制動設備的製作方法

2023-10-17 18:33:24 3

專利名稱：制動設備的製作方法
技術領域：
本發明涉及具有多於二個車輪的機動車輛的制動設備。車輪安裝有可彼此獨立操縱的制動裝置。
一方面，這樣的制動設備用於對車輛進行減速，通過對單個車輪制動滑動(Bremsschlupf)的控制，保證車輪不被抱死，使車輛即使在制動過程中也能轉向。
另一方面，這樣的制動設備也用於保證車輛例如在曲線行駛時的行駛穩定性。行駛穩定性意味著車輛沿由方向盤給出的軌道穩定運動，即不繞其軸作過量的旋轉。為能完成對此必需的控制，必須測量方向盤轉動量。考慮表示車輛動力學特性的其他數據，可從方向盤的轉動導出駕駛員希望車輛運動的曲線軌跡。這一所希望的曲線軌跡對應於一特定的偏航角速度(Gierwinkelgeschwindigkeit)和特定的側偏角(Schwimmwinkel)。若要車輛穩定地駛過所述軌跡，必須保持偏航角速度和側偏角的特定的極限值。
若不能保持，則可通過有目的地單側施加制動力以產生繞車輛垂直軸(Hochachse)的附加偏航力矩，藉此可調節到額定偏航角速度。
施加單側作用的制動力的一種方法是，這樣來控制制動裝置，使車輪以不同強度被制動。一種從預定附加偏航力矩確定製動力即單個制動裝置的制動壓力的方法在「分布邏輯」部分進一步說明。這種方法的主要內容是，為每個車輪或制動裝置確定一個係數，該係數表示該車輪上的制動力對整個附加偏航力矩的貢獻與所施加的制動壓力的關係。這樣，可通過些加權係數由所要得到的附加偏航力矩確定所需的制動壓力。
但是，當在制動過程中需進行行駛穩定控制時，即當由於駕駛員已在車輪制動器中給出一定的制動壓力時，這種方法就受到了限制。從原理上講，上述方法也可用於這種情況一。但所計算的是已經存在的制動壓力的變化量，而不是壓力的絕對值。
但這裡存在下述問題若在一車輪的制動裝置中已有很高的壓力存在，以得到很高的制動力，則繼續升高制動壓力並不一定導致制動力的增加，因為已經達到了輪胎和車道間的附著極限。因為上述方法所考慮的是制動壓力和制動力之間的線性關係，因此不能用於這種情況。
相反，必須通過減小車輛另一側的制動力對不能增加的制動力進行補償。這對於產生附加偏航力矩來說效果是相同的，但卻有這樣的缺點，即對制動力的減小也放慢了對車輛的減速。這並不是總能被接受的，因為對車輛進行制動時車輛應以儘量短的距離停止。對車輛減速放慢太大通常是不被接受的。
為解決這一問題，本發明採用另一種方法。至少一個車輪的制動裝置這樣來控制，使得該車輪的縱向打滑率(Langsschlupf)大於達到最大附著時的縱向打滑率。這種方法是利用了這樣的規律所傳輸的制動力，即作用於輪胎的縱向力在縱向打滑率約為20％(0％-自由旋轉車輪；100％-抱死的車輪)達到其最大值，而當縱向打滑率超過20％時所傳輸的制動力只有少量減小，這樣，當車輪打滑率在20％至100％之間時不會對車輛的減速造成很大影響。
但若同時考慮所傳輸的側向力，即垂直於車輪平面的力，則側向力與縱向打滑率有很強的依賴關係，即隨著縱向打滑率的增加側向力急劇下降。當打滑率在50％至70％時，車輪的特性與抱死的車輪相似。即不再有較高的側向力存在，這導致車輛繞其垂直軸轉動。
通過下述的對至少短時地將其縱向打滑率調節到較大值的車輪的選擇，可控制車輛的轉動，使該轉動所引起的偏航角的改變與所希望的改變相符。因為這種方法基本上使縱向力保持不變，而明顯地減小了側向力，因此可在不明顯放慢車輛減速的情況下進行偏航角速度的控制。
對至少短時地將其縱向打滑率調節到較大值的車輪的選擇按如下方法進行這裡假定駕駛員希望向右轉彎。對向左轉彎的情況可適用對稱規則。這裡可能偶到這樣的情況，即車輛向曲線內側轉動不夠。換言之，車輛欠控制。在這種情況下，使曲線內側的後輪的打滑率增加。
若車輛轉動太厲害，即過控制，則使曲線外側的前輪的打滑率增加。
此外可抑制一前輪中的壓力的減小。這按如下規則進行。當車輛處於欠控制狀態時，則抑制曲線外側的前輪中壓力的減小。當車輛處於過控制狀態時，則抑制曲線內側的前輪中壓力的減小。
對制動壓力的實際控制按如下方法進行。如在「分布邏輯」部分所說明的那樣，根據要達到的轉動力矩和加權的車輪係數來確定每個車輪中的制動壓力。
計算所述係數時可引入一依賴於制動打滑率的因子，調節該因子以獲得上述所希望的縱向打滑率。對車輪中的壓力減小的限制可通過為相應的係數確定一下限值來達到。
行駛穩定控制系統
1.行駛穩定控制系統(FSR)的一般結構行駛穩定控制系統(FSR)的概念包括通過向單個的車輪制動器施加可預定的壓力並通過向驅動馬達施加作用從而影響車輛的行駛性能的四個原理。這裡涉及到在制動過程中防止車輪抱死的制動滑移控制(ABS)，防止主動輪滑轉的驅動打滑控制(ASR)，調節車輛前後軸間制動力關係的電子制動分布(EBV)控制，以及在車輛曲線行駛時保證車輛穩定狀態的偏航力矩控制(GMR)。
這裡所說的車輛是指裝備有液壓制動裝置的四輪機制車輛。可通過踏板操縱的主缸由駕駛員在液壓制動裝置中造成制動壓力。每個車輪分別有一個帶有輸入閥和輸出閥的制動器。車輛制動器通過輸入閥與主缸相連，而輸出閥則導向一個無壓力或低壓力的容器。最後還有一輔助壓力源，它可以與制動踏板的位置無關地在車輪制動器中產生壓力。用電磁方法操縱輸入閥和輸出閥從而調節車輪制動器中的壓力。
為獲取車輛行駛的動力學狀態，安置有4個轉速傳感器(每個車輪一個)，一個偏航速度測量儀，一個橫向加速度測量儀，以及至少一個用於測量由制動踏板產生的制動壓力的壓力傳感器。如果這樣來安置輔助壓力源，使由駕駛員產生的制動壓與由輔助壓力源產生的不能區別，也可用踏板行程儀或踩踏力儀代替壓力傳感器。
使用多個傳感器的優點是可以實現回落方案(Fall-back-Loesung)。這是指當傳感器的一部分發生故障時，只關閉與所述部分有關的控制組成部分。例如，若偏航速度測量儀發生故障，雖不能進行偏航力矩控制，但ABS，ASR和EBV功能仍然有效。這樣，行駛穩定控制只限於其餘的三種功能。
行駛穩定控制應這樣來影響車輛的運行狀況，使駕駛員在緊急情況下能較好地控制車輛，或者預先避免緊急情況的發生。這裡緊急情況是指不穩定的行駛狀況，在極端情況下駕駛員的駕駛失靈。因此行駛穩定控制的功能是在這種情況下，在物理極限內使駕駛員能獲得所希望的車輛行駛性能。
對於制動滑移控制、駛動滑動控制和電子制動力分布控制來說輪胎在路面上的縱向打滑率具有主要意義，而對於偏航力矩控制來說還需考慮其他參數，例如偏航角速度
為說明偏航力矩控制可運用不同的車輛參考模型。最簡單的方法是採用單軌模型來計算，即兩個前輪和兩個後輪分別用位於車輛縱軸上的一個輪子來表示。若採用雙軌模型計算較為複雜。但由於雙軌模型也考慮了質點的側向移動(擺動)，計算結果比較準確。
對於單軌模型，狀態空間中的系統方程為F1.1.=c11v-.+c12.v2+c13v]]>F1.2..=c21+c22.v+c23]]>側偏角(Schwimmwinkel)β和偏航角速度
表示系統的狀態參量。轉向角(Lenkwinkel)δ表示作用於車輛的輸入參量，由此車輛獲得偏航角速度
作為輸出參量。模型係數Cii由下式給出F1.3C11=-ch+cvm]]>c12=chlh-cvlvm]]>c13=cvm]]>c21=chlh-cvlv]]>c22=-chlh2+cvlv2]]>c23=cvlv]]>這裡Ch和Cv分別表示後軸和前軸處由輪胎彈性、車輪懸架彈性和轉向彈性所產生的剛度。
lh和lv分別表示後軸和前軸離開車輛重心的距離。Θ表示車輛的偏航慣性矩，即車輛關於其垂直軸的慣性矩。
在該模型中不考慮縱向力和重心移位。該近似方法只對小角速度有效。該模型的精度隨曲線半徑的減小和速度的增加而減小。但對此的計算花費是可概覽的。對單軌模型的進一步描述參見Adam Zomotor的書「FahrwerktechnikFahrverhalten」，Vogel出版社，Wurzburg，1987。
DE-4030704 A1提出了一種車輛的雙軌模型，其精度高於單軌模型。這裡也由偏航角速度
和側偏角β構成狀態參量。但在應用雙軌模型時必須考慮到必須具有非常大的計算能力以在足夠短的時間內進行控制調節。
下面結合29個


這種行駛穩定控制系統的構成。
圖1為行駛穩定控制系統整體結構的電路框圖；圖2為偏航力矩控制器的結構的電路框圖；圖3為確定行駛狀態，如曲線行駛的流程圖；圖4和圖5表示確定路面摩擦係數的流程圖，其中圖5插入圖4；圖6和圖8為以不同方法描述確定側偏角速度和側偏角的實際值的組合方法的電路框圖；圖7表示用於由運動學的觀察直接確定側偏角速度的電路框圖，作為圖6中的組合方法的一部分；圖9為行駛穩定控制的控制電路，車輛的計算模型依據行駛速度而改變；圖10和圖11是表示出車輛的斜向運動角度與單輪的側偏角和速度矢量之間的關係的圖；圖12至圖15是用於行駛穩定控制的控制電路的電路框圖，其中在比較器中相互比較的參量表示偏航角速度的導數；圖16是用於測定方向穩定性的控制電路，這裡壓力梯度和/或車輛制動器的閥開關時間用作控制參數；圖17是用於說明用於計算附加偏航力矩的控制器的電路框圖；圖18是用於說明一低通濾波器的電路框圖；圖19是用於計算校正的偏航角速度額定值的流程圖；圖20是用於計算校正的附加偏航力矩的框圖；圖21是一機動車輛的示意圖；圖22是用於說明分布邏輯的電路框圖；圖23表示一機動車輛的示意圖和已轉向的轉向輪上施加的力；圖24是表示側向力係數和縱向力係數與車輪滑動之間的關係的曲線圖；圖25A，B是說明機動車輛的欠控制和過控制時行駛狀況的示意圖；圖26是分布邏輯中的判斷邏輯的流程圖；圖27是用於計算輸入閥和輸出閥的開關時間的電路框圖；圖28是用於說明一次計算內的時間間隔的圖29是表示確定車輪制動壓力的原理的電路框圖。
現在結合圖1說明行駛穩定控制的一般流程。
車輛構成所謂的調節對象車輛1構成所謂的調節對象由駕駛員給出的參量駕駛員制動力P駕駛員和轉向角δ作用於車輛1。在車輛1測量由此產生的參量馬達實際力矩MMotist，橫向加速度aquer，偏航角速度
，車輪轉速和例如車輪制動器壓力的液壓信號。為分析這些信號，FSR裝置具有四個電子控制器7、8、9和10，分別用於防抱死系統ABS、驅動打滑控制系統ASR、電子制動力分布系統EBV和偏航力矩控制系統GMR。ABS7、ASR8和EBV9的電子控制器可無改變地相應於現有技術。
