DE19530658A1

DE19530658A1 - Vorrichtung und Verfahren zur Steuerung einer in einem hinsichtlich seiner Dämpfungskraft variablen Stoßdämpfer für Kraftfahrzeuge auftretenden Dämpfungskraft

Info

Publication number: DE19530658A1
Application number: DE19530658A
Authority: DE
Inventors: Takahisa Tatarazako
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 1994-08-23
Filing date: 1995-08-21
Publication date: 1996-03-14
Also published as: US5671142A; JPH0858337A

Description

STAND DER TECHNIK

Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung zur Steuerung einer in einem hinsichtlich seiner Dämpfungskraft variablen Stoß dämpfer für Kraftfahrzeuge auftretenden Dämpfungskraft sowie ein auf der sogenannten "Sky Hook"-Theorie beruhendes Ver fahren hierzu, dem mindestens eine Bewegungs- bzw. Verschie begeschwindigkeit der gefederten Masse (Fahrzeugkarosserie) zugrunde liegt.

Es sind bereits semi-aktive Aufhängungssteuersysteme in den verschiedensten Ausführungen vorgeschlagen worden.

Die am 22. Februar 1991 veröffentlichte Japanische Offenle gungsschrift Nr. Hesei 3-42319 beschreibt beispielsweise ei ne dieser Ausführungsformen semi-aktiver Aufhängungssteuer systeme.

Das in dieser Japanischen Offenlegungsschrift offenbarte semi-aktive Aufhängungssteuersystem umfaßt mindestens einen Stoßdämpfer, der dahingehend konzipiert ist, daß er eine Dämpfungskraft in seiner Ausfederungsrichtung (Ausfederungs phase), in welcher dieser ausgefahren wird, sowie in seiner Einfederungsrichtung, in welcher er zusammengezogen bzw. komprimiert wird, in eine relativ weiche Dämpfungskraft (nachfolgend der Einfachheit halber bezeichnet als-niedrige Dämpfungskraft) bzw. in eine relativ harte Dämpfungskraft (nachfolgend bezeichnet als hohe Dämpfungskraft) zu ändern vermag; eine Einrichtung zum Messen der Geschwindigkeit der gefederten Masse, wobei die gefederte Masse der Fahrzeugka rosserie entspricht; eine Einrichtung zum Messen einer Rela tivgeschwindigkeit zwischen der gefederten und der ungefe derten Masse, wobei die ungefederte Masse einem jeden der Straßenräder entspricht; eine Einrichtung zur Feststellung, ob das Vorzeichen (Plus oder Minus) der gefederten Masse mit dem der Relativgeschwindigkeit zwischen der gefederten und der ungefederten Masse übereinstimmt; sowie eine Einrichtung zur Bildung und Ausgabe eines Steuersignals dergestalt, daß die Dämpfungskraft der Ausfederungsphase des Stoßdämpfers auf einen hohen und die der Einfederungsphase auf einen niedrigen Dämpfungskraftwert eingestellt wird, wenn beide Vorzeichen gleich sind und die Relativgeschwindigkeit zwi schen der gefederten und der ungefederten Masse im positiven Bereich (mit Bezug auf die Fahrzeugkarosserie nach oben ge richtet) liegt, wobei dieses Steuersignal so erzeugt und ausgegeben wird, daß die Dämpfungskraft der Ausfederungs phase auf einen niedrigen und die der Einfederungsphase auf einen hohen Wert eingestellt wird, wenn beide Vorzeichen übereinstimmen und die vorerwähnte Relativgeschwindigkeit negativ (mit Bezug auf die Fahrzeugkarosserie nach unten ge richtet bedeutet positiv) ist, und daß die Dämpfungskräfte sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase auf den nied rigen Wert eingestellt werden, wenn die Vorzeichen verschie den sind.

Man beachte jedoch, daß die Einstellung einer hohen bzw. niedrigen Dämpfungskraft in der Aus- oder Einfederungsphase eines jeden der Stoßdämpfer entsprechend der vorgenannten Japanischen Offenlegungsschrift nur auf konstante (feste) Werte möglich ist. Dies bedeutet, daß daß jeder der bei spielsweise in dem vorerwähnten Aufhängungssteuersystem ein gesetzten Stoßdämpfer mit variabler Dämpfungskraft auf kon stant hohe Dämpfungskräfte in der Aus- bzw. Einfederungs phase eingestellt werden kann. Bei Einstellung der konstant hohen Dämpfungskraft in der Ausfederungsphase ergibt sich eine entsprechende konstant niedrige Dämpfungskraft in der Einfederungsphase. Demgegenüber ist bei einer konstant hohen Dämpfungskraft in der Einfederungsphase ein konstant nied rige Dämpfungskraft in der Ausfederungsphase zu verzeichnen. Darüberhinaus sind konstant niedrige Dämpfungskräfte in so wohl der Ein- als auch der Ausfederungsphase einstellbar. Anders ausgedrückt ist bei jedem der in der vorgenannten Japanischen Offenlegungsschrift offenbarten Stoßdämpfer die Einstellung jeder Dämpfungskraft in den Aus- und Einfede rungsphasen nur auf drei feste Positionen möglich.

Andererseits kommt im Sinne einer verbesserten Unterdrückung von Schwingungen sowie einer verbesserten Steuerung der Lage oder Stellung der Fahrzeugkarosserie die sogenannte "Sky- Hook"-Theorie zur Anwendung. Die Umsetzung dieser Theorie im Fahrzeug nach der sogenannten Karnopp-Regel bedingt eine kontinuierliche Änderung und Einstellung einer jeden der Dämpfungskräfte der entsprechenden Stoßdämpfer in Bezug auf die Größe und Richtung der auf den Fahrzeugkörper wirkenden Wirkgrößen, insbesondere Eingangsschwingungen und zum Bei spiel Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse an den jeweiligen Stellen der Karosserie, in denen die Straßenräder angeordnet sind.

ZUSAMMENFASSENDE BESCHREIBUNG DER ERFINDUNG

Damit besteht eine Hauptaufgabe der vorliegenden Erfindung in der Schaffung einer Vorrichtung zur Steuerung einer in einem Kraftfahrzeug-Stoßdämpfer erzeugten Dämpfungskraft sowie ein Verfahren hierzu mit dem Ziel, ein hervorragendes Fahrverhalten und Stabilitätsgefühl für den oder die Fahr zeuginsassen im Wege eines Kompromisses zwischen weichen und harten Fahreigenschaften sicherzustellen.

Diese Aufgabe wird gelöst durch Schaffung einer Steuervor richtung für ein Kraftfahrzeug mit: a) einer Einrichtung zur Erfassung des Verhaltens eines Fahrzeugaufbaus und Ausgabe eines Signals, das der Vertikalgeschwindigkeit der gefeder ten Masse mit Bezug auf die Fahrzeugkarosserie entspricht; b) einer auf das Signal der Erfassungseinrichtung anspre chenden Steuereinrichtung, die eine Dämpfungskraft entspre chend der Größe und Richtung des Ausgangssignals der Erfas sungseinrichtung errechnet und ein der errechneten Dämp fungskraft entsprechendes Steuersignal ausgibt; c) einer auf das von der Steuereinrichtung her anfallende Steuersignal ansprechenden Betätigungseinrichtung, die so auf einen ihr zugeordneten Ventilkörper einwirkt, daß dieser aus einer Ausgangsstellung über einen Winkel hinweg in eine der Größe und Richtung des von der Steuereinrichtung abgegebenen Steu ersignals entsprechende Zielposition gedreht wird; d) einer zwischen einem gefederten und einem ungefederten Massenele ment des Fahrzeugs angeordneten Dämpfungseinrichtung mit ei nem Ventilkörper, einer Kolbenanordnung sowie von der letz teren gebildeten oberen und unteren Arbeitsfluidkammern zur Erzeugung einer Ziel-Dämpfungskraft mindestens in der Aus- oder der Einfederungsphase je nach der Zielstellung, in wel che der Ventilkörper gedreht wurde und je nachdem, ob die Dämpfungskraft in Abhängigkeit von der Vertikalbewegung der Kolbenanordnung relativ zur Fahrzeugkarosserie in der Aus- oder der Einfederungsphase erzeugt wird; e) einer Totzonen- Einstelleinrichtung zum Einstellen positiver und negativer Totzonen-Schwellenwerte zwecks Bildung einer Totzone, inner halb welcher durch die Steuereinrichtung keine Ausgabe des Steuersignals an die Betätigungseinrichtung in Abhängigkeit von der Größe und Richtung des Ausgangssignals der Erfas sungseinrichtung erfolgt, so daß der Ventilkörper keine Drehung aus seiner Ausgangsposition heraus erfährt und jede der von der Dämpfungseinrichtung in sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase ausgehenden Dämpfungskräfte der je weils kleinsten Dämpfungskraft entspricht; f) einer Einrich tung zum Einstellen positiver und negativer oberer und unte rer Grenzschwellenwerte für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, deren absolute Größen höher liegen als die der positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte, wo bei die Ausgabe des Steuersignals von der Steuereinrichtung an die Betätigungseinrichtung erfolgt in der Weise, daß der Ventilkörper in eine maximale Zielposition gedreht und eine maximale Dämpfungskraft in entweder der Aus- oder der Einfe derungsphase je nach Richtung des von der Erfassungseinrich tung abgegebenen Ausgangssignals erzeugt wird, wenn dieses Signal gleich wird oder größer als der positive oder nega tive obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse; und g) einer Einrichtung zur Änderung des Totzonen-Schwellenwertes, welche einen Ab solutwert mindestens des positiven oder des negativen Totzo nen Schwellenwertes um eine vorgegebene Größe reduziert, wenn das Ausgangssignal der Erfassungseinrichtung gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der positiven oder negativen Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse.

Die vorbeschriebene Aufgabe kann weiterhin gelöst werden durch Schaffung eines Verfahrens zum Steuern der Dämpfungs kraft eines zwischen einem gefederten und einem ungefederten Massenelement angeordneten Kraftfahrzeug-Stoßdämpfers, das die folgenden Schritte umfaßt: a) Erfassung des Verhaltens eines Fahrzeugaufbaus und Ausgabe eines der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse relativ zur Fahrzeugka rosserie entsprechenden Signals; b) Errechnen einer der Größe und Richtung des aus Schritt a) abgeleiteten Signals entsprechenden Dämpfungskraft in Ansprechung auf dieses und Ausgabe eines für die errechnete Dämpfungskraft repräsen tativen Steuersignals; c) Betätigung eines im Stoßdämpfer installierten Ventilkörpers in Ansprechung auf dieses aus Schritt b) anfallende Steuersignal dergestalt, daß der Ven tilkörper aus einer Ausgangsstellung über einen Winkel hin weg in eine Zielposition gedreht wird, die der Größe und Richtung des von Schritt b) her anfallenden Steuersignals entspricht; d) Erzeugen einer Ziel-Dämpfungskraft in zumin dest der Aus- oder der Einfederungsphase entsprechend der Zielposition, in welche der Ventilkörper gedreht wurde und je nachdem, ob die Dämpfungskraft in Abhängigkeit von der Bewegungsrichtung der Kolbenanordnung im Ventilkörper des Stoßdämpfers in der Aus- oder der Einfederungsphase erzeugt wird; e) Einstellen positiver und negativer Totzonen- Schwellenwerte zwecks Bildung einer Totzone, innerhalb wel cher gemäß Schritt b) keine Ausgabe des Steuersignals in Schritt c) in Abhängigkeit von der Größe und Richtung des Ausgangssignals aus Schritt a) erfolgt, so daß der Ventil körper keine Drehung aus seiner neutralen Stellung heraus erfährt und jede der vom Stoßdämpfer in sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase ausgehenden Dämpfungskräfte der jeweils kleinsten Dämpfungskraft entspricht; f) Einstellen positiver und negativer oberer und unterer Grenzschwellen werte für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, deren absolute Größen höher liegen als die der positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte in Schritt c), wobei die Ausgabe des Steuersignals in Schritt d) in der Weise erfolgt, daß der Ventilkörper in seine maximale Zielposi tion gedreht wird zwecks Erzeugung einer maximalen Dämp fungskraft in entweder der Aus- oder der Einfederungsphase je nach Richtung des aus Schritt a) anfallenden Ausgangs signals, wenn dieses Ausgangssignal aus Schritt a) gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse; und g) Reduzieren des Absolutwerts minde stens des positiven oder des negativen Totzonen-Schwellen wertes um eine vorgegebene Größe, wenn dieses Signal aus Schritt a) gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikal geschwindigkeit der gefederten Masse.

KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN

Es bedeuten:

Fig. 1 eine generelle und grundsätzliche konstruktive Dar stellung einer Vorrichtung zur Steuerung einer zumindest in einem der Kraftfahrzeug-Stoßdämpfer erzeugten Dämpfungs kraft gemäß einer Ausführungsform der vorliegenden Erfin dung;

Fig. 2 eine teilweise im Querschnitt gezeichnete Längsan sicht eines repräsentativen Stoßdämpfers mit zugeordnetem Schrittschaltmotor, auf den die vorliegende Erfindung an wendbar ist;

Fig. 3 eine teilweise im Querschnitt gezeichnete Vorderan sicht eines Dämpfungskraft-Einstellmechanismus des in der Ausführungsform gemäß Fig. 1 und 2 eingesetzten repräsen tativen Stoßdämpfers, bei dem im Falle von Aufwärtsbewegun gen des Fahrzeugaufbaus die jeweils maximale Dämpfungskraft erzeugt wird;

Fig. 4A und 4B im größeren Maßstab gezeichnete Quer schnittsansichten, welche den Dämpfungskraft-Einstellmecha nismus bei Aufwärtsbewegungen der Fahrzeugkarosserie in ei nem mittleren Dämpfungskraftzustand darstellen, wobei Fig. 4A den Arbeitsfluid-Strömungsweg in der Ein- und Fig. 4B denselben in der Ausfederungsphase zeigen;

Fig. 5A und 5B im größeren Maßstab gezeichnete Quer schnittsansichten, die jeweils den Dämpfungskraft-Einstell mechanismus bei nicht stattfindender Verschiebung bzw. Bewe gung des Fahrzeugaufbaus darstellen, wobei Fig. 5A den Ar beitsfluid-Strömungsweg in der Ein- und Fig. 5B denselben in der Ausfederungsphase zeigen;

Fig. 6A und 6B im größeren Maßstab gezeichnete Quer schnittsansichten, die jeweils den Dämpfungskraft-Einstell mechanismus im Zustand maximaler Dämpfungskraft bei Abwärts bewegungen des Fahrzeugaufbaus darstellen, wobei Fig. 6A den Arbeitsfluid-Strömungsweg in der Ein- und Fig. 6B den selben in der Ausfederungsphase zeigen;

Fig. 7 eine erläuternde Darstellung von Dämpfungskraftkur ven des in den Fig. 1 bis 3 dargestellten Stoßdämpfers bezogen auf die Stellung seines Ventilkörpers;

Fig. 8 eine Schaltungsanordnung eines Steuergeräts, von Sensoren zur Erfassung von Vertikalbeschleunigungen sowie Schrittschaltmotoren in der beschriebenen Ausführungsform der vorliegenden Erfindung;

Fig. 9 ein Kurvenbild, das die Zunahme einer durch den Stoßdämpfer mit variabler Dämpfungskraft erzielten Ein bzw. Ausgangsschwingung zeigt;

Fig. 10 ein Kurvenbild, aus dem die Stellung des Ventilkör pers eines repräsentativen Stoßdämpfers bezogen auf die Vertikalgeschwindigkeit einer gefederten Masse hervorgeht;

Fig. 11A, 11B und 11C Ansichten, aus denen die Grunddämpf wirkungen entsprechend der die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse gegenüber der Dämpfungskraft darstellenden Kurve ersichtlich sind;

Fig. 12 ein Kurvenbild, das die Stellung des Ventilkörpers des in Fig. 1 und 2 dargestellten repräsentativen Stoß dämpfers mit Bezug auf die Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse zeigt;

Fig. 13A, 13B und 13C Ansichten, aus denen die Dämpfwirkun gen entsprechend der die Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse gegenüber der Dämpfungskraft darstellenden Kurve in Verbindung mit der Einstellposition gemäß Fig. 12 hervorgehen;

Fig. 14A und 14B Flußdiagramme, die den Ablauf des in der beschriebenen Ausführungsform der erfindungsgemäßen Dämp fungskraft-Steuereinrichtung stattfindenden Rechenprozesses verdeutlichen; und

Fig. 15A bis 15E Ansichten, welche die Dämpfungsablauf serien mittels der Rechenprozesse (Dämpfungssteuerroutine) aus Fig. 14A und 14B aufzeigen.

