ES2281392T3 - Dispositivo y metodo de control de movimiento de un vehiculo. - Google Patents
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Abstract
Un dispositivo (36) para controlar el comportamiento en marcha de un vehículo, teniendo el vehículo una carrocería (12) y ruedas, comprendiendo: medios para estimar la fuerza de reacción de la carretera generada sobre cada una de las ruedas; medios para calcular los momentos de guiñada alrededor del centroide (centro de gravedad) de la carrocería (12) generados por la fuerza de reacción de la carretera sobre las ruedas respectivas; medios para controlar las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas basados en dichos momentos de guiñada a fin de estabilizar la marcha del vehículo, dichos medios de control de fuerzas de tracción y frenado incluyen medios de cálculo para calcular el momento de guiñada necesario para ser añadido a la carrocería (12) a fin de estabilizar la marcha del vehículo, y controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas a fin de añadir dicho momento de guiñada necesario a la carrocería (12), caracterizados porque dicho momento deguiñada necesario es calculado basado en el momento de guiñada generado actualmente por la fuerza de reacción de la carretera sobre cada una de las ruedas y el momento de guiñada crítico que puede ser generado mediante el control de las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas, siendo dicho momento de guiñada crítico definido como el momento de guiñada que puede ser generado alrededor del centroide (centro de gravedad) de la carrocería (12) suponiendo que la fuerza de reacción de la carrocería es maximizada mientras mantiene su componente de fuerza longitudinal.
Description
Dispositivo y método de control de movimiento de
un vehículo.
Esta invención se refiere a un dispositivo y un
método para controlar el comportamiento en marcha de un vehículo
según el preámbulo de la reivindicación 1 y la reivindicación
40.
En un automóvil moderno, el movimiento de un
vehículo, tal como el comportamiento de giro de la carrocería, es
estabilizado por un sistema de control electrónico que monitoriza
los estados en marcha del vehículo tales como la velocidad del
vehículo, las aceleraciones longitudinal y lateral, la velocidad de
guiñada y el ángulo de dirección. Cuando se produce un estado
indeseable tal como un trompo y una deriva, el sistema de control
coopera con sistemas de tracción y frenado para generar una fuerza
apropiada de tracción o frenado sobre una rueda particular, lo que
produce un momento de guiñada sobre la carrocería (alrededor de su
centroide (centro de gravedad)) contra el estado de trompo o
deriva, manteniendo de tal modo una velocidad de guiñada apropiada
de la carrocería. Por ejemplo, uno de tales dispositivos para
estabilizar el comportamiento de una carrocería es descrito en el
documento JP11091526 A presentado por el solicitante de la presente
solicitud, en el que el comportamiento de un vehículo en marcha es
estimado mediante un valor de índice (valor de deriva) basado en la
desviación entre las velocidades real y objetivo de guiñada de la
carrocería. Cuando la estabilidad del comportamiento se deteriora,
el dispositivo aplica fuerzas de frenado a las ruedas
individualmente, dependiendo del grado de deterioro, y genera un
momento de guiñada para recuperar la estabilidad del comportamiento
o desacelera el vehículo, evitando el riesgo de que el vehículo
esté fuera de su trayectoria.
En dispositivos convencionales de control del
movimiento del vehículo como se muestran en dicha publicación, el
estado de cada rueda es considerado menos: el estado de cada rueda
es controlado por otros dispositivos, tal como el sistema de
control ABS (Antilock Braking System = Sistema de Frenado
Antibloqueo), etc. Además, el proceso de control para suprimir un
movimiento indeseable es un control de realimentación negativa, que
empieza en respuesta al deterioro del comportamiento, en el que el
valor de índice real es variado gradualmente hacia un valor de
índice objetivo. Así, el efecto de supresión podría ser tardío o
insuficiente para un deterioro extenso. Además, tal dispositivo de
control de movimiento del vehículo no iniciaría un proceso de
control de comportamiento a no ser que un valor de índice, que
indica la estabilidad/inestabilidad del comportamiento de un
vehículo, se desvíe en gran parte de su valor objetivo aunque un
estado indeseable, tal como bloqueo de rueda o patinaje de rueda,
se produzca en una de las ruedas. Tales estados deteriorados en
cualquiera de las ruedas podría producir fácilmente la
inestabilidad del comportamiento. De este modo, es deseable que esos
sean evitados en conjunción con un proceso de control de movimiento
del vehículo para obtener y mantener la estabilidad de
comportamiento más eficazmente.
En principio, el movimiento de un vehículo que
gira es determinado por las fuerzas de rozamiento entre las ruedas
y las superficies de la carretera. Así, junto con los procesos de
antibloqueo de rueda y antipatinaje de rueda, el comportamiento en
movimiento del vehículo sería estimado y controlado basado en el
estado de cada rueda.
El documento EP 0 949 131A describe un
dispositivo y método para controlar el comportamiento en marcha de
un vehículo según los preámbulos de las reivindicaciones 1 y 40,
respectivamente, usando un momento de guiñada estabilizador
suministrado por un controlador exterior de estabilidad en marcha.
El momento de guiñada estabilizador es obtenido de un equilibrio
entre las fuerzas de frenado aplicadas a las ruedas izquierdas y las
fuerzas de frenado aplicadas a las ruedas derechas. Además, en el
proceso de control, el momento de guiñada estabilizador y un modelo
matemático complejo de neumático acondicionado en deslizamiento nulo
son sintetizados (o sea, añadidos) para formar un momento de
guiñada nominal de la carrocería. Finalmente, la relación de
deslizamiento de las ruedas es controlada mediante ajuste cíclico a
fin de aproximar la diferencia entre el valor nominal y un valor
real del momento de guiñada a las diferencias correspondientes de
esos momentos de guiñada debidas a su diferenciación por la
relación de deslizamiento basada en el modelo de neumático.
Además, el documento EP 0943 515 A describe un
método para controlar el comportamiento de guiñada de un vehículo.
Una fuerza Sw lateral de reacción deseada de la carretera, obtenida
del ángulo de dirección, y una fuerza Uw longitudinal deseada de
reacción de la carretera, obtenida de la presión de frenado, son
limitadas a valores físicamente factibles por medio de un círculo
de rozamiento (véase la Figura 4). Por consiguiente, si el punto A
de intersección definido por Uw y Sw está más allá del círculo de
rozamiento, la fuerza longitudinal de reacción de la carretera y la
fuerza lateral de reacción de la carretera deseadas por el conductor
están limitadas a UB y SB que son definidas por el punto de
intersección del círculo de rozamiento con la línea que conecta el
origen y el punto A. Finalmente la diferencia de control entre una
velocidad de guiñada objetivo y una velocidad de guiñada real es
suministrada al controlador de dirección y a un controlador de freno
que funciona independientemente. Basado en esta desviación de
control en la velocidad de guiñada, el controlador de dirección
genera un ángulo de dirección objetivo mientras que el controlador
de freno genera una presión de frenado objetivo.
El documento EP 0 995 656 A se refiere a un
dispositivo para controlar la guiñada de un vehículo en el que un
momento de guiñada objetivo MM y un momento de guiñada real M son
determinados y un mecanismo generador de momento de guiñada genera
un momento de guiñada estabilizador que es equivalente a la
diferencia entre MM y M. El movimiento objetivo MM es calculado
aritméticamente, por ejemplo a partir de las fuerzas laterales
objetivo Fy1-Fy4 que actúan sobre lasa ruedas
respectivas. Las fuerzas laterales objetivo son recuperadas de un
mapa (Figura 8) que indica las características del neumático
objetivo ideal.
Además, el documento DE 5 480 219 A describe un
método de control para controlar la estabilidad de un vehículo en
el que la velocidad de guiñada necesaria \omega_{soll} es
calculada por una velocidad de guiñada necesaria en estado
permanente \omega_{soll0} (dependiendo del ángulo de dirección y
de la velocidad longitudinal del vehículo) multiplicada por un
factor x de limitación \leq1 que representa el límite físico de
las fuerzas de las fuerzas totales disponibles de neumáticos. Así,
se evita que la velocidad de guiñada objetivo supere los límites
físicos de las fuerzas de neumáticos. Entonces, las presiones de
frenos en las ruedas son modificadas a fin de conseguir la velocidad
de guiñada objetivo \omega_{soll}.
Un objeto de la presente invención es
proporcionar un dispositivo y método para controlar el
comportamiento en marcha de un vehículo basado en el momento de
guiñada generado por la fuerza de reacción de la carretera sobre
cada una de las ruedas, teniendo en cuenta el límite crítico de la
fuerza de reacción de la carretera sobre cada una de las ruedas a
fin de estabilizar eficiente y seguramente la marcha del
vehículo.
Este objeto es conseguido por un dispositivo y
método según las reivindicaciones 1 y 40, respectivamente. Las
realizaciones preferidas son el tema de las reivindicaciones
dependientes.
Según la presente invención, un dispositivo para
controlar el comportamiento en marcha de un vehículo comprende
medios para estimar la fuerza de reacción de la carretera generada
sobre cada una de las ruedas, medios para calcular los momentos de
guiñada alrededor del centro de gravedad (centroide) de la
carrocería generados por las fuerza de reacción de la carretera
sobre las ruedas respectivas, y medios para controlar las fuerzas de
tracción y frenado sobre cada una de las ruedas basados en los
momentos de guiñada a fin de estabilizar la marcha del vehículo. En
este dispositivo, la marcha del vehículo es estabilizada eficiente y
seguramente basada en el momento de guiñada generado realmente por
la fuerza de reacción de la carretera sobre cada rueda monitorizando
las fuerzas de reacción de la carretera sobre las ruedas
respectivas, en lugar de depender de un valor de índice basado solo
en el estado total de marcha del vehículo como en un dispositivo
convencional de control de movimiento.
Para obtener la estabilidad de la marcha del
vehículo, los medios para controlar las fuerzas de tracción y
frenado sobre cada una de las ruedas incluyen unos medios de cálculo
que calculan el momento de guiñada necesario para ser añadido a la
carrocería, y las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de
las ruedas son controladas a fin de generar el momento de guiñada
necesario. El momento de guiñada necesario es calculado basado en el
momento de guiñada generado actualmente por la fuerza de reacción
de la carretera sobre cada una de las ruedas y un momento de
guiñada crítico que puede ser generado mediante el control de las
fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas. Un
modelo teórico de neumático puede ser empleado en el cálculo del
momento de guiñada necesario y las fuerzas objetivo sobre las
ruedas.
Los medios de control de fuerzas de tracción y
frenado pueden ser adaptados para evaluar si el comportamiento del
vehículo que gira es estable o inestable basados en el momento de
guiñada generado realmente por la fuerza de reacción de la
carretera sobre cada rueda. Más específicamente, el momento de
guiñada crítico es definido como el momento de guiñada que puede
ser generado alrededor del centro de gravedad (centroide) de la
carrocería suponiendo que la fuerza de reacción de la carretera es
maximizada mientras que su componente de fuerza longitudinal es
mantenida constante, y la evaluación del comportamiento puede ser
efectuada usando la suma de los momentos de guiñada generados
actualmente por las ruedas delanteras del vehículo y los momentos de
guiñada críticos por las ruedas traseras del vehículo. El momento
de guiñada crítico refleja el límite crítico de la fuerza de
reacción de la carretera sobre una rueda.
Si la suma de los momentos de guiñada está fuera
de un margen predeterminado, puede evaluarse que el vehículo está
en un estado de trompo o en un estado de deriva. El estado de trompo
puede ser definido como un estado donde la magnitud de la suma de
los momentos de guiñada por las ruedas delanteras es mayor que la de
los momentos de guiñada críticos por las ruedas traseras. El estado
de deriva puede ser definido como un estado donde la magnitud de la
suma de los momentos de guiñada por las ruedas delanteras es menor
que la de los momentos de guiñada críticos de las ruedas traseras
mientras que, en las ruedas delanteras, los momentos de guiñada
están próximos a los momentos de guiñada críticos. En la evaluación
anterior, con fines prácticos, pueden ser empleados un valor de
referencia y un adelanto de fase, representado por -
KI\betadr.
Los medios de control de fuerzas de tracción y
frenado también pueden estar adaptados para controlar las fuerzas
de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas a fin de producir
un momento de guiñada de evitación de trompo y un momento de
guiñada de evitación de deriva como el momento de guiñada requerido
para ser añadido a la carrocería a fin de estabilizar la marcha del
vehículo. Estos momentos de guiñada necesarios para ser añadidos a
la carrocería pueden ser calculados a partir de los momentos de
guiñada generados actualmente y los momentos de guiñada críticos
con un valor de referencia de control, designados por -\DeltaMs,
\DeltaMs, -\DeltaMd y \DeltaMd, con fines prácticos. El
momento de guiñada necesario puede ser soportado por una o más de
las ruedas que generarán eficazmente un momento de guiñada que
suprime el trompo o la deriva del vehículo. Con fines prácticos,
cada momento de guiñada necesario soportado por cada rueda puede ser
convertido en una fuerza longitudinal objetivo.
Además, los medios de control de fuerzas de
tracción y frenado también pueden estar adaptados para definir los
límites de marcha normal para la fuerza longitudinal sobre cada una
de las ruedas y para limitar la fuerza longitudinal aplicada a cada
rueda entre los límites, evitando de tal modo el deslizamiento de
cualquiera de las ruedas, tales como los fenómenos de patinaje de
rueda y bloqueo de rueda. Los límites de marcha normales pueden ser
dispuestos individualmente para cada una de las ruedas.
Los medios de control de fuerzas de tracción y
frenado pueden estar provistos de medios para calcular el ángulo de
deslizamiento de cada una de las ruedas; medios para calcular la
carga vertical sobre cada una de las ruedas; y medios para calcular
el coeficientes de rozamiento estático máximo entre cada rueda y la
superficie de carretera en contacto con ella. A partir de estos
parámetros, es posible tener en cuenta el límite crítico de la
fuerza de reacción de la carretera sobre cada una de las ruedas en
el control de la fuerza longitudinal sobre cada una de las ruedas,
de modo que el dispositivo puede controlar eficaz y seguramente las
fuerzas de tracción y frenado sobre cada rueda a fin de estabilizar
la marcha del vehículo junto con los procesos de evitación de
patinaje de rueda y bloqueo de rueda.
Los medios para estimar la fuerza de reacción de
la carretera generada sobre cada una de las ruedas pueden estimar
una fuerza longitudinal y una fuerza lateral sobre cada una de las
ruedas individualmente y, por consiguiente, puede tenerse en cuenta
el estado detallado de la fuerza de reacción de la carretera que
incluye la dirección de la fuerza. Así, es posible controlar más
apropiadamente las fuerzas de tracción y frenado sobre cada
rueda.
Los detalles y las ventajas de la presente
invención serán evidentes en parte e indicados en parte en lo
sucesivo.
En los dibujos adjuntos,
la Figura 1 es una vista esquemática (desde
arriba) que muestra los sistemas de coordenadas, definidos en un
vehículo, usados en la estimación y el cálculo en realizaciones
según la presente invención;
la Figura 2A muestra generalmente el flujo de
parámetros procesados en la Región (A) del control de movimiento de
vehículo de realizaciones según la presente invención;
la Figura 2B muestra generalmente el flujo de
parámetros procesados en la Región (B) del control de movimiento de
vehículo de realizaciones según la presente invención;
la Figura 2C muestra generalmente el flujo de
fuerzas longitudinales objetivo para cada rueda moduladas en la
Región (C) del control de movimiento de vehículo de realizaciones
según la presente invención;
la Figura 3 muestra esquemáticamente un círculo
de rozamiento y los vectores de fuerzas de reacción de la carretera
sobre una rueda (neumático) basada en el "modelo de neumático
Brush";
la Figura 4 muestra esquemáticamente las
definiciones de los vectores de velocidades, longitudinal y lateral,
en cada rueda;
la Figura 5A es un gráfico del coeficiente \mu
de rozamiento en función de la relación \lambda de deslizamiento
compuesto según el modelo de neumático empleado en la presente
invención;
la Figura 5B es un gráfico del coeficiente \mu
de rozamiento en función de la relación \lambda de deslizamiento
compuesto de un neumático real;
la Figura 5C muestra el modo de estimar el
coeficiente \mu_{max} de rozamiento estático máximo mediante la
expresión (3.22);
la Figura 6 muestra esquemáticamente el momento
de guiñada generado por la fuerza de reacción de la carretera,
compuesta por las fuerzas longitudinal y lateral, sobre cada una de
las ruedas de un vehículo durante el giro a la izquierda;
la Figura 7 muestra como definir el momento de
guiñada crítico de una rueda durante el giro a la izquierda;
cada una de las Figuras 8A y 8B muestra un
círculo de rozamiento que indica como definir los límites de marcha
normal en una rueda delantera de un vehículo que gira a la
izquierda;
cada una de las Figuras 9A y 9B muestra un
círculo de rozamiento que indica como definir los límites de marcha
normal en la rueda interior (izquierda) trasera de un vehículo que
gira a la izquierda;
cada una de las Figuras 10A y 10B muestra un
círculo de rozamiento que indica como definir los límites de marcha
normal en la rueda exterior (derecha) trasera de un vehículo que
gira a la izquierda;
cada una de las Figuras 11A y 11B muestra un
círculo de rozamiento que indica como definir los límites de marcha
normal simplificada en una rueda de un vehículo que gira a la
izquierda;
cada una de las Figuras 12A y 12B muestra un
círculo de rozamiento que indica como definir un momento de guiñada
eficaz de la rueda exterior (derecha) delantera de un vehículo que
gira a la izquierda para un proceso de evitación de trompo;
las Figuras 13A y 13B muestran círculos de
rozamiento que indican como definir un momento de guiñada crítico
eficaz de las ruedas interior (izquierda) y exterior (derecha)
traseras, respectivamente, de un vehículo que gira a la izquierda
para un proceso de evitación de trompo;
la Figura 14 muestra un círculo de rozamiento
que indica que la rueda interior (izquierda) delantera no es útil
para un proceso de evitación de trompo;
cada una de las Figuras 15A y 15B muestra un
círculo de rozamiento que indica como determinar, a partir de un
momento de guiñada objetivo, la segunda fuerza longitudinal objetivo
para la rueda exterior (derecha) delantera de un vehículo que gira a
la izquierda en un proceso de evitación de trompo;
las Figuras 16A y 16B muestran círculos de
rozamiento que indican como determinar, a partir de los momentos de
guiñada críticos objetivo, las segundas fuerzas longitudinales
objetivo para la ruedas interior (izquierda) y exterior (derecha)
traseras, respectivamente, de un vehículo que gira a la izquierda en
un proceso de evitación de trompo;
la Figura 17A muestra un círculo de rozamiento
que indica como definir un momento de guiñada crítico eficaz de la
rueda interior (izquierda) delantera de un vehículo que gira a la
izquierda para un proceso de evitación de deriva;
la Figura 17B muestra un círculo de rozamiento
que indica que la rueda exterior (derecha) delantera no es útil para
un proceso de evitación de deriva;
las Figuras 18A y 18B muestran los círculos de
rozamiento que indican como definir los momentos de guiñada críticos
eficaces de las ruedas interior (izquierda) y exterior (derecha)
traseras, respectivamente, de un vehículo que gira a la izquierda
para un proceso de evitación de deriva;
la Figura 19 muestra un círculo de rozamiento
que indica que la fuerza lateral sobre la rueda delantera aumenta
durante un proceso de evitación de deriva;
la Figura 20 muestra los círculos de rozamiento
de las ruedas traseras que indican que las fuerzas laterales sobre
las ruedas traseras aumentan durante un proceso de evitación de
deriva;
las Figuras 21A-C muestran los
círculos de rozamiento que indican como determinar, a partir de los
momentos de guiñada críticos objetivo, las terceras fuerzas
longitudinales objetivo para las ruedas interior (izquierda)
delantera, interior (izquierda) trasera y exterior (derecha)
trasera, respectivamente, de un vehículo que gira a la izquierda en
un proceso de evitación de deriva;
la Figura 22 es un gráfico de la relación del
par del motor en función de la abertura del regulador de gases
(aceleración);
la Figura 23 es una vista esquemática de un
vehículo de tracción en las cuatro ruedas que incluye un dispositivo
de control de movimiento del vehículo de una realización preferida
según la presente invención;
la Figura 24 es un organigrama que muestra una
rutina principal de la operación de control en una realización
preferida según la presente invención;
la Figura 25 es un organigrama que muestra una
subrutina de la operación de control ejecutada en el paso 20 de la
rutina principal;
la Figura 26 es un organigrama que muestra una
subrutina de la operación de control ejecutada en el paso 70 de la
rutina principal;
la Figura 27 es un organigrama que muestra una
subrutina de la operación de control ejecutada en el paso 90 de la
rutina principal;
la Figura 28 es un organigrama que muestra una
subrutina de la operación de control ejecutada en el paso 220 de la
rutina principal;
\newpage
la Figura 29 es un organigrama que muestra una
parte de la rutina principal en la Figura 24 de la operación de
control, derivada desde el paso 30;
la Figura 30A muestra esquemáticamente un tren
de engranajes en un dispositivo central de engranajes de
diferencial;
la Figura 30B muestra esquemáticamente el
equilibrio de par motor en los engranajes del dispositivo central de
engranajes de diferencial;
las Figuras 31A y 31B muestran como obtener la
expresión (3.22) y el resultado de una estimación mediante la
expresión (3.22) cuando el \mu_{max} verdadero es bastante bajo,
respectivamente.
En esta sección se explica primero el concepto
general de la presente invención. Entonces, realizaciones prácticas
de la invención serán descritas posteriormente.
En general, el proceso de control de movimiento
del vehículo según la presente invención estima la fuerza real
aplicada sobre cada rueda o neumático (fuerzas de reacción de la
carretera) y el coeficiente de rozamiento de la carretera en cada
rueda, etc. a partir de estados de marcha del vehículo medidos
realmente, tales como aceleraciones longitudinales y laterales y la
velocidad de guiñada de la carrocería, y después ajusta las fuerzas
longitudinales sobre las ruedas en los valores objetivo respectivos
calculados a partir de los valores estimados y medidos directamente
a fin de evitar estados de bloqueo de rueda y patinaje de rueda y
proporcionar una distribución apropiada de fuerzas de frenado para
las ruedas. Los estados de marcha anormales, o sea el trompo y la
deriva de un vehículo, son monitorizados e impedidos mediante
protocolos originales y únicos de la presente invención. En las
estimaciones de los parámetros reales y los cálculos de los valores
objetivo, un modelo teórico de neumático ("modelo Brush"
típicamente) es empleado junto con ecuaciones convencionales de
movimiento del vehículo. El proceso según la presente invención
puede ser adaptado para sistemas de tracción diferentes tales como
un vehículo de tracción en las cuatro ruedas (4WD), un vehículo de
tracción en las ruedas traseras (por ejemplo, vehículo de motor
delantero y tracción en las ruedas traseras (FR) y un vehículo de
tracción en las ruedas delanteras (por ejemplo, vehículo de motor
delantero y tracción en las ruedas delanteras (FF)).
La Figura 1 muestra los sistemas de coordenadas
definidos en un vehículo que tiene las ruedas delantera izquierda,
delantera derecha, trasera izquierda y trasera derecha 100fl, 100rl,
100rl y 100rr, respectivamente, una carrocería 102, un centroide
(centro de gravedad)104 y una batalla L y un ancho Tr de vía.
Las direcciones X y Y en cada rueda designan las direcciones de la
orientación y del eje de rotación de la rueda, respectivamente. Los
signos de los parámetros son designados como sigue: en una fuerza
longitudinal F_{xi} sobre cada rueda, las fuerzas de tracción y
frenado son definidas como + y -, respectivamente; la aceleración y
la desaceleración longitudinales, designadas por G_{X}, sobre la
carrocería, son definidas como + y -, respectivamente; la fuerza
lateral F_{Yi} sobre cada rueda y la aceleración lateral,
designada por G_{Y}, en la carrocería hacia la izquierda en los
dibujos son definidos como +; los ángulos \beta_{B},
\beta_{i} de deslizamiento de la carrocería y las ruedas, las
velocidades \gamma de guiñada y el ángulo \delta de dirección
son definidos como + en el sentido sinistrorso en los dibujos. En
lo sucesivo, el sufijo i en todos los parámetros indica fl, fr, rl
y rr, indicando valores de las ruedas delantera izquierda, delantera
derecha, trasera izquierda y trasera derecha, respectivamente.
En las descripciones siguientes, se describe
principalmente el proceso durante el giro a la izquierda. El proceso
durante el giro a la derecha es mencionado brevemente en la sección
I-6.
El proceso de control de movimiento del vehículo
consta de las Regiones: (A) mediciones y estimaciones de parámetros
reales, (B) evaluación de la estabilidad/inestabilidad del
comportamiento de un vehículo y (C) cálculos de valores objetivo
para las ruedas (Figura 2).
El flujo de los procesos en la Región (A) es
mostrado generalmente en la Figura 2A. En la Región (A), que emplea
un modelo de neumático y las ecuaciones de movimiento del vehículo
(convencionales), los parámetros físicos de cada rueda necesarios
para los procesos en las Regiones (B) y (C) son estimados a partir
de los parámetros directamente medibles con sensores físicos
apropiados que indican los estados de marcha del vehículo. En la
Figura 2A, los símbolos indican los parámetros tratados en la Región
(A) y las flechas indican los flujos de estos parámetros. La región
(A) será detallada en la Sección I-3.
