FR2794068A1 - Dispositif et procede de commande de force d'ammortissement - Google Patents

Dispositif et procede de commande de force d'ammortissement Download PDF

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Abstract

Un dispositif et un procédé de commande de force d'amortissement commandent les forces d'amortissement des amortisseurs aux emplacements des roues respectives. Une première force d'amortissement cible, qui empêche les vibrations d'une caisse de véhicule dans la direction de soulèvement, est calculée pour chacune des roues sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule qui emploie la théorie " skyhook ". Une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse de véhicule dans la direction du tangage est calculée pour chacune des roues, sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule. Une troisième force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du roulis est calculée pour chacune des roues, sur la base d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule. L'une des première à troisième forces d'amortissement cible qui présente la valeur absolue la plus grande est sélectionnée pour chacune des roues. La force d'amortissement exercée par l'amortisseur à l'emplacement de chaque roue est établie à la force d'amortissement cible sélectionnée. Un tel dispositif de commande de force d'amortissement empêche le véhicule d'effectuer des mouvements en tangage ou en roulis, sans dégrader les performances de la commande pour atténuer les vibrations verticales de la caisse du véhicule.

Description

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DISPOSITIF ET PROCEDE DE COMMANDE DE FORCE D'AMORTISSEMENT
ARRIERE-PLAN DE L'INVENTION 1. Domaine de l'invention
L'invention se rapporte à un dispositif de commande de force d'amortissement et à un procédé de commande de force d'amortissement destiné à commander les forces d'amortissement des amortisseurs disposés entre une caisse de véhicule et les roues respectives d'un véhicule.
2. Description de la technique apparentée
En tant que première technique apparentée de ce type, on connaît un dispositif de commande de force d'amortissement qui détermine un coefficient d'amortissement réel sur la base de la théorie "skyhook", c'est-à-dire conformément à un rapport entre une vitesse verticale de la caisse du véhicule et une vitesse verticale de la caisse du véhicule par rapport à une roue (par exemple la demande de brevet japonais mis à la disposition du public N HEI 5-294122). Ce dispositif est conçu pour décomposer une vitesse verticale de la caisse du véhicule à l'emplacement de chaque roue en une vitesse de mouvement en roulis, une vitesse de mouvement en tangage, une vitesse de mouvement de soulèvement et une vitesse de mouvement de gauchissement de la caisse du véhicule. La vitesse de mouvement en tangage est multipliée par un gain de tangage qui varie conformément à une valeur différentielle d'une accélération longitudinale. La vitesse de mouvement en roulis est multipliée par un gain de roulis qui varie conformément à une valeur différentielle d'une accélération latérale. Les vitesses de mouvement de soulèvement et de gauchissement sont multipliées par des gains constants, respectivement. La vitesse de mouvement en roulis, la vitesse de mouvement en tangage, la vitesse de mouvement de soulèvement et la vitesse de mouvement de gauchissement dont le gain a ainsi été ajusté, sont à nouveau synthétisées en une vitesse verticale de la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues.
Le coefficient d'amortissement réel est déterminé conformément à un rapport entre la vitesse verticale re-synthétisée de la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues et la vitesse de la caisse du véhicule à l'emplacement de la roue par rapport à la roue. Ainsi, la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues est empêchée de vibrer verticalement, et
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est efficacement empêchée d'effectuer des mouvements de tangage ou de roulis.
Conformément à une seconde technique apparentée, une valeur de déplacement vertical de la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues par rapport à la roue est détectée. Sur la base de diverses équations du mouvement qui prennent en compte les mouvements en tangage et en roulis de la caisse du véhicule et autres, une vitesse verticale de la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues est calculée au moyen de la valeur de déplacement relatif mentionnée précédemment. Par une différentiation de la valeur du déplacement relatif mentionnée précédemment, une vitesse verticale de la caisse du véhicule à l'emplacement de chacune des roues par rapport à la roue est calculée. Le coefficient d'amortissement réel est déterminé conformément à un rapport entre la vitesse verticale et la vitesse relative pour chacune des roues. En résumé, on connaît également un dispositif de commande de force d'amortissement destiné à commander des forces d'amortissement des amortisseurs sur la base de la théorie "skyhook", en détectant simplement la valeur du déplacement relatif comme mentionné ci-dessus (demande de brevet japonais mise à la disposition du public N HEI 6-344743).
Cependant, conformément aux première et seconde techniques apparentées mentionnées précédemment, l'algorithme destiné à exécuter la commande pour empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule, à savoir l'algorithme fondé sur la théorie "skyhook" est directement corrigé conformément aux mouvements en tangage et en roulis de la caisse du véhicule.
Bien que l'effet de l'empêchement de la caisse du véhicule de vibrer dans les directions du tangage et du roulis puisse être obtenu grâce à une telle correction, les performances de base de la commande de force d'amortissement pour empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule sont affectées de façon néfaste.
RESUME DE L'INVENTION
L'invention a été faite en ayant pour but de résoudre le problème exposé ci-dessus. C'est un but de l'invention de réaliser un dispositif de commande de force d'amortissement et un procédé de commande de force d'amortissement qui, tout en assurant l'exécution d'une commande destinée à empêcher des
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vibrations verticales d'une caisse de véhicule, a également pour effet d'empêcher la caisse du véhicule d'effectuer des mouvements en tangage et/ou en roulis.
De manière à résoudre le problème mentionné précédemment, un dispositif de commande de force d'amortissement conforme à un premier aspect de l'invention est réalisé avec un contrôleur qui calcule, pour chacune des roues, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule, et calcule, pour chacune des roues, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de tangage sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule, détermine une force d'amortissement cible finale pour chacune des roues sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible calculées, fournit en sortie un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible finale déterminée à chacun des amortisseurs, et commande chaque amortisseur de manière à ce qu'une force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs soit réglée sur la force d'amortissement cible finale déterminée.
Dans ce cas, par exemple, le contrôleur calcule la première force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction latérale et la seconde force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans une direction de tangage.
Conformément au premier aspect de l'invention, le contrôleur calcule les première et seconde forces d'amortissement cible, respectivement. Grâce aux opérations du contrôleur, la commande est exécutée de manière à ce qu'une force d'amortissement, exercée par chacun des amortisseurs, soit établie sur la force d'amortissement cible finale déterminée pour chacune des roues.
Dans ce cas, la première force d'amortissement cible est calculée pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction de soulèvement, sur la base de la modélisation d'une roue isolée du véhicule. La seconde force d'amortissement cible est calculée indépendamment de la première force d'amortissement cible, pour empêcher les vibrations de la caisse
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du véhicule dans la direction du tangage, sur la base de la modélisation des roues avant et arrière du véhicule. De ce fait, alors que l'exécution de la commande intrinsèque de la première force d'amortissement cible qui empêche des vibrations verticales de la caisse du véhicule est assurée, une déficience de la force d'amortissement pour les mouvements en tangage de la caisse du véhicule est compensée. Ainsi, la caisse du véhicule est efficacement empêchée de vibrer verticalement et également d'effectuer des mouvements en tangage. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
Dans le premier aspect de l'invention mentionné précédemment, le contrôleur peut être conçu pour déterminer la force d'amortissement cible finale en sélectionnant la plus grande des première et seconde forces d'amortissement cible calculées pour chacune des roues, et pour fournir en sortie le signal de commande sélectionné à chacun des amortisseurs et commander chaque amortisseur de sorte que la force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs soit établie à la force d'amortissement cible sélectionnée.
Conformément à cet aspect de l'invention, la commande est exécutée de manière à ce que la force d'amortissement de l'amortisseur pour chacune des roues soit établie à la plus grande de la première et de la seconde forces d'amortissement cible. Ainsi, ce n'est que si l'amplitude des vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage a augmenté dans une certaine mesure, à la condition que la première force d'amortissement cible soit plus petite que la seconde force d'amortissement cible, que la force d'amortissement de l'amortisseur à l'emplacement de chacune des roues est établie à la seconde force d'amortissement cible pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage, sur la base de la modélisation des roues avant et arrière du véhicule. Sinon, la force d'amortissement de l'amortisseur à l'emplacement de chacune des roues est établie à la première force d'amortissement cible afin d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du soulèvement, sur la base de la modélisation d'une roue isolée du véhicule. En conséquence, conformément à cet aspect, alors que l'exécution de la commande destinée à empêcher les vibrations
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verticales de la caisse du véhicule, qui est intrinsèque à la première force d'amortissement cible calculée par le contrôleur, est assurée de façon plus appropriée, la déficience de la force d'amortissement pour le mouvement en tangage de la caisse du véhicule est compensée. Ainsi, la caisse du véhicule est plus efficacement empêchée de vibrer verticalement et également d'effectuer des mouvements en tangage. Par conséquent, le véhicule obtient un meilleur confort de conduite et une stabilité de roulement plus élevée.
Dans un second aspect de l'invention, le contrôleur calcule, pour chacune des roues, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de roulis, sur la base d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule. Dans ce cas, par exemple, le contrôleur calcule la seconde force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction de roulis.
Dans le second aspect de l'invention, la seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage dans le premier aspect de l'invention est remplacée par la seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du roulis. De ce fait, alors que l'exécution de la commande destinée à empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule, qui est intrinsèque à la première force d'amortissement cible, est assurée, la déficience de la force d'amortissement pour les mouvements en roulis de la caisse du véhicule est compensée. Ainsi, la caisse du véhicule est empêchée efficacement de vibrer verticalement et également d'effectuer des mouvements en roulis. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
En outre, dans un troisième aspect de l'invention, le contrôleur calcule une troisième force d'amortissement cible. Le contrôleur détermine une force d'amortissement cible finale pour chacune des roues, sur la base des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible calculées. Egalement dans ce cas, le contrôleur sélectionne la plus grande des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible calculées pour chacune des roues, et fournit en sortie un signal de commande
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correspondant à la force d'amortissement cible sélectionnée à chacun des amortisseurs et commande chaque amortisseur de manière à ce que la force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs soit établie à la force d'amortissement cible sélectionnée.
Dans le troisième aspect de l'invention, à la place des première et seconde forces d'amortissement cible des premier et second aspects de l'invention, la force d'amortissement exercée par l'amortisseur est commandée de manière à être établie sur une force d'amortissement cible qui a été déterminée sur la base des première à troisième forces d'amortissement cible calculées indépendamment, par exemple, la plus grande des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible. Dans ce cas, la première force d'amortissement cible est calculée pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du soulèvement, sur la base de la modélisation d'une roue isolée du véhicule. La seconde force d'amortissement cible est calculée pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage, sur la base de la modélisation des roues avant et arrière du véhicule. La troisième force d'amortissement cible est calculée pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du roulis, sur la base de la modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule. Ces première à troisième forces d'amortissement cible sont calculées indépendamment l'une de l'autre. De ce fait, conformément au troisième aspect de l'invention, alors que l'exécution de la commande destinée à empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule, qui est intrinsèque à la première force d'amortissement cible calculée par le contrôleur, est assurée, les déficiences de la force d'amortissement pour les mouvements en tangage et en roulis de la caisse du véhicule sont compensées. De ce fait, la caisse du véhicule est empêchée efficacement de vibrer verticalement et également d'effectuer des mouvements en tangage ou en roulis. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
Conformément à un procédé de commande de force d'amortissement d'un quatrième aspect de l'invention, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement est
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calculée pour chacune des roues sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule, et une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de tangage est calculée pour chacune des roues sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule. Une force d'amortissement cible finale est alors déterminée pour chacune des roues, sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible calculées. Un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible finale déterminée est alors fourni en sortie à chacun des amortisseurs, et chaque amortisseur est commandé de manière à ce qu'une force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs soit établie à la force d'amortissement cible finale déterminée.
Dans un cinquième aspect de l'invention, au lieu de calculer la seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage comme dans le procédé de commande de force d'amortissement du quatrième aspect de l'invention, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du roulis est calculée pour chacune des roues. Une force d'amortissement cible finale est déterminée pour chacune des roues, sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible mentionnées précédemment, calculées pour chacune des roues.
En outre, conformément à un procédé de commande de force d'amortissement d'un sixième aspect de l'invention, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de tangage, et une troisième force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de roulis, sont calculées pour chacune des roues. Une force d'amortissement cible finale est alors déterminée pour chacune des roues, sur la base des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible calculées.
Les définitions des vibrations de la caisse du véhicule dans les directions du soulèvement, du tangage et du roulis seront données ci-après. On suppose ici que l'axe X représente la direction longitudinale de la caisse du véhicule, que l'axe Y
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représente la direction latérale de la caisse du véhicule, et que l'axe Z représente la direction verticale de la caisse du véhicule. Les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du soulèvement se réfèrent aux vibrations propres de la caisse du véhicule se déplaçant parallèlement à l'axe Z. Les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage se réfèrent aux vibrations propres de la caisse du véhicule tournant autour de l'axe Y. Les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du roulis se réfèrent aux vibrations propres de la caisse du véhicule tournant autour de l'axe X.
BREVE DESCRIPTION DES DESSINS
Ce qui précède et d'autres buts, caractéristiques et avantages de l'invention seront mis en évidence d'après la description suivante des modes de réalisation préférés en faisant référence aux dessins annexés, dans lesquels :
La figure 1 est un schéma synoptique simplifié d'un dispositif de commande de force d'amortissement destiné à un véhicule.
La figure 2 est un organigramme d'un programme exécuté par un dispositif de commande électrique représenté sur la figure 1.
La figure 3 est un organigramme détaillé d'un sous-programme de calcul d'une première force d'amortissement représenté sur la figure 2.
La figure 4 est une vue d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule.
La figure 5 est un organigramme détaillé d'un sous-programme de calcul d'une seconde force d'amortissement représenté sur la figure 2.
La figure 6 est une vue d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule.
La figure 7 est un organigramme détaillé d'un sous-programme de calcul d'une troisième force d'amortissement représenté sur la figure 2.
La figure 8 est une vue d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule.
La figure 9 est un graphe représentant une propriété des données dans une table de la vitesse relative en fonction de la force d'amortissement.
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La figure 10 est une vue d'une modélisation du mode de roue isolée du véhicule et se rapporte à des modifications de l'invention.
La figure 11 est un schéma synoptique d'une modélisation généralisée d'un système non linéaire de commande de contreréaction à état Hoo et se rapporte à une première modification destinée à calculer une première force d'amortissement cible.
La figure 12A est un graphe représentant une pondération de fréquence pour une accélération de la masse suspendue sous forme d'une sortie évaluée.
La figure 12B est un graphe représentant une pondération de fréquence pour une vitesse de la masse suspendue sous forme d'une sortie évaluée.
La figure 12C est un graphe représentant une pondération de fréquence pour une vitesse d'un élément suspendu par rapport à un élément non suspendu sous forme d'une sortie évaluée.
La figure 12D est un graphe représentant une pondération de fréquence pour un coefficient d'amortissement non linéaire sous forme d'une entrée de commande.
La figure 13 est une vue d'une représentation indiquant le fonctionnement et l'effet de la commande fondée sur la théorie de la commande Hoo non linéaire.
La figure 14A est une figure de forme d'onde de Lissajou représentant une caractéristique de la force d'amortissement en fonction de la vitesse relative (F-V) dans la commande de force d'amortissement conforme à la modification en vue de calculer la première force d'amortissement cible.
La figure 14B est une figure de forme d'onde de Lissajou représentant une caractéristique de la force d'amortissement en fonction de la vitesse relative (F-V) dans la commande "skyhook" employée précédemment.
La figure 15 est un organigramme du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement conforme à la première modification en vue de calculer la première force d'amortissement cible.
La figure 16 est un schéma synoptique d'une modélisation généralisée d'un système non linéaire de commande à contreréaction de sortie Hoo et se rapporte à une seconde modification destinée à calculer la première force d'amortissement cible.
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La figure 17 est un organigramme d'un sous-programme de calcul d'une première force d'amortissement conforme à des seconde et troisième modifications en vue de calculer la première force d'amortissement cible, et
La figure 18 est un schéma synoptique d'une modélisation généralisée d'un système de commande Hoo non linéaire fondé sur un filtre de Kalman et se rapporte à la troisième modification afin de calculer la première force d'amortissement cible.
DESCRIPTION DETAILLEE DES MODES DE REALISATION PREFERES
Des modes de réalisation de l'invention seront décrits ciaprès en faisant référence aux dessins. La figure 1 est un schéma synoptique simplifié représentant un dispositif de commande de force d'amortissement destiné à un véhicule, conforme aux modes de réalisation.