EINZELBESCHREIBUNG DER BEVORZUGTEN AUSFÜHRUNGSFORM

Zum leichteren Verständnis der vorliegenden Erfindung wird nachfolgend auf die Zeichnungen Bezug genommen.

Vor der Beschreibung einer bevorzugten Ausführungsform der erfindungsgemäßen Vorrichtung zur Steuerung der Dämpfungs kraft eines KFZ-Stoßdämpfers sei zunächst als Vergleichs beispiel der Offenbarungsgehalt der am 24. Dez. 1993 einge reichten Japan-Patentanmeldung Nr. Heisei 5-328426 erläu tert.

Das in dieser Japanischen Patentanmeldung offenbarte Auf hängungssteuersystem weist einen Stoßdämpfer mit variabler Dämpfungskraft auf, der nachfolgend kurz beschrieben werden soll.

Zwischen einem im Innern eines jeden Stoßdämpfers und einem im Innern des Kolbens ausgebildeten Ventilkörper befinden sich mindestens je ein Fluidströmungskanal für die Ein- und die Ausfederungsphase, wobei die beiden Strömungskanäle mit tels eines Teller- oder Vorschaltventils automatisch geöff net und geschlossen werden. Wird durch Betätigen eines Stellglieds eine Drehung bzw. Bewegung dieses Ventilkörpers relativ zum Kolben bewirkt, so erfolgt eine entsprechende Veränderung des Öffnungsquerschnitts zwischen Kolben und Ventilkörper für jeden Fluidströmungskanal, der als ver stellbare Blende dient. Damit wird der Drosselzustand dieser variablen Blende (der durch den Fluidströmungswiderstand angezeigt ist und gleichzeitig einem Dämpfungskoeffizienten der über den Stoßdämpfer variabel zu steuernden Dämpfungs kraft entspricht) entsprechend einer Steuerung der Regelgröße für das Stellglied verändert dergestalt, daß die Dämpfungskraft entweder in der Ausfederungsphase, in welcher der Kolben nach oben fährt, oder in der Einfederungsphase mit nach unten fahrendem Kolben unabhängig und kontinuier lich variiert werden kann.

Man beachte, daß in diesem Vergleichsbeispiel die Dämp fungskraft in der Einfederungsphase bei in der Ausfederungs phase relativ harter Dämpfung (hoher Dämpfungskraft) niedrig ist (weiche Dämpfung), während sich in der Ausfederungsphase die niedrige Dämpfungskraft (weiche Dämpfung) einstellt, wenn die Dämpfungskraft in der Einfederungsphase relativ hoch (harte Dämpfwirkung) ist. Dies ist an sich allgemein genau so wie im Falle der in der Beschreibung des Standes der Technik erwähnten drei festen Positionen. Im vorliegen den Vergleichsbeispiel ist jedoch entweder in der Aus- oder der Einfederungsphase eine kontinuierliche Änderung der auf den hohen Wert eingestellten Dämpfungskraft möglich. Weiter wird als Stellglied speziell ein Schrittschaltmotor einge setzt. Als Regelgröße wie vorbeschrieben wird ein Drehwin kel des Schrittschaltmotors, d. h. die Anzahl der Schritte (genauer gesagt die Anzahl der Impulse eines dem Schritt schaltmotor beaufschlagten Steuersignals) benutzt. Anders ausgedrückt weist die Dämpfungskraft (= Dämpfungskoeffizi ent) zumindest auf ihrer Hochseite ein gleichförmiges Ver hältnis zu einem relativen Drehwinkel des Ventilkörpers mit linearem Verhältnis zum Drehwinkel des Schrittschaltmotors auf (Drehstellung des Ventilkörpers mit linearem Verhältnis zum Drehwinkel des Schrittschaltmotors).

In dem Aufhängungssteuersystem gemäß der vorerwähnten Japan-Patentanmeldung mit einem Stoßdämpfer, dessen Dämpfungs kraft kontinuierlich variierbar ist, wird die Vertikalge schwindigkeit einer gefederten Masse (Fahrzeugkarosserie) berechnet oder gemessen, um auf direktem Wege die Bedingun gen im Fahrzeugaufbau gemäß der Karnopp-Regel erfassen zu können, wird die Dämpfungskraft der Ausfederungsphase mit im positiven Bereich ansteigender Vertikalbewegung der gefeder ten Masse erhöht (der Fahrzeugaufbau geht über seine normale Höhenlage hinaus nach oben) und die Dämpfungskraft der Ein federungsphase bei im negativen Bereich abnehmender Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse größer (der Fahr zeugaufbau sinkt über seine normale Höhenlage hinaus ab).

Natürlich besteht die Möglichkeit einer genaueren Steuerung der Dämpfungskraft (besser gesagt der Dämpfungskraftkoeffi zienten in der Aus- und Einfederungsphase, d. h. der Öff nungsquerschnitte der variablen Blenden sowie der Anzeige der jeweiligen Position, in welche der Ventilkörper gedreht ist) des variablen Stoßdämpfers über die jeweilige Änderung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse. Da jedoch die Dämpfungskraft im Hinblick auf die von der Fahrbahn ein geleitete Hochfrequenzschwingung empfindlich erhöht wird, vermittelt im Falle dieses Vergleichsbeispiels der Stoß dämpfer dem Fahrzeuginsassen das unangenehme Gefühl, sich in einem federsteifen Fahrzeug zu befinden, und dürfte infolge häufiger Positionswechsel das Stellglied einem vorzeitigen Verschleiß unterworfen sein.

Zur Sicherstellung eines störungsfreien Fahrverhaltens wird die Dämpfungskraft in dem Bereich, in dem die Änderung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse langsam er folgt, auf den niedrigstmöglichen Wert eingestellt und für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse eine Tot zone eingerichtet, in der keine variable Steuerung der Dämp fungskraft stattfindet, so daß das vorbeschriebene unange nehme Gefühl sowie ein frühzeitiger Verschleiß des Stell glieds verhindert werden können.

Wird aber eine solche Totzone bei einer eingestellten nied rigen Dämpfungskraft eingerichtet, so wird die Zeitspanne, während der die Dämpfungskraft gering ist, länger als die Zeit, während welcher die Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse in die Totzone fällt, und dies im Sinne eines solchen zeitlichen Ablaufs, daß die Vertikalgeschwindigkeit einer gefederten Masse mit großer Schwingungsbreite so in Schwingung versetzt wird, daß ein wiederholter Übergang von der Aus- zur Einfederungsseite und umgekehrt erfolgt. Diese verlängerte Zeitspanne wirkt sich dahingehend aus, daß die in den Fahrzeugaufbau eingeleitete Schwingung nicht gedämpft und konvergiert wird, sondern vielmehr im Fahrzeugaufbau verbleibt und dem Fahrzeuginsassen das weitere unangenehme Gefühl vermittelt, er sitze in einem schwankenden und zu weich abgefederten Fahrzeug (Gefühl des Schwimmens).

Zur Lösung nur des vorbeschriebenen Problems beispielsweise mit Hilfe vorher auf niedrige Werte eingestellter und die Totzone bildender oberer und unterer Schwellenwerte kann die Dämpfungskraft entweder der Aus- oder der Einfederungsphase selbst bei Einleitung kleinster Karosserieschwingungen auf den größtmöglichen Wert eingestellt und der Zunahmefaktor des gesamten Aufhängungssteuersystems vergrößert werden. Wird jedoch dieser Zunahmefaktor unabhängig von der Stärke der Karosserieschwingungen gleichförmig erhöht, so wird an dererseits die vom Stoßdämpfer abgegebene Dämpfungskraft zu groß für das Auftreten einer hochfrequenten Eingangsschwin gung von geringer Schwingungsbreite, so daß dem Fahrzeug insassen das weitere unangenehme Gefühl vermittelt wird, er säße in einem zu stark gefederten (starren) und auf einer unebenen Fahrbahn sich bewegenden Fahrzeug, und dies beson ders dann, wenn das Fahrzeug mit mittleren bis hoher Ge schwindigkeit fährt.

Somit ist das vorbeschriebene Problem durch die vorliegende Erfindung gelöst.

Fig. 1 zeigt die generelle konstruktive Gestaltung einer Vorrichtung zur Steuerung einer in einer bevorzugten erfin dungsgemäßen Ausführungsform eines KFZ-Stoßdämpfers er zeugten Dämpfungskraft.

In Fig. 1 bezeichnen die Bezugsziffern 1FL das vordere lin ke, 1FR das vordere rechte, 1RL das hintere linke und 1RR das hintere rechte Straßenrad. Die Fahrzeugkarosserie trägt die Bezugsziffer 2. Jeder der Stoßdämpfer mit variabler Dämpfungskraft 3FL bis 3RR ist zwischen jedem der entspre chenden Straßenräder 1FL bis 1RR und der Karosserie 2 ange ordnet. Jeder Schrittschaltmotor 41FL bis 41RR zur Änderung der von den einzelnen Stoßdämpfern 3FL bis 3RR ausgeübten Dämpfungskraft wird wie an anderer Stelle beschrieben über ein von einem Steuergerät 4 erzeugtes und ausgebenes Signal gesteuert.

Die Fig. 2, 3, 4A, 4B, 5a; 5B, 6A und 6B zeigen den kon struktiven Aufbau einer repräsentativen Ausführungsform ei nes der Stoßdämpfer 3FL bis 3RR mit variabler Dämpfungs kraft.

Wie typischerweise aus Fig. 2 ersichtlich, ist jeder Stoß dämpfer 3FL bis 3RR mit variabler Dämpfungskraft in Form eines gasgefüllten Federbein-Doppelrohrdämpfers vorgesehen mit von einer äußeren Wandung 5 und einer inneren Wandung 6 gebildeten zylindrischen Rohren 7, wobei die innere Wandung 6 mit einer Kolbenanordnung 8 zusammenwirkend obere und untere Druckkammern 9U und 9L bildet und die Kolbenanordnung 8 in gleitendem Kontakt mit der inneren Wandung 6 steht.

Wie besonders aus Fig. 3 bis 6B ersichtlich, umfaßt die Kolbenanordnung 8 einen zylindrischen unteren Kolbenkörper 11, dessen äußere Umfangsfläche ein in gleitendem Kontakt mit der inneren Wandung 6 stehendes und auf seiner inneren Umfangsfläche mit einer zentralen Öffnung 10 versehenes aufgepreßtes Dichtelement 9 aufweist, und einen oberen Kolben körper 12, der im Bereich der mittleren Öffnung 10 in den unteren Kolbenkörper 11 eingepaßt ist.

Weiter weist der obere Kolbenkörper 11 auf einen senkrecht durch den unteren Kolbenkörper 11 verlaufenden Arbeitsfluid- Strömungskanal 13 für die Ausfederungsphase; einen Arbeits fluid-Strömungskanal 14 für die Einfederungsphase in Form einer Öffnung 14a, deren Durchmesser größer ist als der des Arbeitsfluid-Strömungskanals 13 der Ausfederungsphase und die von einer oberen Fläche ausgehend sich zum untersten En de des Dichtelements 9 erstreckt, und eine weitere Öffnung 14b mit Verlauf von der äußeren Umfangsfläche des zylindri schen Körpers 11 zum unteren Ende des Öffnungsbereichs 14a; kreisförmige umlaufende Nuten 15U und 15L an den oberen und unteren Öffnungsenden der zentralen Öffnung 10; eine Längs nut 16 auf dem unteren Ende des unteren Kolbenkörpers 11, die mit der kreisförmigen umlaufenden Nut 15U und dem Hy draulikfluidkanal 13 in Verbindung steht; sowie eine weitere Längsnut 17 am unteren Ende des unteren Kolbenkörpers 11, die mit der kreisförmigen umlaufenden Nut 15L verbunden ist.

Ein Tellerventil 18 für die Ausfederungsphase dient (und wird benutzt) zum Verschließen der Unterseite des Arbeits fluid-Strömungskanals 13 der Ausfederungsphase sowie der Längsnut 17, und ein Tellerventil 19 für die Einfederungs phase zum Verschließen des oberen Endes des Arbeitsfluid- Strömungskanals 14.

Weiterhin weist der obere Kolbenkörper 12 auf einen in die zentrale Öffnung 10 des unteren Kolbenkörpers 11 eingesetz ten Achsabschnitt 21 geringeren Durchmessers sowie einen dickeren Achsabschnitt 22, dessen Durchmesser kleiner ist als der Innendurchmesser der inneren Wandung 6 und der ein teilig ausgebildet ist mit dem oberen Ende des dünneren Achsabschnitts 21. Eine Durchgangsöffnung 23 in der Mitte dieser Achsabschnitte 21 und 22 wird gebildet durch einen von der unteren Endfläche des dünneren Achsabschnitts 21 zu einem Mittelbereich des dickeren Achsabschnitts 22 verlau fenden Öffnungsbereich 23a; einen kleineren Öffnungsbereich 23b in Verbindung mit dem oberen Ende des Öffnungsbereichs 23a, dessen Durchmesser kleiner ist als der der Öffnung 23a; und einen Öffnungsbereich 23b, der mit dem oberen Ende des Öffnungsbereichs 23a in Verbindung steht und dessen Durch messer größer ist als der des Öffnungsbereichs 23a. Durch gangslochpaare 24a, 24b und 25a, 25b verlaufen an den Stel len, die den den dünneren Achsabschnitt 21 bildenden kreis förmigen Nuten 15U und 15L gegenüberliegen, in radialer Richtung durch die innere Umfangsfläche. Eine mit dem oberen Ende der Öffnung 23a des dickeren Achsabschnitts 22 in Ver bindung stehende kreisbogenförmige Nut 26 befindet sich auf der Oberseite des Öffnungsbereichs 23a. Zusammen mit der kreisbogenförmigen Nut 26 auf der Oberseite der Öffnung 23a des mit dieser in Verbindung stehenden Achsabschnitts 22 wird ein L-förmiger Arbeitsfluid-Strömungskanal 27 für die Einfederungsphase gebildet, der mit der Unterseite der kreisbogenförmigen Nut 26 verbunden ist. Ein Öffnungsbereich an der Unterseite des Arbeitsfluid-Strömungskanals 27 der Einfederungsphase wird mittels des Tellerventils 28 ge schlossen.

Eine Mutter 29 ist auf das untere Ende des Achsabschnitts 21 kleineren Durchmessers aufgeschraubt, der vom unteren Kol benkörper 11 aus nach unten vorsteht, wobei dieser dünnere Achsabschnitt 21 in die zentrale Öffnung 10 des unteren Kol benkörpers 11 eingelassen ist, so daß der untere und der obere Kolbenkörper 11, 12 zur Kolbenanordnung 8 zusammenge schaltet sind.

