説明]で説明した内容は、図１９の手動操舵指令値生成部４５Ａの変形例である手動操舵指令値生成部４５Ｂにおいても適用することができる。
　また、前述のモータ制御用ＥＣＵの第１変形例および第２変形例において、重み設定部５２は、運転支援モード時には前述の図９と同様な重み処理を行うようにしてもよい。ただし、図９のステップＳ２およびＳ４のαは、ｅＬ，ｓ（図２０～図２２参照）に置き換えられる。
　この場合には、運転支援モード時において、車両基準位置と車線中央との距離がｅＬ，ｓよりも大きい場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を０に設定し、第２重みＷ２を１に設定する。一方、運転支援モード時において、車両基準位置と車線中央との距離がｅＬ，ｓ以下である場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。したがって、運転支援モード時であっても、車両基準位置と車線中央との距離がｅＬ，ｓ以下である場合には、統合モータトルク指令値Ｔｍｉｎｔ，ｃｍｄではなく、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔに基づいて電動モータ１８が駆動制御される。
　なお、第１重みＷ１を１から０に切り替える場合には、第１重みＷ１を１から０まで漸減させることが好ましい。同様に、第１重みＷ１を０から１に切り替える場合には、第１重みＷ１を０から１まで漸減させることが好ましい。第２重みＷ２についても同様である。
　なお、運転モードが通常モードである場合には、重み設定部５２は、第１重みＷ１を１に設定し、第２重みＷ２を０に設定する。
　以上、この発明の第１～第４実施形態、重み設定部の変形例およびモータ制御用ＥＣＵの変形例について説明したが、この発明はさらに他の形態で実施することもできる。
　前述の第１～第４実施形態およびモータ制御用ＥＣＵの変形例では、車両横位置としては、車両が現在走行している車線の中央から、車両基準位置までの距離である横偏差ｅＬが用いられている。しかし、車両が現在走行している車線の境界（車線境界）から車両基準位置までの距離を車両横位置として用いてもよい。
　前述の第１～第４実施形態およびモータ制御用ＥＣＵの変形例では、アシストトルク指令値Ｔａｓｓｔに第１重みＷ１が乗算され、第１重み乗算後のアシストトルク指令値Ｗ１・Ｔａｓｓｔが加算部５０に与えられている。しかし、これに代えて、手動操舵指令値θＭＤ，ｃｍｄに応じた手動トルク指令値に第１重みＷ１を乗算し、第１重み乗算後の手動トルク指令値を加算部５０に与えるようにしてもよい。
　また、前述の第１～第４実施形態およびモータ制御用ＥＣＵの変形例では、角度制御部４７（図５参照）は、フィードフォワード制御部６３を備えているが、フィードフォワード制御部６３を省略してもよい。この場合には、フィードバック制御部６２によって演算されるフィードバック制御トルクＴｆｂが基本目標トルクとなる。
　前述の第１～第４実施形態およびモータ制御用ＥＣＵの変形例では、この発明をコラムタイプＥＰＳに適用した場合の例を示したが、この発明は、コラムタイプ以外のＥＰＳにも適用することができる。また、この発明は、ステアバイワイヤシステムにも適用することができる。
　本発明の実施形態について詳細に説明してきたが、これらは本発明の技術的内容を明らかにするために用いられた具体例に過ぎず、本発明はこれらの具体例に限定して解釈されるべきではなく、本発明の範囲は添付の請求の範囲によってのみ限定される。
　この出願は、２０２２年１１月１４日に日本国特許庁に提出された特願２０２２－１８１８８８号に対応しており、それらの出願の全開示はここに引用により組み込まれるものとする。
　１…電動パワーステアリング装置、３…転舵輪、４…転舵機構、１８…電動モータ、４３…路面反力特性設定部、４３Ａ…運動方程式設定部、４４…アシストトルク指令値設定部、４５，４５Ａ,４５Ｂ…手動操舵指令値生成部、４６…統合角度指令値演算部、４７…角度制御部、４８…第１重み乗算部、４９…第２重み乗算部、５０…加算部、５１…トルク制御部、５２…重み設定部、２０１…上位ＥＣＵ、２０２，２０２Ａ，２０２Ｂ…モータ制御用ＥＣＵ

Claims (7)

