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WO2023228454A1 - 車両用操向システムの制御装置 - Google Patents

車両用操向システムの制御装置 Download PDF

Info

Publication number
WO2023228454A1
WO2023228454A1 PCT/JP2022/046779 JP2022046779W WO2023228454A1 WO 2023228454 A1 WO2023228454 A1 WO 2023228454A1 JP 2022046779 W JP2022046779 W JP 2022046779W WO 2023228454 A1 WO2023228454 A1 WO 2023228454A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
steering
gain
value
steering angle
torque
Prior art date
Application number
PCT/JP2022/046779
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
貴弘 椿
貴之 小磯
Original Assignee
日本精工株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 日本精工株式会社 filed Critical 日本精工株式会社
Publication of WO2023228454A1 publication Critical patent/WO2023228454A1/ja

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Classifications

    • 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

Definitions

  • the present invention relates to a control device for a vehicle steering system.
  • a steering mechanism (FFA: Force Feedback Actuator), which has a handle operated by the driver, and a steering mechanism (RWA: Road Wheel Actuator), which steers steered wheels, are mechanically operated.
  • FFA Force Feedback Actuator
  • RWA Road Wheel Actuator
  • SBW steer-by-wire
  • the steering mechanism and the steering mechanism are electrically connected via a control device (ECU: Electronic Control Unit), and the steering wheel operation is transmitted to the steering mechanism by electrical signals to steer the steered wheels.
  • the steering mechanism generates a steering reaction force to give the driver an appropriate steering feel.
  • the steering mechanism generates a steering reaction force using a reaction actuator that includes a reaction force motor, and the steering mechanism steers steered wheels using a steering actuator that includes a steering motor.
  • the reaction force actuator and the handle are mechanically connected via a column shaft, and the reaction force (torque) generated by the reaction force actuator is transmitted to the driver via the column shaft and the handle.
  • Patent Document 1 discloses a method for vehicles that reflects the road surface condition in the steering reaction force by estimating the reaction force acting from the road surface (self-aligning torque) and adding it to the reaction force generated according to the steering angle.
  • a steering device is disclosed.
  • Self-aligning torque changes depending on vehicle conditions such as vehicle speed and steering angle in addition to road surface conditions.
  • vehicle conditions such as vehicle speed and steering angle in addition to road surface conditions.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to provide a control device for a vehicle steering system that provides a steering feeling that reflects road surface conditions and vehicle conditions.
  • a control device for a vehicle steering system provides a reaction force that drives a reaction force motor that applies a steering reaction force to the steering wheel according to a steering angle of the steering wheel. and a steering device that drives a steering motor that steers steered wheels according to a steering angle of the steering wheel, the control device for a vehicle steering system, the control device being for obtaining the steering reaction force.
  • a steering torque target value generation unit that generates a steering torque target value that is a target value of steering torque; and a first reaction force motor that generates a target value of a current to be supplied to the reaction motor based on the steering torque target value.
  • a steering torque control unit that generates a current command value; a steering angle target value generation unit that generates a steering angle target value that is a target value of the steering angle of the steered wheels based on the steering angle; a steering angle control unit that generates a first steering motor current command value that is a target value of the current to be supplied to the steering motor based on the angle target value; a current compensation value generation unit that generates a reaction force motor current compensation value that increases or decreases according to the estimated road reaction torque estimated value; a first gain that increases or decreases according to at least one of the vehicle speed and the steering angle of the vehicle; a gain ratio generation section that generates a second gain whose sum with the first gain is 1; to generate the steering torque target value, and the steering torque control unit adds a value obtained by multiplying the reaction force motor current compensation value by the second gain to the first reaction force motor current command value, A second reaction force motor current command value for driving the reaction force motor is generated.
  • the steering torque control section increases the reaction force motor current compensation value as the vehicle speed increases.
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain as the vehicle speed increases.
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain within a range of a first vehicle speed or more and a second vehicle speed or less.
  • the first gain in the range below the first vehicle speed may be larger than the second gain in the range above the second vehicle speed.
  • the first gain in the range below the first vehicle speed may be equal to the second gain in the range above the second vehicle speed.
  • the first gain in the range below the first vehicle speed may be smaller than the second gain in the range above the second vehicle speed.
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain as the actual steering angle, which is the actual steering angle of the steering wheel, increases.
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain within a range from a first steering angle to a second steering angle.
  • the first gain in the range below the first steering angle may be larger than the second gain in the range above the second steering angle.
  • the first gain in the range below the second steering angle may be equal to the second gain in the range above the second steering angle.
  • the first gain in the range below the second steering angle may be smaller than the second gain in the range above the second steering angle.
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain as an actual steering angle, which is an actual steering angle of the steered wheels, increases. .
  • the gain ratio generation unit decreases the first gain within a range from a first steering angle to a second steering angle.
  • a steering reaction force corresponding to the estimated road reaction force torque is applied to the steering wheel at a ratio corresponding to the actual steering angle within the range from the first steering angle to the second steering angle. be able to.
  • the first gain in the range below the first steering angle may be larger than the second gain in the range above the second steering angle.
  • the first gain in the range below the second steering angle may be equal to the second gain in the range above the second steering angle.
  • the first gain in the range below the second steering angle may be smaller than the second gain in the range above the second steering angle.
  • the steering angle control section is configured to control steering angles that differ between when the steered wheels are steered to the right and when they are steered to the left, based on the steered angle target value.
  • a friction compensation unit that calculates a motor current compensation value, and the steering angle control unit is configured to drive the steering motor based on the first steering motor current command value and the steering motor current compensation value. It is preferable to generate a second steering motor current command value of .
  • friction compensation control can be effectively performed regardless of the driver's steering speed. Therefore, it is possible to reduce the sense of discomfort given to the driver when the driver's steering direction is changed from increasing steering operation to steering back, or when switching from steering back to increasing steering operation.
  • the steering motor current compensation value has a hysteresis characteristic according to a change in the steering angle target value.
  • the steering motor current compensation value is configured to change the steering angle from a first steering angle target value at the time of starting steering to a predetermined steering angle target value. It is preferable that the value increases monotonically in a region where the value is equal to or less than the second turning angle target value obtained by adding the angle change amount threshold value, and becomes a constant value in a region larger than the second turning angle target value.
  • friction compensation control can be effectively performed from a state where the steered wheels are stationary, regardless of the driver's steering speed.
  • the driver can easily assist the driver in switching the direction of the steering wheel from increasing steering angle to turning the steering wheel back, or from turning the steering wheel back to increasing steering angle. The discomfort caused can be reduced.
  • the friction compensator increases or decreases the steering motor current compensation value according to the second steering motor current command value.
  • the steering motor current compensation value monotonically increases as the second steering motor current command value increases.
  • a desirable aspect of the control device for a vehicle steering system includes a current compensation value calculation unit that calculates a first current compensation value, and a current that generates a gain that monotonically increases as the second steering motor current command value increases. It is preferable that the friction compensator calculates the second current compensation value by multiplying the first current compensation value by the gain.
  • the friction compensator is configured to adjust the second steering motor current command value and a gain that monotonically increases as the second steering motor current command value increases. It is preferable that associated data is retained and that the electric steering motor current compensation value is calculated based on the data.
  • a control device for a vehicle steering system that can be obtained can be provided.
  • FIG. 1 is a configuration diagram showing an example of an outline of an SBW system including a control device according to the present disclosure.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing the hardware configuration of the ECU.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of a control block configuration of the control device according to the first embodiment.
  • FIG. 4 is a block diagram illustrating a configuration example of the steering torque target value generation section according to the embodiment.
  • FIG. 5 is a block diagram showing a configuration example of a steering reaction force torque value generation section.
  • FIG. 6A is a diagram illustrating an example of the characteristics of the basic map.
  • FIG. 6B is a conceptual diagram showing an example of the characteristics of the torque value Tref_a.
  • FIG. 7 is a block diagram showing a configuration example of the damping torque value generation section.
  • FIG. 1 is a configuration diagram showing an example of an outline of an SBW system including a control device according to the present disclosure.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing the hardware configuration of the ECU
  • FIG. 8A is a diagram illustrating an example of the characteristics of a damping gain map.
  • FIG. 8B is a conceptual diagram showing an example of the characteristics of torque values Tref_a+Tref_b.
  • FIG. 9 is a region diagram for explaining the steering direction in the present disclosure.
  • FIG. 10 is a block diagram showing an example of the configuration of the hysteresis compensator.
  • FIG. 11 is a diagram showing an example of the output characteristics of the hysteresis compensator.
  • FIG. 12 is a block diagram illustrating a configuration example of a road reaction force adaptive torque compensation value generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 13 is an image diagram showing the state of torque generated between the road surface and the steering motor.
  • FIG. 13 is an image diagram showing the state of torque generated between the road surface and the steering motor.
  • FIG. 14 is a block diagram showing an example of the configuration of the road reaction torque estimating section.
  • FIG. 15 is a conceptual diagram for explaining a method for calculating the actual road reaction torque acting on the steering mechanism.
  • FIG. 16 is a conceptual diagram showing a configuration for executing a simulation for deriving the transfer function Gfil.
  • FIG. 17 is a diagram showing an example of the characteristics of the road reaction force adaptive current map.
  • FIG. 18 is a diagram conceptually showing a characteristic example of the reaction force motor current compensation value after sign conversion.
  • FIG. 19A is a diagram conceptually showing a first example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 19B is a diagram conceptually showing a second example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 19A is a diagram conceptually showing a first example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 19B is a diagram conceptually showing a second example of gain ratio setting
  • FIG. 19C is a diagram conceptually showing a third example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 20 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the second embodiment.
  • FIG. 21 is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the second embodiment.
  • FIG. 22 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the third embodiment.
  • FIG. 23 is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the third embodiment.
  • FIG. 24 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the fourth embodiment.
  • FIG. 20 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the second embodiment.
  • FIG. 21 is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the second embodiment.
  • FIG. 22 is a diagram
  • FIG. 25 is a block diagram illustrating a configuration example of a gain ratio generation section according to the fourth embodiment.
  • FIG. 26A is a diagram conceptually showing an example of a gain ratio setting example in the gain ratio generation unit according to the fourth embodiment.
  • FIG. 26B is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the fourth embodiment.
  • FIG. 27 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the fifth embodiment.
  • FIG. 28 is a block diagram illustrating a configuration example of a gain ratio generation section according to the fifth embodiment.
  • FIG. 29A is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the fifth embodiment.
  • FIG. 29B is a diagram conceptually showing an example of a gain ratio setting example in the gain ratio generation unit according to the fifth embodiment.
  • FIG. 30 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the sixth embodiment.
  • FIG. 31 is a 3D map showing an example of the gain ratio generation method according to the sixth embodiment.
  • FIG. 32 is a block diagram showing a configuration example of the steering angle control section.
  • FIG. 33 is a block diagram showing an example of the configuration of the friction compensator.
  • FIG. 34 is a diagram showing an example of the characteristics of the first current compensation value in the current compensation value calculation section.
  • FIG. 35A is a diagram illustrating a first example of a current sensitive gain map.
  • FIG. 35B is a diagram showing a second example of the current sensitive gain map.
  • FIG. 36 is a diagram showing an example of the output characteristics of the friction compensator.
  • FIG. 37 is a block diagram showing a configuration example of a friction compensator according to a modification.
  • FIG. 38A is a first conceptual diagram illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensator.
  • FIG. 38B is a first conceptual diagram illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensator.
  • FIG. 39A is a second conceptual diagram illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensator.
  • FIG. 39B is a second conceptual diagram illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensator.
  • FIG. 1 is a configuration diagram showing an example of an outline of an SBW system including a control device according to the present disclosure.
  • the vehicle includes a reaction force device 30 that constitutes a steering mechanism having a handle operated by a driver, a steering device 40 that constitutes a steering mechanism that steers steered wheels, and a control device 50 that controls both devices.
  • the SBW system does not have an intermediate shaft that is mechanically connected to the column shaft (steering shaft, handle shaft) 2, which is provided in a general electric power steering device, and the driver's operation of the steering wheel 1 is controlled by electrical signals. Specifically, the steering angle ⁇ h output from the reaction force device 30 is transmitted as an electrical signal.
  • the reaction force device 30 includes a reaction force motor 31 and a deceleration mechanism 32 that reduces the rotational speed of the reaction force motor 31.
  • the reaction force device 30 transmits the motion state of the vehicle transmitted from the steered wheels 5L and 5R to the driver as a steering reaction force.
  • the reaction force motor 31 applies a steering reaction force to the steering wheel 1 via the deceleration mechanism 32 .
  • the reaction force device 30 further includes a steering angle sensor 33 and a torque sensor 34.
  • the steering angle sensor 33 detects the steering angle ⁇ h of the steering wheel 1.
  • the torque sensor 34 detects the steering torque Th of the handle 1.
  • the steering angle ⁇ h detected by the steering angle sensor 33 will also be referred to as “actual steering angle ⁇ h_act”
  • the steering torque Th detected by the torque sensor 34 will also be referred to as “actual steering torque Th_act.”
  • the column shaft 2 is provided with a stopper (rotation limiting mechanism) 35 that physically sets a steering end point that is the limit at which steering is possible. That is, the magnitude (absolute value) of the steering angle ⁇ h is limited by the stopper 35.
  • the steering device 40 includes a steering motor 41, a deceleration mechanism 42 that reduces the rotational speed of the steering motor 41, and a pinion rack mechanism 44 that converts the rotational motion of the steering motor 41 into linear motion.
  • the steering device 40 drives a steering motor 41 according to the steering angle ⁇ h, applies the driving force to a pinion rack mechanism 44 via a deceleration mechanism 42, and applies the driving force to a pinion rack mechanism 44 via tie rods 3a and 3b to the steered wheels 5L. , steer 5R.
  • An angle sensor 43 is arranged near the pinion rack mechanism 44 and detects the steered angle ⁇ t of the steered wheels 5L, 5R.
  • the motor angle of the steered motor 41, the position of the rack, or the like may be detected and the detected value may be used.
  • the turning angle ⁇ t detected by the angle sensor 43 will also be referred to as "actual turning angle ⁇ t_act.”
  • the actual steering angle ⁇ h_act and the actual turning angle ⁇ t_act are also collectively referred to simply as the "steering angle" of the vehicle.
  • the control device 50 uses information such as the steering angle ⁇ h and the steering angle ⁇ t output from both devices, as well as the vehicle speed Vs detected by the vehicle speed sensor 10. Based on the above, a voltage control command value Vref1 for driving and controlling the reaction force motor 31 and a voltage control command value Vref2 for driving and controlling the steering motor 41 are generated.
  • the control device 50 is supplied with power from the battery 12 and receives an ignition key signal via the ignition key 11. Further, a CAN (Controller Area Network) 20 that sends and receives various information about the vehicle is connected to the control device 50, and the vehicle speed Vs can also be received from the CAN 20. Furthermore, a non-CAN 21 that transmits and receives communications other than the CAN 20, analog/digital signals, radio waves, etc. can also be connected to the control device 50.
  • CAN Controller Area Network
  • the control device 50 is, for example, an ECU (Electronic Control Unit) mounted on a vehicle.
  • the ECU mainly includes a CPU (including an MCU, MPU, etc.).
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing the hardware configuration of the ECU.
  • the control device 50 of the vehicle steering system according to the embodiment includes a control computer (Electronic Control Unit, hereinafter also referred to as "ECU") 110.
  • ECU Electric Control Unit
  • the ECU 110 includes a CPU (Central Processing Unit) 101, a ROM (Read Only Memory) 102, a RAM (Random Access Memory) 103, an EEPROM (Electrically Erasable Programmable ROM) 104, etc., which are connected to a bus 105. has been done.
  • CPU 101 executes a control program stored in ROM 102.
  • the reaction force device 30 and the steering device 40 are cooperatively controlled mainly by a control program executed by the ECU 110.
  • the control device 50 may be configured with one ECU, and includes a reaction force control ECU that controls the reaction force device 30 and a steering control ECU that controls the steering device 40. It may be a configuration.
  • the ROM 102 is used as a memory for storing a control program and control data used when executing the control program. Further, the RAM 103 is used as a work memory for operating a control program.
  • the EEPROM 104 is a nonvolatile memory that can retain its stored contents even after the power is turned off, and stores control data and the like used by the CPU 101 to execute a control program.
  • the various data stored in the EEPROM 104 are used on the control program developed in the RAM 103 after the ECU 110 is powered on, and are overwritten in the EEPROM 104 at a predetermined timing.
  • EEPROM is used here as the nonvolatile memory, the present invention is not limited to this, and other nonvolatile memories such as FLASH-ROM (registered trademark) and SDRAM may be used. You can.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of a control block configuration of the control device according to the first embodiment.
  • the reaction force device 30 includes a PWM (pulse width modulation) control section 37, an inverter 38, and a motor current detector 39 in addition to the reaction force motor 31 and the above-described configuration.
  • the steering device 40 includes a PWM control section 47, an inverter 48, and a motor current detector 49 in addition to the steering motor 41 and the above-described configuration.
  • the control device 50 realizes each control block of a reaction force control system 60 that controls the reaction force device 30 and a steering control system 70 that controls the steering device 40.
  • the reaction force control system 60 and the steering control system 70 cooperate to control the reaction force device 30 and the steering device 40.
  • the reaction force control system 60 is realized by the reaction force control ECU
  • the steering control system 70 is realized by the reaction force control ECU. It may also be realized by an ECU.
  • the reaction force control system 60 in the following description may be read as a reaction force control ECU
  • the steering control system 70 may be read as a steering control ECU.
  • Each control block in the reaction force control system 60 is realized by a reaction force control program executed in the ECU 110. Further, each control block in the steering control system 70 is realized by a steering control program executed in the ECU 110. Note that a part or all of each control block of the control device 50 may be realized by hardware. Alternatively, the control device 50 may include a PWM control section 37, an inverter 38, a motor current detector 39, a PWM control section 47, an inverter 48, and a motor current detector 49.
  • the control device 50 includes a steering torque target value generation section 200, a road reaction force adaptive current compensation value generation section 220, a gain ratio generation section 230, a steering torque control section 400, and a current control block as each control block. 500, a steering angle target value generation section 600, a steering angle control section 700, and a current control section 800.
  • the steering torque target value generation section 200, the road surface reaction force adaptive current compensation value generation section 220, the gain ratio generation section 230, the steering torque control section 400, and the current control section 500 are control blocks that constitute the reaction force control system 60.
  • the steering angle target value generation section 600, the steering angle control section 700, and the current control section 800 are control blocks that constitute the steering control system 70.
  • the reaction force control system 60 performs control such that the actual steering torque Th_act detected by the torque sensor 34 follows the steering torque target value Th_ref, which is the target value of the steering torque of the reaction force device 30.
  • the steering torque target value generation unit 200 generates a steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 generates a second reaction force motor current command value Ih_ref for driving the reaction force motor 31. Specifically, the steering torque control unit 400 sets a current command value, which is a control target value of the current supplied to the reaction force motor 31, such that the deviation Th_err between the steering torque target value Th_ref and the actual steering torque Th_act approaches zero.
  • a first reaction force motor current command value Ih_ref0 is obtained by generating the upper and lower limits of the current command value and output is limited by an output limiter, and a value obtained by multiplying a reaction force motor current compensation value Iref_d, which will be described later, by a second gain Gb. is added to calculate the second reaction force motor current command value Ih_ref.
  • the current control unit 500 controls the current of the reaction force motor 31.
  • the current control unit 500 outputs a second reaction force motor current command value Ih_ref output from the steering torque control unit 400 and an actual current value (motor current value) Ih_act of the reaction force motor 31 detected by the motor current detector 39.
  • a voltage control command value Vh_ref is calculated such that the deviation Ih_err approaches zero.
  • the reaction force motor 31 is drive-controlled via the PWM control unit 37 and the inverter 38 based on the voltage control command value Vh_ref.
  • the steering control system 70 performs control such that the actual steering angle ⁇ t_act detected by the angle sensor 43 follows the steering angle target value ⁇ t_ref.
  • the steering angle target value generation unit 600 generates a steering angle target value ⁇ t_ref based on the steering angle ⁇ h.
  • the steering angle control unit 700 generates a second steering motor current command value It_ref for driving the steering motor 41.
  • the control target value of the current supplied to the steering motor 41 is such that the deviation ⁇ t_err between the steering angle target value ⁇ t_ref and the actual steering angle ⁇ t_act approaches zero.
  • a first steering motor current command value Iref_a is generated, and a friction compensation unit performs friction compensation control on the first steering motor current command value Iref_a to calculate a second steering motor current command value It_ref.
  • An example in which the steering angle control section 700 is provided with a friction compensator will be described below, but a configuration in which the friction compensator is not provided may also be used.
  • the current control unit 800 controls the current of the steering motor 41.
  • the current control unit 800 uses the second steering motor current command value It_ref output from the steering angle control unit 700 and the actual current value (motor current value) It_act of the steering motor 41 detected by the motor current detector 49.
  • the voltage control command value Vt_ref is calculated such that the deviation It_err from the voltage control command value Vt_ref approaches zero.
  • the steering motor 41 is drive-controlled via the PWM control unit 47 and the inverter 48 based on the voltage control command value Vt_ref.
  • the steering torque control section 400, the current control section 500, the steering angle target value generation section 600, the steering angle control section 700, and the current control section 800 are the reaction force control system 60 or the steering control system, respectively. Any configuration that can realize each control in 70 may be used, and is not limited to the configuration of each of these control blocks.
  • the configuration of the steering torque target value generation section 200 according to this embodiment will be described below with reference to FIG. 4.
  • FIG. 4 is a block diagram showing a configuration example of the steering torque target value generation section according to the embodiment.
  • the steering torque target value generation unit 200 includes a steering reaction force torque value generation unit 210, a road reaction force adaptive torque compensation value generation unit 220, and a damping torque value generation unit 220 as main components. It includes a generation section 240 and a hysteresis compensation section 250.
  • FIG. 5 is a block diagram showing a configuration example of a steering reaction force torque value generation section.
  • the code extraction unit 213 shown in FIG. 5 extracts the code of the actual steering angle ⁇ h_act. Specifically, for example, the value of the actual steering angle ⁇ h_a is divided by the absolute value of the actual steering angle ⁇ h_a. As a result, the sign extraction unit 213 outputs "1" when the sign of the actual steering angle ⁇ h_act is "+", and outputs "-1" when the sign of the actual steering angle ⁇ h_act is "-”. do. Specifically, the sign extraction unit 213 generates, for example, a sign function Sgn( ⁇ h) of the actual steering angle ⁇ h_act.