車輪轉速信號分別引向反抱死系統7、驅動打滑控制系統8和電子制動力分布系統9的控制器。此外，驅動打滑控制系統的控制器8還得到當時的馬達力矩的數據，即實際馬達力矩MMotist。該信息也輸向偏航力矩控制系統GMR的控制器10。此外，該控制器還從傳感器得到車輛的橫向加速度aquer和偏航角速度
的數據。由於反正在ABS的控制器7通過車輪的單個車輪轉速計算車輛參考速度vRef，據此可確定車輪中的某一個的過量制動滑移，因此在GMR控制器10中不再計算該參考速度，而是從ABS控制器7獲取。在哪裡計算車輛參考速度或者是否為偏航力矩控制再進行一次計算，對偏航力矩控制來說差別不大。對於例如車輛的縱向加速度aong也是如此。該數值相應地也可在ABS控制器7中計算而傳向GMR控制器10。而這對於路面摩擦係數μ的確定卻受到限制，因為與防抱死控制系統相比偏航力矩控制系統需要較精確的摩擦係數。
所有四個FSR的電子控制器，即GMR10、ABS7、ASR8和EBV9的控制器，平行工作並根據其各自的控制策略彼此無關地給出每個車輪的制動力預定參數PGMR、PABS、PASR和PEBV。
此外，ASR控制器8和GMR控制器10平行地計算出馬達力矩的預定值MASR和MStellM。
GMR控制器10按下述方法確定每個車輪制動器壓力的壓力預定值PGMR
如果相應的制動操作產生一附加偏航力矩MG，GMR控制器10首先計算該力矩，該力矩導致曲線行駛中車輛狀態的穩定。該力矩MG傳向一個分布邏輯電路2，該邏輯電路也可作為GMR控制器10的一部分。此外，該分布邏輯電路2還接入可通過駕駛員制動力P駕駛員識別出的表示可能有的駕駛員要車輛減速的願望的信息。分布邏輯電路2從預定的偏航力矩MG和駕駛員制動壓力為車輪制動器計算出偏航力矩控制制動壓力PGMR，該數值對不同的車輪可能有很大差別。該偏航力矩控制制動壓力PGMR與為功能優化而由ABS、ASR和EBV的控制器7、8和9計算的壓力預定值一起輸給車輪制動壓力的優先電路3。該優先電路3在考慮駕駛員願望的情況下確定額定車輪壓力Psoll，以達到最佳的行駛穩定控制。該額定壓力可以表示所述四個控制器所產生的壓力預定值中的一個，或者是它們的疊加。
可用與確定車輪制動壓力相似的方法確定馬達力矩。ABS和EBV只作用於車輪制動器，而GMR和ASR也對馬達力矩起作用。分別由GMR控制器10和ASR控制器8計算的馬達力矩的值MStellM和MASR在優先電路4中得到分析並由此得到一額定力矩。Msoll也可以取相應於上述兩個控制器計算的預定值中的一個。
現在就可根據計算出的車輪制動壓的額定值Psoll和馬達力矩的額定值Msoll對制動器和馬達施加作用，從而實現方向穩定的控制。壓力控制系統5還接入表示車輪制動壓力實際大小的液壓信號或數值。壓力控制系統5由此產生閥信號，傳向車輛1的單個車輪制動器的控制閥。馬達控制系統6根據Msoll的值控制車輛驅動馬達，由此又產生改變的實際馬達力矩。這樣， FSR裝置的四個電子控制器7、8、9和10又分別有了新的輸入參量。
2.偏航力矩控制器(GMR)的結構圖2中的電路框圖說明了在GMR控制器10內如何為分布邏輯2確定附加偏航力矩MG。這裡作為輸入參量接入轉向角δ，由ABS控制器7輸出的車輛參考速度vRef，測得的橫向加速度aq和測得的偏航角速度
車輛參考速度vRef通過濾波器17，該濾波器17在低速時給出一個大於0的常數值，以使在下面的計算中分數的分母不為0。vRef的未經濾波的值只傳送給啟動邏輯電路11，該邏輯電路識別出車輛靜止狀態。
如果假定當經濾波的車輛參考速度vRefFil取其最小常量值時車輛處於靜止狀態，則可取消這種通過啟動邏輯電路11對車輛參考速度vRef的直接獲取。
GMR控制器存有車輛參考模型12，它根據轉向角δ，經過濾的車輛速度vRefFil和測得的偏航角速度VRefFil計算偏航角速度的改變ψmess的值。
為使所述值保持在物理上可能的範圍，所述計算還需要路面摩擦係數μ，它在摩擦係數和狀態識別電路13中作為估算值μ被計算。若在防抱死控制部分計算的摩擦係數足夠精確，則也可運用後者。或者也可以在ABS控制器7中利用在GMR控制器10中計算的摩擦係數。
摩擦係數和狀態識別電路13計算所需的量為經濾波的參考速度vRefFil，測得的車輛橫向加速度aquer，測得的偏航角速度△ψmess和轉向角δ。
狀態識別區別不同的情況，如直行，拐彎，倒車和車輛靜止。若經濾波的車輛參考速度vRefFil取其常量最小值，則認為車輛處於靜止狀態。這樣可將該信息傳向啟動邏輯電路11，取代未濾波的車輛參考速度，用於識別車輛靜止狀態。識別倒車的依據是，對於給定的轉向角δ，倒車時的偏航角速度ψ與正向行駛時的方向相反。為此將測得的偏航角速度ψ與車輛參考模型12給出的額定偏航角速度ψsoll進行比較，如果符號總是相反，並且兩曲線的時間導數也是這樣，則車輛是在倒車，因為ψsoll總是為車輛前行而計算的，這是因為所使用的轉速傳感器未獲得關於車輪旋轉方向的信息。
最後，根據經濾波的車輛參考速度vRefFil，測得的車輛橫向加速度aquer和測得的偏航角速度ψmess 確定動力學側偏角速度，即進行動力學
確定14。
為了除去在側偏角急劇變化時出現的峰值，計算的側偏角速度的值通過一級低通濾波器15，後者將側偏角速度的估算值
繼續傳向啟動邏輯電路11和用於偏航力矩控制規律轉換的程序16。程序16此外還運用偏航角速度的改變量
，它是測得的偏航角速度
和根據車輛參考模型12算得的額定偏航角速度
之間的差。由此計算出車輛的附加偏航力矩MG，該力矩應通過制動壓力被傳輸。
程序16是持續工作的，以時刻將控制參量準備好。但該控制力力矩是否傳送給圖1中所示的分布邏輯電路2則由啟動邏輯11決定。
啟動邏輯電路11不僅接收未濾波的車輛參考速度值vRef以及如上所述的側偏角速度的值
，而且也接收額定偏航角速度
和測得的偏航角速度
的絕對偏差
，以及從狀態識別電路13的信息(在倒車情況下)。
若車輛處於倒車狀態，則中斷MG的傳輸。如果識別出車輛靜止狀態，或者估算的側偏角速度
和偏航角速度的改變值
都沒有達到需要調節的數值，也將MG的傳輸中斷。用於計算馬達調節力矩MStellM的邏輯電路未作說明。
2.1摩擦係數和狀態識別在圖3、4和5中以流程圖的形式描述了摩擦係數和狀態識別13的邏輯流程。
圖3的對象是狀態識別。使用圖示的流程可區別八種不同的行駛狀態。
0車輛靜止1勻速前行2加速前行3減速前行6倒車7勻速轉彎8加速轉彎9減速轉彎流程圖中的邏輯分支由菱形表示。
從給定的需確定的狀態51開始，首先在菱形52中判斷是否是靜止狀態。若經濾波的車輛參考速度vRefFil取其最小值vmin，則車輛處於靜止狀態，即狀態0。若vRefFil大於vmin，在菱形53中向狀態識別詢問前面的結果。
當在兩次識別之間沒有識別出存在靜止狀態時，若上次被確定為倒車狀態，則車輛繼續處於倒車狀態。否則在兩次識別間在菱形52中應識別出狀態0的存在。
若狀態識別的結果不是狀態6，則在菱形54中詢問橫向加速度aquer的絕對值。若該值小於一確定的門限值aquermin，則認為車輛是向前行駛的，即處於狀態1至3。
如果雖然測得的橫向加速度aquer的絕對值大於門限值aquermin，但菱形55中的下一步中識別出轉向角δ的絕對值小於一門限值δmin，則同樣認為車輛處於狀態1至3。也就是說這裡測得的橫向加速度存在著測量誤差，導致該誤差的原因是，橫向加速度儀通常固定在車輛橫軸上，在路面側斜時與車輛一起傾斜，導致所顯示的橫向加速器實際並不存在。
若車輛處於前行狀態，則在菱形59中考慮縱向加速度along。如果其絕對值小於門限值alongmin，則認為車輛處於勻速前行狀態。但若縱向加速度along的絕對值大於該門限值，則在菱形60中判斷縱向加速度是正還是負。若along的值大於門限值alongmin，則車輛處於加速前行狀態，即狀態2。若along的值小於門限值alongmin，則只能意味著縱向加速度為負值，即車輛處於減速前行狀態，即狀態3。
若不存在狀態0至3，並且在菱形55中確定轉向角δ的絕對值大於門限值δmin，則在菱形56中詢問車輛在這期間是否向後行駛。這裡進行倒車的識別是必要的，因為在直行情況下偏航角速度
幾乎等於0，這樣便不進行控制調節。在識別偏航力矩調節處於工作狀態的曲線行駛時，必須保證倒車行駛被排除在外。這僅僅根據車輪轉速的信號是不可能的，因為這樣的傳感器只給出速度的絕對值，而不能給出行駛的方向。如上所述，通過將測得的偏航角速度
與用車輛參考模型12算得的額定偏航角速度
進行比較來確定狀態6。若二者符號相反，並且二者的時間導數即偏航角加速度
和
的符號也相反，則車輛是在曲線倒車。這樣，通過比較偏航角加速度的符號可以排除偏航角速度的相反的符號不只是由以額定值的計算的時間延遲為條件的相移引起。
若不滿足倒車行駛的條件，則車輛是向前曲線行駛。該曲線行駛勻速與否在菱形57中進行判斷。如上述在菱形59和60中對直行的判斷時一樣，在菱形57中首先考慮縱向加速度along的大小。若小於門限值alongmin，則是勻速曲線行駛，即狀態7。若縱向加速度along的絕對值大於門限值alongmin，則在菱形58中進一步判斷，縱向加速度along是正還是負。若縱向加速度along為正，則車輛處於加速曲線行駛狀態，即狀態8，若縱向加速度along為負，則車輛處於減速曲線行駛狀態，即狀態9。
可採用不同的方法確定縱向加速度along。例如可通過由ABS控制器7給出的參考速度vRef來確定，這裡應考慮到，這樣的參考速度vRef在進行ABS控制時可能偏離實際的車輛速度。因此，在ABS情況下需對vRef進行校正。若在ABS控制器中進行了這樣的計算，則也可以直接從那裡獲得縱向加速度along。
圖3所示的狀態識別持續地重複進行，其中上一次確定的狀態被存儲，以在菱形53中供利用。
圖4和圖5示出了確定路面摩擦係數的可能流程。只有當偏航力矩控制器進行控制時才進行摩擦係數的確定。因為在控制開始時沒有估算的摩擦係數，因此在控制開始時使摩擦係數μ＝1。
根據瞬時車輛狀態進行偏航力矩控制的出發點是，車輛至少處於不穩定狀態的邊界附近。這樣可通過考慮車輛的實際測量值確定路面摩擦係數的當時值。在開始進行控制時確定的摩擦係數在以後的流程中用作限定額定偏航角速度
以及輸出給GMR控制規律16的偏航角速度的調節量