En la Región (B) mostrada en la Figura 2B, la
estabilidad de comportamiento del vehículo, o sea si el vehículo
está en un estado de giro normal o en estados anormales (estados de
trompo o deriva), es evaluada basada en los momentos de guiñada
generados por las ruedas alrededor del centroide (centro de
gravedad) del vehículo. En los protocolos de evaluación originales
y únicos en la presente invención, la inestabilidad del
comportamiento del vehículo puede ser detectada antes de que ocurra
el trompo o la deriva del vehículo monitorizando el equilibrio de
los momentos de guiñada de las ruedas delanteras y traseras, y la
saturación de las fuerzas de reacción de la carretera sobre las
ruedas. El modo de evaluar el estado del vehículo que gira será
detallado en la Sección I-4.
Como se muestra en la Figura 2C, la región (C)
calcula un valor objetivo para la fuerza longitudinal sobre cada
rueda, usando los parámetros obtenidos en la Región (A). Con
independencia del comportamiento del vehículo, las fuerzas
longitudinales objetivo básicas son determinadas primero en
respuesta a las exigencias del conductor que incluyen la depresión
del pedal de freno (por ejemplo, la presión Pm de cilindro maestro)
y el ángulo \alpha de regulador de gases (o la depresión del
pedal del acelerador, etc.) mientras tiene en cuenta la
distribución apropiada de fuerzas de frenado. Entonces, para
mantener un equilibrio apropiado de las fuerzas longitudinales y
laterales sobre cada rueda mientras se evitan los estados de bloqueo
de rueda y patinaje de rueda (es decir, proceso de antibloqueo y
antipatinaje de rueda), los valores objetivo básicos son modulados
en "primeras" fuerzas longitudinales objetivo. En el estado de
marcha normal, la fuerza longitudinal sobre cada rueda es ajustada
en el primer valor objetivo mediante el ángulo de regulador de gases
(aceleración) o las presiones de frenado. Para la evaluación del
estado de trompo o deriva, los primeros valores objetivo son
modulados además en valores objetivo "segundos" o
"terceros" a fin de producir momentos de guiñada contra esos
estados indeseables, las magnitudes necesarias de cuyos momentos de
guiñada son calculadas basadas en el equilibrio de los momentos de
guiñada estimados de las ruedas delanteras y traseras. El modo de
determinar los valores objetivo será detallado en la Sección
I-5.
La presente invención emplea, junto con una
ecuación de movimiento convencional de un vehículo que gira, un
modelo teórico (mecánico) de neumático, denominado modelo de
"neumático Brush", para obtener las relaciones entre
parámetros mecánicos, tales como el ángulo de deslizamiento y la
relación de deslizamiento, necesarios en el cálculo de los valores
objetivo. Aquí son resumidas las materias teóricas del modelo de
neumático. Discusiones detalladas del modelo son descritas en otra
parte, por ejemplo en "Movimiento y control de automóvil" (p
30, Masato Abe, 1.992, K.K. Sankai-do);
"Generación de fuerzas cortantes en neumáticos durante maniobras
combinadas de dirección y frenado" (J.E. Bernard, L. Segal y
R.E. Wild; artículo de SAE, 770852).
La Figura 3 muestra un diagrama de un modelo de
neumático que indica los vectores F_{XY}, F_{X} y F_{Y} de
las fuerzas de reacción de la carretera aplicados en el centro 112
de un neumático 106 que se desplaza en una dirección 110 con un
cierto ángulo \beta de deslizamiento. El círculo completo mostrado
con una línea fina 118 es un círculo de rozamiento crítico
determinado por \mu_{max} F_{Z}, donde \mu_{max} y
F_{Z} son el coeficiente de rozamiento estático máximo y la carga
vertical sobre el neumático, respectivamente. El vector F_{XY} de
fuerza de reacción de la carretera, compuesto por F_{X}
(longitudinal) y F_{Y} (lateral), se mueve a lo largo de una
línea gruesa 108 cuando varía la relación S de
deslizamiento.
deslizamiento.
La relación S de deslizamiento es definida
por
\vskip1.000000\baselineskip
donde VB designa el componente de
la velocidad 110 de desplazamiento de la rueda en la dirección X de
orientación de la rueda, y VW designa la velocidad de rotación de
la rueda. La relación \lambda de deslizamiento compuesto es dada
por
\vskip1.000000\baselineskip
donde \beta es el ángulo de
deslizamiento, y K_{\beta} y K_{S} son las rigidices lateral y
longitudinal, respectivamente. Entonces, un parámetro adimensional
\xi es definido
por:
\vskip1.000000\baselineskip
Este parámetro \xi indica la relación entre la
fuerza de rozamiento crítica (máxima) y una fuerza elástica generada
sobre el neumático; la fuerza elástica alcanza su fuerza de
rozamiento crítica en \xi = 0.
\newpage
Usando los parámetros antes descritos, la fuerza
longitudinal F_{X} y la fuerza lateral F_{Y} son expresadas
por:
para \xi > 0.
\vskip1.000000\baselineskip
y para \xi <
0,
donde cos\theta = S/\lambda,
sen\theta =
(K_{\beta}/K_{S})tg\beta(1+S)/\lambda.
Como se muestra en el dibujo, la fuerza de
rozamiento compuesta F_{XY} sigue el círculo de rozamiento crítico
desde A a B y desde D a E (correspondiente a \xi \leq 0),
indicando que la fuerza de reacción de la carretera en estos
márgenes alcanza el límite máximo \mu_{max} F_{Z}, o sea, no
hay fuerza mayor disponible. Desde B a C (\xi > 0), el lugar
geométrico de F_{XY} está dentro del círculo crítico, indicando
que una fuerza mayor está disponible aumentando la magnitud del
ángulo de deslizamiento. La curva B a D va más próxima al eje
longitudinal del neumático cuando el ángulo |\beta| de
deslizamiento se hace menor, indicando que la fuerza lateral
disminuye.
Como el vector F_{XY} de fuerza compuesta es
calculado por
F_{XY} =
(F_{X}^{2} +
F_{Y}^{2})^{1/2},
F_{XY} será expresado por
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, F_{X} y F_{Y} pueden ser
expresadas por formas más sencillas como sigue (para cualquier
\xi):
\vskip1.000000\baselineskip
Así, F_{Y} es expresada en función de F_{X}
por:
\vskip1.000000\baselineskip
En lo sucesivo, las fuerzas F_{X} y F_{Y}
determinadas mediante lasa expresiones de este modelo de neumático
son designadas por F_{X\_m} y F_{Y\_m}, F_{XY\_m}.
Los parámetros calculados mediante las
expresiones anteriores para varios puntos en el lugar geométrico de
la fuerza compuesta son resumidos como sigue:
\newpage
Punto
A
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Punto
B
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Punto
C
\newpage
Punto
D
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Punto
E
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Como se describió antes, la región (A)
proporciona los parámetros reales necesarios para la evaluación y el
control del comportamiento del vehículo. Los parámetros siguientes,
cada uno encerrado dentro de un cuadrado en la Figura 2A, son
medidos directamente con sensores físicos apropiados: aceleración
longitudinal G_{X} de la carrocería, aceleración lateral G_{Y}
de la carrocería, velocidad \gamma de guiñada de la carrocería,
ángulo \delta de dirección, velocidades VW_{i} de rotación de
las ruedas y presiones P_{i} de frenado. El ángulo \beta_{B}
de deslizamiento de la carrocería es obtenido de otro dispositivo de
estimación apropiado (por ejemplo, un dispositivo de Control de
Estabilidad del Vehículo (VSC: Vehicle Stability Control)
convencional).
Después, a partir de estos parámetros medidos,
los parámetros siguientes, cada uno encerrado dentro de un círculo
en la Figura 2A, son estimados mediante las ecuaciones de movimiento
del vehículo y/o el modelo de neumático: fuerzas F_{Xi}, F_{Yi}
longitudinal y lateral; cargas verticales F_{Zi}; características
K_{si}, K_{\beta i} del neumático (rigideces longitudinal y
lateral); ángulos \beta_{i} de deslizamiento; relaciones
S_{i} de deslizamiento; coeficientes máximos \mu_{max} de
rozamiento de la carretera; y fuerza matriz (total) D del vehículo.
Los modos de estimar estos valores son descritos en lo
siguiente.
La fuerza longitudinal F_{xi} sobre cada rueda
es expresada con la aceleración VW_{di} de rotación de rueda
mediante la ecuación de movimiento de la rotación de rueda. Teniendo
en cuenta los engranajes de diferencial, la fuerza F_{Xi} sobre
cada rueda es expresada como sigue (véase el Apéndice I para los
cálculos detallados):
donde B_{i} designa la fuerza de
frenado aplicada desde una zapata de freno; I_{Wf} y I_{Wr} son
los momentos de inercia de las ruedas delanteras y traseras;
I_{e} es el momento de inercia del motor; I_{Df} y I_{Dr} son
los momentos de inercia entre el dispositivo central de engranajes
de diferencial y los dispositivos delantero y trasero de engranajes
de diferencial, respectivamente; a es la relación del par motor de
salida aplicado desde el dispositivo central de engranajes de
diferencial al dispositivo delantero de engranajes de diferencial
con respecto al dispositivo trasero de engranajes de diferencial; r
es el radio efectivo del neumático. En las expresiones anteriores,
se supone que las relaciones de engranajes de reducción en el
dispositivo de engranajes de diferencial son uno para simplificar
las expresiones. En cuanto a un vehículo de tracción en las ruedas
traseras, I_{Dr}, I_{Df} y a son iguales a cero. En cuanto a un
vehículo de tracción en las ruedas delanteras, I_{Dr}, I_{Df},
y 1/a son iguales a 0. Las fuerzas B_{i} de frenado son expresadas
con las presiones P_{i} de frenado
por:
donde K_{pf} y K_{pr} son los
factores de conversión (valores negativos) desde las presiones
hidráulicas de cilindros de ruedas a las fuerzas de frenado en las
ruedas delanteras y traseras, respectivamente. Estos factores son
constantes durante la marcha del vehículo y, de este modo, son
obtenibles previamente, por ejemplo de experimentos, etc. Además,
los momentos de inercia y la relación de par motor mostrados en las
expresiones anteriores también son obtenibles previamente a partir
de la estructura de los engranajes de diferencial. El radio
efectivo r es obtenible previamente o a partir de otros método
independientes.
La fuerza longitudinal F_{Xi} sobre cada rueda
se relaciona con otra en la ecuación del movimiento longitudinal del
vehículo (véase la Figura 1), expresada por
donde m designa la masa del
vehículo.
Sustituyendo las F_{Xi} en (3.3) por las
F_{Xi} en (3.1), se obtiene la expresión siguiente,
De este modo, usando esta expresión, las fuerzas
longitudinales F_{Xi} pueden ser expresadas en función de
parámetros conocidos sin la fuerza motriz (de tracción) total D.
En las expresiones (3.1) y (3.4), la VW_{di}
de cada rueda es obtenible de las mediciones de VWi. La suma de las
fuerzas laterales F_{Yfl} + F_{Yfr} es obtenida del proceso
descrito en la sección I-3-2
siguiente. Sin embargo, la estimación de F_{Yi} en la sección
siguiente requiere que las fuerzas longitudinales F_{xi} sean
estimadas aquí. Así, en la expresión anterior se usarán las fuerzas
laterales estimadas en la rutina anterior (el proceso en el control
de movimiento del vehículo es repetido cíclicamente durante la
marcha del vehículo). Alternativamente, la suma F_{Yfl} +
F_{Yfr} es obtenible de la expresión (3.4) si la fuerza motriz
total D es obtenida de una representación del motor.
La fuerza lateral F_{yi} en cada rueda puede
ser expresada en función de las fuerzas longitudinales F_{xi}
obtenidas en la sección I-3-1
anterior y varios valores obtenibles, resolviendo la ecuación de
movimiento lateral del vehículo:
y la ecuación de movimiento de la
rotación del vehículo en el plano
horizontal:
donde I_{B} y \gammad son el
momento de inercia y la aceleración de guiñada de la carrocería,
respectivamente; L es la distancia entre los ejes de las ruedas
delanteras y traseras (la batalla), Lf y Lr son las distancias
entre el centroide (cetro de gravedad) del vehículo y los ejes de
las ruedas delanteras y traseras, respectivamente; Tr es el ancho de
vía del
vehículo.
Suprimiendo las fuerzas laterales traseras
F_{Yrl} y F_{Yrr} de las dos ecuaciones de movimiento
anteriores, se obtiene la expresión siguiente:
Por claridad de la expresión, es descrita
como
donde Ak y Bk son factores de
F_{Yfl} y F_{Yfr}; Ck es el término derecho en la expresión
(3.7). En un vehículo práctico, Ak > 0 y Bk > 0 serán
satisfechas.
Usando la relación de las fuerzas laterales
F_{Yfl}/F_{Yfr} = Dk, F_{Yfl} y F_{Yfr} son expresadas
individualmente como:
La relación Dk de las fuerzas es obtenida por la
relación F_{Yfl\_m}/F_{Yfr\_m} determinada mediante el modelo
de neumático descrito en la Sección I-2. Sin
embargo, como se describió en la Sección I-2,
F_{Yfl\_m}/F_{Yfr\_m} no son obtenibles a no ser que sean
provistos el ángulo \beta_{i} de deslizamiento, la relación
S_{i} de deslizamiento, el coeficiente máximo \mu_{max} de
rozamiento, etc. y estos parámetros requieren que la estimación de
F_{yi} sea efectuada aquí. Así, en la rutina inicial donde el
ángulo \beta_{i} de deslizamiento, la relación S_{i} de
deslizamiento, etc. no están disponibles, Dk es calculada con una
constante positiva apropiada F_{Y0} como un valor inicial.
Entonces, Dk puede ser dada por:
donde Max(x,x',...) indica
que el valor máximo ha de ser seleccionado entre los valores entre
paréntesis.
El uso de una constante apropiada F_{Y0} evita
variaciones no fiables de la relación Dk cuando los valores
absolutos de F_{Y\_m} son pequeños, por ejemplo el vehículo está
marchando en línea recta.
De modo similar, la suma F_{Yrl}+F_{Yrr} es
dada como:
\newpage
Definiendo la relación de estas fuerzas
como:
las fuerzas laterales F_{yrl} y
F_{yrr} son expresadas
como:
Usando las aceleraciones longitudinal G_{X} y
lateral G_{Y} obtenidas de sensores apropiados, la carga vertical
F_{Zi} sobre cada rueda es estimada por:
donde F_{ZV} es el peso del
vehículo; h es la altura del centroide (centro de gravedad) del
vehículo; g es la aceleración de la gravedad; \eta_{f} y
\eta_{r} son las distribuciones de rigideces de balanceo de las
ruedas delanteras y traseras, respectivamente. En estas expresiones,
las características dinámicas de los componentes de cabeceo y
balanceo no son tenidas en cuenta: estas pueden ser reflejadas en
los errores de
estimación.
En una carretera inclinada, disminuyen los
componentes del peso (fuerza) del vehículo perpendiculares a la
superficie de la carretera y por tanto, F_{ZV} en los primeros
términos de las expresiones anteriores debería ser F_{ZV} =
F_{ZV(\theta =0)} cos\theta, donde \theta es el ángulo de
inclinación de la carretera. Sin embargo, en un estado habitual de
marcha, \theta es pequeño y cos\theta \approx 1 y, por tanto,
los primeros términos en las expresiones (3.14) son aproximadamente
válidos. Los términos segundos y terceros en las expresiones son
exactamente válidos porque G_{X} y G_{Y} son medidas con
sensores de inercia e incluyen los componentes del peso paralelos a
la superficie de la carretera.
Las rigideces longitudinal y lateral K_{si} y
K_{\beta i} de cada una de las ruedas son funciones de las
fuerzas compuestas F_{XYi} de la carretera y de las cargas
verticales F_{Zi}, expresadas por:
donde K_{XYS}, K_{ZS}, K_{XY
\beta } y K_{Z \beta} son factores constantes para F_{XYi} y
F_{Zi}, obtenibles previamente de experimentos, etc. Los
resultados obtenidos en las secciones anteriores
I-3-1, -2, -3 son empleados para
F_{XYi} y F_{Zi}. Como se describe después, estas rigideces
K_{Si} y K_{\beta i} de neumático serán usadas para los
cálculos de los ángulos \beta_{i} de deslizamiento y las
relaciones S_{i} de deslizamiento mediante el modelo de
neumático.
El ángulo \beta_{i} de deslizamiento de
rueda es definido como el ángulo incluido entre la dirección de
desplazamiento de la rueda y la dirección de orientación de la rueda
y, por tanto, es expresado por
tg
\beta_{i} =
V_{Yi}/V_{Xi},
donde V_{Xi} y V_{Yi} son los
componentes de velocidad de desplazamiento en las direcciones
paralela y perpendicular al plano de rotación de la rueda,
respectivamente (véase la Figura
4).
Para cada rueda del vehículo, V_{Yi} y
V_{Xi} son dadas por
\vskip1.000000\baselineskip
donde SVB es la velocidad
longitudinal del vehículo y \beta_{B} es el ángulo de
deslizamiento de la
carrocería.
Por consiguiente, el ángulo \beta_{i} de
deslizamiento de cada una de las ruedas es dado por:
Como se describió en la sección
I-2, la relación S_{i} de deslizamiento es dada
por
donde V_{Xi} corresponde a
VB.
\newpage
De este modo, usando las expresiones (3.16), la
relación S_{i} de deslizamiento es dada por:
En las expresiones (3.18) y (3.19), la velocidad
longitudinal SVB del vehículo no es medida directamente sino
estimada mediante el proceso descrito en la Sección
I-3-6 siguientes. Los otros
parámetros son obtenibles previamente o de sensores apropiados
(véase la Figura 2A).
La velocidad longitudinal SVB del vehículo, es
decir, el componente de la velocidad del vehículo en la dirección
de la orientación del vehículo (véase la Figura 4), es estimada a
partir de las fuerzas longitudinal F_{Xi} y lateral F_{Yi} de
la rueda y de las cargas verticales F_{Zi} obtenidas en las
secciones anteriores mediante el modelo de neumático. En el proceso
de estimación aquí, primero, "la relación SK_{i} de
deslizamiento de referencia" es determinada a partir de F_{Xi}
y F_{Yi} para cada rueda y después la velocidad longitudinal
SVB_{i} del vehículo es deducida individualmente para cada rueda.
A partir de estas velocidades SVB_{i}, un valor apropiado es
seleccionado como la velocidad longitudinal SVB más fiable del
vehículo.
Las relaciones SK_{i} de deslizamiento de
referencia son definidas como sigue:
Para una |F_{Xi}| pequeña, SK_{i} =
0
Para una |F_{Xi}| grande y una
|F_{Yi}| pequeña, suponiendo un ángulo \beta_{i} de
deslizamiento = 0, la relación \lambda de deslizamiento compuesto
= |S| = |SK_{i}| y F_{Xy} = |F_{X}| =
\mu_{max}F_{Z} (1 - \xi^{3}). Refiriéndose a la expresión
(2.12) (SK_{i} corresponde a S), SK_{i} es expresada por:
[Notas: En esta expresión, \xi \geq 0 debe
ser satisfecha. Así, al menos una rueda debe ser controlada a fin de
cumplir esta condición. Esto es posible en el proceso descrito
posteriormente].
para |F_{Xi}| y |F_{Yi}|
grandes,
mediante la expresión
(2.12).
De este modo, las velocidades longitudinales
SVB_{i} del vehículo son dadas como:
Estas son obtenidas resolviendo las expresiones
(3.19) con la SK_{i} y las velocidades VW_{i} de rotación de
ruedas resultantes. Entonces, el valor máximo entre las SVB_{i} es
seleccionado como la velocidad longitudinal SVB del vehículo porque
se prevé que el máximo esté más próximo a la SVB real cuando el
vehículo está siendo frenado.
En un vehículo de tracción en las cuatro ruedas,
la relación SK_{i} de deslizamiento de referencia es definida
similar a las durante el frenado excepto para el caso de una
|F_{Xi}| grande y una |F_{Yi}| pequeña, en el que
SK_{i} es dada por
porque SK_{i} debería ser
negativa. Las velocidades longitudinales SVB_{i} del vehículo son
dadas por las mismas expresiones que (3.20), y el valor mínimo
entre las SVB_{i} es seleccionado como la velocidad longitudinal
SVB del vehículo porque se prevé que el mínimo esté más próximo a la
SVB real en este
caso.
En un vehículo de tracción en dos ruedas, se
prevé que una estimación basada en una rueda no motriz sea fiable
porque no son aplicadas a la rueda fuerzas de tracción ni de
frenado. Así, suponiendo que SK_{i} = 0, la velocidad longitudinal
SVB_{i} del vehículo en cada rueda no motriz es dada por:
para un vehículo de tracción en las ruedas
traseras,
y para un vehículo de tracción en
las ruedas
delanteras,
En cada uno de los casos, la velocidad
longitudinal SVB del vehículo es determinada seleccionado la mayor
de estas SVB_{i} o promediando las SVBi.
En algunos de los procedimientos anteriores, los
ángulos \beta_{i} de deslizamiento y los coeficientes de
rozamiento máximos \mu_{max} son necesarios. Sin embargo, los
cálculos de estos parámetros requieren que la velocidad
longitudinal SVB del vehículo sea estimada aquí (véase la Figura
2A). Así, en el ciclo inicial del proceso, un valor inicial
apropiado es dado a cualquiera de esos parámetros, por ejemplo,
SK_{i} = 0, \beta_{i} = 0, etc. En ciclos subsiguientes, los
valores obtenidos en la estimación anterior más próxima serán usados
en cada cálculo.
Según el modelo de neumático descrito en la
Sección I-2, la fuerza de reacción compuesta
F_{xy} de la carretera es dada por
Definiendo el coeficiente de rozamiento estático
\mu_{i}=F_{XYi}/F_{Zi}, la relación de \mu_{i} y la
relación \lambda_{i} de deslizamiento compuesta es mostrada en
la Figura 5A. Como se ve en las expresiones (2.8) y (2.9), se
supone que \mu_{i} es constante para \lambda_{i} grande,
donde \mu_{i} es definido como el coeficiente \mu_{maxi} de
rozamiento estático crítico (o máximo). [En un neumático real,
\mu en función de \lambda debería ser representado como en la
Figura 5B donde \mu tiene un pico. Sin embargo, para la región de
\lambda > \lambda_{pico}, \mu no es afectado porque el
neumático ya habría estado deslizando en esta región. Así, el
modelo presentado aquí es aproximadamente válido].
Refiriéndose a la relación de \mu_{i} en
función de \lambda_{i} mostrada en la Figura 5A, \mu_{max \
i} en cada rueda es estimado por
donde \Delta\mu es una
constante positiva apropiada, (\partial\mu/\partial\lambda)
y (\partial\mu/\partial\lambda)_{\lambda =0} son
las pendientes de la curva \mu_{i}(\lambda) en
\lambda = (el valor actual) y \lambda = 0 (véase la Figura 5C).
[para la explicación detallada de la derivación de la expresión
(3.22), véase el Apéndice
II].
A partir de las expresiones (2.8) y (2.9),
Así, \mu_{maxi} puede ser expresado en
función de \xi, calculado a partir de la carga vertical F_{Zi},
la relación S_{i} de deslizamiento de rueda, el ángulo
\beta_{i} de deslizamiento de rueda y las rigideces K_{si},
K_{\beta i} de neumático obtenidas en las secciones anteriores.
Para obtener \mu_{maxi}, otro \mu_{maxi} es necesario como
un parámetro como se ve por la expresión anterior [\xi es una
función de \mu_{max}]. Así, el valor
\mu_{maxi(n-1)} estimado en el ciclo
anterior es usado en el parámetro.
Cuando \mu no alcanza el \mu_{max}
verdadero, el error de la estimación de \mu_{max} es bastante
grande. Refiriéndose a la Figura 5C, la curva A indica
\mu(\lambda) que es saturado a \mu_{max} (verdadero)
en \lambdae, y la curva B indica \mu_{max} estimado mediante
la expresión (3.22), comenzando desde \Delta\mu en el eje
vertical. Como se ve en esta figura, con \mu en el punto
\lambda1 que no ha sido saturado, \mu_{max} será estimado
como más pequeño que el \mu_{max} verdadero. Sin embargo, la
pendiente ((\partial\mu/\partial\lambda) se hace horizontal
(próxima a cero) cuando \lambda aumenta de modo que el error de la
estimación disminuye y finalmente, después de que \lambda alcanza
\lambdae (o sea, \xi = 0), el \mu_{max} estimado está de
acuerdo con el valor verdadero.
Las relaciones de deslizamiento compuesto de las
ruedas traseras siempre son menores que las de las ruedas
delanteras durante el frenado de un vehículo en un estado de giro
habitual porque las ruedas delanteras son dirigidas y frenadas más
fuertemente que las ruedas traseras y, por tanto, el error del
\mu_{max} estimado es mayor en las ruedas traseras. Para
compensar el error en las ruedas traseras, el \mu_{max} estimado
de las ruedas traseras izquierda y derecha puede ser dispuesto en
los de las ruedas delanteras izquierda y derecha, respectivamente:
\mu_{maxrl} = \mu_{maxfl}, \mu_{maxrr} =
\mu_{maxfr}.
Como se describió en la Sección
I-3-3, F_{Zi} puede incluir un
error derivado de las características dinámicas de los componentes
de cabeceo y balanceo, produciendo error en la estimación de
\mu_{maxi}. Sin embargo, el valor de \mu_{maxi} F_{Zi} es
poco afectado por estas características dinámicas porque
\mu_{max} F_{Zi} es dado por las expresiones (2.8) y
(2.9).