  1. 　操舵装置の電動モータを駆動制御するためのモータ制御装置であって、
    　前記操舵装置のリファレンスモデルの運動方程式を利用して、手動操舵指令値を生成する手動操舵指令値生成部と、
    　運転支援モード時に与えられる自動操舵指令値に前記手動操舵指令値を加算して、統合角度指令値を演算する統合角度指令値演算部と、
    　前記統合角度指令値に基づいて、舵角制御用の電動モータを角度制御する制御部と、
    　前記自動操舵指令値と実操舵角との角度偏差の時間微分値に応じて、前記運動方程式を変更する運動方程式設定部とを含む、モータ制御装置。
  2. 　前記運動方程式は、路面反力特性係数を含んでおり、
    　前記運動方程式設定部は、前記運動方程式に含まれる路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数の値を変更することにより、前記運動方程式を変更する、請求項１に記載のモータ制御装置。
  3. 　前記運動方程式設定部は、第１の運動方程式と第２の運動方程式とを切り替えることにより、前記運動方程式を変更するように構成されており、
    　前記第１の運動方程式では、仮想ばね反力として、車両基準位置の走行車線に対する横位置に応じた目標仮想ばね反力が用いられ、
    　前記第２の運動方程式では、仮想ばね反力として、前記横位置にかかわらず一定値の仮想負荷ばね剛性係数を用いて設定される仮想ばね反力が用いられる、請求項１に記載のモータ制御装置。
  4. 　前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、その判定結果に基づいて、前記運動方程式を変更するように構成されている、請求項１～３のいずれか一項に記載のモータ制御装置。
  5. 　前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱回避側に向かう状態では、前記車両が逸脱側に向かう状態に比べて、前記運動方程式に含まれる前記路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数の値を小さくする、請求項２に記載のモータ制御装置。
  6. 　前記運動方程式設定部は、車両基準位置の走行車線に対する横位置および前記角度偏差のうちのいずれか一方と、前記時間微分値とに基づいて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱側に向かう状態では、前記運動方程式に含まれる前記路面反力特性係数のうちの少なくとも１つの路面反力特性係数を、前記横位置に応じて変化させる、請求項２に記載のモータ制御装置。
  7. 　前記運動方程式設定部は、前記時間微分値を用いて、前記車両が逸脱側に向かう状態であるか、前記車両が逸脱回避側に向かう状態であるかを判定し、前記車両が逸脱側に向かう状態では、前記運動方程式として前記第１の運動方程式を設定し、前記車両が逸脱回避側に向かう状態では、前記運動方程式として前記第２の運動方程式を設定する、請求項３に記載のモータ制御装置。
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Citations (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2003016600A (ja) * 2001-06-12 2003-01-17 Hyundai Motor Co Ltd 自動車の車線離脱防止システム及びその制御方法
JP2006175957A (ja) * 2004-12-21 2006-07-06 Nissan Motor Co Ltd 車線逸脱防止装置
WO2009110151A1 (ja) * 2008-03-04 2009-09-11 日産自動車株式会社 車線維持支援装置及び車線維持支援方法
JP2019194059A (ja) * 2018-04-27 2019-11-07 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
JP2020019346A (ja) * 2018-07-31 2020-02-06 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
JP2023048867A (ja) * 2021-09-28 2023-04-07 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
WO2023100369A1 (ja) * 2021-12-03 2023-06-08 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
WO2023144895A1 (ja) * 2022-01-25 2023-08-03 株式会社ジェイテクト モータ制御装置

Patent Citations (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2003016600A (ja) * 2001-06-12 2003-01-17 Hyundai Motor Co Ltd 自動車の車線離脱防止システム及びその制御方法
JP2006175957A (ja) * 2004-12-21 2006-07-06 Nissan Motor Co Ltd 車線逸脱防止装置
WO2009110151A1 (ja) * 2008-03-04 2009-09-11 日産自動車株式会社 車線維持支援装置及び車線維持支援方法
JP2019194059A (ja) * 2018-04-27 2019-11-07 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
JP2020019346A (ja) * 2018-07-31 2020-02-06 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
JP2023048867A (ja) * 2021-09-28 2023-04-07 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
WO2023100369A1 (ja) * 2021-12-03 2023-06-08 株式会社ジェイテクト モータ制御装置
WO2023144895A1 (ja) * 2022-01-25 2023-08-03 株式会社ジェイテクト モータ制御装置

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