的基礎。在開始調節時進行首次摩擦係數的確定，並結合一個隨後的將額定偏航角速度限定在有物理意義的範圍內的校正階段。這裡一從原始給定摩擦係數μ＝1出發在調節開始時確定最大的摩擦係數
，作為計算附加偏航力矩MG的基礎。
為此，首先由測得的橫向加速度aquer和計算得的縱向加速度along計算內摩擦係數
，在假定車輪與路面完全附著時該內摩擦係數相應於實際摩擦係數。但必須認識到在調節開始時尚未達到車輪與路面的最大附著力，因此，藉助表格、特性曲線或常量係數為內摩擦係數
指定一較高的摩擦係數
。然後將該摩擦係數傳給控制系統。這樣可在下一計算步驟中計算與路面摩擦係數相適應的額定偏航角速度
，並改善控制。在對車輛進行偏航力矩調節的過程中也必須對估算的摩擦係數
繼續進行校正，因為在調節過程中摩擦係數有可能改變。如果基於在車輛參考模型中對摩擦係數的適應的控制不能被由此產生的偏航角速度的改變的調節量
所啟動，將繼續對摩擦係數
進行直至TμEnd步的更新。若在該更新價段還沒有開動偏航力矩控制，估算的摩擦係數
重被置為1。
在某些狀態下也可不進行估算的摩擦係數
的匹配和更新。這樣的狀態例如是直線前行，向後行駛或車輛靜止，即狀態0至4。這些狀態不需要進行偏航力矩調節，因而也不需要進行摩擦係數估算。這樣，如果摩擦係數
的時間導數
為負值，而且轉向角δ的時間導數的值|δ|超出一預定門限值，可不進行摩擦係數的更新。後一種情況的出發點是，橫向加速度aquer的改變是基於轉向角δ的改變而不是基於例如摩擦係數的改變。
此方法計算的摩擦係數通常是所有四個車輪的中間值。用這種方法不能確定每個車輪的摩擦係數。
現結合圖4說明確定摩擦係數的方法。在每種車輛狀態下，當時的路面摩擦係數在步驟61之後作為車輛狀態的參量。為確定所屬的摩擦係數首先按照步驟62對測得的橫向加速度aquer進行濾波。即測得的值被平滑，或者所述曲線經過低通濾波。以使不出現尖峰。步驟63包括了根據圖3的狀態識別。識別出的行駛狀態可用於後來的步驟74中的更新階段。在菱形64中詢問是否有必要進行調節。起始摩擦係數μ＝1首先作為這樣的計算的基礎。若必須進行調節，則在菱形65中詢問，這是否也是上次確定摩擦係數時的狀態。如果這裡涉及的是首次調節，以前沒有對調節的識別，則接著在步驟67首次確定內摩擦係數
。計算公式如下F2.1mu^int=aquer2+along2g]]>
其中g為重力加速度，g＝9.81m/s2。
接著在步驟68中將步驟65中用到的參數regold設置為1。此外將計數參數Tμ設置為1，對應於這樣的事實已經完成了內摩擦係數
的首次確定。在步驟69中為計算得的內摩擦係數
指定一個估算的摩擦係數
。這是在這樣的假定下進行的，即存在的加速度成分不是基於車輪與路面的完全附著。估算的摩擦係數
一般在計算得的內摩擦係數
與1之間。這樣就結束了摩擦係數的確定。
在下次確定摩擦係數時，如果行駛狀態沒有改變，則在菱形65中將確定regold＝1。這裡在後面的過程中也確定一個
，來代替上次確定的
。不進行在步驟68中確定的參數的更新，因為
的更新是在調節過程中進行的。在上次過程中regold已被設為1，並保持不變。已經完成的過程的計數值Tμ繼續保持為1，因為它只在不發生調節時才繼續計數。如上所述，藉助於表格、非線性關係曲線或常量參數為更新的
值指定一個估算的摩擦係數
若在一個過程中在菱形64中確定不需要進行調節，則接著在菱形71中詢問，用作調節的參數regold上次是被設置為0還是1。若該參數在上次過程中被設置為1，則在菱形72中詢問過程的計數Tμ。若上次過程中進行了調節則Tμ＝1。若上上次過程中進行了調節則Tμ＝2，依此類推。只要在菱形72中Tμ尚未達到某一TμEnd，就在步驟73將它增加1並在步驟74對內摩擦係數
進行重新更新。若在後續過程中達到了TμEnd而尚未進行一次調節，則用於調節的參數regold又被設置為0(75)。使估算的摩擦係數
等於輸出摩擦係數μ＝1。這樣就結束了對摩擦係數
的更新階段。
如果在下次過程中在菱形64中又識別出不需要調節，則在菱形71中regold＝0，在步驟76中保持輸出摩擦係數
。若在菱形64中識別出必須進行調節控制時，則再進行一次摩擦係數的確定。
圖5給出了步驟74中對內摩擦係數進行更新的判據。從域77給出需要更新內摩擦係數
開始，在步驟78中計算以前估算的摩擦係數
或
以及轉向角δ的時間導數。
若在菱形79中識別出車輛既不處於靜止狀態也不處於直行狀態，即車輛處於狀態6至9，則在步驟80中分析步驟78中得出的結果。只有當下降的摩擦係數不是由轉向操作所致，如上所述，就進行摩擦係數的確定。如果車輛處於直行(前行或後行)或靜止狀態，或者估算的摩擦係數
是由轉向操作所致，則不進行摩擦係數的更新。
2.2
和
的確定車輛穩定性的量度是居支配地位的側偏角β，以及其時間導數側偏角速度
。下面說明如何確定這些數值。
2.2.1動力學
確定動力學
確定14隻不過是運用任一個車輛模型，根據測得的量及由測得的量計算的數值，按如下描述用純物理的方法計算側偏角速度
測量垂直於運動面中的縱軸的車輛重心的加速度aquer。車輛的重心以相對於一個慣性系的速度矢量v運動F2.2v-=vcos(+)sin(+)]]>其中ψ表示偏航角，β表示側偏角。加速度矢量a是v的時間導數F2.3a-=ddtv-=v.cos(+)sin(+)+v(.+.)-sin(+)cos(+)]]>加速度傳感器測得的是加速度矢量在車輛橫軸上的投影F2.4aquer=a-T-sincos]]>F2.5aquer=v.sin+v(.+.)cos]]>通過對三角函數的線性化(sinβ＝β；cosβ＝1)上述方程可變為F2.6.=aquerv]]>這樣可根據上述微分方程計算側偏角速度
。被測量除橫向加速度外還包括偏航角速度
，車輛速度標量v及其時間導數
。可將以上計算的
進行數值積分來計算β，這裡在第一次確定
時假定
。如果最後一項可忽略，就不必確定β，這樣就簡化了計算。
上述計算方法的優點是，側偏角速度
直接由傳感器信號導出，並由此也可在橫向動力學的非線性區域進行計算。缺點是該方法的靈敏度由於測量噪聲和測量誤差的疊加而降低，由此導致側偏角的確定可能非常不精確。
這一缺點可通過組合基於模型的方法加以克服。圖6示出了如何通過組合觀察者模型(Beobachtermodell)運用動力學方法來確定側偏角速度
，這部分可用以代替圖2中用虛線表示的塊18。在這樣的模型支持的方法中，轉向角δ也作為輸入參量，如(圖2中)虛線箭頭所示的那樣。通過側偏角速度
的組合確定方法的互相作用和校正，可以使側偏角β的計算更精確，使其也可作為
供調節使用。這(在圖2中)也用虛線箭頭示出。
2.2.2動力學
確定與觀察者車輛模型的組合可用圖6描述的結構代替圖2中虛線所示的區域18。這樣不僅可以確定側偏角速度
，而且也可確定當前的側偏角β。
與用純動力學的計算確定側偏角速度
相對，這裡除動力學
確定83外還引入了用以確定車輛狀態的觀察者車輛模型84。同用於確定偏航角速度的車輛參考模型12一樣，轉向角δ作為觀察者模型84的輸入參量。經濾波的車輛參考速度vRefFil也作為參量接入。可測量的輸出參量橫向加速度aquer和偏航角速度
對動力學
確定83來說是必需的，但對觀察者車輛模型84來說不是這樣，該模型原理上可自己得出這些參量。在簡單情況下與由GMR調節規則計算的附加偏航力矩相等的另一項Y表示由控制調節引起的車輛狀態的改變。Y的作用是使觀察者模製的車輛與真正的車輛具有相同的條件。
除側偏角速度
外觀察者模型也給出偏航角加速度
的值。由動力學
確定方法得出的側偏角速度β在通過低通濾波後乘以加權因子k，而由觀察者模型得到的側偏角速度
在加上一校正因子後乘以一加權因數(1-k)，該校正因子由確定校正參量的因子h與測得的偏航角速度的乘積給出。這裡k總是在0與1之間。沒有觀察者模型時k＝1。將兩個側偏角速度相加得到的和積分以得到估算的側偏角β。它與動力學側偏角速度
一起供調節使用。此外，側偏角β也提供給動力學
確定部分83和觀察者車輛模型84。從觀察者車輛模型84計算出的偏航角加速度
也有相似的校正參量。
首先對該偏航角加速度積分以得到偏航角速度，並反饋給觀察者模型84，另一方面從測得的偏航角速度
中將其減去。所得的差乘以因子h2。該因子確定校正觀察者車輛模型84的後續調節步驟的參量，其單位為1/s。這樣，側偏角速度乘以該因子h2後的單位與偏航角加速度具有相同的單位，使得這兩個參量可以相加，並經積分以後構成偏航角速度的反饋校正參量。在偏航力矩調節過程中項Y取相應於附加偏航力矩MG的非零值。通過除以偏航慣性力矩(Giertraegheitmoment)θ，Y的單位與偏航角加速度單位相同，並可用於相加以得到偏航角加速度的和，使得積分得到的校正參量也考慮到調節輸入參量的影響。
如果存在圖6中所示的觀察者模型84，可以比通過純動力學的方法確定側偏角速度
並積分更可靠地確定側偏角
，則這樣確定的側偏角β可提供給本來的偏航力矩控制器10。
圖7說明與觀察者車輛模型流程組合的動力學
確定方法。如從圖6可以看出的那樣，測得的輸出參量橫向加速度aquer和偏航角速度
作為根據方程F2.6的計算91的輸入參量。
經濾波的車輛參考速度vRefFil在域93中被微分以得到車輛參考加速度vRef，它在域94中被除以經濾波的車輛參考速度vRefFil，所得的商經非線性相乘95而形成一個因子fβ。所述非線性相乘95的作用是，在vRef除以vRefFil所得的商小時使fβ等於0，使該位於側偏角β前的因子可被忽略。只有當車輛加速度vRef足夠大時，才在動力學
確定時考慮側偏角β。這裡所用的
是組合的
，如圖6中所示不僅用作調節參量而且用作反饋。經計算91後，算得的側偏角速度的值，如上所述，經過低通濾波器92，給出估算的側偏角速度
圖8說明了圖6中的觀察者車輛模型84的工作原理。這裡選用矩陣描述方法，其「→」表示標量變換，「」表示多維變換。該矩陣描述基於方程F1.1至F1.3。這裡，狀態參量β和
組合成一個狀態矢量x(t)，從而得到下述方程F2.7x-.(t)=A-(v(t))x-(t)+B-(v(t))u-(t)]]>其中系統矩陣A(v(t))、輸入矩陣B(v(t))、狀態矢量x(t)和輸入矢量u(t)分別為F2.8A-(v(t))=-ch+cvmv(t)-1+chlh-cvlvmv2(t)chlh-cvlv-chlh2+cvlv2v(t)]]>B-(v(t))=cvmv(t)0cvlv1;x-(t)=(t).(t);u-(t)=Y]]>輸入矢量u(t)包含輸入參量轉向角δ和項Y，後者表示由偏航力矩調節產生的附加偏航力矩。