A des emplacements d'une roue avant gauche FW1, une roue avant droite FW2, d'une roue arrière gauche RW1 et d'une, roue arrière droite RW2 du véhicule, des systèmes de suspension 10A, 10B, 10C et 10D sont disposés entre une caisse du véhicule BD (représentée sur les figures 4,6 et 8) et les roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement. Ces systèmes de suspension 10A, 10B, 10C et 10D, qui sont disposés entre la caisse du véhicule BD et les roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement, sont munis de ressorts 11a, llb, 11c et lld et d'amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d, respectivement. Les ressorts 11a, llb, llc et lld supportent de façon élastique la caisse du véhicule BD par rapport aux roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement. Les amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d sont disposés parallèlement aux ressorts 11a, llb, llc et lld, respectivement, et amortissent les vibrations de la caisse du véhicule BD par rapport aux roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement. Chaque paire des ressorts et des amortisseurs 11a et 12a, llb et 12b, llc et 12c, et lld et 12d constitue un dispositif d'absorption de chocs. Les amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d sont conçus pour pouvoir commander un coefficient d'amortissement en modifiant un taux d'ouverture d'un orifice. Ce véhicule est également muni d'un dispositif de commande électrique 20 destiné à régler de façon variable les coefficients d'amortissement (forces d'amortissement) des amortisseurs respectifs 12a, 12b, 12c et 12d. Le dispositif de commande électrique 20 est composé d'un microcalculateur, de ses circuits auxiliaires et autres, et
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exécute de façon répétitive un programme représenté sur la figure 2 (comprenant des sous-programmes des figures 3,5 et 7) à des intervalles correspondant à un intervalle de temps prédéterminé au moyen d'un temporisateur incorporé, en commandant ainsi les taux d'ouverture des orifices des amortisseurs respectifs 12a, 12b, 12c et 12d. Des capteurs d'accélération de masse suspendue 21a à 21d, des capteurs de valeur de déplacement relatif 22a à 22d, un capteur de vitesse angulaire en tangage 23 et un capteur de vitesse angulaire en roulis 24 sont reliés au dispositif de commande électrique 20.
Les capteurs d'accélération de masse suspendue 21a à 21d, qui sont montés sur la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement, détectent des accélérations verticales Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4" de la caisse du véhicule BD par rapport à un repère absolu aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement, et fournissent en sortie des signaux de détection indicatifs des accélérations verticales Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4", respectivement. Les accélérations verticales Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4" prennent des valeurs positives lorsque la caisse du véhicule BD est accélérée vers le haut et prennent des valeurs négatives lorsque la caisse du véhicule BD est accélérée vers le bas. Les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a à 22d, qui sont montés entre la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 et les roues FW1, FW2, RW1 et RW2 (éléments non suspendus) respectivement, détectent les valeurs de déplacement vertical (Xpwl-Xpbl), (Xpw2-Xpb2), (Xpw3-Xpb3) et (Xpw4-Xpb4) de la caisse du véhicule BD aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 par rapport aux roues FW1, FW2, RW1 et RW2 respectivement, et fournissent en sortie des signaux de détection indicatifs des valeurs de déplacement (Xpwl-Xpbl), (Xpw2-Xpb2),(Xpw3-Xpb3) et (Xpw4-Xpb4), respectivement. Les valeurs de déplacement relatif (Xpwl-Xpbl), (Xpw2-Xpb2), (Xpw3-Xpb3) et (Xpw4-Xpb4), qui représentent des valeurs de déplacement par rapport à une valeur de référence prédéterminée du déplacement, prennent des valeurs positives si elles évoluent dans un sens décroissant (selon lesquelles les amortisseurs se contractent) et prennent des valeurs négatives si elles évoluent
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dans un sens croissant (selon lequel les amortisseurs se détendent).
Le capteur de vitesse angulaire de tangage 23, qui est composé d'un capteur de vitesse de rotation installé à proximité du centre de gravité de la corps de vanne, BD, détecte une vitesse angulaire en tangage Pa' de la caisse du véhicule BD et fournit en sortie un signal de détection indicatif pour la vitesse angulaire en tangage Pa'. Le capteur de vitesse angulaire en roulis 24, qui est composé d'un capteur de vitesse de rotation installé à proximité du centre de gravité de la caisse du véhicule BD, détecte une vitesse angulaire en roulis Ra' de la caisse du véhicule BD et fournit en sortie un signal de détection indicatif de la vitesse angulaire en roulis Ra'.
Ensuite, on décrira comment le dispositif de commande de force d'amortissement du véhicule ainsi constitué fonctionne.
Après qu'un commutateur de contact (non représenté) ait été fermé, le dispositif de commande électrique 20 commence à exécuter de façon répétitive le programme indiqué sur la figure 2 à des intervalles correspondant à un intervalle de temps prédéterminé. L'exécution de ce programme est lancée à l'étape 100 et les premier à troisième sous-programmes de calcul de force d'amortissement sont exécutés aux étapes 102,104 et 106, respectivement.
Le sous-programme de calcul de la première force d'amortissement, qui est représenté en détail sur la figure 3, est destiné à calculer une première force d'amortissement cible exercée par chacun des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d en vue d'empêcher les vibrations (verticales) de la caisse du véhicule BD dans la direction du soulèvement, sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule.
L'explication du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement sera précédée de la description de la manière de calculer une première force d'amortissement cible. La figure 4 représente une modélisation d'une roue isolée du véhicule avec un degré de liberté. En se référant à la figure 4, Mb représente une masse de la caisse du véhicule BD. Xpb représente une valeur de déplacement vertical de la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) par rapport à une position de référence dans un repère absolu. Xpw représente une valeur de déplacement vertical de la roue W (l'élément non suspendu) par
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rapport à une position de référence dans un repère absolu. Ces valeurs Xpb et Xpw de déplacement prennent des valeurs positives lorsque la caisse du véhicule BD et la roue W se déplacent vers le haut, respectivement. Ks représente une constante d'élasticité d'un ressort 11, qui représente au sens large les ressorts 11a, llb, 11c et lld. Cs représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur 12, qui représente au sens large les amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d. Csk représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur virtuel 12A qui a été ancré dans l'espace conformément à la théorie "skyhook" et est une constante déterminée au préalable d'une valeur appropriée.
Tout d'abord, une modélisation virtuelle employant l'amortisseur virtuel 12A à la place de l'amortisseur 12 sera considérée. Etant donné que Xpb" représente une accélération verticale de la caisse du véhicule BD et que Xpb' représente une vitesse verticale de la caisse du véhicule BD, une équation du mouvement de la caisse du véhicule BD dans la direction du soulèvement de la modélisation virtuelle est représentée par une formule (1) indiquée ci-dessous.
MbXpb" = Ks(Xpw - Xpb) - CskXpb' ...(1)
En considérant une modélisation réelle utilisant l'amortisseur existant 12, une équation du mouvement vertical de la modélisation réelle est représentée par une formule (2) indiquée ci-dessous.
MbXpb" =Ks(Xpw - Xpb)+Cs(Xpw' -Xpb') ...(2)
Une formule (3) présentée ci-dessous est obtenue à partir des formules mentionnées précédemment (1) et (2) . Conformément à une relation définie par la formule (3), une force d'amortissement idéale Fd appliquée à la caisse du véhicule BD par l'amortisseur 12 (ou bien l'amortisseur 12A) sur la base de théorie "skyhook" est représentée par une formule (4) présentée ci-dessous.
Cs(Xpw' -Xpb')+CskXpb' =0 ...(3)
Fd=Cs(Xpw' -Xpb') =-CskXpb' ...(4)
Ensuite, le sous-programme de calcul de la première force d'amortissement sera décrit. L'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est lancée à l'étape 150 de la figure 3. à l'étape 152, des accélérations verticales Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4" de la caisse du véhicule BD aux
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emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 sont reçues en entrée depuis les capteurs d'accélération de masse suspendue 21a à 21d, respectivement. Ensuite, à l'étape 154, les accélérations verticales reçues en entrée Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4" sont intégrées, d'où il résulte que les vitesses verticales Xpbl', Xpb2', Xpb3' et Xpb4' de la caisse du véhicule BD aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 sont calculées respectivement.
Ensuite, à l'étape 156, les vitesses verticales calculées Xpbl', Xpb2', Xpb3' et Xpb4' sont multipliées par le coefficient "skyhook" Csk qui a été déterminé de façon appropriée à l'avance grâce à l'exécution d'un calcul représenté par une formule (5) indiquée ci-dessous, d'où il résulte que des premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 exercées par les amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d respectivement, sont calculées.
Fdi =-CskXpbi' ...(5)
Dans la formule mentionnée précédemment (5), "i" représente un nombre entier positif de 1 à 4. Dans cet exemple, bien que le coefficient "skyhook" Csk soit utilisé en commun pour les roues FW1, FW2, RW1 et RW2, les roues avant FW1 et FW2 peuvent employer un coefficient "skyhook" différent de celui des roues arrière RW1 et RW2. A l'étape 158, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est arrêtée.
Le sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement, qui est représenté sur la figure 5 en détail, est destiné à calculer une seconde force d'amortissement cible exercée par chacun des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d en vue d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage, sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule.
L'explication du sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement sera précédée par la description de la manière de calculer une seconde force d'amortissement cible. La figure 6 représente une modélisation des roues avant et arrière du véhicule avec deux degrés de liberté. En se référant à la figure 6, Xbf représente une valeur de déplacement vertical de la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues avant FW1 et FW2 par rapport à une position de référence. Xbr représente une valeur de déplacement vertical de
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la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues arrière RW1 et RW2 par rapport à une position de référence, Xwf représente une valeur de déplacement vertical des roues avant FW1 et FW2 (les éléments non suspendus) par rapport à une position de référence. Xwr représente une valeur du déplacement vertical des roues arrière RW1 et RW2 (les éléments non suspendus) par rapport à une position de référence. Ces valeurs Xbf, Xwf, Xbr et Xwr de déplacement prennent des valeurs positives lorsque la caisse du véhicule BD, les roues avant FW1 et FW2 et les roues arrière RW1 et RW2 se déplacent vers le haut, respectivement. Ksf représente une constante d'élasticité d'un ressort llf, qui représente au sens large les ressorts 11a et llb aux emplacements des roues avant FW1 et FW2. Ksr représente une constante d'élasticité d'un ressort llr, qui représente au sens large les ressorts llc et lld aux emplacements des roues arrière RW1 et RW2. Csf représente un coefficient d'amortissement de l'amortisseur 12f, qui représente au sens large les amortisseurs 12a et 12b aux emplacements des roues avant FW1 et FW2. Csr représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur 12r, qui représente au sens large les amortisseurs 12c et 12d aux emplacements des roues arrière RW1 et RW2. Cp représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur virtuel 12p destiné à amortir les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage et est une constante déterminée au préalable d'une valeur appropriée.
Tout d'abord, une modélisation virtuelle employant l'amortisseur virtuel 12p à la place des amortisseurs réels 12f et 12r sera considérée. Etant donné que Xpb" représente une accélération verticale de la caisse du véhicule BD et que Pa" et Pa' représentent une accélération angulaire et une vitesse angulaire de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage, respectivement, les équations du mouvement de la caisse du véhicule BD dans les directions du soulèvement et du tangage de la modélisation virtuelle sont représentées respectivement par des formules (6) et (7) indiquées ci-dessous. L'accélération angulaire Pa" et la vitesse angulaire Pa' prennent des valeurs positives dans une direction de rotation selon laquelle la caisse du véhicule BD monte du côté des roues avant FW1 et FW2 et descend du côté des roues arrière RW1 et RW2.
MbXpb" =Ksf(Xwf -Xbf)+Ksr(Xwr - Xbr) ...(6)
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IpPa" = -LfKsf(Xwf -Xbf)+LrKsr(Xwr -Xbr) - CpPa' ...(7)
Dans les formules mentionnées précédemment (7), Ip représente un moment d'inertie de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage, Lf une distance entre un essieu avant et le centre de gravité, et Lr une distance entre un essieu arrière et le centre de gravité.
En considérant une modélisation réelle utilisant des amortisseurs existants 12f et 12r, les équations du mouvement de la modélisation réelle dans les directions du soulèvement et du tangage sont représentées respectivement par des formules (8) et (9) indiquées ci-dessous.
MbXpb" =Ksf(Xwf -Xbf)+Csf(Xwf - Xbf) +Ksr(Xwr - Xbr)+Csr(Xwr' -Xbr') ...(8) IpPa" = -Lf{Ksf(Xwf - Xbf)+Csf(Xwf - Xbf)} + Lr{Ksr(Xwr -Xbr)+Csr(Xwr' -Xbr')} ...(9)
Les formules (10) et (11) présentées ci-dessous sont obtenues à partir des formules mentionnées précédemment (6) et (9) .
Csf(Xwf - Xbf)+Csr(Xwr' -Xbr')=0 ...(10)
LfCsf(Xwf -Xbf) - LrCsr(Xwr' -Xbr')+ CpPa' = 0 ...(11)
Conformément à une relation définie par ces formules (10) et (11), des forces d'amortissement idéales PFf et PFr appliquées à la caisse du véhicule BD par l'amortisseur 12f pour les roues avant et par l'amortisseur 12r pour les roues arrière (ou bien l'amortisseur 12p) dans le but d'amortir des vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage, sont représentées respectivement par les formules (12) et (13) indiquées ci-dessous.
PFf =Csf(Xwf - Xbf)= CpPa'/(Lf + Lr) ...(12)
PFr=Csr(Xwr' -Xbr') =-CpPa'/(Lf +Lr) ...(13)
Ensuite, le sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement sera décrit. L'exécution du sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement est lancée à l'étape 160 de la figure 5. A l'étape 162, une vitesse angulaire de tangage Pa' de la caisse du véhicule BD est reçue en entrée depuis le capteur de vitesse angulaire de tangage 23. Ensuite, à l'étape 164, une force d'amortissement cible PFf de l'amortisseur 12f pour les roues avant et une force d'amortissement cible PFr de l'amortisseur 12r pour les roues arrière sont calculées en ayant en vue d'empêcher les vibrations
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de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage, en effectuant des calculs conformes à des formules (14) et (15) mentionnées plus loin, respectivement, dans lesquelles un coefficient d'amortissement Cp qui est idéal pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage et a été déterminé à l'avance de façon appropriée, la vitesse angulaire de tangage reçue en entrée Pa', la distance prédéterminée Lf entre l'essieu avant et le centre de gravité, et la distance prédéterminée Lr entre l'essieu arrière et le centre de gravité sont utilisés.
PFf = CpPa'/(Lf + Lr) ...(14)
PFr=-CpPa'/(Lf + Lr) ...(15)
Ensuite, à l'étape 166, la force d'amortissement cible calculée PFf de l'amortisseur 12f pour les roues avant est établie sous la forme des secondes forces d'amortissement cible PFdl et PFd2 pour les roues avant gauche et avant droite FW1 et FW2, respectivement, et la force d'amortissement cible calculée PFr pour l'amortisseur 12r pour les roues arrière est établie sous la forme de secondes forces d'amortissement cible PFd3 et PFd4 pour les roues arrière droite et arrière gauche RW1 et RW2, respectivement. A l'étape 168, l'exécution du sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement est arrêtée.
Le sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement, qui est représenté en détail sur la figure 7, est destiné à calculer une troisième force d'amortissement cible exercée par chacun des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d en vue d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction de roulis, sur la base d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule.
L'explication du sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement sera précédée de la description de la manière de calculer une troisième force d'amortissement cible.
La figure 8 représente une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule avec deux degrés de liberté. En se référant à la figure 8, Xbm représente une valeur de déplacement vertical de la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues droites FW2 et RW2 par rapport à une position de référence. XBh représente une valeur de déplacement vertical de la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues gauches FW1 et RW1 par rapport à une
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position de référence. Xwm représente une valeur de déplacement vertical des roues droite FW2 et RW2 (les éléments non suspendus) par rapport à une position de référence, Xwh représente une valeur de déplacement vertical des roues gauche FW1 et RW1 (les éléments non suspendus) par rapport à une position de référence. Ces valeurs Xbm, Xwm, Xbh et Xwh du déplacement prennent des valeurs positives lorsque la caisse du véhicule BD, les roues droites FW2 et RW2 et les roues gauches FW1 et RW1, se déplacent vers le haut, respectivement. Ks représente une constante d'élasticité d'un ressort llm, qui représente au sens large les ressorts llb et lld aux emplacements des roues droites FW2 et RW2, et représente également une constante d'élasticité d'un ressort llh, qui représente au sens large les ressorts 11a et llc aux emplacements des roues gauches FW1 et RW1. Cs représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur 12m, qui représente au sens large les amortisseurs 12b et 12d aux emplacements des roues droites FW2 et RW2, et représente également un coefficient d'amortissement d'un amortisseur 12h, qui représente au sens large les amortisseurs 12a et 12c aux emplacements des roues gauches FW1 et RW1. Cr représente un coefficient d'amortissement d'un amortisseur virtuel 12r destiné à amortir les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du roulis et est une constante déterminée au préalable d'une valeur appropriée.