En las secciones descritas anteriormente, son
obtenidos varios parámetros, o sea la relación de deslizamiento, el
ángulo de deslizamiento, el coeficiente de rozamiento máximo, etc.,
para cada una de las ruedas. Así, usando estos, un conjunto de
parámetros en cada punto A, B, C, D, E, etc. en un círculo de
rozamiento puede ser obtenido mediante las expresiones relacionadas
en la Sección I-2. Estos conjuntos de parámetros en
puntos en el círculo de rozamiento serán usados para los cálculos
de valores objetivo en las secciones siguientes. Además, como se
describió antes respecto a la estimación de fuerzas laterales, las
relaciones Dk y Fk de fuerzas son obtenibles ahora mediante el
modelo de neumático con los parámetros estimados en las secciones
anteriores.
La Región (B) evalúa si el comportamiento de un
vehículo que gira es estable o no basada en el equilibrio de los
momentos de guiñada generados por las cuatro ruedas. En el protocolo
de evaluación, el momento real M_{i} de guiñada de giro de
vehículo, generado por la fuerza de reacción de la carretera sobre
cada rueda, es calculado con las fuerzas longitudinal F_{Xi} y
lateral F_{Yi} obtenidas en los procesos de la Región (A).
Asimismo, basado en el modelo de neumático en la sección
I-2, el momento crítico M_{iG} de guiñada de giro
de vehículo es definido como el momento de guiñada que puede ser
generado por una rueda (neumático) si se supone que la fuerza de
reacción de la carretera está saturada mientras mantiene una fuerza
longitudinal F_{Xi} actual para cada rueda. Entonces, comparando
los momentos real y crítico de guiñada, se evalúa si el
comportamiento del vehículo está en el estado normal, de trompo o de
deriva. En lo sucesivo se detalla el protocolo en esta región.
El momento Mi de guiñada de giro del vehículo,
generado actualmente por cada rueda, es calculado con las F_{xi} y
F_{yi} estimadas en la Región (A) por (véase la Figura 6)
Así, el momento de guiñada,
donde I_{B} y \gammad son el
momento de inercia de la carrocería y la aceleración de guiñada,
respectivamente es generado actualmente alrededor del centroide
(centro de gravedad) del
vehículo.
Como se muestra en la Figura 7, mientras
mantiene la fuerza longitudinal F_{Xi} actual sobre una rueda, la
fuerza lateral crítica F_{YiG}, es decir la fuerza lateral al
maximizar la fuerza F_{XYi} de reacción compuesta de la carretera
= \mu_{i}F_{Zi} a \mu_{maxi}F_{Zi}, es dada por
F_{YiG} = (\mu_{maxi}^{2}F_{Zi}^{2} -
F_{Xi}^{2})^{1/2}. Entonces, el momento de guiñada
generado por la fuerza compuesta maximizada F_{XYiG} compuesta
por F_{Xi} y F_{YiG}, sobre cada rueda, definido como "momento
de guiñada crítico", es dado por
El momento de guiñada crítico indica el límite
superior del momento de guiñada que una rueda puede generar
mientras mantiene su fuerza longitudinal actual. Con una fuerza
longitudinal constante, si el ángulo |\beta_{i}| de
deslizamiento (es decir, la fuerza lateral) está destinada a
aumentar para obtener el momento de guiñada más allá del momento de
guiñada crítico, la rueda empezará a deslizar puesto que la fuerza
compuesta F_{XY} no podría superar el círculo de rozamiento
crítico correspondiente. Tal estado de neumático producirá la
inestabilidad de comportamiento.
Cuando la fuerza de reacción de la carretera en
una rueda es saturada al círculo de rozamiento crítico, ninguna
fuerza mayor adicional, o sea ningún momento de guiñada mayor
adicional alrededor del centroide (centro de gravedad) del
vehículo, es obtenible de la rueda (con una fuerza longitudinal
constante). En un vehículo que tiene dos ruedas delanteras y dos
ruedas traseras y que gira a lo largo de una trayectoria curva, si
las fuerzas de reacción de la carretera sobre las ruedas traseras
han alcanzado los círculos de rozamiento críticos respectivos (o
sea, los momentos de guiñada han alcanzado los momentos de guiñada
críticos) y la suma de los momentos de guiñada generados por las
dos ruedas delanteras es mayor que la de los generados por las
ruedas traseras, la parte posterior del vehículo deslizará hacia
fuera desde la trayectoria curva. Este estado de deslizamiento es
definido como estado de trompo. Por otra parte, si la suma de los
momentos de guiñada generados por las ruedas delanteras alcanza su
valor crítico, ninguna fuerza mayor adicional es obtenible
dirigiendo las ruedas delanteras (la pérdida de controlabilidad por
dirección). Por tanto, la parte frontal del vehículo no puede girar
más hacia dentro y tiende a desviarse hacia fuera desde la
trayectoria curva. Este estado es definido como estado de
deriva.
Cuantitativamente, el momento de guiñada actual
de una carrocería, como se describió antes, es dado por la expresión
(4.2):
I_{B}\cdot\gammad = M_{fl}
+ M_{fr} + M_{rl} +
M_{rr},
donde M_{fl}, M_{fr} > 0 y
M_{rl}, M_{rr} < 0 durante el giro a la izquierda. Si
I_{B}\cdot\gammad es mayor que los momentos de guiñada
obtenibles adicionales de las ruedas traseras, |M_{rlG} +
M_{rrG}-M_{rl} - M_{rr}|, mientras que los
momentos de guiñada actuales M_{fl} + M_{fr} de las ruedas
delanteras son mantenidos, es
decir,
la parte posterior de la carrocería
empezará a deslizar cuando el momento de guiñada generado por las
ruedas traseras alcanza su valor crítico, produciendo el estado de
trompo. Esto es porque los momentos de guiñada de las ruedas
delanteras tienden a hacer girar la carrocería más allá del límite
crítico de las ruedas
traseras.
Por otra parte, si el momento de guiñada
obtenible adicional M_{flG} + M_{frG} - M_{fl} - M_{fr} de
las ruedas delanteras es pequeño mientras que
I_{B}\cdot\gammad (\geq 0) es menor que los momentos de
guiñada obtenibles adicionales |M_{rlG} + M_{rrG} -
M_{rl}-M_{rr}| para las ruedas traseras, o
sea,
mientras aumentan los ángulos
|\beta_{i}| de deslizamiento de
ruedas,
la velocidad de guiñada de la carrocería será
fijada cuando el momento de guiñada generado por las ruedas
traseras sea igual que el generado por las ruedas delanteras, o sea
I_{B}\cdot\gammad = 0. Esto es porque el momento de guiñada
de la carrocería ya ha sido incontrolable dirigiendo las ruedas
delanteras. Por consiguiente, el vehículo no puede seguir una
trayectoria curva más hacia dentro, produciendo el estado de
deriva.
De este modo, el trompo o la deriva de la
carrocería puede ser detectado o predicho a partir de si la
condición (4.4) o (4.5) es satisfecha o no.
\vskip1.000000\baselineskip
En el protocolo del proceso, el valor de índice
es definido como
M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} -
KI\betad_{r}
donde - KI\betad_{r} permite un
adelanto de fase; \betad_{r} es la velocidad angular de
deslizamiento de las ruedas traseras; KI es una constante positiva;
y
Así, cuando el valor de índice satisface:
\hskip0.5cm[correspondiente a la expresión (4.4)],
donde \DeltaMs es una constante
positiva pequeña apropiada, el comportamiento es evaluado en el
estado de
trompo.
\vskip1.000000\baselineskip
Cuando el valor de índice satisface:
\hskip0.9cm[correspondiente a la expresión (4.5)],
donde \DeltaMd es una constante
positiva pequeña apropiada, Kf es un factor positivo apropiado de
0,8-0,9, el comportamiento es evaluado en el estado
de deriva según I_{B}\cdot\gammad \geq
0.
Si ni el estado de trompo ni el estado de deriva
son detectados en lo anterior, el comportamiento es evaluado en el
estado normal.
En el valor de índice antes mencionado, el
adelanto de fase - KI\betad_{r} puede ser suprimido. Para tener
en cuenta el adelanto de fase en el valor de índice más
exactamente,
- [d(M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG})/dt] para la evaluación de trompo,
\vskip1.000000\baselineskip
- [d(M_{flG} + M_{frG} + M_{rlG} + M_{rrG})/dt] para la evaluación de deriva
debería ser usado como una
variable. Sin embargo, como el cálculo de estas magnitudes es
demasiado complicado, -KI\betad_{r} es usado como
aproximación.
En lo anterior, debería observarse que como el
comportamiento del vehículo es evaluado a partir de los equilibrios
de los momentos de guiñada real y crítico, la presente invención
puede detectar (o predecir) y evitar eficientemente las
anormalidades de comportamiento antes de esos casos reales.
La velocidad angular \betad_{r} de
deslizamiento de las ruedas traseras, usada para el valor de índice
para la evaluación del comportamiento del vehículo, es obtenida como
sigue [aquí la diferencia entre las ruedas derecha e izquierda es
despreciada (Tr = 0)]. El ángulo \beta_{r} de deslizamiento de
las ruedas traseras es dado por
tg\beta_{r}
=
tg\beta_{B}-Lr\cdot\gamma/V_{X}
donde V_{X} es la velocidad
longitudinal de la carrocería. Suponiendo que V_{X} = constante,
la derivada respecto al tiempo de esta expresión es expresada
por
dtg\betar/dt
= dtg\beta_{B}/dt-Lr
\gammad/V_{X}
\newpage
El ángulo \beta_{B} de deslizamiento y su
derivada respecto al tiempo son dados por
donde V_{Y} es la velocidad
lateral de la carrocería. En la última expresión, es usada la
relación G_{Y} = V_{Y}d + V_{X}\gamma, donde V_{Y}d es la
derivada de V_{Y} respecto al tiempo. Así, la velocidad angular
de deslizamiento de las ruedas traseras es expresada
por
\vskip1.000000\baselineskip
SVB obtenida en la Sección
I-3-6 es sustituida por V_{X}.
\vskip1.000000\baselineskip
Como se muestra en la Figura 2C, la región (C)
calcula primero la fuerza longitudinal objetivo para cada rueda en
respuesta al resultado de la región (B) y ajusta las fuerzas
longitudinales reales de las ruedas en las fuerzas objetivo
respectivas mediante un sistema de frenado y/o un sistema de motor y
tracción.
En esta región se calculan los valores objetivo
siguientes:
- (1)
- Fuerzas longitudinales objetivo básicas determinadas a partir de las exigencias del conductor, tal como la depresión del pedal del freno, la abertura del ángulo del regulador de gases (aceleración) o la depresión del pedal del acelerador.
- (2)
- Primeras fuerzas longitudinales objetivo determinadas modulando las fuerzas objetivo básicas basadas en los límites del estado de marcha normal. Los límites del estado de marcha normal son definidos a fin de mantener un equilibrio apropiado de las fuerzas longitudinales y laterales mientras evitan los estados de patinaje de rueda y bloqueo de rueda.
- (3)
- Segundas fuerzas longitudinales, determinadas modulando las primeras fuerzas objetivo a fin de evitar y/o suprimir apropiadamente el estado de trompo si es detectado.
- (4)
- Terceras fuerzas longitudinales objetivo, determinadas modulando las primeras fuerzas objetivo a fin de evitar y/o suprimir apropiadamente el estado de deriva si es detectado.
Esta fuerzas objetivo son calculadas usando lo
parámetros obtenidos en la región (A) mediante el modelo de
neumático descrito en la sección I-2.
Al controlar las fuerzas longitudinales reales,
las primeras fuerzas objetivo son seleccionadas en respuesta a la
evaluación del estado de marcha norma; en respuesta a las
evaluaciones de los estados de trompo y de deriva, las fuerzas
objetivo segundas y terceras son seleccionadas, respectivamente [a
no ser que se observe de otro modo, véase la sección
I-5-5]. Entonces, los valores de las
fuerzas objetivo seleccionadas son convertidos en las presiones
objetivo de frenado y/o las aberturas objetivo de regulador de gases
(aceleración) correspondientes.
En lo sucesivo se detallan los procesos en esta
región.
\vskip1.000000\baselineskip
La fuerza longitudinal objetiva básica para cada
rueda refleja directamente la exigencia del conductor de hacer
avanzar o frenar su vehículo. Representando por F_{XVB} la fuerza
de frenado objetivo (total) de la carrocería, por ejemplo
correspondiente a la depresión del pedal de freno, y por D la fuerza
motriz objetivo (total) de la carrocería, por ejemplo
correspondiente a la abertura del regulador de gases (aceleración) o
a la depresión del pedal de acelerador, la fuerza longitudinal
(total) de la carrocería es dada como
\vskip1.000000\baselineskip
\newpage
La fuerza de frenado objetivo total puede ser
obtenida a partir de la presión P_{m} en el cilindro maestro que
es convertida con un factor K_{pm} apropiado por
La fuerza motriz objetivo D puede ser obtenida
por
donde \alpha designa la magnitud
de la depresión del pedal del acelerador y K_{\alpha} un factor de
conversión [debería observarse que cuando se usa un freno de motor,
D <
0].
Entonces, durante el frenado, o sea F_{XV}
< 0, la fuerza longitudinal objetivo total es distribuida a cada
rueda con una relación de distribución proporcional a la carga
vertical F_{Zi} correspondiente (obtenida en la sección
I-3-3) como:
donde F_{Xi0} designa las fuerzas
longitudinales objetivo
básicas.
Por otra parte, durante la tracción (sin
frenado), suponiendo que la fuerza motriz es aplicada directamente a
las ruedas, las fuerzas objetivo básicas F_{Xi0} son determinadas
como:
para un vehículo de tracción en las cuatro
ruedas,
para un vehículo de tracción en las
ruedas
traseras
para un vehículo de tracción en las
ruedas
delanteras
Las fuerzas objetivo básicas descritas en la
subsección anterior proporcionan una distribución apropiada de
fuerzas de frenado/tracción basada en la exigencia del conductor.
Sin embargo, una exigencia excesiva del conductor producirá estados
de patinaje de rueda o bloqueo de rueda. Además, como se ve a partir
del modelo de neumático en la sección I-2, la
variación en la fuerza longitudinal puede producir la reducción en
la fuerza lateral correspondiente, produciendo la pérdida de la
capacidad de giro del vehículo. Así, en esta región se introducen
los límites de marcha normal (límites superior e inferior) y, si la
fuerza objetivo básica supera cualquiera de los límites de marcha
normal, la fuerza objetiva es modulada al límite. Los valores
objetivo a través de este proceso de modulación son definidos como
"primeras" fuerzas longitudinales objetivo designadas por
F_{Xi1}. Por tanto, la fuerza longitudinal real sobre cada rueda
es ajustada en esta primera fuerza objetivo entre los límites
opuestos de marcha normal (a no ser que se evalúe el estado de
trompo).
\newpage
Los límites de marcha normal son determinados
individualmente para cada rueda, dependientes de los ángulos
\beta_{i} de deslizamiento. Aquí, se explica primero el modo
general de determinar los límites, después serán detallados los de
casos individuales.
Las Figuras 8A y 8B muestran círculos de
rozamiento similares al de la Figura 3 para ángulos
|\beta_{i}| de deslizamiento pequeño y grande,
respectivamente. Debería observarse que, en principio, el vector
F_{XYi} de fuerza compuesta sería movible entre los puntos A y E
por la variación de la fuerza longitudinal F_{X}. Como se ve en
la Figura 8A, si el ángulo |\beta_{i}| de deslizamiento es
pequeño, la fuerza lateral F_{Yi} es menos variada por la
variación de la fuerza longitudinal F_{Xi} de modo que, en este
caso, la fuerza longitudinal F_{Xi} puede ser variada
ampliamente. Sin embargo, como el patinaje de rueda y el bloqueo de
rueda ocurrirían en los puntos A y E, respectivamente, los límites
de marcha normal deberían ser definidos en puntos más próximos al
centro del neumático, por ejemplo en B y D (donde \xi = 0),
evitando de tal modo el patinaje y el bloqueo de rueda (procesos de
antipatinaje y antibloqueo de rueda).
Para un ángulo |\beta_{i}| de
deslizamiento grande como se muestra en la Figura 8B, F_{Yi} es
variada en gran parte dependiendo de F_{Xi} de modo que los
límites de marcha normal deberían ser definidos en los puntos F y G
por ejemplo a fin de mantener una cierta magnitud de la fuerza
lateral F_{Yi} mientras se satisface la exigencia del conductor
en cierto grado. [Ambos puntos B y D se mueven hacia el eje de
rotación del neumático cuando el ángulo |\beta_{i}| de
deslizamiento aumenta. Si los límites de marcha normal están
dispuestos en los puntos B y D en todo el margen del ángulo de
deslizamiento, la fuerza longitudinal objetivo sería limitada
dentro de un margen demasiado pequeño para un ángulo grande de
deslizamiento, de modo que la orden del conductor no podría ser
reflejada en el valor objetivo].
Para determinar si el ángulo |\beta_{i}|
de deslizamiento es grande o pequeño y para definir los límites de
marcha normal para un ángulo grande de deslizamiento, puntos de
índice son introducidos como son mostrados por los puntos F y G en
las Figuras 8A y 8B. Si los puntos B y/o D, donde \xi = 0, están
situados fuera del arco definido entre F y G (Figura 8A), el ángulo
|\beta_{i}| de deslizamiento correspondiente es evaluado
como pequeño y los límites de marcha normal son definidos por los
puntos B y/o D. Si los puntos B y/o D están entre los puntos F y G
(Figura 8B), el ángulo |\beta_{i}| de deslizamiento
correspondiente es evaluado como grande y los límites de marcha
normal son definidos por los puntos F y G.
Las definiciones de los límites de marcha normal
y las determinaciones de las primeras fuerzas longitudinales
objetivo para casos individuales son detalladas a continuación [Los
valores de las fuerzas en los puntos B y D son mostrados en la
sección I-2].
Los puntos F y G de índice son definidos por la
anchuras F_{1} y F_{2} que son determinadas por
donde K_{FXf} es una constante
positiva apropiada de, por ejemplo, 0,4. F_{1} y F_{2} son
tomadas a lo largo de la dirección longitudinal de la carrocería.
Los límites de marcha normal y las primeras fuerzas longitudinales
F_{Xfl1} y F_{Xfr1} son determinadas como
sigue:
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras:
Notas: Las ruedas delanteras del vehículo de
tracción en las ruedas traseras no son motrices de modo que
F_{Xi1} < 0. Por consiguiente, el límite superior es dispuesto
en el punto C. En las expresiones de F_{Xfl1} y F_{Xfr1},
representan las fuerzas
longitudinales objetivo de antibloqueo de
rueda.
\newpage
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras y un vehículo de cuatro ruedas:
representan fuerzas longitudinales
objetivo de antipatinaje de
rueda.
Los puntos H y G de índice son definidos. El
punto G es definido por la anchura F_{2} expresada por
donde K_{FXr} es una constante
positiva apropiada de, por ejemplo, 0,4. El punto H es definido como
se muestra en las figuras, donde el vector F_{XY} de fuerza
compuesta es perpendicular al brazo 124 de momento entre el
centroide (centro de gravedad) 104 de la carrocería y el centro 122
de neumático (el punto de actuación de la fuerza). De este modo, el
momento de guiñada inverso máximo de giro del vehículo es obtenido
en el punto H. Los límites de marcha normal y las primeras fuerzas
longitudinales F_{Xfl1} y F_{Xfrl} son determinadas como
sigue:
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras:
Nota: La rueda trasera del vehículo de tracción
en las ruedas delanteras no es motriz de modo que F_{Xi}1 < 0.
Por consiguiente, el límite superior es dispuesto en el punto C. En
la expresión de F_{Xrl1},
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antibloqueo de
rueda.
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras y un vehículo de cuatro ruedas:
Durante el frenado: idéntico que en el vehículo
de tracción en las ruedas delanteras;
Durante la ausencia de frenado:
Nota: Durante la ausencia de frenado,
F_{Xfl}>0 de modo que el límite inferior es definido en C.
representa una fuerza longitudinal
objetiva de antipatinaje de
rueda.
\vskip1.000000\baselineskip
Los puntos F y J de índice son definidos. El
punto F es definido por la anchura F_{1} expresada por
donde K_{FXr} es una constante
positiva apropiada de, por ejemplo, 0,4. El punto J es definido
donde el vector F_{XY} de fuerza compuesta es perpendicular al
brazo 134 de momento entre el centroide (centro de gravedad) 104 de
la carrocería y el centro 132 del neumático. Así, el momento de
guiñada inverso máximo de giro del vehículo es obtenido en el punto
J. Los límites de marcha normal y las primeras fuerzas
longitudinales F_{Xfl1} y F_{Xfr1} para cada caso son
determinados como
sigue:
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras:
Nota: La rueda trasera del vehículo de tracción
en las ruedas delanteras no es motriz de modo que F_{Xil} < 0.
Por consiguiente, el límite superior es dispuesto en el punto C. En
la expresión de F_{Xrrl},
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antibloqueo de
rueda.
\vskip1.000000\baselineskip
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras y un vehículo de cuatro ruedas:
Durante el frenado: idéntico que en el vehículo
de tracción en las ruedas delanteras;
Durante la ausencia de frenado:
Nota: Durante la ausencia de frenado F_{Xfr}
> 0 de modo que el límite inferior es definido en C.
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antipatinaje de
rueda.
\newpage
En los protocolos anteriores, los puntos de
índice son determinados individualmente para las ruedas respectivas.
Con el fin de simplificar el cálculo de las primeras fuerzas
objetivo, los puntos F y G de índice pueden ser definidos
comúnmente en todas las ruedas por las anchuras F_{1} y F_{2}
tomadas a lo largo de la dirección longitudinal (orientación) de
cada rueda como se muestra en las Figuras 11A y 11B. Las anchuras
F_{1} y F_{2} son definidas como:
Así, los límites de marcha normal y las primeras
fuerzas longitudinales F_{Xil} y F_{Xil}(i=fl,fr,rl y rr)
pueden ser determinados como sigue:
\vskip1.000000\baselineskip
Durante el frenado:
\vskip1.000000\baselineskip
Durante la ausencia de frenado:
\vskip1.000000\baselineskip
Para mejorar la controlabilidad de las fuerzas
F_{XBi}, F_{XDi} en los puntos B y D que aparecen en las
expresiones anteriores, pueden ser modificadas con un término de la
diferencia entre una relación de deslizamiento objetivo y una
relación de deslizamiento real, como sigue:
En las descripciones siguientes, estos valores
serán designados simplemente por F_{XD} y F_{XB}.
\vskip1.000000\baselineskip
En la presente invención, al detectar el estado
de trompo, la primera fuerza objetivo F_{Xi1} para cada rueda
será modulada a la "segunda" fuerza objetivo F_{Xi2} para
suprimir el estado de trompo, donde un momento de guiñada adicional
será generado en el sentido opuesto a la rotación actual del
vehículo alrededor de su centroide (centro de gravedad). Durante el
giro a la izquierda, un momento de guiñada en sentido dextrorso
debería ser producido por cualquiera de las ruedas.
Como se describió en la sección
I-4, en la presente invención, el estado de trompo,
la tendencia al trompo más estrictamente, es detectado cuando el
valor de índice satisface:
M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betad_{r} > -
\DeltaMs.
\newpage
Así, para suprimir esta tendencia al trompo, un
momento Mns de guiñada de control, en el sentido contra el trompo,
es generado por las ruedas a fin de satisfacer:
donde Mns debería ser distribuido a
las ruedas a fin de
satisfacer
M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betad_{r} \leq-
\DeltaMs
después de un proceso de
control.
Debería observarse que, en el valor de índice,
las magnitudes de los momentos de guiñada para las ruedas delanteras
son valores reales mientras que los de las ruedas traseras no son
valores reales sino críticos. De modo correspondiente, un valor
objetivo para un valor real o un valor crítico debería ser calculado
para cada rueda.
En el proceso descrito aquí, un momento de
guiñada objetivo a ser generado por cada rueda es calculado primero
basado en el concepto descrito anteriormente. Después, la segunda
fuerza longitudinal objetivo F_{Xi2} para cada rueda es obtenida a
partir del momento de guiñada objetivo.
En lo siguiente, se describen primero los modos
de calcular los parámetros necesarios para calcular el momento de
guiñada objetivo. Después, se describen los modos de determinar el
momento de guiñada objetivo para cada rueda. Finalmente, se
describe el modo de convertir los momentos de guiñada objetivo en
las segundas fuerzas longitudinales objetivo F_{Xi2}.
Aquí solo se proporcionan los momentos de
guiñada para las ruedas delanteras porque los de las ruedas traseras
no son usados en el cálculo siguiente.
Las fuerzas laterales F_{Yil} correspondientes
a las primeras fuerzas longitudinales objetivo F_{Xi1} son
calculadas como sigue:
Si |F_{XDi}| es pequeña, o sea el ángulo
|\beta_{i}| de deslizamiento es grande (véase la Figura
8B).
Si |F_{XDi}| es grande, o sea el ángulo
|\beta_{i}| de deslizamiento es pequeño (véase la Figura
8A), mediante la expresión (2.12) del modelo de neumático (véase la
sección I-2):
para F_{Xil} < 0,
Para F_{Xil}=0:
donde F_{XYil} = \mu_{max}
F_{Zi} (1 - \xi^{3}) en
S=0.