  • FIG. 6A is a diagram showing an example of the characteristics of the basic map.
  • the steering reaction torque map section 211 receives the steering angle
  • the steering reaction torque value generation unit 210 generates a torque value Tref_a0 using the vehicle speed Vs as a parameter using the basic map shown in FIG. 6A.
  • Torque value Tref_a0 is used to generate a basic steering reaction force according to steering angle
  • the torque value Tref_a0 has an angle-sensitive characteristic that increases or decreases depending on the steering angle
  • FIG. 6B is a diagram showing an example of the characteristics of the torque value Tref_a.
  • the torque value Tref_a By multiplying the torque value Tref_a0 output from the steering reaction torque map unit 211 by the sign function Sgn( ⁇ h) output from the sign extraction unit 213 in the multiplication unit 293, the torque value Tref_a( shown in FIG. 6B) is obtained. (first torque value) is obtained. Note that a configuration may be adopted in which the code extraction unit 213 is not included, and the torque value Tref_a (first torque value) is obtained using a basic map according to positive and negative steering angles ⁇ h, as shown in FIG. 6B.
  • FIG. 7 is a block diagram showing a configuration example of the damping torque value generation section.
  • the damping torque value generation section 240 includes a damping gain map section 241, a differentiation section 242, and a multiplication section 243.
  • FIG. 8A is a diagram illustrating an example of the characteristics of a damping gain map.
  • the vehicle speed Vs is input to the damping gain map section 241.
  • the damping gain map unit 241 generates the damping gain DG using the damping gain map shown in FIG. 8A.
  • the damping gain DG has a vehicle speed-sensitive characteristic that increases and decreases depending on the vehicle speed Vs.
  • the damping torque value generation unit 240 outputs the angular velocity of the steering wheel 1 (hereinafter also referred to as “steering angular velocity ⁇ h”) calculated by differentiating the steering angle ⁇ h in the differentiating unit 242 from the damping gain map unit 241 in the multiplier 243.
  • the resultant damper gain DG is multiplied by the damper gain DG, and the result is output as a torque value Tref_b.
  • FIG. 8B is a conceptual diagram showing an example of the characteristics of the torque value Tref_a+Tref_b.
  • the solid line indicates the torque value Tref_a+Tref_b when the steering angular velocity ⁇ h is a positive value ( ⁇ h>0), and the broken line indicates the torque value Tref_a+Tref_b when the steering angular velocity ⁇ h is a negative value ( ⁇ h ⁇ 0). It shows.
  • the dashed line indicates the torque value Tref_a (first torque value).
  • FIG. 9 is a region diagram for explaining the steering direction in the present disclosure.
  • the horizontal axis represents the steering angle ⁇ h
  • the vertical axis represents the steering angular velocity ⁇ h.
  • region B (+, -) shown in FIG. 9 the handle 1 is turned to the right ( ⁇ h>0) and is turned back to the left ( ⁇ h ⁇ 0 )It is shown that.
  • the handle 1 is turned to the left ( ⁇ h ⁇ 0) and is turned back to the right ( ⁇ h>0 )It is shown that.
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 has a positive value in regions A and D where the steering angular velocity ⁇ h>0, and a negative value in regions B and C where the steering angular velocity ⁇ h ⁇ 0.
  • the steering angular velocity ⁇ h>0 that is, when the steering wheel 1 is turned to the right ( ⁇ h>0)
  • the value is the addition of
  • the value is the value obtained by subtracting
  • the torque value Tref_a+Tref_b increases as the steering angle ⁇ h increases and approaches the end of steering where the steering angle ⁇ h is limited by the stopper (rotation limiting mechanism) 35.
  • the increase in the rise becomes smaller.
  • the torque value Tref_a+Tref_b has a characteristic that the rate of change gradually decreases as the steering angle ⁇ h increases.
  • FIG. 10 is a block diagram showing an example of the configuration of the hysteresis compensator.
  • the actual steering angle ⁇ h_act and the actual steering speed ⁇ h_act calculated by differentiating the actual steering angle ⁇ h_act by the differentiator 252 are input to the hysteresis compensation value calculation unit 251.
  • the hysteresis compensation value calculation unit 251 calculates the torque compensation value Tref_c based on the actual steering angle ⁇ h_act and the actual steering speed ⁇ h_act. The method of calculating the torque compensation value Tref_c in the hysteresis compensation value calculation section 251 will be described below.
  • FIG. 11 is a diagram showing an example of the output characteristics of the hysteresis compensator.
  • the horizontal axis shows the actual steering angle ⁇ h_act
  • the vertical axis shows the torque compensation value Tref_c.
  • the solid line indicates the torque compensation value Tref_c when steering to the right
  • the broken line indicates the torque compensation value Tref_c when steering to the left.
  • the torque compensation value Tref_c calculated by the hysteresis compensation value calculation unit 251 has a hysteresis characteristic that takes a different value when the vehicle is steered to the left and when the vehicle is steered to the left. L1 shown in FIG.
  • L 11 shows the trajectory when steering to the right from the center position of the handle 1 (origin (0, 0)), and L2 shows the trajectory when steering from the right to the left at coordinates A (x 1 , y 1 ).
  • L3 shows a trajectory when a switch occurs from right steering to left steering at coordinates B (x 2 , y 2 ).
  • the hysteresis compensation value calculation unit 251 calculates the torque compensation value Tref_c using the following equations (1) and (2) based on the actual steering angle ⁇ h_act and the actual steering speed ⁇ h_act. Specifically, when the sign ⁇ h_act (sgn) of the actual steering speed ⁇ h_act is a positive value (“+”), the torque compensation value Tref_c is calculated using the following equation (1), and the When the sign ⁇ h_act(sgn) is a negative value (“-”), the torque compensation value Tref_c is calculated using the following equation (2).
  • x is the actual steering speed ⁇ h_act
  • yR is the torque compensation value Tref_c when steering to the right
  • yL is the torque compensation value Tref_c when steering to the left.
  • the coefficient a has a value larger than 1
  • the coefficient c has a value larger than 0.
  • Ahys indicates the output width of the hysteresis characteristic (width of the torque compensation value Tref_c)
  • the coefficient c is a coefficient representing the roundness of the hysteresis characteristic.
  • the hysteresis compensation value calculation unit 251 inherits the previous values of the actual steering angle ⁇ h_act and the torque compensation value Tref_c, and applies the following formula (3) to the above formula (1) or (2) to be applied after the steering switchover. Substitute the coefficient b or b' shown in the equation or equation (4). This maintains continuity before and after steering switching.
  • the hysteresis compensation value calculation unit 251 changes the actual steering angle ⁇ h_act and the torque compensation value Tref_c.
  • the torque compensation value Tref_c is calculated by applying the previous value (coordinates A(x 1 , y 1 ) shown in FIG. 11) to the above equation (2) and substituting the coefficient b' shown in the following equation (4).
  • the hysteresis compensation value calculation unit 251 calculates the previous value of the actual steering angle ⁇ h_act and the torque compensation value Tref_c (Fig.
  • the torque compensation value Tref_c is calculated by applying the coordinates B(x 2 , y 2 )) shown in 11 to the above equation (1) and substituting the coefficient b shown in the following equation (3).
  • the SBW system does not include an intermediate shaft that is mechanically coupled to the column shaft 2. That is, the steering mechanism and the steering mechanism are mechanically separated. For this reason, for example, oversteer and understeer conditions when driving on a low ⁇ road where the frictional resistance of the road surface has been significantly reduced due to a frozen road surface or a hydroplaning phenomenon in the rain, etc., can be applied to the reaction force device 30 as a steering reaction force. need to be communicated.
  • the road surface reaction torque is estimated according to the first steering motor current command value Iref_a generated by the steering angle control unit 700.
  • a reaction force motor current compensation value corresponding to the estimated road surface reaction force torque is applied to the reaction force motor current command value Ih_ref.
  • the road surface reaction force according to the second steering motor current command value It_ref is used instead of the first steering motor current command value Iref_a in the following explanation. It is sufficient to adopt a mode in which the torque is estimated.
  • FIG. 12 is a block diagram showing an example of the configuration of the road reaction force adaptive torque compensation value generation unit according to the first embodiment.
  • the road reaction force adaptive torque compensation value generation unit 220 includes a road reaction force torque estimation unit 221 and a road reaction force adaptive torque map unit 222 as main components.
  • FIG. 12 is an image diagram showing the state of torque generated between the road surface and the steering motor.
  • a steering angle target value ⁇ t_ref is generated by the driver steering the steering wheel, and according to the steering angle target value ⁇ t_ref, the steering motor 41 generates a steering motor torque Tm that steers the steered wheels 5L and 5R. do.
  • Tm steering motor torque
  • the steered wheels 5L and 5R are steered, and road reaction torque TSAT is generated.
  • torque acting as resistance is generated due to inertia (column shaft converted inertia) J and friction (static friction) Fr acting on the column shaft by (the rotor of) the steering motor 41, the speed reduction mechanism, etc.
  • the rotational speed of the steering motor 41 generates a physical torque (viscous torque) expressed as a damper term (damper coefficient DM ). From the balance of these forces, the equation of motion shown in equation (9) below is obtained.
  • ⁇ M is the motor angular velocity converted to the column axis (converted to a value for the column axis), and ⁇ M is the motor angular acceleration converted to the column axis.
  • T SAT Tm - J x ⁇ M - Fr x sign ( ⁇ M ) - D M x ⁇ M ... (10)
  • the road reaction torque TSAT can be calculated.
  • the column shaft converted inertia J may be a value simply converted to the column shaft using a relational expression between the motor inertia and the reduction ratio.
  • the first steered motor current command value Iref_a and the actual steered angle ⁇ t_act generated by the steered angle controller 700 are input to the road surface reaction torque estimator 221 .
  • the road surface reaction torque estimation unit 221 calculates the road surface reaction torque estimated value Tsat_est by replacing the road surface reaction torque T SAT in the above equation (10) with the road surface reaction torque estimated value Tsat_est.
  • FIG. 14 is a block diagram showing an example of the configuration of the road reaction torque estimating section.
  • the road surface reaction torque estimation unit 221 includes a conversion unit 311, an angular velocity calculation unit 312, an angular acceleration calculation unit 313, a block 314, a block 315, a block 316, a block 317, and subtraction units 318 and 319.
  • the first steering motor current command value Iref_a is input to the conversion unit 311.
  • the conversion unit 311 calculates column shaft converted steering motor torque Tm by multiplying by a predetermined gear ratio and torque constant.
  • the actual steering angle ⁇ t_act is input to the angular velocity calculation unit 312.
  • the angular velocity calculation unit 312 converts the actual steering angle ⁇ t_act into the angle of the steering motor 41, performs differential calculation processing on the angle of the steering motor 41, and further divides the angle by the gear ratio to calculate the column shaft angle.
  • the converted motor angular velocity ⁇ M is calculated.
  • the motor angular velocity ⁇ M is input to the angular acceleration calculation unit 313 .
  • the angular acceleration calculation unit 313 differentiates the motor angular velocity ⁇ M and calculates the motor angular acceleration ⁇ M converted to the column axis.
  • the estimated road surface reaction torque value Tsat_est is calculated based on the above equation (10) with the configuration shown in FIG. 14 .
  • Block 314 functions as a sign function and outputs the sign of the input data.
  • the motor angular velocity ⁇ M output from the angular velocity calculation unit 312 is input to block 315 .
  • Block 315 multiplies the input data by the damper coefficient D M and outputs the result.
  • Block 316 multiplies the input data from block 314 by static friction Fr and outputs the result.
  • the motor angular acceleration ⁇ M output from the angular acceleration calculation unit 313 is input to block 317 .
  • Block 317 multiplies the input data by column axis conversion inertia J and outputs the result.
  • the subtraction unit 318 subtracts the output of the block 317 from the steering motor torque Tm output from the conversion unit 311.
  • the subtraction unit 319 subtracts the output of the block 315 and the output of the block 316 from the output of the subtraction unit 318.
  • the above equation (10) can be realized. That is, the road surface reaction torque estimated value Tsat_est is calculated by the configuration of the road surface reaction torque estimation unit 221 shown in FIG.
  • the angular velocity calculation unit 312 performs differential calculation processing on the detected angle of the steering motor 41, and further divides the column shaft by the gear ratio.
  • the converted motor angular velocity ⁇ M is calculated.
  • the column angle may be used as the angle information instead of the actual steering angle ⁇ t_act or the angle of the steering motor 41. In this case, column axis conversion becomes unnecessary.
  • the estimated road reaction torque value Tsat_est may be calculated by a method other than the above, or an estimated value corresponding to the estimated road reaction torque value Tsat_est may be used.
  • a method for calculating the estimated road reaction torque value Tsat_est which is different from the above method, will be described.
  • the first steering motor current command value Iref_a generated by the steering angle control unit 700 is input to the road reaction torque estimation unit 221.
  • Ru Further, a transfer function Gfil shown in the following equation (11) is set in the road surface reaction torque estimation unit 221.
  • the transfer function Gfil is stored, for example, in a ROM of an ECU that constitutes the control device 50.
  • a transfer function of first order in the numerator and second order in the denominator is assumed as the transfer function Gfil. It can be changed as appropriate depending on the allowable amount of error and the load on the ECU.
  • the load on the ECU can be reduced.
  • the transfer function Gfil is calculated from the first steering motor current command value Iref_a by simulating the relationship between the first steering motor current command value Iref_a and the actual road reaction torque Tsat_act. Calculate the estimated torque value Tsat_est.
  • FIG. 15 is a conceptual diagram for explaining a method for calculating the actual road reaction torque acting on the steering mechanism.
  • the actual road reaction torque Tsat_act can be calculated using the following equation (13) using the axial forces FL and FR applied to the tie rods 3a and 3b and the length L of the arms 6a and 6b determined for each vehicle type.
  • the actual road reaction torque Tsat_act is calculated using the above equation (13) using the axial forces FL and FR measured in advance in an experiment using an actual vehicle.
  • the axial forces FL and FR can be measured, for example, by attaching force sensors to the tie rods 3a and 3b.
  • FIG. 16 is a conceptual diagram showing a configuration for executing a simulation for deriving the transfer function Gfil.
  • the first steering motor current command value Iref_a and the axial forces FL and FR are input to the processing device shown in FIG.
  • a transfer function Gfil is derived such that the road reaction torque estimated value Tsat_est shown by the above equation (12) approximates the actual road surface reaction torque Tsat_act calculated by the above equation (13).
  • a frequency characteristic analyzer servo analyzer
  • the processing device executes curve fitting using the sweep method to derive each coefficient A, B, C, D, and E of the transfer function Gfil expressed by the above equation (11).
  • the curve fitting method for example, a least squares approximation method can be used. Note that the curve fitting method is not limited to the least squares approximation method.
  • the road surface reaction torque estimation unit 221 performs filter processing on the first steering motor current command value Iref_a generated by the steering angle control unit 700 using the transfer function Gfil derived as described above.
  • the road surface reaction torque estimated value Tsat_est shown by equation (12) is calculated.
  • an estimated road reaction torque value Tsat_est is obtained that corresponds to the behavior of the actual road reaction torque Tsat_act when the vehicle is actually running.
  • the transfer function used when calculating the road reaction torque estimated value Tsat_est in the road reaction torque estimation unit 221 is not limited to the mode shown in (11) above. Specifically, for example, the present disclosure is not limited by the order of the function N(s) or the function D(s).
  • the sign extraction unit 224 extracts the sign of the estimated road reaction torque value Tsat_est obtained by the calculation method described above. Specifically, for example, the value of the estimated road reaction torque value Tsat_est is divided by the absolute value of the estimated road reaction torque value Tsat_est. As a result, the sign extraction unit 224 outputs "1" when the sign of the estimated road reaction torque value Tsat_est is "+", and when the sign of the estimated road reaction torque value Tsat_est is "-" Outputs "-1". Specifically, the sign extraction unit 224 generates, for example, a sign function Sgn(Tsat_est) of the estimated road reaction torque value Tsat_est.
  • FIG. 17 is a diagram showing an example of the characteristics of the road reaction force adaptive current map.
  • the road surface reaction force adaptive current map section 222 receives the estimated road surface reaction torque value
  • the road surface reaction force adaptive current map section 222 uses the road surface reaction force adaptive current map shown in FIG. 17 to generate a current compensation value Iref_d0 using the vehicle speed Vs as a parameter.
  • the current compensation value Iref_d0 has a torque-sensitive characteristic that increases or decreases according to the estimated road reaction torque value
  • the current compensation value Iref_d0 increases as the estimated road reaction torque value
  • the current compensation value Iref_d0 has a vehicle speed-sensitive characteristic that increases or decreases depending on the vehicle speed Vs. More specifically, the current compensation value Iref_d0 increases as the vehicle speed Vs increases, as shown in FIG. 17.
  • the reaction force obtained by the current compensation value Iref_d0 derived from the road reaction force adaptive current map shown in FIG. 17 increases as the estimated road reaction torque value
  • the road surface reaction force adaptive current map shown in FIG. 17 has a vehicle speed-sensitive characteristic, the present invention is not limited thereto.
  • the road reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 uses the multiplication unit 225 to calculate the sign function Sgn (Tsat_est ) and outputs the reaction force motor current compensation value Iref_d which is sign-converted.
  • FIG. 18 is a diagram conceptually showing a characteristic example of the reaction force motor current compensation value after sign conversion.
  • the reaction force motor current compensation value Iref_d output from the road reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 is a road reaction force that is an estimated value of the reaction force (self-aligning torque) acting from the road surface. It increases or decreases according to the estimated torque value Tsat_est.
  • the reaction force motor current compensation value Iref_d which increases or decreases according to the road surface reaction torque estimated value Tsat_est
  • the second reaction force motor current command value Ih_ref the steering reaction force according to the road surface reaction force torque estimated value Tsat_est is adjusted. Obtainable.
  • the characteristics of the road surface reaction force adaptive current map are not limited to the embodiments shown in FIG. 17 or FIG. 18 described above. Further, for example, instead of the map shown in FIG. 17 or 18, the characteristics may be defined by a predetermined transfer function.
  • the road surface reaction torque estimated value Tsat_est changes depending on the road surface condition as well as vehicle conditions such as vehicle speed and steering angle. For this reason, depending on the state of the vehicle, the road surface situation may not be reflected sufficiently, and it may not be possible to obtain a steering feeling that corresponds to the road surface situation or the vehicle state.
  • FIG. 19A is a diagram conceptually showing a first example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 19B is a diagram conceptually showing a second example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • FIG. 19C is a diagram conceptually showing a third example of gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the first embodiment.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the vehicle speed Vs as a parameter.
  • the vehicle speed Vs is input to the gain ratio generation section 230 of the steering torque target value generation section 200 according to the first embodiment.
  • the gain ratio generation unit 230 generates a first gain Ga that increases or decreases depending on the vehicle speed Vs, and a second gain Gb whose sum with the first gain Ga is 1.
  • the first gain Ga is multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) by the multiplication unit 261 in the steering torque target value generation unit 200.
  • the second gain Gb is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d by the multiplier 262.
  • the gain ratio generation unit 230 monotonically decreases the first gain Ga by which the torque value Tref_a (first torque value) is multiplied within the range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B. Accordingly, the second gain Gb, which is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d, increases monotonically within the range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B.
  • the first vehicle speed Vs_A is, for example, 5 [km/h].
  • the second vehicle speed Vs_B is, for example, 30 [km/h].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first vehicle speed Vs_A and the second vehicle speed Vs_B.
  • FIG. 19A shows an example in which the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • FIG. 19B shows an example in which the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first vehicle speed Vs_A is smaller than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the range below the first vehicle speed Vs_A is smaller than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • FIG. 19C shows an example in which the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the respective values and magnitude relationships of the maximum value Ga_max of the first gain Ga, the minimum value Ga_min of the first gain Ga, the maximum value Gb_max of the second gain Gb, and the minimum value Gb_min of the second gain Gb are determined by the control device according to the present disclosure. It may be set as appropriate depending on the motion performance, vehicle specifications, etc. of the vehicle in which 50 is mounted.
  • the steering torque target value generation unit 200 multiplies the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction torque value generation unit 210 by a first gain Ga (multiplying unit 261) to generate a torque value Ga ⁇ Tref_a,
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 and the torque compensation value Tref_c output from the hysteresis compensation unit 250 are added (addition units 271, 272, 273) and output as the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 multiplies the reaction force motor current compensation value Iref_d outputted from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 by a second gain Gb (multiplying unit 262) to obtain a current compensation value Gb ⁇ Iref_d.
  • the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0 are outputted as the second reaction motor current command value Ih_ref, which is obtained by limiting the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0.
  • the steering torque target value generation section 200 generates a torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction force torque value generation section 210.
  • the steering torque target value Th_ref is generated by multiplying by a large first gain Ga, and in a region where the vehicle speed Vs is relatively large, the reaction force motor current compensation value Iref_d output from the road reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 is and is multiplied by a relatively large second gain Gb to generate a second reaction force motor current command value Ih_ref.
  • the reaction torque component resulting from the elastic deformation of the tires is the main component of the road reaction torque, and the reaction torque component resulting from the road surface condition accounts for the road reaction torque. The percentage is small.
  • the gain ratio setting example in the gain ratio generation unit 230 according to the first embodiment is one example, and is not limited to the modes shown in FIGS. 19A, 19B, and 19C described above.
  • the first gain Ga by which the torque value Tref_a (first torque value) is multiplied gradually decreases as the vehicle speed Vs increases, and as a result, the The second gain Gb multiplied by the force motor current compensation value Iref_d may gradually increase as the vehicle speed Vs increases.
  • the first gain Ga by which the torque value Tref_a (first torque value) is multiplied gradually increases as the vehicle speed Vs decreases.
  • the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d may gradually decrease as the vehicle speed Vs decreases.
  • FIG. 20 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the second embodiment.
  • FIG. 21 is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the second embodiment.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the actual steering angle ⁇ h_act as a parameter.
  • the actual steering angle ⁇ h_act is input to the gain ratio generation unit 230a of the steering torque target value generation unit 200a according to the second embodiment.
  • the gain ratio generation unit 230a generates a first gain Ga that increases or decreases depending on the actual steering angle ⁇ h_act, and a second gain Gb whose sum with the first gain Ga is 1.
  • the first gain Ga is multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) by the multiplier 261.
  • the second gain Gb is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d by the multiplier 262.
