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Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Bestimmen einer Kippwahrscheinlichkeit bei einem Flurförderzeug, wie bspw. einem Gabelstapler.
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Stand der Technik
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Gabelstapler (sog. FIT, englisch: Fork-Lift-Truck) unterschiedlicher Hersteller sind bzgl. des Fahrwerks sehr ähnlich aufgebaut. Vorherrschend sind ein Vorderachsantrieb mit einer am Aufbau fest montierten Vorderachse, eine Hinterachslenkung mit einer Pendelachse und ein nahezu vollständiger Verzicht auf eine Federung (nur der Reifen hat elastische Eigenschaften). Die Lenkung wird üblicherweise als hydrostatische Lenkung ausgeführt, d. h. der Lenkradwinkel wird über hydraulische Verbindungselemente auf den Radlenkwinkel übertragen. Der Hubmast mit der Lastgabel ist vor der Vorderachse montiert, der Fahrer sitzt zwischen den Achsen. Der Antrieb des FLTs erzeugt neben den antreibenden Momenten auch die bremsenden Momente über den Antriebsstrang. Eine Betriebsbremse, die auf alle vier Räder wirkt, ist üblicherweise nicht vorgesehen.
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FLTs sind sehr kompakt, d. h. schmal und kurz, gebaut, sehr wendig und können große Lasten sehr hoch heben. Dabei entsteht bei der Lastaufnahme, beim Fahren und insbesondere auf geneigten Fahrbahnen eine ggf. hohe Umkippgefahr, da durch die Lasten auf der Gabel der Gesamtschwerpunkt des FLTs stark verschoben wird und sich die statische und dynamische Kippstabilität des FLTs während der Fahrt u. U. sehr stark reduziert, was für den Fahrer nicht immer vorhersehbar ist.
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Im Rahmen dieser Erfindung werden nachfolgende Begriffe und Definitionen verwendet: Die x-Achse weist in die Fahrtrichtung, die y-Achse senkrecht dazu nach rechts entlang der Vorderachse. Die z-Achse steht senkrecht auf der x-y-Ebene und weist nach unten (Rechtssystem). Die Drehung um die x-Achse (Längsachse) wird als Wanken, die Drehung um die y-Achse (Querachse) als Nicken und die Drehung um die z-Achse (Hochachse/Gierachse) als Gieren bezeichnet.
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Aus der
DE 103 04 658 A1 , auf die für Details hinsichtlich des einem Gabelstapler zugrunde liegenden Stabilitätsmodells ausdrücklich verwiesen wird, ist eine Einrichtung zur Steuerung der Fahrstabilität eines Flurförderzeugs und ein Verfahren zur Ansteuerung eines Flurförderzeugs bekannt. Über eine Sensorik werden die Last, die Neigung des Mastes und des Hubgerüsts, die Hubhöhe der Last, die auf den Mast wirkenden Kippkräfte sowie die in Längs- und Querrichtung auf das Fahrzeug wirkenden Beschleunigungen erfasst und mit vorgegebenen Grenzwerten verglichen. Diese vom Fahrzustand abhängigen Grenzwerte können vom Fahrer willkürlich nicht überschritten werden, so dass das Fahrzeug in der Regel unabhängig vom Fahrzustand (Kurvenfahrt, Geradeausfahrt, Bergabfahrt...) stabil bleibt.
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Es ist wünschenswert, ein verbessertes Verfahren zum Bestimmen einer Kippwahrscheinlichkeit anzugeben, um dann ggf. schneller reagieren zu können, um ein Kippen zu verhindern.
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Offenbarung der Erfindung
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Erfindungsgemäß wird ein Verfahren zum Bestimmen einer Kippwahrscheinlichkeit eines Flurförderzeugs mit den Merkmalen des Patentanspruchs 1 vorgeschlagen. Vorteilhafte Ausgestaltungen sind Gegenstand der Unteransprüche sowie der nachfolgenden Beschreibung:
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Vorteile der Erfindung
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Die Erfindung kann die Bestimmung der Kippgefahr bei Flurförderzeugen gezielt verbessern, indem eine achsweise und/oder seitenweise definierte Kippbewertung durchgeführt wird. Dabei werden die auf die Räder wirkenden Normalkräfte verglichen, wobei anhand der Normalkräfte vorzugsweise Wank- und Nickwahrscheinlichkeiten als Kippwahrscheinlichkeiten bestimmt werden. Die Bestimmung basiert insbesondere auf den Kräften in z-Richtung (Normalkräfte), bei einem Vierrad-Gerät bspw. auf FZVR, FZVL (Normalkraft vorne rechts bzw. links) und FZVR, FZVL (Normalkraft hinten rechts bzw. links). In den abhängigen Ansprüchen sind u. a. bevorzugte Gleichungen angegeben, um bestimmte Wank- und Nickwahrscheinlichkeiten zu bestimmen. Diese Gleichungen zeichnen sich durch ihre besonders einfache Form aus und führen dennoch zu sehr brauchbaren Kippbewertungen.