利用權重矩陣K1和權重矢量K2代替權重因子進行計算得到的參量的加權相加。
也提供給加法器105。根據方程F2.7構成的狀態參量x的時間導數 和由乘以k2所得到的矢量的和在積分器106中被積分成狀態矢量x。通過與矢量cβ和 的標量相乘作為標量的分量β或 被從狀態矢量中消去並繼續被處理。消去的 一方面傳送GMR調節規則16，另一方面傳送給直接方法103，而在組合方法中算得的 只用作觀察者內的狀態參量並用作確定估算誤差。為此，在加法器107中計算由觀察者車輛模型算得的偏航角速度 和測得的偏航角速度 之間的差。所得的差與矢量h相乘，其第一個分量無單位，確定側偏角速度 的校正步驟的參量，其第二個分量的單位為s-1，確定偏航角速度 的調節步驟的參量。
側偏角β也作為校正參量被反饋，並且是反饋至圖7所示的動力學 確定的直接方法中，使在下續調節步驟中可將方程F2.6的最後一項賦值。
通過這兩種計算方法，即根據車輛模型的計算方法和根據動力學的計算方法的相互校正，基本上可精確確定側偏角β，使該參量也可作為調節參量提供給GMR調節規則16。
2.3車輛參考模型下面結合圖9至15說明車輛參考模型圖9中再次簡示了根據圖1和圖2的用於車輛穩定性控制的控制電路。這裡略去圖1中的控制器7至9，相應的優先電路3和馬達控制部分6，並且分布邏輯2簡單地用壓力控制5來表示。在該控制電路內計算繞車輛垂直軸的附加偏航力矩MG並對其進行調節，以保持駕駛員所希望的彎曲路面。這裡的附加偏航力矩MG通過單個車輪的要進行的制動過程來產生，制動過程的流程和要制動車輪的選擇通過分布邏輯2確定。駕駛員通過轉動方向盤相應角度來確定所要行駛的方向。方向盤以固定的轉換關係(轉向轉換)與被轉向輪聯接。以這種方式調整一定的車輪轉向角δ。
2.3.1動力學單軌模型在GMR控制器10中有所謂的車輛參考模型12(圖2)(即圖9中的302)，其輸入數據包括由vRef表示的速度v，轉向角δ。在車輛參考模型302中根據輸入數據計算單位時間內偏航角應改變的量(偏航角速度
)。在後接比較器303中比較偏航角速度額定值
與偏航角速度的實測值
。比較器303輸出相應於
和
之差的量
作出輸出值。由此決定的差值提供給控制規則16以控制偏航力矩。該控制規則根據
計算附加偏航力矩MG，提供給分布邏輯2。分布邏輯2根據附加偏航力矩MG及可能有的駕駛員對制動器工作的要求P駕駛員確定輸出參量。這可能是制動力值或閥門開關時間。
在低速範圍內對車輛參考模型302的優化是很重要的。為此目的可在車輛模型302中除上述線性動力學單軌模型311外再加入靜態圓周運動模型306。
靜態圓周運動滿足方程F2.12.soll=*vlv+lh*11+v2vch2+.korr]]>F2.13=*1-lvlv+lh*(1+m*v2ch*(lv+lh))1+v2vch2+korr]]>其中F2.14vch2=cv*ch*(lh+lv)2m*(ch*lh-cv*lv)]]>這裡，v＝前；h＝後；m＝質量；I＝軸與重心的距離；
的修正項。
線性動力學單軌模型適用系統方程F1.1和F1.2。
計算模型306和311之間的轉換通過位於車輛參考模型302中的圖中未示出的轉換開關根據車輛速度的大小自動進行。這裡，為從一個模型向另一個模型的轉換過程設置一個幾km/h的滯後。低於該轉換門限值根據靜態圓周運動模型306計算額定偏航角速度
。當速度增加超過該方向有效的門限值時，則使用動力學單軌模型311進行偏航角速度額定值
的確定。這樣，使對高速時的控制尤其重要的動力學過程包括入該模型。
從圓周運動模型306向單軌模型311過渡時，由圓周運動模型計算的如
和β的額定值用作單軌模型的起始值。這樣就避免了轉換時的非穩態過程。後續計算使用單軌模型311進行，直至減小的速度低於低速門限值。這裡為減小非穩態過程，圓周運動模型的重要校正因子
和βkorr由在單軌模型中算得的
和β值及輸入參量速度vRef和轉向角δ算得。
校正值的大小為F2.15.korr=.soll-*vlv+lh*11+v2vch2]]>F2.16korr=-*1-lvlv+lh+(1+m*v2ch*(lv+lh))1+v2vch2]]>這些校正因子的影響隨時間按如下方程呈指數下降F2.17korr(n+1)＝korr(n)*λ其中λ可取0與1之間的值。n和n+1表示計算的次序號。
由此可避免突變，因為在靜態情況下兩種計算方法可給出不同的結果。這樣，通過改變計算模型可精確給出控制用的額定值，直至速度v＝0km/h。
根據圖9描述了可考慮不同模型用作車輛計算模型。這裡優選的模型可以是靜態圓周運動模型。偏航角速度
可由該模型根據上面給出的公式算得。若表示出這樣的一種車輛計算模型，則向計算電路提供測得的值λ和vRef，輸出偏航角速度的額定值
2.3.3簡化模型下面說明一種用於確定額定偏航角速度的最簡單的模型。它可用於代替上述的組合模型。其特點是，可用較少的計算得出可接受的結果。
根據該模型，額定角速度
可由下式計算F2.18.soll=*vl]]>當剛度cv和ch非常大時，該方程可由F2.12，及方程F2.14和F2.15得出。
這種估算方法是基於以下考慮。
在上述車輛參考模型中，額定偏航角速度
或者藉助於動力學車輛模型(如單軌模型)或者通過靜態模型(稱為靜態圓周運動模型)計算並與測得的偏航角速度
進行比較。但在每種情況下給定值(由此也包括控制調節)直接依賴於車輛模型的質量。由於這裡涉及的是線性等效模型，所以該模型在有些情況下明顯偏離實際的車輛狀態。
實際的車輛狀態還由於例如單個元件的負荷或摩損而改變，使模型對車輛的描述不夠精確。因此應通過不斷的參數估算進行模型匹配，這裡出現的問題是為進行上述估算必須有這樣的推動，即駕駛員必須以小的轉向角(＜0.4g)足夠地推動車輛。這在正常行駛中是很難達到的。
此外，不可能直接估算線性單軌模型的所有參數。這樣事先選定某些參數。
因此，基於模型的控制總是只有關係到模型預定參數才能給出滿意的結果。這樣，在許多情況下採用一種較簡單的控制原理已足夠了。
車輛穩定控制的一個重要目標是確定車輛的狀態，使可預見車輛對駕駛員給出的轉向、制動踏板和油門踏板參數的反應並可對其進行很好的控制。因此必須識別車輛的欠控制和過控制運行狀態，並通過相應的制動和馬達控制將其校正到正常狀態。
簡化的控制原理是運用欠/過控制的直接量度作為控制參數。根據機動車輛控制特性的定義，將前軸和後軸的平均跑偏角(Schraeglaufwinkel)(αv，αH)進行比較。若前軸跑偏角較大，車輛處於欠控制狀態。在相反情況下，則處於過控制狀態。根據定義，當前後跑偏角相等時車輛處於正常狀態。
這樣，滿足F2.19＞0欠控制αv-αh＝0正常＜0過控制因此，根據跑偏角差可直接確定車輛的瞬時狀態。若首先運用單軌車輛模型(圖10)，則可按下式由轉向角δ，側偏角β，偏航角速度
和車輛速度v導出跑偏角F2.20av=--*lvv]]>F2.20bh=-+*lhv]]>因為側偏角不可直接測量但可簡單算得，所以可不直接計算單個跑偏角。若計算跑偏角的差，可基於已有的測得數據(轉向角，偏航角速度)，由ABS控制器已知的車輛參考速度vRef和為常量的軸距l計算該參量。F2.21v-h=-l*.v]]>這樣就得到了可用作欠/過控制量度的參量。
注意到車輛重心曲線軌跡的實際半徑R和跑偏角差之間存在以下已知關係F2.22R=1-(v-h)]]>則在F2.19所示的正常狀態下，即F2.23αv-αh＝0此時曲線半徑R可通過轉向角δ確定，即F2.24R=l]]>這樣，可直接運用算得的跑偏角之差作為控制參量進行控制。這種控制的目的是保持控制參量的絕對值儘量小，以使車輛大致處於正常狀態。有時設置非對稱的容許門限值是有意義的，這樣，在過控制狀態方向上可選擇較小的容許門限值。
可根據上述因素計算出額定偏航角速度
(F2.18)。然後將該額定偏航角速度
與
比較，並按照圖1作為控制的基礎。
2.3.5額定值限定只有在車輪與路面的附著力允許的條件下使計算的附加轉動力矩作用於車輛時對車輛狀態的控制才有意義。
例如當相對於實際車輛速度太快地轉動轉向輪時，不希望所述控制總是迫使車輛進入由轉向角δ給出的曲線軌道。
因此，應該避免在任何情況下都根據選擇的車輛參考模型來確定
的預定值。若只根據參考模型則會導致，在高速的情況下由於疏忽而使轉向角過大從而通過也太大的
來調整實際的偏航整角速度
，使得在極端情況下，在車輛的重心基本上直行的同時車輛繞其軸轉動。這種情況對駕駛員來說比車輛由於摩擦狀況不好的原因不聽從駕駛員的駕駛而欠控制很厲害並向前直滑的情況更不利。因為在後一情況下車輛只是向前直行，並不會同時也繞其軸轉動。為了避免這種在特殊情況下出現的不利結果，在車輛參考模型中還附加了這樣的算法，即通過摩擦係數
確定對測得的直行速度有效的最大偏航角速度
。該
在摩擦係數識別系統13中確定。該算法是基於靜態圓周運動的理論，即滿足
aquer/v(F2.18)。
最大可允許的橫向加速度aqlim基本上作為摩擦係數、速度v、縱向加速度along以及在某些情況下的其他參數的函數加以確定。即F2.25aqlim＝f(mu，v，along，…)最大偏航角速度由下式計算F2.26Sollmax=aqlimv]]>因此，可為偏航角速度確定一個極限值，該值不再直接考慮駕駛員的願望，而是在車輛發生故障時，使得不附加地繞其垂直軸轉動車輛。
對於適當的μ的確定在2.1部分中加以詳細討論。
也可規定只有在一定的條件下才允許控制調節。這樣的一種可能性可以是，例如當確定出側偏角β太大時，可使圖2中的啟動邏輯11不再向分布邏輯2輸出實際的MG，這種情況可基於當時的速度而出現。
2.4控制規則下面將描述偏航力矩控制器10的控制規則16的程序結構。該程序由四個輸入參量計算圍繞車輛垂直軸的附加偏航力矩MG，它對於尤其在曲線行駛時保持穩定的車輛狀態是必要的。計算得的偏航力矩MG是計算車輪制動器上所施加的壓力的基礎。
該控制規則的輸入參數為(見圖17)輸入端500
輸入端501
輸入端502
輸入端503
在需考慮跑偏角差的情況下，在輸入端500輸入Δλ，而在輸入端501輸入Δλ。
輸入端503是可選的。它尤其用在當在整個計算系統中備有稱為觀察者車輛模型84的情況。