Ein Ventilkörper 31 von zylindrischer Form ist drehbar in der Öffnung 23a des oberen Kolbenkörpers 12 angeordnet, wo bei ein oberer Endbereich dieses Ventilkörpers 31 einen variablen Drosselabschnitt bildet und verschlossen ist. Der Ventilkörper 31 ist an einem der kreisbogenförmigen Nut 26 des dickeren Achsabschnitts 22 auf dem oberen Kolbenkörper 12 gegenüberliegenden Punkt mit einer Durchgangsöffnung 32 versehen, die wie aus Fig. 3 ersichtlich an die innere Um fangsfläche der Nut 26 heranreicht. Gemäß der Darstellung in den Fig. 4A bis 6B ist eine Verbindungsnut 33 in der äußeren Umfangsfläche des Ventilkörpers 31 ausgebildet, die verbunden ist mit dem einen Paar Durchgangslöcher 24a und 24b, die ihrerseits mit dem anderen Paar Durchgangsöffnun gen 25a und 25b des Achsabschnitt 21 geringeren Durchmessers des oberen Kolbenkörpers 12 in Verbindung stehen.

Wie aus Fig. 5A und 5B ersichtlich, ist ein in axialer Richtung zwischen den Durchgangsöffnungen 25a und 25b des dünneren Achsabschnitts 21 des oberen Kolbenkörpers 12 ver laufendes Schlitzloch 34 vorgesehen.

Das lagemäßige Verhältnis zwischen der Durchgangsöffnung 32, der Verbindungsnut 33 und dem Schlitzloch 34 ist so ge wählt, daß die Dämpfungskraftcharakteristik des jeweiligen Stoßdämpfers 3FR bis 3RR mit Bezug auf einen Drehwinkel des Ventilkörpers 31 gemäß Fig. 7, nämlich der Schrittwinkel (Drehwinkel) des Schrittschaltmotors 41FL bis 41RR, erreicht wird.

Im Einzelnen ist festzustellen, daß beispielsweise bei ei ner Drehung des Ventilkörpers 31 in die Position A in Fig. 7, welche einen maximalen Drehwinkel im Uhrzeigersinne des Ventilkörpers 31 ergibt, nur die Durchgangsöffnung 32 wie aus Fig. 3 ersichtlich mit der kreisbogenförmigen Nut 26 in Verbindung steht. Damit werden für eine Einfederungsbewe gung, bei welcher die Kolbenanordnung 8 nach unten fährt, die in Fig. 3 gestrichelt dargestellten zwei Arbeitsfluid kanäle C1 und C2 gebildet, wobei der eine Arbeitsfluidkanal C1 von der unteren Druckkammer 9L über den Arbeitsfluidka nal 14 der Einfederungsphase (14a und 14b) und über eine durch das offene Ende dieses Kanals 14 gebildete Blende sowie das Tellerventil 19 der Einfederungsphase zur oberen Druckkammer 9U, und der andere Arbeitsfluidkanal C2 von der unteren Druckkammer 9L über eine innere Umfangsfläche des Ventilkörpers 31, die Durchgangsöffnung 32, die kreisbogen förmige Nut 26 und den Arbeitsfluidkanal 27 der Einfede rungsphase sowie über eine durch das offene Ende dieses Kanals 27 und das Tellerventil 28 der Einfederungsphase verlaufen.

Andererseits wird für eine Ausfederungsbewegung der (gemäß Fig. 3) nach oben fahrenden Kolbenanordnung 8 nur ein in Fig. 3 gestrichelt dargestellter Arbeitsfluidkanal T1 für die Ausfederungsphase gebildet, der von der oberen Druck kammer 9U über die Längsnut 16 sowie den Strömungskanal 13 der Ausfederungsphase über eine durch das offene Ende des Strömungskanals 18 der Ausfederungsphase gebildete Blende zur unteren Druckkammer verläuft. Damit wird für die Ausfe derungsphase eine relativ hohe Dämpfungskraft freigegeben, die mit zunehmender Geschwindigkeit der Kolbenanordnung eine abrupte Erhöhung erfährt, und für die Einfederungsphase eine relativ niedrige Dämpfungskraft, die mit zunehmender Ar beitsgeschwindigkeit der Kolbenanordnung 8 nur geringfügig erhöht wird.

Wird der Ventilkörper 31 im Uhrzeigersinne aus der Position A in Fig. 7 gedreht, so gelangt seine Verbindungsnut 33 in Verbindung mit den Durchgangsöffnungen 24a und 25a des Achs abschnitts 21 geringeren Durchmessers dergestalt, daß die Öffnungsquerschnitte dieser Verbindungsnut 33 zu den Durch gangsöffnungen 24a und 25a allmählich größer werden. Damit wird für die Ausfederungsbewegung des Kolbens 8 wie aus der Fig. 4A ersichtlich ein neuer Arbeitsfluidkanal T2 gebil det, der parallel zum vorbeschriebenen Arbeitsfluidkanal T1 sowie von der Längsnut 16 über die kreisförmige umlaufende Nut 16, die kreisförmige umlaufende Nut 15U, die Durchgangs öffnung 24a, die Verbindungsnut 33, die Durchgangsöffnung 24b, die kreisförmige umlaufenden Nut 15L und die Längsnut 17 über das Tellerventil 18 der Einfederungsphase zur unte ren Druckkammer 9L verläuft. Damit nimmt wie aus Fig. 7 er sichtlich bei größer werdenden Öffnungsquerschnitten zwi schen der Verbindungsnut 33 und den Durchgangsöffnungen 24a und 24b des dünneren Achsabschnitts 21 der Maximalwert der Dämpfungskraft allmählich ab. Für die Ausfederungsbewegung der Kolbenanordnung 8 wird ein Zustand minimaler Dämpfungs kraft vorgehalten, um die Arbeitsfluidkanäle C1 und C2 wie aus Fig. 4B ersichtlich erhalten zu können. Aus den Fig. 4A und 4B ergibt sich, daß wie an anderer Stelle noch zu beschreiben die vorerwähnte Position eine Position A′ zwischen den Positionen A und B ist.

Wird weiterhin der Ventilkörper 31 entgegen dem Uhrzeiger sinne bis in die Nähe einer Position B in Fig. 7 gedreht, so gelangen die Durchgangsöffnungen 24b und 25b des Ventil körpers 31 über das Schlitzloch 34 miteinander in Verbin dung. Damit wird wie aus Fig. 5B ersichtlich für die Ausfe derungsbewegung der Arbeitsfluidkanal T3 gebildet, der pa rallel zu den Strömungskanälen T1 und T2 verläuft und von der Längsnut 16 über die kreisförmige umlaufende Nut 15U, die Durchgangsöffnung 24b, das Schlitzloch 34 und die Öff nung 23a zur unteren Druckkammer 9L hin verläuft. Da sich die Dämpfungskraft für die Ausfederungsphase im Minimal zu stand befindet, werden für die Ausfederungsbewegung des Kol bens 8 zusätzlich zu den vorbeschriebenen Strömungskanälen C1 und C2 neue Arbeitsfluid-Strömungskanäle C3 und C4 gebil det, wobei der Kanal C3 von der Öffnung 23a ausgehend über das Schlitzloch 34, die Durchgangsöffnung 25a und die kreis förmige umlaufende Nut 15U und der Kanal C4 ausgehend von der Öffnung 23a über das Schlitzloch 34, die Durchgangsöff nung 25b, die kreisförmige umlaufende Nut 15L, die Durch gangsöffnung 24b, die Verbindungsnut 33, die Durchgangsöff nung 24a und die kreisförmige umlaufende Nut 15U sich bis zur Längsnut 16 erstreckt.

Wie aus Fig. 7 ersichtlich, herrscht der Zustand minimaler Dämpfungskraft vor.

Bei weiterer Drehung des Ventilkörpers aus der Position B gemäß Fig. 7 entgegen dem Uhrzeigersinne werden die Öff nungsquerschnitte zwischen dem Schlitzloch 34 und den beiden Durchgangsöffnungen 245a, 24b verkleinert dergestalt, daß bei Erreichen des Drehwinkels θ_B2 der Kanal zwischen den Durchgangslöchern 24b und 25b und dem Schlitzloch 34 wie aus Fig. 6B ersichtlich unterbrochen, der Öffnungsquerschnitt zwischen der Durchgangsöffnung 32 und der kreisbogenförmigen Nut 26 aber allmählich verkleinert wird, wenn der Drehwinkel des Ventilkörpers 31 in den Bereich zwischen θ_B2 und dem größten Drehwinkel θ_B entgegen dem Uhrzeigersinne fällt, und die Arbeitsfluid-Strömungskanäle T1 und T2 zusammen für die Ausfederungsbewegung des Kolbens 8 hergestellt und vorhanden sind, so daß der Zustand minimaler Dämpfungskraftbeauf schlagung vorherrscht. Demgegenüber wird für die Einfede rungsbewegung der Kolbenanordnung 8 der Öffnungsquerschnitt zwischen der Durchgangsöffnung 32 und der kreisbogenförmigen Nut 26 allmählich verringert und damit die Dämpfungskraft allmählich erhöht. Erreicht der Ventilkörper 31 bei seiner Drehung die Position C gemäß Fig. 7, so wird der Kanal zwischen der Durchgangsöffnung 32 und der kreisbogenförmigen Nut 26 unterbrochen. Für die Einfederungsbewegung der Kol benanordnung 8 steht als Durchlaß von der unteren Druckkam mer 9L zur oberen Druckkammer 9U nur der Strömungskanal C1 zur Verfügung, so daß der Stoßdämpfer die für die Einfede rungsphase erforderliche hohe Dämpfungskraft liefert.

Da die erwähnten Dämpfungskräfte über die jeweiligen Öff nungsquerschnitte der Blenden- oder Öffnungsbereiche zwi schen dem Ventilkörper 31 und dem Kolben 8 eingestellt wer den, erzeugt der Drehwinkel des die jeweilige Drehbewegung des Ventilkörpers 31 relativ zur Kolbenanordnung 8 bewirken den Schrittschaltmotors einen Widerstand für den Fluidstrom, dessen Größe vom Drosselgrad der jeweiligen Blenden abhän gig ist, d. h. einer Regelgröße für den selektiv einzustel lenden Dämpfungskoeffizienten, wobei jede Dämpfungskraft ausgedrückt wird als Dämpfungskraftkoeffizient multipliziert mit der Kolbengeschwindigkeit.

Es sei angenommen, daß der Drehwinkel des Schrittschaltmo tors einer Position P entspricht. Die Position P, welche die maximale Dämpfungskraft für die Ausfederungsphase liefert, ist die maximale Position P_TMAX der Ausfederungsphase und diejenige Position P, welche die maximale Dämpfungskraft für die Einfederungsphase bereitstellt, die maximale Position P_CMAX für die Einfederungsphase. Der Einfachheit halber jedoch sei angenommen, daß die Position P, welche einem Zwischen wert in einem Einstellbereich bei schwacher Dämpfungskraft entspricht, in dem die Dämpfungskräfte sowohl für die Aus als auch die Einfederungsphase auf einen niedrigen Wert ein gestellt sind, gleich "0" ist. Die Positionsänderung in Richtung auf eine höhere Dämpfungskraft für die Ausfede rungsphase sei als positiv und die in Richtung auf eine hö here Dämpfungskraft für die Einfederungsphase als negativ angenommen. In diesem Falle wird die maximale Position P_TMAX für die Ausfederungsphase einfach als P_MAX mit dem Plus-Zei chen und die maximale Position P_CMAX für die Einfederungsphase einfach als P_MAX mit dem Minus-Zeichen ausgedrückt. Man beach te jedoch, daß die Absolutwerte |P_MAX| der entsprechenden maximalen Positionen (P_TMAX und P_CMAX) nicht immer gleich sind. Der Bereich vom negativen Schwellenwert P_T1 bis zum negati ven Schwellenwert P_C1 über die Position "0" eines vollen Dämpfungskraft-Steuerbereichs vom Negativwert der maximalen Position für die Einfederungsphase (-P_MAX) bis zum Positivwert der maximalen Position für die Ausfederungsphase (+P_MAX) steht für die niedrige Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F_T0 sowie die niedrige Dämpfungskraft der Einfederungsphase D/F_C0 und bildet den weichen Bereich, in dem über die an anderer Stelle noch zu beschreibenden arithmetisch-logischen Prozeßabläufe des Steuergeräts 4 ein störungsfreies Fahrver halten des Fahrzeugs bei niedriger Geschwindigkeit erreicht wird, wobei dieser weiche Bereich einfach als S-S-Bereich bezeichnet wird. Ein Bereich mit positiv großer Position P, nämlich ein Bereich, in dem die Position P vom positiven Schwellenwert P_T1 bis zur positiven maximalen Position P_MAX der Ausfederungsphase reicht, ergibt einen Steuerbereich der Ausfederungsphase, in dem die Dämpfungskraft für die Ausfe derung höher (größer) eingestellt ist (nachfolgend einfach H-S-Bereich genannt).

Ein bei einem negativen Schwellenwert P_C1 des S-S-Bereichs beginnender und bis zur negativen maximalen Position der Einfederungsphase (-P_MAX) gehender Bereich mit großer nega tiver Position P ergibt einen Steuerbereich der Einfede rungsphase, in dem die Dämpfungskraft für die Einfederung höher (größer) eingestellt ist (nachfolgend einfach S-H- Bereich genannt). Damit wird der positive Schwellenwert P_T1 dargestellt durch den positiven niedrigen Dämpfungs kraft-Schwellenwert und der negative Schwellenwert P_C1 durch den negativen niedrigen Dämpfungskraft-Schwellenwert.

Andererseits ist eine zylindrische Kolbenstange 35 in die Öffnung 23c des oberen Kolbenkörpers 12 eingesetzt, wobei wie aus Fig. 2 ersichtlich das obere Ende derselben von den zylindrischen Rohren 7 nach oben geführt und in einer Konso le 37 befestigt ist, die ihrerseits mittels Mutter 39 und Gummibuchsen 38U und 38L an einem Karosserieglied (gefeder ten Massenelement) 36 angebracht ist. Eine Drehachse 41a des jeweiligen Schrittschaltmotors 41FL bis 41RR verläuft nach unten und ist am oberen Ende der Kolbenstange 35 befestigt, so daß wie an anderer Stelle noch zu beschreiben die Dreh achse 41a und der Ventilkörper 31 über eine lose in diesen Körper 31 und den Kolben 8 eingesteckte Verbindungsstange 42 gekoppelt sind. Die Bezugsziffer 43 bezeichnet einen Stoß fänger aus Gummi. Das untere Ende des zylindrischen Rohrs ist mit einem (nicht dargestellten) Straßenradglied (unge federten Massenelement) verbunden.

Wie nunmehr aus Fig. 8 ersichtlich, ist das Steuergerät 4 mit vier Sensoren 51FL, 51FR, 51RL und 51RR zur Erfassung der Vertikalbeschleunigung (G) der gefederten Masse verbun den, die in den entsprechenden Straßenrad-Einbaustellen der Karosserie angeordnet sind, wobei jeder Vertikalbeschleuni gungssensor die jeweilige Vertikalbeschleunigung erfaßt und entsprechende (indikative) analoge Spannungswerte X_2FL bis X_2RR erzeugt und ausgibt. Die Analogwerte der ausgegebenen indi kativen Signale für die Vertikalbeschleunigung der gefeder ten Masse sind positiv, wenn der Fahrzeugaufbau nach oben und negativ, wenn die Karosserie nach unten geht. Die Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR sind an die Ausgangsseite des Steuergeräts 4 so angeschaltet, daß die Dämpfungskräfte der jeweiligen variablen Stoßdämpfer 3FL bis 3RR (genauer gesagt die Dämpfungskraftkoeffizienten) gesteuert werden.