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In weiterer bevorzugter Ausgestaltung wird in Reaktion auf die bestimmte Kippwahrscheinlichkeit ein dem Kippen entgegenwirkender Eingriff automatisch durchgeführt. Zweckmäßigerweise werden Soll-Beschleunigungen in x- und y-Richtung des Flurförderzeugs bestimmt, um die Kippgefahr zu vermindern oder zu beheben. Damit kann die Betriebssicherheit deutlich erhöht werden. Schäden an Mensch und/oder Maschine werden vermieden. In Ausgestaltung können Begrenzungswerte für den Hubmastantrieb zur Verhinderung unzulässiger Gabelhöhen und Hubmastneigungen vorgegeben werden. Als Eingriff kann auch die Fahrgeschwindigkeit begrenzt werden.
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Weitere Vorteile und Ausgestaltungen der Erfindung ergeben sich aus der Beschreibung und der beiliegenden Zeichnung.
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Es versteht sich, dass die vorstehend genannten und die nachfolgend noch zu erläuternden Merkmale nicht nur in der jeweils angegebenen Kombination, sondern auch in anderen Kombinationen oder in Alleinstellung verwendbar sind, ohne den Rahmen der vorliegenden Erfindung zu verlassen.
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Die Erfindung ist anhand von Ausführungsbeispielen in der Zeichnung schematisch dargestellt und wird im Folgenden unter Bezugnahme auf die Zeichnung ausführlich beschrieben.
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Figurenbeschreibung
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1 zeigt eine schematische Darstellung eines Gegengewichtstaplers in einer Seitenansicht.
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2 zeigt einen beispielhaften Regelkreis gemäß einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung.
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3 zeigt schematisch den Ablauf einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung.
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Wenngleich im Folgenden die Erfindung im Hinblick auf einen Gegengewichtsstapler erläutert wird, geschieht dies rein exemplarisch. Es sei betont, dass die beschriebenen Modelle auch auf andere Flurförderzeuge anwendbar sind, um die Erfindung zu verwirklichen.
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1 zeigt einen Gegengewichtstapler 1 (im Folgenden auch FIT) mit einer Fahrerkabine 2, einem Fahrwerk mit einer Vorderachse 4, einer lenkbaren Hinterachse 6, beispielsweise einer Pendelachse, sowie einem im Bereich der Hinterachse 6 angeordneten Gegengewicht 8 schematisch von der Seite. O. E. sei im Folgenden angenommen, dass der Koordinatenursprung im Zentrum der Vorderachse liege, wobei die sich ergebenden Koordinatenachsen x, y und z in 1 eingezeichnet sind.
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An der Vorderseite des FLTs ist ein Hubgerüst 10 mit einem um eine Neigungsachse 12 kippbaren Mast 14 gelagert. Die Einstellung des Neigungswinkels a des Masts 14 erfolgt über eine Neigungseinrichtung mit beispielsweise zwei Neigungszylindern 16, die gelenkig am Fahrzeugrahmen und am Mast 14 befestigt sind. An dem rahmenförmigen Mast ist eine Gabel 17 verschiebbar geführt, wobei die Hubhöhe hG mittels eines schematisch angedeuteten Hubzylinders 18 einstellbar ist. Der FIT 1 umfasst weiterhin eine Steuereinheit 20, die in die Fahrzeugsteuerung integriert oder als externes Modul ausgeführt sein kann. Die Steuereinheit 20 ist zur Durchführung der Erfindung eingerichtet.
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Im Folgenden werden zunächst einfach durchführbare Abschätzungen erläutert, die als Ausgangspunkt für die nachfolgende Beschreibung dienen können. Für weitere Details betreffend die Bestimmung verschiedener Größen bei einem Gabelstapler sei ausdrücklich auf die
DE 103 04 658 A1 verwiesen.