  • the gain ratio generation unit 230a monotonically decreases the first gain Ga multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) within the range from the first steering angle ⁇ h_A to the second steering angle ⁇ h_B. Accordingly, the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d increases monotonically within the range from the first steering angle ⁇ h_A to the second steering angle ⁇ h_B.
  • the first steering angle ⁇ h_A is, for example, 3 [deg].
  • the second steering angle ⁇ h_B is, for example, 20 [deg].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first steering angle ⁇ h_A and the second steering angle ⁇ h_B.
  • FIG. 21 shows an example in which the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first steering angle ⁇ h_A is larger than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second steering angle ⁇ h_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the range below the first steering angle ⁇ h_A is larger than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range above the second steering angle ⁇ h_B.
  • the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first steering angle ⁇ h_A is smaller than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second steering angle ⁇ h_B, and in the range below the first steering angle ⁇ h_A.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb may be smaller than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ h_B.
  • the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first steering angle ⁇ h_A is equal to the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second steering angle ⁇ h_B, and the range below the first steering angle ⁇ h_A.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb may be equal to the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ h_B.
  • the respective values and magnitude relationships of the maximum value Ga_max of the first gain Ga, the minimum value Ga_min of the first gain Ga, the maximum value Gb_max of the second gain Gb, and the minimum value Gb_min of the second gain Gb are determined by the control device according to the present disclosure. It may be set as appropriate depending on the motion performance, vehicle specifications, etc. of the vehicle in which 50 is mounted.
  • the steering torque target value generation unit 200a multiplies the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction force torque value generation unit 210 by a first gain Ga (multiplying unit 261) to generate a torque value Ga ⁇ Tref_a,
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 and the torque compensation value Tref_c output from the hysteresis compensation unit 250 are added (addition units 271, 272, 273) and output as the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 multiplies the reaction force motor current compensation value Iref_d outputted from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 by a second gain Gb (multiplying unit 262) to obtain a current compensation value Gb ⁇ Iref_d.
  • the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0 are outputted as the second reaction motor current command value Ih_ref, which is obtained by limiting the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0.
  • the steering torque target value generation unit 200a generates a value relative to the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction torque value generation unit 210.
  • the reaction force motor current compensation output from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 is multiplied by a relatively large first gain Ga to generate the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque target value Th_ref is generated by multiplying the value Iref_d by a relatively large second gain Gb.
  • the gain ratio setting example in the gain ratio generation unit 230a according to the second embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 21 described above.
  • the first gain Ga by which the torque value Tref_a (first torque value) is multiplied gradually decreases as the actual steering angle ⁇ h_act increases.
  • the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d may gradually increase as the actual steering angle ⁇ h_act increases.
  • the first gain Ga by which the torque value Tref_a (first torque value) is multiplied gradually increases as the actual steering angle ⁇ h_act decreases.
  • the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d may gradually decrease as the actual steering angle ⁇ h_act decreases.
  • FIG. 22 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the third embodiment.
  • FIG. 23 is a diagram conceptually showing an example of the gain ratio setting in the gain ratio generation unit according to the third embodiment.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the actual steering angle ⁇ t_act as a parameter.
  • the actual steering angle ⁇ t_act is input to the gain ratio generation unit 230b of the steering torque target value generation unit 200b according to the third embodiment.
  • the gain ratio generation unit 230b generates a first gain Ga that increases or decreases depending on the actual steering angle ⁇ t_act, and a second gain Gb whose sum with the first gain Ga is 1.
  • the first gain Ga is multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) by the multiplication unit 261 in the steering torque target value generation unit 200.
  • the second gain Gb is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d by the multiplier 262.
  • the gain ratio generation unit 230b monotonically decreases the first gain Ga multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) within the range from the first steering angle ⁇ t_A to the second steering angle ⁇ t_B. Accordingly, the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d monotonically increases within the range from the first steering angle ⁇ t_A to the second steering angle ⁇ t_B.
  • the first steering angle ⁇ t_A is, for example, 3 [deg].
  • the second steering angle ⁇ t_B is, for example, 20 [deg].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first steering angle ⁇ t_A and the second steering angle ⁇ t_B.
  • the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first turning angle ⁇ t_A is larger than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second turning angle ⁇ t_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the range below the first steering angle ⁇ t_A is larger than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range above the second steering angle ⁇ t_B.
  • the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range equal to or less than the first steered angle ⁇ t_A is smaller than the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range equal to or greater than the second steered angle ⁇ t_B.
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the following range may be smaller than the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ t_B.
  • the maximum value Ga_max of the first gain Ga in the range below the first turning angle ⁇ t_A is equal to the maximum value Gb_max of the second gain Gb in the range above the second turning angle ⁇ t_B
  • the minimum value Gb_min of the second gain Gb in the following range may be equal to the minimum value Ga_min of the first gain Ga in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ t_B.
  • the respective values and magnitude relationships of the maximum value Ga_max of the first gain Ga, the minimum value Ga_min of the first gain Ga, the maximum value Gb_max of the second gain Gb, and the minimum value Gb_min of the second gain Gb are determined by the control device according to the present disclosure. It may be set as appropriate depending on the motion performance, vehicle specifications, etc. of the vehicle in which 50 is mounted.
  • the steering torque target value generation unit 200b multiplies the torque value Tref_a (first torque value) outputted from the steering reaction force torque value generation unit 210 by a first gain Ga (multiplying unit 261) to generate a torque value Ga ⁇ Tref_a,
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 and the torque compensation value Tref_c output from the hysteresis compensation unit 250 are added (addition units 271, 272, 273) and output as the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 multiplies the reaction force motor current compensation value Iref_d outputted from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 by a second gain Gb (multiplying unit 262) to obtain a current compensation value Gb ⁇ Iref_d.
  • the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0 are outputted as the second reaction motor current command value Ih_ref, which is obtained by limiting the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0.
  • the steering torque target value generation unit 200b in a region where the actual turning angle ⁇ t_act is relatively small, the steering torque target value generation unit 200b generates a The steering torque target value Th_ref is generated by multiplying by a relatively large first gain Ga, and in a region where the actual steering angle ⁇ t_act is relatively large, the reaction force motor output from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 A second reaction force motor current command value Ih_ref is generated by multiplying the current compensation value Iref_d by a relatively large second gain Gb. Thereby, it is possible to obtain a steering feeling that reflects the road surface condition and the actual turning angle ⁇ t_act.
  • the gain ratio setting example in the gain ratio generation unit 230b according to the third embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 23 described above.
  • the first gain Ga that is multiplied by the torque value Tref_a first torque value
  • the second gain Gb multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d may gradually increase as the actual turning angle ⁇ t_act increases.
  • the first gain Ga that is multiplied by the torque value Tref_a gradually decreases as the actual steering angle ⁇ t_act decreases.
  • the second gain Gb which is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d, may gradually decrease as the actual steering angle ⁇ t_act decreases.
  • FIG. 24 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the fourth embodiment.
  • FIG. 25 is a block diagram illustrating a configuration example of a gain ratio generation section according to the fourth embodiment.
  • 26A and 26B are diagrams conceptually showing examples of gain ratio settings in the gain ratio generation unit according to the fourth embodiment.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act as parameters.
  • the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act are input to the gain ratio generation unit 230c of the steering torque target value generation unit 200c according to the fourth embodiment.
  • the gain ratio generation section 230c includes a first gain ratio generation section 230, a second gain ratio generation section 230a, and a gain ratio calculation section 231, as shown in FIG.
  • the first gain ratio generation section 230 of the gain ratio generation section 230c is substantially the same component as the gain ratio generation section 230 according to the first embodiment.
  • the first gain ratio generation unit 230 generates a first gain Ga1 that increases or decreases depending on the vehicle speed Vs, and a second gain Gb1 whose sum with the first gain Ga1 is 1.
  • the first gain ratio generation unit 230 monotonically decreases the first gain Ga1 within a range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B. Accordingly, the second gain Gb1 monotonically increases within the range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B.
  • the first vehicle speed Vs_A is, for example, 5 [km/h].
  • the second vehicle speed Vs_B is, for example, 30 [km/h].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first vehicle speed Vs_A and the second vehicle speed Vs_B.
  • FIG. 26A shows an example in which the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the minimum value Gb1_min of the second gain Gb1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is smaller than the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B
  • the minimum value Gb1_min of the gain Gb1 may be smaller than the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range equal to or higher than the second vehicle speed Vs_B.
  • the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B
  • the maximum value Ga1_max of the second gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to
  • the minimum value Gb1_min of the gain Gb1 may be equal to the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range equal to or higher than the second vehicle speed Vs_B.
  • the respective values and magnitude relationships of the maximum value Ga_max of the first gain Ga, the minimum value Ga_min of the first gain Ga, the maximum value Gb_max of the second gain Gb, and the minimum value Gb_min of the second gain Gb are determined by the control device according to the present disclosure. It may be set as appropriate depending on the motion performance, vehicle specifications, etc. of the vehicle in which 50 is mounted.
  • the second gain ratio generation section 230a of the gain ratio generation section 230c is substantially the same component as the gain ratio generation section 230a according to the second embodiment.
  • the second gain ratio generation unit 230a generates a first gain Ga2 that increases or decreases depending on the actual steering angle ⁇ t_act, and a second gain Gb2 whose sum with the first gain Ga2 is 1.
  • the second gain ratio generation unit 230a monotonically decreases the first gain Ga2 within the range from the first steering angle ⁇ h_A to the second steering angle ⁇ h_B. Accordingly, the second gain Gb2 monotonically increases within the range from the first steering angle ⁇ h_A to the second steering angle ⁇ h_B.
  • the first steering angle ⁇ h_A is, for example, 3 [deg].
  • the second steering angle ⁇ h_B is, for example, 20 [deg].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first steering angle ⁇ h_A and the second steering angle ⁇ h_B.
  • FIG. 26B shows an example in which the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range below the first steering angle ⁇ h_A is larger than the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range above the second steering angle ⁇ h_B.
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 in the range below the first steering angle ⁇ h_A is larger than the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range above the second steering angle ⁇ h_B.
  • the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range below the first steering angle ⁇ h_A is smaller than the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range above the second steering angle ⁇ h_B, and in the range below the first steering angle ⁇ h_A.
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 may be smaller than the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ h_B.
  • the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range below the first steering angle ⁇ h_A is equal to the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range above the second steering angle ⁇ h_B, and the range below the first steering angle ⁇ h_A.
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 may be equal to the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ h_B.
  • the gain ratio calculation unit 231 calculates the first gain Ga1 and second gain Gb1 output from the first gain ratio generation unit 230, and the first gain Ga2 and second gain Gb2 output from the second gain ratio generation unit 230a. is input.
  • the gain ratio calculation unit 231 calculates the first gain Ga using the following equation (14), and calculates the second gain Gb using the following equation (15).
  • Ga (Ga1 ⁇ Ga2)/ ⁇ (Ga1 ⁇ Ga2)+(Gb1 ⁇ Gb2) ⁇ ...(14)
  • Gb (Gb1 ⁇ Gb2)/ ⁇ (Ga1 ⁇ Ga2)+(Gb1 ⁇ Gb2) ⁇ ...(15)
  • the first gain Ga is multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) by the multiplier 261.
  • the second gain Gb is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d by the multiplier 262.
  • the steering torque target value generation unit 200c multiplies the torque value Tref_a (first torque value) outputted from the steering reaction force torque value generation unit 210 by a first gain Ga (multiplying unit 261) to generate a torque value Ga ⁇ Tref_a,
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 and the torque compensation value Tref_c output from the hysteresis compensation unit 250 are added (addition units 271, 272, 273) and output as the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 multiplies the reaction force motor current compensation value Iref_d outputted from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 by a second gain Gb (multiplying unit 262) to obtain a current compensation value Gb ⁇ Iref_d.
  • the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0 are outputted as the second reaction motor current command value Ih_ref, which is obtained by limiting the upper and lower limits of the first reaction motor current command value Ih_ref0.
  • a steering reaction force according to the estimated road reaction torque value Tsat_est can be applied to the steering wheel 1 at a ratio according to both the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act.
  • the steering torque target value generation unit 200c uses the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction force torque value generation unit 210 in a region where the vehicle speed Vs or the actual steering angle ⁇ h_act is relatively small.
  • the steering torque target value Th_ref is generated by multiplying the first gain Ga by a relatively large first gain Ga, and in a region where the vehicle speed Vs or the actual steering angle ⁇ h_act is relatively large, the steering torque target value Th_ref is A second reaction force motor current command value Ih_ref is generated by multiplying the reaction force motor current compensation value Iref_d by a relatively large second gain Gb.
  • the gain ratio setting example in the first gain ratio generation unit 230 according to the fourth embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 26A described above.
  • the first gain Ga1 gradually decreases as the vehicle speed Vs increases, and the second gain Gb1 gradually decreases as the vehicle speed Vs increases. It may also be an aspect in which the amount increases.
  • the first gain Ga1 gradually increases as the vehicle speed Vs decreases, and accordingly, the second gain Gb1 increases as the vehicle speed Vs decreases. It may also be a mode in which the amount gradually decreases accordingly.
  • the gain ratio setting example in the second gain ratio generation unit 230a according to the fourth embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 26B described above.
  • the first gain Ga2 gradually decreases as the actual steering angle ⁇ h_act increases, and accordingly, the second gain Gb2 decreases from the actual steering angle It may also be a mode in which it gradually increases as ⁇ h_act increases.
  • the first gain Ga2 gradually increases as the actual steering angle ⁇ h_act decreases, and accordingly, the second gain Gb2 increases.
  • the steering angle ⁇ h_act may gradually decrease as the steering angle ⁇ h_act decreases.
  • FIG. 27 is a diagram illustrating an example of a control block configuration of a control device according to the fifth embodiment.
  • FIG. 28 is a block diagram illustrating a configuration example of a gain ratio generation section according to the fifth embodiment.
  • 29A and 29B are diagrams conceptually showing examples of gain ratio settings in the gain ratio generation unit according to the fifth embodiment.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the vehicle speed Vs and the actual turning angle ⁇ t_act as parameters.
  • the vehicle speed Vs and the actual turning angle ⁇ t_act are input to the gain ratio generation unit 230d of the steering torque target value generation unit 200d according to the fifth embodiment.
  • the gain ratio generation section 230d includes a first gain ratio generation section 230, a second gain ratio generation section 230b, and a gain ratio calculation section 231, as shown in FIG.
  • the first gain ratio generation unit 230 of the gain ratio generation unit 230d is substantially the same component as the gain ratio generation unit 230 according to the first embodiment.
  • the first gain ratio generation unit 230 generates a first gain Ga1 that increases or decreases depending on the vehicle speed Vs, and a second gain Gb1 whose sum with the first gain Ga1 is 1.
  • the first gain ratio generation unit 230 monotonically decreases the first gain Ga1 within a range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B. Accordingly, the second gain Gb1 monotonically increases within the range from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B.
  • the first vehicle speed Vs_A is, for example, 5 [km/h].
  • the second vehicle speed Vs_B is, for example, 30 [km/h].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first vehicle speed Vs_A and the second vehicle speed Vs_B.
  • FIG. 29A shows an example in which the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the minimum value Gb1_min of the second gain Gb1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is larger than the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range above the second vehicle speed Vs_B.
  • the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is smaller than the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B
  • the minimum value Gb1_min of the gain Gb1 may be smaller than the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range equal to or higher than the second vehicle speed Vs_B.
  • the maximum value Ga1_max of the first gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to the maximum value Gb1_max of the second gain Gb1 in the range above the second vehicle speed Vs_B
  • the maximum value Ga1_max of the second gain Ga1 in the range below the first vehicle speed Vs_A is equal to
  • the minimum value Gb1_min of the gain Gb1 may be equal to the minimum value Ga1_min of the first gain Ga1 in the range equal to or higher than the second vehicle speed Vs_B.
  • the respective values and magnitude relationships of the maximum value Ga_max of the first gain Ga, the minimum value Ga_min of the first gain Ga, the maximum value Gb_max of the second gain Gb, and the minimum value Gb_min of the second gain Gb are determined by the control device according to the present disclosure. It may be set as appropriate depending on the motion performance, vehicle specifications, etc. of the vehicle in which 50 is mounted.
  • the second gain ratio generation section 230b of the gain ratio generation section 230c is substantially the same component as the gain ratio generation section 230b according to the third embodiment.
  • the second gain ratio generation unit 230b generates a first gain Ga2 that increases or decreases depending on the actual steering angle ⁇ t_act, and a second gain Gb2 whose sum with the first gain Ga2 is 1.
  • the second gain ratio generation unit 230b monotonically decreases the first gain Ga2 within the range from the first steering angle ⁇ t_A to the second steering angle ⁇ t_B. Accordingly, the second gain Gb2 monotonically increases within the range from the first steering angle ⁇ t_A to the second steering angle ⁇ t_B.
  • the first steering angle ⁇ t_A is, for example, 3 [deg].
  • the second steering angle ⁇ t_B is, for example, 20 [deg].
  • the present disclosure is not limited to each value of the first steering angle ⁇ t_A and the second steering angle ⁇ t_B.
  • FIG. 29B shows an example in which the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range equal to or less than the first steering angle ⁇ t_A is larger than the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range equal to or greater than the second steered angle ⁇ t_B.
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 in the range equal to or less than the first steered angle ⁇ t_A is larger than the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range equal to or greater than the second steered angle ⁇ t_B.
  • the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range equal to or less than the first steered angle ⁇ t_A is smaller than the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range equal to or greater than the second steered angle ⁇ t_B;
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 in the following range may be smaller than the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ t_B.
  • the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range below the first turning angle ⁇ t_A is equal to the maximum value Gb2_max of the second gain Gb2 in the range above the second turning angle ⁇ t_B, and the maximum value Ga2_max of the first gain Ga2 in the range below the first turning angle ⁇ t_A
  • the minimum value Gb2_min of the second gain Gb2 in the following range may be equal to the minimum value Ga2_min of the first gain Ga2 in the range equal to or greater than the second steering angle ⁇ t_B.
  • the gain ratio calculation unit 231 calculates the first gain Ga and the second gain Gb using equations (14) and (15) described in the fourth embodiment.
  • the first gain Ga is multiplied by the torque value Tref_a (first torque value) by the multiplier 261.
  • the second gain Gb is multiplied by the reaction force motor current compensation value Iref_d by the multiplier 262.
  • the steering torque target value generation unit 200d multiplies the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction force torque value generation unit 210 by a first gain Ga (multiplying unit 261) to generate a torque value Ga ⁇ Tref_a,
  • the torque value Tref_b output from the damping torque value generation unit 240 and the torque compensation value Tref_c output from the hysteresis compensation unit 250 are added (addition units 271, 272, 273) and output as the steering torque target value Th_ref.
  • the steering torque control unit 400 multiplies the reaction force motor current compensation value Iref_d output from the road surface reaction force adaptive current compensation value generation unit 220 by a second gain Gb (multiplying unit 262) to obtain a first current compensation value Gb ⁇ Iref_d. It is added to the reaction force motor current command value Ih_ref0, and the upper and lower limits of the first reaction force motor current command value Ih_ref0 are outputted as the second reaction force motor current command value Ih_ref, which is limited by the output limiter.
  • a steering reaction force corresponding to the estimated road reaction torque value Tsat_est can be applied to the steering wheel 1 at a ratio corresponding to both the vehicle speed Vs and the actual turning angle ⁇ t_act.
  • the steering torque target value generation unit 200d generates the torque value Tref_a (first torque value) output from the steering reaction force torque value generation unit 210 in a region where the vehicle speed Vs or the actual turning angle ⁇ t_act is relatively small.
  • the gain ratio setting example in the first gain ratio generation unit 230 according to the fifth embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 29A described above.
  • the first gain Ga1 gradually decreases as the vehicle speed Vs increases, and the second gain Gb1 gradually decreases as the vehicle speed Vs increases. It may also be an aspect in which the amount increases.
  • the first gain Ga1 gradually increases as the vehicle speed Vs decreases, and accordingly, the second gain Gb1 increases as the vehicle speed Vs decreases. It may also be a mode in which the amount gradually decreases accordingly.
  • the gain ratio setting example in the second gain ratio generation unit 230b according to the fifth embodiment is one example, and is not limited to the mode shown in FIG. 29B described above.
  • the first gain Ga2 gradually decreases as the actual steering angle ⁇ t_act increases, and accordingly, the second gain Gb2 decreases.
  • An aspect may be adopted in which the actual steering angle ⁇ t_act increases gradually as the actual steering angle ⁇ t_act increases.
  • the first gain Ga2 gradually increases as the actual steering angle ⁇ t_act decreases, and accordingly, the second gain Ga2 increases as the actual steering angle ⁇ t_act decreases.
  • a mode may be adopted in which Gb2 gradually decreases as the actual steering angle ⁇ t_act decreases.
  • FIG. 30 is a block diagram illustrating a configuration example of a steering torque target value generation section according to the sixth embodiment.
  • FIG. 31 is a 3D map showing an example of the gain ratio generation method according to the sixth embodiment.
  • the gain ratio generation unit 230e of the steering torque target value generation unit 200e has a gain ratio setting map shown in FIG. 31.
  • the gain ratio generation unit 230e uses the gain ratio map shown in FIG. 31 to generate a second gain Gb using the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act as parameters. Further, the gain ratio generation unit 230e calculates the first gain Ga using the following equation (16).
  • the gain ratio generation unit 230e generates the second gain Gb using the gain ratio map shown in FIG. 31, and calculates the first gain Ga using the above equation (16).
  • the gain ratio generation unit 230e has a gain ratio map for generating the first gain Ga using the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act as parameters, and has the following (17) which is a modification of the above equation (16). ) may be used to calculate the second gain Gb.
  • the first gain Ga and the second gain Gb are generated using the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ h_act as parameters, but the vehicle speed Vs and the actual steering angle ⁇ t_act It has a gain ratio map for generating the second gain Gb or the first gain Ga using as parameters, and similarly to the fifth embodiment, the first gain Ga and the second gain are generated using the vehicle speed Vs and the actual turning angle ⁇ t_act as parameters. It is also possible to adopt a mode in which the gain Gb is generated.
  • FIG. 32 is a block diagram showing a configuration example of the steering angle control section.
  • the steering angle control section 700 includes a feedforward compensation section 710, a PID control section 730, a stabilization compensation section 740, an output restriction section 760, a friction compensation section 770, and addition sections 720 and 750. .
  • the feedforward compensator 710 is configured with a filter (FF filter) for improving followability of the actual turning angle ⁇ t_act with respect to the turning angle target value ⁇ t_ref.
  • the feedforward compensator 710 performs filter processing on the steering angle target value ⁇ t_ref.