\newpage
para F_{Xil} > 0:
Así, los momentos de guiñada generados por estas
fuerzas son dados por
Los momentos de guiñada críticos que pueden ser
generados por las ruedas con las primeras fuerzas longitudinales
objetivo F_{Xi1}, designados por M_{iG1} son calculados como
sigue:
donde F_{YiG1} =
(\mu_{maxi}^{2} F_{Zi}^{2} -
F_{Xil}^{2})^{1/2}.
Para la definición de "momento de guiñada
crítico", véase la Sección
I-4-2.
\vskip1.000000\baselineskip
Aquí, solo se muestran las magnitudes para las
ruedas traseras porque las de las ruedas delanteras no son usadas en
el cálculo siguiente.
Los momentos de guiñada críticos por la ruedas
en F_{Xi} = 0, o sea F_{Yi} = \mu_{max} F_{Zi}, designados
por M_{iG0}, son calculados como sigue:
Aquí se introduce el "momento de guiñada
eficaz" contra el trompo para cada rueda. El momento de guiñada
eficaz para cada rueda es definido como el momento de guiñada de
magnitud máxima en el sentido de suprimir el estado de trompo, en
otras palabras, el más eficaz para satisfacer la expresión (5.16).
Este momento de guiñada eficaz define el límite superior de la
magnitud del momento de guiñada objetivo para cada rueda, utilizable
para distribuir el momento Mns de guiñada de control a las
ruedas.
Como se describió antes, en la expresión (5.16),
los momentos de guiñada a ser controlados para las ruedas
delanteras son valores reales M_{fl}, M_{fr}, mientras que los
de las ruedas traseras son valores críticos M_{rlG}, M_{rrG}.
Así, los momentos de guiñada eficaces son definidos de modo
correspondiente. El momento de guiñada para suprimir el trompo es
siempre negativo durante el giro a la izquierda, así que el momento
de guiñada eficaz contra el trompo será designado por
"M_{i}_min" o "M_{iG}_min" en las descripciones
siguientes.
El momento de guiñada eficaz (crítico) contra el
trompo para cada rueda es definido como sigue:
Cuando \beta_{f} \leq 0, o sea las ruedas
delanteras son dirigidas en el sentido idéntico al sentido de giro
actual (hacia la izquierda) como se muestra en la Figura 12A, se
prevé que el vector F_{XY} de fuerza compuesta esté presente
entre los puntos B y D bajo el control en estado de marcha normal
(véase la sección I-3) y sea movible entre los
puntos A y E cambiando la fuerza longitudinal F_{X}. Así, un
vector de fuerza compuesta entre los puntos D y E producirá
efectivamente el momento de guiñada que suprime más eficazmente el
estado de trompo, y el momento de guiñada mínimo (máximo en el
sentido dextrorso) puede ser generado por el vector compuesto en el
punto E como
donde F_{Xfr} =- \mu_{maxfr}
F_{Zfr}
cos\beta_{fr}.
Sin embargo, en el punto E se produciría un
bloqueo de rueda. Para evitar esto, limitando la relación de
deslizamiento a un valor S_{max} apropiado, y así la fuerza
longitudinal correspondiente F_{Xfr} a
donde
409
Así, el momento de guiñada eficaz contra el
trompo es dado por
donde F_{Yfr}_min =
(\mu_{maxfr}^{2} F_{Zfr}^{2} -
F_{Xfr}_min^{2})^{1/2}.
Cuando \beta_{f} > 0, o sea las ruedas
delanteras son dirigidas en el sentido inverso al sentido de giro
actual (hacia la izquierda) como se muestra en la Figura 12B, el
punto que genera el momento de guiñada eficaz es variado
dependiendo de la magnitud del ángulo |\beta_{i}| de
deslizamiento:
Si
F_{XDfr}\geq-\mu_{maxfr}F_{Zfr}\cdotsen(arctg(Tr/2Lf)+\delta),
o sea |\beta_{i}| es grande, donde el punto D está por
encima del punto J en el que el vector de fuerza compuesta esta
dirigido perpendicular al brazo de momento, el momento de guiñada
eficaz es dado por el punto J por:
Si
F_{XDfr}<-\mu_{maxfr}F_{Zfr}\cdotsen(arctg(Tr/2Lf)+\delta),
o sea |\beta_{i}| es pequeño, donde el punto D está por
debajo del punto J como se muestra en la Figura 12B, el momento de
guiñada eficaz es dado en el punto D por
donde F_{YDfr} =
(\mu_{maxfr}^{2}F_{Zfr}^{2}-F_{XDfr}^{2})^{1/2}.
Como se en las Figuras 12A y 12B, el momento de
guiñada eficaz es obtenido aplicando una fuerza de frenado. Debería
observarse que, en el control real de suprimir el trompo, el momento
de guiñada de la rueda exterior delantera será ajustado entre
M_{fr1} y M_{fr}_min.
Refiriéndose a la Figura 13A, durante el frenado
del vehículo, o sea cuando el vector de fuerza compuesta debería
estar en el cuadrante inferior izquierdo, el momento de guiñada
"crítico" eficaz es dado por el vector de fuerza compuesta en
el punto I. Así,
(el momento de guiñada crítico en
F_{Xrl} = 0 descrito
anteriormente).
Durante la ausencia de frenado, o sea cuando el
vector de fuerza compuesta debería estar en el cuadrante superior
izquierdo, el momento de guiñada crítico eficaz es dado por el
vector de fuerza compuesta en el punto H donde la fuerza compuesta
está dirigida perpendicular al brazo 124 de momento. Así,
Refiriéndose a la Figura 13B, el momento de
guiñada "critico" eficaz es obtenido por el vector de fuerza
compuesta en el punto J. Así,
Refiriéndose a la Figura 14, si el vector de
fuerza compuesta está dirigido al intervalo entre D y E, el momento
de guiñada generado actualmente por la rueda delantera será
reducido. Sin embargo, el sentido del momento de guiñada no es
invertido de modo que solo se obtiene un efecto pequeño. Así, no se
efectuará la modulación del valor objetivo para esta rueda.
Son posibles varios modos de distribuir el
momento Mns de guiñada (control) necesario, cada uno de cuyos modos
produce un efecto diferente sobre el comportamiento subsiguiente del
vehículo. En lo siguiente se detallan los modos de distribuir Mns y
los efectos respectivos. El momento de guiñada real o crítico
objetivo para cada rueda es designado por M_{i2} o M_{iG2},
respectivamente.
Para obtener el momento de guiñada que suprime
el trompo durante el frenado de un vehículo, las fuerzas de frenado
deberían ser aumentadas en la rueda exterior delantera y reducida en
las ruedas traseras. El aumento de la fuerza de frenado en la rueda
delantera reduce el rendimiento funcional de giro pero mejora el
rendimiento funcional de frenado. Por otra parte, la reducción en
la fuerza de frenado conduce al mejorar el rendimiento funcional de
giro mientras deteriora el rendimiento funcional de frenado. Así, el
modo de distribuir los momentos de guiñada a las ruedas es
determinado por el rendimiento funcional preferido en el
comportamiento del vehículo. Además, como se describió antes, el
modo de distribuir debería estar adaptado a la magnitud del momento
Mns de guiñada a ser generado adicionalmente.
A continuación se describen varios modos de
distribuir el momento Mns de guiñada de control. Prácticamente, a
partir de estos modos, uno cualquiera preferido será seleccionado.
En el proceso descrito aquí, el momento de guiñada para cada rueda
es controlado tal que a ninguna de las ruedas es aplicada una fuerza
motriz (o sea, la fuerza longitudinal es limitada dentro del
cuadrante inferior (izquierdo) en un círculo de rozamiento) para
obtener seguramente un efecto de frenado. Así, M_{rlG}_min =
M_{rlG0}.
Si el momento Mns de guiñada de control puede
ser obtenido solo de la rueda trasera, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
\vskip1.000000\baselineskip
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
De otro modo, o sea
\vskip1.000000\baselineskip
donde los momentos de guiñada
críticos eficaces para las ruedas traseras deberían ser usados
completamente aunque compensados con el momento de guiñada eficaz
para la rueda delantera, el momento de guiñada total del vehículo
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
\newpage
El momento Mns de guiñada de control es
distribuido a cada una de tres ruedas en una relación proporcional
al momento de guiñada disponible adicional correspondiente (la
diferencia M_{i}_min_M_{i1} entre el momento de guiñada eficaz
y el primer momento de guiñada objetivo), mejorando de tal modo el
rendimiento funcional de frenado debido al peso incrementado del
efecto de una fuerza de frenado añadida por la rueda delantera. Así,
el momento de guiñada total del vehículo puede ser expuesto
como:
Entonces, como el factor es expresado por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
Si el momento Mns de guiñada de control puede
ser obtenido solo de la rueda delantera, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\newpage
De otro modo, o sea
donde el momento de guiñada eficaz
para la rueda delantera debería ser usado completamente aunque
compensado con los momentos de guiñada críticos eficaces para las
ruedas traseras, el momento de guiñada total del vehículo debería
ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
\vskip1.000000\baselineskip
Los modos de distribuir el momento Mns de
guiñada son diferentes dependiendo de los tipos de tracción del
vehículo.
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras, para obtener el momento de guiñada que suprime un estado
de trompo, la fuerza de frenado sobre la rueda exterior delantera
debería ser aumentada; la fuerza motriz debería ser reducida o la
fuerza de frenado ser aumentada en las ruedas traseras. Sin embargo,
el aumento en la fuerza de frenado sobre la rueda delantera reduce
el rendimiento funcional de giro porque la fuerza lateral sobre la
rueda delantera es reducida como se muestra en la Figura 12A. Así,
la supresión del estado de trompo es efectuada principalmente por
las ruedas traseras. El modo de distribuir el momento Mns de guiñada
es básicamente idéntico que en el caso (a)(1) de durante el frenado
como se describió antes. Sin embargo, M_{rlG}_min es dado por la
expresión (5.28).
\vskip1.000000\baselineskip
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras, un estado de trompo puede ser suprimido reduciendo la
fuerza motriz en la rueda exterior delantera y/o aumentando la
fuerza de frenado en la rueda exterior trasera. Ningún momento de
guiñada eficaz para suprimir el estado de trompo es obtenible de la
rueda interior trasera, teniendo en cuenta la dirección de la
fuerza producible en ella (la rueda no es motriz, véase la Figura
13B). La reducción de la fuerza motriz sobre la rueda exterior
delantera mejora el rendimiento funcional de giro debido al aumento
en las fuerzas laterales correspondientes mientras la fuerza motriz
total del vehículo es sacrificada.
Si un estado de trompo puede ser suprimido según
la condición de la fuerza longitudinal sobre la rueda exterior
delantera \geq0,
\newpage
o sea
donde M_{fr0} designa M_{fr1}
en F_{Xfr1} = 0 (véanse las expresiones (5.18b) y (5.19)), el
momento de guiñada total del vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Si un estado de trompo puede ser suprimido por
la rueda exterior trasera según la fuerza longitudinal sobre la
rueda exterior delantera = 0, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\newpage
De otro modo, el momento de guiñada total del
vehículo debería se expuesto como:
donde el momento de guiñada eficaz
para la rueda exterior trasera es usado completamente aunque
compensado aplicando una fuerza de frenado sobre la rueda exterior
delantera.
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
\vskip1.000000\baselineskip
El momento Mns de guiñada de control puede ser
obtenido reduciendo la fuerza motriz sobre la rueda exterior
delantera y/o la rueda interior trasera, y/o aumentando la fuerza de
frenado sobre la rueda exterior trasera. El modo de distribuir el
momento Mns de guiñada es determinado como en el caso del vehículo
de tracción en las ruedas delanteras excepto en usada la rueda
interior trasera que es:
Si un estado de trompo puede ser suprimido solo
por la fuerza longitudinal sobre la rueda exterior delantera,
F_{Xfr}\geq0, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\newpage
Si un estado de trompo puede ser suprimido por
las ruedas traseras según la fuerza longitudinal sobre la rueda
exterior delantera F_{Xfr} = 0, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
De otro modo, el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto como:
donde los momentos de guiñada
eficaces para las ruedas traseras deberían ser usados completamente
aunque compensados aplicando una fuerza de frenado sobre la rueda
exterior
delantera.
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
Con el fin de simplificar el cálculo en el
proceso, Mns puede ser generado solo por la rueda exterior
delantera, donde el valor en el punto E, M_{fr}_min* (véase la
expresión (5.22)) puede ser usado como el momento de guiñada eficaz
para la rueda delantera. En este caso, el momento objetivo de la
rueda exterior delantera es dado por
Entonces, si Mns no puede ser obtenido por el
control de la rueda exterior delantera, las ruedas traseras serán
controladas a fin de generar una fuerza compuesta en el punto G
correspondiente al límite inferior de marcha normal (véase la
Figura 11B), y la rueda interior delantera será controlada a fin de
generar las fuerzas en el punto D donde \xi = 0, por lo cual
todas lasa ruedas están siendo frenadas de modo que el vehículo es
desacelerado.
Usando el modelo de neumático descrito en la
sección I-2, los momentos objetivo M_{fr2},
M_{rlG2} y M_{rrG2} son convertidos en las fuerzas
longitudinales respectivas, es decir, las segundas fuerzas
longitudinales objetivo F_{Xi2}. Los parámetros necesarios para
los cálculos siguientes son obtenidos en la región (A).
Para un |\beta_{fr}| grande, o sea
F_{XDfr} \geq F_{2}, la fuerza compuesta sobre la rueda ha
alcanzado aproximadamente su círculo de rozamiento crítico como se
muestra en la Figura 15A. Así, M_{fr2} puede ser expresado
por:
Aunque dos resultados son obtenidos resolviendo
esta expresión con respecto a F_{Xfr2} como se muestra en la
Figura 15A, designados por P1 y P2, como el vector F_{xy} de
fuerza es movible solo en la línea continua, la fuerza objetivo será
dada por el resultado negativo P1:
Para un |\beta_{fr}| pequeño, o sea
F_{XDfr} \geq F_{2} refiriéndose a la Figura 15B, si la
fuerza compuesta a ser obtenida es desde el punto B a D, la fuerza
lateral F_{Yfr2} correspondiente será dada por la expresión a
partir del modelo de neumático, como
Así, M_{fr2} puede ser expresado por
Entonces,
Si la fuerza compuesta a ser obtenida está entre
los puntos D y E, la fuerza objetivo será dada por la misma
expresión que para un |\beta_{fr}| grande.
Así, la fuerza objetivo es dada por
El momento de guiñada objetivo (crítico)
M_{rlG2} es expresado por
Así, dos resultados para la fuerza objetivo son
dados como
que son mostrados como P1 y P2 en
la Figura
16A.
Así, si la primera fuerza objetivo F_{Xrl1}
\geq \mu_{max \ rl}F_{Zrl} sen(arctg((Tr/2)/L_{r})))
(por encima del punto H), P1 (el resultado de signo +) es
seleccionado. En caso contrario, o sea, F_{Xrl1} < \mu_{max
\ rl}F_{Zrl} sen(arctg((Tr/2)/L_{r}))), P2 (el resultado
de
signo -) es seleccionado.
signo -) es seleccionado.
El momento de guiñada objetivo (crítico)
M_{rrG2} es expresado por
Así, dos resultados para la fuerza objetivo son
dados como:
que son mostrados como P1 y P2 en
la Figura
16B.
Así, si la primera fuerza objetivo
F_{Xrr1}\geq-\mu_{max \ rr}F_{Zrr}
sen(arctg(Tr/2L_{r})) (por encima del punto J), P1
(el resultado de signo +) es seleccionado. En caso contrario, o sea
F_{Xrr1} <- \mu_{max \ rr}F_{Zrr}
sen(arctg(Tr/2L_{r})), P2 (el resultado de signo -)
es seleccionado.
En cuanto a la expresión (5.63), la fuerza
objetivo de la rueda exterior delantera puede ser calculada como
sigue: suponiendo que las diferencias entre los valores actual y
objetivo de las fuerzas longitudinal y lateral son pequeñas, los
valores objetivo son dados aproximadamente por
F_{Xfr2} =
F_{Xfr} +
(\partialF_{Xfr}/\partialS)\DeltaS
F_{Yfr2} =
F_{Yfr} +
(\partialF_{Yfr}/\partialS)\DeltaS,
donde \DeltaS es una diferencia
pequeña de relación de deslizamiento. Eliminando \DeltaS, la
relación entre las fuerzas longitudinal y lateral es dada
por:
Entonces, la fuerza longitudinal objetivo es
dada por
donde
155
\newpage
Mediante el modelo de neumático en la sección
I-2, el numerador y el denominador en la expresión
anterior son dados por
(Fuerzas objetivo para suprimir y/o
evitar el estado de
deriva)
Al detectar el estado de deriva, la primera
fuerza objetivo F_{Xi1} para cada rueda será modulada en la
"tercera" fuerza objetivo F_{Xi3} para suprimir el estado de
deriva. En un proceso de evitación de deriva, una fuerza lateral
sobre el vehículo debería ser garantizada para permitir que el
vehículo gire a lo largo de una trayectoria curva. Además, un
momento de guiñada mayor debería ser generado en el mismo sentido
que la velocidad de guiñada actual, girando de tal modo la parte
delantera del vehículo hacia dentro al centro de giro de la
trayectoria curva y recuperando el rendimiento funcional de giro del
vehículo. Durante el giro a la izquierda, este momento de guiñada
necesario adicional debería ser producido por las ruedas en el
sentido sinistrorso.
Como se describió en la sección
I-4, se evalúa el estado de deriva cuando el valor
de índice satisface:
Si el momento de guiñada a ser producido basado
en las primeras fuerzas objetivo actuales F_{xi1} es menor que
KI\betadr-\DeltaMd, o sea
M_{fl1} +
M_{fr1} + M_{rlG1} + M_{rrG1} - KI\betad_{r} <-
\DeltaM_{d},
la modulación de F_{Xi1} debería
ser necesaria para suprimir el estado de deriva y recuperar la
capacidad de giro del vehículo. Así, para la supresión de este
estado, un momento Mnd de guiñada de control contra la deriva es
generado por cualquiera de las ruedas a fin de
establece
donde se supone que M_{fl} =
M_{flG} y M_{fr} = M_{frG} porque la suma M_{fl} + M_{fr}
de momentos de guiñada reales es casi igual que la suma M_{rl} +
M_{rrG} de momentos de guiñada críticos según la condición de la
expresión (5.72). Mnd debería ser distribuido a las ruedas a fin de
satisfacer:
después de un proceso de control.
Además, al generar el momento Mnd de guiñada de control, la fuerza
lateral sobre cada rueda debería ser aumentada también de modo que
la fuerza longitudinal objetivo sobre cada rueda debería ser
establecida entre los límites de marcha
normal.
También debería observarse que el valor de
índice consta de momentos de guiñada "críticos" que pueden ser
generados por las ruedas. Así, los valores objetivo de todas las
ruedas deberían ser calculados para los momentos de guiñada críticos
respectivos.
En el proceso descrito aquí, un momento de
guiñada crítico objetivo para cada rueda es calculado primero basado
en el concepto descrito anteriormente. Después, la tercer fuerza
longitudinal objetivo F_{Xi3} para cada rueda es obtenida a partir
del momento de guiñada crítico objetivo.
En la sección anterior se han introducido los
parámetros usados en este proceso, excepto "el momento de guiñada
crítico eficaz contra la deriva". Así, en lo siguiente se
introduce primero el momento de guiñada crítico eficaz contra la
deriva para cada rueda. Después, se describen los modos de
determinar un momento de guiñada crítico objetivo para cada rueda.
Finalmente, se describe el modo de convertir los momentos de guiñada
objetivo en las terceras fuerzas longitudinales objetivo
F_{Xi3}.
Aquí, "el momento de guiñada crítico eficaz
contra la deriva" para cada rueda es definido como el momento de
guiñada máximo en su magnitud en el sentido de suprimir un estado de
deriva, o el más eficaz para satisfacer la expresión (5.73). Como
se describió antes, en las expresiones (5.73) y (5.74), todos los
momentos de guiñada a ser controlados son valores críticos
M_{iG}. Así, los momentos de guiñada críticos eficaces son
definidos aquí. Como también se describió antes, la fuerza
longitudinal objetivo debería estar dentro del margen de los
límites de marcha normal para garantizar una fuerza lateral
suficiente para permitir que el vehículo gire a lo largo de una
trayectoria curva. Así, el momento de guiñada crítico eficaz para
cada rueda también es definido tal que la fuerza longitudinal
correspondiente será dispuesta entre los límites de marcha
normal.
Para suprimir un estado de deriva, el momento de
guiñada debería ser aumentado en el sentido sinistrorso (o reducido
en el sentido dextrorso) durante el giro a la izquierda, así que el
momento de guiñada crítico eficaz contra la deriva será designado
por "M_{iG}_max" en las descripciones siguientes. El momento
de guiñada crítico eficaz define el límite superior del momento de
guiñada objetivo para cada rueda, utilizable para distribuir el
momento Mnd de guiñada de control a las ruedas.
El momento de guiñada crítico eficaz contra la
deriva para cada rueda es definido como sigue:
Refiriéndose a la Figura 17A, el momento de
guiñada crítico máximo es obtenido cuando la fuerza compuesta está
en el punto K, cuya dirección es perpendicular al brazo 142 de
momento desde el centroide (centro de gravedad) 104 del vehículo.
El momento de guiñada máximo, es decir, el momento de guiñada
crítico eficaz es dado por:
Sin embargo, si el conductor ordena frenar su
vehículo, la reducción de la fuerza de frenado (el aumento de
F_{Xfl}) no es preferida. Así, en las condiciones siguientes:
- (1)
- \delta<arctg{(Tr/2)/L_{r})},y F_{Xfl1}<-\mu_{maxfl}F_{Zfl}sen(arctg((Tr/2)/Lr)-\delta))
- [El ángulo de dirección es menor que el ángulo entre el brazo de momento desde el centroide (centro de gravedad) y la dirección de orientación de la carrocería, y la primera fuerza objetivo F_{xfl1} es menor que la fuerza longitudinal correspondiente al punto K]; y
- (2)
- \delta>arctg{(Tr/2)/L_{r})}, y F_{Xfl1} < 0,
- [El ángulo de dirección es mayor que el ángulo entre el brazo de momento desde el centroide (centro de gravedad) y la dirección de orientación de la carrocería, y la primera fuerza objetivo F_{Xfl1} es mayor que la fuerza longitudinal correspondiente al punto K.],
el momento de guiñada crítico eficaz es
dispuesto en el momento de guiñada crítico en F_{Xfi}:
donde F_{YflG1} =
(\mu_{maxfl}^{2}F_{Zfl}^{2}-F_{Xfl1}^{2})^{1/2}.
Refiriéndose a la Figura 18A, el momento de
guiñada "crítico" máximo (mínimo en el sentido sinistrorso) es
obtenido por el vector de fuerza compuesta en el punto B o D. Así,
el momento de guiñada crítico eficaz es expuesto como:
donde la fuerza motriz es aumentada
al punto B;
y
donde la fuerza de frenado es
aumentada al punto
D.
En las expresiones anteriores,
arctg(Tr/(2L_{r})) es el ángulo entre el brazo 124 de
momento (desde el centroide) y la dirección de orientación de la
carrocería.
Refiriéndose a la Figura 18B, por encima del
punto J, el momento de guiñada "crítico" disponible máximo es
dado en el punto B. Sin embargo, si el vehículo es frenado, la
adición de una fuerza motriz debería ser evitada. Por otra parte,
por debajo del punto J, el momento de guiñada crítico disponible
máximo es dado en el punto D.
Así, el momento de guiñada crítico eficaz es
expuesto como sigue:
Para
F_{Xrr1} >-\mu_{max \ rr}F_{Zrr}
sen(arctg (Tr/2Lr))) [por encima del punto J]:
Durante la ausencia de frenado,
[correspondiente al punto B o al límite superior
de marcha normal ];
\vskip1.000000\baselineskip
Para
Refiriéndose a la Figura 17B, el momento de
guiñada máximo está disponible en el punto K donde la fuerza
compuesta F_{XY} es perpendicular al brazo de momento
correspondiente. Sin embargo, el punto K está cerca de, o supera,
el límite superior de marcha normal como se ve en la Figura 17B.
Así, para ajustar el vector de fuerza al punto K, la fuerza
longitudinal F_{X} debe ser aumentada, lo que no es preferido
porque la fuerza lateral F_{Y} es reducida. Así, en esta rueda no
es efectuado el control contra los estados de deriva.
Como en el caso del proceso de evitación de
trompo, el modo apropiado de distribuir el momento Mnd de guiñada
de control depende del tipo de tracción y del estado actual de un
vehículo. El momento Mnd de guiñada de control puede ser soportado
por tres ruedas, o sea las ruedas delantera izquierda, trasera
izquierda y trasera derecha, o por una o dos ruedas traseras. Las
expresiones generales para distribuir Mnd son como sigue:
\newpage
El momento de guiñada total del vehículo debería
ser expuesto como:
Entonces, como el factor K_{ld} es expresado
por
\vskip1.000000\baselineskip
los momentos objetivo para las
ruedas pueden ser expuestos
como:
En las expresiones anteriores, el momento Mnd de
guiñada es distribuido a cada rueda en una relación proporcional al
momento de guiñada crítico disponible adicional correspondiente (la
diferencia entre el momento de guiñada eficaz y el primer momento
de guiñada crítico objetivo). En lo siguiente se detallan los modos
de distribuir Mnd para casos individuales.
La fuerza longitudinal sobre cada rueda está
limitada al lado de frenado (el cuadrante inferior) en cada círculo
de rozamiento para garantizar obtener una fuerza de frenado en el
vehículo. Así, refiriéndose a las Figuras 17A, 18A y 18B, las
fuerzas F_{Xi} en las ruedas interiores delantera y trasera
deberían ser reducidas (las fuerzas de frenado han de ser
aumentadas).