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Es wird vorgeschlagen, mit Hilfe z. B. eines sogenannten Sensorwürfels mit Gierraten- und Beschleunigungssensoren in jede Richtung des Raumes den Bewegungszustand des FLTs zu messen, sodass eine quasistatische Bewegungstrajektorie des FLTs auf der Fahrebene (xy) von den dynamischen Signalanteilen der Bewegung, welche durch Lenk- und Antriebseinflüsse hervorgerufen werden, separiert werden kann. Damit kann die Fahrbahnneigung in Längs- und Querrichtung geschätzt werden. Diese Schätzwerte können vorteilhaft für die weiter unten beschriebenen Modellrechnungen verwendet werden.
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Aus der Vermessung des leeren FLTs kann die Lage (xFLT, yFLT, zFLT) des FLT-Schwerpunkts ermittelt werden. Bspw. können hierzu können schiefe Ebenen und Wägezellen zur Achslastermittlung genutzt werden, d. h. eine solche Ermittlung kann u. U. mit relativ niedrigem Aufwand erfolgen. In der Folge kann der FIT als Punktmasse mFLT betrachtet werden. Außerdem kann das Trägheitsmoment des FLTs um die Hochachse JzzFLT vermessen und damit als bekannt vorausgesetzt werden.
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Die Gabellast m
Last und die Lage des Gabellastschwerpunktes können, wie oben beschrieben, geschätzt oder z. B. gemäß
DE 103 04 658 A1 bestimmt werden. Damit ergibt sich ein FLT-Gesamtmodell mit zwei Massen mit zwei Schwerpunkten, die zu einer Gesamtmasse m
Gesamt, einer Gesamtschwerpunktslage und einem Gesamtträgheitsmoment zusammengefasst werden können.
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Die Gesamtmasse mGesamt wird ermittelt zu: mGesamt = mLast + mFLT.
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Der x-Schwerpunktsabstand zur Vorderachse xGesamt wird ermittelt zu: xGesamt = (mFLT·xFLT – mLast·xLast)/mGesamt.
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Der vertikale Abstand des Gesamtschwerpunkts zGesamt vom Ursprung wird ermittelt zu: xGesamt = (mFLT·zFLT + mLast·zLast)/mGesamt.
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Das Gesamtträgheitsmoment JzzGesamt des FLTs um die Hochachse wird ermittelt zu: JzzGesamt = JzzFLT + mLast·xLast 2.
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In der Folge können die Normalkräfte an jedem Rad bspw. aus Sensorsignalen und anhand des nachfolgend beispielhaft erläuterten Rechenmodells abgeschätzt werden:
Ein FIT hat i. A. keine gesondert ausgeführte Federung, d. h. die hintere Pendelachse ist ungefedert am FLT-Aufbau angelenkt und die Vorderräder des FIT sind direkt und starr am Aufbau montiert. Damit ist der FLT-Aufbau mechanisch an drei Punkte, d. h. an den Vorderrädern und am Gelenk der Pendelachse, fixiert. Werden nun Wank- und Nickwinkel des FIT gemessen, die Fahrbahnneigungen in diese Richtungen geschätzt, und die Gierrate VGi, die Quer- und Längsbeschleunigung ay bzw. ax gemessen, so können aus den Kräfte- und Momentensummen des FLT-Aufbaus die Normalkräfte an den Vorderrädern FZVL und FZVR ebenso ermittelt werden wie die Quer- und Normalkraft FQH und FZH im Gelenk der Pendelachse: (FZVL + FZVR) = [m·g·(IH·cos(ψP + ψ) + hS·sin(ψP + ψ)) + m·ax·hS – Jyy·∂2ψ/∂t2]/(IV + IH); (FZVL – FZVR) = {m·[ay·cos(φR + φ) + g·sin(φR + φ)] + Jxx·∂2φ/∂t2 – FQH·(1 – hP/hS)}·2·hS/swV; FQH = {Jzz·∂vGi/∂t + m·Iv·[ay·cos(φR + φ) + g·sin(φR + φ)]}/(IH + IV); FZH = m·g·cos(φR + φ)·cos(ψP + ψ) – m·ay·sin(φR + φ) – (FZVR + FZVL);
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Die Normalkräfte an den Vorderrädern ergeben sich zu: FZVR = 1/2·[(FZVL + FZVR) – (FZVL – FZVR)] FZVL = [(FZVL + FZVR) – FZVR]
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Die Normalkräfte an den Hinterrädern FZHL und FZHR ergeben sich zu: FZHL = FQH·hPG/SwH + FZH/2 FZHR = FZH – FZHL