  • FF filter filter
  • an LPF having a first-order lag or second-order lag transfer function is used, and the time delay caused by filter processing by the LPF is equivalent to the follow-up delay of the actual turning angle ⁇ t_act with respect to the turning angle target value ⁇ t_ref.
  • the LPF is designed so that
  • the PID control unit 730 performs PID control so that the deviation ⁇ t_err between the turning angle target value ⁇ t_ref and the actual turning angle ⁇ t_act, which is the calculation result of the addition unit 720, approaches zero.
  • the stabilization compensation unit 740 is composed of a filter (stabilization filter) having transfer characteristics necessary for stabilizing control.
  • the stabilization compensator 740 performs filter processing on the output value of the PID controller 730.
  • the output limiting unit 760 performs output limiting processing on the current command value Iref_c, which is the calculation result of the adding unit 750, and outputs the second steering motor current command value It_ref.
  • the output limiter 760 has an upper limit value and a lower limit value set in advance for the current command value Iref_c.
  • the output limiter 760 limits the upper and lower limits of the current command value Iref_c and outputs the second steering motor current command value It_ref.
  • feedforward compensator 710 and the stabilization compensator 740 described above are not necessarily necessary components, and for example, there is a mode that does not include either or both of the feedforward compensator 710 and the stabilization compensator 740. It's okay.
  • the friction compensation unit 770 calculates a second current compensation value Iref_b for compensating for a delay in tracking the actual steering angle ⁇ t_act with respect to the steering angle target value ⁇ t_ref caused by friction in the steering mechanism, based on the steering angle target value ⁇ t_ref. do.
  • the specific configuration and operation of the friction compensator 770 will be described in detail below.
  • FIG. 33 is a block diagram showing a configuration example of the friction compensator.
  • the friction compensation section 770 includes a current compensation value calculation section 771 and a current sensitive gain generation section 773 as main components.
  • the current compensation value calculation unit 771 receives a steering angle target value ⁇ t_ref and a steering speed target value ⁇ t_ref calculated by differentiating the steering angle target value ⁇ t_ref by a differentiating unit 772.
  • the current compensation value calculation unit 771 calculates the first current compensation value Iref_b0 based on the steering angle target value ⁇ t_ref and the steering speed target value ⁇ t_ref.
  • FIG. 34 is a diagram showing an example of the characteristics of the first current compensation value in the current compensation value calculation section.
  • the horizontal axis indicates the turning angle target value ⁇ t_ref
  • the vertical axis indicates the first current compensation value Iref_b0.
  • the solid line indicates the first current compensation value Iref_b0 when steering to the right
  • the broken line indicates the first current compensation value Iref_b0 when steering to the left.
  • the first current compensation value Iref_b0 calculated by the current compensation value calculation unit 771 has a hysteresis characteristic that takes a different value when steering to the left and when turning to the left. L1 shown in FIG.
  • L34 shows the trajectory when the steered wheels 5L and 5R are steered to the right from the center position (origin (0, 0)), and L2 is the trajectory when the steered wheels 5L and 5R are steered to the right at the coordinates A (x 1 , y 1 ).
  • L3 shows a trajectory when a switch occurs from right steering to left steering at coordinates B (x 2 , y 2 ).
  • the current compensation value calculation unit 771 calculates the first current compensation value Iref_b0 using the following equations (18) and (19) based on the turning angle target value ⁇ t_ref and the turning speed target value ⁇ t_ref. Specifically, when the sign ⁇ t_ref (sgn) of the target steering speed value ⁇ t_ref is a positive value (“+”), the first current compensation value Iref_b0 is calculated using the following equation (18), and the steering speed is When the sign ⁇ t_ref (sgn) of the target rudder speed value ⁇ t_ref is a negative value (“-”), the first current compensation value Iref_b0 is calculated using the following equation (19).
  • x is the turning speed target value ⁇ t_ref
  • y R is the first current compensation value Iref_b0 when turning to the right
  • y L is the first current compensation when turning to the left.
  • the value is set to Iref_b0.
  • the coefficient a has a value larger than 1
  • the coefficient c has a value larger than 0.
  • the coefficient Ahys indicates the output width of the hysteresis characteristic (width of the first current compensation value Iref_b0)
  • the coefficient c is a coefficient representing the roundness of the hysteresis characteristic.
  • the current compensation value calculation unit 771 takes over the previous values of the steering angle target value ⁇ t_ref and the first current compensation value Iref_b0, and applies the above formula (18) or (19) after the steering switching. ), substitute the coefficient b or b' shown in the following equation (20) or (21). This maintains continuity before and after the steering changeover.
  • the current compensation value calculation unit 771 calculates the steering angle target value ⁇ t_ref and the steering angle target value ⁇ t_ref. Applying the previous value of the first current compensation value Iref_b0 (coordinates A(x 1 , y 1 ) shown in FIG. 34) to the above equation (19), and substituting the coefficient b' shown in the following equation (21), the first current is calculated. A compensation value Iref_b0 is calculated.
  • the current compensation value calculation unit 771 calculates the steering angle target value ⁇ t_ref and the first current compensation value.
  • the previous value of Iref_b0 (coordinates B (x 2 , y 2 ) shown in FIG. 34) is applied to the above equation (18), and the coefficient b shown in the following equation (20) is substituted to calculate the first current compensation value Iref_b0. do.
  • the previous value holding section 774 holds the previous output value It_ref' of the steering angle control section 700. Specifically, the previous output value It_ref' is the second steering motor current command value It_ref in the previous process.
  • the previous value holding unit 774 is configured by, for example, the RAM of the ECU that constitutes the control device 50.
  • the absolute value calculation section 775 performs absolute value processing of the previous output value It_ref' of the steering angle control section 700 output from the previous value holding section 774.
  • of the steering angle control section 700 which has been subjected to absolute value processing in the absolute value calculation section 775, is input to the current sensitive gain generation section 773.
  • the current sensitive gain generation section 773 generates a gain Gi according to the previous output value
  • the current sensitive gain generation section 773 has a current sensitive gain map in which a gain Gi is set according to the previous output value
  • the current sensitive gain map is stored, for example, in a ROM of an ECU that constitutes the control device 50.
  • FIG. 35A is a diagram illustrating a first example of a current sensitive gain map.
  • FIG. 35B is a diagram showing a second example of the current sensitive gain map.
  • the first example of the current-sensitive gain map shown in FIG. 35A has a current value-sensitive characteristic in which the gain Gi increases or decreases according to the previous output value
  • FIG. 36 is a diagram showing an example of the output characteristics of the friction compensator.
  • the horizontal axis indicates the steering angle target value ⁇ t_ref
  • the vertical axis indicates the second current compensation value Iref_b.
  • the frictional force generated in the steering mechanism includes friction due to gear torque interposed between the steering motor 41 and the speed reduction mechanism 42.
  • gear torque refers to torque resulting from frictional force generated in mechanical elements of a reduction gear.
  • gear torque the friction torque caused by the friction force generated at the meshing portion between the worm gear and the worm wheel can be defined as gear torque.
  • the frictional force due to this gear torque increases monotonically with respect to the motor current.
  • the friction compensation unit 770 multiplies the first current compensation value Iref_b0 output from the current compensation value calculation unit 771 by the gain Gi generated by the current sensitive gain generation unit 773 (multiplying unit 776). 2. Calculate the current compensation value Iref_b. As a result, as shown in FIG. 36, a characteristic in which the output width of the hysteresis characteristic (width of the second current compensation value Iref_b) increases or decreases in accordance with the second steering motor current command value It_ref is obtained, and friction caused by gear torque can be obtained. Friction compensation control according to force can be realized.
  • the gear torque becomes relatively large, and the frictional force caused by the gear torque acts strongly.
  • the current compensation value Iref_b0 output from the current compensation value calculation unit 771 by multiplying the current compensation value Iref_b0 output from the current compensation value calculation unit 771 by a gain Gi_H that is relatively larger than the gain Gi_M, the output with hysteresis characteristics is obtained as shown by the broken line.
  • the width (the width of the current compensation value Iref_b (second current compensation value)) can be increased.
  • the aspect of the current sensitive gain map is not limited to the aspect of the first example shown in FIG. 35A.
  • the current compensation value Iref_b (second current compensation value) output from the friction compensation unit 770 is added to the first steering motor current command value Iref_a output from the stabilization compensation unit 740 in the addition unit 750 shown in FIG. Then, the second steering motor current command value It_ref whose output is limited by the output limiter 760 with respect to the added current command value Iref_c is output.
  • FIG. 37 is a block diagram showing a configuration example of a friction compensator according to a modification.
  • the first current compensation value Iref_b0 output from the current compensation value calculation unit 771 is multiplied by the gain Gi generated by the current sensitive gain generation unit 773.
  • the current compensation value calculation unit 771a calculates the second steering motor current command value It_ref (previous output value
  • It_ref previously output value
  • the output width of the hysteresis characteristic (width of the second current compensation value Iref_b) is It may be configured to obtain a characteristic that increases or decreases depending on the value It_ref.
  • the data can be stored, for example, in the ROM of the ECU constituting the control device 50, similarly to the current sensitive gain map. Thereby, similarly to the configuration shown in FIG. 33, it is possible to realize friction compensation control according to the frictional force caused by gear torque.
  • the present invention is not limited to the manner in which the steering angle target value ⁇ t_ref is differentiated to obtain the steering speed target value ⁇ t_ref.
  • the motor angular velocity of the steering motor 41 may be used to determine that the steering direction has been switched. It may be a mode.
  • a configuration may be adopted in which a filter is provided before the current compensation value calculation section 771 and the current sensitive gain generation section 773, or a configuration in which a filter is provided in a subsequent stage of the current sensitive gain generation section 773.
  • a configuration may be adopted in which a limiter that performs output limiting processing on the second current compensation value Iref_b is provided at a subsequent stage of the friction compensating section 770, similarly to the output limiting section 760 described above.
  • FIGS. 38A and 38B are first conceptual diagrams illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensation unit.
  • the horizontal axis indicates time
  • the vertical axis indicates steering angle.
  • the broken line shown in FIGS. 38A and 38B indicates the turning angle target value ⁇ t_ref
  • the solid line indicates the actual turning angle ⁇ t_act.
  • FIG. 38A illustrates a time response when friction compensation control by the friction compensator 770 is not performed.
  • FIG. 38B illustrates a time response when friction compensation control is performed by the friction compensator 770.
  • FIGS. 38A and 38B show the time response when the steered wheels 5L, 5R are steered from the center position to the left or right at a relatively fast predetermined frequency.
  • the friction compensation control by the friction compensator 770 is not performed, as shown in FIG. 38A, distortion occurs in the actual steering angle ⁇ t_act at the time of switching the steering direction surrounded by a broken line.
  • the operation (steering) of the steering wheel 1 and the turning of the steered wheels 5L and 5R are different.
  • a discrepancy may occur between the two, giving the driver a sense of discomfort.
  • friction compensation control is performed by the friction compensator 770, as shown in FIG. 38B, distortion is suppressed from occurring in the actual steering angle ⁇ t_act when switching the steering direction surrounded by a broken line.
  • the friction compensator 770 can perform predetermined friction compensation control even if the steering speed target value ⁇ t_ref is approximately zero.
  • FIGS. 39A and 39B are second conceptual diagrams illustrating a specific example of friction compensation control by the friction compensation unit.
  • the horizontal axis represents time
  • the vertical axis represents steering angle.
  • the broken line shown in FIGS. 39A and 39B indicates the turning angle target value ⁇ t_ref
  • the solid line indicates the actual turning angle ⁇ t_act.
  • FIG. 39A illustrates, as a comparative example of the friction compensation control according to the embodiment, a time response when friction compensation control is performed according to the steering speed target value ⁇ t_ref.
  • FIG. 39B illustrates a time response when friction compensation control is performed by the friction compensator 770.
  • FIGS. 39A and 39B show the time response when the vehicle is turned left and right more minutely than in FIGS. 38A and 38B.
  • friction compensation control is performed according to the steering speed target value ⁇ t_ref according to the comparative example, as shown in FIG. 39A, when the steering is slightly turned left or right, the actual turning is Distortion has occurred in the steering angle ⁇ t_act.
  • friction compensation control is performed by the friction compensator 770, as shown in FIG. 39B, even when the steering is slightly left or right, the actual steering angle ⁇ t_act is The generation of distortion is suppressed.
  • the steering wheel when the steering wheel is operated slowly, minutely, and slowly, when the steering direction is switched, when the steering angle target value ⁇ t_ref switches, the steering speed changes as in the example of FIGS. 38A and 38B.
  • the target value ⁇ t_ref becomes approximately zero.
  • the first current compensation value Iref_b0 output from the current compensation value calculation unit 771 also has a small value.
  • the gain Gi calculated by the current sensitive gain generation unit 773, it is possible to prevent the second current compensation value Iref_b from becoming too small.
  • the driver can easily control the steering direction when the driver's steering direction is changed from increasing steering to steering back, or from steering back to increasing steering. It is possible to reduce the discomfort caused by
  • the steering angle control section 700 includes the friction compensation section 770, and calculates the actual steering angle ⁇ t_act with respect to the steering angle target value ⁇ t_ref caused by friction in the steering mechanism, based on the steering angle target value ⁇ t_ref.
  • the second current compensation value Iref_b for compensating for the follow-up delay, friction compensation control can be performed effectively and appropriately regardless of the driver's steering speed.