Das Steuergerät 4 weist auf einen Mikrocomputer 56, der ver sehen ist mit einer Eingangs-Schnittstellenschaltung 56a; einer Ausgangs-Schnittstellenschaltung 56b; einem arithme tisch-logischen Rechenwerk 56c (bzw. einer CPU = Zentralein heit oder einem Mikroprozessor, nachfolgend CPU genannt); einer Speichereinheit 56d; vier A/D-Wandlern (Analog-Digi tal-Umsetzern) 57FL bis 57RR, welche die Vertikalbeschleu nigungswerte der gefederten Masse X_2FL bis X_2RR aus den Senso ren zur Erfassung der Vertikalbeschleunigung der gefederten Masse 51FL bis 51RR in Digitalwerte umsetzen, so daß digi tale Ausgangswerte in die Eingangs-Schnittstellenschaltung 56a gegeben werden; und Motorantriebsschaltungen 59RL bis 59RR zum Antrieb der jeweiligen Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR, welche Schrittsteuersignale von der Ausgangs-Schnitt stellenschaltung 56b für die entsprechenden Schrittschalt motore 41FL bis 41RR empfangen und die umgesetzten Schritt impulse an die jeweiligen Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR ausgeben. Man beachte, daß jede der Motorantriebsschaltun gen 59FR bis 59RR die Drehung des Ventilkörpers 31 des je weiligen mechanisch angeschlossenen Stoßdämpfers 41FR bis 41RR bewirkt.

Die CPU 56c des Mikrocomputers 56 integriert die entspre chenden erfaßten Eingangs-Karosserie-Vertikalbeschleuni gungswerte X_2FL bis X_2RR über eine vorgegebene Reihe von Bear beitungsgängen zur Berechnung dieser Größen (nachfolgend bezeichnet als Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse). Anschließend errechnet die CPU 56c einen Ziel-Dreh winkel für jeden der Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR, der den Dämpfungskraftkoeffizienten des jeweiligen Stoßdämpfers 3FL bis 3RR, d. h. die Ziel-Position P_n des Ventilkörpers 31, bestimmt zwecks Beistellung der Dämpfungskräfte D/F entspre chend den jeweiligen Vertikalgeschwindigkeiten X_2FL′ bis X_2RR′ der gefederten Masse, bei denen es sich um die entsprechen den Vertikalgeschwindigkeiten X_2FL′ bis X_2RR′ unter Ausschluß eines Totzonenbereichs zwischen den nahe den Nullwerten der entsprechenden Vertikalgeschwindigkeiten X_2FL′ bis X_2RR′ der gefederten Masse eingestellten Totzonen-Schwellenwerten (-X₂_i0′) bis X_2i0 (i = FL, FR, RL oder RR) handelt.

Ist dagegen jede der entsprechenden Vertikalgeschwindigkei ten X_2FL′ bis X_2RR′ gleich oder größer als ein auf die Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse bezogener vorgegebe ner positiver oberer Grenzschwellenwert bzw. gleich oder ne gativ kleiner als ein vorgegebener negativer unterer Grenz schwellenwert (-X_2i _1′) so setzt die CPU 56c die entsprechen den Totzonen-Schwellenwerte (-X_2i _0′) und X_2in′ auf Größen, die um einen vorgegebenen Betrag (hier |±X_2RR′|) als Absolutwerte kleiner sind, wobei jede der Vertikalgeschwindigkeiten X_2FL′ bis X_2RR′ der gefederten Masse einen Nullpunkt einige Male, d. h. entsprechend jeweils vorgegebenen Zählwerten CNT₀, über quert (und positiv oder negativ wird). Die CPU 56c errechnet die Zielposition P_D des Ventilkörpers 31 eines jeden Stoß dämpfers 3FL bis 3RR auf der Grundlage einer jeden der Ver tikalgeschwindigkeiten X_2FL′ bis X_2RR′ der gefederten Masse mit Ausnahme der durch die Einstellung der vorerwähnten Absolut werte der beiden oberen und unteren Schwellenwerte eingeeng ten Totzone und errechnet einen Differenzwert zwischen jeder der Zielpositionen P_D und den aktuellen Positionen P_A und gibt somit die Schritt-Regelgröße entsprechend dem jeweili gen Differenzwert an die betreffende Motorantriebsschaltung 59FL bis 59RR. Die Drehwinkel der Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR, d. h. die Dämpfungskräfte (= Dämpfungskoeffizien ten) der jeweiligen Stoßdämpfer 3FL bis 3RR werden rückfüh rungslos gesteuert.

Die Speichereinheit 56d dient der Vorabspeicherung der für den arithmetisch-logischen Prozeß des Rechenwerks 56c er forderlichen Programme sowie der sequentiellen Speicherung der in den jeweiligen Abläufen erforderlichen Daten und an gefallenen Rechenergebnisse.

Man beachte, daß die Speichereinheit 56d im allgemeinen ei nen Direktzugriffspeicher (RAM) und einen Nur-Lese-Speicher (ROM) aufweist.

Es folgt eine Beschreibung des grundsätzlichen Funktionsab laufs bei der Steuerung der Dämpfungskraft der variablen Stoßdämpfer 3FL bis 3RR in einer Ausführungsform der vor liegenden Erfindung.

Zunächst ergibt sich beim Einsatz variabler Stoßdämpfer mit den Dämpfungskraftcharakteristiken gemäß Fig. 9 die ent sprechende Zunahmekurve der aktuellen Ausgangsschwingungen des Fahrzeugaufbaus gegenüber den auf die Karosserie wirken den Eingangsschwingungen. Man beachte, daß eine Querachse die Eingangs-Schwingungsfrequenz (Hz), d. h. eine Frequenz der repräsentativen Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, bezeichnet.

Von den in die Fahrzeugkarosserie gehenden Eingangsschwin gungen sollen relativ schnelle und starke Karosserieschwin gungen, d. h. nach oben und unten gerichtete Schwingungen der gefederten Masse im Mittel- und Hochfrequenzbandbereich, aktiv gedämpft werden, da diese zu einem gestörten Fahrver halten führen. Da andererseits relativ langsame und schwache Schwingungen des Fahrzeugaufbaus, d. h. Schwingungen der Ka rosserie im Niedrigfrequenzbandbereich, dem Fahrzeuginsassen ein Schweregefühl vermitteln, als säße er in einem schwer fälligen Fahrzeug, sollte erwogen werden, solche Karosserie- Schwingungen soweit abzudämpfen, daß Instabilitäten oder Schwankungen nicht auftreten.

Im Rahmen des vorbeschriebenen Dämpfungsprinzips sei eine Schwingung angenommen, die über die Fahrbahn in den Fahr zeugaufbau eingetragen wird, d. h. die Vertikalschwingung der ungefederten Masse. Diese Vertikalschwingung der ungefeder ten Masse im Mittel- bzw. Hochfrequenzbandbereich bewirkt eine Reduzierung des Dämpfungskraftkoeffizienten in dem jeweiligen Stoßdämpfer 3FL bis 3RR, während andererseits bei der Vertikalschwingung der ungefederten Masse im Nieder frequenzbandbereich ein Gefälle bei niedriger Vertikalge schwindigkeit der ungefederten Masse zu beobachten ist, so daß der Dämpfungskoeffizient des Stoßdämpfers eine Erhö hung erfährt, was bedeutet, daß die Dämpfungskraft aus der Zunahme sowohl der Vertikalgeschwindigkeit als auch des Dämpfungskoeffizienten resultiert. Damit ist eine gesicherte Abdämpfung der Vertikalschwingungen der gefederten Masse, die über die Fahrbahndecke eingetragen werden, wünschens wert. In einem Karosserie-Eingangs-/Ausgangsschwingungssy stem mit einem zwischengeschaltetem Steuersystem, das mit Stoßdämpfern mit variabler Dämpfungskraft zusammenwirkt, wird im Niederfrequenzband für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse eine Resonanzfrequenz der Karosserie (gefederten Masse) eingestellt und die jeweilige Zunahme dieser Resonanzfrequenz von dem durch die gestrichelte Linie in Fig. 9 dargestellten Zustand soweit reduziert, bis sich der Zustand entsprechend der durchgezogenen Linie dieser Figur ergibt. Damit wird die Zunahme der Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse im Mittel- bzw. Hochfrequenz bandbereich, die aktiv abzudämpfen ist, weiter in negativer Richtung reduziert (erhöhter Absolutwert), so daß der Fahr komfort verbessert und das durch die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse im Niederfrequenzbandbereich bedingte Schweregefühl durch Änderung der instabilen in eine stabile Schwingung ausgeschaltet wird. Um dies mit der von jedem der Stoßdämpfer 3FL bis 3RR ausgeübten Dämpfungskraft, d. h. der Charakteristik der jeweiligen Dämpfungskraftkoeffizienten, erreichen zu können, ist ein hinsichtlich der Eingangs schwingung der ungefederten Masse im Niederfrequenzband bereich wie vorbeschrieben ausreichend großer (hoher) Dämp fungskraftkoeffizient einzustellen und ist es weiterhin wichtig, daß ein im Hinblick auf die Eingangsschwingung der ungefederten Masse im Mittel- bzw. Hochfrequenzbandbereich ausreichend kleiner (niedriger) Dämpfungskraftkoeffizient eingestellt werden kann.

Kurz gesagt werden die Vorbedingungen für die vorbeschriebe ne Karnopp-Regel in einem so beschaffenen Karosserie-Ein gangs-/Ausgangsschwingungs- bzw. dessen Steuersystem dadurch geschaffen, daß die Zielposition P_D beispielsweise mit einer Proportional konstanten K bezüglich der Karosserie-Eingangs schwingung, d. h. der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ (i = FL, FR, RL oder RR), gemäß der gestrichelten Linie in Fig. 10 linear eingestellt. In dem Falle jedoch, da eine geringe Eingangsschwingung bei Fortbewegung des Fahrzeugs auf einer günstig ebenen Fahrbahn, d. h. unter sol chen Fahrbedingungen auftritt, bei denen eine variable Steu erung der in jedem Stoßdämpfer erzeugten Dämpfungskraft nicht erforderlich ist, ergibt sich eine Energieverschwen dung insofern, als selbst dann jeder Schrittschaltmotor ge dreht bzw. die Halteposition des Ventilkörpers verändert wird, wenn eine schwache Eingangsschwingung keine wesentli che Veränderung der Dämpfungskraft innerhalb des weichen Be reichs (S-S-Bereich) mit sich bringt. Darüberhinaus ergeben sich durch die Umdrehungen der Schrittschaltmotore bedingt Geräuschprobleme.

Unter diesem Aspekt wird die Totzone für die Eingangsschwin gung, d. h. die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′, eingestellt, wobei die Totzone definiert ist als ein Be reich, der vom positiven Totzonen-Schwellenwert X_2i0′ bis zum negativen Totzonen-Schwellenwert (-X₂_i0′) geht. Fällt die Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ in den Totzo nenbereich, so wird die Zielposition P_D auf "0" gesetzt, da gegen im anderen Falle mit der Proportional konstanten K zu sammen mit der Zunahme der Vertikalgeschwindigkeit der ge federten Masse X_2i′ linear vergrößert.

Es gilt als vorausgesetzt, daß die das Verhältnis der Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse zur Zielposition ausweisende Kurve gemäß Fig. 10 in Form einer Steuerkarte vorgesehen ist.

In diesem Zusammenhang sei angenommen, daß es sich bei der der Zielposition P_D entsprechenden Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ um die maximale Vertikalgeschwin digkeit der Ausfederungsphase X_2iMAX′ handelt. Fällt diese also in den Bereich gleich oder größer als die maximale Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse P_2iMAX der Ausfede rungsphase, so ist die Zielposition P_D auf die Maximal-Posi tion der Ausfederungsphase P_MAX fixiert. Ergibt andererseits die Zielposition P_D die maximale Position der Einfederungs phase (-P_MAX), so gilt die der Zielposition P_D entsprechende Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ als maximale Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse der Einfederungsphase (-X_2i _MAX) Hier ist die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ auf die maximale Position der Einfederungsphase (-P_MAX) fixiert, wenn die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ in einen Bereich fällt, der gleich ist oder negativ kleiner (größerer Absolutwert).

Weiter sei angenommen, daß die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ ein positiver Vertikalgeschwindigkeits- Schwellenwert X_2i′ für schwache Dämpfung ist, wenn die Ziel position P_D den positiven schwach dämpfenden Schwellenwert P_T1 ergibt, und ein negativer Vertikalgeschwindigkeits-Schwel lenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung, wenn die Zielposition P_D den negativen schwach dämpfenden Schwellenwert P_C1 ergibt.

Wie vorbeschrieben, wird der Gradient K der Zielposition P_D im Kurvenbild bezüglich der Vertikalgeschwindigkeit der ge federten Masse X_2i′ im Bereich vom positiven Totzonen-Schwel lenwert X_2i _0′ bis zur maximalen Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ _MAX für die Ausfederungsphase durch die nachstehende Gleichung (1) ausgewiesen, wobei die Zielposition P_D in diesem Falle in der folgenden Gleichung (2) unter Heranziehung der Proportional-Konstanten α₂ für die Zielposition der Ausfede rungsphase ausgedrückt wird:

K = P_MAX/(X₂_i′MAX - X_2i0′) (1)

P_D = α₂·P_MAX = {(X_2i′ - X_2i _0′)/(X_2i′MAX - X_2i0′)} · P_MAX (2)

Andererseits wird der Gradient K der Zielposition P_D im Kur venbild bezüglich der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ im Bereich vom negativen Totzonen-Schwellenwert (-X_2i _0′) bis zur maximalen Vertikalgeschwindigkeit (-X₂_i′MAX) für die Einfederungsphase durch die nachstehende Gleichung (3) ausgewiesen, wobei die Zielposition P_D in diesem Falle in der folgenden Gleichung (4) unter Heranziehung der Propor tional-Konstanten (des Koeffizienten) α₁ für die Zielposition der Einfederungsphase ausgedrückt wird:

K = (-P_MAX)/{(-X_2i′MAX - (X_2i _0′)} (3)

P_D = α₁ · (-P_MAX) = [{(X_2i′ - (-X_2i0′)}/{-X_2iMAX - (-X_2i0′)}] · (-P_MAX) (4)

Bei linearer Einstellung der Position P für die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ ohne die Totzone wie vorbeschrieben ergibt sich die Dämpfungskraftcharakteristik gemäß Fig. 7 wie in Fig. 11C mit Bezug auf die Vertikal geschwindigkeit X_2i′ dargestellt.

Es sei angenommen, daß der Reduktionsmaßstab der in Fig. 7 dargestellten Kurve Position zu Dämpfungskraft der gleiche wie bei der entsprechenden Kurve in Fig. 11C ist. Der wei che Bereich (S-S-Bereich) der das Verhältnis Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse zur Dämpfungskraft dar stellenden Kurve in Fig. 11C wird erweitert durch die Vertikalgeschwindigkeits-Totzone, in welcher die Position P auf "0" gehalten wird. Sowohl der Steuerbereich für die Aus federungsphase (H-S-Bereich) wie auch der für die Einfede rungsphase (S-H-Bereich) kann als außerhalb der Totzone liegend angesehen werden.

Es folgt eine Beschreibung der Funktionsweise der Vorrich tung zur Steuerung der Dämpfungskräfte von KFZ-Stoßdämpfern bei Eingabe der in Fig. 11A ausgewiesenen Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse X_2i′ als impulsmäßige Eingangs schwingung von relativ niedriger Frequenz und relativ großer Schwingungsweite in einen Stoßdämpfer mit dem durch die Charakteristik in Fig. 11c dargestellten Verhältnis der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse zur Dämpfungs kraft.