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Parameter:
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- m:
- Gesamtmasse FIT in [kg]
- g:
- Erdbeschleunigung [m/s2]
- IH:
- Längsabstand der Hinterachse zum Schwerpunkt [m]
- IV:
- Längsabstand der Vorderachse zum Schwerpunkt [m]
- ax:
- Längsbeschleunigung [m/s2]
- hs:
- Höhe Schwerpunkt über Grund [m]
- hP:
- Höhe Schwerpunkt über Gelenk Pendelachse [m]
- hPG:
- Höhe Gelenk Pendelachse über Grund [m]
- swV:
- Spurweite vorne [m]
- swH:
- Spurweite hinten [m]
- Jyy:
- Trägheitsmoment in Nickrichtung [kgm2]
- Jxx:
- Trägheitsmoment in Wankrichtung [kgm2]
- φR:
- Wankwinkel [rad]
- φ:
- Fahrbahnneigung in Wankrichtung [rad]
- ψP:
- Nickwinkel [rad]
- ψ:
- Fahrbahnneigung in Nickrichtung [rad]
- VGi:
- Gierrate
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Es handelt sich hierbei um eine bevorzugte Möglichkeit zur Bestimmung der Normalkräfte an den Rädern. Es versteht sich jedoch, dass die Normalkräfte prinzipiell auch auf andere Weise bestimmbar sind, z. B. mit Hilfe von Reduktionen oder Erweiterungen obiger Gleichungen.
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Erfindungsgemäß wurde erkannt, dass FLTs dazu neigen, an einer Achse frühzeitig zu kippen, während die andere noch am Boden bleibt. Die Kippwahrscheinlichkeit, hier Nickwahrscheinlichkeit, wird daher zweckmäßig achsweise, bspw. als RQVA für die Vorderachse und RQHA für die Hinterachse, gemäß nachfolgendem bevorzugtem Zusammenhang ermittelt: RQVA = (FZVR - FZVL)/(FZVR + FZVL) RQHA = (FZHR - FZHL)/(FZHR + FZHL) .
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In Längsrichtung kann eine ähnliche Bewertung der Kippwahrscheinlichkeit, hier Wankwahrscheinlichkeit, stattfinden. Dabei ist angedacht, die linke FLT-Seite mit einer Wankwahrscheinlichkeit RLL getrennt von der rechten Seite mit einer Wankwahrscheinlichkeit RLR zu bewerten: RLL = (FZVL - FZHL)/(FZVL + FZHL) RLR = (FZVR – FZHR)/(FZVR + FZHR) .
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Ebenfalls ist angedacht, eine Gesamtwankwahrscheinlichkeit RL zu bestimmen: RL = (FZVL + FZVR – FZHL – FZHR)/(FZVL + FZVR + FZHL + FZHR)
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Erreicht eine der bestimmten Kippwahrscheinlichkeiten einen Wert nahe einem Betrag von 1, so wirkt auf wenigstens ein Rad nur noch eine sehr kleine Normalkraft, so dass erkannt wird, dass der FIT zu kippen droht. Bleibt der Betrag der bestimmten Kippwahrscheinlichkeiten nahe Null, so besteht keine Kippgefahr.
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In bevorzugter Weiterbildung wird ein dem Kippen entgegenwirkender Eingriff automatisch durchgeführt. Beispielsweise lässt sich die Notwendigkeit eines korrigierenden Eingriffs aus den Beträgen für die Kippgefahr nahe 1 ableiten. Als Schwellwert kann ein Wert von z. B. RQMax = 0,9 verwendet werden. Hierbei ist auch vorteilhaft, die Zeitdauer, in der solche Werte beobachtet werden, mit in die Definition des Eingriffsbeginn einzubeziehen, beispielsweise über geeignete Filteralgorithmen, so dass hohe Kippgefahren über einen definierten Zeitraum ermitteln sein müssen, um einen Eingriffsbeginn auszulösen.
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In die Bedingung für das Ende der Regelung geht eine Zeitabhängigkeit ebenfalls zweckmäßigerweise ein, um zu frühes Abschalten des Eingriffes zu verhindern. Ansonsten kann es aufgrund schwingender Ein- und Ausschaltbedingungen zu einem Aufschaukeln des FIT mit hoher Umkippwahrscheinlichkeit kommen. Es ist überdies möglich, die Abschaltschwelle (z. B. bei 0,8) für Eingriffe niedriger anzusetzen als die Einschaltschwelle (z. B. bei 0,9).