Tout d'abord, une modélisation virtuelle employant l'amortisseur virtuel 12r à la place des amortisseurs 12m et 12h sera considérée. Etant donné que Xpb" représente une accélération verticale de la caisse du véhicule BD et que Ra" et que Ra' représentent une accélération angulaire et une vitesse angulaire de la caisse du véhicule BD dans la direction du roulis, respectivement, les équations du mouvement de la caisse du véhicule BD dans les directions du soulèvement et du roulis de la modélisation virtuelle sont représentées respectivement par des formules (16) et (17) indiquées ci-dessous.
L'accélération angulaire Ra" et la vitesse angulaire Ra' prennent des valeurs positives dans un sens de rotation selon lequel la caisse du véhicule BD monte du côté des roues gauches FW1 et RW1 et tombe du côté des roues droites FW2 et RW2.
MbXpb"=Ks(Xwm - Xbm)+Ks(Xwh - Xbh) ...(16)
IrRa" =(Ks+K)(Xwh - Xbh - Xwm+Xbm) T/2 - CrRa' ...(17)
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Dans la formule mentionnée précédemment (17), Ir représente un moment d'inertie de la caisse du véhicule BD dans la direction du roulis, K une constante d'élasticité du stabilisateur, et T la voie du véhicule.
En considérant une modélisation réelle utilisant les amortisseurs existants 12m et 12h, les équations du mouvement de la modélisation réelle dans les directions du soulèvement et du roulis sont représentées respectivement par des formules (18) et (19) indiquées ci-dessous.
MbXpb" =Ks(Xwm - Xbm)+Cs(Xwm' -Xbm') +Ks(Xwh - Xbh)+Cs(Xwh' -Xbh') ...(18)
IrRa" =((Ks+K)(Xwh - Xbh - Xwm+Xbm) +Cs(Xwh' -Xbh' - Xwm' + Xbm'))T/2 ...(19)
Les formules (20) et (21) présentées ci-dessous sont obtenues à partir des formules mentionnées précédemment (16) à (19) .
Cs(Xwh' -Xbh' +Xwm' -Xbm')=0 ...(20)
Cs(Xwh' -Xbh' -Xwm' +Xbm')T/2+CrRa' = 0 ...(21)
Conformément à une relation définie par ces formules (20) et (21), des forces d'amortissement idéales appliquées à la caisse du véhicule BD par l'amortisseur 12m pour les roues droites et l'amortisseur 12h pour les roues gauches (ou bien l'amortisseur 12r) dans le but d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du roulis sont représentées respectivement par les formules (22) et (23) indiquées cidessous.
RFm= Cs(Xwm' -Xbm')=CrRa'/T ...(22)
RFh= Cs(Xwh' -Xbh') =-CrRa'/T ...(23)
Ensuite, le sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement sera décrit. L'exécution du sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement est lancée à l'étape 170 de la figure 7. A l'étape 172, une vitesse angulaire de roulis Ra' de la caisse du véhicule BD est reçue en entrée depuis le capteur de vitesse angulaire de roulis 24. Ensuite, à l'étape 174, une force d'amortissement cible RFm de l'amortisseur 12m pour les roues droites et une force d'amortissement cible RFh de l'amortisseur 12h pour les roues gauches sont calculées en ayant en vue d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction du roulis, en effectuant des calculs conformément à des formules mentionnées
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plus loin (24) et (25), respectivement, dans lesquelles un coefficient d'amortissement Cr qui est idéal pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule BD dans la direction de roulis et a été déterminé de façon appropriée à l'avance, la vitesse angulaire de roulis reçue en entrée Ra' et la voie prédéterminée T sont utilisés.
RFm=CrRa'/T ...(24)
RFh=-CrRa'/T ...(25)
Ensuite, à l'étape 176, la force d'amortissement cible calculée RFm de l'amortisseur 12m pour les roues droites est établie sous la forme des troisièmes forces d'amortissement cible RFd2 et RFd4 pour les roues droites FW2 et RW2, respectivement, et la force d'amortissement cible calculée RFh pour l'amortisseur 12h pour les roues gauches est établie sous la forme des troisièmes forces d'amortissement cible RFdl et RFd3 pour les roues gauches FW1 et RW1, respectivement. A l'étape 178, l'exécution du sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement est arrêtée.
En revenant à la description du programme indiquée sur la figure 2, après que les premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4, les secondes forces d'amortissement cible PFdl, PFd2, PFd3 et PFd4, et les troisièmes forces d'amortissement cible RFdl, RFd2, RFd3 et RFd4 ont été calculées grâce aux traitements mentionnés précédemment aux étapes 102 à 106, l'une des première à troisième forces d'amortissement cible qui présentent la valeur absolue la plus grande est sélectionnée pour chacune des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 à l'étape 108.
C'est-à-dire que des valeurs absolues respectives #Fd1#, #PFd1#, #RFd1# des première à troisième forces d'amortissement cible Fdl, PFdl et RFdl pour la roue avant gauche FW1 sont comparées l'une à l'autre. L'une des première à troisième forces d'amortissement cible Fdl, PFdl et RFdl, qui correspond à la plus grande des valeurs absolues #Fd1#, #PFd1# et #RFd1#, est établie en tant que force d'amortissement cible FI pour l'amortisseur 12a. Des traitements sensiblement identiques à ceux de la roue avant gauche FW1 sont également exécutés à la suite pour la roue avant droite FW2, la roue arrière gauche RW1 et la roue arrière droite RW2. Ensuite, les forces d'amortissement cible respectives Fi ("i" représente un nombre entier de 2 à 4) pour les amortisseurs 12b, 12c et 12d sont déterminées à la suite.
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Ensuite, à l'étape 110, des valeurs (Xpwl - Xpbl), (Xpw2 Xpb2), (Xpw3 - Xpb3) et (Xpw4 - Xpb4) de déplacement relatif sont reçues en entrée depuis les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a à 22d, respectivement. A l'étape 112, les valeurs reçues en entrée (Xpwl - Xpbl), (Xpw2 - Xpb2), (Xpw3 - Xpb3) et (Xpw4 - Xpb4) de déplacement relatif sont différentiées, d'où il résulte que des vitesses respectives (Xpwl' - Xpbl'), (Xpw2' Xpb2'), (Xpw3' - Xpb3') et (Xpw4' - Xpb4') de la caisse du véhicule BD par rapport aux roues FW1, FW2, RW1 et RW2 sont calculées respectivement.
Après le traitement mentionné précédemment de l'étape 112, en faisant référence à une table de vitesse relative en fonction de la force d'amortissement, des taux d'ouverture des orifices respectifs OP1, OP2, OP3 et OP4 des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d, qui correspondent aux forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4 déterminées par le traitement mentionné précédemment à l'étape 108 et aux vitesses relatives (Xpwl' Xpbl'), (Xpw2' - Xpb2'), (Xpw3' - Xpb3') et (Xpw4' - Xpb4') calculées par l'intermédiaire du traitement mentionné précédemment à l'étape 112, respectivement, sont déterminés à l'étape 114. La table de vitesse relative en fonction de la force d'amortissement est incorporée au préalable dans le microcalculateur et mémorise des données qui représentent, pour chacun des taux d'ouverture des orifices, une caractéristique d'une variation de la force d'amortissement F des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d par rapport à la vitesse relative (Xpw' Xpb'). En déterminant chacun des taux d'ouverture d'orifice mentionnés précédemment OP1, OP2, OP3 et OP4, une courbe qui est située la plus proche d'un point déterminé par la force d'amortissement Fi et la vitesse relative (Xpwi' - Xpbi') ("i" représente un nombre entier de 1 à 4) dans les graphes représentés sur la figure 9, est retrouvée. Un taux d'ouverture d'orifice OP correspondant à la courbe retrouvée est sélectionné pour chaque paire d'une force d'amortissement et d'une vitesse relative.
Après le traitement mentionné précédemment de l'étape 114, des signaux de commande indicatifs des taux d'ouverture des orifices OP1, OP2, OP3 et OP4 déterminés à l'étape 116 sont fournis en sortie aux amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d, respectivement. Les taux d'ouverture des orifices des
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amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d sont commandés pour être établis aux taux d'ouverture des orifices mentionnés précédemment OP1, OP2, OP3 et OP4, respectivement. Il en résulte que les amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d génèrent les forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4, respectivement.
Comme on l'a décrit jusqu'à présent, conformément au mode de réalisation mentionné précédemment, grâce aux traitements du sous-programme de calcul de première force d'amortissement (figure 3), les premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 destinées à empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du soulèvement sont calculées pour les roues respectives, sur la base de la modélisation d'une roue isolée du véhicule en utilisant la théorie "skyhook". Grâce aux traitements du sous-programme de calcul de la seconde force d'amortissement (figure 5), les secondes forces d'amortissement cible PFdl, PFd2, PFd3 et PFd4 destinées à empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage sont calculées pour les roues respectives, sur la base de la modélisation des roues avant et arrière du véhicule. Par l'intermédiaire des traitements du sous-programme de calcul de la troisième force d'amortissement (figure 7), les troisièmes forces d'amortissement cible RFdl, RFd2, RFd3 et RFd4 destinées à empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction de roulis sont calculées pour les roues respectives, sur la base de la modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule. Grâce au traitement de l'étape 108 de la figure 2, l'une des première à troisième forces d'amortissement cible mentionnées précédemment, qui présente la valeur absolue la plus grande, est sélectionnée sous la forme des forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4 pour les emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2, respectivement. Les forces d'amortissement des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d aux emplacements respectifs des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 sont commandées pour être établies aux forces d'amortissement cible mentionnées précédemment FI, F2, F3 et F4, respectivement.
Il en résulte que ce n'est que si les vibrations de la caisse du véhicule BD dans les directions du tangage et du roulis sont devenues fortes dans une certaine mesure, à la condition que les premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 soient plus petites que les secondes forces
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d'amortissement cible PFdl, PFd2, PFd3 et PFd4 ou les troisièmes forces d'amortissement cible RFdl, RFd2, RFd3 et RFd4, respectivement, que les forces d'amortissement des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d aux emplacements des roues respectives FW1, FW2, RW1 et RW2 sont respectivement établies aux secondes forces d'amortissement cible PFdl, PFd2, PFd3 et PFd4 ou aux troisièmes forces d'amortissement cible RFdl, RFd2, RFd3 et RFd4 en vue d'empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du tangage et du roulis, sur la base de la modélisation des roues avant et arrière ou des roues de gauche et de droite. Sinon, les forces d'amortissement des amortisseurs 12a, 12b, 12c et 12d sont respectivement établies aux premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 pour empêcher les vibrations de la caisse du véhicule dans la direction du soulèvement, sur la base de la modélisation d'une roue isolée du véhicule. Ainsi, ce mode de réalisation compense la déficience de la force d'amortissement pour les mouvements en tangage et en roulis de la caisse du véhicule BD, tout en assurant une exécution de la commande intrinsèque des premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 en vue d'empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD. De ce fait, les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD sont empêchées efficacement, et les vibrations de la caisse du véhicule BD résultant des mouvements en tangage et en roulis de celle-ci sont également empêchées. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
Dans le mode de réalisation mentionné précédemment, l'une des première à troisième forces d'amortissement cible qui présente la valeur absolue la plus grande est sélectionnée sous la forme des forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4, respectivement pour les emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2. Cependant, dans le cas où les mouvements en roulis de la caisse du véhicule BD ne sont pas très prononcés, le calcul des troisième forces d'amortissement cible peut être omis, et soit les première forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4, soit les secondes forces d'amortissement cible PFdl, PFd2, PFd3 et PFd4, qui présentent les valeurs absolues les plus grandes, peuvent être sélectionnées en tant que forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4, respectivement pour les emplacements des
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roues FW1, FW2, RW1 et RW2. Ceci compense également la déficience de la force d'amortissement pour les mouvements en tangage de la caisse du véhicule BD, tout en assurant l'exécution de la commande intrinsèque des premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 pour empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD. De ce fait, les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD sont empêchées efficacement, et les vibrations de la caisse du véhicule BD résultant des mouvements en tangage de celle-ci sont également empêchées. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
De même, dans le cas où les mouvements en tangage de la caisse du véhicule BD ne sont pas très prononcés, le calcul des secondes forces d'amortissement cible peut être omis, et soit les premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4, soit les troisièmes forces d'amortissement cible RFdl, RFd2, RFd3 et RFd4, qui présentent les valeurs absolues les plus grandes, peuvent être sélectionnées en tant que forces d'amortissement cible FI, F2, F3 et F4, respectivement, pour les emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2. Ceci compense également une déficience de la force d'amortissement pour les mouvements en roulis de la caisse du véhicule BD, tout en assurant l'exécution de la commande intrinsèque des premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 en vue d'empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD. De ce fait, les vibrations verticales de la caisse du véhicule BD sont empêchées efficacement, et les vibrations de la caisse du véhicule BD résultant des mouvements en roulis de celle-ci sont également empêchées. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
Dans les modes de réalisation mentionnés précédemment, l'une des première à troisième forces d'amortissement cible qui présente la valeur absolue la plus grande est établie en tant que force d'amortissement cible finale. Cependant, une force d'amortissement cible finale peut être déterminée des façons suivantes en comparant les valeurs absolues respectives des première à troisième forces d'amortissement cible. C'est-à-dire que les première à troisième forces d'amortissement cible peuvent être synthétisées par sommation en augmentant les
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pondérations attribuées aux première à troisième forces d'amortissement cible conformément à une augmentation des valeurs absolues respectives. En variante, les deux plus grandes des première à troisième forces d'amortissement cible peuvent être sélectionnées et synthétisées par sommation. En exécutant une synthèse par sommation, une pondération attribuée à la plus grande des deux forces d'amortissement cible sélectionnées peut être augmentée. Dans l'exemple de modification mentionné précédemment, l'une des première et seconde forces d'amortissement cible qui présente la valeur absolue la plus grande, ou bien l'une des première et troisième forces d'amortissement cible qui présente la valeur absolue la plus grande est déterminée en tant que force d'amortissement cible finale. Cependant, une force d'amortissement cible finale peut être déterminée sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible ou bien des première et troisième forces d'amortissement cible, en augmentant une pondération attribuée à la plus grande des deux forces d'amortissement cible, en exécutant une synthèse par sommation. Ceci sert également à déterminer une force d'amortissement cible finale sur la base des première à troisième forces d'amortissement cible calculées indépendamment, des première et seconde forces d'amortissement cible, ou bien des première à troisième forces d'amortissement cible. Ainsi, une déficience de la force d'amortissement cible pour les mouvements en tangage et en roulis de la caisse du véhicule est compensée, tandis que l'exécution de la commande intrinsèque de la première force d'amortissement cible en vue d'empêcher les vibrations verticales de la caisse du véhicule est assurée. De ce fait, les vibrations verticales de la caisse du véhicule sont empêchées efficacement, et les vibrations de la caisse du véhicule résultant des mouvements en tangage et en roulis de celle-ci sont également empêchées. Par conséquent, le véhicule obtient un bon confort de conduite et une stabilité de roulement élevée.
En outre, le mode de réalisation mentionné précédemment est conçu pour détecter les accélérations verticales Xpbl", Xpb2", Xpb3" et Xpb4" de la caisse du véhicule BD sous forme de valeurs d'état cinétiques de la caisse du véhicule BD aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 par rapport à un repère absolu, respectivement. En dehors d'une telle conception, le mode de
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réalisation mentionné précédemment peut également être conçu pour détecter les vitesses verticales Xpbl', Xpb2', Xpb3' et Xpb4' de la caisse du véhicule BD par rapport au repère absolu.
De même, le mode de réalisation cité précédemment peut être conçu pour calculer les vitesses verticales Xpbl', Xpb2', Xpb3' et Xpb4' en détectant les valeurs Xpbl, Xpb2, Xpb3 et Xpb4 du déplacement vertical de la caisse du véhicule BD aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 par rapport au repère absolu, respectivement. De même, en ce qui concerne les valeurs (Xpwl - Xpbl), (Xpw2 - Xpb2), (Xpw3 - Xpb3) et (Xpw4 Xpb4) de la caisse du véhicule BD (l'élément suspendu) aux emplacements des roues FW1, FW2, RW1 et RW2 par rapport aux roues respectives FW1, FW2, RW1 et RW2, les vitesses relatives (Xpwl' - Xpbl'), (Xpw2' - Xpb2'), (Xpw3' - Xpb3') et (Xpw4' Xpb4') peuvent être détectées, ou bien les vitesses relatives (Xpwl' - Xpbl'), (Xpw2' - Xpb2'), (Xpw3' - Xpb3') et (Xpw4' Xpb4') peuvent être calculées en détectant les accélérations relatives (Xpwl" - Xpbl"), (Xpw2" - Xpb2"), (Xpw3" - Xpb3") et (Xpw4" - Xpb4"), respectivement.