In der Anfangsphase des Schwingungseintrags übersteigt die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′, die im positiven Bereich zunimmt, zu einem Zeitpunkt t₁₀ den positi ven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung, um weiter zuzunehmen. Da jedoch die Zunahmerate (Gradient zunehmender Neigung) durch den Schwingungseintrag und die an anderer Stelle noch zu beschreibende Erhöhung der Dämpfungskraft für die Ausfederungsphase allmählich klein wird, beginnt die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse im positiven Bereich mit Überschreitung eines Maximal punktes zu einer gegebenen Zeit abzunehmen, um zu einem Zeitpunkt t₂₀ unter den Vertikalgeschwindigkeits-Schwellen wert X_2i _01′ für schwache Dämpfung abzusinken. Während der Zeitspanne vom Zeitpunkt t₁₀ bis zum Zeitpunkt t₂₀ ist der Absolutwert |X_2i′| der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse bei Passieren des S-S-Bereichs niedrig und sind die im S-S-Bereich unter Einschluß des Totzonenbereichs einge stellten Dämpfungskoeffizienten für die Aus- und Einfede rungsphase klein, wobei angenommen werden kann, daß die vom variablen Stoßdämpfer im S-S-Bereich erreichte Dämpfungs kraft D/F zur kleinsten Dämpfungskraft D/Fmin konvergiert. Weiter sei angenommen, daß die vom variablen Stoßdämpfer erreichte Dämpfungskraft ein lineares Verhältnis zur Posi tion P entsprechend der Vertikalgeschwindigkeit der gefeder ten Masse X_2i′ ohne die Totzone aufweist. Innerhalb der Zeit spanne von t₁₀ bis t₂₀ wird insbesondere wie aus Fig. 11B ersichtlich die Dämpfungskraft D/F für die Ausfederungspha se, die mit der Zu-/Abnahme der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ synchron geht, erzeugt. Anders gesagt wird die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ entsprechend der Dämp fungskraft D/F für die Ausfederungsphase, die in Abhängig keit von der Änderung dieser Vertikalgeschwindigkeit X_2i _′ selbst verändert wird, wirksam abgedämpft. Diese Kraft wirkt Bewegungen entgegen, bei denen sich der Fahrzeugaufbau von den einzelnen Straßenrädern des Fahrzeugs abheben würde. Damit läßt sich die Aufwärtsbewegung der Fahrzeugkarosserie verringern. Da wie aus Fig. 11C ersichtlich zu diesem Zeit punkt die Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase am klein sten ist, kann diese Kraft D/F selbst dann kaum Einfluß auf den Fahrzeugaufbau nehmen, wenn durch Erhebungen und Vertie fungen in der Fahrbahnoberfläche die einzelnen Straßenräder (Reifen) nach oben gehen.

Als nächstes beginnt die Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse X_2i′ im negativen Bereich abzunehmen (Erhöhung des Absolutwerts), um unter den negativen Vertikalgeschwin digkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung und weiter abzufallen. Die Abnahme (der Gradient des Absolutwer tes ist vergrößert) wird jedoch durch die inhärente Charak teristik der Vertikalgeschwindigkeit als schwingungseintra gendes Element allmählich kleiner, während eine an anderer Stelle noch zu beschreibende Zunahme der Dämpfungskraft für die Einfederungsphase anschließend zu einem bestimmten Zeitpunkt einen lokalen Minimalpunkt durchläuft und danach in positiver Richtung zuzunehmen beginnt, um schließlich zu einem Zeitpunkt t₄₀ den negativen Vertikalgeschwindigkeits- Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung zu überqueren. Während einer weiteren Zeitspanne zwischen den Zeitpunkten t₃₀ und t₄₀ wird insbesondere wie aus Fig. 11B ersichtlich die Dämpfungskraft D/F für die Einfederungsphase, die mit der Änderung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ synchron geht, erzeugt, so daß die Vertikalge schwindigkeit X_2i′ entsprechend der Dämpfungskraft D/F, die in Abhängigkeit von der Änderung dieser Vertikalgeschwindigkeit selbst verändert wird, eine wirksame Abdämpfung erfährt. Anders ausgedrückt wird statt bei einem Abheben eines der Straßenräder die Dämpfungskraft nur dann erzeugt, wenn die Karosserie sich dem betreffenden Straßenrad annähert, so daß die Abwärtsbewegung des Fahrzeugaufbaus verringert wer den kann.

Da die Dämpfungskraft D/F für die Ausfederungsphase wie aus Fig. 11C ersichtlich zu diesem Zeitpunkt am niedrigsten ist, dürfte ein Einfluß der Vertikalgeschwindigkeit X₂₁′ auf den Fahrzeugaufbau selbst dann kaum zu erwarten sein, wenn durch Erhebungen und Vertiefungen in der Fahrbahnoberfläche die einzelnen Straßenräder nach unten gehen.

Man beachte, daß der Absolutwert |X_2i′| der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse im Minimalpunkt kleiner ist als der Absolutwert |X_2i′| der Vertikalgeschwindigkeit im Maximalpunkt.

Da sich Zu- und Abnahme der Vertikalgeschwindigkeit der ge federten Masse X_2i′ beim Auftreten einer relativ langsamen und starken Eingangsschwingung, die den Fahrzeugaufbau in verti kaler Richtung hin- und herschwenkt, wiederholen, erfolgt eine allmähliche Konvergierung des Absolutwertes nach dem Zeitpunkt t₄₀ in gleicher Weise wie in Fig. 11A dargestellt. Während mindestens sowohl der lokale Maximal- als auch Mini malpunkt der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ in den vom negativen Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung bis zum positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwel lenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung gehenden S-S-Bereich kon vergieren, wird die von den einzelnen Stoßdämpfern 3FL bis 3RR aufgebrachte Dämpfungskraft in Abhängigkeit von der Zu- und Abnahme der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ variabel ge steuert.

Die Darstellung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse weist aus, daß während der Spannen vom Zeitpunkt t₀ bis zum Zeitpunkt t₁₀ sowie vom Zeitpunkt t₂₀ bis zum Zeit punkt t₃₀ in Fig. 11B unter Berücksichtigung derjenigen Zeitspannen, während denen die vom variablen Stoßdämpfer aufgebrachte Dämpfungskraft D/F auf dem Dämpfungskraftwert der Ausfederungsphase D/F_T0 für schwache Dämpfung oder dem Dämpfungskraftwert der Einfederungsphase D/F_C0 für schwache Dämpfung wie in Fig. 11C dargestellt gehalten wird, die vom jeweiligen Stoßdämpfer aufgebrachte Dämpfungskraft im S-S- Bereich nahe dem Nullpunkt relativ lang auf dem niedrigen (schwachen oder kleinen) Wert gehalten wird, und zwar unab hängig davon, ob die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ noch immer den Nullpunkt in entweder positiver oder negativer Richtung quert. Damit wird die Karosserieschwin gung, d. h. die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′, nicht wirksam gedämpft und konvergiert, so daß dem Fahrzeuginsassen das Gefühl des Fahrzeugschwimmens vermittelt und die Fahr zeugstabilität beeinträchtigt werden kann.

Wird eine Lösung des vorbeschriebenen Problems beispielswei se nur mittels Voreinstellung des vorerwähnten Totzonen schwellenwertes (±X_2i0′) auf eine niedrige Größe angestrebt dergestalt, daß die Dämpfungskraft selbst dann auf den größtmöglichen Wert gesetzt wird, wenn die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ klein ist und die Zunahme für das gesamte Steuersystem weiter vergrößert wird, ist jedoch bei gleichmäßiger Einstellung des Zunah mefaktors des gesamten Steuersystems die vom jeweiligen Stoßdämpfer freigesetzte Dämpfungskraft für eine Vertikal geschwindigkeit X_2i′ von geringer Schwingungsbreite und hoher Frequenz. Besonders beim Fahren mit mittlerer bzw. hoher Geschwindigkeit vermittelt die höhere Dämpfungskraft dem Fahrzeuginsassen das Gefühl der Härte und Starrheit und kann die Stabilität in gewisser Hinsicht eine Beeinträchtigung erfahren. Da außerdem die hohe Dämpfungskraft für eine langsame bzw. niedrige Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ abgegeben wird, ist zumindest das über das Schweregefühl vermittelte Fahrverhalten nicht mehr vorhanden. Da weiterhin jeder der als Stellglied dienenden Schrittschaltmotore kontinuierlich angetrieben wird, ist diese Lösung unter dem Blickpunkt ei ner Energieeinsparung und Gesamtgeräuschminderung nicht als günstig anzusehen.

Damit wird in der erfindungsgemäßen Ausführungsform die Breite der Totzone so eingeengt, daß eine Verkürzung der Zeitspanne, während der die Dämpfungskraft auf dem niedrigen Wert gehalten wird, erfolgt, wenn starke Schwingungen in die Karosserie eingetragen werden, d. h. wenn die gefederte Mas se Schwingungen ausgesetzt ist, die zwischen der Aus- und der Einfederungsphase hin- und hergehen, so daß diese Schwingungen der gefederten Masse möglichst früh gedämpft und konvergiert werden. Insbesondere bei Erhöhung der Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ auf eine Größe gleich oder höher als ihr oberer Grenzschwellenwert X_2i _1′ bzw. bei negativer Abnahme auf eine Größe gleich oder höher als ihr unterer Grenzschwellenwert (-X_2i _1′) werden die beiden vor genannten Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) als "0s" auf den vorgegebenen Wert X_2i _00′ gesetzt. Dies bedeutet, daß ihr Absolutwert für den negativen Totzonen-Schwellenwert (-X_2i _0′) um |X_2i _0′| reduziert wird. Man beachte jedoch, daß die das Verhältnis Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse zur Zielposition ausweisenden Kurven gemäß den Fig. 11A bis 11C vom Zustand der gestrichelten in den Zustand der durch gezogenen Linie in Fig. 12 verändert werden, da die Maxi mal-Position der Ausfederungsphase P_MAX bei maximaler Verti kalgeschwindigkeit für die Ausfederungsphase X_2i′MAX und die Maximal-Position der Einfederungsphase (-P_MAX) bei maximaler Vertikalgeschwindigkeit für die Einfederungsphase (-X_2i′MAX) keine Veränderung erfahren.

Wird eine so starke Schwingung eingebracht, daß der Abso lutwert |X_2i′| der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse gleich ist oder größer als der Absolutwert |±X_2i _1′| der oberen und unteren Grenzschwellenwerte derselben, sind so wohl der positive als auch der negative Totzonen-Schwellen wert (±X_2i _0′) auf Null "0s", so daß der Gradient K der Kurve für die Zielposition P_D bezogen auf die positive Vertikal geschwindigkeit X_2i′ vom Wert "0" bis zur maximalen Vertikal geschwindigkeit der Ausfederungsphase X_2i′MAX gemäß der vor aufgeführten Gleichung (1) geändert bzw. ersetzt wird durch die nachstehende Gleichung (1)′ und die Zielposition nach der voraufgeführten Gleichung (2) durch die nachstehende Gleichung (2)′ unter Heranziehung der Proportionalkonstanten α₂ für die Zielposition der Ausfederungsphase:

K = P_MAX/X_2i′MAX (1)′

P_D = α₂·P_MAX = (X_2i′/X_2i′MAX)·P_MAX (2)′

Darüberhinaus wird der Gradient K der Kurve für die Ziel position P_D bezogen auf die negative Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ vom Wert "0" bis zur maximalen Vertikalgeschwindigkeit der Einfederungsphase (-X_2i′MAX) gemäß der Gleichung (3) geändert bzw. ersetzt durch die nachstehende Gleichung (3)′ und die Zielposition P_D gemäß Gleichung (4) durch die nachstehende Gleichung (4)′ unter Einsatz der Proportionalkonstanten α₁ für die Zielposition der Einfederungsphase:

K = (-P_MAX)/(-X_2i′MAX) (3)′

P_D = α₁·(-P_MAX) = X_2i′/(-X_2i′MAX) · (-P_MAX) (4)′

Werden sowohl der positive als auch der negative Totzonen- Schwellenwert (±X_2i _0′) auf "0s" gesetzt mit dem Ergebnis, daß die Totzone weitgehendst ausgeschaltet und die Steuerkurve, d. h. ein Teilabschnitt und ein Gradient der Vertikalge schwindigkeit für die gefederte Masse X_2i′ zur Einstellung der Zielposition P_D, geändert ist vom Zustand entsprechend der gestrichelten in den Zustand der durchgezogenen Linie in Fig. 12 entsprechend dem positiven Vertikalgeschwindig keits-Schwellenwert der gefederten Masse X_2i _0′ für schwache Dämpfung bei Einstellung auf den positiven Schwellenwert für niedrige Dämpfung P_T1, wird wie aus Fig. 12 ersichtlich der Absolutwert P_T1 in einem der Änderung des positiven Totzonen- Schwellenwertes auf "0" entsprechenden Ausmaß reduziert. Ergibt die Zielposition P_D den negativen Schwellenwert für schwache Dämpfung P_C1, so wird der Absolutwert des negativen Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwertes (-X_2i _01′) wie in Fig. 12 dargestellt in einem der Änderung des negativen Totzonen-Schwellenwertes (-X_2i _0′) auf "0s" entsprechenden Umfang verringert.

Die Kurve in Fig. 13C zeigt das Verhältnis der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse zur Dämpfungskraft bei Ausschaltung der vorbeschriebenen Totzone und Ersatz dersel ben durch die in Fig. 11C.

Anders gesagt kann in Erwägung gezogen werden, daß der weiche Bereich (S-S-Bereich), d. h. der außerhalb der Tot zone liegende Bereich niedriger Dämpfungskraft, durch Aus schaltung der Totzone neben dem Nullpunkt der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ angesiedelt ist.

Es sei angenommen, daß die in Fig. 11A ausgewiesene Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ in jeden ein zelnen der Stoßdämpfer mit der vorgegebenen Charakteristik Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse zur Dämpfungs kraft eingegeben wird.

Wie aus Fig. 13A ersichtlich, übersteigt die im positiven Bereich ab Beginn der Eingabe zunehmende Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse X_2i′ zu dem vor dem Zeitpunkt t₁₀ liegenden Zeitpunkt t₀₉ die positive Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ für schwache Dämpfung, um danach weiter anzusteigen. Der Gradient der Zunahme dieser Vertikalgeschwindigkeit der ge federten Masse wird jedoch so klein, daß diese Vertikalge schwindigkeit X_2i′ zu einer bestimmten Zeit im lokalen Maxi malpunkt abzunehmen beginnt. Zu einem nach dem Zeitpunkt T₂₀ liegenden Zeitpunkt t₂₁ fällt die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ unter den positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung ab. Andererseits wird im S-S- Bereich die von jedem einzelnen variablen Stoßdämpfer er reichte Dämpfungskraft D/F gleichermaßen zur minimalen Dämpfungskraft D/Fmin konvergiert. Weiter sei angenommen, daß die vom variablen Stoßdämpfer erreichte Dämpfungskraft D/F in einem linearen Verhältnis zur Position P, d. h. zur Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i steht. Während der Zeitspanne zwischen dem vor T₁₀ liegenden Zeitpunkt t₀₉ und dem nach t₂₀ liegenden Zeitpunkt t₂₁ wird wie aus Fig. 13B ersichtlich insbesondere die mit der Zu- und Ab nahme der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ synchrone Dämpfungs kraft D/F der Ausfederungsphase abgegeben. Hierbei wird die se Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ entsprechend der Dämpfungskraft D/F der Ausfederungsphase, die einer Änderung in Abhängig keit von der jeweiligen Änderung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ unterliegt, wirksam gedämpft und wirkt die Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F jeder Bewegung entgegen, bei welcher der Fahrzeugaufbau versuchen würde, sich von den entsprechenden Straßenrädern abzuheben. Damit läßt sich die Aufwärtsbewegung der Karosserie verrin gern. In dieser Phase ist wie aus Fig. 13C ersichtlich die Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase am geringsten, wo bei diese minimale Dämpfungskraft selbst dann kaum auf den Fahrzeugaufbau einwirken dürfte, wenn infolge von Erhöhungen bzw. Vertiefungen in der Fahrbahn einzelne Straßenräder nach oben springen würden.