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Die oben angeführten Gleichungen können bspw. nach einer Zielgröße, hier z. B. einer maximal zulässigen Querbeschleunigung ayLimVA bzw. ayLimHA, aufgelöst werden. Hierzu werden erwünschte Werte RQVALim bzw. RQHALim vorgegeben, z. B. als feste Größe oder als zeitlich veränderliche Größe mit gleitender Anpassung an den Istwert: ayLimVA = {[RQVALim·swv·1/2·{g·(IH·cos(ψp + ψ) + hS·sin(ψp + ψ))+ + ax·hS – Jyy/m·∂2ψ/∂t2} + + Jzz/m·(hS – hP)·∂vGi/∂t – Jxx/m·hs·(IV + IH)·∂2φ/∂t2/(hS·IH + IV·hP) – – g·sin(φR + φ)}/ /cos(φR + φ). ayLimHA = [RQHALim·swH·{g·[cos(ψP + ψ)·((Iv + IH)·cos((φR + φ) – IH) – hs·sin(ψP + ψ)] – – ax·hs + Jyy/m·∂2ψ/∂t2}] – {Jzz/m·∂vGi/∂t + Iv·g·sin(φR + φ)}·hPG·2]/ /[IV·hPG·2·cos(φR + φ) + RQHALim·swH·(IV + IH)·sin(φR + φ)]
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In bevorzugter Ausgestaltung wird der kleinere der Querbeschleunigungswerte ausgewählt und für die Grenzwertbildung herangezogen: ayLim = min{ayLimVA; ayLimHA}.
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In weiterer bevorzugter Ausgestaltung wird nun die Querbeschleunigung, bspw. mittels Lenkungs- und/oder Antriebseingriffen, so geregelt, dass der bestimmte Grenzwert nicht überschritten wird.
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Erfindungsgemäß wurde festgestellt, dass die Wirksamkeit einer Querbeschleunigungsregelung verbessert werden kann. Bspw. ergibt sich aus dem dynamischen Verhalten des FLTs bei Vorwärtsfahrt eine schlechte Regelbarkeit der Querbeschleunigung, d. h. die Verstärkungsfaktoren des Querbeschleunigungsregelkreises können nicht sehr groß gewählt werden. Daher wird in bevorzugter Ausgestaltung ein zweiter Regelkreis über die Gierrate vGi des FLTs aufgebaut. Dabei wird dem Gierratenregelkreis die Aufgabe übertragen, im Sinne eines unterlagerten Regelkreises verstärkt quasistationäres Bewegungsverhalten des FLTs zu erzeugen. Damit wird der Sollwert vGiSo der Gierratenregelung unter der Annahme, dass der Schwimmwinkelgradient des FLTs klein werden soll, zu vGiSo = aySo/v, wobei v die Längsgeschwindigkeit des FLTs ist.
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Der Regelkreis über die Gierrate dient insbesondere dazu, zusätzlich dynamische Anteile des Bewegungsverhaltens einzuregeln.
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Ein beispielhafter Regelkreis wird nachfolgend unter Bezugnahme auf 2 dargestellt. 2 zeigt schematisch eine Regelkreisstruktur 200 zur Regelung einer Querbeschleunigung ay sowie einer Gierrate vGi. Zu diesem Zweck werden dem Regelkreis 200 entsprechende Sollwerte aysoll und vGiSoll als Führungsgrößen zugeführt. Die Sollwerte werden jeweils einem Vergleichsglied zugeführt, dem weiterhin die momentanen Istwerte ay bzw. vGi als Regelgrößen zugeführt werden. Die Vergleichsglieder bestimmen die jeweilige Regelabweichung.
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Die Querbeschleunigungsregelabweichung wird einem Querbeschleunigungsregelglied 201, die Gierratenabweichung einem Gierratenregelglied 202 zugeführt. Die beiden Regelglieder bestimmen jeweils eine Stellgröße, beispielsweise eine Lenkbewegung, die aufsummiert und mit einer eventuellen Störgröße Lw beaufschlagt einer Querbeschleunigungsregelstrecke 203 und einer Gierratenregelstrecke 204 zugeführt werden. Die sich anhand der Regelstrecken ergebenden Istwerte ay bzw. vGi werden, wie bereits erwähnt, zum Vergleich mit der jeweiligen Führungsgröße als Regelgröße herangezogen.