Dans le mode de réalisation mentionné précédemment, le capteur de vitesse angulaire de tangage 23 comprend un capteur de vitesse de rotation prévu pour détecter une vitesse angulaire Pa' de la caisse du véhicule BD dans la direction du tangage.
Cependant, la vitesse angulaire Pa' peut être détectée à partir d'une différence de la valeur du déplacement vertical entre les parties avant et arrière de la caisse du véhicule BD. Au lieu d'utiliser le capteur de vitesse angulaire de roulis 24, composé d'un capteur de vitesse de rotation de manière à détecter une vitesse angulaire Ra' dans la direction de roulis de la caisse du véhicule BD, la vitesse angulaire Ra' peut être détectée à partir d'une différence de valeurs de déplacement vertical entre les parties de gauche et de droite de la caisse du véhicule BD.
En outre, les capteurs d'accélération de masse suspendue 21a à 21d, les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a à 22d, le capteur de vitesse angulaire de tangage 23 et le capteur de vitesse angulaire de roulis 24 destinés à détecter directement diverses valeurs d'état cinétiques sont partiellement remplacés, et le module d'observation peut être utilisé pour estimer et donc détecter une partie des diverses valeurs d'état cinétiques.
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Ensuite, diverses modifications du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement mentionné précédemment seront décrites. Dans ces modifications, les premières forces d'amortissement cible mentionnées précédemment Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4 sont calculées sur la base d'une théorie de la commande qui permet de gérer une installation non linéaire et de fournir une spécification de conception sous forme d'une plage de fréquences. Comme la description qui suit est prévue d'avance pour une modélisation d'une roue isolée du véhicule, l'attention sera portée uniquement sur une des roues FW1, FW2, RW1 et RW2, et la description sera faite sous forme d'un mode de réalisation destiné à calculer uniquement la première force d'amortissement cible Fd qui représente au sens large les premières forces d'amortissement cible Fdl, Fd2, Fd3 et Fd4. En ce qui concerne les autres roues, la première force d'amortissement cible peut être calculée de la même manière. Avant la description des diverses modifications, la modélisation de roue isolée du véhicule conforme aux modifications sera décrite tout d'abord. a. Modélisation
Tout d'abord, une modélisation d'un système de suspension sera considérée en tentant de représenter le système de suspension dans un espace d'état. La figure 10 est une vue fonctionnelle du système de suspension pour une roue isolée du véhicule. Mb représente une masse de la caisse du véhicule (l'élément suspendu) BD, Mw une masse d'une roue WH (plus exactement, un élément non suspendu comprenant un bras inférieur et autre), et Kt une constante d'élasticité d'un pneu TR. Ks représente une constante d'élasticité du ressort 11, CsO une partie linéaire d'un coefficient d'amortissement Cs (appelé ciaprès coefficient d'amortissement linéaire) d'un amortisseur disposé dans le système de suspension, Cv une partie non linéaire du coefficient d'amortissement Cs (appelé ci-après coefficient d'amortissement non linéaire). La somme du coefficient d'amortissement linéaire CsO et du coefficient d'amortissement non linéaire Cv est un coefficient d'amortissement général de l'amortisseur 12 (Cs = CsO + Cv) . RD représente une surface de route. Etant donné que Xpb, Xpw et Xpr représentent des valeurs de déplacement de la caisse du véhicule BD, la roue WH et la surface de la route RD, respectivement, les
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équations (26) et (27) du mouvement sont établies comme indiqué ci-dessous.
MbXpb" =Ks(Xpw - Xpb)+Cs(Xpw' -Xpb')+Cv(Xpw' -Xpb') ...(26)
MwXpw" =Kt(Xpr - Xpw) - Ks(Xpw - Xpb) -Cs(Xpw' -Xpb') -Cv(Xpw' -Xpb') ...(27)
Dans les formules mentionnées précédemment (26) et (27), et les formules respectives mentionnées ci-après, le signe (') indique une seule différentiation et le signe (") indique une double différentiation.
L'entrée de commande "u" de ce système de suspension est le coefficient d'amortissement non linéaire Cv. De ce fait, si le système de suspension est représenté dans un espace d'état avec une perturbation de surface de route wl et le coefficient d'amortissement non linéaire Cv étant utilisé en tant que vitesse de surface de route Xpr' et l'entrée de commande "u" respectivement, une formule (28) est établie comme indiqué cidessous.
Xp' =ApXp+Bplwl +Bp2(Xp)u ...(28)
Dans la formule mentionnée précédemment (28), Xp, Ap, Bpl et Bp2 (Xp) sont représentés respectivement selon les formules (29) à (32) indiquées ci-dessous.
Figure img00280001
Le système de suspension de cette modification restreint simultanément une vitesse verticale Xpb' de la caisse du véhicule BD (appelée ci-après vitesse de masse suspendue Xpb')
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qui affecte fortement les vibrations dans la caisse du véhicule BD (l'élément de masse suspendue), une accélération verticale Xpb" de la caisse du véhicule BD (appelée ci-après accélération de masse suspendue Xpb") qui affecte fortement le confort de conduite du véhicule, et une vitesse verticale (Xpw' - Xpb') de la roue WH par rapport à la caisse du véhicule BD (appelée ciaprès vitesse relative (Xpw' - Xpb')) qui affecte fortement les vibrations de la roue WH. En conséquence, la vitesse de masse suspendue Xpb', l'accélération de la masse suspendue Xpb" et la vitesse relative (Xpw' - Xpb') sont utilisées en tant que sortie évaluée Zp. Dans le système de suspension, il est aisé de détecter l'accélération de la masse suspendue Xpb" et une valeur (Xpw - Xpb) de déplacement de la roue WH par rapport à la caisse du véhicule BD (appelée ci-après simplement valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb)). De ce fait, l'accélération de la masse suspendue Xpb" et la valeur de déplacement relatif (Xpw
Xpb) sont fondamentalement utilisées en tant que sortie observée yp. Si la sortie observée yp est représentée dans un espace d'état en prenant pour hypothèse que la sortie observée yp comprend un bruit observé W2, les formules (33) et (34) sont établies comme indiqué ci-dessous.
Zp=CplXp+Dpl2(Xp)u ...(33) yp=Cp2Xp+Dp21W2+Dp22(Xp)u ...(34)
Dans les formules mentionnées précédemment (33) et (34), Zp, yp, Cpl, Dpl2(Xp), Cp2, Dp21 et Dp22 (Xp) sont respectivement exprimés selon les formules (35) à (41) indiquées ci-dessous.
Figure img00290001
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Dp21 = [10 01] ...(40)
Dp22(Xp)=(Xpw'- Xpb')/Mb ...(41) Cependant, comme le coefficient Bp2 (Xp) la valeur d'état Xp comme indiqué par la formule mentionnée précédemment (28), l'expression de l'espace d'état du système de suspension mentionné précédemment est un système bilinéaire. Dans le système bilinéaire, comme Bp2(0) = 0 à l'origine X = 0 en dépit de la variation de l'entrée de commande u, l'exécution de la commande est impossible à proximité de l'origine. De ce fait, le système de commande destiné au système de suspension mentionné précédemment ne peut pas être conçu selon la théorie de la commande linéaire. De ce fait, une tentative est faite pour concevoir le système de commande au moyen de la théorie de la commande non linéaire Hco dans le but d'obtenir les performances de commande désirées. En d'autres termes, une tentative est faite pour concevoir un système de commande destiné à restreindre la vitesse de la masse suspendue Xpb', l'accélération de la masse suspendue Xpb" et la vitesse relative (Xpw' - Xpb'). Ci-après, divers exemples du système de commande non linéaire Hoo selon les diverses modifications de l'invention en vue de calculer la première force d'amortissement cible Fd et des exemples concrets de calculs de la première force d'amortissement cible Fd seront décrits. b. Première modification bl. Exemple de conception d'un système de commande à contre- réaction d'état non linéaire H#
Tout d'abord, pour pouvoir effectuer une tentative de conception du système de commande à contre-réaction d'état non linéaire Hoo, une modélisation généralisée du système de commande à contre-réaction d'état tel qu'indiqué sur la figure 11, dans lequel une pondération de fréquence est ajoutée à la sortie évaluée Zp et où l'entrée de commande "u" est prise en compte.
Dans ce cas, la pondération de fréquence représente une pondération dynamique qui varie conformément à une fréquence et est donnée sous forme d'une fonction de transfert. L'utilisation de la pondération de fréquence rend possible d'augmenter la valeur de la pondération dans une plage de fréquences où les performances de commande doivent être améliorées et de réduire
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la valeur d'une pondération dans une plage de fréquences où les performances de commande sont négligeables. En outre, la sortie évaluée Zp et l'entrée de commande "u" sont multipliées par des pondérations de fréquences Ws(S) et Wu(S), respectivement, et ensuite multipliées, respectivement, par des fonctions al(X)' et a2(X) de la valeur d'état X. Ces fonctions sont des fonctions de pondération non linéaires. De manière à contourner l'équation de Riccati et trouver une solution, les pondérations non linéaires al(X) et a2(X) démontrent les caractéristiques définies par les formules (42) et (43) présentées ci-dessous. al(X) > 0, a2(X) > 0 ...(42) al(0) = a2 (0) =1 ...(43)
Ces pondérations non linéaires rendent possible de concevoir un système de commande en vue de restreindre un gain L2 de façon plus marquée. Une expression d'espace d'état de ce système est indiquée par une formule (44) présentée ci-dessous.
Xp' =ApXp+ BplWl + Bp2 (Xp)u ...(44)
Une expression d'espace d'état de la pondération Ws(S) grâce à laquelle la sortie évaluée Zp est multipliée est indiquée par les formules (45) et (46) présentées ci-dessous.
Xw' =AwXw +BwZp ...(45)
Zw=CwXw +DwZp ...(46)
Xw représente une valeur d'état de la pondération de fréquence Ws(S), et Zw représente une sortie de la pondération de fréquence Ws(S). Aw, Bw, Cw et Dw sont des matrices de constantes déterminées par une spécification de commande. Ces matrices de constantes Aw, Bw, Cw et Dw sont déterminées de manière à réduire un gain pour l'accélération de masse suspendue Xb" dans une plage de fréquences d'environ 3 à 8 Hz (figure 12(A)) en ayant en vue d'améliorer le confort de conduite du passager (élimination d'une sensation de sol rocailleux), réduire un gain pour une vitesse de masse suspendue Xb' dans une plage de fréquences d'environ 0,5 à 1,5 Hz (figure 12 (B)) en ayant en vue d'empêcher la résonance de la caisse du véhicule BD, et réduire le gain pour la vitesse relative (Xw' - Xb') dans une plage de fréquences d'environ 10 à 14 Hz (figure 12(C)) en ayant en vue d'éviter la résonance de la roue WH. Bien que les plages de fréquences destinées à réduire ces gains respectifs sont empêchées de se chevaucher l'une avec l'autre et sont ainsi empêchées d'interférer l'une avec l'autre, les éléments
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respectifs constituant la sortie évaluée Zp, à savoir l'accélération de masse suspendue Xb", la vitesse de masse suspendue Xb', et la vitesse relative (Xw' - Xb'), sont commandés indépendamment .
Une expression d'espace d'état de la pondération Wu(S) par laquelle l'entrée de commande "u" est multipliée, est indiquée par des formules (47) et (48) indiquées ci-dessous.
Xu'=AuXu+Buu ...(47)
Zu=CuXu+Du u ...(48)
Xu représente une valeur d'état de la pondération de fréquence Wu (S) Zu représente une sortie de la pondération de fréquence Wu(S). Au, Bu, Cu et Du sont des matrices de constantes déterminées par une spécification de la commande. De manière à prendre en compte les performances de réponse d'un actionneur électrique destiné à commander le coefficient d'amortissement, les matrices de constantes Au, Bu, Cu et Du sont déterminées de manière à ce qu'un gain de l'entrée de commande "u" soit restreint dans une plage de hautes fréquences conformément à une caractéristique de fréquence de l'actionneur (figure 12 (D) ) .
A ce point, une expression d'espace d'état d'une modélisation généralisée dans le système de commande à contreréaction d'état non linéaire Hoo est indiquée par les formules (49) à (51) présentées ci-dessous.
X' =AX+ Blwl + B2(X)u ...(49)
Z1 = a1(X)(C11X+ D121(X)u) ...(50)
Z2= a2(X)(C12X +D122u) ...(51)
Dans les formules mentionnées précédemment (49) à (51), X, A, Bl, B2 (X), C11, D121(X), C12 et D122 sont représentées respectivement par des formules (52) à (59) indiquées cidessous.
Figure img00320001
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Bp2(Xp)
B2(X) = BwDp12(Xp) ...(55)
Bu
C11=[DwCp1 Cw 0] ... (56)
D121(X) = [DwDpl2(Xp)] ... (57)
C12= [0 0 Cu] ... (58) D122 = Du ... (59)
Ensuite, de manière à trouver une solution sur la base de l'équation de Riccati, si l'expression de l'espace d'état de la modélisation généralisée représentée par les formules mentionnées précédemment (49) à (51) est réécrite sous la condition définie par une formule (60) présentée ci-dessous, les formules (60) à (63) sont obtenues, telles qu'indiquées cidessous.
DwDpl2(X) = 0 ...(60)
X'=AX + B1W+ B2(X)U ...(61) Zl=al(X)CllX ...(62)
Z2=a2(X)C12X+ a2(X)D122u ...(63)
Comme A est une matrice stable indicative du système de commande de force d'amortissement, une tentative est faite pour concevoir, pour la modélisation généralisée et mentionnée précédemment, une règle de commande à contre-réaction d'état non linéaire Hoo, u = k (X), qui satisfait la condition (1) telle que le système à boucle fermée présente un exposant interne stable et la condition (2) telle que le gain L2 provenant de la perturbation de la surface de la route wl sur la sortie évaluée Z soit inférieur ou égal à une constante positive y.
La règle de commande à contre-réaction d'état non linéaire Hoo, u = k (X), être obtenue si les conditions suivantes sont établies. C'est-à-dire que, (1) si D122-1 existe et qu'une constante positive y est donnée, une solution symétrique définie positive P satisfaisant l'équation de Riccati mentionnée ciaprès (64) existe pour la constante positive y, et (2) si les pondérations non linéaires al(X) et a2(X) satisfont une condition restrictive représentée par une formule (65) indiquée ci-dessous, l'une des règles de commande u = k(X) destinée à stabiliser de façon interne le système à boucle fermée et à rendre le gain L2 inférieur ou égal à y, est donnée par une formule (66) présentée ci-dessous.
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Figure img00340001
Les pondérations non linéaires al(X) et a2(X) satisfaisant la condition restrictive de la formule (66) sont présentées en exemple respectivement dans les formules (67) et (68) indiquées ci-dessous.
Figure img00340002
Dans les formules mentionnées précédemment (67) et (68), ml(X) est une fonction définie positive quelconque. Il résulte des calculs faits par l'ordinateur, qu'il a été possible de trouver la solution symétrique définie positive P qui est décrite ci-dessus. En utilisant la formule mentionnée précédemment (68), la formule mentionnée précédemment (66) est convertie en une formule (69) présentée ci-dessous. u = k(X)
Figure img00340003

= -D122-I l +m1(X)XTC1ITCllX)D122-TB2\X)P +C12)X ...(69)
Ceci signifie que bien qu'une inégalité différentielle partielle appelée inégalité de Hamilton-Jacobi doive être résolue en général pour concevoir un système de commande en utilisant la théorie de la commande non linéaire Hoo, la règle de commande peut être conçue en résolvant l'inégalité de Riccati à la place de l'inégalité de Hamilton-Jacobi, en imposant la condition restrictive de la formule mentionnée précédemment (65) aux pondérations non linéaires al(X) et a2(X) comme on l'a décrit ci-dessus. L'inégalité de Riccati peut être résolue aisément en utilisant un logiciel connu, tel que Matlab. Ainsi, ce procédé rend possible de trouver facilement une solution symétrique définie positive P et d'en déduire la règle de commande u = k(X).