En cuanto a la rueda interior delantera, sin
embargo, en las condiciones:
(1) \delta<arctg{Tr/(2Lr)}, y
F_{Xfl1}<-\mu_{maxfl}F_{Zfl} sen (arctg(Tr/(2Lr)-
\delta)) o
(2) \delta>arctg{Tr/(2Lr)}, y F_{Xfl1}
< 0,
el momento de guiñada crítico
M_{flG1} para F_{Xfl1} es usado directamente como M_{flG}_max
en las expresiones generales (5.82-83), como se
describió en la subsección (i) [el término (M_{flG}_max -
M_{flG1}) es
suprimido].
La fuerza sobre la rueda exterior trasera
debería ser reducida o aumentada dependiendo de la magnitud de
F_{Xrr1} con respecto a F_{Xrr} en el punto J. Así, según la
condición de F_{Xrr1} >- \mu_{maxrr}F_{Zrr}
sen(arctg(Tr/(2Lr))) [encima del punto J],
M_{rrG}_max =
M_{rrG0} =-
\mu_{maxrr}F_{Zrr}Lr.
En caso contrario, la expresión (5.81) es
aplicada
\vskip1.000000\baselineskip
Para aumentar el momento de guiñada producible
por cada rueda, las fuerzas F_{xi} sobre la rueda interior
delantera y la rueda exterior trasera deberían ser reducida y
aumentada, respectivamente. La dirección de modulación de la fuerza
F_{Xrl1} sobre la rueda interior trasera depende de la magnitud de
la primera fuerza objetivo con respecto a la del punto H (véase la
Figura 18A): La fuerza sobre la rueda interior trasera debería ser
aumentada hacia el punto B si F_{Xrl1} > \mu_{max \
rl}F_{Zrl} sen(arctg(Tr/(2Lr))), y reducida hacia
el punto D si F_{Xrl1} \leq \mu_{max \ rl}F_{Zrl}
sen(arctg(Tr/(2Lr))). En el primer caso, las ruedas
traseras parecen ser aceleradas. Sin embargo, como el ángulo de
deslizamiento de la rueda trasera es aumentado mediante el proceso
de evitación de deriva descrito aquí, F_{Xrl1} y F_{Xrr1} son
reducidas (porque el punto B se mueve hacia abajo) y,
simultáneamente, las fuerzas laterales sobre las ruedas son
aumentadas, impidiendo la aceleración del vehículo. El M_{iG}_max
a ser usado en las expresiones generales para cada caso ha sido
definido en la subsección (i) anterior.
Solo las ruedas interiores delantera y trasera
son usadas, donde las fuerzas F_{Xi} deberían ser reducidas. La
rueda exterior trasera es una rueda sin tracción que no puede
proporcionar una fuerza motriz. Así, su momento de guiñada objetivo
M_{rrG1} no es modulado. En las expresiones generales, el término
(M_{rrG}_max-M_{rrG1}) es anulado.
En los casos (a) y (b) anteriores, la reducción
de la fuerza longitudinal de la rueda interior delantera parece
conducir a la reducción de la fuerza lateral correspondiente,
produciendo el deterioro de la capacidad de giro del vehículo. Sin
embargo, el incremento del momento de guiñada de giro aumentará los
ángulos de deslizamiento en la rueda trasera, incrementando la
fuerza lateral (en magnitud) sobre la rueda trasera.
Como se describió antes, en el proceso de
evitación de deriva, el momento de guiñada crítico objetivo es
dispuesto a fin de satisfacer:
(M_{flG} +
M_{frG} + M_{rlG} + M_{rrG}) +
Mnd-KI\betad_{r} =-
\DeltaM_{d}
donde - KI\betad_{r} puede ser
suprimido.
Durante el frenado, el momento Mnd de guiñada de
control puede ser generado solo por la rueda interior trasera si
M_{rlG}_max
\geq M_{rlG} +
Mnd
o sea, M_{rlG}_max \geq-
\DeltaMd-(M_{flG} + M_{frG} +
M_{rrG}).
Así, el momento de guiñada crítico objetivo para
la rueda interior trasera puede ser expuesto como:
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras, el proceso anterior también es aplicable durante la
ausencia de frenado.
En vehículos de tracción en las ruedas traseras
y tracción en las cuatro ruedas durante la ausencia de frenado, el
momento Mnd de guiñada de control puede ser generado solo por el par
de ruedas traseras. La modulación del momento de guiñada objetivo,
o sea el modo de distribuir el momento de guiñada de control a las
ruedas depende de las magnitudes de los ángulos |\beta_{i}|
de deslizamiento actuales, o sea si la fuerza de reacción de la
carretera sobre cada rueda está saturada o no. Si el ángulo
|\beta_{i}| de deslizamiento es grande o pequeño es
evaluado como se describió en la Sección I-3 con
respecto a la determinación de los límites de marcha normal. Ningún
proceso de modulación será efectuado si las fuerzas laterales sobre
ambas ruedas han alcanzado los círculos de rozamiento críticos
respectivos. Si solo está saturada la fuerza sobre la rueda
exterior, se aplicará el método descrito anteriormente en (c). Si la
rueda interior está saturada, la modulación no será efectuada
porque la rueda exterior debe ser acelerada al generar el momento de
guiñada en el sentido de suprimir un estado de deriva.
El modo de modular el momento de guiñada
objetivo cuando no está saturada ninguna de las fuerzas sobre las
ruedas está saturada es como sigue:
En un estado en el que, en ambas ruedas
traseras, las fuerzas de reacción de la carretera no están saturadas
en ambas ruedas traseras, o sea F_{XDrl} <- K_{FXr}\mu_{max
\ rl}F_{Zrl} y K_{FXr}\mu_{max \ rl} < F_{XDrr} (véase
la Figura 11A), las ruedas traseras interior y exterior traseras
deberían ser provistas de fuerzas de frenado y tracción,
respectivamente, sin aumentar la aceleración de la carrocería. Así,
el incremento (magnitud de variación) de la fuerza de frenado sobre
la rueda interior debería ser mayor que la de la fuerza motriz
sobre la rueda exterior. Para hace esto, el momento de guiñada
crítico objetivo es modulado a fin de satisfacer:
M_{rlG3} - M_{rlG1} \geq M_{rrG3} -
M_{rrG1}, o sea la magnitud de modulación en la rueda interior es
mayor que la de la rueda exterior, impidiendo de tal modo el aumento
de la fuerza longitudinal total de la carrocería
aproximadamente.
\newpage
Si M_{rlG}_max - M_{rlG1} \geq
M_{rrG}_max - M_{rrG1}, el momento de guiñada crítico eficaz
provisto previamente puede ser usado completamente. Así, los
momentos de guiñada objetivo modulados M_{rlG3} y M_{rrG3} son
dados por las expresiones generales (5.82-83), a las
que M_{flG}_max debería ser expuesto como: M_{flG}_max =
M_{flG1}, porque aquí no se propone ninguna modulación para la
rueda delantera.
Si M_{rlG}_max - M_{rlG1} < M_{rrG}_max
- M_{rrG1}, los momentos de guiñada objetivo modulados deberían
satisfacer: M_{rlG3} - M_{rlG1} = M_{rrG3} - M_{rrG1}. Como
M_{rlG3} y M_{rrG3} también son expresados por:
M_{rlG3} y M_{rrG3} son dados por:
\vskip1.000000\baselineskip
El proceso de evitación de deriva es posible
según la condición: M_{rlG3} \leq M_{rlG}_max.
Así,
\vskip1.000000\baselineskip
Para suprimir o evitar la deriva de un vehículo,
la fuerza lateral generada sobre cada rueda debería ser suficiente
para girar el vehículo a lo largo de una trayectoria curva. Aquí, se
investigan las fuerzas laterales durante el proceso de evitación de
deriva.
Durante el frenado, el vector de fuerza
longitudinal F_{X} en el modelo de neumático mostrado en la Figura
19 (una flecha blanca) está dirigido hacia abajo y se impide que se
extienda más allá del límite inferior de marcha normal en la
presente invención. Así, la fuerza lateral siempre es mayor que la
correspondiente al límite inferior de marcha normal. Mediante el
proceso de evitación de deriva, como el momento incrementado de
guiñada de giro aumenta el ángulo de deslizamiento del vehículo y
sus ruedas, el límite de marcha normal se mueve automáticamente
hacia el centro del neumático hasta que el límite alcanza el punto G
definido por la anchura F_{2} desde el centro del neumático (como
es mostrado por flechas de línea de puntos), por lo cual la fuerza
lateral correspondiente al límite es aumentada. La fuerza lateral
correspondiente al punto G es casi la máxima producible por el
neumático.
Durante la ausencia de frenado, en un vehículo
de tracción en las ruedas delanteras y un vehículo de tracción en
las cuatro ruedas, de modo similar, el vector de fuerza longitudinal
es limitado en el límite superior de marcha normal de modo que la
fuerza lateral es incrementada cuando el límite superior de marcha
normal se mueve hacia abajo debido al aumento del ángulo de
deslizamiento correspondiente por el momento incrementado de
guiñada de giro. En cuanto a un vehículo de tracción en las ruedas
traseras, las fuerzas longitudinales sobre las ruedas delanteras
son nulas de modo que las fuerzas laterales correspondientes son
aumentadas como los ángulos de deslizamiento aumentados por el
momento incrementado de guiñada de giro durante el proceso de
evitación de deriva.
Así, la fuerza lateral para suprimir la
tendencia a la deriva es obtenida por el aumento del ángulo de
deslizamiento mediante el momento incrementado de guiñada de giro y
limitando la fuerza longitudinal dentro de los límites de marcha
normal.
La Figura 20 muestra los círculos de rozamiento
del modelo de neumático para las ruedas traseras en el vehículo de
tracción en las ruedas traseras durante la ausencia de frenado.
Antes del proceso de evitación de deriva, se supone que el vector
de fuerza real de reacción de la carretera en cada una de las ruedas
está dirigido a cada uno de los puntos M_{l} y M_{r} y, de este
modo, los vectores de fuerzas que generan los momentos de guiñada
críticos correspondientes M_{rlG} y M_{rrG} estarán en los
puntos N_{l} y N_{r}. En el proceso de evitación de deriva, los
momentos de guiñada críticos son dirigidos desde los puntos N_{l}
y N_{r} a los puntos O_{l} y O_{r} aplicando las fuerzas de
frenado y tracción a las ruedas interior y exterior, y después los
vectores de fuerzas reales en las ruedas izquierda y derecha se
mueven a P_{l} y P_{r}, respectivamente.
Subsiguientemente, el momento de guiñada de giro
es generado, por lo cual, junto con el ángulo |\beta_{i}|
de deslizamiento para cada rueda, el círculo de rozamiento real
(línea gruesa) en cada rueda se mueve hacia el círculo de
rozamiento crítico correspondiente. Así, los vectores de fuerzas
reales se mueven desde P_{l} y P_{r} a Q_{l} y Q_{r},
respectivamente, produciendo el incremento \DeltaY_{l} +
\DeltaY_{r} de las fuerzas laterales en total. En lo anterior,
el aumento de las fuerzas laterales sobre las ruedas traseras
también es realizado por el momento de guiñada generado por las
ruedas delanteras.
Así, a pesar de la adición o eliminación de las
fuerzas longitudinales, las fuerzas laterales son aumentadas
sustancialmente debido al incremento en la magnitud de los ángulos
de deslizamiento.
Usando el modelo de neumático descrito en la
sección I-2, los momentos de guiñada críticos
objetivo M_{flG3}, M_{rlG3} y M_{rrG3}, obtenidos en lo
anterior, son convertidos en las fuerzas longitudinales respectivas,
es decir, las terceras fuerzas longitudinales objetivo F_{Xi3}.
Los parámetros necesarios para los cálculos siguientes son obtenidos
en la región (A).
El momento M_{flG3} de guiñada objetivo
(crítico) es expresada por:
\vskip1.000000\baselineskip
Así, dos resultados para la fuerza objetivo son
dados como:
que son mostrados como P1 y P2 en
la Figura
21A.
Si la primera fuerza objetivo
F_{Xfl1} >- \mu_{maxfl} F_{Zfl}
sen(arctg(Tr/2L_{f})-\delta)
[encima del punto K], P1 (el resultado de signo +) es
seleccionado.
\vskip1.000000\baselineskip
En caso contrario, o sea F_{Xfl1} \leq-
\mu_{maxfl}F_{Zfl}sen(arctg(Tr/2L_{f})-\delta),
F_{Xfl3} no es modulada, o sea, F_{Xfl3} =
F_{Xfl1}.
\vskip1.000000\baselineskip
El momento M_{rlG3} de guiñada objetivo
(crítico) es expresado por:
\newpage
Así, dos resultados para la fuerza objetivo son
dados como:
que son mostrados como P1 y P2 en
la Figura
21B.
\vskip1.000000\baselineskip
Si la primera fuerza objetivo
F_{Xrl1} \geq \mu_{max \ rl}F_{Zrl}
sen(arctg(Tr/2Lr)) [encima del punto H],
P1 (el resultado de signo +) es
seleccionado.
\vskip1.000000\baselineskip
En caso contrario, o sea F_{Xrl1} <
\mu_{max \ rl}F_{Zrl}
sen(arctg(Tr/2L_{r})),
P2 (el resultado de signo -) es
seleccionado.
\vskip1.000000\baselineskip
El momento M_{rrG3} de guiñada objetivo
(crítico) es expresado por:
\vskip1.000000\baselineskip
Así, dos resultados para la fuerza objetivo son
dados como:
que son mostrados como P1 y P2 en
la Figura
21C.
\vskip1.000000\baselineskip
Si la primera fuerza objetivo
F_{Xrr1} \geq- \mu_{max \ rr}F_{Zrr}
sen(arctg(Tr/2L_{r})) [encima del punto J]. P1 (el
resultado de signo +) es seleccionado.
\vskip1.000000\baselineskip
En caso contrario, o sea F_{Xrr1}
<-\mu_{max \ rr}F_{Zrr}sen(arctg (Tr/2L_{r})),
P2 (el resultado de signo -) es
seleccionado.
\vskip1.000000\baselineskip
En los cálculos reales antes descritos, es
posible que las fuerzas longitudinales objetivo segundas y terceras
F_{Xi2} y F_{Xi3} resultantes sean menos eficaces para evitar
estados anormales, debido a error de cálculo, etc., en comparación
con las primeras fuerzas objetivo correspondientes. Así, la fuerza
F_{tXi} aplicada finalmente a cada rueda puede ser seleccionada
de las fuerzas longitudinales objetivo primera, segunda y tercera
F_{Xi1}, F_{Xi2} y F_{Xi3}, respectivamente, como sigue:
\vskip1.000000\baselineskip
La fuerza longitudinal real sobre cada rueda
puede ser ajustada a las fuerzas longitudinales objetivo
correspondientes mediante (i) presiones de frenado o (ii) una
combinación de presiones de frenado y abertura de regulador de
gases de un motor. Aquí, se describen los modos de convertir los
valores objetivo en las presiones de frenado y/o la abertura de
regulador de gases (aceleración) correspondientes.
A partir de las expresiones (3.1) en la sección
I-3, la fuerza de frenado objetivo B_{ti} para
cada rueda es dada por:
donde, para un vehículo de tracción
en las ruedas traseras, a = 0, I_{DF} = 0, I_{DR} = 0;
y
\hskip0.5cmpara un vehículo de tracción en las ruedas delanteras, 1/a = 0, I_{DF} = 0, I_{DR} = 0.
En las expresiones anteriores se supone que las
aceleraciones VW_{di} de ruedas son aproximadamente idénticas que
la aceleración longitudinal G_{X}, o sea VW_{di} = G_{X}. La
fuerza motriz D puede ser obtenida de la expresión (3.4) o (5.1b).
La primera es preferible porque es posible que el valor de la
expresión (5.1b) esté demasiado separado de la fuerza motriz
generada actualmente sobre las ruedas. Después, las fuerzas de
frenado objetivo resultantes son convertidas en presiones de frenado
mediante la expresión (3.2).
Aquí, la abertura de regulador de gases es
controlada a fin de limitar la fuerza motriz D (o sea, la potencia
del motor) a la magnitud necesaria para producir la fuerza
longitudinal máxima sobre las ruedas.
La velocidad N_{T} de rotación con una
potencia de transmisión es dada por:
N_{T} =
(VW/2\pir)\rho
donde \rho es la relación de
engranajes de reducción del diferencial, r es el radio eficaz del
neumático, VW es la velocidad de rueda (por ejemplo, la media de
las velocidades de las ruedas motrices). Entonces, la relación
R_{T} de engranajes de transmisión es dada
por:
R_{T} =
((VW/2\pir)\rho)/N_{E},
donde N_{E} designa la velocidad
de rotación del motor. El par motor T_{0} de potencia del motor
para regulador de gases completamente cerrado (teniendo en cuenta
el rendimiento de transmisión) es expresado
como:
T_{0} =
K_{0}(N_{E} - N_{0})
\hskip0.5cmpara N_{E} > N_{0}.
donde N_{0} es la velocidad de
rotación en
vacío.
Refiriéndose a la fuerza motriz actual D_{0}
obtenida a partir de las fuerzas de reacción de la carretera, el
par motor actual de potencia del motor, con la abertura actual
Q_{0} de regulador de gases, es expresado como:
Así, el par motor T es expresado aproximadamente
en función de la abertura Q de regulador de gases por:
(véase la Figura
22)
La fuerza motriz objetivo D_{T} es determinada
tal que las fuerzas motrices para las ruedas delanteras y
traseras,
D_{f} =
{a/(2(1+a))} D
y
D_{r} =
{1/(2(1+a))}
D
no superan mucho los límites
superiores de las fuerzas longitudinales objetivo sobre las ruedas
delanteras izquierda y derecha y las fuerzas traseras izquierda y
derecha, respectivamente. Los límites superiores de las fuerzas
longitudinales son dados
por:
Así, las fuerzas motrices para las ruedas
delanteras y traseras deberían ser expuestas como
\vskip1.000000\baselineskip
donde \DeltaD es una constante
positiva que impide que las fuerzas motrices de ruedas delanteras y
traseras disminuyan por debajo de los límites superiores de las
fuerzas longitudinales
correspondientes.
Entonces, definiendo D_{G} = MAX(Df,
Dr), la fuerza motriz objetivo D_{T} es expuesta como:
Y la abertura objetivo Q_{T} de regulador de
gases es expuesta por
no se efectúa el control de Q si D
<
D_{G}.
Las presiones objetivo de frenado bajo control
de la potencia del motor también son calculadas por las expresiones
(5.99), donde D es sustituida por D_{T}.
Las fuerzas objetivo de frenado resultantes son
convertidas después en presiones de frenado mediante la expresión
(3.2).
Cuando un vehículo efectúa un giro a la derecha,
el proceso es sustancialmente idéntico que durante el giro a la
izquierda como se describió anteriormente. Sin embargo, la parte
interior y la parte exterior del vehículo son invertidas y, por
consiguiente, el trompo y la deriva del vehículo ocurrirán en el
sentido opuesto que durante el giro a la izquierda. Así, en el
proceso durante el giro a la derecha, se invierten los signos de
las expresiones de los momentos de guiñada usados en la evaluación
del comportamiento del vehículo (Región (B)), o sea
Si el valor de índice satisface:
entonces el comportamiento es
evaluado en el estado de
trompo.
Si el valor de índice satisface:
entonces, el comportamiento es
evaluado en el estado de deriva según I_{B}\cdot \gammad
\leq
0.
Los cálculos siguientes para obtener las fuerzas
longitudinales objetivo F_{X12,3} son sustancialmente idénticos
excepto en que debería tenerse en cuenta simplemente que el sentido
de rotación es invertido. Las diferencias en los procesos en el
giro a la izquierda y a la derecha serán comprendidas fácilmente por
una persona de cualificación ordinaria en la técnica. En el
Apéndice III se relacionarán las expresiones en el proceso durante
el giro a la derecha.
Aquí, la presente invención será descrita con
referencia a realizaciones prácticas basadas en el concepto general
de la presente invención descrita en la sección anterior. En lo
siguiente se proporcionan seis realizaciones prácticas preferidas:
un vehículo de tracción en las cuatro ruedas con/sin un control del
motor (realizaciones primera/segunda), un vehículo de tracción en
las ruedas traseras con/sin un control del motor (realizaciones
tercera/cuarta), y un vehículo de tracción en las ruedas delanteras
con/sin un control del motor (realizaciones quinta/sexta).
La Figura 23 muestra esquemáticamente un
vehículo de tracción en las cuatro ruedas que incluye un dispositivo
de control de movimiento del vehículo según la presente invención.
El vehículo incluye una carrocería 12, la rueda delantera derecha
24 FR, la rueda delantera izquierda 24 FL, la rueda trasera derecha
24 RR y la rueda trasera izquierda 24 RL que soportan la carrocería
12 por vía de los medios de suspensión respectivos (no mostrados en
la figura), un motor 10 adaptado para producir un par motor de
tracción según la abertura de la válvula reguladora de gases en
respuesta a la depresión de un pedal 51 de acelerador por el
conductor, y una transmisión 16 que suministra una fuerza motriz a
las ruedas a través de un sistema 62-70 de
engranajes de diferencial y los árboles 56R,L y 22R,L de las ruedas
delanteras y traseras. El sistema de engranajes del diferencial
incluye un dispositivo central 62 de engranajes de diferencial
adaptado para distribuir el par motor de tracción, recibido a
través de un árbol 60 de salida de la transmisión 16, a los árboles
propulsores 64, 66 delantero y trasero, respectivamente, y a los
dispositivos delantero y trasero 68 y 70 de engranajes del
diferencial, cada uno adaptado para transmitir el par motor de
tracción distribuido a los árboles respectivos de las ruedas
izquierdas y derechas, girando las ruedas de tal modo. Las ruedas
delanteras derecha e izquierda 24FR y 24FL son dirigidas por unos
medios de dirección asistida del tipo de piñón y cremallera según la
rotación del volante por un conductor por vía de un par de tirantes
de tracción (no mostrados).
Un sistema de freno designado generalmente por
26 incluye unos medios 28 de circuito hidráulico, un pedal 32 de
freno adaptado para ser deprimido por el conductor, un cilindro
maestro 34 para suministrar la presión del cilindro maestro a los
medios 28 de circuito hidráulico según la depresión del pedal de
freno por el conductor, y cilindros 30FR, 30FL, 30RR y 30RL de
ruedas, cada uno adaptado para aplicar una fuerza de frenado a cada
una correspondiente de las ruedas delantera derecha, delantera
izquierda, trasera derecha y trasera izquierda según el suministro
de una presión hidráulica a ellos desde los medios 28 de circuito
hidráulico.
Los medios 36 de control electrónico incluyen un
microordenador que puede ser de un tipo ordinario que incluye una
unidad de procesador central, una memoria de solo lectura, una
memoria de acceso aleatorio, medios de puertos de entrada y salida
y un bus común que interconecta estos elementos (no mostrados), y
funcionan como el dispositivo de control de movimiento del vehículo
según la presente invención.
Como se muestra en la Figura 23, los medios 36
de control electrónico son alimentados con una señal que indica la
aceleración longitudinal G_{X} de la carrocería procedente de un
sensor 38 de aceleración longitudinal, una señal que indica la
aceleración lateral G_{Y} de la carrocería procedente de un sensor
40 de aceleración lateral, una señal que indica la velocidad
\gamma de guiñada de la carrocería procedente de un sensor 42 de
velocidad de guiñada, una señal que indica el ángulo \delta de
dirección introducido en los medios de dirección asistida de tipo
de piñón y cremallera desde el volante según su rotación por el
conductor procedente de un sensor 44 de ángulo de dirección, las
señales que indican las velocidades VW_{i} de ruedas del vehículo
de las ruedas delantera derecha, delantera izquierda, trasera
derecha y trasera izquierda procedentes de los sensores 48FR, 48FL,
48RR y 48RL de velocidades de ruedas, las señales que indican las
presiones hidráulicas P_{i} en los cilindros 30FR, 30FL, 30RR y
30RL de ruedas detectadas por los sensores de presión 46FR, 46FL,
46RR y 46RL, una señal que indica la presión hidráulica Pm en el
cilindro maestro 34 detectada por un sensor 50 de presión, una
señal que indica la cantidad deprimida \alpha del pedal de
acelerador detectada por un sensor 53 de pedal de acelerador (los
sensores 48FR-LR de velocidades de ruedas y los
sensores 46FR-RL de presiones de cilindros están
situados prácticamente adyacentes a las ruedas respectivas). Además,
los parámetros constantes necesarios para los cálculos en los
procesos han sido suministrados a, y almacenados en, los medios 36
de control electrónico. El ángulo \beta_{B} de deslizamiento de
la carrocería puede ser obtenido por uno cualquiera de dispositivos
convencionales.
Los cálculos descritos en la sección I anterior
son llevados a cabo por los medios 36 de control usando los
parámetros indicados por las señales anteriores de acuerdo con los
programas almacenados en la memoria de solo lectura. Después del
cálculo de los valores objetivo para las ruedas, los medios 36 de
control extraen las señales de control a los medios 28 de circuito
hidráulico y a los medios 52 de control del motor, controlando de
tal modo las presiones de frenado y la abertura del regulador de
gases para el motor 10, respectivamente.