Schon bald beginnt zu dem vor t₃₀ liegenden Zeitpunkt t₂₉ die weitergehende Abnahme der Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse X_2i′ (wobei ihr Absolutwert im negativen Bereich weiter zunimmt und schließlich den negativen Vertikalge schwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung überschreitet) . Bei weiterer Abnahme der Vertikalgeschwin digkeit X_2i′ wird der Abnahmegradient kleiner. Nachdem die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den lokalen Maximalpunkt passiert hat, nimmt sie in Richtung auf den positiven Bereich zu, um zu einem nach t₄₀ liegenden Zeitpunkt t₄₁ den negativen Verti kalgeschwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämp fung zu überschreiten. Während der Zeitspanne zwischen dem vor t₃₀ liegenden Zeitpunkt t₂₉ und dem nach t₄₀ liegenden Zeitpunkt t₄₁ wird wie aus Fig. 13B ersichtlich die mit der Änderung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ synchrone Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase abgege ben. Damit wird diese Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ gemäß der Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase, die ihrerseits einer Veränderung in Abhängigkeit von der jeweiligen Änderung der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ unterliegt, wirksam ab gedämpft. Es wird also statt bei einem Abheben des Fahr zeugaufbaus von den einzelnen Straßenrädern die Dämpfungs kraft nur dann erzeugt, wenn sich die Karosserie und die einzelnen Straßenräder einander nähern, so daß die Ab wärtsbewegung des Fahrzeugaufbaus verringert werden kann. Da hier wie aus Fig. 13C ersichtlich die Dämpfungskraft D/F der Ausfederungsphase am geringsten ist, dürfte die zu die sem Zeitpunkt anstehende Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse selbst dann kaum negativ auf den Fahrzeugaufbau einwirken, wenn infolge von Erhöhungen bzw. Vertiefungen die einzelnen Straßenräder nach unten springen würden. Man be achte, daß der Absolutwert |X_2i′| der Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse im lokalen Minimalpunkt geringer ist als im lokalen Maximalpunkt.

Da eine solche relativ langsame und starke Eingangsschwin gung den Fahrzeugaufbau abwechselnd nach oben und unten be wegt, erfolgt eine wiederholte Zu- und Abnahme der Vertikal geschwindigkeit X_2i′, wobei deren Absolutwert zu einer nach dem Zeitpunkt t₄₁ liegenden Zeit (in Fig. 13C nicht ausge wiesen) allmählich in der gleichen Weise wie vorbeschrieben konvergiert wird. Während mindestens die beiden lokalen Mi nimal- und Maximalpunkte der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ in den s-S-Bereich vom negativen Vertikalgeschwindigkeits- Schwellenwert der gefederten Masse (-X_2i _01′) bis zum positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert (X_2i _01′) konvergiert werden, wird die in dem jeweiligen Stoßdämpfer freigesetzte Dämpfungskraft D/F variabel gesteuert.

Die Zeit, während der in jedem einzelnen variablen Stoß dämpfer die Dämpfungskraft D/F auf dem Wert der niedrigen Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F_T0 bzw. der Einfede rungsphase D/F_C0 wie aus Fig. 13C ersichtlich gehalten wird, beispielsweise die Zeitspanne zwischen den Zeitpunkten t₀ und t₀₉ sowie zwischen den Zeitpunkten t₂₁ und t₂₉, ist offensicht lich kürzer als die Spanne zwischen den Zeitpunkten t₀ und t₁₀ gemäß Fig. 11B sowie den Zeitpunkten t₂₀ und t₂₉. Weiter wird die Zeit, in der die effektive Dämpfungskraft in Ab hängigkeit von der Größe und Richtung der Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse X_2i′ variabel und relativ ge steuert wird, beispielsweise die Zeitspanne zwischen den Zeitpunkten t₀₉ und t₂₁ sowie t₂₉ und t₄₁ gemäß Fig. 13B, of fensichtlich länger. Damit wird bei unter Querung des Null punkts in positiver und neg 94341 00070 552 001000280000000200012000285919423000040 0002019530658 00004 94222ativer Richtung zu- und abnehmen der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ die Zeit für die Abgabe der effektiven Dämpfungskraft durch die einzelnen Stoßdämpfer bei starken Eingangsschwingungen lang. Da die Schwingung des Fahrzeugaufbaus, d. h. die Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′, wirksam und schnell gedämpft und konvergiert wird, erhält der Fahrzeug insasse ein Gefühl der Stabilität vermittelt.

Das Problem ist, wie lange der Steuervorgang andauern muß, bis die eingeengte Totzone wieder auf ihre ursprüngliche Weite zurückgeführt ist. Im Hinblick auf eine exakte Steue rung wird der Zustand überwacht, in dem die Ausgangsschwin gung des Fahrzeugaufbaus, d. h. die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′, konvergiert. Sobald festgestellt wird, daß die Vertikalgeschwindigkeit ausreichend konver giert ist, muß die eingeengte Totzone wieder in ihre ur sprüngliche Weite überführt werden. Hierzu ist es wesent lich, die positiven und negativen oberen und unteren Verti kalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwerte der gefederten Masse (±X_2i _1′) auch nach dem Gradienten der Vertikalgeschwindigkei ten X_2i′, d. h. der Vertikalbeschleunigung der gefederten Masse X_2i′′, einzustellen. Da beispielsweise die Absolutwerte der Vertikalgeschwindigkeit und der Vertikalbeschleunigung der gefederten Masse X_2i′ bzw. X_2i′′ nach oben gehen, muß der Abso lutwert der positiven und negativen oberen und unteren Ver tikalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwerte (±X_2i1′) gesetzt werden. Die Einrichtung und Durchführung eines derartigen Rechenprogramms ist jedoch ziemlich aufwendig.

Um diesen Aufwand zu vermeiden, wird bei der erfindungsgemäßen Ausführungsform unter Heranziehung der positiven und und negativen oberen und unteren Vertikalgeschwindigkeits- Grenzschwellenwerte der gefederten Masse (±X_2i _1′) als Vorgabegrößen im Falle der Einleitung einer solcher Schwin gung durch die ungefederte Masse, daß die Vertikalgeschwin digkeit X_2i′ die positiven und und negativen oberen und unte ren Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwerte der gefe derten Masse (±X_2i _1′) überschreitet, eine Einstellung da hingehend vorgenommen, wieviele Male aller Erfahrung nach normalerweise die eingeleiteten Schwingungen die gefederte Masse abwechselnd aufwärts und abwärts bewegen, wird ein Zählwert CNT₀ gesetzt, der die Anzahl der Nullquerungen im Zuge der vorerwähnten Zahl der Auf- und Abwärtsbewegungen der gefederten Masse ausweist, und wird von einem Zähler CNT registriert, wie oft der Nullpunkt bis zur Verkleinerung der Totzone passiert wird. Sobald der Zähler CNT den eingestell ten Zählwert der Nullquerung CNT₀ erreicht, wird die einge engte Totzone wieder auf ihre ursprüngliche Weite zurückge führt.

Die Fig. 14A und 14B zeigen den Ablauf eines in der CPU 56c des Mikrocomputers 56 zur Ermittlung der Verhältniskurve Vertikalgeschwindigkeit/Zielposition/Dämpfungskurve durch geführten Rechenvorgangs, nach welcher die effektive Dämp fungskraft für hohe Eingangsschwingungen nach dem vorbe schriebenen Grundprinzip erzeugt wird.

In der Ausführungsform nach Fig. 14A und 14B wird die grundsätzlich einzustellende Zielposition P_D nach einer Be rechnungsformel ermittelt, die nicht von einer Tabelle abge leitet wurde. In den Fig. 14A und 14B weist das Bit "1" im Steuermerker F darauf hin, daß ein Steuervorgang zur Einengung der Totzone stattfindet, und das rückgestellte Bit "0" daß kein solcher Steuervorgang erfolgt. Die Rückstel lung des Merkers F wird beispielsweise dann vorgenommen, wenn im Fahrzeug der Zündschlüssel gedreht wird. Die Rechen abläufe gemäß Fig. 14A und 14B erfolgen für jeden vorgege benen Abfragezyklus bei Unterbrechung durch einen Zeitschal ter, wie dies an anderer Stelle noch zu beschreiben sein wird. Die Berechnungen der Zielposition P_D und der Schrittgröße S der jeweiligen Schrittschaltmotore sowie der Dämpfungskraft D/F in der Zielposition P_D werden in einer vorgegebenen Reihenfolge durchgeführt, beispielsweise zuerst für den Stoßdämpfer 3FL des vorderen linken, anschließend den Stoßdämpfer 3RL des hinteren linken, sodann den Dämpfer 3RL des vorderen rechten und schließlich den Stoßdämpfer 3RR des hinteren rechten Straßenrads. Darüberhinaus werden die in der Speichereinheit 56d aktualisierte und gespeicher te aktuelle Position P_A und der jeweils vorhergehende Wert X_2i′ _(n-1) der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse für jeden Rechengang gemäß Fig. 14A und 14B temporär in einen Zwischenspeicher des Rechenwerks eingelesen.

Der Rechenablauf nach Fig. 14A und 14B erfolgt jeweils für eine vorgegebene Zeit ΔT (beispielsweise 3.3 ms) im Wege einer Zeitschalter-Unterbrecherroutine.

In einem ersten Schritt S1 liest die CPU 56c jeden der durch die Vertikalbeschleunigungs-Sensoren 51FL bis 51RR erfaßten Vertikalbeschleunigungswerte der gefederten Masse X_2i′ (i = FL, FR, RL und RR).

Als nächstes erfolgt in Schritt S2 durch einen beispielswei se mit einem eigenständigen Programm strukturierten Hochpaßfilter die Hochpaßfilterung jedes der erfaßten und in Schritt S1 gelesenen Vertikalbeschleunigungswerte der ge federten Masse X_2i′′ zwecks Beseitigung von driftüberlagerten Komponenten. Man beachte, daß die Grenzfrequenz des digi talen Hochpaßfilters durch entsprechende Wahl einer Variab len erster Ordnung des den Hochpaßfilter strukturierenden Programms gesetzt wird.

In Schritt S3 führt sodann ein beispielsweise durch ein eigenständiges Programm strukturierter digitaler Tiefpaßfilter die Tiefpaßfilterung der entsprechenden erfaßten und von driftüberlagerten Komponenten befreiten Vertikal beschleunigungswerte der gefederten Masse X_2i′′ durch zwecks Ableitung eines aktuellen (momentanen) Wertes X_2i _(n) für jede Vertikalgeschwindigkeit, deren Phase so gerichtet ist, daß sie der Phase des jeweils entsprechenden der aktuell erfaßten Vertikalbeschleunigungswerte als integrierte Größe desselben entsprechen. Man beachte, daß die Grenzfrequenz des programmstrukturierten digitalen Tiefpaßfilters durch Wahl einer Variablen erster Ordnung aus dem strukturierenden Programm auf die jeweils passende Größe gesetzt werden kann. Darüberhinaus lassen sich die Berechnungen der ent sprechenden Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse X_2i′ _(n) im Wege von Integrationsrechenroutinen anstelle des digitalen Tiefpaßfilterprogramms durchführen.

Als nächstes kontrolliert in Schritt S4 die CPU 56c, ob der Absolutwert |X_2i′ _(n)| einer jeden der in Schritt S3 aktuell errechneten und gesetzten Vertikalgeschwindigkeiten der ge federten Masse gleich ist oder größer als die oberen und unteren Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwerte X_2i _1′ oder nicht.

Im Falle von Ja, d. h. wenn in Schritt S4 der Absolutwert |X_2i′(n)| einer jeden der in Schritt S3 aktuell errechneten und gesetzten Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse gleich ist oder größer als die oberen und unteren Vertikal geschwindigkeits-Grenzschwellenwerte X_2i _1′, geht die Routine über zu Schritt S5, im anderen Falle zu Schritt S6.

In Schritt S5 wird der Steuermerker F für die Totzonenweite auf "1" gesetzt und der Nullquerungszähler CNT auf "0" zu rückgestellt. Anschließend erfolgt die Übergabe des Ablaufs an Schritt S6.

In Schritt S6 wird von der CPU 56c geprüft, ob der Steuer merker F für die Totzonenweite auf "1" gesetzt ist. Bejahen denfalls wird die Routine an Schritt S7, ansonsten an Schritt S8 übergeben.

In Schritt S7 erfolgt durch die CPU 56c eine Prüfung dahin hingehend, ob der aktuelle Wert X_2i′ _(n) und der vorhergehende Wert X_2i _′(n-1) der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse gleich ist oder kleiner als "0", d. h. ob die Vertikalge schwindigkeit X_2i′ aktuell den Nullpunkt passiert hat.

Wird im Falle von Ja in Schritt S7 von der CPU 56c im Ein zelnen festgestellt, daß das Produkt aus den aktuellen und vorhergehenden Werten der Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse gleich ist oder kleiner als Null, d. h. daß die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ aktuell den Nullpunkt passiert, so geht die Routine zu Schritt S9, im anderen Falle zu Schritt S8.

In Schritt S9 wird der Nullquerungszähler CNT um plus Eins inkrementiert (CNT = CNT + 1), worauf der Ablauf an Schritt S10 überstellt wird.

In Schritt S10 überprüft die CPU 56c, ob der Stand des Null querungszählers CNT gleich ist oder größer als der Vorgabe wert CNT₀ oder nicht. Bei CNT CNT₀ (Ja) in Schritt S10 geht die Routine zu Schritt S11, während sie bei CNT < CNT₀ (Nein) zu Schritt S8 springt.

In Schritt S11 erfolgt die Rückstellung des Steuermerkers F für die Totzonenweite auf "0" unter Löschen des Nullque rungszählers CNT, wonach die Routine zu Schritt S8 geht.

In Schritt S8 überprüft die CPU 56c, ob der Steuermerker F für die Totzonenweite bereits auf "1" gesetzt ist. In diesem Falle (Ja) in Schritt S8 wird der Ablauf an Schritt S12 überstellt, im anderen Falle (Nein) an Schritt S13.

Die CPU 56c setzt in Schritt S12 den Absolutwert |X_2i′₀| des Totzonen-Schwellenwertes auf den Vorgabewert X_2i′ _00′, d. h. "0", worauf die Routine an Schritt S14 geht.

Andererseits wird in Schritt S13 durch die CPU 56c der Abso lutwert |X_2i′₀| auf eine Anfangsgröße X_2i _0′ gesetzt mit anschließender Weitergabe des Ablaufs an Schritt S14.

In diesem Schritt S14 kontrolliert die CPU 56c, ob der aktu elle Wert X_2i′ _(n) der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse unter "0" liegt, d. h. negativ ist.

In diesem Falle (Ja) geht die Routine weiter an Schritt S15, im anderen Falle (Nein), d. h. bei positivem aktuellen Wert X_2i′ _(n) in Schritt S14, wird der Ablauf an Schritt S16 über stellt.