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Le terme mentionné précédemment D122 n'existe pas dans l'inégalité de Riccati et ne se rapporte qu'à la condition restrictive imposée aux pondérations non linéaires et à la règle de commande. Ceci signifie que la règle de commande utilisant le terme D122 peut être ajustée dans une certaine mesure sans résoudre à nouveau l'inégalité de Riccati. En d'autres termes, l'ajustement de la règle de commande mentionnée précédemment implique la mise à l'échelle de l'entrée de commande "u". Si le rapport de mise à l'échelle est multiplié par 10, D122 est multiplié par 1/10 et les termes de B2(X) et Ci2 dans la formule mentionnée précédemment (66) sont multipliés par 100 et 10, respectivement.
Ensuite, de manière à confirmer le rôle joué par les pondérations non linéaires, une modélisation généralisée d'un système bilinéaire qui n'emploie aucune pondération non linéaire sera considérée et comparée à la modélisation généralisée mentionnée précédemment qui emploie les pondérations non linéaires. C'est-à-dire que les pondérations non linéaires citées ci-dessus al(X) et a2(X) sont définies par al(X) = 1 et a2(X) = 1, respectivement. De même, dans un but de simplification, il est déterminé que C12 = 0 et que D122 = 1, en prenant pour hypothèse qu'une condition d'orthogonalité est satisfaite. L'expression de l'espace d'état indiquée par les formules mentionnées précédemment (61) à (63) est représentée selon les formules (70) à (72) indiquées ci-dessous.
X' = AX + B1W + B2(X)u ... (70) Z1=C11X ...(71)
Z2 = u ...(72)
Ainsi, la règle de commande u = k(X) pour la modélisation généralisée est représentée selon une formule (73) indiquée cidessous. u=B2T(X)PX ...(73)
P est une solution symétrique définie positive qui satisfait l'inégalité de Riccati (74) indiquée ci-dessous.
PA+ATP+1/2PB1B1TP+C11TC11 # 0 ... (74)
Y
Un système d'approximations linéaires à proximité de l'origine de la modélisation généralisée indiquée par les
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formules mentionnées précédemment (70) à (72) est exprimé selon les formules (75) à (77) indiquées ci-dessous.
X'=AX+B1W ...(75) Z1=C11X ...(76)
Z2 = u ... (77)
L'inégalité de Riccati dans la formule mentionnée précédemment (74) indique que le système à boucle fermée est stable de façon interne pour la modélisation généralisée et que le gain L2 est inférieur ou égal à y. C'est-à-dire que le gain L2 du système bilinéaire est déterminé par une valeur à l'origine (Z = 0) indiquée sur la figure 13. Ceci est dû au fait que le système bilinéaire est B2(0) = 0 à l'origine et que de ce fait l'entrée de commande "u" est sans influence au point que le gain L2 ne peut pas être amélioré à proximité de l'origine. La modélisation généralisée avec l'entrée de commande u étant égale à 0 (les formules (70) à (72)) coïncide également avec la modélisation généralisée approchée linéairement (les formules (75) à (77)). De ce fait, l'inégalité de Riccati dans la formule (74) indique que même dans le cas où l'entrée de commande "u" est égale à 0 pour la modélisation généralisée (les formules (70) à (72)), le système à boucle fermée est stable de façon interne et le gain L2 est inférieur ou égal à y. C'est-à-dire que même si la valeur d'état X a augmenté et que l'entrée de commande u est devenue efficace, dans le cas où un système de commande est conçu pour la modélisation généralisée (les formules (70) à (72)) avec une sortie de commande exprimée par les formules (78) et (79) indiquées ci-dessous, il est simplement garanti que le gain L2 ne devient pas supérieur à go même après avoir été multiplié par l'entrée de commande "u".
Z1 = C11X ...(78)
Z2 = u ...(79)
C'est-à-dire que si la sortie de commande est exprimée comme dans les formules mentionnées précédemment (78) et (79), les performances de la commande peuvent s'améliorer grâce à l'utilisation de l'entrée de commande "u" mais peuvent ne faire aucune différence en comparaison avec le cas u = 0. Ainsi, les pondérations non linéaires al(X) et a2(X) sont appliquées aux sorties de commande Zl et Z2 respectivement, d'où il résulte que les formules (80) et (81) sont établies comme indiqué cidessous. Ceci rend possible de concevoir un système de commande
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destiné à rendre le gain L2 de l'installation plus proche de l'axe X qui représente le niveau d'origine au moyen des pondérations non linéaires à des emplacements éloignés de l'origine, comme indiqué par une ligne gi de la figure 13.
Zl=al(X)CllX ...(80)
Z2=a2(X)u ...(81)
Selon cette commande, le coefficient d'amortissement Cs de l'amortisseur 12 est divisé en le coefficient d'amortissement linéaire CsO et le coefficient d'amortissement non linéaire Cv, et le système de commande a été conçu en utilisant le coefficient d'amortissement non linéaire Cv en tant qu'entrée de commande "u". Comme indiqué sur la figure 14A, le coefficient d'amortissement linéaire CsO est approximativement établi à proximité du centre entre une courbe de caractéristiques de force d'amortissement minimum (correspondant à un taux d'ouverture d'orifice maximum) de l'amortisseur 12, et une courbe de caractéristiques de force d'amortissement maximum (correspondant à un taux d'ouverture d'orifice minimum) de l'amortisseur 12, et le gain de l'entrée de commande "u" est commandé conformément à une fréquence. Le coefficient d'amortissement Cs varie sur les côtés opposés du coefficient d'amortissement linéaire CsO, et la force d'amortissement obtenue à partir du coefficient d'amortissement linéaire CsO est conçue pour rester entre les courbes caractéristiques des forces d'amortissement minimum et maximum mentionnées précédemment. En conséquence, le coefficient d'amortissement non linéaire Cv peut être aisément déterminé conformément à une spécification de conception de l'amortisseur 12, et la commande de force d'amortissement peut être exécutée à l'intérieur d'une plage envisageable avec l'amortisseur réel 12. Par conséquent, la commande de force d'amortissement peut être exécutée comme on le souhaite. A titre de comparaison, la figure 14B indique une figure de forme d'onde de Lissajou dans le cas où le coefficient d'amortissement de l'amortisseur 12 est commandé sur la base de la théorie "skyhook" . Dans ce cas, la commande ne peut pas être exécutée à l'intérieur de la plage envisageable avec l'amortisseur réel 12, et il est impossible d'exécuter la commande comme on le souhaite.
En outre, si la force d'amortissement (le coefficient d'amortissement) de l'amortisseur 12 est prévue être commutée
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par pas vers l'un d'une pluralité de stades, le coefficient d'amortissement linéaire mentionné précédemment CsO est établi de telle manière que la force d'amortissement déterminée par le coefficient d'amortissement linéaire CsO devient, à l'intérieur d'une plage de faibles forces d'amortissement, sensiblement égal à une force d'amortissement générée par un stade prédéterminé parmi les stades mentionnés précédemment de l'amortisseur 12.
Dans le système de suspension de ce type, dans une plage où la force d'amortissement est faible, la linéarité de la force d'amortissement par rapport à la vitesse relative est forte. En d'autres termes, il est tout à fait probable que le coefficient d'amortissement non linéaire calculé sera égal à "0". Ainsi, il est fortement probable que l'amortisseur 12 soit maintenu à un stade prédéterminé parmi les stades, et que la fréquence avec laquelle le coefficient d'amortissement est échangé diminue. De ce fait, une durée de vie élevée est permise pour l'amortisseur 12. b2. Exemple de calcul de la première modification
Ensuite, un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd en utilisant la règle de commande à contre-réaction d'état non linéaire Hoo mentionnée précédemment sera décrit.
Dans ce cas, en plus des capteurs d'accélération de masse suspendue 21a, 21b, 21c et 21d, les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a, 22b, 22c et 22d, le capteur de vitesse angulaire de tangage 23 et le capteur de vitesse angulaire de roulis 24, des capteurs de valeur de déplacement de pneu 25a, 25b, 25c et 25d et des capteurs d'accélération de masse non suspendue 26a, 26b, 26c et 26d qui sont prévus pour les roues FW1, FW2, RW1 et RW2 respectivement, sont reliés au dispositif de commande électrique 20, comme indiqué par des lignes en pointillé sur la figure 1. Cependant, la description qui suit traitera un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd d'une roue isolée représentative des roues FW1, FW2, RW1 et RW2. De ce fait, dans la description qui suit, les capteurs de valeur de déplacement de pneu 25a, 25b, 25c et 25d seront simplement appelés capteur de valeur de déplacement de pneu 25, et les capteurs d'accélération de masse non suspendue 26a, 26b, 26c et 26d seront simplement appelés capteur d'accélération de masse non suspendue 26. De la mêrr.e
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manière, les capteurs d'accélération de masse suspendue 21a, 21b, 21c et 21d et les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a, 22b, 22c et 22d seront simplement appelés capteur d'accélération de masse suspendue 21 et capteur de valeur de déplacement relatif 22, respectivement.
Le capteur de valeur de déplacement de pneu 25 détecte une valeur (Xpr - Xpw) de déplacement du pneu TR, qui est une valeur de déplacement relatif entre un déplacement de surface de route Xpr et un déplacement de masse non suspendue Xpw. Par exemple, la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw) est détectée sur la base des sorties provenant d'un capteur de contrainte destiné à détecter un taux de déformation du pneu, un capteur de pression destiné à détecter une pression d'air du pneu et autre. Le capteur d'accélération de masse non suspendue 26 est fixé à la roue WH et détecte une accélération de masse non suspendue Wpw" indicative d'une accélération verticale de la roue WH. Le microcalculateur dans le dispositif de commande électrique 20 exécute un sous-programme de calcul de première force d'amortissement représenté sur la figure 15 à des intervalles correspondants à un intervalle de temps prédéterminé au moyen du temporisateur incorporé, et calcule ainsi une première force d'amortissement cible Fd.
L'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est lancée à l'étape 200. A l'étape 202, des signaux de détection indicatifs de la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw), de la valeur de déplacement relatif (Xpw Xpb), de l'accélération de masse suspendue Xpb" et de l'accélération de masse non suspendue Xpw", sont appliqués en entrée depuis le capteur de valeur de déplacement de pneu 25, le capteur de valeur de déplacement relatif 22, le capteur d'accélération de masse suspendue 21 et le capteur d'accélération de masse non suspendue 26, respectivement.
Ensuite, à l'étape 204, l'accélération de masse suspendue Xpb" et l'accélération de masse non suspendue Xpw" sont intégrées par rapport au temps, d'où il résulte qu'une vitesse de masse suspendue Xpb' et une vitesse de masse non suspendue Xpw' sont calculées. De même, la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) est différentiée par rapport au temps, d'où il résulte qu'une vitesse relative (Xpw' - Xpb') est calculée.
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Ensuite, à l'étape 206, les termes Bp2(Xp) et Dpl2(Xp) sont calculés conformément aux formules mentionnées ci-après (82) et (83), qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (32) et (38) en utilisant la vitesse relative (Xpw' - Xpb').
B2(X) est alors calculé conformément à une formule mentionnée ci-après (84), qui est identique à la formule mentionnée cidessus (55) en utilisant Bp2(XP) et Dpl2(Xp).
Figure img00400001
Dans les formules mentionnées précédemment (82) et (83), Mw et Mb représentent une masse de la roue WH et une masse de la caisse du véhicule BD, respectivement. Dans la formule mentionnée précédemment (84), Bw et Bu représentent des matrices de coefficients se rapportant aux pondérations de fréquences Ws(S) et Wu(S) établies dans les formules mentionnées précédemment (45) et (47), respectivement. Ces matrices de coefficients sont des matrices de constantes qui sont mémorisées à l'avance dans le microcalculateur.
Après le traitement mentionné précédemment de l'étape 206, une variable d'état Xw des pondérations de fréquences est calculée à l'étape 208 conformément à une formule mentionnée ciaprès (85) identique à la formule mentionnée précédemment (45), en utilisant la sortie évaluée Zp (la vitesse de masse suspendue Xpb', l'accélération de masse suspendue Xpb" et la vitesse relative (Xpw' - Xpb')) qui est une cible de commande de cet exemple qui a été appliquée en entrée dans le traitement de l'étape 202 ou bien calculée au cours du traitement de l'étape 204 et est définie par la formule mentionnée précédemment (45).
Xw' =AwXw +BwZp ...(85)
Dans la formule mentionnée précédemment (85), Aw et Bw représentent des matrices de coefficients se rapportant à une pondération de fréquence Ws(S) établie dans la formule
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mentionnée précédemment (45). Ces matrices sont des matrices de constantes qui sont mémorisées à l'avance dans le microcalculateur.
Ensuite, à l'étape 210, une variable d'état Xu de la pondération de fréquence se rapportant à l'entrée de commande "u", une valeur d'état étendue X et une entrée de commande "u" sont calculées, en utilisant les formules (86) à (88) qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (47), (52) et (69), respectivement.
Xu'=AuXu+Bu u ...(86) X=#Xwp# ...(87)
Xu (87) u= k(X) =-D122-1((1+m1(X)XTC11TC11X)D122-TB2T(X)P+C12)X ...(88)
Dans la formule mentionnée précédemment (86), Au et Bu sont des matrices de coefficients se rapportant à la pondération de fréquence Wu (S) dans la formule mentionnée précédemment (47). Ces matrices sont des matrices de constantes qui sont mémorisées à l'avance dans le microcalculateur. D122 dans la formule mentionnée précédemment (88), qui est définie par la formule mentionnée précédemment (59), est une matrice de coefficients se rapportant à la pondération de fréquence Wu(S) établie dans la formule mentionnée précédemment (48) et est une matrice de constantes mémorisée à l'avance dans le microcalculateur. ml(X) est une fonction définie positive quelconque, et un algorithme concernant la fonction est mémorisé à l'avance dans le microcalculateur. La fonction définie positive ml(X) peut être établie à une constante positive, par exemple "1,0". La matrice C11 est définie par les formules mentionnées précédemment (37) et (56). En d'autres termes, C11 est une matrice de constantes qui est mémorisée à l'avance dans le microcalculateur et qui est définie par la masse Mw de la roue, la masse Mb de la caisse du véhicule BD, la constante d'élasticité Ks du ressort 11, le coefficient d'amortissement linéaire CsO de l'amortisseur 12 et les matrices de coefficients Cw et Dw se rapportant à la pondération de fréquence Ws(S) établie dans la formule mentionnée précédemment (46). B2(X) est une matrice calculée dans l'étape citée précédemment 206. P est une solution symétrique définie positive satisfaisant les
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formules mentionnées précédemment (64) et (65) et est une matrice de constantes qui est mémorisée à l'avance dans le microcalculateur. La matrice C12, qui est définie par la formule citée précédemment (58) est une matrice de constantes qui comprend la matrice des coefficients Cu se rapportant à la pondération de fréquence Wu (S) dans la formule mentionnée précédemment (48) et est mémorisée à l'avance dans le microcalculateur.
En calculant la variable d'état Xu se rapportant à la pondération de fréquence de l'entrée de commande u, la valeur d'état étendue X et l'entrée de commande "u" de l'étape 210, les valeurs respectives Xu, X et u reçoivent des valeurs initiales, et des calculs conformes aux formules mentionnées précédemment (85) à (88) sont exécutés de façon répétitive jusqu'à ce que les valeurs respectives Xu, X et u convergent. De cette manière, les valeurs Xu, X et u sont déterminées.
Après le traitement cité précédemment de l'étape 210, comme l'entrée de commande "u" est égale au coefficient d'amortissement non linéaire Cv, un coefficient d'amortissement cible général Cs de l'amortisseur 12 est calculé à l'étape 212 conformément à une formule mentionnée ci-après (89) dans laquelle le coefficient d'amortissement linéaire CsO est ajouté à l'entrée de contrôle "u". A l'étape 216, l'exécution du sousprogramme de calcul de la première force d'amortissement est arrêtée.
Cs=CsO+Cv=CsO+u ...(89)
Ensuite, à l'étape 214, la première force d'amortissement cible Fd est calculée conformément à une formule mentionnée ciaprès (90), dans laquelle le coefficient d'amortissement cible calculé C est multiplié par la vitesse relative (Xpw' - Xpb') calculée dans le traitement mentionné précédemment de l'étape 204.