輸入端500的值表示測得的偏航角速度
和藉助於車輛參考模型12算得的額定偏航角速度
的差。
輸入端501的值表示輸入端500的參量從一個計算循環至另一個計算循環的改變量除以循環時間T0的商，或者表示測得的偏航角速度的時間導數與計算得的額定偏航角速度的時間導數的差。
一個計算循環即圖1所示的整個FSR控制器的計算過程。這樣的一個過程通過其結構需要一特定的實際時間，即循環時間T0。對於有效的控制來說，該時間必須保持足夠小。
輸入端500和501的值，即
和
首先分別輸給低通濾波器510和511。
這兩個低通濾波器結構基本相同，其結構如圖18所示。
圖8中，低通濾波器的輸入參量520用u表示，輸出參量521用y表示。輸出參量521輸至一寄存器522，在下次計算中作為前次的值Y(k-1)供使用。計算循環的輸出值521由下面公式計算F2.27y(k)＝λ*y(k-1)+(1-λ)*u*kp其中λ可取0至1之間的值。λ表示低通濾波器的數位價(Wertigkeit)。對其極限值λ＝0，不存在遞推功能上次的值y(k-1)對新輸出值521的計算不起作用。λ越接近1，上次值的作用越大，使得實際的輸入值520對輸出值521的影響越緩慢。
Kp是線性估算因子。
對輸入值500和501進行上述的低通濾波，以形成經濾波的值515和516。對輸入參量502，即
也進行同樣的低通濾波512。經濾波的值517與未經濾波的值503一樣被輸給非線性濾波器。該濾波器的作用是對小的輸入值使輸出值為0，而對超過某一特定極限值的輸入值則使輸入值減去所述極限值。既在負區域又在正區域進行這種限定。極限值
和βth可以是固定在程序編碼中的量，但也可以是由其他參數，如輪胎與路面間的摩擦係數確定的量。在這種情況下，極限值可分別作為摩擦係數的線性函數來計算。
所有四個參量，即515、516、517、518在接下來的步驟530、531、532和533中分別以一線性因子加權。
這些因子固定編碼在計算系統中。可由相應的車輛模型計算出這些因子的數量級，但一般情況下需經試車進行精密確定。以這種方法可為每輛車或車型確定一組線性因子。將依此加權的輸入參量500、501、502和503相加，從而形成附加偏航力矩MG(加法段540)，作為程序進一步計算的基礎。
但在實際中還必須對算得的偏航力矩進行修正。
為此可考慮以下兩方面因素1.修正輸入參量，尤其是
2.對算得的偏航力矩MG進行濾波。
通過這兩方面的修正，在進行控制時不僅可考慮偏航角速度而且也可考慮側偏角的影響。
2.4.1輸入參量的修正如上所述，藉助於車輛參考模型可計算出偏航角速度的額定值。由於所用的車輛參考模型與實際情況不可能完全一致，因此通常情況下必須對模型計算結果進行校正。在參考模型中基本上是對偏航角速度傳感器和轉向角傳感器提供的值進行分析，可通過附加考慮橫向加速度傳感器提供的值對算得的額定偏航角速度進行校正。
可用不同方法進行所述分析。下面將介紹一種方法，在這種方法中首先將測得的橫向加速度轉換成側偏角速度
。使用該值對偏航角速度的額定值進行校正。
的計算藉助於動力學
確定14、15(圖2)進行。所用方法如圖19所示。側偏角速度
的估算值在經過低通濾波(在有些情況下進行)後首先與一個第一門限值th1比較(菱形400)。這一比較的意義將在對偏航角速度的額定值
進行校正後才能看出，因此將在最後加以詳述。
若
，則將
的大小與一個第二門限值th2進行比較(菱形401)，這裡，第二門限值大於第一門限值th1。若仍大於該門限值，則接著對側偏角速度
進行時間積分402。為此將側偏角速度
與循環時間T0相乘，並與上次積分結果Intgi-1相加。該積分步驟以n計數，這樣，積分以後計數n增加1(步驟403)。由此，積分時間由已完成的積分步驟的計數n表示。積分結果
與一門限值βs進行比較(菱形404)。該門限值表示所允許的與理論側偏角的最大偏差。門限值βs的數量級大約為5度。
若超過該門限值，則額定偏航角速度
通過一個附加常數S進行重新賦值(步驟405)，該常數由當時的側偏角速度
和積分步驟的次數n決定。也就是說，若每次新循環中超出了門限值βs，則將額定偏航角速度再減小。根據
的符號，或者加上或者減去附加常數，這樣，額定偏航角速度的絕對值總是被減小的。若Intgn達不到門限值βs，則不對
進行限制(步驟407)。
在新的過程中將再次檢查估算的側偏角速度的大小是否小於門限值th1。若是，則中斷該過程，車輛重新達到穩定狀態。結果導致n在步驟406重置為0，並且在步驟407中將由車輛模型計算的額定偏航角速度不作任何修正地作為進一步計算的基礎。此外，積分的初始值Intgn-1設置為0。
若側偏角速度的絕對值雖大於th1但小於th2則原積分值Intgn保持不變，即積分被中止一個循環。上次的限定保持不變。若又超過了門限值th2，則繼續進行積分。
2.4.2 MG的校正另一種可能是控制由控制規則16計算的偏航力矩MG。為此構成原值M1(k-1)與當時值M1(k)之間的差。其中的角標1表示該值是偏航力矩控制器的直接結果，即還沒有根據下述方法進行校正。該差與循環時間T0構成ΔM1。將梯度ΔM1與由β乘以一個校正因子而構成的校正梯度相加。由此校正的梯度與循環時間T0相乘，所得的積與上次算得的偏航力矩M(k-1)相加。由此得出用作進一步計算基礎的當時的力矩MG(k)。
該計算按圖20所示邏輯實現。子程序「控制規則16」計算的力矩被輸入移位寄存器420中。在移位寄存器420的第一個位置421存儲當時值M1(k)；在移位寄存器420的第二個位置422存儲原值M1(k-1)。一旦存在新值M1，則寄存器421中的值移至寄存器422，而寄存器421被設置為新值。寄存器421和422中的值輸給計算邏輯430，後者按下列公式計算ΔMF2 28M-M1(k)-M1(k-1)+a*.*T0]]>此外，由動力學
確定部分得出的估算的側偏角速度
也輸出計算邏輯430。另外，校正因子a的值存儲在一存儲器中，使用該因子將側偏角速度轉換為力矩變化量。新力矩M(k)由下式計算F2.29M(k)＝M(k-1)+ΔM寄存器431和432分別存儲校正後的力矩的當時值和上次計算的值。寄存器431中的值將作為進一步計算的基礎。
3.分布邏輯3.1通過施加制動力而產生的附加偏航力矩為在曲線行駛時也保持車輛的穩定，首先必須探測轉向角的大小。轉向角表示駕駛員所希望的車輛的彎曲軌道。在穩定的靜態曲線行駛中，車輛應以近似常數的側偏角和相同的偏航角速度行駛完整個彎道。駕駛員必須用反轉向來補償與所述側偏角及偏航角速度的偏差。但這並不總是可能的，尤其是駕駛員以轉變極限速度行駛時更是如此。在這種情況下必須有目的地對車輛進行制動，對車輛施加繞其垂直軸的附加力矩，該附加力矩應能使實際的偏航角速度與所希望的相匹配。描述這種關係的控制算法已在上文給出，這裡不必進一步詳述。
但留下的問題是，如何以適當的方式通過有目的地施加制動力來實現由控制算法算得的附加偏航力矩MG。
對於液壓制動器來說，就是確定每個車輪制動器的制動壓力。為此，需實現的繞垂直軸的力矩應以儘可能小的作用於單個制動器上的壓力來實現。因此，本發明提出為每個車輪確定一個係數，並且根據將要產生的車輛偏航力矩和各個加權係數確定每個車輪的制動力。
如上所述，尤其是對基於液壓制動的制動裝置來說，應這樣來確定所述係數可直接計算每個車輪制動器的制動力。係數的加權這樣來進行每個係數除以所有係數的平方和。
這裡，每個係數確定車輪制動力與由此產生的單個車輪制動力佔車輛偏航力矩的份額之間的關係。確定單個係數所需參量在車輛行駛期間是變化的。尤其是這些參量-轉向角δ-輪胎與路面間的摩擦係數μ-車輛質量m-軸向載荷分布Nz
計算所述係數時輸入的隨車輛和制動器的不同而改變的參量對例如盤式制動裝置來說為-制動活塞的面積A-每個車輪制動器的活塞的數目n-盤與制動塊的摩擦係數μR-有效摩擦半徑與動態輪胎半徑的比s-制動器的效率η。
上述建議的計算方法的優點是，可很快地從給定的附加偏航力矩計算出相應的制動力。若上述參數在行駛過程中改變，則這種改變通過改變上述係數對制動力的計算產生影響。
所述係數與一些輸入參量存在線性關係，而首先所述係數與轉向角δ的關係是非線性的。
但已證明，對單個係數和轉向角之間關係的線性化的估算可給出足夠好的結果。
圖21示意性地表示了處於直行狀態的帶有四個車輪601、602、603和604的車輛。每個車輪有一車輪制動器605、606、607和608。這些制動器可分別加以控制，通過由車輪制動器施加的車輪制動力矩在車輪與地面接觸的表面產生制動力。例如通過控制車輪601的制動器605產生制動力F，該力又產生了繞垂直軸的力矩M(例如為正力矩)。
這樣的繞車軸垂直軸產生的力矩可有目的地施加，以使車輛在駕駛員所希望的路面上保持穩定。
在該車輛中還存在傳感器。其中包括探測車輪601、602、603和604的角速度的車輪傳感器。此外，轉向角由轉向角傳感器612探測。安裝有用於探測偏航角速度的傳感器613。
從這些探測駕駛員給出的參量及車輛狀態的傳感器提供的數據可以計算出使車輛的偏航角速度及側偏角與駕駛員所希望的相符的偏航力矩。為此對車輪制動器605、606、607和608分別進行控制，為達到這一目的安置了一個控制裝置，它是用於車輛穩定調節的複雜程序的一部分。
控制原理由圖22給出。標記16表示計算偏航力矩MG的程序塊。圖22表示計算每個車輪制動器605、606、607和608應施加的壓力Pxx的控制裝置。確定的壓力值622、623、624和625可進一步加以分析，並轉換為車輪制動器605、606、607和608的相應的控制信號。
控制裝置由兩部分構成，即第一部分630，計算每個車輪的係數Cxx。係數Cxx表示車輪制動力與按比例分配的偏航力矩間的線性關係，所述力矩通過制動力作用在相應的車輪上。在第二部分631中，通過對各係數的加權並考慮要實現的偏航力矩MG計算各壓力值Pxx622、623、624、625。
壓力值和係數由下標加以表示。
這裡v前h後l左r右x表示v/l或h/r第一計算部分630考慮轉向角的影響，後者由對轉向角傳感器612的數據分析632提供。為計算所述係數還考慮摩擦係數μ，後者在一分析單元633由車輪轉動狀態導出。(參見2.1部分)車輪轉動狀態又由安裝在各車輪的車輪傳感器探測。此外，車輛質量和載荷分布Nz也作為輸入參量，這二者在分析單元634中確定，在該單元中分不同情況對車輛狀態進行分析。第一程序部分630可訪問存儲器635，它存儲有上述與車輛和車輪制動器有關的值。