In Schritt S15 errechnet die CPU 56c die Proportionalkon stante der Zielposition der Einfederungsphase α₁ in Überein stimmung mit der Gleichung (5) unter Heranziehung der maxi malen Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse für die Einfederungsphase (-X_2i′ _MAX) des aktuellen Wertes X_2i′(n) einer jeden der in Schritt S3 errechneten und gesetzten Vertikal geschwindigkeiten der gefederten Masse sowie des in Schritt S12 oder S13 gesetzten negativen Totzonen-Schwellenwertes (-X_2i′₀), worauf die Routine an Schritt S17 geht. Man beachte, daß die Doppelklammern {} in Gleichung (5) weggelassen wer den können, wenn die Absolutgröße | (-X_2i′₀| des negativen Totzonen-Schwellenwertes gleich ist dem positiven Totzonen- Schwellenwert |X_2i′₀| (α₁ = (X_2i′ - (-X_2i′₀)/(-2_i′MAX)):

(α₁ = {(X_2i′ - (-X_2i′₀)}/(-2_i′MAX) (5)

In Schritt S17 wird von der CPU 56c kontrolliert, ob die in Schritt S15 errechnete Proportional konstante der Zielposi tion der Einfederungsphase α₁ gleich ist oder größer als "1". Bejahendenfalls geht die Routine an Schritt S18, wäh rend sie im anderen Falle zu Schritt S19 springt.

In Schritt S19 wird die Proportionalkonstante der Zielposi tion der Einfederungsphase α₁ auf "1" gesetzt, worauf der Ablauf an Schritt S19 geht.

In Schritt S19 stellt die CPU 56c fest, ob die in Schritt S18 errechnete Proportionalkonstante der Zielposition der Einfederungsphase α₁ gleich ist oder kleiner als "0". Bei α₁ 0 (Ja) in Schritt S19 geht die Routine an Schritt S19, bei α₁ < 0 (Nein) an Schritt 21.

In Schritt S20 setzt die CPU 56c die Bedingung α₁ = "0", wo rauf die Routine an Schritt S21 geht.

In Schritt 21 errechnet die CPU 56c die Zielposition P_D der Einfederungsphase, d. h. in Negativrichtung, nach der unten stehenden Gleichung (6) unter Einsatz der Maximal-Position der Einfederungsphase (-P_MAX) sowie der in Schritt S15, S18 oder S20 gesetzten Proportionalkonstanten der Zielposition der Einfederungsphase α₁. Anschließend geht die Routine an Schritt S22.

P_D = α₁ · (-P_MAX) (6).

Andererseits wird in Schritt S16 nach der untenstehenden Gleichung (7) unter Heranziehung der maximalen Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse für die Ausfederungsphase X_2i′MAX, eines jeden der in Schritt S3 errechneten Vertikalge schwindigkeitswerte X_2i′, sowie des in Schritt S12 oder S13 gesetzten Totzonen-Schwellenwertes X₂_i′0 die Proportionalkon stante der Zielposition der Ausfederungsphase α₂ errechnet. Anschließend geht die Routine an Schritt S22.

α₂ = (X_2i′ + X_2i′₀)/X_2i′MAX (7).

In Schritt S23 überprüft die CPU 56c, ob die Proportional konstante der Zielposition der Ausfederungsphase α₂ gleich ist oder größer als "1". Bei α₂ "1" (Ja) in Schritt S23 geht die Routine weiter an Schritt S24, bei Nein, d. h. α₂ < "1" an Schritt S23.

In Schritt S24 wird die Proportional konstante der Zielposi tion der Ausfederungsphase α₂ auf "1" gesetzt mit anschließender Weitergabe an Schritt S25.

In diesem Schritt S25 überprüft die CPU 56c, ob die Ziel position der Ausfederungsphase α₂ gleich ist oder kleiner als "0":

Bei α₂ 0 in Schritt S25 (Ja) geht die Routine an Schritt S26, bei Nein (α₂ < 0) an Schritt S27.

In Schritt S27 wird die Proportionalkonstante der Zielposi tion der Ausfederungsphase α₂ auf "0" gesetzt mit anschließender Weitergabe an Schritt S27.

In Schritt S27 erfolgt die Berechnung der Zielposition P_D der Ausfederungsphase, d. h. in Positivrichtung, nach der unten stehenden Gleichung (8) unter Heranziehung der in Schritt S16, S24 oder S26 gesetzten Proportionalkonstanten der Ziel position der Ausfederungsphase α₂ sowie der Maximal-Position der Ausfederungsphase P_MAX:

P_D = α₂ · P_MAX (8)

In Schritt S22 errechnet die CPU 56c die Subtraktionsgröße der in Schritt S21 oder S27 gesetzten aktuellen Position P_D, die von der vorher in der Speichereinheit 56d aktualisierten und gespeicherten aktuellen Position P_A in Abzug zu bringen ist, um den Drehwinkel der einzelnen Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR als Schrittgröße S zu bestimmen. Anschließend geht die Routine zu Schritt S28.

In Schritt S28 überprüft die CPU 56c, ob der in Schritt S22 errechnete und gesetzte Absolutwert |S| der Schrittgröße (Regelgröße) gleich ist oder kleiner als die bereits früher gesetzte maximale Schrittgröße S_MAX. Bejahendenfalls geht der weitere Ablauf an Schritt S29, im anderen Falle (Nein in Schritt S28) an Schritt S30.

In Schritt S29 setzt die CPU 56c direkt die in Schritt S22 errechnete Schrittgröße S als an den Schrittschaltmotor zu gebendes Steuersignal, worauf die Routine an Schritt S31 geht.

In Schritt S30 prüft die CPU 56c, ob S < "0" (positiv) Bei Ja (positiv) in Schritt S30 geht der weitere Ablauf an Schritt S32, bei Nein (S 0) an Schritt S33.

In Schritt S32 setzt die CPU 56c die Schrittgröße (Regelgröße) S als Steuersignal der einzelnen Schrittschaltmotore auf die maximale Schrittgröße S_MAX mit anschließender Über gabe des Ablaufs an Schritt 31.

In Schritt S33 setzt die CPU 56c die Schrittgröße S, d. h. das Steuersignal der einzelnen Schrittschaltmotore, auf die maximale Schrittgröße im Minuswert (-S_MAX), worauf die Routine an Schritt S34 überstellt wird.

In Schritt S31 erfolgt von der CPU 56c die Ausgabe der in einem der Schritte S29, S32 oder S33 gesetzten Schrittgröße in Form eines Steuersignals an die entsprechenden Schritt schaltmotore 59FL bis 59RR. Der weitere Ablauf geht an Schritt S34.

In Schritt S34 wird der aktuelle Wert X_2i′ _(n) der jeweiligen Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse X_2i′ _(n) in einem vorgegebenen Speicherbereich aktualisiert und als vorher gehnde Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ _(n-1) abgelegt. Die Routine geht anschließend zurück zum Hauptprogramm, d. h. zu Schritt S1 des nächsten Abfragezyklus.

Die Fig. 15A, 15B, 15C, 15D und 15E zeigen integral ein Zeitdiagramm, das die Wirkweise der Vorrichtung sowie des Verfahrens zur Steuerung von Dämpfungskräften in der hier behandelten Ausführungsform der Erfindung nach erfolgter und wiederholter Berechnung gemäß Fig. 14A und 14B darstellt.

Die Zeitablaufkurven in Fig. 15A bis 15E repräsentieren die Ergebnisse einer Simulation bei Geradeausfahrt eines Fahr zeugs mit eingebauter Dämpfungskraft-Steuervorrichtung und entsprechend angewandtem Verfahren gemäß der hier beschrie benen Ausführungsform mit relativ stabiler Geschwindigkeit auf einer Fahrbahn mit aufeinander folgenden Bereichen, die kleine ausgeprägte Erhöhungen bzw. Vertiefungen aufwiesen. Weitere Fahrbahnabschnitte ohne diese Vorsprünge und Vertie fungen waren nicht absolut eben (spiegelglatt), sondern wie sen ebenfalls kleinste Rillen und Rippen auf. Weiter waren die vom Fahrzeugmotor, Getriebe bzw. Antriebsstrang ausge henden Schwingungen in den auf die Karosserie wirkenden Ver tikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse X_2i′ (i = FL, FR, RL und RR) nicht berücksichtigt. Weiter war der Einfachheit halber der Stand CNT₀ des Nullquerungszählers mit "5" ange nommen.

Man beachte, daß der Nullpunkt einen Punkt bedeutet, bei dem jede der Vertikalgeschwindigkeiten der gefederten Masse X_2i′₀ gleich Null ist, was einer Fahrzeughöhe entspricht, bei der weder Auf- noch Abwärtsbewegungen des Fahrzeugaufbaus zu beobachten sind. Weiter sei darauf hingewiesen, daß eine Zunahme im positiven Bereich eine Vergrößerung des Absolut wertes von X_2i′ und eine Abnahme im positiven Bereich eine Verkleinerung des Absolutwertes von X_2i′ im positiven Sinne sowie eine Zunahme von X_2i′ im negativen Bereich eine Ver kleinerung des Absolutwertes von X_2i′ im positiven und eine Abnahme von X_2i′ im negativen Bereich eine Vergrößerung des Absolutwertes von X_2i′ im negativen Sinne bedeuten.

A) Bei Geradeausfahrt des Fahrzeugs auf der Fahrbahn während der Zeitdauer von t₀₀bis t₀₄ passierte dieses den Bereich mit den ausgeprägten Erhöhungen etwa zum Zeitpunkt t₄, wobei die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ relativ langsam und kleinsten Schwankungen unterworfen war. Die Zu nahme dieser Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ begann wie aus Fig. 14A und 15B ersichtlich zum Zeitpunkt t₀₀ im positiven Bereich, während ein Wechsel in die Abnahmerichtung zu einer gewissen Zeit zwischen t₀₀ und t₀₁ erfolgte, wobei der Gradi ent der Vergrößerung von X_2i′ allmählich kleiner wurde. Es folgte eine weitere Verringerung der Vertikalgeschwindig keit. Zum Zeitpunkt t₀₁ passierte die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den Nullpunkt und fiel in den negativen Bereich ab. Anschließend ging zu einem gegebenen Zeitpunkt zwischen t₀₁ und t₀₂ der Abnahmegradient im negativen Bereich in Richtung positiven Bereich. Zum Zeitpunkt t₀₂ wurde der Nullpunkt ein weiteres Mal von der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ überquert. Zu einem gegebenen Zeitpunkt zwischen t₀₂ und t₀₃ ging die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ auf Null (in einem lokalen Maxi malpunkt) mit erneuter Abnahme. Die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ passierte den Nullpunkt erneut zum Zeitpunkt t₀₃ und ging sodann in die Richtung der Vergrößerung, d. h. in Richtung positiven Bereich. Sie querte den Nullpunkt ein weiteres Mal zum Zeitpunkt t₀₄ und erfuhr eine Vergrößerung in positiver Richtung.

Da während der gesamten Zeit vom Zeitpunkt t₀₀ bis zum Zeit punkt t₀₄ die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ jeweils die lokalen Minimal- und Maximalwerte erreichte, die sämtlichst nicht die vorbeschriebenen oberen und unteren Grenzschwellenwerte (±X_2i1′) überschritten, erfolgte eine Be rechnung gemäß der in Fig. 14A und 14B dargestellten Rou tine über die Schritte S4, S6 und S8 für jeden Abfragezyklus Δt. Da der Steuermerker F für die Totzonenweite noch immer auf "0" zurückgestellt war, durchlief die Routine den Schritt S13, in dem die positiven und negativen Totzonen- Schwellenwerte (±X_2i′₀) auf ihren Anfangswerten (±X_2i′₀) gehal ten wurden.

Weiterhin überstiegen die lokalen Spitzen (Maximal- und Mi nimalwerte) der sich ändernden Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ nicht diese Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i′₀), und nicht einmal die ursprünglich gesetzten Schwel lenwerte der erweiterten Totzone. Wenngleich die Proportio nalkonstante der Zielposition für die Ausfederungsphase α₂ in Schritt S16 aus Schritt S14 für jeden Zyklus ΔT errechnet wurde, während dem die Berechnung gemäß Fig. 14A und 14B in den beiden Zeitspannen zwischen den Zeitpunkten t₀₀ und t₀₁ sowie t₀₂ und t₀₃ erfolgte, in denen sich die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ im positiven Bereich befand, war also der Zähler der Gleichung (7) genau wie die Proportional konstante der Zielposition für die Ausfederungs phase α₂ immer negativ, da die lokalen Maximalwerte der Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ in diesen Zeiträumen den positiven Schwellenwert für die Totzonenweite X_2i′0 nicht überschritten. Damit passierte die Routine von Schritt S25 aus den Schritt S26, in dem die Proportionalkon stante der Zielposition der Ausfederungsphase α₂ und ent sprechend ebenso die in Schritt S27 errechnete Zielposition P_D auf "0" gesetzt wurde. Damit ging auch die in Schritt S27 errechnete Zielposition P_D auf "0".

Wenngleich andererseits die Routine zur Berechnung der Pro portionalkonstanten der Zielposition der Einfederungsphase α₁ für jeden Zyklus ΔT der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B während der beiden anderen Zeitspannen zwischen den Zeitpunkten t₀₁ und t₀₂ sowie t₀₃ und t₄ , in denen die Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ negativ war, von Schritt S14 zu Schritt S15 überstellt wurde, überschritten die lokalen Minimalpunkte der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ während jeder der beiden Zeitspannen nicht den negativen Totzonen-Schwellenwert (-X_2i′₀). Damit war der Zähler in Gleichung (5) immer positiv und der Nenner im mer negativ. Dementsprechend war auch die errechnete Propor tionalkonstante der Zielposition der Einfederungsphase α₁ immer ein Negativwert, so daß also der Ablauf gemäß Fig. 14A und 14B von Schritt S19 zu Schritt S20 überstellt wurde. Auf diese Weise wurde die Proportionalkonstante der Zielpo sition der Einfederungsphase α₁ sowie damit auch die in Schritt S21 errechnete Zielposition P_D auf "0" gesetzt. Wie vorstehend beschrieben wurde die in Schritt S21 ermittelte Zielposition P_D weiter auf "0" gehalten. Damit war das in den Schritten S22 bis S31 ausgegebene Steuersignal, d. h. die Schrittgröße Sj, "0" und ergab sich die erreichte Zielposi tion P des Ventilkörpers mit "0". Die von den jeweiligen Stoßdämpfern 3FL bis 3RR ausgeübte Dämpfungskraft D/F ent sprach sowohl in der Aus- wie auch der Einfederungsphase dem jeweils kleinsten Wert D/Fmin. Da die Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X_2i′ während der gesamten Zeit zwi schen den Punkten t₀₀ und t₀₄ relativ langsam bzw. niedrig war, wurde der Fahrzeugaufbau, d. h. die gefederte Masse, nur mit langsamen Schwingungen von geringer Schwingungsweite be aufschlagt, so daß ein ungestörtes Fahrverhalten gegeben war. Man beachte, daß durch Nichtansprechen der Schritt schaltmotore die Geräuschsituation dieser Motore und des Ventilkörpers insgesamt während der gesamten Zeit zwischen t₀₀ und t₀₄ verbessert war.