Fd=Cs(Xpw' -Xpb') ... (90) c. Seconde modification cl. Exemple de conception d'un système de commande à contre- réaction de sortie non linéaire Hoo
Ensuite, la conception du système de commande à contreréaction d'état non linéaire Hoo mentionné précédemment sera davantage expliqué. C'est-à-dire qu'une valeur estimée sera obtenue à partir d'un module d'observation qui comprend une
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partie (par exemple la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw) et la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) ou bien la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw), la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) et la vitesse de masse non suspendue Xpw') de la valeur d'état Xp (la valeur de déplacement de pneu (Xpr - Xpw), la valeur de déplacement relatif (Xpw Xpb), la vitesse de masse non suspendue Xpw' et l'accélération de masse suspendue Xpb") dans le système de commande, et la valeur estimée sera utilisée en tentant de concevoir un système de commande à contre-réaction de sortie non linéaire Hoo. Dans ce cas, une modélisation généralisée d'un système de commande à contre-réaction de sortie telle qu'indiquée sur la figure 16, dans laquelle des pondérations de fréquences sont ajoutées à la sortie évaluée Zp et l'entrée de commande "u", sera envisagée.
Dans ce cas, la sortie évaluée Zp est multipliée par une fonction de pondération non linéaire al(X, X^) après avoir été multipliée par la pondération de fréquence Ws (S), l'entrée de commande "u" est multipliée par une fonction de pondération non linéaire a2(X, X^) après avoir été multipliée par la pondération de fréquence Wu(S). Ces fonctions de pondération non linéaires al(X, X^), et a2(X, X^) présentent des caractéristiques indiquées par des formules (91) et (92) présentées ci-dessous.
Ceci rend possible de concevoir un système de commande en vue de restreindre le gain L2 de façon plus marquée. Comme décrit cidessus, X^ représente une valeur d'état comprenant partiellement une valeur estimée. a1(X,X^) > 0, a2(X,X^) > 0 ...(91) al(O, 0) =a2(0, 0) = ...(92)
Une expression de l'espace d'état de ce système, de même qu'une expression de l'espace d'état de la pondération de fréquence Ws(S) par laquelle la sortie évaluée Zp est multipliée, et une expression de l'espace d'état de la pondération de fréquence Wu(S) par laquelle l'entrée de commande "u" est multipliée, est représentée selon les formules (93) à (97) présentées ci-dessous, comme c'est le cas avec le système de commande à contre-réaction mentionné précédemment.
Xp' =ApXp+ BplWl +Bp2(Xp)u ...(93)
Xw' =AwXw +BwZp ...(94)
Zw=CwXw +DwZp ...(95)
Xu'=AuXu+Bu u ...(96)
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Zu=CuXu +Du u ...(97)
La variable d'état Xw, la fonction évaluée Zw et les matrices de constantes Aw, Bw, Cw et Dw sont les mêmes que dans le cas du système de commande à contre-réaction d'état mentionné précédemment .
Cependant, une expression d'espace d'état de la modélisation généralisée dans ce système de commande à contre-réaction non linéaire à sortie Hoo est indiquée par les formules (98) à (101) présentées ci-dessous.
X' =AX +B1w+B2(X)u ...(98)
Zi = a1(X, X^)(C11X+ D121(X)U) ...(99)
Z2= a2(X, X^)(C12X+D122 u) ...(100) y=C2X+D21W +D22(X)u ...(101)
X, W, A, Bl, B2 (X) , C11, D121 (X) , C12, D122, C2, D21 et D22 (X) dans les formules mentionnées ci-dessus (98) à (101) sont respectivement exprimés par les formules (102) à (113) indiquées ci-dessous.
Figure img00440001

C11= [DwCpl Cw 0] ...(107) D121(X) = [DwDp12(Xp)] ...(108) C12 = [0 0 Cu] ...(109) D122 = Du ...(110) C2 = [Cp2 0 0] ...(111) D21 = [0 Dp21] ...(112)
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D22(X) = Dp22(Xp) ...(113)
Ensuite, de manière à trouver une solution fondée sur une équation de Riccati, l'expression d'espace d'état de la modélisation généralisée représentée par les formules mentionnées précédemment (98) à (101) est convertie sous la condition prescrite par une formule (114) présentée ci-dessous, d'où il résulte que les formules (115) à (118) sont établies comme indiqué ci-dessous.
DwDpl2(X)=0 ...(114)
X'=AX+Blw+B2(X)u ...(115)
Z1=a1(X.X^)C11X ...(116)
Z2=a2(X, X^)C12X +a2(X,X^)D122u ...(117) y=C2X+D21W+D22(X)u ...(118)
Comme c'est le cas avec le système de commande à contreréaction d'état mentionné précédemment, pour la modélisation généralisée mentionnée précédemment, une tentative est faite de concevoir une règle de commande à contre-réaction non linéaire à sortie Hoo u = k (y) satisfait la condition (1) que le système à boucle fermée présente un exposant interne stable et la condition (2) que le gain L2 de w à Z est inférieur ou égal à une constante positive y. En outre, dans la description qui suit, la commande à contre-réaction non linéaire à sortie H# sera classée en des premier à troisième types. cl-1) Exemple de conception d'un système de commande du premier type
Le premier type se réfère au cas où B2(X) dans la formule (106) et D22 (X) la formule (113) sont des fonctions connues, c'est-à-dire un cas où au moins la vitesse relative (Xpw' - Xpb') est observable et le gain du module d'observation L est une matrice de constantes.
La règle de commande à contre-réaction non linéaire à sortie Hoo u = k (y) peut être obtenue si les conditions suivantes sont établies. C'est-à-dire que, (1) si D122-1 existe, [gamma]1 est une constante positive satisfaisant [gamma]12I - D21T#T#D12 > 0, [gamma]2 > 1, et des matrices symétriques définies positives P, Q et une matrice définie positive # satisfaisant une inégalité de Riccati pour concevoir un module d'observation (gain de module d'observation) d'une formule mentionnée ci-après (119) et une inégalité de Riccati pour concevoir un contrôleur (dispositif de commande)
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selon une formule mentionnée ci-après (120) existent, et (2) si les pondérations non linéaires al(X, X^) et a2(X, X^) satisfont une condition restrictive représentée par les formules (121) et (122) indiquées ci-dessous, l'une des règles de commande selon une formule mentionnée ci-après (123) est donnée par des formules (124) et (125) présentées ci-dessous.
Figure img00460001
Le gain du module d'observation L est représenté par une formule (126) présentée ci-dessous.
L =-QC2T#T# ...(126)
Le signe "# #" représente une norme euclidienne, et le signe "# #2" représente une norme dans un espace de fonctions intégrables carrées L2 et est définie par une formule mentionnée ci-après (127) pour f(t) e L2.
Figure img00460002
# est une matrice définie positive et #-1 existe.
L'utilisation de # permet l'ajustement du gain du module d'observation L. Comme c'est le cas avec la règle de commande à contre-réaction d'état mentionnée précédemment, le gain L du contrôleur peut être ajusté en utilisant D122. En outre, [gamma]1 est un gain L2 du module d'observation et [gamma]2 est un gain L2 du contrôleur. Un gain L2 du système à boucle fermée est déterminé comme étant le produit de [gamma]1 et [gamma]2 - En conséquence, le gain L2 du
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système doit être déterminé en ajustant de façon appropriée le module d'observation et le contrôleur.
Les pondérations non linéaires al(X, XA) et a2(X, XA) satisfaisant les conditions restrictives des formules mentionnées précédemment (121) et (122) respectivement, sont données à titre d'exemple ci-dessous.
Figure img00470001
Dans les formules mentionnées précédemment (128) et (129), ml(X, X^) est une fonction définie positive quelconque, et E est une constante positive satisfaisant les inégalités s < 1 et #[gamma]22 > 1. Il résulte des calculs faits par l'ordinateur, qu'il a été rendu possible de trouver la solution symétrique définie positive P comme décrit ci-dessus. En utilisant les formules mentionnées précédemment (128) et (129), les formules mentionnées précédemment (124) et (125) sont respectivement converties en des formules (130) et (131) présentées ci-dessous.
Figure img00470002
Par conséquent, également dans ce cas, une solution peut être aisément trouvée au moyen d'un logiciel connu de la même manière que dans le cas du système de commande à contre-réaction d'état mentionné précédemment. De ce fait, ce procédé rend possible de trouver facilement la solution symétrique définie positive P et d'obtenir la valeur d'état estimée X'^ et la règle de commande u = k(y). cl-2) Exemple de calcul du premier type
Ensuite, un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd en utilisant la règle de commande mentionnée précédemment du premier type, sera décrit. Dans ce cas, le capteur de valeur de déplacement du pneu 25 (les capteurs de valeur de déplacement de pneu 25a, 25b, 25c et 25d sur la figure 1) et le capteur d'accélération de masse non
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suspendue 26 (les capteurs d'accélération de masse non suspendue 26a, 26b, 26c et 26d sur la figure 1) sont omis, et le microcalculateur exécute un sous-programme de calcul de la première force d'amortissement représenté sur la figure 17 à la place du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement représenté sur la figure 15. Sous d'autres points de vue, cet exemple est identique à la première modification mentionnée précédemment.
Egalement dans ce cas, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement sur la figure 17 est lancée à l'étape 200. A l'étape 202a, des signaux de détection indicatifs d'une valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) et d'une accélération de masse suspendue Xpb" sont reçus en entrée depuis le capteur de valeur de déplacement relatif 22 et le capteur d'accélération de masse suspendue 21, respectivement. A l'étape 204a, comme c'est le cas avec le premier exemple de modification mentionné précédemment, une vitesse relative (Xpw' - Xpb') et une vitesse de masse suspendue Xpb' sont calculées.
Ensuite, à l'étape 206a, Bp2(Xp) et Dpl2(Xp) sont calculés conformément aux formules mentionnées ci-après (132) et (133), qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (32) et (38) en utilisant la vitesse relative (Xpw' - Xpb'). B2(X) est alors calculé conformément à une formule mentionnée ci-après (134), qui est identique à la formule mentionnée précédemment (106) en utilisant Bp2 (XP) et Dpl2 (Xp) . D22(X) est calculé conformément à des formules mentionnées ci-après (135) et (136), qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (41) et (113) en utilisant la vitesse relative (Xpw' - Xpb').
Figure img00480001
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Figure img00490001
Dans les formules mentionnées précédemment (132) à (135), Mw, Mb, Bw et Bu représentent les mêmes valeurs ou matrices de constantes que dans le premier exemple de modification mentionné précédemment .
Après le traitement mentionné ci-dessus de l'étape 206a, une valeur d'état estimée X^ et une entrée de commande u sont calculées en utilisant des formules (137) et (138) qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (130) et (131), de la même manière que dans le premier exemple de modification mentionné précédemment.
Figure img00490002
Dans la formule mentionnée précédemment (137), A est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur et est déterminée par les formules mentionnées précédemment (104), (30) et (37). L est une matrice de constantes qui est mémorisée à l'avance dans le microcalculateur et est définie par la formule mentionnée précédemment (126), et est un gain du module d'observation qui est déterminé par la matrice symétrique définie positive Q, la matrice de constantes C2 déterminée par les formules mentionnées précédemment (39) et (111), et la matrice définie positive 0. C2 est également la matrice de constantes mentionnée précédemment qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. B2(X) et D22(X) sont des matrices calculées à l'étape mentionnée précédemment 206a. En outre, y est une valeur observée qui représente, dans le premier type, la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) appliquée en entrée grâce au traitement de l'étape mentionnée précédemment 202a et la vitesse de la masse suspendue Xpb' calculée grâce au traitement de l'étape mentionnée précédemment 204a.
Dans la formule mentionnée ci-dessus (138), D122 est une matrice de coefficients qui est définie par la formule mentionnée précédemment (110) et se rapporte à la pondération de fréquence Wu (S) dans la formule citée ci-dessus (48), et
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est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. y2 est une constante positive satisfaisant l'inégalité [gamma]2 > 1. ml(X, X^) est une fonction définie positive quelconque, et un algorithme concernant la fonction est mémorisé au préalable dans le microcalculateur. La fonction définie positive ml(X) peut être établie à une constante positive, par exemple, "1,0". C11 est défini par les formules mentionnées précédemment (37) et (107). En d'autres termes, C11 est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur et qui est définie par la masse Mw de la roue WH, la masse Mb de la caisse du véhicule BD, la constante d'élasticité Ks du ressort 11, le coefficient d'amortissement linéaire CsO de l'amortisseur 12 et les matrices de coefficients Cw et Dw se rapportant à la pondération de fréquence Ws (S) dans la formule mentionnée précédemment (46). B2(X) est une matrice calculée à l'étape mentionnée précédemment 206a. P est une solution symétrique définie positive satisfaisant les formules mentionnées ci-dessus (119) et (120) et est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. C12, qui est défini par la formule mentionnée précédemment (109) est une matrice de constantes qui comprend la matrice de coefficients Cu se rapportant à la pondération de fréquence Wu(S) établie dans la formule mentionnée précédemment (48) et est mémorisée au préalable dans le microcalculateur.
Après le traitement de l'étape mentionnée précédemment 210a, grâce aux traitements des mêmes étapes 212 et 214 que dans le premier exemple de modification, un coefficient d'amortissement cible général Cs de l'amortisseur 12, et une première force d'amortissement cible Fd sont calculés. A l'étape 216, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est terminée. c2-1) Exemple de conception d'un système de commande du second type
Le second type se réfère au cas où B2(X) dans la formule mentionnée ci-dessus (106) et D22(X) dans la formule mentionnée ci-dessus (113) sont des fonctions inconnues, c'est-à-dire un cas dans lequel la vitesse relative (Xpw' - Xpb') est inconnue et le gain du module d'observation L est une matrice de constantes.
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Dans un système bilinéaire de ce type, B2(X) et D22(X) sont des fonctions linéaires de X. En considérant ceci, la modélisation généralisée représentée par les formules mentionnées précédemment (115) à (118) est réécrite, d'où il résulte que des formules (139) à (142) sont établies comme indiqué ci-dessous. Il doit être noté ici que B20, D220 et dl22 sont des matrices de constantes.
X'=AX+B1W+B20Xu ...(139)
Z1=a1(X^)C11X ...(140)
Z2=a2(X^)C12X+ a2(X)d122u ...(141) y=C2X+ D21W + D220XU ...(142)
Une tentative sera faite pour concevoir une règle de commande à contre-réaction non linéaire à sortie Hoo pour cette modélisation généralisée. Dans le cas où le gain du module d'observation L est donné sous forme d'une matrice de constantes, une règle de commande à contre-réaction de sortie peut être conçue conformément au théorème qui suit. C'est-à-dire que (1) si, étant donné que [gamma]1 est une constante positive satisfaisant une inégalité [gamma]12I - D21T#T#D12 > 0, que [gamma]2 est une constante positive satisfaisant une inégalité y2 > 1 et qu'une constante positive # satisfaisant une inégalité #12 - u2 > 0 existe, les matrices symétriques définies positives P et Q et une matrice définie positive 0 qui satisfont l'inégalité de Riccati pour concevoir le module d'observation (gain du module d'observation) d'une formule mentionnée ci-après (143) et une inégalité de Riccati afin de concevoir le contrôleur selon une formule mentionnée ci-après (144) existent, et (2) si les pondérations non linéaires al(X, X^) et a2(X, XA) satisfont des conditions restrictives prescrites dans des formules (145) et (146) présentées ci-dessous, l'une des règles de commande conforme à une formule mentionnée ci-après (147) est donnée par des formules (148) et (149) présentées ci-dessous.
Figure img00510001
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Figure img00520001
Le gain du module d'observation L(u) est représenté par une formule (150) indiquée ci-dessous.
L(u) = -QC2T#T# ...(150) # est une matrice définie positive et #-1 existe.
L'utilisation de 0 permet l'ajustement du gain du module d'observation L(u). Comme c'est le cas avec la règle de commande à contre-réaction d'état mentionnée précédemment, le gain L du contrôleur peut être ajusté en utilisant d122.
Les pondérations non linéaires al(X, X^) et a2(X, XA) satisfaisant les conditions restrictives des formules mentionnées ci-dessus (145) et (146), respectivement, sont présentées en exemple dans les formules (151) et (152) indiquées ci-dessous.
Figure img00520002
Dans les formules mentionnées précédemment (151) et (152), ml(X, XA) est une fonction définie positive quelconque, et E est une constante positive satisfaisant les inégalités # < 1 et #[gamma]22 > 1. Il résulte des calculs faits par l'ordinateur, qu'il a été possible de trouver la solution symétrique définie positive P comme décrit ci-dessus. En utilisant les formules mentionnées précédemment (151) et (152), les formules citées ci-dessus (148) et (149) sont respectivement converties en les formules (153) et (154) présentées ci-dessous.