Refiriéndose a las Figura 24-29,
el dispositivo de control de movimiento del vehículo de la presente
invención, incluido en un vehículo de tracción en las cuatro
ruedas, será descrito en lo sucesivo en la forma de su
funcionamiento de control de una realización suya. El control según
una rutina principal mostrada en la Figura 24 es iniciado por el
cierre de un interruptor de encendido (no mostrado en la Figura 23)
y es repetido cíclicamente con un período de ciclo tal como decenas
de microsegundos durante el funcionamiento del vehículo.
En el paso S10, las señales mostradas en la
Figura 23 son leídas de entrada. En el paso S20 se estiman los
parámetros necesarios para calcular los valores objetivo tales como
las fuerzas longitudinales y laterales sobre las ruedas. Este paso
es detallado en la Figura 25. En el paso S30 se evalúa si el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda, basado en
cualquiera de los protocolos convencionales, por ejemplo, el signo
de la señal de velocidad de guiñada detectada por el sensor 42 de
velocidad de quiñada. Para la respuesta afirmativa o para un giro a
la izquierda, el paso S40 es efectuado. En caso contrario, el paso
S140 es efectuado para un giro a la derecha (véase la Figura 29).
En el paso S40 se calcula la primera fuerza longitudinal objetivo
F_{Xi1} para cada rueda. En el paso S50 se calculan los momentos
de guiñada real y crítico M_{i}, M_{iG} para cada rueda. En el
paso S60 se evalúa si el vehículo está en el estado de trompo. Para
la respuesta afirmativa, se efectúa el paso S70 donde las primeras
fuerzas longitudinales objetivo F_{Xi1} son moduladas a las
segundas fuerzas longitudinales F_{Xi2} (véase la Figura 26). En
caso contrario, en el paso S80 se evalúa si el vehículo está en el
estado de deriva. Para la respuesta afirmativa en el paso S80, se
efectúa el paso S90 donde las primeras fuerzas longitudinales
objetivo F_{Xi1} son moduladas a las terceras fuerzas
longitudinales F_{Xi3} (véase la Figura 27). En el paso S220 se
calcula la abertura objetivo Qt de regulador de gases (véase la
Figura 28). En el paso S240 se calcula la fuerza objetivo de
frenado y subsiguientemente en el paso S250 se calcula la presión
objetivo de frenado. Finalmente, en el paso S260 se implementa el
control de las presiones de frenado de las ruedas, y el proceso
vuelve
al comienzo.
al comienzo.
La Figura 25 muestra la subrutina de los
cálculos de los parámetros como se describieron con respecto a la
Región A en la sección I. Como se describe en el figura, los
parámetros pueden ser estimados en el orden siguiente (con los
números de las expresiones usadas para los cálculos entre
paréntesis): las fuerzas B_{i} de frenado (3.2); las fuerzas
longitudinales F_{Xi} de ruedas (3.1); la fuerza motriz total D
(3.4); las fuerzas laterales F_{Yi} de ruedas (3.9) y (3.13); las
cargas verticales F_{Zi} de ruedas (3.14); las rigideces K_{Si}
y K_{\beta i} de neumáticos (3.15); la velocidad longitudinal SVB
del vehículo (3.20); el ángulo \beta_{i} de deslizamiento de
rueda (3.18); la relación S_{i} de deslizamiento de rueda (3.19);
los coeficientes \mu_{maxi} de rozamiento estático máximo
(3.22) y los conjuntos de parámetros de al menos los puntos B y D
basados en el modelo de neumático [véase la Figura 3] para cada
rueda (2.13 a-e). En el paso S344, puede evaluarse
si un neumático es frenado o no a partir de la dirección de la
F_{Xi} estimada y, dependiendo de esta evaluación, la relación
SK_{i} de deslizamiento de referencia y la velocidad longitudinal
SVB del vehículo son seleccionadas de modo correspondiente. Para
los detalles de los cálculos en esta rutina, véase la sección
I-3.
Refiriéndose nuevamente a la Figura 24, en el
paso S40, la primera fuerza longitudinal F_{Xi1} para cada rueda
es obtenida como sigue: Primero, F_{XV} es calculada en respuesta
a las órdenes del conductor basadas en la señal \alpha procedente
del sensor 53 del pedal de acelerador y la señal Pm procedente del
sensor de presión del cilindro maestro 34 (véase la expresión
(5.1)). Entonces, si el vehículo es frenado o no es evaluado a
partir de la dirección de la fuerza longitudinal total F_{XV} de
la carrocería, y la fuerza longitudinal objetivo básica F_{Xi0}
para cada rueda es calculada mediante las expresiones (5.2a) durante
el frenado y (5.2b) durante la ausencia de frenado.
Subsiguientemente, cada valor básico resultante
es modulado a cada primera fuerza longitudinal objetivo F_{Xi1}
correspondiente mediante las expresiones (5.5) para las ruedas
delanteras, (5.8) para la rueda interior (izquierda) trasera y
(5.11) para la rueda exterior (derecha) trasera. Las expresiones
(5.13) y (5.14), definidas basadas en los límites de marcha normal
simplificada, pueden ser usadas en el cálculo de F_{Xi1}.
En el paso S50, los momentos de guiñada real y
crítico M_{i}, M_{iG} para cada rueda son calculados mediante
las expresiones (4.1) y (4.3). Además, puede calcularse la velocidad
angular \betadr de deslizamiento de rueda trasera. Así, los
valores de índices M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
-KI\betadr, M_{fl} + M_{fr} y M_{flG} + M_{frG} son
obtenidos de modo que el proceso de evaluación en los pasos S60 y
S80 puede ser efectuado como se describió en la sección
I-4-3.
Refiriéndose a la Figura 26, en la subrutina
desde el paso S70, los primeros valores objetivo F_{Xi1} son
modulados en la segunda fuerza longitudinal objetivo F_{Xi2} para
evitar el trompo del vehículo. Aquí, los parámetros siguientes son
calculados primero mediante las expresiones respectivas deducidas en
la sección I-5-3 (i) para los
cálculos de los momentos de guiñada objetivo: los momentos de
guiñada M_{fl1} y M_{fr1} a ser generados por la primera fuerza
longitudinal objetivo F_{Xi1} [solo para las ruedas delanteras]
(en el paso S362), el momento M_{fr0} de guiñada a ser generado
con F_{Xfr} = 0 (en el paso S363), los momentos de guiñada
críticos por F_{Xi1} [solo para la rueda trasera] (en el paso
S364), el momento de guiñada crítico M_{rlG0} con F_{Xrl} = 0
(en el paso S365), los momentos de guiñada eficaces (o críticos)
M_{fr}_min, M_{rlG}_min, M_{rrG}_min (en el paso S366) [en el
cálculo de M_{rlG}_min en el paso S366, el vehículo es evaluando
como siendo frenado si F_{XV} < 0].
Después, en el paso S368 se calcula el momento
de guiñada objetivo M_{fr2}, M_{rlG2} y M_{rrG2} para cada
rueda. En el cálculo durante el frenado del vehículo (F_{XV} <
0), un rendimiento funcional preferido del comportamiento del
vehículo debería haber sido seleccionado del rendimiento funcional
de giro y del rendimiento funcional de frenado, como se describió
en la Sección I-5-3 (ii) (a).
Durante la ausencia de frenado, el modo de calcular los momentos de
guiñada objetivo es seleccionado de las expresiones (5.53), (5.56)
o (5.58) dependiendo de la magnitud relativa del momento Mns de
guiñada de control y los momentos de guiñada eficaces
(críticos).
Si se emplea el proceso simplificado descrito en
la sección I-5-3 (ii)(c), donde solo
es modulado el valor objetivo para la rueda exterior delantera, los
pasos S362 - S366 son evitados y, en el paso S368, M_{fr2} es
calculado mediante las expresiones (5.22) y (5.59).
Finalmente, en el paso S370, los momentos de
guiñada objetivo M_{fr2}, M_{rlG2} y M_{rrG2} son convertidos
en las segundas fuerzas longitudinales objetivo F_{Xfr2},
F_{Xrl2} y F_{Xrr2} [F_{Xl1} no es modulada, así que
F_{Xl2} = F_{Xl1} siempre] mediante cualquiera de las
expresiones (5.61), (5.64), (5.65), (5.67), (5.69). Después en el
paso S380, un valor apropiado para cada rueda es seleccionado según
las expresiones en la sección I-5-5.
F_{Xfr2} puede ser calculada mediante la expresión (5.70) en lugar
de (5.64).
Refiriéndose a la Figura 27, en la subrutina
desde el paso S90, los primeros valores objetivo F_{Xi1} son
modulados en la tercera fuerza longitudinal objetivo F_{Xi3} para
evitar la deriva del vehículo. Como en la subrutina de la Figura
26, según las expresiones descritas en la Sección
I-5-4(i), primero se calculan
los parámetros necesarios para el cálculo de los momentos de
guiñada objetivo: los momentos de guiñada críticos M_{iG} que
pueden ser generados por F_{Xi1} (en el paso S382), el momento de
guiñada crítico M_{rrG0} en F_{Xrr} = 0 (en el paso S383), los
momentos de guiñada críticos eficaces M_{flG}_max, M_{rlG}_max,
M_{rrG}_max (en el paso S384) [en el cálculo de M_{rrG}_min en
el paso S384, el vehículo es evaluado como siendo frenado si
F_{XV} < 0]. Después, en el paso S388, el momento de guiñada
objetivo M_{fl3}, M_{rlG3}, M_{rrG3} para cada rueda es
calculado mediante las expresiones generales (5.82)-(5.83), donde
los valores de los momentos de guiñada críticos eficaces son
diferentes dependiendo de F_{Xi1} [véase la Sección
I-5-4 (ii) (a) y (b) para los
detalles].
Si solo la rueda interior trasera es usada para
evitar un estado de deriva como se describió en la sección
I-5-4 (ii) (c), los pasos S382 y
S383 son evitados y, en el paso S384, solo M_{rlG}_max es
calculado y, en el paso S388, M_{rlG3} es calculado mediante la
expresión (5.84). Alternativamente, si se emplea el protocolo
descrito en la sección I-5-4
(ii)(d), donde ambas ruedas traseras son usadas, el paso S384 es
efectuado suponiendo que M_{flG}_max = M_{flG3} y M_{rlG3} y
M_{rrG3} son calculado mediante la expresión (5.85) si
M_{rlG}_max- M_{rlG} <
M_{rrG}_max-M_{rrG}.
Finalmente, en el paso S390, los momentos de
guiñada objetivo M_{fl3}, M_{rlG3}, M_{rrG3} son convertidos
en las terceras fuerzas longitudinales objetivo F_{Xfl3},
F_{Xrl3} y F_{Xrr3} [F_{Xfr1} no es modulada y, así,
F_{Xfr3} = F_{Xfr1} siempre] mediante cualquiera de las
expresiones (5.88), (5.90), (5.92). Entonces, un valor apropiado
designado por esas expresiones es seleccionado para cada rueda
dependiente del primer valor objetivo F_{Xi1} correspondiente.
En el paso S400, la fuerza longitudinal objetivo
final es seleccionada para cada rueda mediante las expresiones
descritas en la sección I-5-5.
Refiriéndose a la Figura 28, en la subrutina
desde el paso S220, se calcula la fuerza motriz objetivo D_{T}
que es convertida en una abertura objetivo Q_{T} de regulador de
gases. En el paso S222, Df y Dr son determinadas mediante la
expresión (5.102) y D_{G} = MAX (Df, Dr) es definida en el paso
S224. Después, en el paso S226 se evalúa si la fuerza motriz,
determinada mediante la expresión (3.4), es D \geq D_{G}. Si la
respuesta es "si", entonces D_{t} es modulada en D_{G} en
el paso S228. Después, la abertura objetivo Q_{T} de regulador de
gases es calculada mediante la expresión (5.104) y la señal
correspondiente a Q_{T} es extraída a los medios 52 de control
del motor. Si la respuesta es "no" en el paso S226, no se
efectúa control de la abertura de regulador de gases.
Refiriéndose nuevamente a la rutina principal en
la Figura 24, en el paso S240, una fuerza de frenado objetivo
B_{ti} es calculada para cada rueda mediante la expresión
correspondiente (5.99). Después B_{ti} es convertida en la
presión de frenado correspondiente mediante la expresión (3.2) para
cada rueda. Finalmente, el control de la presión de frenado es
implementado en el paso S260. Después, el proceso vuelve al
comienzo.
La Figura 29 muestra la subrutina que empieza en
el paso S140 para el proceso durante el giro a la derecha, que es
sustancialmente idéntica que los pasos 40-90. Sin
embargo, como se observó previamente en la sección
I-6, la parte interior y la parte exterior del
vehículo con respecto al centro de giro son invertidas de modo que
los sentidos de los momentos de guiñada y los valores de índice para
evaluar el comportamiento (en los pasos S160 y S180) son opuestos
que los del giro a la izquierda. Las expresiones usadas aquí son
relacionada en el Apéndice III.
La segunda realización es idéntica que la
primera realización excepto en que no se efectúa la modulación de
la potencia del motor de la subrutina como se muestra en la Figura
28. Así, el paso S220 es evitado. En el paso S240, la fuerza motriz
D obtenida de la expresión (3.4) es sustituida en la expresión
(5.99).
El dispositivo de control de movimiento del
vehículo según la presente invención puede ser incluido en un
vehículo de tracción en las ruedas traseras. Refiriéndose nuevamente
a la Figura 23, en un vehículo de tracción en las ruedas traseras,
como es bien conocido en la técnica, las ruedas delanteras no tienen
fuerza motriz y, por tanto, no hay sistema que transmita el par
motor a las ruedas delanteras, correspondiente a los árboles 56R y
56L de ruedas, al dispositivo central 62 de engranajes de
diferencial, al árbol propulsor delantero 64 y al dispositivo
delantero 68 de engranajes de diferencial. Las ruedas delanteras
pueden girar independientemente entre sí. Las otras estructuras en
el vehículo de tracción en las ruedas traseras son sustancialmente
idénticas que las mostradas esquemáticamente en la Figura 23.
Los protocolos del control de movimiento del
vehículo para el vehículo de tracción en las ruedas traseras según
la presente invención son sustancialmente similares que los del
vehículo de tracción en las cuatro ruedas como se describieron
anteriormente. En lo siguiente, las diferencias en los protocolos
respecto a los del vehículo de tracción en las cuatro ruedas son
observadas con referencia a las Figuras 24-29.
En el paso S334 en la subrutina que empieza en
el paso S20 (véase la Figura 25), las fuerzas longitudinales
F_{Xi} de ruedas y la fuerza motriz D son estimada mediante las
mismas expresiones (3.1) y (3.4) que en el vehículo de tracción en
la cuatro ruedas. Sin embargo, como los parámetros I_{Df},
I_{Dr} y a del sistema son iguales a cero en el vehículo de
tracción en las ruedas traseras, esas expresiones serán
simplificadas. En el paso S344, la velocidad longitudinal SVB del
vehículo es seleccionada a partir del valor estimado obtenido
mediante las expresiones (3.21a) de las ruedas delanteras no
motrices. Como no hay valor estimado (excepto el ángulo de
deslizamiento de la carrocería) en las expresiones (3.21a), la
velocidad SVB resultante será más fiable que la del vehículo de
tracción en las cuatro ruedas.
En el paso S40 en la rutina principal en la
Figura 24, el valor objetivo básico F_{Xi0} para cada rueda
durante la ausencia de tracción es calculado mediante la expresión
(5.2c). La primera fuerza longitudinal objetivo F_{Xi1} para cada
rueda es obtenida mediante las expresiones (5.4) para las ruedas
delanteras, (5.8) para la rueda interior (izquierda) trasera y
(5.11) para la rueda exterior (derecha) trasera.
En el paso S368 en la subrutina mostrada en la
Figura 26 para el proceso de evitación de trompo, los momentos de
guiñada objetivo durante la ausencia de frenado pueden ser
calculados de maneras similares que durante el frenado en el
vehículo de tracción en las cuatro ruedas [o sea, en el vehículo de
tracción en las ruedas traseras, el proceso de evitación de trompo
es idéntico durante el frenado y la ausencia de frenado], excepto
en que el momento de guiñada crítico eficaz M_{rlG}_min es dado
por la expresión (5.28) [el proceso de evitación de deriva en el
vehículo de tracción en las ruedas traseras es idéntico que en el
vehículo de tracción en las cuatro ruedas].
Las expresiones usadas en los procesos de los
pasos S220-S240 son idénticas que las del vehículo
de tracción en las cuatro ruedas. Sin embargo, como los parámetros
constantes I_{Df}, I_{Dr} y a son iguales a cero, los cálculos
aquí serán simplificados.
Los procesos con respecto al vehículo de
tracción en las ruedas traseras, aparte de los indicados
anteriormente, son sustancialmente idéntico que los del vehículo de
tracción en las cuatro ruedas.
La cuarta realización es idéntica que la tercera
realización excepto en que no se efectúa la modulación de la
potencia del motor de la subrutina como se muestra en la Figura 28.
Así, el paso S220 es evitado. En el paso S240, la fuerza motriz D
obtenida de la expresión (3.4) es sustituida en la expresión
(5.99).
El dispositivo de control de movimiento del
vehículo según la presente invención también puede estar incluido
en un vehículo de tracción en las ruedas delanteras. Refiriéndose
nuevamente a la Figura 23, en un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras, como es bien conocido en la técnica, las ruedas traseras
no tienen fuerza motriz y, por tanto, no hay sistema que transmita
el par motor a las rueda traseras, correspondiente a los árboles
22R y 22L de ruedas, al dispositivo central 62 de engranajes de
diferencial, al árbol propulsor trasero 66 y al dispositivo trasero
70 de engranajes de diferencial. Las ruedas traseras pueden girar
independientemente entre sí. Las otras estructuras en el vehículo
de tracción en las ruedas delanteras son sustancialmente idénticas
que las mostrada esquemáticamente en la Figura 23.
Los protocolos del control de movimiento del
vehículo para el vehículo de tracción en las ruedas delanteras
según la presente invención también son sustancialmente similares
que los del vehículo de tracción en las cuatro ruedas como se
describieron anteriormente. En lo siguiente, las diferencias en los
protocolos respecto a los del vehículo de tracción en las cuatro
ruedas son observados con referencia a las Figuras
24-29.
En el paso S334 de la subrutina que empieza en
el paso S20 (véase la Figura 25), las fuerzas longitudinales
F_{Xi} de ruedas y la fuerza motriz D son estimadas mediante las
mismas expresiones (3.1) y (3.4) que en el vehículo de tracción en
las cuatro ruedas. Sin embargo, como los parámetros I_{Df},
I_{Dr} y 1/a del sistema son iguales a cero en el vehículo de
tracción en las ruedas delanteras, esas expresiones serán
simplificadas. En el paso S344, la velocidad longitudinal SVB del
vehículo es seleccionada a partir del valor estimado obtenido
mediante las expresiones (3.21b) de las ruedas traseras no motrices.
La velocidad SVB resultante será más fiable que en el vehículo de
tracción en las cuatro ruedas debido a la ausencia de cualquier
valor estimado en las expresiones (3.21b).
En el paso S40 de la rutina principal en la
Figura 24, el valor objetivo básico F_{Xi0} para cada rueda
durante la ausencia de frenado es calculado mediante la expresión
(5.2d). La primera fuerza longitudinal objetivo F_{Xi1} para cada
rueda es obtenida mediante las expresiones (5.5) para las ruedas
delanteras, (5.7) para la rueda interior (izquierda) trasera y
(5.10) para la rueda exterior (derecha) trasera.
En el paso S368 de la subrutina mostrada en la
Figura 26 para el proceso de evitación de trompo, los momentos de
guiñada objetivo pueden ser calculados de maneras similares que las
del vehículo de tracción en las cuatro ruedas excepto en que,
durante la ausencia de frenado, la rueda interior trasera no es
usada porque no es motriz (véase la sección
I-5-4 (ii) (b) respecto a los
detalles).
En el paso S388 de la subrutina mostrada en la
Figura 27 para el proceso de evitación de deriva, los momentos de
guiñada objetivo pueden ser calculados de maneras similares que las
del vehículo de tracción en las cuatro ruedas excepto en que,
durante la ausencia de frenado, la rueda exterior trasera no es
usada porque no es motriz. El momento de guiñada crítico eficaz de
la rueda interior trasera es calculado solo en el lado de frenado
(las cuadrantes inferiores en un círculo de rozamiento). Además, el
proceso de evitación de deriva que usa solo las ruedas traseras
opuestas (véase la sección I-5-4
(ii) (d)) no está disponible en el vehículo de tracción en las
ruedas delanteras porque las ruedas traseras no son motrices.
Las expresiones usadas en los procesos de los
pasos S220-S240 son idénticas que las del vehículo
de tracción en las cuatro ruedas. Sin embargo, como los parámetros
I_{Df}, I_{Dr} y 1/a del sistema son iguales a cero, los
cálculos aquí serán simplificados.
Los procesos con respecto al vehículo de
tracción en las ruedas delanteras, aparte de los indicados
anteriormente, son sustancialmente idénticos que los del vehículo
de tracción en las cuatro ruedas.
La sexta realización es idéntica que la quinta
realización excepto en que no se efectúa la modulación de la
potencia del motor de la subrutina como se muestra en la Figura 28.
Así, el paso S220 es evitado. En el paso S240, la fuerza motriz D
obtenida de la expresión (3.4) es sustituida en la expresión
(5.99).
Aunque la presente invención ha sido descrita
con detalle con respecto a sus realizaciones preferidas y algunas
modificaciones parciales suyas, para los expertos en la técnica será
evidente que otras modificaciones diversas son posibles con respecto
a las realizaciones mostradas dentro del alcance de la presente
invención.
En la derivación de la expresión (3.1), se
supone que el vehículo es un vehículo de tracción en las cuatro
ruedas y, por consiguiente, todas las ruedas son tratadas como
ruedas motrices. Las expresiones de los vehículos de tracción en dos
ruedas pueden ser obtenidas simplemente suponiendo que algunos
parámetros son nulos.
La fuerza longitudinal F_{Xi} sobre cada rueda
puede ser expresada mediante una ecuación de movimiento convencional
de la rotación en cada rueda:
donde \omegad_{i} designa la
aceleración angular en cada rueda, T_{i} designa el par motor de
tracción aplicado a cada rueda desde el dispositivo respectivo
(delantero o trasero) de engranajes de diferencial. En cuanto al
vehículo de tracción en dos ruedas, el par motor T_{i} es cero en
uno cualquiera de los pares de las ruedas delanteras y
traseras.
El par motor T_{i} aplicado a cada rueda es
transmitido desde el motor a través del dispositivo central de
engranajes de diferencial y de cada uno de los dispositivos
delantero y trasero de engranajes de diferencial. Así, T_{i} puede
ser expresado por el par motor producido por el motor.
El par motor T_{e}, extraído del motor, se
relacionan con el par motor T_{C}, introducido en el dispositivo
central de engranajes de diferencial, mediante la ecuación de
movimiento de la rotación del motor:
donde \omegad_{e} designa la
aceleración angular del motor, o sea, la derivada respecto al tiempo
de la velocidad de rotación del motor en el ángulo \omega_{e}.
El momento I_{e} de inercia incluye aquellos desde el motor al
árbol de salida de la transmisión (véase la Figura 23) y se supone
que la relación de engranajes de reducción en el dispositivo de
engranajes de diferencial es 1 para simplificar el cálculo descrito
aquí.
Refiriéndose a la Figura 30A, en el dispositivo
central de diferencial, el par motor T_{C}, introducido desde el
árbol de salida de la transmisión, es distribuido a través de un
engranaje planetario 60A a una corona 64A, conectada al árbol
propulsor delantero, y a un piñón central 66A conectado al árbol
propulsor trasero. Entonces, los pares motores T_{F} y T_{R}
extraídos a los dispositivos delantero y trasero de engranajes de
diferencial son dados por:
donde a = T_{F}/T_{R} y T_{C}
= T_{F} +
T_{R}.
Además, el equilibro de fuerzas en este tren de
engranajes es dado como (véase la Figura 30B):
donde r_{C}, r_{F} y r_{R}
son los radios de la rotación del centro del engranaje planetario,
la corona y el piñón central, respectivamente. Como se muestra en
la Figura 30A, estos radios se relacionan entre sí como: r_{C} =
(r_{F} + r_{R})/2 y r_{F}>r_{R}. Así, a partir de las
expresiones (A1.3) y (A1.4), la relación de los radios es dada
también por r_{F}/r_{R} = a [a partir de un cálculo sencillo,
también se obtiene T_{F}/r_{F} =
T_{R}/r_{R}].
La relación de las velocidades de rotación de
los engranajes es dada también por:
\omega_{F}\cdotr_{F} +
\omega_{R}\cdotr_{R} =
2\omega_{C}\cdotr_{C}
donde \omega_{F},
\omega_{R} y \omega_{C} designan las velocidades angulares
de la corona, el piñón central y el centro del engranaje planetario
(alrededor del piñón central), respectivamente. Así, la velocidad
angular del centro del engranaje planetario es expresada con al
relación a
por:
Entonces, la derivada respecto al tiempo de esta
expresión es dada por:
donde \omegad_{F},
\omegad_{R} designan las aceleraciones angulares de la corona y
del piñón central. Estas aceleraciones angulares son aplicadas
directamente a los dispositivos delantero y trasero de engranajes
de diferencial, respectivamente. \omegad_{C} es la aceleración
angular del centro del engranaje planetario. Como se describió
antes, como la relación de engranajes de reducción en el dispositivo
de engranajes de diferencial se supone que es 1, la aceleración
angular \omegad_{C} del centro del engranaje planetario se
supone que \omegad_{C} =
\omegad_{e}.