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Die zuvor gemachten Ausführungen betreffend die Querbeschleunigung ay gelten in entsprechend angepasster Weise für die Längsbeschleunigung ax. In Ausgestaltung der Erfindung wird auf Grundlage der Fahrbahnneigung, des Lastgewichts und der Lastschwerpunktslage eine zulässige Längsbeschleunigung axLim aus der Invertierung der Gleichung für. die Nickwahrscheinlichkeit bestimmt und – beispielsweise über einen Antriebseingriff – die tatsächliche Längsbeschleunigung auf diesen Wert begrenzt.
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Wird optional erkannt, dass sich der Hubmast in nicht abgesenktem Zustand befindet, wird die Fahrgeschwindigkeit zweckmäßigerweise auf niedrige Werte begrenzt. Wird in der Lastidentifikation festgestellt, dass sich auf der Gabel eine Last befindet, die bei der bestehenden (ermittelten) Fahrbahnneigung ab einer gewissen Hubhöhe zum (statischen) Umkippen des FLTs führen würde, wird die Hubhöhe zweckmäßig entsprechend begrenzt. Dies kann bspw. dadurch erfolgen, dass die Durchschaltung der Bedienventile des Hubmastes begrenzt wird, so dass der Hubmast nicht in kritische Höhen verfahren werden kann. Alternativ oder zusätzlich kann dem Fahrer am Fahrerplatz die Kritikalität der Last, beispielsweise optisch oder akustisch, angezeigt werden.
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Anhand von 3 wird der Ablauf einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung schematisch erläutert. In einem Block 301 werden notwendige Parameter bestimmt, beispielsweise geschätzt oder gemessen. Dazu gehören die Fahrbahnneigung in Längs- und Querrichtung, welche beispielsweise aus Schwerpunktssignalen geschätzt werden kann. Weiterhin werden die aufgenommene Gabellast sowie die Gabellastdimension ermittelt, was beispielsweise aufgrund von Hubmastsignalen abgeschätzt werden kann. Auf Basis dieser sowie insbesondere weiterer unveränderlicher Größen wird in einem Block 302 die Gesamt schwerpunktslage des beladenen FLTs bestimmt.
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In einem Block 303 werden die – vorliegend vier – auf jeweils ein Rad wirkenden Normalkräfte bestimmt. In einem Block 304 werden, wie oben erläutert, basierend auf den Normalkräften verschiedene Kippwahrscheinlichkeiten R, wie z. B. Wankwahrscheinlichkeiten und Nickwahrscheinlichkeiten, bestimmt.
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In einem Schritt 305 werden die bestimmten Kippwahrscheinlichkeiten bewertet, indem sie beispielsweise mit einem vorgegebenen Schwellwert verglichen werden. Dabei kann auch berücksichtigt werden, wie lange und um wie viel die jeweilige Kippwahrscheinlichkeit einen ersten Schwellwert überschreitet. Wird bei dieser Bewertung festgestellt, dass kein Umkippen droht, kehrt das Verfahren zum Ausgangspunkt 301 zurück.
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Wird jedoch festgestellt, dass ein Umkippen droht, wird in Schritt 306 ein dem Kippen entgegenwirkender Eingriff automatisch durchgeführt. Dieser Eingriff kann insbesondere darin bestehen, eine Quer- und/oder Längsbeschleunigung und/oder eine Gierrate – wie oben erläutert – zu regeln.
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In einem anschließenden Schritt 307 wird überprüft, ob eine vorgegebene Umkippbedingung weiterhin vorliegt, indem beispielsweise überprüft wird, ob eine bestimmte Kippwahrscheinlichkeit einen zweiten Schwellwert unterschritten hat. Der erste und der zweite Schwellwert können insbesondere unterschiedlich sein. Liegt die Kippbedingung weiterhin vor, wird der Eingriff 306 weiterhin durchgeführt, liegt die Bedingung jedoch nicht mehr vor, wird zum Ausgangspunkt 301 zurückgekehrt. Auch bei der Beurteilung in Schritt 307 wird vorteilhafterweise berücksichtigt, wie lange der zweite Schwellwert unterschritten ist, um ein Aufschaukeln zu verhindern.
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ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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Zitierte Patentliteratur
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- DE 10304658 A1 [0005, 0019, 0022]