X'^ =(A+ L(u)C2)X" +(B20+ L(u)D220)X^u - L (u)y ...(153)
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Figure img00530001
Par conséquent, également dans ce cas, une solution peut aisément être trouvée au moyen d'un logiciel connu de la même manière que dans le cas du système de commande à contre-réaction d'état mentionné précédemment. De ce fait, ce procédé rend possible de trouver facilement la solution symétrique définie positive P et d'obtenir la valeur d'état estimée X'^ et la règle de commande u = k(y) . c2-2) Exemple de calcul du second type
Ensuite, un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd utilisant la règle de commande du second type sera décrit. Dans ce cas, le capteur de valeur de déplacement relatif 22 du premier type représenté sur la figure 6 (les capteurs de valeur de déplacement relatif 22a, 22b, 22c et 22d représentés sur la figure 1) est omis. L'entrée de la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) provenant du capteur de valeur de déplacement relatif 22 à l'étape 202a de la figure 17, le calcul de la vitesse relative (Xpw' - Xpb') dans l'étape 204a de la figure 17, et le traitement arithmétique dans l'étape 206a sont omis. Ensuite, des calculs sont faits conformément à la règle de commande mentionnée précédemment du second type.
Egalement dans ce cas, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement de la figure 17 est lancée à l'étape 200. Une accélération de masse suspendue Xpb" est reçue en entrée à l'étape 202a, et une vitesse de masse suspendue Xpb' est calculée à l'étape 204a. A l'étape 210a, une entrée de commande u et une valeur d'état estimée X'^ comprenant une estimation de la vitesse relative (Xpw' - Xpb') sont calculées en utilisant des formules (155) et (156) qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment (153) et (154), respectivement.
Figure img00530002
Dans les formules mentionnées précédemment (155) et (156), A, L, C2, [gamma]2, ml (X, X^), C11, P et C12 sont les mêmes que dans le cas du premier type. B20, D220, CI122 sont les matrices appropriées mentionnées précédemment qui sont mémorisées à l'avance dans le
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microcalculateur. Dans ce cas, y est une valeur observée qui représente la vitesse de masse suspendue Xpb' calculée grâce au traitement mentionné précédemment de l'étape 204a.
Après le traitement mentionné précédemment de l'étape 210a, grâce aux traitements des étapes 212 et 214 qui sont sensiblement identiques à ceux du premier type, une force d'amortissement générale Cs de l'amortisseur 12 est calculée et une première force d'amortissement cible Fd est calculée. Dans ce cas, lors du calcul de la première force d'amortissement cible Fd à l'étape 214, la vitesse relative estimée (Xpw'^ - Xpb'^) calculée à l'étape 210a est utilisée. c3-1) Exemple de conception d'un système de commande du troisième type
Le troisième type se réfère également à un cas où B2 (X) de la formule mentionnée précédemment (106) et D22 (X) dans la formule mentionnée précédemment (113) sont des fonctions inconnues, c'est-à-dire un cas où la vitesse relative (Xpw' - Xpb') est inconnue et le gain du module d'observation L est une matrice de fonction.
Egalement dans le troisième type, une tentative sera faite de concevoir une règle de commande à contre-réaction non linéaire à sortie Hoo pour la modélisation généralisée représentée par les formules mentionnées précédemment (139) à (142) du second type. Dans le cas où le gain du module d'observation L est donné en fonction de l'entrée de commande u, une règle de commande à contre-réaction de sortie peut être conçue conformément au théorème suivant. C'est-à-dire que (1) si, étant donné que [gamma]1 est une constante positive satisfaisant une inégalité [gamma]12I - D21T#T#D12 > 0, que [gamma]2 est une constante positive satisfaisant une inégalité [gamma]2 > 1 et qu'une constante positive # satisfaisant une inégalité #12 - u2 > 0 existe, des matrices symétriques définies positives P et Q et une matrice définie positive 0 qui satisfont l'inégalité de Riccati pour concevoir le module d'observation (gain du module d'observation) d'une formule mentionnée ci-après (157) et une inégalité de Riccati pour concevoir le contrôleur d'une formule mentionnée ci-après (158), existent, et (2) si les pondérations non linéaires al(X, X^) et a2(X, X^) satisfont des conditions restrictives prescrites dans des formules (159) et (160) présentées ci-dessous, l'une des règles de commande conforme à
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une formule mentionnée ci-après (161) est donnée par des formules (162) et (163) présentées ci-dessous.
Figure img00550001
Le module d'observation L (u) représenté par une formule (164) indiquée ci-dessous.
L(u) = -QC2T#T#- uQD220T#T# =L1+uL2 ...(164)
L1 et L2 représentés dans la formule mentionnée ci-dessus (164) sont respectivement représentés par des formules (165) et (166) présentées ci-dessous.
L1 = -QC2T#T# ...(165)
L2= -QD220T#T# ...(166)
0 est une matrice définie positive et #-1 existe.
L'utilisation de 0 permet l'ajustement du gain du module d'observation L. Comme dans le cas de la règle de commande à contre-réaction d'état mentionnée précédemment, le gain L du contrôleur peut être ajusté en utilisant d122.
Les pondérations non linéaires al(X, X^) et a2(X, X^) satisfaisant les conditions restrictives des formules mentionnées ci-dessus (159) et (160), respectivement, sont présentées respectivement en exemple dans les formules (167) et (168) indiquées ci-dessous. al(X,X^) = ([gamma]22d1222 + ([gamma]22 -1)[gamma]22#m1(X, X^)X^TP x(B20+ L1#-1#-TL2TP)X^X^T
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Figure img00560001
Dans les formules mentionnées ci-dessus (167) et (168), ml(X, X^) est une fonction définie positive quelconque, et # est constante positive satisfaisant des inégalités E < 1 et #[gamma]22 > 1.
Il résulte des calculs faits par l'ordinateur, qu'il a été possible de trouver la solution symétrique définie positive P comme décrit ci-dessus. En utilisant les formules mentionnées précédemment (167) et (168), les formules mentionnées ci-dessus (162) et (163) sont respectivement converties en des formules (169) et (170) indiquées ci-dessous.
Figure img00560002
Par conséquent, également dans ce cas, une solution peut aisément être trouvée au moyen d'un logiciel connu de la même manière que dans le cas du système de commande à contre-réaction d'état mentionné précédemment. De ce fait, ce procédé rend possible de trouver facilement la solution symétrique définie positive P et d'obtenir la valeur d'état estimée X'^ et la règle de commande u = k(y). c3-2) Exemple de calcul du troisième type
Ensuite, un exemple de calcul de la force d'amortissement cible Fd utilisant la règle de commande du troisième type sera décrit. Dans ce cas, la conception est la même que dans le cas mentionné précédemment du second type.
Egalement dans ce cas, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est lancée à l'étape 200. Après les traitements des étapes 202a et 204a qui sont sensiblement identiques à ceux du premier type mentionné précédemment, une valeur d'état estimée X^ et une entrée de commande u sont calculées en utilisant des formules (171) et (172) qui sont identiques aux formules mentionnées précédemment
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(169) et (170), de la même manière que dans le cas mentionné cidessus du second type.
Figure img00570001
Dans les formules mentionnées précédemment (171) et (172), A, C2, B20, D220, Y2, ml (X, X^), C11, dl22, P, C12 sont les mêmes que ceux du cas mentionné précédemment du second type. L, L1 et L2 sont des gains définis par les formules mentionnées précédemment (164) à (166). En outre, également dans ce cas, y est une valeur observée qui représente la vitesse de masse suspendue Xpb' calculée grâce au traitement mentionné précédemment de l'étape 204a.
Après le traitement mentionné ci-dessus de l'étape 210a, grâce aux traitements des étapes 212 et 214, sensiblement identiques à ceux du second type, une force d'amortissement générale Cs de l'amortisseur 12 est calculée et une première force d'amortissement cible Fd est calculée. A l'étape 216, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est arrêtée. d. Troisième modification dl. Exemple de conception d'un système de commande non linéaire Hoo sur la base d'un filtre de Kalman
Pour la modélisation mentionnée précédemment repérée par a, une tentative sera faite de concevoir un système à contreréaction de sortie qui utilise un filtre de Kalman en tant que module d'observation, à la condition que les termes bilinéaires Bp2 (Xp) et Dp2(Xp) soient connus, à savoir, que la vitesse relative (Xpw' - Xpb') soit observable.
Dans la troisième modification, les mêmes caractères de référence que dans le cas mentionné ci-dessus de la seconde modification, sont utilisés, et les coefficients et les variables concernant la modélisation sont accompagnés d'un suffixe p. Une expression d'espace d'état du système de suspension est indiquée par des formules (173) et (174) indiquées ci-dessous.
* Xp'=ApXp + Bp1W1 + Bp2(Xp)U ...(173) yp -CpXp+Dpl W2+ Dp2(Xp)u ...(174)
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Si Dp1 = I, le filtre de Kalman dans le cas t # # est représenté conformément à une formule (175) indiquée ci-dessous.
Xo' =ApX0+Bp2U+K(CpXo+Dp2(Xp)U -y) ...(175)
Xo et Xo' sont des valeurs d'état estimées dans le filtre de Kalman, et le gain du filtre K est représenté par une formule (176) indiquée ci-dessous.
K= -#CpTW-1 ...(176)
La covariance de l'erreur estimée # est une solution symétrique définie positive de l'équation de Riccati (177) présentée ci-dessous.
Ap#+#ApT+Bp1VBp1T-#CpTW-1Cp# = 0 ...(177)
V est une matrice de covariance de wl, et W est une matrice de covariance de w2.
La figure 18 représente un schéma synoptique d'une modélisation généralisée de ce système. Dans ce cas, "un produit obtenu en multipliant la valeur d'état estimée Xo par la pondération de fréquence Ws", qui représente une sortie provenant du module d'observation, et " un produit obtenu en multipliant l'entrée de commande u par la fréquence Wu(S)" sont utilisés en tant que sorties évaluées Z. En d'autres termes, le filtre de Kalman est utilisé ici en tant que détecteur, et le système de commande est conçu de manière à réduire une sortie provenant du filtre de Kalman. La troisième modification est différente des première et seconde modifications mentionnées précédemment à ce point de vue. Cependant, si l'état a été estimé correctement, il est considéré que des performances équivalentes à celles des première et seconde modifications seront obtenues. Une expression de l'espace d'état du système indiqué par le schéma synoptique de la figure 18 est représentée selon les formules (178) à (184) indiquées ci-dessous.
Figure img00580001
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Xp représente une valeur d'état du système, la formule (178) représente une expression d'espace d'état du système, Xo représente une valeur d'état estimée, la formule (179) représente une expression d'espace d'état du module d'observation, y représente une sortie observée, et Xw représente un état de la pondération de fréquence. Les sorties évaluées Z et Z2 doivent être pondérées ultérieurement avec des pondérations non linéaires.
Pour ce système, une règle de commande u = k(Xo) qui exécute une commande à contre-réaction d'un état du module d'observation satisfaisant la condition que le système en boucle fermée présente un exposant interne stable et la condition telle que le gain L2 de w à Z soit inférieur ou égal à une constante positive y est conçue. Comme indiqué par une formule (185) indiquée ci- dessous, ce système est caractérisé en ce que Xo représente une entrée pour la pondération de fréquence Ws(S).
Xw'=AwXw+BwCsX0 Ws(S): ZI=CwXw+DwCsX) ...(185)
Tout d'abord, si la variable d'erreur est définie comme dans une formule (186) présentée ci-dessous, le système de l'erreur est exprimé selon les formules (187) et (188) indiquées ci- dessous.
Xe = Xp - Xo ...(186)
Xe' =(Ap+LCp)Xe+Bp1W1 +LDpW2 ...(187) ye=Y - CpXo - Dp2(Xp)U = CpX0+ DplW2 ...(188)
En outre, le système de l'erreur représenté par les formules mentionnées précédemment (187) et (188) est converti en multipliant ye par une matrice de constantes # (une matrice de mise à l'échelle) qui possède sa matrice inverse. Le système converti est indiqué par des formules (189) et (190) présentées ci-dessous.
Xpe'=(Ap+LCp)Xpe+Bp1W1 +LDpW2 ...(189) ye -=#CpXe + #Dp1W2 ...(190)
Pour ce système d'erreur converti, une tentative sera faite de concevoir un gain du module d'observation L tel qu'une constante positive [gamma]1 existe et que le gain L2 à partir d'une entrée d'une perturbation w = [W1TW2T] sur ye devienne inférieur ou égal à [gamma]1 (#ye #2 # [gamma]1 # w #2).$$
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Si l'on suppose ici que [gamma]1 est une constante positive satisfaisant une inégalité [gamma]1I - Dp1T#T#Dp1 > 0, la valeur de L destinée à établir #ye #2 # [gamma]1I #W#2 est donnée par une formule (191) indiquée ci-dessous.
L=-QCpT#T# ...(191)
Q est une matrice symétrique définie positive satisfaisant une équation de Riccati (192) indiquée ci-dessous.
ApQ+QApT+1/[gamma]1Bp1Bp1T-QCpT#T#CpQ=0 ...(192)
Il doit être noté que l'équation de Riccati mentionnée ci- dessus (192), qui doit être résolue ici représente un ordre de la modélisation et qui est plus petit que l'ordre des modélisations généralisées des première et seconde modifications mentionnées précédemment.
La formule mentionnée ci-dessus (179) concernant le module d'observation est alors réécrite, de sorte qu'une formule (193) indiquée ci-dessous est obtenue.
Xo' = AX0 + B2 (Xp)u +L(C2Xo + Dp2 (Xp)u - = AX0 + B2 (Xp)u +L#-1ye^ ...(193)
En utilisant le module d'observation représenté par cette formule (193), une tentative sera faite de concevoir un contrôleur tel qu'une constante positive y2 existe et que le gain L2 provenant d'une erreur du module d'observation ye^ sur une sortie évaluée Z devienne inférieur ou égal à [gamma]2 (#z#2 # [gamma]2 # ye # #2). Si une modélisation généralisée qui combine les variables d'état Xw et Xu se rapportant aux pondérations de fréquences est construite en utilisant le module d'observation représenté par la formule mentionnée précédemment (193), une expression de l'espace d'état de la modélisation est indiquée par des formules (194) à (196) indiquées ci-dessous.
Xk' =AXk+B2(Xp)u+ L1#-1ye- ...(194)
Z1=a1(Xp, Xk)C11Xk ...(195)
Z2=a2(Xp,Xk)Cl2Xk+a2(Xp, Xk)D 12u ...(196)
Les matrices de variables respectives et les matrices de constantes dont les formules mentionnées précédemment (194) à (196) sont représentées par des formules (197) à (204) indiquées ci-dessous.
Figure img00600001
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Figure img00610001
CI 1 = [DWCS Cw 0] ...(202)
C12= [0 0 Cu] ...(203)
D12=Du ...(204)
La valeur d'état Xk définie ici ne comprend pas la valeur d'état Xp.
A ce moment, si l'on suppose que D12-1 existe, une solution symétrique définie positive P de l'inégalité de Riccati d'une formule mentionnée ci-après (205), existe. En outre, si les pondérations non linéaires al (Xp, Xk) et a2(Xp, Xk) satisfont une formule (206) indiquée ci-dessous, une constante positive Y2 existe et un contrôleur destiné à établir #z #2 # Y2 #ye #2 est donné par une formule (207) indiquée ci-dessous.
Figure img00610002
En conséquence, il est possible de concevoir un module d'observation et un contrôleur qui satisfont les formules (208) et (209) indiquées ci-dessous.
#ye-#2#[gamma]1#W#2 ...(208) #Z#2#[gamma]2#ye-#2 ...(209)
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Ceci révèle que des matrices symétriques définies positives Q et P satisfaisant l'équation de Riccati et l'inégalité (210) et (211) indiquées ci-dessous existent.
Figure img00620001
Ensuite, si les pondérations non linéaires al (Xp, Xk) et a2(Xp, Xk) satisfont une condition restrictive d'une formule (212) indiquée ci-dessous, une règle de commande selon une formule mentionnée ci-après (213) est donnée par des formules (214) et (215) indiquées ci-dessous.
Figure img00620002
L'équation de Riccati de la formule mentionnée ci-dessus (177) qui a été utilisée pour concevoir le filtre de Kalman est comparée ici à l'équation de Riccati de la formule mentionnée précédemment (192). Si des matrices de covariance V et W sont définies par des formules (216) et (217) indiquées ci-dessous, des solutions définies positives # et Q des deux équations de Riccati coïncident l'une avec l'autre.
Figure img00620003
C'est-à-dire que si # et [gamma]1 satisfaisant les formules mentionnées précédemment (216) et (217) sont sélectionnés au moyen des matrices de covariance V et W qui ont été utilisées pour concevoir le filtre de Kalman, le module d'observation qui est conçu ici et représenté par une formule mentionnée ci-après (218) coïncide avec le filtre de Kalman.
Xo' =AX0+B2(Xp)u+ L(C2XO +Dp2(Xp)U -y) ...(218)
Les pondérations non linéaires al(Xp, Xk) et a2(Xp, Xk) satisfaisant la condition restrictive de la formule mentionnée
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ci-dessus (212) sont respectivement présentées en exemple dans les formules (219) et (220) indiquées ci-dessous.