  • the road reaction force adaptive torque compensation value generation unit 220 generates a road reaction force according to the first steering motor current command value Iref_a before adding the second current compensation value Iref_b output from the friction compensation unit 770.
  • an estimated road reaction torque value Tsat_est is obtained that corresponds to the behavior of the actual road reaction torque Tsat_act when the vehicle is actually running, and a A steering reaction force can be applied.
  • the increase/decrease in the first gain Ga and the second gain Gb in the section from the first vehicle speed Vs_A to the second vehicle speed Vs_B is changed linearly with respect to the vehicle speed, as shown in FIG. 19 etc.
  • some sections may be changed non-linearly.
  • Gain ratio generation unit (first gain ratio generation unit, second gain ratio generation unit) 231 Gain ratio calculation unit 240 Damping torque value generation unit 241 Damping gain map unit 250 Hysteresis compensation unit 251 Hysteresis compensation value calculation unit 400 Steering torque control unit 500 Current control unit 600 Turning angle target value generation unit 700 Turning angle control unit 710 Feedforward compensation section 720 Addition section 730 PID control section 740 Stabilization compensation section 750 Addition section 760 Output restriction section 770, 770a Friction compensation section 771, 771a Current compensation value calculation section 772 Differentiation section 773 Current sensitive gain generation section 774 Previous value retention Section 775 Absolute value calculation section 776 Multiplication section 800 Current control section

Landscapes

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Abstract

路面の状況や車両の状態を反映した操舵感が得られる車両用操向システムの制御装置を提供すること。少なくとも第１転舵モータ電流指令値（Ｉｒｅｆ＿ａ）に基づき推定される路面反力トルク推定値に応じて増減する反力モータ電流補償値（Ｉｒｅｆ＿ｄ）を生成する電流補償値生成部（２２０）と、車両の車速Ｖｓに応じて増減する第１ゲイン（Ｇａ）、及び当該第１ゲイン（Ｇａ）との和が１となる第２ゲイン（Ｇｂ）を生成するゲイン比率生成部（２３０）と、を備える。操舵トルク目標値生成部（２００）は、少なくとも操舵角に応じて増減するトルク値に第１ゲイン（Ｇａ）を乗じて操舵トルク目標値（Ｔｈ＿ｒｅｆ）を生成し、操舵トルク制御部（４００）は、第１電流補償値（Ｉｒｅｆ＿ｄ）に第２ゲイン（Ｇａ）を乗じた値を反力用モータ（３１）に供給する電流の目標値である第１電流指令値（Ｉｒｅｆ＿ａ）に加算して、反力用モータ（３１）を駆動するための反力モータ電流指令値（Ｉｈ＿ｒｅｆ）を生成する。

Description

車両用操向システムの制御装置
　本発明は、車両用操向システムの制御装置に関する。
　車両用操向システムの１つとして、運転者が操作するハンドルを有する操舵機構（ＦＦＡ：Force　Feedback　Actuator）と、転舵輪を転舵する転舵機構（ＲＷＡ：Road　Wheel　Actuator）とが機械的に分離されているステアバイワイヤ（ＳＢＷ：Steer　By　Wire）システムがある。ＳＢＷシステムでは、操舵機構と転舵機構とが制御装置（ＥＣＵ：Electronic　Control　Unit）を介して電気的に接続され、ハンドルの操作を電気信号によって転舵機構に伝えて転舵輪を転舵すると共に、運転者に適切な操舵感を与えるための操舵反力を操舵機構で生成する。操舵機構は、反力用モータを備える反力アクチュエータにより操舵反力を生成し、転舵機構は、転舵用モータを備える転舵アクチュエータにより転舵輪を転舵する。反力アクチュエータとハンドルとは、コラム軸を介して機械的に接続されており、反力アクチュエータが生成した反力（トルク）が、コラム軸とハンドルを介して運転者に伝達される。
　操舵機構と転舵機構とが機械的に分離されているＳＢＷシステムでは、例えば、凍結路面や、雨天時のハイドロプレーニング現象等によって路面の摩擦抵抗が著しく減少した低μ路を走行する際のオーバーステア状態やアンダーステア状態を、操舵反力として反力装置に伝達する必要がある。下記特許文献１では、路面から作用する反力（セルフアライニングトルク）を推定し、ハンドル舵角に応じて生成する反力に加算することにより、路面の状況を操舵反力に反映させる車両用操向装置が開示されている。
国際公開第２０１９／１６７６６１号
　セルフアライニングトルクは、路面の状況に加え、車速や舵角等の車両の状態によって変化する。上記従来技術では、車両の状態によっては路面の状況を反映した操舵感が得られない可能性がある。
　本発明は、上記の課題に鑑みてなされたものであって、路面の状況や車両の状態を反映した操舵感が得られる車両用操向システムの制御装置を提供すること、を目的としている。
　上記の目的を達成するため、本発明の一態様に係る車両用操向システムの制御装置は、ハンドルの操舵角に応じて前記ハンドルに操舵反力を付与する反力用モータを駆動する反力装置と、前記ハンドルの操舵角に応じて転舵輪を転舵する転舵用モータを駆動する転舵装置とを具備した車両用操向システムの制御装置であって、前記操舵反力を得るための操舵トルクの目標値である操舵トルク目標値を生成する操舵トルク目標値生成部と、前記操舵トルク目標値に基づき、前記反力用モータに供給する電流の目標値である第１反力モータ電流指令値を生成する操舵トルク制御部と、前記操舵角に基づき、前記転舵輪の転舵角の目標値である転舵角目標値を生成する転舵角目標値生成部と、前記転舵角目標値に基づき、前記転舵用モータに供給する電流の目標値である第１転舵モータ電流指令値を生成する転舵角制御部と、少なくとも前記第１転舵モータ電流指令値に基づき推定される路面反力トルク推定値に応じて増減する反力モータ電流補償値を生成する電流補償値生成部と、車両の車速及び舵角の少なくとも一方に応じて増減する第１ゲイン、及び当該第１ゲインとの和が１となる第２ゲインを生成するゲイン比率生成部と、を備え、前記操舵トルク目標値生成部は、少なくとも前記操舵角に応じて増減するトルク値に前記第１ゲインを乗じて前記操舵トルク目標値を生成し、前記操舵トルク制御部は、前記反力モータ電流補償値に前記第２ゲインを乗じた値を前記第１反力モータ電流指令値に加算して、反力用モータを駆動するための第２反力モータ電流指令値を生成する。
　上記構成によれば、車両の車速及び舵角の少なくとも一方に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。これにより、路面の状況や車両の状態を反映した操舵感を得ることができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記操舵トルク制御部は、前記車速の増加に伴い、前記反力モータ電流補償値を増加させることが好ましい。
　上記構成によれば、ハンドルに車速の増加に伴って増加する路面反力に適応した操舵反力を付与することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、前記車速の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、車速に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。これにより、路面の状況及び車速を反映した操舵感を得ることができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、第１車速以上第２車速以下の範囲内において、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、第１車速以上第２車速以下の範囲内において、車速に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインよりも大きくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインと等しくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインよりも小さくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、前記ハンドルの実際の操舵角である実操舵角の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、実操舵角に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。これにより、路面の状況及び実操舵角を反映した操舵感を得ることができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、第１操舵角以上第２操舵角以下の範囲内において、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、第１操舵角以上第２操舵角以下の範囲内において、実操舵角に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第１操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインよりも大きくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第２操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインと等しくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第２操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインよりも小さくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、前記転舵輪の実際の転舵角である実転舵角の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、実転舵角に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。これにより、路面の状況及び実転舵角を反映した操舵感を得ることができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記ゲイン比率生成部は、第１転舵角以上第２転舵角以下の範囲内において、前記第１ゲインを減少させることが好ましい。
　上記構成によれば、第１転舵角以上第２転舵角以下の範囲内において、実転舵角に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第１転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインよりも大きくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第２転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインと等しくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記第２転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインよりも小さくても良い。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記転舵角制御部は、前記転舵角目標値に基づき、前記転舵輪を右転舵した場合と左転舵した場合とで異なる転舵モータ電流補償値を算出する摩擦補償部を備え、前記転舵角制御部は、前記第１転舵モータ電流指令値及び前記転舵モータ電流補償値に基づき、前記転舵用モータを駆動するための第２転舵モータ電流指令値を生成することが好ましい。
　上記構成によれば、運転者のハンドル操作速度に依らず、効果的に摩擦補償制御を行うことができる。これにより、運転者のハンドル操作の切り増しから切り戻しへの操舵方向の切り替え、あるいは切り戻しから切り増しへの切り替えにおいて、運転者に与える違和感を軽減することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記転舵モータ電流補償値は、前記転舵角目標値の変化に応じたヒステリシス特性を有することが好ましい。
　上記構成によれば、転舵輪を右転舵した場合と左転舵した場合とで異なる転舵モータ電流補償値が算出される。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記転舵モータ電流補償値は、操舵を開始した際の第１転舵角目標値から、当該第１転舵角目標値に所定の転舵角変化量閾値を加算した第２転舵角目標値以下となる領域において単調増加し、前記第２転舵角目標値よりも大きい領域において一定値となることが好ましい。
　上記構成によれば、運転者のハンドル操作速度に依らず、転舵輪が静止した状態から効果的に摩擦補償制御を行うことができる。これにより、運転者によるハンドル操作が極めて遅いような状況下においても、運転者のハンドル操作の切り増しから切り戻しへの操舵方向の切り替え、あるいは切り戻しから切り増しへの切り替えにおいて、運転者に与える違和感を軽減することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記摩擦補償部は、前記第２転舵モータ電流指令値に応じて前記転舵モータ電流補償値を増減させることが好ましい。
　上記構成によれば、ギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記転舵モータ電流補償値は、前記第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加することが好ましい。
　上記構成によれば、第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、第１電流補償値を算出する電流補償値演算部と、前記第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するゲインを生成する電流感応ゲイン生成部と、を備え、前記摩擦補償部は、前記第１電流補償値に対して前記ゲインを乗じて第２電流補償値を算出することが好ましい。
　上記構成によれば、第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　車両用操向システムの制御装置の望ましい態様として、前記摩擦補償部は、前記第２転舵モータ電流指令値と、当該第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するゲインとが関連付けられたデータが保持され、当該データに基づき、前記電転舵モータ電流補償値を算出することが好ましい。
　上記構成によれば、第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　本発明によれば、車両の状態に応じた比率で、ハンドルに路面反力トルク推定値に応じた操舵反力を付与することができるため、路面の状況や車両の状態を反映した操舵感を得ることができる車両用操向システムの制御装置を提供することができる。
図１は、本開示に係る制御装置を備えるＳＢＷシステムの概要の例を示す構成図である。 図２は、ＥＣＵのハードウェア構成を示す模式図である。 図３は、実施形態１に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図４は、実施形態に係る操舵トルク目標値生成部の構成例を示すブロック図である。 図５は、操舵反力トルク値生成部の構成例を示すブロック図である。 図６Ａは、基本マップの特性例を示す線図である。 図６Ｂは、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａの特性例を示す概念図である。 図７は、ダンピングトルク値生成部の構成例を示すブロック図である。 図８Ａは、ダンピングゲインマップの特性例を示す図である。 図８Ｂは、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂの特性例を示す概念図である。 図９は、本開示における操舵方向を説明するための領域図である。 図１０は、ヒステリシス補償部の構成例を示すブロック図である。 図１１は、ヒステリシス補償部の出力特性の一例を示す線図である。 図１２は、実施形態１に係る路面反力適応トルク補償値生成部の構成例を示すブロック図である。 図１３は、路面から転舵用モータまでの間に発生するトルクの様子を示すイメージ図である。 図１４は、路面反力トルク推定部の構成例を示すブロック図である。 図１５は、転舵機構に作用する実路面反力トルクの算出手法を説明するための概念図である。 図１６は、伝達関数Ｇｆｉｌを導出するためのシミュレーションを実行する構成を示す概念図である。 図１７は、路面反力適応電流マップの特性例を示す線図である。 図１８は、符号変換後の反力モータ電流補償値の特性例を概念的に示す線図である。 図１９Ａは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第１例を概念的に示す線図である。 図１９Ｂは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第２例を概念的に示す線図である。 図１９Ｃは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第３例を概念的に示す線図である。 図２０は、実施形態２に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図２１は、実施形態２に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図２２は、実施形態３に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図２３は、実施形態３に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図２４は、実施形態４に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図２５は、実施形態４に係るゲイン比率生成部の構成例を示すブロック図である。 図２６Ａは、実施形態４に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図２６Ｂは、実施形態４に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図２７は、実施形態５に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図２８は、実施形態５に係るゲイン比率生成部の構成例を示すブロック図である。 図２９Ａは、実施形態５に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図２９Ｂは、実施形態５に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。 図３０は、実施形態６に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。 図３１は、実施形態６に係るゲイン比率生成手法の一例を示す３Ｄマップである。 図３２は、転舵角制御部の構成例を示すブロック図である。 図３３は、摩擦補償部の構成例を示すブロック図である。 図３４は、電流補償値演算部における第１電流補償値の特性例を示す線図である。 図３５Ａは、電流感応ゲインマップの第１例を示す線図である。 図３５Ｂは、電流感応ゲインマップの第２例を示す線図である。 図３６は、摩擦補償部の出力特性の一例を示す線図である。 図３７は、変形例に係る摩擦補償部の構成例を示すブロック図である。 図３８Ａは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第１概念図である。 図３８Ｂは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第１概念図である。 図３９Ａは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第２概念図である。 図３９Ｂは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第２概念図である。
　以下、発明を実施するための形態（以下、実施形態という）につき図面を参照しつつ詳細に説明する。なお、下記の実施形態により本発明が限定されるものではない。また、下記実施形態における構成要素には、当業者が容易に想定できるもの、実質的に同一のもの、いわゆる均等の範囲のものが含まれる。さらに、下記実施形態で開示した構成要素は適宜組み合わせることが可能である。
（実施形態１）
　図１は、本開示に係る制御装置を備えるＳＢＷシステムの概要の例を示す構成図である。運転者が操作するハンドルを有する操舵機構を構成する反力装置３０、転舵輪を転舵する転舵機構を構成する転舵装置４０、及び両装置の制御を行う制御装置５０を備える。
　ＳＢＷシステムには、一般的な電動パワーステアリング装置が備える、コラム軸（ステアリングシャフト、ハンドル軸）２と機械的に結合されるインターミディエイトシャフトがなく、運転者によるハンドル１の操作を電気信号によって、具体的には、反力装置３０から出力される操舵角θｈを電気信号として伝える。
　反力装置３０は、反力用モータ３１及び反力用モータ３１の回転速度を減速する減速機構３２を備える。反力装置３０は、転舵輪５Ｌ，５Ｒから伝わる車両の運動状態を操舵反力として運転者に伝達する。反力用モータ３１は、減速機構３２を介して、操舵反力をハンドル１に付与する。
　反力装置３０は、舵角センサ３３及びトルクセンサ３４を更に備えている。舵角センサ３３は、ハンドル１の操舵角θｈを検出する。トルクセンサ３４は、ハンドル１の操舵トルクＴｈを検出する。以下、舵角センサ３３によって検出される操舵角θｈを、「実操舵角θｈ＿ａｃｔ」とも称し、トルクセンサ３４によって検出される操舵トルクＴｈを、「実操舵トルクＴｈ＿ａｃｔ」とも称する。
　本開示において、コラム軸２には、操舵可能な限界となる操舵終端を物理的に設定するストッパ（回転制限機構）３５が設けられている。すなわち、操舵角θｈの大きさ（絶対値）は、ストッパ３５によって制限される。
　転舵装置４０は、転舵用モータ４１、転舵用モータ４１の回転速度を減速する減速機構４２、及び転舵用モータ４１の回転運動を直線運動に変換するピニオンラック機構４４を備える。転舵装置４０は、操舵角θｈに応じて転舵用モータ４１を駆動し、その駆動力を、減速機構４２を介してピニオンラック機構４４に付与し、タイロッド３ａ，３ｂを経て、転舵輪５Ｌ，５Ｒを転舵する。ピニオンラック機構４４の近傍には角度センサ４３が配置されており、転舵輪５Ｌ，５Ｒの転舵角θｔを検出する。転舵輪５Ｌ，５Ｒの転舵角θｔに代えて、例えば、転舵用モータ４１のモータ角、あるいは、ラックの位置等を検出し、当該検出値を用いる態様であっても良い。以下、角度センサ４３によって検出される転舵角θｔを、「実転舵角θｔ＿ａｃｔ」とも称する。
　本開示において、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔを総称して、単に、車両の「舵角」とも称する。
　制御装置５０は、反力装置３０及び転舵装置４０を協調制御するために、両装置から出力される操舵角θｈや転舵角θｔ等の情報に加え、車速センサ１０で検出される車速Ｖｓ等を基に、反力用モータ３１を駆動制御するための電圧制御指令値Ｖｒｅｆ１及び転舵用モータ４１を駆動制御するための電圧制御指令値Ｖｒｅｆ２を生成する。
　制御装置５０には、バッテリ１２から電力が供給されると共に、イグニションキー１１を経てイグニションキー信号が入力される。また、制御装置５０には、車両の各種情報を授受するＣＡＮ（Controller　Area　Network）２０が接続されており、車速ＶｓはＣＡＮ２０から受信することも可能である。更に、制御装置５０には、ＣＡＮ２０以外の通信、アナログ／ディジタル信号、電波等を授受する非ＣＡＮ２１も接続可能である。
　具体的に、制御装置５０は、例えば、車両に搭載されるＥＣＵ（Electronic　Control　Unit）である。ＥＣＵは、主としてＣＰＵ（ＭＣＵ、ＭＰＵ等も含む）で構成される。図２は、ＥＣＵのハードウェア構成を示す模式図である。図２に示すように、実施形態に係る車両用操向システムの制御装置５０は、制御用コンピュータ（Electronic　Control　Unit、以下、「ＥＣＵ」とも称する）１１０を含む。
　ＥＣＵ１１０は、ＣＰＵ（Central　Processing　Unit）１０１、ＲＯＭ（Read　Only　Memory）１０２、ＲＡＭ（Random　Access　Memory）１０３、ＥＥＰＲＯＭ（Electrically　Erasable　Programmable　ROM）１０４等を備え、これらがバス１０５に接続されている。ＣＰＵ１０１は、ＲＯＭ１０２に格納された制御プログラムを実行する。反力装置３０及び転舵装置４０は、主としてＥＣＵ１１０が実行する制御プログラムにより協調制御される。なお、制御装置５０は、１つのＥＣＵで構成される態様であっても良いし、反力装置３０を制御する反力制御用ＥＣＵと転舵装置４０を制御する転舵制御用ＥＣＵとを含む構成であっても良い。
　ＲＯＭ１０２は、制御プログラム及び制御プログラムを実施する際に使用する制御データを記憶するためのメモリとして使用される。また、ＲＡＭ１０３は、制御プログラムを動作させるためのワークメモリとして使用される。
　ＥＥＰＲＯＭ１０４は、電源遮断後においても記憶内容を保持可能な不揮発性メモリであり、ＣＰＵ１０１が制御プログラムを実行するために使用する制御データ等が格納される。ＥＥＰＲＯＭ１０４に格納された各種データは、ＥＣＵ１１０に電源が投入された後にＲＡＭ１０３に展開された制御プログラム上で使用され、所定のタイミングでＥＥＰＲＯＭ１０４に上書きされる。なお、ここでは、不揮発性メモリとしてＥＥＰＲＯＭを使用することとしたが、本発明はこれに限られるものではなく、ＦＬＡＳＨ－ＲＯＭ（登録商標）、ＳＤＲＡＭ等の他の不揮発性メモリを使用することにしてもよい。
　図３は、実施形態１に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。図３において、反力装置３０は、反力用モータ３１及び上述した構成に加え、ＰＷＭ（パルス幅変調）制御部３７、インバータ３８、及びモータ電流検出器３９を含む。また、転舵装置４０は、転舵用モータ４１及び上述した構成に加え、ＰＷＭ制御部４７、インバータ４８、及びモータ電流検出器４９を含む。制御装置５０は、反力装置３０の制御を行う反力制御系６０、及び、転舵装置４０の制御を行う転舵制御系７０の各制御ブロックを実現する。反力制御系６０と転舵制御系７０とが協調して、反力装置３０及び転舵装置４０を制御する。なお、制御装置５０が反力制御用ＥＣＵと転舵制御用ＥＣＵとを含む構成である場合、反力制御系６０を反力制御用ＥＣＵにより実現し、転舵制御系７０を転舵制御用ＥＣＵにより実現する態様であっても良い。この場合、以下の説明における反力制御系６０を反力制御用ＥＣＵと読み替え、転舵制御系７０を転舵制御用ＥＣＵと読み替えれば良い。
　反力制御系６０における各制御ブロックは、ＥＣＵ１１０において実行される反力制御プログラムによって実現される。また、転舵制御系７０における各制御ブロックは、ＥＣＵ１１０において実行される転舵制御プログラムによって実現される。なお、制御装置５０の各制御ブロックの一部又は全部をハードウェアで実現しても良い。また、制御装置５０がＰＷＭ制御部３７、インバータ３８、モータ電流検出器３９、ＰＷＭ制御部４７、インバータ４８、及びモータ電流検出器４９を具備した態様であっても良い。
　図３に示すように、制御装置５０は、各制御ブロックとして、操舵トルク目標値生成部２００、路面反力適応電流補償値生成部２２０、ゲイン比率生成部２３０、操舵トルク制御部４００、電流制御部５００、転舵角目標値生成部６００、転舵角制御部７００、及び電流制御部８００を備えている。操舵トルク目標値生成部２００、路面反力適応電流補償値生成部２２０、ゲイン比率生成部２３０、操舵トルク制御部４００、及び電流制御部５００は、反力制御系６０を構成する制御ブロックである。転舵角目標値生成部６００、転舵角制御部７００、及び電流制御部８００は、転舵制御系７０を構成する制御ブロックである。
　反力制御系６０は、トルクセンサ３４によって検出される実操舵トルクＴｈ＿ａｃｔが反力装置３０の操舵トルクの目標値である操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆに追従するような制御を行う。
　操舵トルク目標値生成部２００は、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成する。
　操舵トルク制御部４００は、反力用モータ３１を駆動するための第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを生成する。具体的に、操舵トルク制御部４００では、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆと実操舵トルクＴｈ＿ａｃｔとの偏差Ｔｈ＿ｅｒｒがゼロに近づくような、反力用モータ３１に供給する電流の制御目標値である電流指令値を生成し、当該電流指令値の上下限値を出力制限部により出力制限した第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０と、後述する反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに第２ゲインＧｂを乗じた値とを加算して、第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを演算する。
　電流制御部５００は、反力用モータ３１の電流制御を行う。電流制御部５００は、操舵トルク制御部４００から出力される第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとモータ電流検出器３９で検出される反力用モータ３１の実電流値（モータ電流値）Ｉｈ＿ａｃｔとの偏差Ｉｈ＿ｅｒｒがゼロに近づくような電圧制御指令値Ｖｈ＿ｒｅｆを演算する。
　反力装置３０では、電圧制御指令値Ｖｈ＿ｒｅｆに基づいて、ＰＷＭ制御部３７及びインバータ３８を介して反力用モータ３１が駆動制御される。
　転舵制御系７０は、角度センサ４３によって検出される実転舵角θｔ＿ａｃｔが転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに追従するような制御を行う。
　転舵角目標値生成部６００は、操舵角θｈに基づき転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを生成する。
　転舵角制御部７００は、転舵用モータ４１を駆動するための第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆを生成する。具体的に、転舵角制御部７００では、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆと実転舵角θｔ＿ａｃｔとの偏差θｔ＿ｅｒｒがゼロに近づくような、転舵用モータ４１に供給する電流の制御目標値である第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａを生成し、当該第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａに対し、摩擦補償部による摩擦補償制御を行って、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆを演算する。以下、転舵角制御部７００に摩擦補償部を設けた例について説明するが、摩擦補償部を具備しない構成であっても良い。
　電流制御部８００は、転舵用モータ４１の電流制御を行う。電流制御部８００は、転舵角制御部７００から出力される第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆとモータ電流検出器４９で検出される転舵用モータ４１の実電流値（モータ電流値）Ｉｔ＿ａｃｔとの偏差Ｉｔ＿ｅｒｒがゼロに近づくような電圧制御指令値Ｖｔ＿ｒｅｆを演算する。
　転舵装置４０では、電圧制御指令値Ｖｔ＿ｒｅｆに基づいて、ＰＷＭ制御部４７及びインバータ４８を介して転舵用モータ４１が駆動制御される。
　本実施形態において、操舵トルク制御部４００、電流制御部５００、転舵角目標値生成部６００、転舵角制御部７００、及び電流制御部８００は、それぞれ反力制御系６０又は転舵制御系７０における各制御を実現可能な構成であれば良く、これら各制御ブロックの構成により限定されない。以下、本実施形態に係る操舵トルク目標値生成部２００の構成について、図４を参照して説明する。
　図４は、実施形態に係る操舵トルク目標値生成部の構成例を示すブロック図である。図４に示すように、本実施形態に係る操舵トルク目標値生成部２００は、主要な構成要素として、操舵反力トルク値生成部２１０、路面反力適応トルク補償値生成部２２０、ダンピングトルク値生成部２４０、及びヒステリシス補償部２５０を備える。
　まず、操舵反力トルク値生成部２１０について、図５、図６Ａ及び図６Ｂを参照して説明する。図５は、操舵反力トルク値生成部の構成例を示すブロック図である。
　本開示において、図５に示す符号抽出部２１３は、実操舵角θｈ＿ａｃｔの符号を抽出する。具体的には、例えば、実操舵角θｈ＿ａの値を、実操舵角θｈ＿ａの絶対値で除算する。これにより、符号抽出部２１３は、実操舵角θｈ＿ａｃｔの符号が「＋」の場合には「１」を出力し、実操舵角θｈ＿ａｃｔの符号が「－」の場合には「－１」を出力する。具体的に、符号抽出部２１３は、例えば実操舵角θｈ＿ａｃｔの符号関数Ｓｇｎ（θｈ）を生成する。
　図６Ａは、基本マップの特性例を示す線図である。操舵反力トルクマップ部２１１には、絶対値演算部２１２において絶対値処理された操舵角｜θｈ｜及び車速Ｖｓが入力される。操舵反力トルク値生成部２１０は、図６Ａに示す基本マップを用いて、車速Ｖｓをパラメータとするトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０を生成する。トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０は、操舵角｜θｈ｜及び車速Ｖｓに応じた基本的な操舵反力を生成するために使用される。
　トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０は、操舵角｜θｈ｜に応じて増減する角度感応型の特性を有している。より具体的に、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０は、図６Ａに示すように、操舵角｜θｈ｜が増加するに従い増加する。また、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０は、車速Ｖｓに応じて増減する車速感応型の特性を有している。より具体的に、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０は、図６Ａに示すように、車速Ｖｓが増加するに従い増加する。つまり、図６Ａに示す基本マップによって導出されるトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０によって得られる反力は、運転者によるハンドル１の操作量（操舵角θｈ）が大きいほど大きくなり、また車両の速度（車速Ｖｓ）が速いほど大きくなる。なお、図６Ａに示す基本マップでは車速感応型の特性を有する態様としているが、これに限定されない。