從上述數值計算每個車輪的係數cxx，這裡可對數值640、641、642和643進行平行計算或先後計算。所述計算由程序中的一個函數進行。該函數中考慮了制動壓力和制動力之間的周知的關係。這種關係通常是線性的。只是轉向角必須分開處理。如何以適當的方式考慮轉向角的影響將在下文說明。
在第二計算步驟631中同時或先後地從各係數640、641、642和643按下列公式計算各車輪制動器的壓力值F3.1apxl=cxlcvl2+cvr2+chl2+chr2*MG]]>F3.1bpxr=-cxrcvl2+cvr2+chl2+chr2*MG]]>按照上述公式計算各壓力的優點是，只需在車輪制動器施加相對較小的壓力即可得到算得的制動力矩。此外，對制動壓力的控制可以很靈敏，對尤其是轉向角和摩擦係數的變化反應很快。
在計算係數時這樣來考慮轉向角δ的影響圖23是一車輛的示意圖，其中主要描述了前輪601和602。S表示前輪間距，lv表示重心610與前軸的距離。
車輪面650、651與車輛縱軸間的夾角為轉向角652、653。這裡簡單地假定轉向角δ652、653相等。作用在車輪平面650、651的制動力的有效力臂在小轉向角的情況下可近似由下式計算F3.2ahr=S2+*lv]]>F3.2bhl=S2-*lv]]>由於「小轉向角」近似並非總被滿足，有時用下述公式計算是有利的F3.3ahr=S2+*S24+lv2]]>F3.3bh1=S2-*S24+lv2]]>若算得的力臂小於0，則將其置為0。
現在，可由以下公式計算車輪係數cxxF3.4Cxx＝Chydxx*hl，r其中Chydxx表示除轉向角δ外的所有其他參數的影響。
以這種方式，所述係數可表示為兩項之積，第一項確定有效力臂，另一項與轉向角無關。
3.2通過減小側向力產生的附加偏航力矩施加單向作用的制動力的方法是控制車輪制動器，使車輪以不同的強度被制動。上一部分已描述了如何實施這種方法。
但是，當需要在踏板制動期間進行穩定性調節的時候，即當由於駕駛員的制動在車輪制動器中已形成一定製動壓力時，這種方法就遇到了極限。原理上在這種情況下仍可用上述方法。檢測已施加的制動壓力的變化來代替絕對壓力。
但這裡會遇到這樣的問題。若在一車輪制動器中已施加了很多的壓力，使得產生了很大的制動力，這樣，再提高制動壓力並不一定會導致制動力的增加，因為達到了輪胎和路面間的附著極限。在上述模型中假定的制動壓力和制動力之間的線性關係在這種情況下將不再成立。
從偏航力矩控制角度來看，為使車輛一側的制動力不超過極限，可通過減小另一側的制動力來補償。
但這也存在缺點，即制動力的減小使車輛減速放慢。這並不總是可取的，因為在駕駛員進行制動時車輛應在可能短的距離內停止。因此，對實際車輛減速的太厲害的放慢通常是不可取的。為解決這一問題，給出以下方法。
至少一個車輪的車輪制動器這樣被控制，調節該車輪的縱向打滑率(Laengsschlupf)2，使其大於車輪與地面附著達到最大時的縱向打滑率。這種方法應用了傳輸的制動力，即施加在輪胎上的縱向力在縱向打滑率為約20％(0％-自由轉動的車輪；100％-抱死的車輪)時達到其最大值，並且當超過20％時，可傳輸的制動力只減小很少，使得在車輪打滑率在20％至100％之間時對車輛的減速不產生很大的損失。
若同時考慮可傳輸的側向力，即垂直於車輪面的力，則該力與車輪打滑率存在很強的依賴關係，即隨打滑率的增加可傳輸的側向力急劇減小。當打滑率超過50％時車輪的特性近似於抱死的車輪。即不能再對其施加側向力。
通過對應調整為高縱向打滑率的車輪的適當選擇，可使車輛進行受控滑動，而由此滑動引起的偏航角的改變應與所希望的改變相符。因為在這種方法中縱向力基本保持不變，但側向力被明顯降低，因此可在不大大減小車輛的減速度的情況下對偏航角速度進行控制。
對至少短時地應以較大縱向打滑率行駛的車輪的選擇通過下述規則進行。這裡假定駕駛員要求向右彎行。對向左彎行的情況可運用相對稱的規則。這裡可能遇到這樣的情況，即車輛沒有象等待的那樣向右彎足夠角度。換言之，車輛欠控制。在這種情況下使曲線內側的後輪以較高的打滑率驅動。若車輛彎轉過強，即過控制，則使曲線外側的前輪以高打滑率驅動。
此外可抑制前輪壓力的減小。這根據以下規則進行。當車輛欠控制時，阻止曲線外側前輪的制動壓力的降低。而當車輛過控制時，阻止曲線內側前輪的制動壓力的降低。
對制動壓力的實際控制可按如下進行。如上所述，根據應實現的偏航力矩和加權的車輪係數確定各車輪制動器中的制動壓力。
在計算所述係數時可引入一依賴於制動滑移的因子，該因子用於調整上述所希望的制動滑移。對車輪壓力減小的限定可通過對相應的係數設定下門限值來實現。
下面說明制動裝置的控制程序中的方法。
控制程序根據加權的係數計算每個車輪制動器中必須產生的制動壓力。當車輛被制動時，尤其是當車輛在輪胎和地面間的附著達到極限的情況下減速時，所述計算比較複雜。在這種情況下，完全可能在需要疊加的車輛穩定控制之前首先進行防抱死控制。
在這種情況下，不能使用對於未制動車輛的方法，因為例如當提高一車輪制動器中的壓力時相應的制動力不再線性地增加，因為已達到了附著極限。所以，提高該車輪制動器中的壓力不能產生附加制動力，也不能產生附加力矩。
雖然可通過減小所述軸的另一個車輪的車輪制動器壓力來達到產生附加偏航力矩的同樣的效果，但這樣就減小了整體制動力，這與應在儘可能短的距離內使車輛處於靜止狀態的要求是相矛盾的。
因此應用圖24所示的車輪特性。該圖X軸表示0至100％的打滑率λ，這裡，0％表示自由轉動的輪，而100％表示抱死的輪。Y軸表示摩擦係數μB和側向力係數μs，其取值範圍在0至1之間。圖中的實線表示不同跑偏角α情況下摩擦係數與打滑率之間的關係。可以看出，尤其是在小跑偏角的情況下，曲線在λ＝20％範圍達最大值。在沿100％的方向摩擦係數緩慢減小。跑偏角為2°時的最大摩擦係數大約為0.98，而當λ＝100％時摩擦係數仍達0.93。與此相反，側向力係數尤其在較大跑偏角的情況下隨打滑率的增加急劇下降。跑偏角為10°的情況下，側向力係數在打滑率為0％時是0.85，而在打滑率為100％則降至0.17。
從圖24的曲線可得出結論，當打滑率在40％至80％的範圍內時可以傳輸較大的制動力，但只能傳輸減小了的側向力。
可運用車輪的這種特性有目的地減小車輛上某特定車輪的側向力。對所述車輪的選擇由下述規則進行，現結合圖25a和25b加以詳述。
圖25a、b示意地表示右轉的車輛。車輛必須繞其垂直軸作相應於轉彎半徑和其速度的旋轉，即它必須在沿順時針方向產生一定的偏航角速度。
如上所述，所述車輛上裝有一偏航角傳感器。若測得的偏航角速度 偏離其額定值 ，則必須施加繞車輛垂直軸的附加力矩MG。
若測得的偏航角速度與額定值的偏差是這樣的車輛彎轉不夠，則車輛處於欠控制狀態。必須施加一附加的力矩，該力矩在此種情況下為負值。它的作用必須是使車輛沿彎轉方向旋轉。這在此種情況下可通過提高右側車輪的制動壓力來實現。
若車輛已經被駕駛員制動，所述右側的車輪可能已達最大制動力。若分析電路證實是這種情況，則升高右後車輪制動器的壓力，使該車輪以在40％至80％範圍內的打滑率行駛。因此，車輪604被標以「λ」。如上所述，結果導致側向力的急劇下降。這樣，只有很小的側向力施加在右後車輪，導致車輛向左甩尾。即車輛開始沿順時針方向旋轉。對側向力的減小一直持續到測得的實際偏航角速度 與額定偏航角速度
相符。
圖25b表示過控制的情況。車輛繞其垂直軸的旋轉比相應於算得的額定偏航角速度的旋轉快。在這種情況下，應降低前左輪601的側向力。這同樣可通過將該車輪的打滑率控制在40％至80％之間來實現。該車輪601用「λ」標記。
在這兩種情況下可在控制程序中設一子程序，在欠控制情況下(圖25a)使曲線外側的前輪601的壓力再降低，在過控制情況下(圖25b)使曲線內側的前輪602的壓力再降低。這兩個車輪被標以「 Pmin」。對向左彎轉的情況，相應地改變控制方向。
單個車輪中壓力的控制可這樣進行為每個車輪確定一個表示壓力的改變和計算得的附加偏航力矩MG之間關係的係數。
這些係數是描述車輛和車輪制動器的參數，及行駛中變化的參量的函數，尤其是轉向角δ和輪胎與路面間的摩擦係數μ(參見3.1)。為實現上述控制，附加地引入與所涉及的車輪的縱向打滑率的依賴關係。對各車輪中壓力減小的阻止可這樣來實現，為所述係數定義下限，若算得的係數低於這些下限則以下限值代替。
圖26描述了相應的算法.首先計算附加偏航力矩MG(程序640)。根據該力矩計算每個車輪相應的制動力的改變或制動壓力的改變(程序641)。算得的制動壓力與門限值Pth比較，該門限值由輪胎與路面間的摩擦係數等確定(菱形642)。門限值Pth判定繼續增大車輪制動壓力是否同時會提高制動力。若需控制的壓力低於該門限值，則運用3.1中描述的方法進行控制。若算得的制動壓力高於該門限值，則按上述方法644進行壓力的計算。
4.優先電路藉助於分布邏輯，從附加偏航力矩MG中計算出車輪制動器中的壓力(見第3部分)。
在一下置的壓力控制電路中，由這些壓力值計算出輸入閥和輸出閥的控制信號並將其輸出。在該下置壓力控制電路中，使實際的車輪制動器壓力與計算值相符。
如果需考慮其他控制器(ABS7，ASR8，EBV9)的控制信號，則必須首先藉助於存儲在計算機中的液壓車輪制動器模型將這些控制信號也轉換成壓力值。
這樣，GMR控制器10的壓力要求與ABS控制器等發生關係。；這在一優先電路中發生，該優先電路決定哪些要求應給以優先，即決定應向車輪制動器的壓力控制單元5輸出多大的算得的壓力。壓力控制單元5將該壓力值換算成閥門開關時間。
除額定壓力值外也可向優先電路輸入額定值變化量(見第7部分)。
在這種情況，優先電路3按這樣的規則將壓力改變量ΔP輸出首先滿足降低某一車輪壓力的要求，並且保持一車輪制動器中壓力的要求相對於提高壓力的要求具有優先權。這樣，按照這樣的規則處理對優先電路的單個要求當存在降低壓力的要求時，保持壓力不變或增加壓力的要求被忽略。以同樣的方式，當存在保持壓力的要求時，不會進行壓力增加。
5.直接比較閥門開關時間的優先電路這裡，也可運用其他方法。
分布邏輯從附加偏航力矩MG直接計算出閥門開關時間，而不是壓力，其他的控制器也是這樣。這樣可將GMR的閥門開關時間與例如ABS所要求的閥門開關時間比較。在優先電路中不分析不同的壓力要求(如上所述)，而是分析不同的閥門開關時間。