Figure img00630001
Dans les formules mentionnées précédemment (219) et (220), ml(X, XA) est une fonction définie positive quelconque. Il résulte des calculs faits par l'ordinateur qu'il est possible de trouver une solution symétrique définie positive P comme on l'a décrit ci-dessus. En utilisant les formules mentionnées cidessus (219) et (220), les formules mentionnées précédemment (214) et (215) sont respectivement converties en des formules (221) et (222) indiquées ci-dessous.
Figure img00630002
Par conséquent, également dans ce cas, une solution peut aisément être trouvée au moyen d'un logiciel connu de la même manière que dans le cas du système de commande à contre-réaction d'état mentionné précédemment. De ce fait, ce procédé rend possible de trouver aisément la solution symétrique définie positive P et d'obtenir la valeur d'état X' ainsi que la règle de commande u = k(y). d2. Exemple de calcul d'une troisième modification
Ensuite, un exemple de calcul de la première force d'amortissement cible Fd utilisant la règle de commande du filtre de Kalman sera décrit. La conception dans ce cas est également la même que celle du premier type de la seconde modification mentionnée précédemment.
Egalement dans ce cas, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est lancée à l'étape 200, et les traitements des étapes 202a, 204a et 210a qui sont sensiblement identiques à celles du premier type du second exemple de modification mentionné précédemment sont exécutées.
Cependant dans ce cas, une valeur d'état Xk' et une entrée de commande u sont calculées à l'étape 210a sensiblement de la même manière que dans le cas du premier type du second exemple de modification mentionné précédemment, en utilisant des formules mentionnées ci-après (223) et (224) qui sont identiques aux
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formules mentionnées précédemment (221) et (222), respectivement.
Xk'=(A+L1C2)Xk+ (Bz(Xp) + L,Dp2(Xp))u - L1y ...(223)
Figure img00640001

u = - D12-l 1 + ml(Xp. XIJXk T CIl TCllXIJ x D12-TB2 T (Xp)P + C12) Xk ...(224)
Dans la formule mentionnée précédemment (223), A est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur et est déterminée par les formules mentionnées précédemment (198), (185), (30) et (47). Li est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur et est définie par des formules mentionnées précédemment (200), (191) et (192), et représente un gain du module d'observation déterminé par la matrice symétrique définie positive Q, la matrice de constantes Cp, la matrice de constantes C2 déterminée par les formules mentionnées précédemment (39) et (111), et la matrice définie positive #. C2 est également la matrice de constantes mentionnée précédemment qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. Bz(Xp) est une matrice de constantes qui est déterminée par les formules mentionnées précédemment (199), (32) et (47). Dp2(Xp) est une matrice de constantes qui est déterminée par la formule mentionnée cidessus (38). En outre, y est une valeur observée et représente la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) reçue en entrée grâce au traitement mentionné précédemment de l'étape 202a et la vitesse de masse suspendue Xpb' calculée grâce au traitement mentionné précédemment de l'étape 204a.
Dans la formule mentionnée ci-dessus (224), D12 est une matrice de coefficients qui est définie par la formule mentionnée ci-dessus 204 et se rapporte à la pondération de fréquence Wu (S) par la formule mentionnée ci-dessus (48), et est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. ml(Xp, Xk) est une fonction définie positive quelconque et un algorithme concernant la fonction est mémorisé au préalable dans le microcalculateur.
Cette fonction définie positive ml(Xp, Xk) peut être établie à une constante positive, par exemple, "1,0". C11 est une matrice de constantes qui est définie par la formule mentionnée cidessus (202), prescrite par les matrices de coefficients Cw, Dw et Cs se rapportant à la pondération de fréquence Ws (S) dans la formule mentionnée précédemment (185) et mémorisée au préalable dans le microcalculateur. B2(Xp) est une matrice de
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constantes qui est déterminée par les formules mentionnées précédemment (199), (32) et (47). P est une solution symétrique définie positive satisfaisant la formule mentionnée précédemment (211) et est une matrice de constantes qui est mémorisée au préalable dans le microcalculateur. C12 est une matrice de constantes qui est mémorisée à l'avance dans le microcalculateur et qui comprend la matrice de coefficients Cu qui est prescrite par la formule mentionnée précédemment (203) et se rapporte à la pondération de fréquence Wu (S) dans la formule mentionnée précédemment (48).
Après le traitement de l'étape mentionnée ci-dessus 210a, grâce aux traitements des mêmes étapes 212 et 214 que dans la première modification et le premier type de la seconde modification, un coefficient d'amortissement cible général Cs de l'amortisseur 12 et une première force d'amortissement cible Fd sont calculés. A l'étape 216, l'exécution du sous-programme de calcul de la première force d'amortissement est arrêtée. e. Autre modification
Dans les première à troisième modifications mentionnées précédemment, la valeur de déplacement du pneu (Xpr - Xpw), la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb), la vitesse de la masse non suspendue Xpw' et la vitesse de la masse suspendue Xpb' sont utilisées en tant que valeur d'état dans l'expression de l'espace d'état de la modélisation généralisée. Cependant, tant que l'expression de l'espace d'état mentionnée précédemment est possible, d'autres valeurs physiques concernant les mouvements verticaux de la caisse du véhicule BD et de la roue WH peuvent également être utilisées. En outre, dans le premier type de la seconde modification et de la troisième modification mentionnées ci-dessus, l'estimation est exécutée sans détecter la valeur de déplacement du pneu (Xpr - Xpw) ni la vitesse de la masse non suspendue Xpw'. Dans les second et troisième types de la seconde modification mentionnée ci-dessus, l'estimation est exécutée même sans détecter la valeur de déplacement relatif (Xpw - Xpb) (la vitesse relative (Xpw' - Xpb')). Cependant, grâce à une légère modification du côté de la commande, l'estimation peut également être exécutée sans détecter d'autres variables d'état.
Dans les première à troisième modifications mentionnées précédemment, trois valeurs physiques, à savoir, la vitesse de
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la masse suspendue Xpb' qui affecte la résonance de la caisse du véhicule BD, la vitesse relative (Xpw' - Xpb') qui affecte la résonance de la roue WH, et l'accélération de la masse suspendue Xpb" qui affecte une dégradation du confort de conduite (une sensation de surface rocailleuse) du véhicule sont utilisées en tant que sortie évaluée Zp. Cependant, il est également possible d'utiliser une ou deux de ces valeurs physiques en tant que sortie évaluée Zp.
En outre, en tant que valeur affectant la résonance de la caisse du véhicule BD, les valeurs physiques étroitement associées aux mouvements de la caisse du véhicule BD telles que l'accélération de la masse suspendue Xpb" et la valeur de déplacement de la masse suspendue Xpb peuvent être utilisées à la place de la vitesse de la masse suspendue Xpb'. En tant que valeur affectant la résonance de la roue WH, des valeurs physiques étroitement associées aux mouvements de la roue WH telles que la vitesse de la masse non suspendue Xpw' et la valeur de déplacement du pneu (Xpr - Xpw) peuvent être utilisées à la place de la vitesse relative (Xpw' - Xpb').
Dans les diverses modifications mentionnées précédemment, la théorie de la commande non linéaire Hoo est appliquée en tant que théorie de commande qui peut prendre en compte une modélisation non-linéaire et fournir une spécification de conception sous forme d'une plage de fréquences. Cependant, en tant que théorie de commande, la théorie de la commande par inégalité matricielle bilinéaire, qui représente une version étendue de la théorie de la commande par inégalité matricielle linéaire, peut être utilisée.
Les diverses modifications mentionnées précédemment obtiennent un bon dispositif de commande de force d'amortissement qui satisfait la spécification de la commande (la condition de la norme) qui est donnée au moment de la conception, comporte une entrée de commande (le coefficient d'amortissement non linéaire Cv) qui varie en permanence, et exécute une commande sans provoquer de sensation d'incongruité, également dans le système de commande bilinéaire prenant en compte la première force d'amortissement cible Fd = Cs (Xpw' Xpb'), qui est donnée sous forme du produit de la vitesse (Xpw' - Xpb') de la roue WH (l'élément de la masse non suspendue) par rapport à la caisse du véhicule BD (l'élément de la masse
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suspendue) et le coefficient d'amortissement Cs qui varie conformément à la vitesse relative (Xpw' - Xpb'). En outre, dans les diverses exemples de modification mentionnés précédemment, la première force d'amortissement cible Fd est calculée en considérant une modélisation généralisée qui emploie, en tant que sortie évaluée, la vitesse verticale Xpb' de la caisse du véhicule BD qui affecte la résonance de la caisse du véhicule BD, la vitesse (Xpw' - Xpb') de la roue WH par rapport à la caisse du véhicule BD qui affecte la résonance de la roue WH, et l'accélération verticale Xpb" de la caisse du véhicule BD qui affecte une dégradation du confort de conduite (une sensation de surface rocailleuse). Les pondérations de fréquences prédéterminées sont alors attribuées à la vitesse verticale Xpb', la vitesse relative (Xpw'- Xpb') et l'accélération verticale Xpb". De ce fait, il est possible de commander, conformément à une plage de fréquences, la vitesse verticale Xpb', la vitesse relative (Xpw' - Xpb') et l'accélération verticale Xpb" d'une manière telle qu'elles empêchent plus efficacement le véhicule d'être affecté de façon néfaste. De ce fait, ces diverses modifications permettent d'obtenir un calcul d'une première force d'amortissement cible Fd qui améliore la stabilité de roulement et le confort de conduite du véhicule.
Comme indiqué sur la figure 1, le dispositif de commande électronique est de préférence réalisé sur un ordinateur d'usage général. Cependant, le dispositif de commande électronique peut également être réalisé sur un ordinateur spécialisé, un microprocesseur ou un microcontrôleur programmé et des éléments de circuits intégrés périphériques, sur le circuit spécifique à une application (ASIC) ou autres circuits intégrés, un procédé de signal numérique, un circuit électronique ou logique câblé tel qu'un circuit à éléments discrets, un dispositif logique programmable tel que des circuits PLD, PLA, FPGA ou PAL, ou autre. En général, tout dispositif capable de réaliser une machine à états finis qui est à son tour capable de mettre en oeuvre les organigrammes indiqués sur les figures 2,3, 5,7, 15 et 17, peut être utilisé pour réaliser le dispositif de commande électronique.
Bien que l'invention ait été décrite en faisant référence à ce qui est actuellement considéré comme étant des modes de réalisation préférés de celle-ci, il sera compris que
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l'invention n'est pas limitée aux modes de réalisation ou aux conceptions décrits. Au contraire, l'invention est destinée à couvrir divers modifications et agencements équivalents. En outre, bien que les divers éléments de l'invention décrite soient présentés suivant diverses combinaisons et configurations, qui constituent des exemples, d'autres combinaisons et configurations, comprenant davantage ou moins de modes de réalisation ou un seul mode de réalisation, sont également dans l'esprit et la portée de l'invention.

Claims (14)

REVENDICATIONS
1. Dispositif de commande de force d'amortissement destiné à commander des forces d'amortissement d'amortisseurs disposés entre une caisse de véhicule et des roues respectives (FW1, FW2, RWl, RW2) d'un véhicule, caractérisé en ce qu'il comprend un contrôleur (20) qui : calcule, pour chacune des roues, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement, sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule, calcule, pour chacune des roues, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de tangage, sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule, détermine une force d'amortissement cible finale pour chacune des roues, sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible calculées, et fournit en sortie un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible finale déterminée à chacun des amortisseurs de sorte qu'une force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs est établie à la force d'amortissement cible finale déterminée.
2. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 1, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : détermine la force d'amortissement cible finale en sélectionnant la plus grande des première et seconde forces d'amortissement cible calculées pour chacune des roues.
3. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 1, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : évalue une relation du degré d'amplitude des valeurs absolues des première et seconde forces d'amortissement cible, pondère la force d'amortissement cible de la valeur absolue supérieure avec une valeur de pondération supérieure, et synthétise par sommation les première et seconde forces d'amortissement cible pondérées respectivement, et détermine ainsi la force d'amortissement cible finale.
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4. Dispositif de commande de force d'amortissement selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : calcule la première force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique verticale de la caisse du véhicule, et calcule la seconde force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction du tangage.
5. Dispositif de commande de force d'amortissement destiné à commander des forces d'amortissement des amortisseurs disposés entre une caisse de véhicule et des roues respectives (FW1, FW2, RW1, RW2) d'un véhicule, caractérisé en ce qu'il comprend un contrôleur (20) qui : calcule, pour chacune des roues, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement, sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule, calcule, pour chacune des roues, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de roulis, sur la base d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule, détermine une force d'amortissement cible finale pour chacune des roues, sur la base des première et seconde forces d'amortissement cible calculées, et fournit en sortie un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible finale déterminée à chacun des amortisseurs, de sorte qu'une force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs est établie à la force d'amortissement cible finale déterminée.
6. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 5, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : détermine la force d'amortissement cible finale en sélectionnant la plus grande des première et seconde forces d'amortissement cible calculées pour chacune des roues, et fournit en sortie le signal de commande sélectionné à chacun des amortisseurs, de sorte que la force d'amortissement exercée
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par chacun des amortisseurs est établie à la force d'amortissement cible sélectionnée.
7. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 5, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : évalue une relation de degré d'amplitude des valeurs absolues des première et seconde forces d'amortissement cible, pondère la force d'amortissement cible de la valeur absolue supérieure avec une valeur de pondération supérieure, et synthétise par sommation les première et seconde forces d'amortissement cible pondérées, et détermine ainsi la force d'amortissement cible finale.
8. Dispositif de commande de force d'amortissement selon l'une quelconque des revendications 5 à 7, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : calcule la première force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique verticale de la caisse du véhicule, et calcule la seconde force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction du roulis.
9. Dispositif de commande de force d'amortissement destiné à commander des forces d'amortissement des amortisseurs disposés entre une caisse de véhicule et des roues respectives (FW1, FW2, RW1, RW2) d'un véhicule, caractérisé en ce qu'il comprend un contrôleur (20) qui : calcule, pour chacune des roues, une première force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de soulèvement, sur la base d'une modélisation d'une roue isolée du véhicule, calcule, pour chacune des roues, une seconde force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de tangage, sur la base d'une modélisation des roues avant et arrière du véhicule, calcule, pour chacune des roues, une troisième force d'amortissement cible qui empêche les vibrations de la caisse du véhicule dans une direction de roulis, sur la base d'une modélisation des roues de gauche et de droite du véhicule,
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détermine une force d'amortissement cible finale pour chacune des roues, sur la base des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible calculées, fournit en sortie un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible finale déterminée à chacun des amortisseurs, de sorte qu'une force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs est établie à la force d'amortissement cible finale déterminée.
10. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 9, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : sélectionne la plus grande des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible calculées pour chacune des roues, et fournit en sortie un signal de commande correspondant à la force d'amortissement cible sélectionnée à chacun des amortisseurs et exécute une commande telle que la force d'amortissement exercée par chacun des amortisseurs est établie à la force d'amortissement cible sélectionnée.
11. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 9, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : évalue une relation du degré d'amplitude des valeurs absolues des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible, augmente les valeurs de pondération avec lesquelles les forces d'amortissement cible sont pondérées lorsque les valeurs absolues augmentent, et synthétise par sommation les première, seconde et troisième forces d'amortissement cible pondérées respectivement, et détermine ainsi la force d'amortissement cible finale.
12. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 9, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : évalue une relation de degré d'amplitude des valeurs absolues des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible, choisit les forces d'amortissement cible des deux valeurs absolues les plus grandes, et
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synthétise par sommation les forces d'amortissement cible choisies et détermine ainsi la force d'amortissement cible finale.
13. Dispositif de commande de force d'amortissement selon la revendication 9, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : évalue une relation de degré d'amplitude des valeurs absolues des première, seconde et troisième forces d'amortissement cible, choisit les forces d'amortissement cible des deux valeurs absolues les plus grandes, pondère l'une des forces d'amortissement cible choisies qui présente la valeur absolue supérieure avec une valeur de pondération supérieure, et synthétise par sommation les forces d'amortissement cible choisies, et détermine ainsi la force d'amortissement cible finale.
14. Dispositif de commande de force d'amortissement selon l'une quelconque des revendications 9 à 13, caractérisé en ce que le contrôleur (20) : calcule la première force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique vertical de la caisse du véhicule, calcule la seconde force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction du tangage, et calcule la troisième force d'amortissement cible conformément à une valeur d'état cinétique de la caisse du véhicule dans la direction du roulis.
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