　図６Ｂは、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａの特性例を示す線図である。操舵反力トルクマップ部２１１から出力されるトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ０に対し、符号抽出部２１３から出力される符号関数Ｓｇｎ（θｈ）を、乗算部２９３にて乗じることで、図６Ｂに示すトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）が得られる。なお、符号抽出部２１３を有さない構成とし、図６Ｂに示されるように、正負の操舵角θｈに応じた基本マップを用いてトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）を得る態様としても良い。
　次に、ダンピングトルク値生成部２４０について、図７、図８Ａ及び図８Ｂを参照して説明する。図７は、ダンピングトルク値生成部の構成例を示すブロック図である。
　ダンピングトルク値生成部２４０は、ダンピングゲインマップ部２４１、微分部２４２、及び乗算部２４３を含む。図８Ａは、ダンピングゲインマップの特性例を示す図である。ダンピングゲインマップ部２４１には、車速Ｖｓが入力される。ダンピングゲインマップ部２４１は、図８Ａに示すダンピングゲインマップを用いて、ダンピングゲインＤＧを生成する。
　ダンピングゲインＤＧは、図８Ａに示すように、車速Ｖｓに応じて増減する車速感応型の特性を有している。ダンピングトルク値生成部２４０は、微分部２４２において操舵角θｈを微分して算出したハンドル１の角速度（以下、「舵角速度ωｈ」とも称する）に対し、乗算部２４３においてダンピングゲインマップ部２４１から出力されたダンパゲインＤＧを乗算し、トルク値Ｔｒｅｆ＿ｂとして出力する。
　ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂが操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に加算されることにより、舵角速度ωｈに比例した操舵反力の補償が可能となる。
　図８Ｂは、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂの特性例を示す概念図である。図８Ｂにおいて、実線は、舵角速度ωｈが正値（ωｈ＞０）である場合のトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂを示し、破線は、舵角速度ωｈが負値（ωｈ＜０）である場合のトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂを示している。また、図８Ｂにおいて、一点鎖線は、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）を示している。
　図９は、本開示における操舵方向を説明するための領域図である。図９において、横軸は操舵角θｈを示し、縦軸は舵角速度ωｈを示している。
　図９に示す領域Ａ（（θｈ，ωｈ）＝（＋，＋））では、ハンドル１が右方向に切られた状態で（θｈ＞０）、さらに右方向に切り増されている（ωｈ＞０）ことを示している。図９に示す領域Ｂ（（θｈ，ωｈ）＝（＋，－））では、ハンドル１が右方向に切られた状態で（θｈ＞０）、左方向に切り戻されている（ωｈ＜０）ことを示している。図９に示す領域Ｃ（（θｈ，ωｈ）＝（－，－））では、ハンドル１が左方向に切られた状態で（θｈ＜０）、さらに左方向に切り増されている（ωｈ＜０）ことを示している。図９に示す領域Ｄ（（θｈ，ωｈ）＝（－，＋））では、ハンドル１が左方向に切られた状態で（θｈ＜０）、右方向に切り戻されている（ωｈ＞０）ことを示している。また、図９において、操舵角θｈ軸上（ωｈ＝０）では、ハンドル１が切り増しも切り戻しも行われていない（（θｈ，ωｈ）＝（θｈ，０））ことを示し、舵角速度ωｈ軸上（θｈ＝０）では、ハンドル１がセンター位置にある（（θｈ，ωｈ）＝（０，ωｈ））ことを示している。
　ダンピングトルク値生成部２４０から出力されるトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂは、舵角速度ωｈ＞０の領域Ａ，Ｄでは正値、舵角速度ωｈ＜０の領域Ｂ，Ｃでは負値となる。これにより、舵角速度ωｈ＞０である場合、すなわち、ハンドル１が右方向に切られた状態で（θｈ＞０）、さらに右方向に切り増されている領域Ａ、又は、ハンドル１が左方向に切られた状態で（θｈ＜０）、右方向に切り戻されている領域Ｄでは、図８Ｂに実線で示すように、Ｔｒｅｆ＿ａに対して｜Ｔｒｅｆ＿ｂ｜が加算された値となる。また、舵角速度ωｈ＜０である場合、すなわち、ハンドル１が右方向に切られた状態で（θｈ＞０）、左方向に切り戻されている領域Ｂ、又は、ハンドル１が左方向に切られた状態で（θｈ＜０）、さらに左方向に切り増されている領域Ｃでは、図８Ｂに破線で示すように、Ｔｒｅｆ＿ａから｜Ｔｒｅｆ＿ｂ｜が減算された値となる。
　図８Ｂに示すように、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂは、操舵角θｈの大きさが大きくなり、操舵角θｈがストッパ（回転制限機構）３５によって制限される操舵終端に近づくほど、操舵角θの変化に対するトルク上昇の増加分が小さくなる。換言すれば、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ＋Ｔｒｅｆ＿ｂは、操舵角θｈの増加に伴い、徐々に変化率が小さくなる特性を有している。
　次に、ヒステリシス補償部２５０について、図１０、図１１及び図１２を参照して説明する。図１０は、ヒステリシス補償部の構成例を示すブロック図である。
　ヒステリシス補償値演算部２５１には、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及び当該実操舵角θｈ＿ａｃｔを微分部２５２によって微分して算出した実操舵速度ωｈ＿ａｃｔが入力される。ヒステリシス補償値演算部２５１は、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及び実操舵速度ωｈ＿ａｃｔに基づき、トルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを演算する。以下、ヒステリシス補償値演算部２５１におけるトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃの演算手法について説明する。
　図１１は、ヒステリシス補償部の出力特性の一例を示す線図である。図１１において、横軸は実操舵角θｈ＿ａｃｔを示し、縦軸はトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを示している。また、図１１において、実線は右操舵時におけるトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを示し、破線は左操舵時におけるトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを示している。図１１に示すように、ヒステリシス補償値演算部２５１において演算されるトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃは、左転舵時と左転舵時とで異なる値となるヒステリシス特性を有している。図１１に示すＬ１は、ハンドル１のセンター位置（原点（０，０））から右操舵した際の軌跡を示し、Ｌ２は、座標Ａ（ｘ１，ｙ１）において右操舵から左操舵へ切り替えが発生した場合の軌跡を示し、Ｌ３は、座標Ｂ（ｘ２，ｙ２）において右操舵から左操舵へ切り替えが発生した場合の軌跡を示している。
　ヒステリシス補償値演算部２５１は、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及び実操舵速度ωｈ＿ａｃｔに基づき、下記（１）式及び（２）式を用いてトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを算出する。具体的には、実操舵速度ωｈ＿ａｃｔの符号ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）が正値（「＋」）である場合には、下記（１）式を用いてトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを算出し、実操舵速度ωｈ＿ａｃｔの符号ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）が負値（「－」）である場合には、下記（２）式を用いてトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを算出する。なお、下記（１）式及び（２）式において、ｘは実操舵速度ωｈ＿ａｃｔ、ｙＲは右操舵時のトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃ、ｙＬは左操舵時のトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃとする。また、係数ａは１よりも大きい値であり、係数ｃは０よりも大きい値である。係数Ａｈｙｓは、ヒステリシス特性の出力幅（トルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃの幅）を示し、係数ｃは、ヒステリシス特性の丸みを表す係数である。
　ｙＲ＝Ａｈｙｓ｛１－ａ－ｃ（ｘ－ｂ）｝・・・（１）
　ｙＬ＝－Ａｈｙｓ｛１－ａｃ（ｘ－ｂ’）｝・・・（２）
　すなわち、ヒステリシス補償値演算部２５１は、右操舵時（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「＋」）には、上記（１）式を用いてトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃ（ｙＲ）を算出し、左操舵時（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「－」）には、上記（２）式を用いてトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃ（ｙＬ）を算出する。
　右操舵から左操舵への切り替えが発生した場合（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「＋」→「－」）、あるいは、左操舵から右操舵へ切り替えが発生した場合（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「－」→「＋」）、ヒステリシス補償値演算部２５１は、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及びトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃの前回値を引き継ぎ、操舵切り替え後に適用する上記（１）式又は（２）式に対し、下記（３）式又は（４）式に示す係数ｂ又はｂ’を代入する。これにより、操舵切り替え前後の連続性が保たれる。具体的には、右操舵から左操舵への切り替えが発生した場合（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「＋」→「－」）、ヒステリシス補償値演算部２５１は、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及びトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃの前回値（図１１に示す座標Ａ（ｘ１，ｙ１））を上記（２）式に適用し、下記（４）式に示す係数ｂ’を代入してトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを算出する。また、左操舵から右操舵へ切り替えが発生した場合（ωｈ＿ａｃｔ（ｓｇｎ）＝「－」→「＋」）、ヒステリシス補償値演算部２５１は、実操舵角θｈ＿ａｃｔ及びトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃの前回値（図１１に示す座標Ｂ（ｘ２，ｙ２））を上記（１）式に適用し、下記（３）式に示す係数ｂを代入してトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを算出する。
　ｂ＝ｘ１＋（１／ｃ）ｌｏｇａ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（３）
　ｂ’＝ｘ１－（１／ｃ）ｌｏｇａ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（４）
　上記（３）式及び（４）式は、上記（１）式及び（２）式において、ｘにｘ１を代入し、ｙＲ及びｙＬにｙ１を代入することにより導出することができる。
　係数ａとして、例えば、ネイピア数ｅを用いた場合、上記（１）式、（２）式、（３）式、（４）式は、それぞれ下記（５）式、（６）式、（７）式、（８）式で表せる。
　ｙＲ＝Ａｈｙｓ［１－ｅｘｐ｛－ｃ（ｘ－ｂ）｝］・・・（５）
　ｙＬ＝－Ａｈｙｓ［｛１－ｅｘｐ｛ｃ（ｘ－ｂ’）｝］・・・（６）
　ｂ＝ｘ１＋（１／ｃ）ｌｏｇｅ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（７）
　ｂ’＝ｘ１－（１／ｃ）ｌｏｇｅ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（８）
　ＳＢＷシステムでは、上述したように、コラム軸２と機械的に結合されるインターミディエイトシャフトを具備していない。すなわち、操舵機構と転舵機構とが機械的に分離されている。このため、例えば、凍結路面や、雨天時のハイドロプレーニング現象等によって路面の摩擦抵抗が著しく減少した低μ路を走行する際のオーバーステア状態やアンダーステア状態を、操舵反力として反力装置３０に伝達する必要がある。
　本開示では、図３に示すように、反力制御系６０の構成部として、転舵角制御部７００によって生成される第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａに応じた路面反力トルクを推定し、推定した路面反力トルクに応じた反力モータ電流補償値を反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆに適用する態様としている。これにより、ハンドル１に路面反力トルクの推定値に応じた操舵反力を付与することができる。以下、ハンドル１に路面反力トルクの推定値に応じた操舵反力を付与可能な構成及び動作について、詳細に説明する。
　なお、転舵角制御部７００が摩擦補償部を具備しない態様では、以下の説明における第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａに代えて、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆに応じた路面反力トルクを推定する態様とすれば良い。
　図１２は、実施形態１に係る路面反力適応トルク補償値生成部の構成例を示すブロック図である。図１２に示す構成例において、路面反力適応トルク補償値生成部２２０は、主要な構成要素として、路面反力トルク推定部２２１及び路面反力適応トルクマップ部２２２を備える。
　ここでは、まず、路面反力トルク推定部２２１における路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの推定手法について、図１３及び図１４を参照して説明する。
　図１２は、路面から転舵用モータまでの間に発生するトルクの様子を示すイメージ図である。
　運転者がハンドルを操舵することによって転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆが生成され、その転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに従い、転舵用モータ４１が転舵輪５Ｌ，５Ｒを転舵させる転舵モータトルクＴｍを発生する。その結果、転舵輪５Ｌ，５Ｒが転舵され、路面反力トルクＴＳＡＴが発生する。その際、転舵用モータ４１（のロータ）、減速機構等によりコラム軸に作用する慣性（コラム軸換算慣性）Ｊ及び摩擦（静摩擦）Ｆｒによって抵抗となるトルクが生じる。更に、転舵用モータ４１の回転速度により、ダンパ項（ダンパ係数ＤＭ）として表現される物理的なトルク（粘性トルク）が発生する。これらの力の釣り合いから、下記（９）式に示す運動方程式が得られる。
　Ｊ×αＭ＋Ｆｒ×ｓｉｇｎ（ωＭ）＋ＤＭ×ωＭ＝Ｔｍ－ＴＳＡＴ・・・（９）
　上記（９）式において、ωＭはコラム軸換算（コラム軸に対する値に変換）されたモータ角速度であり、αＭはコラム軸換算されたモータ角加速度である。そして、上記（９）式を路面反力トルクＴＳＡＴについて解くと、下記（１０）式が得られる。
　ＴＳＡＴ＝Ｔｍ－Ｊ×αＭ－Ｆｒ×ｓｉｇｎ（ωＭ）－ＤＭ×ωＭ・・・（１０）
　上記（１０）式からわかるように、コラム軸換算慣性Ｊ、静摩擦Ｆｒ及びダンパ係数ＤＭを定数として予め求めておくことで、モータ角速度ωＭ、モータ角加速度αＭ、及び転舵モータトルクＴｍより路面反力トルクＴＳＡＴを算出することができる。なお、コラム軸換算慣性Ｊは、簡易的にモータ慣性と減速比の関係式を用いてコラム軸に換算した値でも良い。
　路面反力トルク推定部２２１には、転舵角制御部７００によって生成された第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔが入力される。路面反力トルク推定部２２１は、上記（１０）式の路面反力トルクＴＳＡＴを路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに置き換えて、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを算出する。
　図１４は、路面反力トルク推定部の構成例を示すブロック図である。路面反力トルク推定部２２１は、換算部３１１、角速度演算部３１２、角加速度演算部３１３、ブロック３１４、ブロック３１５、ブロック３１６、ブロック３１７、及び減算部３１８，３１９を備える。
　換算部３１１には、第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａが入力される。換算部３１１は、予め定められたギア比及びトルク定数を乗算することにより、コラム軸換算された転舵モータトルクＴｍを算出する。
　角速度演算部３１２には、実転舵角θｔ＿ａｃｔが入力される。角速度演算部３１２は、実転舵角θｔ＿ａｃｔを転舵用モータ４１の角度に変換し、この転舵用モータ４１の角度に対して微分演算処理を行い、さらに、ギア比による除算により、コラム軸換算されたモータ角速度ωＭを算出する。
　角加速度演算部３１３には、モータ角速度ωＭが入力される。角加速度演算部３１３は、モータ角速度ωＭを微分し、コラム軸換算されたモータ角加速度αＭを算出する。
　そして、上記転舵モータトルクＴｍ、モータ角速度ωＭ、及びモータ角加速度αＭを用いて、図１４に示す構成により、上記（１０）式に基づき路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔが算出される。
　ブロック３１４には、角速度演算部３１２から出力されたモータ角速度ωＭが入力される。ブロック３１４は、符号関数として機能し、入力データの符号を出力する。
　ブロック３１５には、角速度演算部３１２から出力されたモータ角速度ωＭが入力される。ブロック３１５は、入力データにダンパ係数ＤＭを乗算して出力する。
　ブロック３１６は、ブロック３１４からの入力データに静摩擦Ｆｒを乗算して出力する。
　ブロック３１７には、角加速度演算部３１３から出力されたモータ角加速度αＭが入力される。ブロック３１７は、入力データにコラム軸換算慣性Ｊを乗算して出力する。
　減算部３１８は、換算部３１１から出力される転舵モータトルクＴｍからブロック３１７の出力を減算する。
　減算部３１９は、減算部３１８の出力からブロック３１５の出力とブロック３１６の出力とを減算する。
　上記構成により、上記（１０）式を実現することができる。すなわち、図１４に示す路面反力トルク推定部２２１の構成により、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔが算出される。
　なお、転舵用モータ４１の角度を検出する態様では、角速度演算部３１２は、検出された転舵用モータ４１の角度に対して微分演算処理を行い、さらに、ギア比による除算により、コラム軸換算されたモータ角速度ωＭを算出する。また、コラム角が直接検出可能な場合は、実転舵角θｔ＿ａｃｔ又は転舵用モータ４１の角度の代わりにコラム角を角度情報として使用しても良い。この場合、コラム軸換算は不要となる。また、実転舵角θｔ＿ａｃｔ又は転舵用モータ４１の角度ではなく、転舵角速度又は転舵モータ角速度をコラム軸換算した信号をモータ角速度ωＭとして入力し、転舵用モータ４１の角度に対する微分処理を省略しても良い。さらに、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔは、上記以外の方法で算出しても良いし、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに相当する推定値を使用しても良い。以下、上記の方法とは異なる路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの算出手法について説明する。
　上記の方法とは異なる路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの算出手法において、路面反力トルク推定部２２１には、転舵角制御部７００によって生成された第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａが入力される。また、路面反力トルク推定部２２１には、下記（１１）式に示す伝達関数Ｇｆｉｌが設定されている。伝達関数Ｇｆｉｌは、例えば、制御装置５０を構成するＥＣＵのＲＯＭに記憶されている。
　Ｇｆｉｌ＝Ｎ（ｓ）／Ｄ（ｓ）＝（Ｄｓ＋Ｅ）／（Ａｓ２＋Ｂｓ＋Ｃ）・・・（１１）
　上記（１１）式における一次関数Ｎ（ｓ）＝Ｄｓ＋Ｅ、及び、二次関数Ｄ（ｓ）＝Ａｓ２＋Ｂｓ＋ＣにおけるＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅは、以下に示すシミュレーションにより設定される係数である。
　なお、本開示では、伝達関数Ｇｆｉｌとして、分子一次、分母二次の伝達関数を仮定しているが、分子分母の次数について、実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔと路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔとの間の誤差の許容量や、ＥＣＵの負荷などに応じて、適宜変更することができる。
　例えば、分子分母の次数を増やした場合、後述する実験により求める第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａと実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔとの関係と、伝達関数Ｇｆｉｌの伝達特性を良好に一致させることができるため、実測値に近い路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを推定することができる。
　一方で、分子分母の次数を減らした場合、ＥＣＵの負荷を低減することができる。
　路面反力トルクＴＳＡＴと第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａとの間で、下記（１２）式に示す関係式が成り立つと仮定する。下記（１２）式で示される路面反力トルクＴＳＡＴを、本開示における路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔとする。
　換言すると、伝達関数Ｇｆｉｌは、実験により求めた第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａと実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔとの関係を模擬することで、第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａから路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを算出する。
　ＴＳＡＴ＝Ｇｆｉｌ×Ｉｒｅｆ＿ａ＝Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ・・・（１２）
　一方、転舵機構に作用する実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔは、タイロッドに加わる軸力から算出できる。図１５は、転舵機構に作用する実路面反力トルクの算出手法を説明するための概念図である。
　実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔは、タイロッド３ａ，３ｂに加わる軸力ＦＬ，ＦＲと、車種ごとに決まるアーム６ａ，６ｂの長さＬとを用いて、下記（１３）式により算出できる。
　Ｔｓａｔ＿ａｃｔ＝ＦＬ×Ｌ－ＦＲ×Ｌ・・・（１３）
　本開示において、実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔは、予め実車を用いた実験により測定した軸力ＦＬ，ＦＲを用いた上記（１３）式を用いて算出する。軸力ＦＬ，ＦＲは、例えば、タイロッド３ａ，３ｂに力覚センサを取り付けることで測定することができる。
　図１６は、伝達関数Ｇｆｉｌを導出するためのシミュレーションを実行する構成を示す概念図である。
　図１６に示す処理装置には、第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａ、軸力軸力ＦＬ，ＦＲが入力される。処理装置において、上記（１２）式で示される路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔが、上記（１３）式で算出される実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔと近似するような伝達関数Ｇｆｉｌを導出する。図１６に示される処理装置としては、例えば、周波数特性分析装置（サーボアナライザ）を含み構成される態様が例示される。
　具体的に、処理装置は、スイープ法を用いたカーブフィットを実行して、上記（１１）式で示される伝達関数Ｇｆｉｌの各係数Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅを導出する。カーブフィット手法の一例としては、例えば、最小二乗近似法を用いることができる。なお、カーブフィット手法は最小二乗近似法に限定されない。
　路面反力トルク推定部２２１は、転舵角制御部７００によって生成された第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａに対し、上述のようにして導出した伝達関数Ｇｆｉｌを用いてフィルタ処理を行い、上記（１２）式で示される路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを算出する。これにより、実際の車両の走行時における実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔの挙動に応じた路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔが得られる。
　なお、路面反力トルク推定部２２１において路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを算出する際に用いる伝達関数は、上記（１１）に示す態様に限定されない。具体的には、例えば、関数Ｎ（ｓ）や関数Ｄ（ｓ）の次数によって本開示が限定されるものではない。
　図１２に戻り、符号抽出部２２４は、上述した算出手法により得た路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの符号を抽出する。具体的には、例えば、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの値を、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの絶対値で除算する。これにより、符号抽出部２２４は、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの符号が「＋」の場合には「１」を出力し、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの符号が「－」の場合には「－１」を出力する。具体的に、符号抽出部２２４は、例えば路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの符号関数Ｓｇｎ（Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ）を生成する。
　図１７は、路面反力適応電流マップの特性例を示す線図である。路面反力適応電流マップ部２２２には、絶対値演算部２２３において絶対値処理された路面反力トルク推定値｜Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ｜及び車速Ｖｓが入力される。路面反力適応電流マップ部２２２は、図１７に示す路面反力適応電流マップを用いて、車速Ｖｓをパラメータとする電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０を生成する。
　電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０は、図１７に示すように、路面反力トルク推定値｜Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ｜に応じて増減するトルク感応型の特性を有している。
　より具体的に、電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０は、路面反力トルク推定値｜Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ｜の増加に伴って増加し、路面反力トルク推定値｜Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ｜の増加に伴って増加率が減少する。
　また、電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０は、車速Ｖｓに応じて増減する車速感応型の特性を有している。より具体的に、電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０は、図１７に示すように、車速Ｖｓの増加に伴って増加する。
　つまり、図１７に示す路面反力適応電流マップによって導出される電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０によって得られる反力は、路面反力トルク推定値｜Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ｜が大きいほど大きくなり、また車両の速度（車速Ｖｓ）が速いほど大きくなる。なお、図１７に示す路面反力適応電流マップでは車速感応型の特性を有する態様としたが、これに限定されない。
　路面反力適応電流補償値生成部２２０は、路面反力適応電流マップ部２２２の出力値である電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄ０に対し、乗算部２２５にて路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔの符号関数Ｓｇｎ（Ｔｓａｔ＿ｅｓｔ）を乗算して符号変換した反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄを出力する。
　図１８は、符号変換後の反力モータ電流補償値の特性例を概念的に示す線図である。図１８に示すように、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力される反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄは、路面から作用する反力（セルフアライニングトルク）の推定値である路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じて増減する。この路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じて増減する反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄを第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆに適用することにより、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を得ることができる。
　なお、路面反力適応電流マップの特性は、上述した図１７又は図１８に示す態様に限定されない。また、例えば、図１７又は図１８に示したマップの態様ではなく、所定の伝達関数によって特性が定義される態様であっても良い。
　ここで、路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔは、路面の状況に加え、車速や舵角等の車両の状態によって変化する。このため、車両の状態によっては路面の状況を十分に反映できず、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感が得られない可能性がある。
　以下、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感を付与可能な実施形態１に係る構成及び動作について、図３、図１９Ａ、図１９Ｂ、及び図１９Ｃを参照して説明する。図１９Ａは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第１例を概念的に示す線図である。図１９Ｂは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第２例を概念的に示す線図である。図１９Ｃは、実施形態１に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の第３例を概念的に示す線図である。
　本実施形態では、車速Ｖｓをパラメータとして、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する。図４に示すように、実施形態１に係る操舵トルク目標値生成部２００のゲイン比率生成部２３０には、車速Ｖｓが入力される。ゲイン比率生成部２３０は、車速Ｖｓに応じて増減する第１ゲインＧａ、及び、当該第１ゲインＧａとの和が１となる第２ゲインＧｂを生成する。第１ゲインＧａは、操舵トルク目標値生成部２００において、乗算部２６１によりトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じられる。第２ゲインＧｂは、乗算部２６２により反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じられる。
　ゲイン比率生成部２３０は、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａを単調減少させる。これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１車速Ｖｓ＿Ａは、例えば５［ｋｍ／ｈ］とされる。第２車速Ｖｓ＿Ｂは、例えば３０［ｋｍ／ｈ］とされる。第１車速Ｖｓ＿Ａ及び第２車速Ｖｓ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図１９Ａでは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも大きい。
　図１９Ｂでは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも小さい例を示している。この場合、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも小さい。
　図１９Ｃでは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりと等しい例を示している。この場合、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎと等しい。
　第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘ、第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎ、第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘ、及び第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎの各値及び大小関係は、本開示に係る制御装置５０が搭載される車両の運動性能や車両諸元等に応じて適宜設定すれば良い。