為得到閥門開關時間，分布邏輯首先計算出每個車輪制動器需調節的壓力變化量。
藉助於後接的非線性控制單元，從所述壓力變化量計算出控制每個車輪制動器的開關時間。
所述非線性控制單元例如可以是計數器。
該計數器將給定的壓力變化量轉換成脈衝記數。為此，循環時間T0被分成約3至10個開關間隔(脈衝)。每循環時間的脈衝的最大數目是一定的，其大小由控制質量確定。
通過計算的脈衝數確定在一循環時間時閥門應被控制多長時間。
因為每個車輪制動器通常有兩個閥門，一個閥門(輸入閥)用於控制壓力媒體的輸入，另一個閥門(輸出閥)用於控制壓力媒體的輸出；所以共產生8個信號。
這些脈衝計數輸給優先電路，該電路在其他道獲取其他控制器的脈衝記數。
優先電路決定給哪一個控制器優先權，即其脈衝計數真正被用於閥門控制。
車輛對通過操縱車輪制動器產生的制動力的反應是偏航角被改變。這將由GMR控制器10探測到，並重新確定新的附加偏航力矩。
因此，在控制電路中不存在對制動器壓力的計算或調節。該控制算法不需要關於車輪制動器的任何信息，尤其是不需要關於車輪制動器的容積變化和由此產生的制動器壓力之間的關係的信息。
現結合圖27說明計算脈衝時間(Taktzeit)的一種方法。
通過分布邏輯700從附加偏航力矩MG計算出應施加至各車輪制動器的制動壓力。詳見第3.1和3.2部分。分布邏輯的計算結果是為四輪車輛提供四個壓力值P1至P4。這些參量必須轉換成控制壓力媒體輸入(壓力增加)車輪制動器或從其中輸出(壓力減小)的閥門開關時間。如上所述，閥門的開關時間不是由壓力的絕對大小計算的，而是由其改變量算出。為此將每個值Pn(n＝1至4)輸至一移位寄存器701。在第一寄存器位置702寫入當時值。在第二寄存器位置703中從第一寄存器位置702移入上次的值，這樣在該位置寫入上次計算循環的壓力要求。該值以Pn*表示。
在接下來的步驟705從第一寄存器位置702讀出當時的壓力要求Pn。若該值為0或小於一最小值，則程序進入循環706，該循環應保證從車輪制動器中取出足夠多的壓力媒體，使出現的壓力為零。為此，關閉輸入閥門，而輸出閥門打開至少一個循環時間T0。
若當時要求的壓力值高出該最小值，則構成所述兩個寄存器值702和703的差。這在減法器707中進行。算得的壓力改變量ΔP可大於或小於0。若大於0，必須提高相應車輪制動器中的壓力。若小於0，必須減小相應車輪制動器中的壓力。對壓力增大的情況，程序按右邊的判斷路徑710進行。根據需調節的壓力差以及壓力要求，或者當存在相應的信號時，根據車輪制動器中實際的壓力計算輸入閥門打開的時間Δtein，輸出閥門的打開時間Δtaus被置為0。相反(判斷路徑711)，對減小壓力的情況，輸入閥的打開時間Δtein被置為0，而輸出閥的打開時間Δtaus則根據所要求的壓力差和車輪制動器中的實際壓力，及寫入第一寄存器位置702的要求的壓力來計算。
通常，打開時間Δt和將施加的壓力變化量ΔP之間存在著線性關係。
如上所述，並不計算打開時間本身，而是計算脈衝計數。這在圖28中得以詳述。上述計算在相等的時間間隔(循環時間T0)內完成，計算的結果是確定下一循環中車輪制動器的閥門控制信號。循環時間T0約為3ms。
根據對控制精度的要求將每個循環時間T0分成N個時隙。
圖28中的循環時間被分成6個時隙。閥門的開關時間不以時間長短給出，而是以一個循環內閥門應打開的時隙的數目給出。當n＝3時，從圖28可得出，打開時間為1.5ms。
若要求的打開時間應大於循環時間，則n被置為最大值N(在所示例中為6)。
這種計算為每個車輪制動器完成一次，對於四輪車輛即完成四次。計算可平行進行也可先後進行。計算的結果是給出8個數值4個用於輸入閥，4個用於輸出閥。這些值被輸給經改變的優先電路720。ABS控制器及其他控制器的也以脈衝計數表示的開關時間要求也輸入該優先電路720。
進行所述的控制，使車輪制動器中的壓力發生改變。由此改變制動力和作用於車輛上的力矩。這樣，描述車輛動力學特性的參量發生變化。這將由傳感器直接或間接檢測到並再次用於計算。
由此重新產生變化了的力矩要求，如上所述，該要求被轉換為新的閥門控制信號。
需實現的壓力差的計算是基於上一計算循環算得的壓力要求。但這些壓力差並不是必須真正被調節，所以，車輪制動器中的實際壓力與算得的壓力要求存在差別。因此，在有些情況下必須將車輪制動器中的實際壓力調整到壓力要求值。當壓力要求為0時，即分布邏輯700要求一個相應於一車輪制動器中的壓力為0的數值時，可以最簡單的方式實現所述調整。在這種情況下，不計算與上次值的差並由此導出控制信號，而是在步驟705轉入計算開關時間的循環706，該循環706應確保壓力值真正調整為0。這是通過將輸出閥的打開時間Δtaus至少設置為循環T0來實現的。
可能還必須向優先電路720提供相應的信息，使得在一車輪制動器中的壓力應設置為0的時間要求不被其他控制器的給定參量所疊加。此外，可在該信息中確定，壓力的降低應持續多個循環時間，使得壓力真正完全地被降低。
6.車輪制動器壓力識別前四部分描述的FSR壓力控制器提供車輪制動器的制動壓力值，作為結果。這些給定值必須實現。一種方法是測量車輪制動器中的壓力並與給定值進行比較。一個以通常方式工作的壓力控制器將車輪制動器壓力調至給定的額定值。這種方法需為每個車輪安裝一壓力傳感器，即四輪車需四個壓力傳感器。
通常由於費用的原因，人們試圖用儘量少的傳感器達到上述目的。此外，每個傳感器是一個可能的幹擾源。若一個傳感器出現故障，整個控制系統必須被關閉。
因此建議安置一分析系統，根據已有傳感器提供的數據導出相應於車輪制動器中的壓力的壓力參量。為此，運用下面的概念。
如上所述，每個車輪制動器中的壓力通過兩個閥門進行調節。輸入閥控制壓力媒體的輸入，而輸出閥控制壓力媒體的輸出。
因此，壓力控制器給出的信號應該是表示一閥門應打開或關閉多長時間的控制時間。循環時間被分成數目固定的時隙(脈衝)。這樣，控制時間可作為表示一個閥門應打開或關閉多少個時隙的脈衝數來表示。
基本的考慮是，所述控制信號不僅輸給車輪制動器，而且也作為計算參數提供給車輛模型。車輛對需控制的制動器壓力作出反應，這裡涉及其重心速度v和每個車輪轉速ωi。車輛速度不是直接測量的，而是用特定的計算步驟從車輪轉速ωi導出。因此，它被稱作參考速度vRef。
在車輛模型中也構成相應的數值。
通過將ωi、vRef的實際值與計算值即由車輛模型估算的值進行比較，可確定單個車輪制動器中的壓力的校正參數，藉助於該校正參數可對液壓模型計算的壓力進行修正，使得可給出對車輪制動壓力較好的估算。
圖29詳細描述了上述原理結構。
標記800表示壓力控制單元，即圖中的標記5。壓力控制單元從表徵需調整的壓力的一個第一數值801和表示車輪制動器中的估算或測得的一個第二數值802計算出車輪制動器閥門的控制時間。這裡控制時間表示為輸出參數803。標記810表示車輛。由此表示出，車輛對由對車輪制動器壓力調節而產生的力發生反應。這裡單個車輪的轉速ωi也發生改變。
車輛810也應包括探測車輪轉速的車輪傳感器，以直接測量數值ωi供使用。
車輛810還應包括一個ωi分析單元，它通常是ABS控制器的一部分，在一定的邊界條件下從單個車輪的車輪轉速ωi計算出相應於車輛的實際速度的所謂的參考速度vRef。
從單個車輪轉速和車輛參考速度計算出每個車輪的打滑率λi。
數值ωi、vref作為輸出值811供使用，而打滑率λi作為數值812供使用。
所有運用的計算模型由820表示。它包括三個子模型，即液壓模型821車輛模型822輪胎模型823液壓模型821用兩個近似公式表示制動器壓力P和車輪制動器內的容積V及當輸入和輸出閥打開一定時間時容積的變化ΔV之間的關係。F6.1p＝a*V+b*V2F6.2V=c*tein/aus*P]]>參數a、b、c表示制動系統的特性，被存儲在相應的存儲器中。p表示車輪制動器中實際的壓力。V表示車輪制動器中的實際容積。
通過輸入閥或輸出閥測定Δp，當通過輸入閥測量時，測量一壓力源和p之間的差，而當通過輸出閥測量時，測量p和一儲存器中的壓力之間的差，該儲存器中的壓力通常為1巴，因而可被忽略。
出發點是，控制開始時車輪制動器中的壓力及其中的容積為0，這樣通過跟蹤閥門打開時間就可完全清楚容積的變化及由之產生的壓力的變化。
但所給出的公式只是非常粗略地給出了實際的關係，因此必須做相應的校正。在模型822中通常用一四個支點(車輪支承面)支撐在一個平面上的剛體表示車輛。
該剛體可在平行於所述平面，即在x和y方向移動，也可繞其重心轉動，這裡，轉動軸垂直於移動平面。
作用在剛體上的力是作用在車輪支承面的制動力和空氣阻力。
基於以上考慮，車輪載荷可表示為F6.3aFz,v=m*g*lh+h+(-Fx,v-Fx,h)lv+lh=m*g*lh-h*m*v.reflv+lh]]>F6.3bFz,h=m*g*lv+h*(-Fx,v-Fx,h)lv+lh=m*g*lv-h*m*v.reflv+lh]]>通常，這樣的模型對進行所希望的壓力校正來說是足夠的。若有必要，可使該模型更精確。該模型主要向進一步的計算提供支點面的載荷與重心的減速間的關係。車輪被當作可旋轉的盤，具有一定的慣性矩。F6.4.=Rrad*Fx-MBr]]>作用在車輪上的減速力矩與車輪制動壓力成比例。F6.5MBr＝CBr*P在輪胎模型中，假定附著利用率(Kraftschlussausnutzung)f，即制動力與車輪載荷之比，與車輪的打滑率成比例。F6.6Fx～λ*Fz由以上方程可以計算出每個車輪的轉速和車輛模型的參考速度。
這些值與實際值811進行比較。這在比較點830處進行。從每個車輪轉速的測量值和估算值之間的差可在考慮校正因子k情況下確定一附加壓力媒體體積。
將該附加壓力媒體體積ΔV與算得的額定體積相加，得出一新額定體積，從該新額定體積根據公式F6.1導出較準確地與實際車輪制動器壓力相符的車輪制動器壓力。
估算的精確度自然與校正因子k有關，在有些情況下該因子通過實驗事先確定。
該因子可隨車輛的不同而不同，並且還決定於車輛模型描述實際狀況的精確程度等因素。
所述附加體積也可包含容差體積，由此可以考慮通過閥門的體積流量與開關時間不成比例的情況。當打開或關閉閥門時，閥門的開「截面是緩慢地加大或減小的，這樣，在開口截面仍在加大或減小的時隙中只能流過較少的體積。