Los pares motores T_{F} y T_{R} y las
aceleraciones angulares \omegad_{F}, \omegad_{R} se
relacionan con el par motor aplicado a las ruedas respectivas por
medio de la ecuación de movimiento de la rotación en cada uno de
los dispositivos delantero y trasero de engranajes de
diferencial:
Suponiendo que, en cada uno de los dispositivos
de engranajes de diferencial, el par motor es distribuido
igualmente a las ruedas izquierda y derecha, o sea
A partir de las relaciones del par motor y las
aceleraciones antes descritas, la expresión (A1.1) es reescrita como
sigue:
donde D designa la fuerza motriz
total que es obtenida del par motor T_{e} con D = T_{e}/r. La
aceleración angular \omegad_{i} en cada rueda puede ser
convertida e la aceleración VWd_{i} de rotación de la rueda con
VWd_{i} = r.
\omegad_{i}.
Así, la fuerza longitudinal F_{Xi} en cada
rueda es expresada con una función de la fuerza motriz total, la
fuerza B_{i} de frenado y la aceleración VWd_{i} de rotación de
rueda en cada rueda como se describió en la expresión (3.1).
En cuanto a los vehículos de tracción en dos
ruedas, un vehículo de tracción en las ruedas traseras tiene solo
un dispositivo trasero de engranajes de diferencial que corresponde
al dispositivo central de engranajes de diferencial en los cálculos
anteriores y, por tanto, I_{Df}, I_{Dr} y a son iguales a cero.
Por otra parte, un vehículo de tracción en las ruedas delanteras
tiene solo un dispositivo delantero de engranajes de diferencial
que corresponde al dispositivo central y, por tanto, I_{Df},
I_{Dr} y 1/a son iguales a cero.
Como se muestra en la Figura 5A, el coeficiente
\mu de rozamiento estático es dado por una función de la relación
\lambda de deslizamiento compuesto. Refiriéndose a la Figura 31A,
con un cierto \mu y su derivada
(\partial\mu/\partial\lambda), \mu_{max} es expresado
como:
donde \Delta\lambda es un
desplazamiento pequeño de \lambda, respectivamente. Entonces,
\Delta\lambda es definido
como:
\Delta\mu =
(\partial\mu/\partial\lambda)_{\lambda =0}
\Delta\lambda.
donde
(\partial\mu/\partial\lambda)_{\lambda =0} es la
pendiente de la curva de \mu(\lambda) en
\lambda=0.
Así, \mu_{max} es dado aproximadamente por
la expresión (3.22).
En esta estimación con la expresión (3.22),
\Delta\mu y
(\partial\mu/\partial\lambda)_{\lambda =0} son
dados como parámetros fijos. Así, antes de que la fuerza de reacción
de la carretera esté saturada, la diferencia entre el \mu_{max}
verdadero y el \mu_{max} estimado depende de la magnitud
relativa de \Delta\mu respecto al \mu_{max} verdadero. Como
se muestra en la Figura 31B, el \mu_{max} estimado varía desde
\Delta\mu en \lambda=0 al \mu_{max} verdadero junto con el
incremento de \lambda. Así, si el \mu_{max} verdadero es
relativamente pequeño, el \mu_{max} estimado es siempre mayor
que el verdadero a no ser que la fuerza de reacción de la carretera
esté saturada. Por otra parte, si el \mu_{max} verdadero es
relativamente grande, el \mu_{max} estimado es menor que el
verdadero como se muestra en la Figura 5C. Sin embargo, después de
que la fuerza de reacción de la carretera está saturada,
\mu_{max} es estimada correctamente.
Durante el frenado para una |F_{Xi}|
grande y una |F_{Yi}| pequeña, o sea cuando el vehículo está
marchando en una trayectoria recta, \xi es expresado por
\xii
=(1-|F_{Xi}|/\mu_{maxi}\cdotF_{Zi})^{1/3}
Como se observó en la sección
I-3-6, \xi \geq 0 debe ser
satisfecho durante el frenado para una |F_{Xi}| grande y una
|F_{Yi}| pequeña de modo que al menos una rueda debería ser
controlada a fin de cumplir está condición. Para hacer esto, el
coeficiente de rozamiento máximo \mu_{max} para una rueda
trasera puede ser estimado como
donde \Delta\mu es un valor
pequeño tal como 0,01. Entonces, el coeficiente de rozamiento para
una rueda trasera será estimada menor y, por consiguiente, la
fuerza de frenado sobre las ruedas traseras también será controlada
para ser de valor más pequeño, evitando la inestabilidad del
comportamiento en marcha de un vehículo durante el
frenado.
\vskip1.000000\baselineskip
En lo siguiente, se relacionan las expresiones
durante el giro a la derecha, diferentes que aquellas durante el
giro a la izquierda. Los números correspondientes de las expresiones
indican las expresiones correspondientes durante el giro a la
izquierda.
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Cuando el valor de índice satisface:
donde \DeltaMs es una constante
positiva pequeña apropiada, el comportamiento es evaluado en el
estado de
trompo.
Si el valor de índice satisface:
donde \DeltaMd es una constante
positiva pequeña apropiada, Kf es un factor positivo apropiado de
0,8-0,9, el comportamiento es evaluado en el estado
de deriva según I_{B}\cdot\gammad \leq
0.
\newpage
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antibloqueo de
rueda.
\vskip1.000000\baselineskip
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras y un vehículo de tracción en las cuatro ruedas:
Durante el frenado: idéntico que en el vehículo
de tracción en las ruedas delanteras;
Durante la ausencia de frenado:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antipatinaje de
rueda.
\vskip1.000000\baselineskip
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antibloqueo de
rueda.
\newpage
En un vehículo de tracción en las ruedas
traseras y un vehículo de tracción en las cuatro ruedas:
Durante el frenado: idéntico que en el vehículo
de tracción en las ruedas delanteras;
Durante la ausencia de frenado:
representa una fuerza longitudinal
objetivo de antipatinaje de
rueda
\vskip1.000000\baselineskip
(Fuerzas objetivo para suprimir y/o
evitar el estado de
trompo)
Para suprimir esta tendencia al trompo, un
momento Mns de guiñada de control en el sentido contra el trompo es
generado por las ruedas a fin de satisfacer
donde Mns debería ser distribuido a
las ruedas a fin de
satisfacer
M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betad_{r} \geq
\DeltaMs
después de un proceso de
control.
\vskip1.000000\baselineskip
Si |F_{XDi}| es pequeña, o sea el ángulo
|\beta_{i}| de deslizamiento es grande,
donde
F_{YiG1}=-(\mu_{maxi}2F_{Zi}^{2} -
F_{Xil}^{2})^{1/2}_{.}
Cuando \beta_{f} > 0,
donde F_{Xfl} =- \mu_{max \ fl}
F_{Zfl}
cos\beta_{fl}.
donde
donde F_{Yfl}_min
=-(\mu_{maxfl}^{2}
F_{Zfl}^{2}-F_{Xfl}_min^{2})^{1/2}.
Cuando \betaf > 0:
\vskip1.000000\baselineskip
donde F_{YDfl}
=-(\mu_{maxfl}^{2}F_{Zfl}^{2} -
F_{XDfl}^{2})^{1/2}.
\vskip1.000000\baselineskip
Durante el frenado del vehículo
Durante la ausencia de frenado
M_{rrG}_max =
M_{rrG0}
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
De otro modo, o sea,
el momento de guiñada total del
vehículo puede ser expuesto
como:
\newpage
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
El momento de guiñada total del vehículo puede
ser expuesto como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\newpage
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
De otro modo, o sea
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
El modo de distribuir el momento Mns de guiñada
es básicamente idéntico que en el caso (a)(1) de durante el frenado
como se describió antes. Sin embargo, M_{rrG}_max es dado por la
expresión (5.28).
\vskip1.000000\baselineskip
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
De otro modo,
el momento de guiñada total del vehículo debería
ser expuesto como:
como el factor K_{ls} es
expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
el momento de guiñada total del
vehículo debería ser expuesto
como:
\newpage
Entonces, como el factor K_{ls} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
\vskip1.000000\baselineskip
De otro modo,
el momento de guiñada total del vehículo debería
ser expuesto como:
como el factor K_{ls} es
expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Para un |\beta_{fl}| grande, o sea
F_{XDfl} \geq F_{2}:
Para un |\beta_{fl}| pequeño, o sea
F_{XDfl} \leq F_{2},
\vskip1.000000\baselineskip
\newpage
Si F_{Xrl1} \geq- \mu_{max \ rl}F_{Zrl}
sen(arctg((Tr/2)/Lr)), se selecciona el resultado del signo
+.
Si F_{Xrl1} <- \mu_{max \ rl}F_{Zrl}
sen(arctg((Tr/2)/Lr)), se selecciona el resultado del signo
-.
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Si F_{Xrr1} \geq \mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg((Tr/2)/Lr)), se selecciona el
resultado de signo +.
Si F_{Xrr1} < \mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg((Tr/2Lr)), se selecciona el resultado
de signo -.
\vskip1.000000\baselineskip
donde
(Fuerzas objetivo para suprimir y/o
evitar el estado de
deriva)
Para la supresión de un estado de deriva, el
momento Mnd de guiñada de control contra la deriva es generado por
cualquiera de las ruedas a fin de establecer
Mnd debería ser distribuido a las ruedas a fin
de satisfacer
después de un proceso de
control.
donde F_{YfrG1} =-(\mu_{max \
fr}^{2}F_{Zfr}^{2} -
F_{Xfrl}^{2})^{1/2}
\vskip1.000000\baselineskip
Para F_{Xrrl} > \mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/(2Lr))),
Para F_{Xrrl} \leq \mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/(2Lr))),
Para F_{Xrl1} >- \mu_{max \ rl}
F_{Zrl} sen(arctg(Tr(2Lr))):
\vskip1.000000\baselineskip
Durante el frenado
Durante la ausencia de frenado,
Para F_{Xrl1} <-\mu_{max \
rl}F_{Zrl}sen(arctg(Tr/(2Lr))),
\newpage
Las expresiones generales para distribuir Mnd
son como sigue:
El momento de guiñada total del vehículo debería
ser expuesto como:
Entonces, como el factor K_{ld} es expresado
por
el momento objetivo para cada rueda
puede ser expuesto
como:
(1) \delta >- arctg{(Tr/2(/Lr)}, y
F_{XFl1}<-\mu_{max}F_{Zfr}sen(arctg((Tr/2)/Lr)+\delta))
(2) \delta
\leq-arctg{(Tr/2)/Lr)} y F_{Xfl1} < 0.
el término
(M_{frG}_min-M_{frG1}) es suprimido.
De otro modo, la expresión (5.81) es
aplicada.
\vskip1.000000\baselineskip
La fuerza en la rueda interior trasera debería
ser
aumentada hacia el punto B
- si F_{Xrr1} > \mu_{max \ rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/(2Lr)))
y reducida hacia el punto D
- si F_{Xrr1} \leq \mu_{max \ rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/(2Lr))).
M_{iG}_min a ser usado en las expresiones
generales para cada caso ha sido definido en la subsección (i)
anterior.
\newpage
En un vehículo de tracción en las ruedas
delanteras:
En las expresiones generales, el término
(M_{rlG}_min-M_{rlG1}) es suprimido.
\vskip1.000000\baselineskip
Las expresiones generales
(5.82-83), donde M_{frG}_min = M_{frG1},
Si F_{Xfr1} >-\mu_{max \ fr}
F_{Zfr}sen(arctg(Tr/2L_{f})+\delta), se
selecciona el resultado de signo +.
Si F_{Xfl1} \leq-\mu_{max
\ fr} F_{Zfr}sen(arctg(Tr/2L_{f})+\delta),
F_{Xfl3} = F_{Xfl1}.
\vskip1.000000\baselineskip
Si F_{Xrr1} \geq\mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/2L_{r})), se selecciona el
resultado de signo +.
Si F_{Xrr1}< \mu_{max \
rr}F_{Zrr}sen(arctg(Tr/2L_{r})), se selecciona el
resultado de signo -.
\vskip1.000000\baselineskip
Si
F_{Xrl1}\geq-\mu_{maxrl}F_{Zrl}sen(arctg(Tr/2L_{r})),
se selecciona el resultado de signo +.
Si
F_{Xrl1}<-\mu_{maxrl}F_{Zrl}sen(arctg(Tr/2L_{r})),
se selecciona el resultado de signo -.
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
Claims (78)
1. Un dispositivo (36) para controlar el
comportamiento en marcha de un vehículo, teniendo el vehículo una
carrocería (12) y ruedas, comprendiendo:
medios para estimar la fuerza de reacción de la
carretera generada sobre cada una de las ruedas;
medios para calcular los momentos de guiñada
alrededor del centroide (centro de gravedad) de la carrocería (12)
generados por la fuerza de reacción de la carretera sobre las ruedas
respectivas;
medios para controlar las fuerzas de tracción y
frenado sobre cada una de las ruedas basados en dichos momentos de
guiñada a fin de estabilizar la marcha del vehículo,
dichos medios de control de fuerzas de tracción
y frenado incluyen medios de cálculo para calcular el momento de
guiñada necesario para ser añadido a la carrocería (12) a fin de
estabilizar la marcha del vehículo, y controlan las fuerzas de
tracción y frenado sobre cada una de las ruedas a fin de añadir
dicho momento de guiñada necesario a la carrocería (12),
caracterizados porque
dicho momento de guiñada necesario es calculado
basado en el momento de guiñada generado actualmente por la fuerza
de reacción de la carretera sobre cada una de las ruedas y el
momento de guiñada crítico que puede ser generado mediante el
control de las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las
ruedas, siendo dicho momento de guiñada crítico definido como el
momento de guiñada que puede ser generado alrededor del centroide
(centro de gravedad) de la carrocería (12) suponiendo que la fuerza
de reacción de la carrocería es maximizada mientras mantiene su
componente de fuerza longitudinal.
2. Un dispositivo (36) según la reivindicación
1, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan las fuerzas objetivo de tracción y frenado para
cada una de las ruedas basados en dicho momento de guiñada
necesario, y controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada
una de las ruedas basados en dichas fuerzas objetivo de tracción y
frenado.
3. Un dispositivo (36) según la reivindicación
1, en el que dichos medios de cálculo estiman, basados en el modelo
de neumático, la fuerza de reacción de la carretera que puede ser
generada sobre cada una de las ruedas, y calculan dicho momento de
guiñada que puede ser generado sobre cada una de las ruedas según la
fuerza de reacción de la carretera generada actualmente y dicha
fuerza de reacción de la carretera que puede ser generada sobre cada
una de las ruedas.
4. Un dispositivo (36) según cualquiera de las
reivindicación 1 a 3, en el que dichas ruedas incluyen las ruedas
delanteras izquierda y derecha (24FL; 24FR) y las ruedas traseras
izquierda y derecha (24RL; 24RR), y dichos medios de control de
fuerzas de tracción y frenado evalúan que la magnitud de la suma de
los momentos de guiñada generados actualmente es demasiado grande y
el vehículo está en un estado de trompo si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} está fuera de un margen predeterminado, donde
M_{fl} y M_{fr} designan los momentos de guiñada alrededor del
centroide (centro de gravedad) de la carrocería (12) generados por
la fuerza de reacción de la carretera sobre las ruedas delanteras
izquierda y derecha (24FL; 24FR), respectivamente, y M_{rlG} y
M_{rrG} designan los momentos de guiñada críticos con las fuerzas
longitudinales actuales sobre las ruedas traseras izquierda y
derecha (24RL; 24RR), respectivamente.
5. Un dispositivo (36) según la reivindicación
4, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado evalúan que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} está
fuera de un margen predeterminado si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG}
+ M_{rrG} es mayor que un valor negativo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la izquierda
o si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un
valor positivo de referencia para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del giro a la
izquierda del vehículo es definido como el sentido positivo de un
momento de guiñada.
6. Un dispositivo (36) según la reivindicación
5, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no
es mayor que un valor negativo -\DeltaMs de referencia de control
si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que dicho
valor de referencia negativo para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la izquierda, y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG}
+ M_{rrG} no es menor que un valor positivo \DeltaMs de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
es menor que dicho valor positivo de referencia para evaluación
cuando el vehículo está efectuando un giro a la derecha.
7. Un dispositivo (36) según la reivindicación
6, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan el momento de guiñada objetivo para una exterior de
las ruedas delanteras (24FL; 24FR) con respecto al centro de giro
del vehículo para que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no
sea mayor que dicho valor negativo -\DeltaMs de referencia de
control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que
dicho valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda y que M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no sea menor que dicho valor
positivo \DeltaMs de referencia de control M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un valor positivo de referencia
para evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la
derecha, y dichos medios de control de fuerzas de tracción y frenado
también calculan la fuerza longitudinal objetivo sobre dicha rueda
exterior delantera basados en dicho momento de guiñada objetivo y
controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre dicha rueda
exterior delantera basados en dicha fuerza longitudinal
objetivo.
8. Un dispositivo (36) según la reivindicación
7, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado evalúan si un estado de trompo puede ser suprimido por el
control de dicha rueda exterior delantera, y calculan la fuerza
longitudinal objetivo para dicha rueda exterior delantera basados en
dicho momento de guiñada objetivo cuando el estado de trompo puede
ser suprimido por el control de dicha rueda exterior delantera, y
controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre la rueda exterior
delantera basados en dicha fuerza longitudinal objetivo.
9. Un dispositivo (36) según cualquiera de las
reivindicaciones 1 a 3, en el que dichas ruedas incluyen las ruedas
delanteras izquierda y derecha (24FL; 24FR) y las ruedas traseras
izquierda y derecha (24Rl; 24RR), y dichos medios de control de
fuerzas de tracción y frenado evalúan que las fuerzas laterales
sobre las ruedas delanteras (24FL; 24FR) alcanzan los límites de los
neumáticos correspondientes mientras que la fuerzas laterales sobre
las ruedas traseras (24RL; 24RR) no han alcanzado los límites de los
neumáticos correspondientes y el vehículo está en un estado de
deriva si la magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} a
M_{flG} + M_{frG} es mayor que un valor de referencia mínimo y
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} está fuera de un margen
predeterminado, donde M_{fl} y M_{fr} designan los momentos de
guiñada alrededor del centroide (centro de gravedad) de la
carrocería generados por la fuerza de reacción de la carretera sobre
las ruedas delanteras izquierda y derecha (24FL; 24FR),
respectivamente, y M_{flG}, M_{frB}, M_{rlG}, M_{rrG}
designan los momentos de guiñada críticos con las fuerzas
longitudinales actuales sobre las ruedas delantera izquierda,
delantera derecha, trasera izquierda y trasera derecha (24FL; 24FR;
24RL; 24RR), respectivamente.
10. Un dispositivo (3) según la reivindicación
9, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado evalúan que las fuerzas laterales sobre las ruedas
delanteras (24FL; 24FR) alcanzan los límites de los neumáticos
correspondientes mientras que las fuerzas laterales sobre las ruedas
traseras (24RL; 24RR) no han alcanzado los límites de los neumáticos
correspondientes y el vehículo está en un estado de deriva si la
magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} a M_{flG} +
M_{frG} es mayor que un valor de referencia mínimo y M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un valor negativo de
referencia para la evaluación cuando el vehículo está haciendo un
giro a la izquierda o si la magnitud de la relación de M_{rlB} +
M_{rrG} a M_{flG} + M_{frG} es mayor que un valor de
referencia mínimo y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es
mayor que un valor positivo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del
giro a la izquierda del vehículo es definido como el sentido
positivo del momento de guiñada.
11. Un dispositivo (36) según la reivindicación
10, en el que dicho valor de referencia mínimo es un valor positivo
menor que uno.
12. Un dispositivo (36) según la reivindicación
10 o 11, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no
es menor que dicho valor negativo -\DeltaMd de referencia de
control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que
dicho valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda, y M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no es mayor que un valor positivo
\DeltaMd de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que dicho valor positivo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha.
13. Un dispositivo (36) según la reivindicación
12, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan un momento de guiñada objetivo para cada una de las
ruedas traseras (24RL; 24RR) para que M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} no sea menor que dicho valor negativo -
\DeltaMs de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} es menor que dicho valor negativo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la izquierda, y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
no sea mayor que un valor positivo \DeltaMs de referencia de
control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que
dicho valor positivo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la derecha, y dichos medios de
control de fuerzas de tracción y frenado calculan la fuerza
longitudinal objetivo sobre cada una de las ruedas traseras basados
en dicho momento de guiñada objetivo y controlan las fuerzas de
tracción y frenado sobre dichas ruedas traseras basados en dicha
fuerza longitudinal objetivo.
14. Un dispositivo (36) según la reivindicación
13, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan el valor admisible máximo para el momento de
guiñada de giro de la carrocería alrededor del centroide (centro de
gravedad) de la carrocería (12) en el mismo sentido del giro del
vehículo a ser generado por la fuerza de reacción de la carretera
sobre cada una de las ruedas traseras (24RL; 24RR), y limitan dicho
momento de guiñada objetivo para cada una de las ruedas traseras
(24RL; 24RR) si dicho momento de guiñada objetivo supera dicho valor
admisible máximo.
15. Un dispositivo (36) según la reivindicación
7, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado incluyen medios para calcular el ángulo de deslizamiento de
cada una de las ruedas; medios para calcula la carga vertical sobre
cada una de las ruedas; medios para calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; medios para calcular el límite
de marcha normal para la fuerza longitudinal objetivo para cada una
de las ruedas basados en dicha carga vertical y dicho coeficiente de
rozamiento estático máximo; con dichos medios de control de fuerzas
de tracción y frenado impidiendo que la fuerza longitudinal objetivo
para cada una de las ruedas distinta que la rueda exterior
delantera supere el límite de marcha normal correspondiente.
\newpage
16. Un dispositivo según la reivindicación 13,
en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y frenado
incluyen medios para calcular el ángulo de deslizamiento de cada una
de las ruedas; medios para calcular la carga vertical sobre cada una
de las ruedas; medios para calcular el coeficiente de rozamiento
estático máximo entre la rueda y la superficie de la carretera en
cada una de las ruedas; medios para definir el límite de marcha
normal para la fuerza longitudinal objetivo para cada una de las
ruedas basados en dicha carga vertical y dicho coeficiente de
rozamiento estático máximo; con dichos medios de control de fuerzas
de tracción y frenado impidiendo que la fuerza longitudinal objetivo
para cada una de las ruedas delanteras izquierda y derecha (24FL;
24FR) supere el límite de marcha normal correspondiente.
17. Un dispositivo (36) según la reivindicación
15 o 16, en el que dichos medios definidores de límites de marcha
normal definen un primer margen de fuerza longitudinal en el que la
fuerza compuesta de reacción de la carretera sobre la rueda no es
saturado a su valor crítico con un ángulo de deslizamiento según el
modelo de neumático y un segundo margen basados en la carga vertical
y el coeficiente de rozamiento estático máximo para cada una de las
ruedas, y seleccionan como límites de marcha normal superior e
inferior, para cada una de las ruedas, el margen mayor de dichos
márgenes primero y segundo.
18. Un dispositivo (36) según la reivindicación
17, en el que dichos medios definidores de límites de marcha normal
definen dicho segundo margen a lo largo de la dirección longitudinal
de la carrocería.
19. Un dispositivo (36) según la reivindicación
4, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado estiman la velocidad angular \betadr de deslizamiento de
las ruedas traseras (24RL; 24RR) y evalúan que M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} -KI\betadr está fuera de un margen
predeterminado si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
-KI\betadr es mayor que un valor negativo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la izquierda
o si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} -KI\betadr es
menor que un valor positivo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del
giro a la izquierda del vehículo es definido como el sentido
positivo de un momento de guiñada y KI designa una constante
positiva.
20. Un dispositivo (36) según la reivindicación
19, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas para satisfacer que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} -KI\betadr no es mayor que un valor negativo -
\DeltaMs de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} -KI\betadr es mayor que dicho valor negativo
de referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la izquierda, y que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} -KI\betadr no es menor que un valor positivo \DeltaMs
de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} -KI\betadr es menor que dicho valor positivo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha.
21. Un dispositivo (36) según la reivindicación
20, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan un momento Mns de guiñada de evitación de trompo
que satisface la condición de M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} + Mns = \DeltaMs - KI\betadr, y controlan las fuerzas
de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas a fin de generar
dicho momento de guiñada de evitación de trompo.
22. Un dispositivo (36) según la reivindicación
21, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan la fuerza longitudinal objetivo para cada una de
las ruedas para generar dicho momento de guiñada de evitación de
trompo, y controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas basados en dicha fuerza longitudinal objetivo para
esto.
23. Un dispositivo (36) según la reivindicación
9, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado estiman la velocidad angular \betadr de deslizamiento de
las ruedas traseras (24RL; 24RR) y evalúan que las fuerzas laterales
sobre las ruedas delanteras (24FL; 24FR) alcanzan los limites de los
neumáticos correspondientes mientras que las fuerzas laterales sobre
las ruedas traseras (24RL; 24RR) no alcanzan los límites de los
neumáticos correspondientes y el vehículo está en un estado de
deriva si la magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que un valor de referencia mínimo y
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es menor
que un valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda o si la magnitud de
la relación de M_{rlG} + M_{rrG} a M_{flG} + M_{frG} es
mayor que un valor de referencia mínimo y M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es mayor que un valor positivo
de referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha, donde el sentido de giro a la izquierda del
vehículo es definido como el sentido positivo del momento de
guiñada.