　操舵トルク目標値生成部２００は、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対し第１ゲインＧａを乗じた（乗算部２６１）トルク値Ｇａ×Ｔｒｅｆ＿ａ、ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂ、及び、ヒステリシス補償部２５０から出力されたトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを加算し（加算部２７１，２７２，２７３）、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆとして出力する。操舵トルク制御部４００は、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対し第２ゲインＧｂを乗じた（乗算部２６２）電流補償値Ｇｂ×Ｉｒｅｆ＿ｄを第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０に加算し、第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０の上下限値を出力制限部によって制限した第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとして出力する。
　実施形態１では、車速Ｖｓに応じた比率で、ハンドル１に路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。具体的に、操舵トルク目標値生成部２００は、車速Ｖｓが相対的に小さい領域では、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対して相対的に大きい第１ゲインＧａを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成し、車速Ｖｓが相対的に大きい領域では、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対して相対的に大きい第２ゲインＧｂを乗じて第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを生成する。車速Ｖｓが比較的小さい低速領域では、タイヤの弾性変形に起因する反力トルクの成分が路面反力トルクの主要な成分であり、路面状態に起因する反力トルク成分が路面反力トルクに占める割合は少ない。すなわち、低速領域で路面反力感応トルク生成部２２０の出力を相対的に大きくした場合、路面状態を得づらいにも関わらず、重い操舵トルクが付与されることになるため、運転者の操舵感が悪化する。よって、車速Ｖｓが比較的小さい低速領域では、相対的に大きい第１ゲインＧａと相対的に小さい第２ゲインＧｂを用いることで、路面の状況及び車速Ｖｓを反映した操舵感を得ることができる。
　なお、実施形態１に係るゲイン比率生成部２３０におけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図１９Ａ、図１９Ｂ、図１９Ｃに示す態様に限定されない。例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが車速Ｖｓの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが車速Ｖｓの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが車速Ｖｓの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが車速Ｖｓの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
（実施形態２）
　以下、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感を付与可能な実施形態２に係る構成及び動作について、図２０及び図２１を参照して説明する。図２０は、実施形態２に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。図２１は、実施形態２に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。
　本実施形態では、実操舵角θｈ＿ａｃｔをパラメータとして、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する。図２０に示すように、実施形態２に係る操舵トルク目標値生成部２００ａのゲイン比率生成部２３０ａには、実操舵角θｈ＿ａｃｔが入力される。ゲイン比率生成部２３０ａは、実操舵角θｈ＿ａｃｔに応じて増減する第１ゲインＧａ、及び、当該第１ゲインＧａとの和が１となる第２ゲインＧｂを生成する。第１ゲインＧａは、乗算部２６１によりトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じられる。第２ゲインＧｂは、乗算部２６２により反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じられる。
　ゲイン比率生成部２３０ａは、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａを単調減少させる。これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂは、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１操舵角θｈ＿Ａは、例えば３［ｄｅｇ］とされる。第２操舵角θｈ＿Ｂは、例えば２０［ｄｅｇ］とされる。第１操舵角θｈ＿Ａ及び第２操舵角θｈ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２１では、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも小さく、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりと等しく、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘ、第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎ、第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘ、及び第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎの各値及び大小関係は、本開示に係る制御装置５０が搭載される車両の運動性能や車両諸元等に応じて適宜設定すれば良い。
　操舵トルク目標値生成部２００ａは、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対し第１ゲインＧａを乗じた（乗算部２６１）トルク値Ｇａ×Ｔｒｅｆ＿ａ、ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂ、及び、ヒステリシス補償部２５０から出力されたトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを加算し（加算部２７１，２７２，２７３）、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆとして出力する。操舵トルク制御部４００は、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対し第２ゲインＧｂを乗じた（乗算部２６２）電流補償値Ｇｂ×Ｉｒｅｆ＿ｄを第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０に加算し、第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０の上下限値を出力制限部によって制限した第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとして出力する。
　実施形態２では、実操舵角θｈ＿ａｃｔに応じた比率で、ハンドル１に路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。具体的に、操舵トルク目標値生成部２００ａは、実操舵角θｈ＿ａｃｔが相対的に小さい領域では、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対して相対的に大きい第１ゲインＧａを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成し、実操舵角θｈ＿ａｃｔが相対的に大きい領域では、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対して相対的に大きい第２ゲインＧｂを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成する。これにより、路面の状況及び実操舵角θｈ＿ａｃｔを反映した操舵感を得ることができる。
　なお、実施形態２に係るゲイン比率生成部２３０ａにおけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２１に示す態様に限定されない。例えば、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが実操舵角θｈ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが実操舵角θｈ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが実操舵角θｈ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが実操舵角θｈ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
（実施形態３）
　以下、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感を付与可能な実施形態３に係る構成及び動作について、図２２及び図２３を参照して説明する。図２２は、実施形態３に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。図２３は、実施形態３に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。
　本実施形態では、実転舵角θｔ＿ａｃｔをパラメータとして、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する。図２２に示すように、実施形態３に係る操舵トルク目標値生成部２００ｂのゲイン比率生成部２３０ｂには、実転舵角θｔ＿ａｃｔが入力される。ゲイン比率生成部２３０ｂは、実転舵角θｔ＿ａｃｔに応じて増減する第１ゲインＧａ、及び、当該第１ゲインＧａとの和が１となる第２ゲインＧｂを生成する。第１ゲインＧａは、操舵トルク目標値生成部２００において、乗算部２６１によりトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じられる。第２ゲインＧｂは、乗算部２６２により反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じられる。
　ゲイン比率生成部２３０ｂは、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａを単調減少させる。これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂは、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１転舵角θｔ＿Ａは、例えば３［ｄｅｇ］とされる。第２転舵角θｔ＿Ｂは、例えば２０［ｄｅｇ］とされる。第１転舵角θｔ＿Ａ及び第２転舵角θｔ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２３では、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりも小さく、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘよりと等しく、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘ、第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎ、第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘ、及び第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎの各値及び大小関係は、本開示に係る制御装置５０が搭載される車両の運動性能や車両諸元等に応じて適宜設定すれば良い。
　操舵トルク目標値生成部２００ｂは、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対し第１ゲインＧａを乗じた（乗算部２６１）トルク値Ｇａ×Ｔｒｅｆ＿ａ、ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂ、及び、ヒステリシス補償部２５０から出力されたトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを加算し（加算部２７１，２７２，２７３）、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆとして出力する。操舵トルク制御部４００は、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対し第２ゲインＧｂを乗じた（乗算部２６２）電流補償値Ｇｂ×Ｉｒｅｆ＿ｄを第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０に加算し、第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０の上下限値を出力制限部によって制限した第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとして出力する。
　実施形態３では、実転舵角θｔ＿ａｃｔに応じた比率で、ハンドル１に路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。具体的に、操舵トルク目標値生成部２００ｂは、実転舵角θｔ＿ａｃｔが相対的に小さい領域では、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対して相対的に大きい第１ゲインＧａを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成し、実転舵角θｔ＿ａｃｔが相対的に大きい領域では、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対して相対的に大きい第２ゲインＧｂを乗じて第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを生成する。これにより、路面の状況及び実転舵角θｔ＿ａｃｔを反映した操舵感を得ることができる。
　なお、実施形態３に係るゲイン比率生成部２３０ｂにおけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２３に示す態様に限定されない。例えば、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが実転舵角θｔ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが実転舵角θｔ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において、トルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じる第１ゲインＧａが実転舵角θｔ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じる第２ゲインＧｂが実転舵角θｔ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
（実施形態４）
　以下、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感を付与可能な実施形態４に係る構成及び動作について、図２４、図２５、図２６Ａ、及び図２６Ｂを参照して説明する。図２４は、実施形態４に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。図２５は、実施形態４に係るゲイン比率生成部の構成例を示すブロック図である。図２６Ａ及び図２６Ｂは、実施形態４に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。
　本実施形態では、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔをパラメータとして、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する。図２４に示すように、実施形態４に係る操舵トルク目標値生成部２００ｃのゲイン比率生成部２３０ｃには、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔが入力される。また、ゲイン比率生成部２３０ｃは、図２５に示すように、第１ゲイン比率生成部２３０、第２ゲイン比率生成部２３０ａ、及びゲイン比率算出部２３１を備えている。
　ゲイン比率生成部２３０ｃの第１ゲイン比率生成部２３０は、実施形態１に係るゲイン比率生成部２３０と実質的に同一の構成部である。第１ゲイン比率生成部２３０は、車速Ｖｓに応じて増減する第１ゲインＧａ１、及び、当該第１ゲインＧａ１との和が１となる第２ゲインＧｂ１を生成する。
　第１ゲイン比率生成部２３０は、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ１を単調減少させる。これに伴い、第２ゲインＧｂ１は、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１車速Ｖｓ＿Ａは、例えば５［ｋｍ／ｈ］とされる。第２車速Ｖｓ＿Ｂは、例えば３０［ｋｍ／ｈ］とされる。第１車速Ｖｓ＿Ａ及び第２車速Ｖｓ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２６Ａでは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりも小さく、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりと等しく、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘ、第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎ、第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘ、及び第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎの各値及び大小関係は、本開示に係る制御装置５０が搭載される車両の運動性能や車両諸元等に応じて適宜設定すれば良い。
　ゲイン比率生成部２３０ｃの第２ゲイン比率生成部２３０ａは、実施形態２に係るゲイン比率生成部２３０ａと実質的に同一の構成部である。第２ゲイン比率生成部２３０ａは、実転舵角θｔ＿ａｃｔに応じて増減する第１ゲインＧａ２、及び、当該第１ゲインＧａ２との和が１となる第２ゲインＧｂ２を生成する。
　第２ゲイン比率生成部２３０ａは、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ２を単調減少させる。これに伴い、第２ゲインＧｂ２は、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１操舵角θｈ＿Ａは、例えば３［ｄｅｇ］とされる。第２操舵角θｈ＿Ｂは、例えば２０［ｄｅｇ］とされる。第１操舵角θｈ＿Ａ及び第２操舵角θｈ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２６Ｂでは、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりも小さく、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりと等しく、第１操舵角θｈ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２操舵角θｈ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　ゲイン比率算出部２３１は、第１ゲイン比率生成部２３０から出力される第１ゲインＧａ１及び第２ゲインＧｂ１、並びに、第２ゲイン比率生成部２３０ａから出力される第１ゲインＧａ２及び第２ゲインＧｂ２が入力される。ゲイン比率算出部２３１は、下記（１４）式を用いて第１ゲインＧａを算出し、下記（１５）式を用いて第２ゲインＧｂを算出する。
　Ｇａ＝（Ｇａ１×Ｇａ２）／｛（Ｇａ１×Ｇａ２）＋（Ｇｂ１×Ｇｂ２）｝
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　・・・（１４）
　Ｇｂ＝（Ｇｂ１×Ｇｂ２）／｛（Ｇａ１×Ｇａ２）＋（Ｇｂ１×Ｇｂ２）｝
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　・・・（１５）
　第１ゲインＧａは、乗算部２６１によりトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じられる。第２ゲインＧｂは、乗算部２６２により反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じられる。
　操舵トルク目標値生成部２００ｃは、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対し第１ゲインＧａを乗じた（乗算部２６１）トルク値Ｇａ×Ｔｒｅｆ＿ａ、ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂ、及び、ヒステリシス補償部２５０から出力されたトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを加算し（加算部２７１，２７２，２７３）、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆとして出力する。操舵トルク制御部４００は、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対し第２ゲインＧｂを乗じた（乗算部２６２）電流補償値Ｇｂ×Ｉｒｅｆ＿ｄを第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０に加算し、第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０の上下限値を出力制限部によって制限した第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとして出力する。
　実施形態４では、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔの双方に応じた比率で、ハンドル１に路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。具体的に、操舵トルク目標値生成部２００ｃは、車速Ｖｓ又は実操舵角θｈ＿ａｃｔが相対的に小さい領域では、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対して相対的に大きい第１ゲインＧａを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成し、車速Ｖｓ又は実操舵角θｈ＿ａｃｔが相対的に大きい領域では、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対して相対的に大きい第２ゲインＧｂを乗じて第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを生成する。これにより、路面の状況、及び、車速Ｖｓ並びに実操舵角θｈ＿ａｃｔを反映した操舵感を得ることができる。
　なお、実施形態４に係る第１ゲイン比率生成部２３０におけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２６Ａに示す態様に限定されない。例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ１が車速Ｖｓの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、第２ゲインＧｂ１が車速Ｖｓの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ１が車速Ｖｓの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、第２ゲインＧｂ１が車速Ｖｓの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
　また、実施形態４に係る第２ゲイン比率生成部２３０ａにおけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２６Ｂに示す態様に限定されない。例えば、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ２が実操舵角θｈ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、第２ゲインＧｂ２が実操舵角θｈ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１操舵角θｈ＿Ａ以上第２操舵角θｈ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ２が実操舵角θｈ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、第２ゲインＧｂ２が実操舵角θｈ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
（実施形態５）
　以下、路面の状況や車両の状態に応じた操舵感を付与可能な実施形態５に係る構成及び動作について、図２７、図２８、図２９Ａ、及び図２９Ｂを参照して説明する。図２７は、実施形態５に係る制御装置の制御ブロック構成の一例を示す図である。図２８は、実施形態５に係るゲイン比率生成部の構成例を示すブロック図である。図２９Ａ及び図２９Ｂは、実施形態５に係るゲイン比率生成部におけるゲイン比率設定例の一例を概念的に示す線図である。
　本実施形態では、車速Ｖｓ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔをパラメータとして、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する。図２７に示すように、実施形態５に係る操舵トルク目標値生成部２００ｄのゲイン比率生成部２３０ｄには、車速Ｖｓ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔが入力される。また、ゲイン比率生成部２３０ｄは、図２５に示すように、第１ゲイン比率生成部２３０、第２ゲイン比率生成部２３０ｂ、及びゲイン比率算出部２３１を備えている。
　ゲイン比率生成部２３０ｄの第１ゲイン比率生成部２３０は、実施形態１に係るゲイン比率生成部２３０と実質的に同一の構成部である。第１ゲイン比率生成部２３０は、車速Ｖｓに応じて増減する第１ゲインＧａ１、及び、当該第１ゲインＧａ１との和が１となる第２ゲインＧｂ１を生成する。
　第１ゲイン比率生成部２３０は、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ１を単調減少させる。これに伴い、第２ゲインＧｂ１は、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１車速Ｖｓ＿Ａは、例えば５［ｋｍ／ｈ］とされる。第２車速Ｖｓ＿Ｂは、例えば３０［ｋｍ／ｈ］とされる。第１車速Ｖｓ＿Ａ及び第２車速Ｖｓ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２９Ａでは、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりも小さく、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ１の最大値Ｇａ１＿ｍａｘは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ１の最大値Ｇｂ１＿ｍａｘよりと等しく、第１車速Ｖｓ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ１の最小値Ｇｂ１＿ｍｉｎは、第２車速Ｖｓ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ１の最小値Ｇａ１＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　第１ゲインＧａの最大値Ｇａ＿ｍａｘ、第１ゲインＧａの最小値Ｇａ＿ｍｉｎ、第２ゲインＧｂの最大値Ｇｂ＿ｍａｘ、及び第２ゲインＧｂの最小値Ｇｂ＿ｍｉｎの各値及び大小関係は、本開示に係る制御装置５０が搭載される車両の運動性能や車両諸元等に応じて適宜設定すれば良い。
　ゲイン比率生成部２３０ｃの第２ゲイン比率生成部２３０ｂは、実施形態３に係るゲイン比率生成部２３０ｂと実質的に同一の構成部である。第２ゲイン比率生成部２３０ｂは、実転舵角θｔ＿ａｃｔに応じて増減する第１ゲインＧａ２、及び、当該第１ゲインＧａ２との和が１となる第２ゲインＧｂ２を生成する。
　第２ゲイン比率生成部２３０ｂは、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ２を単調減少させる。これに伴い、第２ゲインＧｂ２は、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において単調増加する。第１転舵角θｔ＿Ａは、例えば３［ｄｅｇ］とされる。第２転舵角θｔ＿Ｂは、例えば２０［ｄｅｇ］とされる。第１転舵角θｔ＿Ａ及び第２転舵角θｔ＿Ｂの各値により本開示が限定されるものではない。
　図２９Ｂでは、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりも大きい例を示している。この場合、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎよりも大きい。
　なお、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりも小さく、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎよりも小さい態様であっても良い。
　また、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第１ゲインＧａ２の最大値Ｇａ２＿ｍａｘは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第２ゲインＧｂ２の最大値Ｇｂ２＿ｍａｘよりと等しく、第１転舵角θｔ＿Ａ以下の範囲における第２ゲインＧｂ２の最小値Ｇｂ２＿ｍｉｎは、第２転舵角θｔ＿Ｂ以上の範囲における第１ゲインＧａ２の最小値Ｇａ２＿ｍｉｎと等しい態様であっても良い。
　ゲイン比率算出部２３１は、実施形態４において説明した（１４）式及び（１５）式を用いて、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを算出する。
　第１ゲインＧａは、乗算部２６１によりトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に乗じられる。第２ゲインＧｂは、乗算部２６２により反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに乗じられる。
　操舵トルク目標値生成部２００ｄは、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対し第１ゲインＧａを乗じた（乗算部２６１）トルク値Ｇａ×Ｔｒｅｆ＿ａ、ダンピングトルク値生成部２４０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ｂ、及び、ヒステリシス補償部２５０から出力されたトルク補償値Ｔｒｅｆ＿ｃを加算し（加算部２７１，２７２，２７３）、操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆとして出力する。操舵トルク制御部４００は、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対し第２ゲインＧｂを乗じた（乗算部２６２）電流補償値Ｇｂ×Ｉｒｅｆ＿ｄ第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０に加算し、第１反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆ０の上下限値を出力制限部によって制限した第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆとして出力する。
　実施形態５では、車速Ｖｓ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔの双方に応じた比率で、ハンドル１に路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。具体的に、操舵トルク目標値生成部２００ｄは、車速Ｖｓ又は実転舵角θｔ＿ａｃｔが相対的に小さい領域では、操舵反力トルク値生成部２１０から出力されたトルク値Ｔｒｅｆ＿ａ（第１トルク値）に対して相対的に大きい第１ゲインＧａを乗じて操舵トルク目標値Ｔｈ＿ｒｅｆを生成し、車速Ｖｓ又は実転舵角θｔ＿ａｃｔが相対的に大きい領域では、路面反力適応電流補償値生成部２２０から出力された反力モータ電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｄに対して相対的に大きい第２ゲインＧｂを乗じて第２反力モータ電流指令値Ｉｈ＿ｒｅｆを生成する。これにより、路面の状況、及び、車速Ｖｓ並びに実転舵角θｔ＿ａｃｔを反映した操舵感を得ることができる。
　なお、実施形態５に係る第１ゲイン比率生成部２３０におけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２９Ａに示す態様に限定されない。例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において第１ゲインＧａ１が車速Ｖｓの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、第２ゲインＧｂ１が車速Ｖｓの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１車速Ｖｓ＿Ａ以上第２車速Ｖｓ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ１が車速Ｖｓの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、第２ゲインＧｂ１が車速Ｖｓの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
　また、実施形態５に係る第２ゲイン比率生成部２３０ｂにおけるゲイン比率設定例は一例であって、上述した図２９Ｂに示す態様に限定されない。例えば、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ２が実転舵角θｔ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に減少し、これに伴い、第２ゲインＧｂ２が実転舵角θｔ＿ａｃｔの増加に伴って徐々に増加する態様であっても良い。また、例えば、第１転舵角θｔ＿Ａ以上第２転舵角θｔ＿Ｂ以下の範囲内において、第１ゲインＧａ２が実転舵角θｔ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に増加し、これに伴い、第２ゲインＧｂ２が実転舵角θｔ＿ａｃｔの減少に伴って徐々に減少する態様であっても良い。
（実施形態６）
　本実施形態では、第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂの実施形態４とは異なる設定手法について説明する。図３０は、実施形態６に係る操舵トルク目標値生成部の構成例を示すブロック図である。図３１は、実施形態６に係るゲイン比率生成手法の一例を示す３Ｄマップである。
　実施形態６に係る操舵トルク目標値生成部２００ｅのゲイン比率生成部２３０ｅは、図３１に示すゲイン比率設定マップを有している。ゲイン比率生成部２３０ｅは、図３１に示すゲイン比率マップを用いて、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔをパラメータとする第２ゲインＧｂを生成する。また、ゲイン比率生成部２３０ｅは、下記（１６）式を用いて第１ゲインＧａを算出する。
　Ｇａ＝１－Ｇｂ・・・（１６）
　なお、図３１に示す例では、ゲイン比率生成部２３０ｅは、図３１に示すゲイン比率マップを用いて第２ゲインＧｂを生成し、上記（１６）式を用いて第１ゲインＧａを算出する例を示したが、ゲイン比率生成部２３０ｅは、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔをパラメータとする第１ゲインＧａを生成するためのゲイン比率マップを有し、上記（１６）式を変形した下記（１７）式を用いて第２ゲインＧｂを算出する態様であっても良い。