7.偏航角速度測量儀的替代在上述控制方法中偏航角速度是一個非常重要的參量，因為它是控制參量，其偏差Δψ應保持最小。但同樣也可運用其他控制參量，如下所述。為簡化起見在本部分使用如下符號
表示測得的實際偏航角速度
表示測得的實際偏航角加速度
表示測得的實際偏航角加速度的變化(偏航角突變(Gierwinkelruck))
對圖9中的額定值也作同樣規定，但分別加以下標「s」。
圖12中的測得的偏航角速度通常由偏航角速度傳感器321確定，該傳感器給出輸出信號gI。但是這種直接給出偏航角速度的偏航角速度傳感器非常複雜和昂貴。其後連接的比較器和屬於控制電路的控制器也是這樣。因此有必要採用較簡單的傳感器和結構簡單的控制器。
圖13表示一種新型傳感器321的工作方式，它有一個第一橫向加速度測試儀322和一個第二橫向加速度測試儀323。這兩個測試儀分別安置在前後軸的中點處。從原理上說，所述橫向加速度測試儀可裝在除重心SP外的任何地方，只是需作相應的換算。圖13中示出了一個帶有輪胎325的車輛的四角形輪廓324及傳感器。基於這種配置，前側橫向加速度測量儀322測量前軸326高度處的橫向加速度aqv，而後側橫向加速度測量儀323測量後軸327高度處的橫向加速度aqh。
運用這兩個橫向加速度測量儀可給出一個依賴於偏航角速度的參量。運用數學推導可以得出，可按下面公式從橫向加速度測量儀的測量結果計算偏航角加速度和重心的橫向加速度aquerF7.1..=aqh-aqvlh+lv]]>F7.2aquer≈-v.ref*-aqh*lv+aqv*lhlh+lv]]>如可從圖13看出的那樣，lv，lh表示橫向加速度測量儀322、323與重心SP的距離，v為車速，β為側偏角。這樣，可由橫向加速度和加速度測量儀322、323的距離確定偏航角加速度
。因此，可運用偏航角加速度
代替前幾部分所述的偏航角速度。或者也可與已知的狀態控制相似地對比較器的各輸入參量進行線性加權。這裡，可從偏航角加速度
和側偏角速度
通過定積分或按比例的一級低通濾波計算出偏航角速度g和側偏角β，以從傳感器321得到其單位相應於車輛參考模型302的輸出參量的量(第2.3.1部分)。
對於定積分F7.3G(z-1)=2*T02*(1-z-1)*(1+z-1)1-*z-1]]>而運用低通濾波時則有以下關係式F7.4G(z-1)=T1*(1-)1-*z-1]]>側偏角速度可按下列關係得到F7.5aq=v*(.+.)]]>可以看出，雖然可通過運用兩個橫向加速度測量儀代替已知的偏航角速度測量儀，但必須採取上述措施將偏航角加速度轉換成偏航角速度。在得到Δg和
後可不加改變地接入圖1所示的控制規則16。在圖14中，這樣算得的力矩MG還在控制規則16中通過時間微分轉換成力矩改變量M。
在有些情況下轉入圖17所示的非線性控制是有宜的，這裡，偏航角加速度
不但作為實際值而且作為從車輛模型302中輸出的額定值輸入比較器303。為此，必須在車輛參考模型中構成相應的導數。
作為結果，比較器303的輸出參量是偏航角加速度的偏差
，而不是偏航角速度之差Δg，並作為輸入參量輸給控制規則16。此外，為精確確定力矩改變量，還將側偏角速度
輸入偏航力矩控制規則16，如圖15所示。
如描述圖14時已提出的那樣，可用力矩改變量
代替附加力矩MG作為控制規則16的輸出信號。在一改變的分布邏輯中，力矩改變量,
即附加偏航力矩MG的時間導數被轉換成單個的壓力改變量。這意味著，將壓力改變量分配至各車輪制動器，使得整體上給出所希望的附加偏航力矩MG。下面結合圖16詳細進行描述。
考慮到有可能通過駕駛員操縱制動器在車輪制動器中同時存在一定的壓力分布。在這種情況下，通過對力矩改變量
積分而得出力矩MG是較有利的，由此可直接確定鑑於每個車輪制動器中已有壓力必須被施加的壓力差。上述的通過運用在第1至3部分利用的控制參量的導數的擴展方法也可與第3部分所述的分布邏輯組合。這樣可利用兩種控制規則，一種是提供附加偏航力矩MG而另一種是提供加附偏航力矩的改變量
作為預定值。這裡可在兩種規則之間進行轉換。尤其當不能以足夠的精度計算一種規則的附加控制參量(側偏角等)時(例如見第2.2.2部分)，必須進行向另一種規則的轉換。應注意到，圖15中的控制規則16除輸入
作為校正參量外還輸入
圖15所示的控制規則16中除了匹配的前置放大器k1、k2、k3外還有兩個門限值開關82和83，用以改進控制規則16內的控制性能，並根據速度將輸入參量的影響匹配到最佳控制性能。前置放大器k1至k3的任務是可比較的。在加法器中將各數值相加，並作為GMR控制器10的輸出信號輸出。對於在此也適用的對控制規則的詳細說明參見第2.4部分。
已結合圖1說明了控制器7、8、9輸出的壓力給定值和分布邏輯2的壓力給定值是如何在優先電路3中聯繫起來的。壓力給定值運用的前提是在給出這些給定值的裝置中先進行轉換。通過下述措施可以簡化控制電路的不同程序模塊間的信息交換。
圖16是圖9和圖14所示的車輛穩定控制電路的簡化形式，其中保留了原圖中引入的標記。
圖1中的GMR控制器10這裡被改變成輸出附加偏航力矩MG的改變量
，它與駕駛員所希望的制動器壓力分布一起輸給分布邏輯2。對
的計算參見圖12。
分布邏輯2具有一邏輯塊340和一壓力梯度電路341。邏輯塊340的基本任務是，在儘管進行車輛穩定控制情況下使車輛受的總的制動壓力不比由駕駛員通過向分布羅輯2輸入壓力信號而給出的給定壓力強。這樣就避免了車輛穩定控制帶來附加的不穩定因素。如果根據駕駛員的制動要求在一個車輪中建立一定的制動壓力，另一方面，FSR控制器要求在一或兩個車輪上升壓而在相對的車輪上減壓以獲得附加偏航力矩，這樣，對單個車輪來說可能存在彼此相反的要求，即同時要求升壓和降壓。而對於另外的車輪，可能駕駛員的制動要求和穩定控制同時需要加壓。這時邏輯塊的作用是使相應車輪中的制動壓力降低，然後可使該制動壓力升高超出駕駛員的制動要求至其一定的極限值。由此保證在考慮FSR控制所要求的附加轉動力矩的情況下使所有車輪的平均制動力不大於駕駛員所希望的大小。
如在第3.2部分所述，可有目的地提高某一車輪上的縱向打滑率係數λ，以在縱向制動力不變的情況下減小側向力。以此方式可在不影響車輛減速的情況下施加偏航力矩。
在分布邏輯2的壓力梯度電路341中，根據預定常數dxx和力矩變化率
計算各車輪xx上的壓力改變量ΔPxx，這裡還涉及駕駛員給出的制動壓力P駕駛員和實測制動壓力Pxxist之間的差。這樣有下列關係F7.6
其中xx∈〔vr，vl，hr，hl〕g1＝比例因子。
實際制動壓力Pxxist或者由所涉及的車輪上的壓力測量儀獲取或者通過制動器模型計算，該模型跟蹤為該車輪給出的壓力改變量，因此是該車輪中當時所具有的制動壓力的反應(第6部分)。
計算出的壓力要求被輸入一優先電路3並在那裡被分析(見第4部分)。
上述描寫的條件是，在優先電路中直接對壓力梯度進行處理。但這不是必要的。也可在優先電路3中對閥門開關時間Δt進行處理(第5部分)。但在這種情況下必須在分布邏輯2和優先電路3中間加入一閥門開關時間電路343，這裡，從其他控制器7、8、8中也給出閥門開關時間Δt。優先電路按照如在第4部分對制動壓力所描述的方法對輸入的閥門開關時間Δt進行處理。該優先電路的輸出參量是閥門開關時間。單個車輪xx所需的壓力改變量ΔPxx與閥門開關時間Δtxx之間的轉換關係為F7.7Sxx＝Krpxxist·Δpxx其中Krxx是放大因子，它依賴於單個車輪的實際壓力，當壓力增加時由下式給出F7.8Krxx(pxxist)=1Dvauf*T0*a2+4*b*pxxist*160-pxxist]]>而當壓力減小時則由下式給出F7.9Krxx(pxxist)=1Dvab*T0*a2+4*b*pxxist*pxxist]]>其中xx表示車輪的不同位置。
權利要求
1.具有多於二個車輪的車輛的制動設備，其中至少一部分車輪安裝有制動裝置，每個車輪所安裝的制動裝置可彼此獨立地操縱，安裝有控制裝置，根據輸入的數據確定應施加在車輪上的制動裝置上的制動力矩，並向制動裝置輸出相應的控制命令，還安裝用於確定各車輪縱向打滑率的裝置，以及用於確定需產生的繞車輛垂直軸的附加偏航力矩的裝置，用於抑制不所希望的偏航角和/或偏航角速度和/或偏航角加速度，並向控制裝置輸出一相應的值，其中，這樣來設計控制裝置，使其這樣控制至少一個車輪的制動裝置，使該車輪的縱向打滑率大於達到最大附著時的縱向打滑率。
2.權利要求1的制動設備，其特徵在於，縱向打滑率的值不大於70％。
3.權利要求2的制動設備，其特徵在於，縱向打滑率的數量級在50％至70％。
4.權利要求1的制動裝置，其特徵在於，在曲線行駛並需產生應使車輛向曲線內側轉動的附加偏航力矩時，按權利要求1至3的規則控制曲線內側後輪的縱向打滑率。
5.權利要求1至3中任一項的制動裝置，其特徵在於，在曲線行駛並需產生應使車輛向曲線外側轉動的附加偏航力矩時，按權利要求1至3的規則控制曲線外側前輪的縱向打滑率。
6.上述權利要求中任一項所述的制動裝置，其特徵在於，控制裝置為每個安裝有制動裝置的車輪確定一車輪係數，由附加偏航力矩和所述各加權係數計算出每個車輪的車輪制動器的制動力矩或制動壓力，並且至少一個車輪係數根據上述需調節的縱向打滑率來確定.
7.上述權利要求中任一項所述的制動設備，其特徵在於，對與需進行縱向打滑率調節的車輪相對的一側的前輪的制動壓力減小進行限制。
8.權利要求7的制動設備，其特徵在於，對制動壓力減小的限制通過對相應車輪係數的相應限定來實現。
全文摘要
本發明公開了一種具有多於二個車輪的車輛的制動設備，其中至少一部分車輪安裝有制動裝置，每個車輪所安裝的制動裝置可彼此獨立地操縱，安裝有控制裝置，根據輸入的數據確定應施加在車輪上的制動裝置上的制動力矩，並向制動裝置輸出相應的控制命令，還安裝用於確定各車輪縱向打滑率的裝置，以及用於確定需產生的繞車輛垂直軸的附加偏航力矩的裝置，用於抑制不所希望的偏航角和/或偏航角速度和/或偏航角加速度，並向控制裝置輸出一相應的值，其中，這樣來設計控制裝置，使其這樣控制至少一個車輪的制動裝置，使該車輪的縱向打滑率大於達到最大附著時的縱向打滑率。
文檔編號B60W30/02GK1166813SQ95196428
公開日1997年12月3日 申請日期1995年11月25日 優先權日1994年11月25日
發明者阿爾弗雷德·埃克特, 託馬斯·克蘭茲 申請人:Itt歐洲自動車股份公司