24. Un dispositivo (36) según la reivindicación
23, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas para satisfacer que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} - KI\betadr no es menor que dicho negativo - \DeltaMd
de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG}-KI\betadr es menor que dicho valor
negativo de referencia para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la izquierda, y que M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr no es mayor que dicho valor
positivo \DeltaMd de referencia de control si M_{fl} + M_{fr}
+ M_{rlG} + M_{rrG} -KI\betadr es mayor que dicho valor
positivo de referencia para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la derecha.
25. Un dispositivo (36) según la reivindicación
24, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan el momento Mnd de guiñada de evitación de deriva
que satisface la condición de M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} + Mnd = \DeltaMd - KI\betadr y controlan las fuerzas
de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas a fin de generar
dicho momento de guiñada de evitación de deriva.
26. Un dispositivo (36) según la reivindicación
25, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado calculan una fuerza longitudinal objetivo para cada una de
las ruedas para generar dicho momento de guiñada de evitación de
deriva, y controlan las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una
de las ruedas basados en dicha fuerza longitudinal objetivo para
esto.
27. Un dispositivo (36) según la reivindicación
22, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado incluyen medios para calcular el ángulo de deslizamiento de
cada una de las ruedas; medios para calcular la carga vertical sobre
cada una de las ruedas; medios para calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; medios para calcular el límite
de marcha normal para la fuerza longitudinal objetivo para cada una
de las ruedas basados en dicha carga vertical y dicho coeficiente de
rozamiento estático máximo; con dichos medios de control de fuerzas
de tracción y frenado impidiendo que la fuerza longitudinal objetivo
para cada una de las ruedas distinta que las ruedas necesarias para
la generación de dicho momento de guiñada de evitación de trompo
supere el límite de marcha normal correspondiente.
28. Un dispositivo (36) según la reivindicación
26, en el que dichos medios de control de fuerzas de tracción y
frenado incluyen medios para calcular el ángulo de deslizamiento de
cada una de las ruedas; medios para calcular la carga vertical sobre
cada una de las ruedas; medios para calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; medios para calcular el límite
de marcha normal para la fuerza longitudinal objetivo para cada una
de las ruedas basados en dicha carga vertical y dicho coeficiente de
rozamiento estático máximo; con dichos medios de control de fuerzas
de tracción y frenado impidiendo que la fuerza longitudinal objetivo
para cada una de las ruedas distinta que las ruedas necesarias para
la generación de dicho momento de guiñada de evitación de deriva
supere el límite de marcha normal correspondiente.
29. Un dispositivo (36) según la reivindicación
27 o 28, en el que dichos medios definidores de límites de marcha
normal definen un primer margen de fuerza longitudinal en el que la
fuerza compuesta de reacción de la carretera sobre la rueda no está
saturada a su valor crítico con un ángulo de deslizamiento según el
momento de neumático, y un segundo margen de la fuerza longitudinal
basados en la carga vertical y el coeficiente de rozamiento estático
máximo para cada una de las ruedas, y seleccionan el margen mayor de
dichos márgenes primero y segundo como los límites superior e
inferior de marcha normal para cada una de las ruedas en cada uno de
los términos de tracción y frenado del vehículo.
30. Un dispositivo (36) según la reivindicación
29, en el que dichos medios definidores de límites de marcha normal
definen dicho segundo margen a lo largo de la dirección longitudinal
de la carrocería.
31. Un dispositivo (36) según la reivindicación
21 o 25, en el que dicho término KI\betadr es suprimido.
32. Un dispositivo (36) según la reivindicación
1, llevando cada una de las ruedas un neumático; en el que dichos
medios estimadores de fuerzas de reacción de la carretera estiman la
fuerza longitudinal de neumático y la fuerza lateral de neumático
sobre cada una de las ruedas, y además estiman la fuerza de reacción
de la carretera sobre cada una de las ruedas basados en dicha fuerza
longitudinal de neumático y dicha fuerza lateral de neumático sobre
cada una de las ruedas.
33. Un dispositivo (36) según la reivindicación
32, en el que dicha fuerza longitudinal de neumático sobre cada una
de las ruedas es estimada basada en la fuerza motriz total del
vehículo, la fuerza de frenado sobre cada una de las ruedas y la
aceleración de rotación de rueda de cada una de las ruedas.
34. Un dispositivo (36) según la reivindicación
33, en el que dichos medios estimadores de fuerzas de reacción de la
carretera estiman la fuerza motriz total del vehículo basados en el
ángulo de dirección y la fuerza lateral de neumático en cualquiera
de las ruedas estimados en un ciclo anterior.
35. Un dispositivo (36) según cualquiera de las
reivindicaciones 32 a 34, en el que dichas fuerzas laterales de
neumáticos sobre las ruedas delanteras (24FL; 24FR) son estimadas
basadas en la velocidad de guiñada de la carrocería (12), la
aceleración lateral de la carrocería (12) y la fuerza longitudinal
sobre cada una de las ruedas.
36. Un dispositivo según cualquiera de las
reivindicaciones 32 a 34, en el que dichas fuerzas laterales de
neumáticos sobre las ruedas traseras (24RL; 24RR) son estimadas
basadas en la aceleración lateral de la carrocería (12), dichas
fuerzas longitudinales y dichas fuerzas laterales sobre las ruedas
delanteras (24FL; 24FR).
37. Un dispositivo según la reivindicación 32,
incluyendo además dicho vehículo un dispositivo (68; 70) de
engranajes de diferencial, en el que dichas fuerzas de reacción de
la carretera son estimadas teniendo en cuenta un mecanismo de
transmisión de par motor en dicho dispositivo (68; 70) de engranajes
de diferencial.
38. Un dispositivo según la reivindicación 32,
en el que se estima primero la suma de las fuerzas laterales sobre
las ruedas izquierda y derecha para cada uno de los pares de las
ruedas delanteras y traseras, y después las fuerzas laterales
individuales sobre las ruedas izquierda y derecha son calculadas a
partir de dicha suma de las fuerzas laterales según la relación
entre las fuerzas laterales correspondientes sobre las ruedas
izquierda y derecha obtenidas de un cálculo basado en el modelo de
neumático.
39. Un dispositivo según la reivindicación 27 o
28, en el que dichos límites de marcha normal son definidos
individualmente para el par de las ruedas delanteras (24FL; 24FR),
la rueda interior trasera y la rueda exterior trasera.
40. Un método para controlar el comportamiento
en marcha de un vehículo, teniendo el vehículo una carrocería (12) y
ruedas, comprendiendo los pasos de:
estimar la fuerza de reacción de la carretera
generada sobre cada una de las ruedas; y
calcular los momentos de guiñada alrededor del
centroide (centro de gravedad) de la carrocería (12) generados por
las fuerzas de reacción de la carretera sobre las ruedas
respectivas;
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas basado en dichos momentos de guiñada a
fin de estabilizar la marcha del vehículo,
dicho paso de controlar dichas fuerzas de
tracción y frenado incluye los pasos de:
calcular el momento de guiñada necesario para
ser añadido a la carrocería (12) a fin de estabilizar la marcha del
vehículo, y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas a fin de añadir dicho momento de
guiñada necesario a la carrocería (12), caracterizado
porque
dicho momento de guiñada necesario es calculado
basado en el momento de guiñada generado actualmente por la fuerza
de reacción de la carretera sobre cada una de las ruedas y el
momento de guiñada crítico que puede ser generado mediante el
control de las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las
ruedas, siendo dicho momento de guiñada crítico definido como el
momento de guiñada que puede ser generado alrededor del centroide
(centro de gravedad) de la carrocería (12) suponiendo que la fuerza
de reacción de la carretera es maximizada mientras se mantiene su
componente de fuerza longitudinal.
41. Un método según la reivindicación 40, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye además el paso de:
calcular las fuerzas objetivo de tracción y
frenado para cada una de las ruedas basado en dicho momento de
guiñada necesario, controlando de tal modo las fuerzas de tracción y
frenado sobre cada una de las ruedas basado en dichas fuerzas
objetivo de tracción y frenado.
42. Un método según la reivindicación 40, en el
que dicho paso de calcular dicho momento de guiñada necesario
incluye el paso de:
estimar la fuerza de reacción de la carretera
que puede ser generada sobre cada una de las ruedas basado en el
modelo de neumático, calculando de tal modo dicho momento de guiñada
que puede ser generado sobre cada una de las ruedas según la fuerza
de reacción de la carretera generada actualmente y dicha fuerza de
reacción de la carretera que puede ser generada sobre cada una de
las ruedas.
43. Un método según cualquiera de las
reivindicaciones 40 a 42, en el que dichas ruedas incluyen las
ruedas delanteras izquierda y derecha (24FL; 24FR) y las ruedas
traseras izquierda y derecha (24RL; 24RR), y dicho paso de controlar
dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además el paso de:
evaluar que la magnitud de la suma de los
momentos de guiñada generados actualmente es demasiado grande y el
vehículo está en un estado de trompo si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} está fuera de un margen predeterminado, donde
M_{fl} y M_{fr} designan los momentos de guiñada alrededor del
centroide de la carrocería (12) generados por las fuerzas de
reacción de la carretera sobre las ruedas delanteras izquierda y
derecha (24FL; 24FR), respectivamente, y M_{rlG} y M_{rrG}
designan los momentos de guiñada críticos con las fuerzas
longitudinales actuales sobre las ruedas traseras izquierda y
derecha (24RL; 24RR), respectivamente.
44. Un método según la reivindicación 43, en el
que dicha M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es evaluada
fuera de un margen predeterminado si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG}
+ M_{rrG} es mayor que un valor negativo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la izquierda
o si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un
valor positivo de referencia para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del giro a la
izquierda del vehículo es definido como el sentido positivo de un
momento de guiñada.
45. Un método según la reivindicación 44 en el
que las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas
con controladas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
no es mayor que un valor negativo - \DeltaMs de referencia de
control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que
dicho valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda, y M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no es menor que un valor positivo
\DeltaMs de referencia de control si M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} es menor que dicho valor positivo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha.
46. Un método según la reivindicación 45, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
calcular el momento de guiñada objetivo para la
exterior de las ruedas delanteras (24FL; 24FR) con respecto al
centro de giro del vehículo para que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG}
+ M_{rrG} no sea mayor que dicho valor negativo - \DeltaMs de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
es mayor que dicho valor negativo de referencia para evaluación
cuando el vehículo está efectuando un giro a la izquierda y que
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no sea menor que dicho
valor positivo \DeltaMs de referencia de control si M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un valor positivo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha;
calcular la fuerza longitudinal objetivo sobre
dicha rueda delantera exterior basado en dicho momento de guiñada
objetivo; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre dicha rueda delantera exterior basado en dicha fuerza
longitudinal objetivo.
47. Un método según la reivindicación 43, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye además los pasos de:
evaluar si un estado de trompo puede ser
suprimido por el control de dicha rueda delantera exterior;
calcular la fuerza longitudinal objetivo para
dicha rueda delantera exterior basado en dicho momento de guiñada
objetivo cuando el estado de trompo puede ser suprimido por el
control de dicha rueda delantera exterior; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre la rueda delantera exterior basado en dicha fuerza
longitudinal objetivo.
48. Un método según una cualquiera de las
reivindicaciones 40 a 42, en el que dichas ruedas incluyen las
ruedas delanteras izquierda y derecha (24FL; 24FR) y las ruedas
traseras izquierda y derecha (24RL; 24RR) y dicho paso de controlar
dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además el paso de:
evaluar que las fuerzas laterales sobre las
ruedas delanteras (24FL; 24FR) alcanzan los límites de los
neumáticos correspondientes mientras que las fuerzas laterales sobre
las ruedas traseras (24RL; 24RR) no han alcanzado los límites de los
neumáticos correspondientes y el vehículo está en un estado de
deriva si la magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} a
M_{flG} + M_{frG} es mayor que un valor de referencia mínimo y
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} está fuera de un margen
predeterminado, donde M_{fl} y M_{fr} designan los momentos de
guiñada alrededor del centroide de la carrocería generados por las
fuerzas de reacción de la carretera sobre las ruedas delanteras
izquierda y derecha (24FL; 24FR), respectivamente, y M_{flG},
M_{frG}, M_{rlG} y M_{rrG} designan los momentos de guiñada
críticos con las fuerzas longitudinales actuales sobre las ruedas
delantera izquierda, delantera derecha, trasera izquierda y trasera
derecha (24FL; 24FR; 24RL; 24RR), respectivamente.
49. Un método según la reivindicación 48, en el
que se evalúa que las fuerzas laterales sobre las ruedas delanteras
(24FL; 24FR) alcanzan los límites de los neumáticos correspondientes
mientras que las fuerzas laterales sobre las ruedas traseras (24RL;
24RR) no han alcanzado los límites de los neumáticos
correspondientes y el vehículo está en un estado de deriva si la
magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} a M_{flG} +
M_{frG} es mayor que un valor de referencia mínimo y M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es menor que un valor negativo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la izquierda o si la magnitud de la relación de M_{rlG} +
M_{rrG} a M_{flG} + M_{frG} es mayor que un valor de
referencia mínimo y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es
mayor que un valor positivo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del
giro a la izquierda del vehículo es definido como el sentido
positivo de un momento de guiñada.
50. Un método según la reivindicación 49, en el
que dicho valor de referencia mínimo es un valor positivo menor que
uno.
51. Un método según la reivindicación 49 o 50,
en el que las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las
ruedas son controladas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} no es menor que dicho valor negativo - \DeltaMd de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
es menor que dicho valor negativo de referencia para evaluación
cuando el vehículo está efectuando un giro a la izquierda, y
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no es mayor que un valor
positivo \DeltaMd de referencia de control si M_{fl} + M_{fr}
+ M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que dicho valor positivo de
referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha.
52. Un método según la reivindicación 51, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye además los pasos de:
calcular el momento de guiñada objetivo para
cada una de las ruedas traseras (24RL; 24RR) para que M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} no sea menor que dicho valor
negativo - \DeltaMs de referencia de control si M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que dicho valor negativo
de referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la izquierda, y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
no sea mayor que un valor positivo \DeltaMs de referencia de
control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} es mayor que
dicho valor positivo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la derecha;
calcular la fuerza longitudinal objetivo sobre
cada una de las ruedas traseras basado en dicho momento de guiñada
objetivo; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre dicha rueda delantera exterior basado en dicha fuerza
longitudinal objetivo.
53. Un método según la reivindicación 52, en el
que el paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye además:
calcular un valor admisible máximo para el
momento de guiñada de giro de la carrocería alrededor del centroide
de la carrocería (12) en el mismo sentido del giro del vehículo a
ser generado por la fuerza de reacción de la carretera sobre cada
una de las ruedas traseras (24RL; 24RR), y
limitar dicho momento de guiñada objetivo para
cada una de las ruedas traseras (24RL; 24RR) si dicho momento de
guiñada objetivo supera dicho valor admisible máximo.
54. Un método según la reivindicación 46,
comprendiendo además los pasos de: calcular el ángulo de
deslizamiento de cada una de las ruedas; calcular la carga vertical
sobre cada una de las ruedas; y calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; y en el que dicho paso de
controlar dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además los
pasos de: calcular el límite de marcha normal para la fuerza
longitudinal objetivo para cada una de las ruedas basado en dicha
carga vertical y dicho coeficiente de rozamiento estático máximo; e
impedir que la fuerza longitudinal objetivo para cada una de las
ruedas distinta que la rueda trasera exterior supere el límite de
marcha normal correspondiente.
55. Un método según la reivindicación 52,
comprendiendo además los pasos de: calcular el ángulo de
deslizamiento de cada una de las ruedas; calcular la carga vertical
sobre cada una de las ruedas; y calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; y en el que dicho paso de
controlar dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además los
pasos de: definir un límite de marcha normal para la fuerza
longitudinal objetivo para cada una de las ruedas basado en dicha
carga vertical y dicho coeficiente de rozamiento estático máximo; e
impedir que la fuerza longitudinal objetivo para cada un de las
ruedas distinta que la rueda delantera exterior supere el límite de
marcha normal correspondiente.
56. Un método según la reivindicación 54 o 55,
en el que dicho paso de definir dicho límite de marcha normal
incluye los pasos de:
definir un primer margen de la fuerza
longitudinal en el que la fuerza compuesta de reacción de la
carretera sobre la rueda no es saturada en su valor crítico con un
ángulo de deslizamiento según el modelo de neumático, y un segundo
margen basado en la carga vertical y el coeficiente de rozamiento
estático máximo para cada una de las ruedas; y
seleccionar el margen mayor de dichos márgenes
primero y segundo como los límites superior e inferior de marcha
normal para cada una de las ruedas.
57. Un método según la reivindicación 56, en el
que dicho segundo margen es definido a lo largo de la dirección
longitudinal de la carrocería (12).
58. Un método según la reivindicación 43, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
estimar la velocidad angular \betadr de
deslizamiento de las ruedas traseras (24RL; 24RR); y
evaluar que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} +
M_{rrG} -KI\betadr está fuera de un margen predeterminado si
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es mayor
que un valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda o si M_{fl} +
M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es menor que un valor
positivo de referencia para evaluación cuando el vehículo está
efectuando un giro a la derecha, donde el sentido del giro a la
izquierda del vehículo es definido como el sentido positivo de un
momento de guiñada y KI designa una constante positiva.
59. Un método según la reivindicación 58, en el
que las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas
son controladas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr no es mayor que un valor negativo - \DeltaMs de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr es mayor que dicho valor negativo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la
izquierda, y M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} -
KI\betadr no es menor que un valor positivo \DeltaMs de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr es menor que dicho valor positivo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la
derecha.
60. Un método según la reivindicación 59, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
calcular el momento Mns de guiñada de evitación
de trompo que satisface la condición de M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} + Mns = \DeltaMs - KI\betadr; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas a fin de generar dicho momento de
guiñada de evitación de trompo.
61. Un método según la reivindicación 60, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
calcular la fuerza longitudinal objetivo para
cada una de las ruedas para generar dicho momento de guiñada de
evitación de trompo;
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas basado en dicha fuerza longitudinal
objetivo para esto.
62. Un método según la reivindicación 48, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
estimar la velocidad angular \betadr de
deslizamiento de las ruedas traseras (24RL; 24RR); y
evaluar que las fuerzas laterales sobre las
ruedas delanteras (24FL; 24FR) alcanzan los límites de los
neumáticos correspondientes mientras que las fuerzas laterales sobre
las ruedas traseras (24RL; 24RR) no han alcanzado los límites de los
neumáticos correspondientes y el vehículo está en un estado de
deriva si la magnitud de la relación de M_{fl} + M_{fr} a
M_{flG} + M_{frG} es mayor que un valor de referencia mínimo y
M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es menor
que un valor negativo de referencia para evaluación cuando el
vehículo está efectuando un giro a la izquierda o si la magnitud de
la relación de M_{rlG} + M_{rrG} a M_{flG} + M_{frG} es
mayor que un valor de referencia mínimo y M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} - KI\betadr es mayor que un valor positivo
de referencia para evaluación cuando el vehículo está efectuando un
giro a la derecha, donde el sentido del giro a la izquierda del
vehículo es definido como el sentido positivo de un momento de
guiñada.
63. Un método según la reivindicación 62, en el
que las fuerzas de tracción y frenado sobre cada una de las ruedas
son controladas tal que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr no es menor que dicho valor negativo -\DeltaMd de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr es menor que dicho valor negativo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la
izquierda, y que M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG} -
KI\betadr no es mayor que dicho valor positivo \DeltaMd de
referencia de control si M_{fl} + M_{fr} + M_{rlG} + M_{rrG}
- KI\betadr es mayor que dicho valor positivo de referencia para
evaluación cuando el vehículo está efectuando un giro a la
derecha.
64. Un método según la reivindicación 63, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluye los pasos de:
calcular el momento Mns de guiñada de evitación
de deriva que satisface la condición de M_{fl} + M_{fr} +
M_{rlG} + M_{rrG} + Mnd = \DeltaMd - KI\betadr; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas a fin de generar dicho momento de
guiñada de evitación de deriva.
65. Un método según la reivindicación 64, en el
que dicho paso de controlar dichas fuerzas de tracción y frenado
incluyen los pasos de:
calcular la fuerza longitudinal objetivo para
cada una de las ruedas para generar dicho momento de guiñada de
evitación de deriva; y
controlar las fuerzas de tracción y frenado
sobre cada una de las ruedas basado en dicha fuerza longitudinal
objetivo para esto.
66. Un método según la reivindicación 61,
comprendiendo además los pasos de: calcular el ángulo de
deslizamiento de cada una de las ruedas; calcular la carga vertical
sobre cada una de las ruedas; y calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; y en el que dicho paso de
controlar dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además los
pasos de: calcular el límite de marcha normal para la fuerza
longitudinal objetivo para cada una de las ruedas basado en dicha
carga vertical y dicho coeficiente de rozamiento estático máximo; e
impedir que la fuerza longitudinal objetivo para cada una de las
ruedas, distinta que las ruedas necesarias para la generación de
dicho momento de guiñada de evitación de trompo, supere el límite de
marcha normal correspondiente.
67. Un método según la reivindicación 65,
comprendiendo además los pasos de: calcular el ángulo de
deslizamiento de cada una de las ruedas; calcular la carga vertical
sobre cada una de las ruedas; y calcular el coeficiente de
rozamiento estático máximo entre la rueda y la superficie de la
carretera en cada una de las ruedas; y en el que dicho paso de
controlar dichas fuerzas de tracción y frenado incluye además los
pasos de: definir el límite de marcha normal para la fuerza
longitudinal objetivo para cada una de las ruedas basado en dicha
carga vertical y dicho coeficiente de rozamiento estático máximo; e
impedir que la fuerza longitudinal objetivo para cada una de las
ruedas, distinta que las ruedas necesarias para la generación de
dicho momento de guiñada de evitación de deriva, supere el límite de
marcha normal correspondiente.
68. Un método según la reivindicación 66 o 67,
en el que dicho paso de definir dicho límite de marcha normal
incluye los pasos de:
definir un primer margen de la fuerza
longitudinal en el que la fuerza compuesta de reacción de la
carretera sobre la rueda no es saturada en su valor crítico con un
ángulo de deslizamiento según el modelo de neumático, y un segundo
margen basado en la carga vertical y el coeficiente de rozamiento
estático máximo para cada una de las ruedas; y
seleccionar el margen mayor de dichos márgenes
primero y segundo como los límites superior e inferior de marcha
normal para cada una de las ruedas en cada uno de los términos de
tracción y frenado del vehículo.
69. Un método según la reivindicación 68, en el
que dicho segundo margen es definido a lo largo de la dirección
longitudinal de la carrocería.
70. Un método según la reivindicación 60 o 64,
en el que dicho término de KI\betadr es suprimido.
71. Un método según la reivindicación 40, con
cada una de las ruedas llevando un neumático, en el que dicho paso
de estimar la fuerza de reacción de la carretera incluye los pasos
de:
estimar la fuerza longitudinal de neumático
sobre cada una de las ruedas;
estimar la fuerza lateral de neumático sobre
cada una de las ruedas; y
estimar la fuerza de reacción de la carretera
sobre cada una de las ruedas basado en dicha fuerza longitudinal de
neumático y dicha fuerza lateral de neumático sobre cada una de las
ruedas.
72. Un método según la reivindicación 71, en el
que dicha fuerza longitudinal de neumático sobre cada una de las
ruedas es estimada basada en la fuerza motriz total del vehículo, la
fuerza de frenado sobre cada una de las ruedas y la aceleración de
rotación de rueda de cada una de las ruedas.
73. Un método según la reivindicación 72, en el
que dicho paso de estimar la fuerza de reacción de la carretera
incluye además el paso de estimar la fuerza motriz total del
vehículo basado en el ángulo de dirección y dicha fuerza lateral de
neumático en cualquiera de las ruedas estimadas en un ciclo
anterior.
74. Un método según cualquiera de las
reivindicaciones 71 a 73, en el que dichas fuerzas laterales de
neumáticos sobre las ruedas delanteras (24FL; 24FR) son estimadas
basadas en la velocidad de guiñada de la carrocería (12), la
aceleración lateral de la carrocería (12) y dicha fuerza
longitudinal sobre cada una de las ruedas.
75. Un método según cualquiera de las
reivindicaciones 71 a 73, en el que dichas fuerzas laterales de
neumáticos sobre las ruedas traseras (24RL; 24RR) son estimadas
basadas en la aceleración lateral de la carrocería (12), dichas
fuerzas longitudinales y dichas fuerzas laterales sobre las ruedas
delanteras (24FL; 24FR).
76. Un método según la reivindicación 71,
incluyendo además dicho vehículo un dispositivo (68; 70) de
engranajes de diferencial; en el que dichas fuerzas de reacción de
la carretera son estimadas teniendo en cuenta un mecanismo de
transmisión de par motor en dicho dispositivo (68; 70) de engranajes
de diferencial.
77. Un método según la reivindicación 71, en el
que primero se estima la suma de las fuerzas laterales sobre las
ruedas izquierda y derecha para cada uno de los pares de las ruedas
delanteras y traseras y después las fuerzas laterales individuales
sobre las ruedas izquierda y derecha son calculadas a partir de
dicha suma de las fuerzas laterales según la relación entre las
fuerzas laterales correspondientes sobre las ruedas izquierda y
derecha obtenidas a partir de un cálculo basado en el modelo de
neumático.
78. Un método según la reivindicación 66 o 67,
en el que dichos límites de marcha normal son definidos
individualmente para el par de las ruedas delanteras (24FL; 24FR),
la rueda trasera interior y la rueda trasera exterior.
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