　Ｇｂ＝１－Ｇａ・・・（１７）
　また、本実施形態では、実施形態４と同様に、車速Ｖｓ及び実操舵角θｈ＿ａｃｔをパラメータとして第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する例について説明したが、車速Ｖｓ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔをパラメータとする第２ゲインＧｂ又は第１ゲインＧａを生成するためのゲイン比率マップを有し、実施形態５と同様に、車速Ｖｓ及び実転舵角θｔ＿ａｃｔをパラメータとして第１ゲインＧａ及び第２ゲインＧｂを生成する態様とすることも可能である。
（実施形態７）
　本実施形態では、転舵角制御部７００について説明する。図３２は、転舵角制御部の構成例を示すブロック図である。図３２に示すように、転舵角制御部７００は、フィードフォワード補償部７１０、ＰＩＤ制御部７３０、安定化補償部７４０、出力制限部７６０、摩擦補償部７７０、及び加算部７２０，７５０を備える。
　フィードフォワード補償部７１０は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに対する実転舵角θｔ＿ａｃｔの追従性向上のためのフィルタ（ＦＦフィルタ）で構成される。フィードフォワード補償部７１０は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに対してフィルタ処理を行う。具体的には、例えば１次遅れ又は２次遅れの伝達関数を有するＬＰＦを使用し、そのＬＰＦによるフィルタ処理により生じる時間遅れが転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに対する実転舵角θｔ＿ａｃｔの追従遅れと同等となるようにＬＰＦを設計する。
　ＰＩＤ制御部７３０は、加算部７２０の演算結果である転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆと実転舵角θｔ＿ａｃｔとの偏差θｔ＿ｅｒｒがゼロに近づくようにＰＩＤ制御を行う。
　安定化補償部７４０は、制御の安定化のために必要な伝達特性を有するフィルタ（安定化フィルタ）で構成される。安定化補償部７４０は、ＰＩＤ制御部７３０の出力値に対してフィルタ処理を行う。
　出力制限部７６０は、加算部７５０の演算結果である電流指令値Ｉｒｅｆ＿ｃに対して出力制限処理を行い、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆを出力する。出力制限部７６０は、電流指令値Ｉｒｅｆ＿ｃに対する上限値及び下限値が予め設定されている。出力制限部７６０は、電流指令値Ｉｒｅｆ＿ｃの上下限値を制限して、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆを出力する。
　なお、上述したフィードフォワード補償部７１０及び安定化補償部７４０は、必ずしも必要な構成部ではなく、例えば、フィードフォワード補償部７１０及び安定化補償部７４０の何れか一方あるいは双方を具備しない態様であっても良い。
　摩擦補償部７７０は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに基づき、転舵機構における摩擦によって生じる転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに対する実転舵角θｔ＿ａｃｔの追従遅れを補償するための第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを算出する。以下、摩擦補償部７７０の具体的な構成及び動作について、詳細に説明する。
　図３３は、摩擦補償部の構成例を示すブロック図である。図３３に示すように、摩擦補償部７７０は、主要な構成要素として、電流補償値演算部７７１、及び電流感応ゲイン生成部７７３を備えている。
　電流補償値演算部７７１には、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び当該転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを微分部７７２によって微分して算出した転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆが入力される。電流補償値演算部７７１は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆに基づき、第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を演算する。
　以下、電流補償値演算部７７１における第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０の演算手法について説明する。
　図３４は、電流補償値演算部における第１電流補償値の特性例を示す線図である。図３４において、横軸は転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを示し、縦軸は第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を示している。また、図３４において、実線は右転舵時における第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を示し、破線は左転舵時における第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を示している。図３４に示すように、電流補償値演算部７７１において演算される第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０は、左転舵時と左転舵時とで異なる値となるヒステリシス特性を有している。図３４に示すＬ１は、転舵輪５Ｌ，５Ｒのセンター位置（原点（０，０））から右転舵した際の軌跡を示し、Ｌ２は、座標Ａ（ｘ１，ｙ１）において右転舵から左転舵へ切り替えが発生した場合の軌跡を示し、Ｌ３は、座標Ｂ（ｘ２，ｙ２）において右転舵から左転舵へ切り替えが発生した場合の軌跡を示している。
　電流補償値演算部７７１は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆに基づき、下記（１８）式及び（１９）式を用いて第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を算出する。具体的には、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆの符号ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）が正値（「＋」）である場合には、下記（１８）式を用いて第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を算出し、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆの符号ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）が負値（「－」）である場合には、下記（１９）式を用いて第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を算出する。なお、下記（１８）式及び（１９）式において、ｘは転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆ、ｙＲは右転舵時の第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０、ｙＬは左転舵時の第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０とする。また、係数ａは１よりも大きい値であり、係数ｃは０よりも大きい値である。係数Ａｈｙｓは、ヒステリシス特性の出力幅（第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０の幅）を示し、係数ｃは、ヒステリシス特性の丸みを表す係数である。
　ｙＲ＝Ａｈｙｓ｛１－ａ－ｃ（ｘ－ｂ）｝・・・（１８）
　ｙＬ＝－Ａｈｙｓ｛１－ａｃ（ｘ－ｂ’）｝・・・（１９）
　すなわち、電流補償値演算部７７１は、右転舵時（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「＋」）には、上記（１８）式を用いて第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０（ｙＲ）を算出し、左転舵時（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「－」）には、上記（１９）式を用いて第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０（ｙＬ）を算出する。
　右転舵から左転舵への切り替えが発生した場合（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「＋」→「－」）、あるいは、左転舵から右転舵へ切り替えが発生した場合（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「－」→「＋」）、電流補償値演算部７７１は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０の前回値を引き継ぎ、転舵切り替え後に適用する上記（１８）式又は（１９）式に対し、下記（２０）式又は（２１）式に示す係数ｂ又はｂ’を代入する。これにより、転舵切り替え前後の連続性が保たれる。具体的には、右転舵から左転舵への切り替えが発生した場合（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「＋」→「－」）、電流補償値演算部７７１は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０の前回値（図３４に示す座標Ａ（ｘ１，ｙ１））を上記（１９）式に適用し、下記（２１）式に示す係数ｂ’を代入して第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を算出する。また、左転舵から右転舵へ切り替えが発生した場合（ωｔ＿ｒｅｆ（ｓｇｎ）＝「－」→「＋」）、電流補償値演算部７７１は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆ及び第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０の前回値（図３４に示す座標Ｂ（ｘ２，ｙ２））を上記（１８）式に適用し、下記（２０）式に示す係数ｂを代入して第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０を算出する。
　ｂ＝ｘ１＋（１／ｃ）ｌｏｇａ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（２０）
　ｂ’＝ｘ１－（１／ｃ）ｌｏｇａ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（２１）
　上記（２０）式及び（２１）式は、上記（１８）式及び（１９）式において、ｘにｘ１を代入し、ｙＲ及びｙＬにｙ１を代入することにより導出することができる。
　係数ａとして、例えば、ネイピア数ｅを用いた場合、上記（１８）式、（１９）式、（２０）式、（２１）式は、それぞれ下記（２２）式、（２３）式、（２４）式、（２５）式で表せる。
　ｙＲ＝Ａｈｙｓ［１－ｅｘｐ｛－ｃ（ｘ－ｂ）｝］・・・（２２）
　ｙＬ＝－Ａｈｙｓ［｛１－ｅｘｐ｛ｃ（ｘ－ｂ’）｝］・・・（２３）
　ｂ＝ｘ１＋（１／ｃ）ｌｏｇｅ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（２４）
　ｂ’＝ｘ１－（１／ｃ）ｌｏｇｅ｛１－（ｙ１／Ａｈｙｓ）｝・・・（２５）
　図３３に戻り、前回値保持部７７４には、転舵角制御部７００の前回出力値Ｉｔ＿ｒｅｆ’が保持される。具体的に、前回出力値Ｉｔ＿ｒｅｆ’は、前回処理における第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆである。前回値保持部７７４は、例えば、制御装置５０を構成するＥＣＵのＲＡＭで構成される。
　本開示において、絶対値演算部７７５は、前回値保持部７７４から出力される転舵角制御部７００の前回出力値Ｉｔ＿ｒｅｆ’の絶対値処理を行う。
　電流感応ゲイン生成部７７３には、絶対値演算部７７５において絶対値処理された転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜が入力される。電流感応ゲイン生成部７７３は、転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜に応じたゲインＧｉを生成する。
　電流感応ゲイン生成部７７３は、転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜に応じたゲインＧｉが設定された電流感応ゲインマップを有している。電流感応ゲインマップは、例えば、制御装置５０を構成するＥＣＵのＲＯＭに記憶されている。図３５Ａは、電流感応ゲインマップの第１例を示す線図である。図３５Ｂは、電流感応ゲインマップの第２例を示す線図である。
　図３５Ａに示す電流感応ゲインマップの第１例では、転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜に応じてゲインＧｉが増減する電流値感応型の特性を有している。より具体的に、ゲインＧｉは、図３５Ａに示すように、転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜が増加するに従い単調増加する。
　図３６は、摩擦補償部の出力特性の一例を示す線図である。図３６において、横軸は転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを示し、縦軸は第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを示している。
　転舵機構において生じる摩擦力は、転舵用モータ４１と減速機構４２との間に介在するギアトルクによる摩擦が含まれている。なお、ギアトルクとは、減速機の機械要素に生じる摩擦力に起因するトルクを指す。たとえば、ウォーム減速機の場合、ウォームギアとウォームホイールとの間の噛み合い部に生じる摩擦力により引き起こされる摩擦トルクが、ギアトルクと定義されうる。このギアトルクによる摩擦力は、モータ電流に対して単調増加する。
　本開示において、摩擦補償部７７０は、電流補償値演算部７７１から出力される第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に対し、電流感応ゲイン生成部７７３によって生成されたゲインＧｉを乗じ（乗算部７７６）、第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを算出する。これにより、図３６に示すように、ヒステリシス特性の出力幅（第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂの幅）が第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆに応じて増減する特性が得られ、ギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　具体的に、相対的に第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆが大きい場合には、ギアトルクが相対的に大きくなり、ギアトルクに起因する摩擦力が強く働く。このような状況下では、電流補償値演算部７７１から出力される電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に対して、ゲインＧｉ＿Ｍよりも相対的に大きいゲインＧｉ＿Ｈを乗じることで、破線で示すように、ヒステリシス特性の出力幅（電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ（第２電流補償値）の幅）を大きくすることができる。
　また、相対的に第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆが小さい場合には、ギアトルクが相対的に小さくなり、ギアトルクに起因する摩擦力が小さくなる。このような状況下では、電流補償値演算部７７１から出力される第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に対して、ゲインＧｉ＿Ｍよりも相対的に小さいゲインＧｉ＿Ｌを乗じることで、一点鎖線で示すように、ヒステリシス特性の出力幅（第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂの幅）を小さくすることができる。
　なお、電流感応ゲインマップの態様は、図３５Ａに示す第１例の態様に限定されない。例えば、図３５Ｂに示す第２例のように、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆ（転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜）に依らず、電流補償値演算部７７１から出力される電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に対して一定のゲインＧｉ＝ｋ（例えば、ｋ＝１）を乗じて、電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ（第２電流補償値）を算出する態様であっても良い。
　摩擦補償部７７０から出力された電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ（第２電流補償値）は、図３２に示す加算部７５０にて安定化補償部７４０から出力される第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａと加算され、加算後の電流指令値Ｉｒｅｆ＿ｃに対し出力制限部７６０により出力制限された第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆが出力される。
　図３７は、変形例に係る摩擦補償部の構成例を示すブロック図である。図３３に示す摩擦補償部７７０ａの構成例では、電流補償値演算部７７１から出力される第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に対し、電流感応ゲイン生成部７７３によって生成されたゲインＧｉを乗じる態様としたが、図３７に示す変形例において、電流補償値演算部７７１ａは、第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆ（転舵角制御部７００の前回出力値｜Ｉｔ＿ｒｅｆ’｜）と、上記（６）式から（１３）式における係数Ａｈｙｓとが関連付けられたテーブル（データ）が保持され、図３６に示すように、ヒステリシス特性の出力幅（第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂの幅）が第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆに応じて増減する特性を得る構成であっても良い。当該データは、電流感応ゲインマップと同様に、例えば、制御装置５０を構成するＥＣＵのＲＯＭに記憶しておくことができる。これにより、図３３に示す構成と同様に、ギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　なお、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを微分して転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆを得る態様に限定されず、例えば、転舵用モータ４１のモータ角速度を用いて、転舵方向が切り替わったことを判定する態様であっても良い。また、電流補償値演算部７７１及び電流感応ゲイン生成部７７３の前段にフィルタを備えた構成であっても良いし、電流感応ゲイン生成部７７３の後段にフィルタを備えた構成であっても良い。さらに、摩擦補償部７７０の後段に、上述した出力制限部７６０と同様に、第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂに対して出力制限処理を行うリミッタを具備した構成であっても良い。
　図３８Ａ及び図３８Ｂは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第１概念図である。図３８Ａ及び図３８Ｂにおいて、横軸は時間を示し、縦軸は転舵角を示している。図３８Ａ及び図３８Ｂに示す破線は転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを示し、実線は実転舵角θｔ＿ａｃｔを示している。図３８Ａは、摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行っていない場合の時間応答を例示している。図３８Ｂは、摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行った場合の時間応答を例示している。
　図３８Ａ及び図３８Ｂに示す例では、転舵輪５Ｌ，５Ｒのセンター位置から比較的速い所定周波数で左右に転舵した場合の時間応答を示している。摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行っていない場合、図３８Ａに示すように、破線で囲う転舵方向の切り替え時において実転舵角θｔ＿ａｃｔに歪みが生じている。この場合、運転者のハンドル操作の切り増しから切り戻しへの操舵方向の切り替え、あるいは切り戻しから切り増しへの切り替えにおいて、ハンドル１の操作（操舵）と転舵輪５Ｌ，５Ｒの転舵との間に乖離が生じ、運転者に違和感を与える可能性がある。これに対し、摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行った場合、図３８Ｂに示すように、破線で囲う転舵方向の切り替え時において実転舵角θｔ＿ａｃｔに歪みが生じることが抑制される。
　より詳細に説明すると、転舵方向の切り替え時において、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆが切り替わると、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆは略ゼロとなるが、第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０は、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに応じて定められるため、摩擦補償部７７０は、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆは略ゼロの場合であっても、所定の摩擦補償制御を行うことができる。
　これにより、運転者のハンドル操作の切り増しから切り戻しへの操舵方向の切り替え、あるいは切り戻しから切り増しへの切り替えにおいて、運転者に与える違和感を軽減することができる。
　図３９Ａ及び図３９Ｂは、摩擦補償部による摩擦補償制御の具体例を説明する第２概念図である。図３９Ａ及び図３９Ｂにおいて、横軸は時間を示し、縦軸は転舵角を示している。図３９Ａ及び図３９Ｂに示す破線は転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆを示し、実線は実転舵角θｔ＿ａｃｔを示している。図３９Ａは、実施形態に係る摩擦補償制御の比較例として、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆに応じた摩擦補償制御を行った場合の時間応答を例示している。図３９Ｂは、摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行った場合の時間応答を例示している。
　図３９Ａ及び図３９Ｂに示す例では、図３８Ａ及び図３８Ｂよりも微小に左右に転舵した場合の時間応答を示している。比較例に係る転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆに応じた摩擦補償制御を行った場合、図３９Ａに示すように、微小に左右に転舵した場合に、破線で囲う転舵方向の切り替え時において実転舵角θｔ＿ａｃｔに歪みが生じている。これに対し、摩擦補償部７７０による摩擦補償制御を行った場合、図３９Ｂに示すように、微小に左右に転舵した場合においても、破線で囲う転舵方向の切り替え時において実転舵角θｔ＿ａｃｔに歪みが生じることが抑制される。
　より詳細に説明すると、ハンドルをゆっくりかつ微小かつゆっくりと操作した場合、転舵方向の切り替え時において、図３８Ａ及び図３８Ｂの例と同様に、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆが切り替わると、転舵速度目標値ωｔ＿ｒｅｆは略ゼロとなる。ここで、図３８Ａ及び図３８Ｂの例とは異なり、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆもゼロに近い値を取るため、電流補償値演算部７７１から出力される第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０もまた小さい値が出力されるが、電流感応ゲイン生成部７７３により算出されたゲインＧｉを、第１電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂ０に乗ずることで、第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂが小さくなりすぎることを防止することができる。
　これにより、運転者によるハンドル操作が微小であるような状況下においても、運転者のハンドル操作の切り増しから切り戻しへの操舵方向の切り替え、あるいは切り戻しから切り増しへの切り替えにおいて、運転者に与える違和感を軽減することができる。
　上述したように、転舵角制御部７００は、摩擦補償部７７０を具備し、転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに基づき、転舵機構における摩擦によって生じる転舵角目標値θｔ＿ｒｅｆに対する実転舵角θｔ＿ａｃｔの追従遅れを補償するための第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを算出する構成とすることで、運転者のハンドル操作速度に依らず、効果的かつ適切に摩擦補償制御を行うことができる。
　また、上述したように、第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを第２転舵モータ電流指令値Ｉｔ＿ｒｅｆに応じて増減する特性とすることで、ギアトルクに起因する摩擦力に応じた摩擦補償制御を実現することができる。
　本開示において、路面反力適応トルク補償値生成部２２０は、摩擦補償部７７０から出力される第２電流補償値Ｉｒｅｆ＿ｂを加算する前の第１転舵モータ電流指令値Ｉｒｅｆ＿ａに応じた路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔを算出することにより、実際の車両の走行時における実路面反力トルクＴｓａｔ＿ａｃｔの挙動に応じた路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔが得られ、当該路面反力トルク推定値Ｔｓａｔ＿ｅｓｔに応じた操舵反力を付与することができる。
　また、本開示において、第１車速Ｖｓ＿Ａから第２車速Ｖｓ＿Ｂまでの区間における第１ゲインＧａと第２ゲインのＧｂの増減は、図１９等に示すように、車速に対して線形に変化させてもよいし、一部の区間を非線形に変化させてもよい。
　なお、上述した実施形態で使用した図は、本開示に関して定性的な説明を行うための概念図であり、これらに限定されるものではない。また、上述の実施形態は本開示の好適な実施の一例ではあるが、これに限定されるものではなく、本開示の要旨を逸脱しない範囲において種々変形実施可能である。
　１　ハンドル
　２　コラム軸
　３ａ，３ｂ　タイロッド
　５Ｌ，５Ｒ　転舵輪
　６ａ，６ｂ　アーム
　１０　車速センサ
　１１　イグニションキー
　１２　バッテリ
　３０　反力装置
　３１　反力用モータ
　３２　減速機構
　３３　舵角センサ
　３４　トルクセンサ
　３５　ストッパ（回転制限機構）
　４０　転舵装置
　４１　転舵用モータ
　４２　減速機構
　４３　角度センサ
　４４　ピニオンラック機構
　５０　制御装置
　６０　反力制御系
　７０　転舵制御系
　２００，２００ａ，２００ｂ，２００ｃ，２００ｄ　操舵トルク目標値生成部
　２１０　操舵反力トルク値生成部
　２１１　操舵反力トルクマップ部
　２２０　路面反力適応電流補償値生成部
　２２１　路面反力トルク推定部
　２２２　路面反力適応電流マップ部
　２３０，２３０ａ，２３０ｂ．２３０ｃ，２３０ｄ，２３０ｅ　ゲイン比率生成部（第１ゲイン比率生成部、第２ゲイン比率生成部）
　２３１　ゲイン比率算出部
　２４０　ダンピングトルク値生成部
　２４１　ダンピングゲインマップ部
　２５０　ヒステリシス補償部
　２５１　ヒステリシス補償値演算部
　４００　操舵トルク制御部
　５００　電流制御部
　６００　転舵角目標値生成部
　７００　転舵角制御部
　７１０　フィードフォワード補償部
　７２０　加算部
　７３０　ＰＩＤ制御部
　７４０　安定化補償部
　７５０　加算部
　７６０　出力制限部
　７７０，７７０ａ　摩擦補償部
　７７１，７７１ａ　電流補償値演算部
　７７２　微分部
　７７３　電流感応ゲイン生成部
　７７４　前回値保持部
　７７５　絶対値演算部
　７７６　乗算部
　８００　電流制御部

Claims (24)

  1. 　ハンドルの操舵角に応じて前記ハンドルに操舵反力を付与する反力用モータを駆動する反力装置と、前記ハンドルの操舵角に応じて転舵輪を転舵する転舵用モータを駆動する転舵装置とを具備した車両用操向システムの制御装置であって、
    　前記操舵反力を得るための操舵トルクの目標値である操舵トルク目標値を生成する操舵トルク目標値生成部と、
    　前記操舵トルク目標値に基づき、前記反力用モータに供給する電流の目標値である第１反力モータ電流指令値を生成する操舵トルク制御部と、
    　前記操舵角に基づき、前記転舵輪の転舵角の目標値である転舵角目標値を生成する転舵角目標値生成部と、
    　前記転舵角目標値に基づき、前記転舵用モータに供給する電流の目標値である第１転舵モータ電流指令値を生成する転舵角制御部と、
    　少なくとも前記第１転舵モータ電流指令値に基づき推定される路面反力トルク推定値に応じて増減する反力モータ電流補償値を生成する電流補償値生成部と、
    　車両の車速及び舵角の少なくとも一方に応じて増減する第１ゲイン、及び当該第１ゲインとの和が１となる第２ゲインを生成するゲイン比率生成部と、
    　を備え、
    　前記操舵トルク目標値生成部は、少なくとも前記操舵角に応じて増減するトルク値に前記第１ゲインを乗じて前記操舵トルク目標値を生成し、
    　前記操舵トルク制御部は、前記反力モータ電流補償値に前記第２ゲインを乗じた値を前記第１反力モータ電流指令値に加算して、反力用モータを駆動するための第２反力モータ電流指令値を生成する、
    　車両用操向システムの制御装置。
  2. 　前記操舵トルク制御部は、前記車速の増加に伴い、前記反力モータ電流補償値を増加させる、
    　請求項１に記載の車両用操向システムの制御装置。
  3. 　前記ゲイン比率生成部は、前記車速の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項１に記載の車両用操向システムの制御装置。
  4. 　前記ゲイン比率生成部は、第１車速以上第２車速以下の範囲内において前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項３に記載の車両用操向システムの制御装置。
  5. 　前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインよりも大きい、
    　請求項４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  6. 　前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインと等しい、
    　請求項４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  7. 　前記第１車速以下の範囲における第１ゲインは、前記第２車速以上の範囲における第２ゲインよりも小さい、
    　請求項４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  8. 　前記ゲイン比率生成部は、前記ハンドルの実際の操舵角である実操舵角の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項１に記載の車両用操向システムの制御装置。
  9. 　前記ゲイン比率生成部は、第１操舵角以上第２操舵角以下の範囲内において、前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項８に記載の車両用操向システムの制御装置。
  10. 　前記第１操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインよりも大きい、
    　請求項９に記載の車両用操向システムの制御装置。
  11. 　前記第１操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインと等しい、
    　請求項９に記載の車両用操向システムの制御装置。
  12. 　前記第１操舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２操舵角以上の範囲における第２ゲインよりも小さい、
    　請求項９に記載の車両用操向システムの制御装置。
  13. 　前記ゲイン比率生成部は、前記転舵輪の実際の転舵角である実転舵角の増加に伴い、前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項１に記載の車両用操向システムの制御装置。
  14. 　前記ゲイン比率生成部は、第１転舵角以上第２転舵角以下の範囲内において、前記第１ゲインを減少させる、
    　請求項１３に記載の車両用操向システムの制御装置。
  15. 　前記第１転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインよりも大きい、
    　請求項１４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  16. 　前記第１転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインと等しい、
    　請求項１４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  17. 　前記第１転舵角以下の範囲における第１ゲインは、前記第２転舵角以上の範囲における第２ゲインよりも小さい、
    　請求項１４に記載の車両用操向システムの制御装置。
  18. 　前記転舵角制御部は、
    　前記転舵角目標値に基づき、前記転舵輪を右転舵した場合と左転舵した場合とで異なる転舵モータ電流補償値を算出する摩擦補償部を備え、
    　前記転舵角制御部は、
    　前記第１転舵モータ電流指令値及び前記転舵モータ電流補償値に基づき、前記転舵用モータを駆動するための第２転舵モータ電流指令値を生成する、
    　請求項１から１７の何れか一項に記載の車両用操向システムの制御装置。
  19. 　前記転舵モータ電流補償値は、前記転舵角目標値の変化に応じたヒステリシス特性を有する、
    　請求項１８に記載の車両用操向システムの制御装置。
  20. 　前記転舵モータ電流補償値は、操舵を開始した際の第１転舵角目標値から、当該第１転舵角目標値に所定の転舵角変化量閾値を加算した第２転舵角目標値以下となる領域において単調増加し、前記第２転舵角目標値よりも大きい領域において一定値となる、
    　請求項１８に記載の車両用操向システムの制御装置。
  21. 　前記摩擦補償部は、前記第２転舵モータ電流指令値に応じて前記転舵モータ電流補償値を増減させる、
    　請求項１８に記載の車両用操向システムの制御装置。
  22. 　前記転舵モータ電流補償値は、前記第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加する、
    　請求項２１に記載の車両用操向システムの制御装置。
  23. 　第１電流補償値を算出する電流補償値演算部と、
    　前記第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するゲインを生成する電流感応ゲイン生成部と、
    　を備え、
    　前記摩擦補償部は、前記第１電流補償値に対して前記ゲインを乗じて第２電流補償値を算出する、
    　請求項２２に記載の車両用操向システムの制御装置。
  24. 　前記摩擦補償部は、前記第２転舵モータ電流指令値と、当該第２転舵モータ電流指令値の増加に伴って単調増加するゲインとが関連付けられたデータが保持され、当該データに基づき、前記転舵モータ電流補償値を算出する、
    　請求項２２に記載の車両用操向システムの制御装置。
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