B) Als nächstes überfuhr unmittelbar im Anschluß an den Zeitpunkt t₀₄ das Fahrzeug den Fahrbahnbereich mit ausge prägten Vertiefungen, so daß die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ im positiven Bereich weiter be schleunigt wurde. Zum Zeitpunkt t₀₅ überschritt die Verti kalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ den höher als der positive Totzonen-Schwellenwert X_2i′₀ eingestellten posi tiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i _01′ für schwa che Dämpfung. Anschließend nahm die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ weiter zu, um schließlich zum Zeitpunkt t₀₆ den positiven oberen Vertikalgeschwindigkeits- Grenzschwellenwert X_2i01′ zu überschreiten. Da während der Zeit zwischen t₀₄ und t₀₅ die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den positiven oberen Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwellen wert X_2i _01′ für jeden Abfragezyklus ΔT der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B noch nicht überschritten hatte, wurde die Routine von Schritt S4 zu Schritt S6 übergeben sowie Schritt S8, in dem der Steuermerker F für die Totzonenweite auf "0" gesetzt wurde, zu Schritt S13, in dem die positiven und ne gativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i′₀) auf den Anfangsgrößen (±X_2i′0) gehalten wurden. Weiter wurde die Proportional konstante der Zielposition der Ausfederungsphase (Koeffi zient) α₂ in dem von Schritt S14 aus eingenommenem Schritt S16 errechnet. Da die Proportionalkonstante der Zielposition der Ausfederungsphase α₂ nicht gleich war oder größer als "1" bzw. gleich oder kleiner als "0", wurde in Schritt S27 die Zielposition P_D nach der Proportionalkonstanten α₂ er rechnet. Das der Zielposition P_D folgende Steuersignal wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgege ben. Die Ansprechung des Schrittschaltmotors des jeweiligen variablen Stoßdämpfers erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Zielposition P nachgeführt wurde. Man beachte, daß kei ne so wirksame Abdämpfung der Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ erfolgte, da die Dämpfungskraft in Position P, die während der Zeit zwischen t₀₄ und t₀₅ bis zu dem Zeitpunkt erreicht wurde, an dem die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den positiven Schwellenwert X_2i′₀₁ für schwache Dämpfung überschritt, für sowohl die Aus- als auch die Einfederungsphase immer noch auf dem niedrigsten Wert lag.

Da jedoch während der Zeit zwischen t₀₅ und t₀₆ die Vertikal geschwindigkeit X_2i′ noch nicht den positiven oberen Grenz schwellenwert X_2i′₀₁ für jeden Abfragezyklus ΔT der Berechnun gen nach Fig. 14A und 14B erfolgte, überschritten hat, wur de die Routine von Schritt S4 an Schritt S6 sowie von Schritt S8, in dem der Steuermerker F für die Totzonenweite auf "0" zurückgestellt wurde, an Schritt S13 überstellt, in dem die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i′0) auf den Anfangsgrößen gehalten wurden. Außerdem wurde in dem von Schritt S14 aus eingenommenen Schritt S16 die Proportionalkonstante (Koeffizient) der Zielposition für die Ausfederungsphase α₂ errechnet. Da diese Proportional konstante α₂ nicht gleich war oder größer als "1" bzw. gleich oder kleiner als "0", wurde in Schritt S27 die Ziel position P_D nach der Proportionalkonstanten α₂ der Ausfede rungsphase ermittelt. Das der Zielposition P_D folgende Steu ersignal wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Die Ansprechung des Schrittschaltmotors des jeweiligen variablen Stoßdämpfers erfolgte auf Echt zeitbasis, so daß die Zielposition P nachgeführt wurde. Man beachte, daß keine so wirksame Abdämpfung der Vertikalge schwindigkeit X_2i′ erfolgte, da die Dämpfungskraft in Position P, die während der Zeit zwischen t₀₄ und t₀₅ bis zu dem Zeit punkt erreicht wurde, an dem die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ den positiven Schwellenwert X_2i′₀₁ für schwache Dämpfung überschritt, für sowohl die Aus- als auch die Einfederungsphase immer noch auf dem niedrigsten Wert lag.

Da jedoch während der Zeit zwischen t₀₅ und t₀₆ die Vertikal geschwindigkeit X_2i′ noch nicht den positiven oberen Grenz schwellenwert X_2i′₁ für jeden Abfragezyklus ΔT der Berechnun gen nach Fig. 14A und 14B überschritten hat, wurde die Rou tine von Schritt S4 an Schritt S6 und S8 sowie an Schritt S13 weitergegeben, weil der Steuermerker F für die Totzonen weite noch immer auf auf "0" zurückgestellt war, wobei die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i′0) auf den Anfangsgrößen gehalten wurden. Sodann wurde in gleicher Weise wie für die Zeitspanne t₀₄ bis t₀₅ die Zielposition P_D errechnet und so eingestellt, daß das der Zielposition P_D folgende Steuersignal in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben wurde. Die Ansprechung eines je den der mechanisch mit den einzelnen variablen Stoßdämpfern 41FR bis 41RR verbundenen Schrittschaltmotore erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Position P nachgeführt und gere gelt wurde. Die zu diesem Zeitpunkt für jeden Abfragezyklus ΔT erreichte Dämpfungskraft D/F der Ausfederungsphase ist die effektive Dämpfungszeit, die der Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ entspricht, so daß der Gradient der Zunahme derselben allmählich klei ner wurde. Die spezifische Wirkung der Dämpfungskraft ist wie mit Bezug auf Fig. 11A bis 11C erläutert.

C) Danach begann die zum Zeitpunkt t₀₆ über dem positiven oberen Grenzschwellenwert X_2i′₁ liegende Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X_2i′ zu einer bestimmten Zeit zwi schen t₀₆ und t₀₇ im positiven Bereich abzunehmen, wodurch der Gradient der Zunahme oder Vergrößerung durch die Dämpfwir kung allmählich kleiner wurde, um zum Zeitpunkt t₀₇ bis unter den positiven oberen Grenzschwellenwert der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′₁ abzufallen.

Im ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₀₅ ging die Routine von Schritt S4 zu Schritt S5, um den Merker F für die Totzonenweite auf "1" zu setzen und den Nullquerungszähler CNT erneut zu lö schen (CNT = 0), worauf von Schritt S6 an Schritt S7 überge ben wurde. Der Ablauf ging jedoch von Schritt S7 zu Schritt S8, da die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ immer noch positiv war und das Produkt aus dem aktuellen Wert X_2i′(n) und dem vorher gehenden Wert X_2i′ _(n-1) im positiven Bereich lag. Anschließend ging die Routine von Schritt S8 zu Schritt S12, um die posi tiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i′0) auf eine vorgegebene Größe, beispielsweise Null (±X_2i _00′ = "0"), zu setzen. Unter Heranziehung des auf "0" gesetzten positiven Totzonen-Schwellenwertes X_2i _0′ wurde in den Schritten S14, S16 sowie S23 bis S27 die Zielposition P_D errechnet. Das der Zielposition P_D folgende Steuersignal wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Die Ansprechung eines jeden der den einzelnen variablen Stoßdämpfern zuge ordneten Schrittschaltmotore erfolgte für die Zielposition P_D auf Echtzeitbasis, so daß die Position P nachgeführt und eingeregelt wurde. Anschließend wurde der Ablauf zumindest bis zum Zeitpunkt t₀₇ wiederholt, so daß die in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F freigesetzt wur de. Die Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F wurde je doch zumindest während der Zeitspanne von t₀₆ bis t₀₇ um ein Verhältnis zwischen dem Nenner und Zähler in Gleichung (7) größer, das der eingeengten Totzonenweite entspricht, wobei insbesondere bei ausgeschalteter Totzone und mindestens bei in den positiven Bereich fallender Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ die letztere günstig gedämpft und konvergiert wurde. Die se Wirkung beruht auf dem Umstand, daß die als Ausgangs schwingung der Karosserie angefallene Vertikalgeschwindig keit X₂_i′ so groß war, daß sie den positiven oberen Grenz schwellenwert X_2i _1′ überstieg.

D) Nach Reduzierung der im positiven Bereich verringerten Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ bis unter den positiven oberen Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwel lenwert X_2i _1′ zum Zeitpunkt t₀₇ folgte eine Verringerung der positiven Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ bis unter den positiven Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung, der mit dem positi ven Totzonen-Schwellenwert X_2i0′ zusammen aufgrund der Aus schaltung der Totzone zum Zeitpunkt t₀₈ gegen Null ging. In folge Einwirkung der starken Schwingung der gefederten Masse querte die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ den Nullpunkt zum Zeitpunkt t₀₉, um erneut abzunehmen, und passierte den nega tiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) zum Zeitpunkt t₁₀. In der Zeit nach t₀₇ ergaben sich die gleichen Abläufe gemäß Fig. 14A und 14B wie zwischen den Zeitpunk ten t₀₆ und t₀₇. Da von der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ in der Zeit zwischen t₀₇ und t₀₈ der positive obere Vertikalgeschwin digkeits-Schwellenwert X_2i _1′ überschritten und verringert wurde, ergab sich die unter Ausschaltung der Totzone in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ entspre chende effektive Dämpfungskraft D/F. Während der Zeit zwi schen den Zeitpunkten t₀₈ und t₀₉ jedoch nahm die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ ab und überschritt den positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung, so daß die Dämpfungskräfte D/F in sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase als Mindestdämp fungskräfte D/Fmin anstanden. Dadurch wurde die Dämpfwirkung verringert. Die normalgesteuerte Dämpfungskraft der Ausfede rungsphase D/FN ist jedoch ab dem Zeitpunkt t₀₆, wo keine Steuerung der Totzonenweite erfolgte, offensichtlich kleiner als die Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F bei Einen gung der Totzone D/F, wie dies die gestrichelte Darstellung in Fig. 15E ausweist. Die Dämpfwirkung auf die positiv ge hende Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ kann im Falle von D/FN entsprechend reduziert werden. Weiter stand die normalge steuerte Dämpfungskraft D/FN, welche die Mindest-Dämpfungs kraft D/Fmin beistellte, früher als zum Zeitpunkt t₀₈ an. In der Kombination dieser Merkmale kann die Dämpfwirkung für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ weiter verringert werden.

Andererseits erfolgte im ersten Abfragezyklus des Routine ablaufs gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₀₉ die Weitergabe von Schritt S4 an Schritt S6 sowie anschließend an Schritt S7. Hierbei passierte zum Zeitpunkt t₀₉ die Ver tikalgeschwindigkeit X_2i′ den Nullpunkt, so daß ein Wechsel derselben vom positiven in den negativen Bereich erfolgte. Da das Produkt aus dem vorhergehenden und dem aktuellen Wert negativ war, wurde der Ablauf weitergegeben an Schritt S9, in dem der Nullquerungszähler CNT um Eins auf "1" inkremen tiert wurde. Da jedoch in dem nachfolgenden Schritt S10 der Stand des Zählers CNT kleiner als der Vorgabewert CNT₀, näm lich "5" war, erfolgte die Weitergabe der Routine an Schritt S8. Als nächstes wurden in Schritt S12 die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±2_i0′) in die Vorgabewerte (±X_2i00 = "0") umgesetzt und wurde die Routine von Schritt S14 an Schritt S15 zur Ermittlung der Proportional konstanten der Zielposition für die Einfederungsphase, d. h. des Koeffi zienten α₁, übergeben. Da diese Proportionalkonstante α₁ we der gleich "1" noch kleiner als "0" war, wurde für diese die entsprechende Zielposition P_D errechnet. Das die Zielposition P_D nachführende Steuersignal wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittregelgröße Sj an den jeweiligen Schritt schaltmotor ausgegeben. Da sich in Schritt S7 die Vertikal geschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ immer noch im nega tiven Bereich befand, war das Produkt aus dem vorhergehenden und dem aktuellen Wert positiv und wurde zur Berechnung der Zielposition P_D für die Einfederungsphase gemäß den Schrit ten S14 bis S21 die Routine an Schritt S8 übergeben. In den Schritten S22 bis S31 wurde die Schrittschaltgröße Sj zur Beistellung der Zielposition P_D als Steuersignal ausgegeben. Die Ansprechung der mit den entsprechenden variablen Stoß dämpfern verbundenen einzelnen Schrittschaltmotore 41FR bis 41RR erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Position P nachgeführt und geregelt wurde. Da jedoch die Dämpfkraft in Position P, die erreicht wurde im Zeitraum zwischen t₀₉ und t₁₀, in dem die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse den negativen Schwellenwert (-X_2i _01′) überschritt, in sowohl der Aus- wie auch der Einfederungsphase immer noch auf dem niedrigsten Wert D/Fmin lag, wurde die Vertikalgeschwindig keit X_2i′ nicht so wirksam gedämpft.

E) Wenngleich die zum Zeitpunkt t₁₀ unter den negativen Schwellenwert (-X_2i0 _1′) abgesunkene Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ weiter in den negativen Bereich hin ein abnahm, erfolgte schon bald entsprechend der an anderer Stelle noch zu beschreibenden günstigen Dämpfwirkung der variablen Stoßdämpfer eine Abnahme des Gradienten. Anschließend passierte und vergrößerte die Vertikalgeschwin digkeit X₂_i′ zum Zeitpunkt t₁₁ den vorerwähnten negativen Ver tikalgeschwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i0 _1′), nachdem sie zu einer bestimmten Zeit zwischen t₁₀ und t₁₁ erneut auf eine Zu nahme in Richtung positiven Bereich gewechselt hatte. Weiter kreuzte die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ zum Zeitpunkt t₁₂ den Nullpunkt, um anschließend in positiver Richtung wieder zu zunehmen. Zum Zeitpunkt t₁₃ überschritt sie sodann den posi tiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i _01′ für schwa che Dämpfung. Man beachte, daß während der Zeit zwischen t₁₀ und t₁₁ die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ nicht unter dem nega tiven Schwellenwert (-X_2i _1′) lag. Für jeden Abfragezyklus ΔT der Routine gemäß Fig. 14A und 14B fanden nach dem Zeit punkt t₁₂ mit Ausnahme der Inkrementierung des Nullquerungs zählers CNT die gleichen Abläufe statt wie im Zeitraum zwi schen t₀₉ und t₁₀ . Während der Zeitspanne zwischen t₁₀ und t₁₁ lag die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ über dem negativen Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung, so daß eine effektive Dämpfungskraft D/F abgeleitet werden konnte, die hinsichtlich Richtung und Größe der um eine dem Wegfall der Totzone entsprechend er höhten Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ entsprach. Während der Zeit zwischen den Punkten t₁₀ und t₁₁ lag die negativ gehende Vertikalgeschwindigkeit Masse X_2i über dem negativen unteren Grenzschwellenwert (-X_2i _1′). Die Dämpfungskräfte D/F_N der Aus- und Einfederungsphase ergaben sich als Mindestdämpfungs kräfte D/Fmin, die Dämpfwirkung wurde verringert.

Die in Fig. 15E gestrichelt dargestellte normalgesteuerte Dämpfungskraft der Ausfederungsphase D/F_N war jedoch ab dem Zeitpunkt t₁₀, wo keine Steuerung der Totzonenweite erfolgte, offensichtlich kleiner als die Dämpfungskraft der Einfede rungsphase D/F bei Einengung (Ausschaltung) der Totzone D/F, so daß die Dämpfwirkung auf die positiv gehende Vertikalge schwindigkeit X_2i′ im Falle einer normal gesteuerten Dämp fungskraft der Einfederungsphase D/F_N entsprechend reduziert wurde. Da weiterhin der Zeitpunkt, an dem die normalgesteu erte Dämpfungskraft D/F_N der Einfederungsphase aus der Min destdämpfungskraft der Einfederungsphase D/Fmin anfiel, später liegt als der Zeitpunkt t₁₀, und der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskraft D/F_N auf die Mindestdämpfungskraft D/Fmin zurückgeführt wurde, früher als der Zeitpunkt t₁₁, dürfte die Dämpfwirkung im Falle der D/F_N sogar noch niedriger sein als im Falle der Dämpfungskraft D/F, bei welcher die Totzone im Wege eines Synergieeffekts (zeitliche Abweichungen) gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ einge engt (ausgeschaltet) ist.

Darüberhinaus war im ersten Abfragezyklus der Berechnungen nach Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₁₂, zu dem die positiv gehende Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ den Nullpunkt überquerte, in Schritt S7 das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert der Vertikalge schwindigkeit X₂_i′ negativ und wurde in Schritt S9 der Null querungszähler CNT um Eins auf "2" inkrementiert. Im nach folgenden Schritt S10 war jedoch der Zählwert dieses Zählers kleiner als "5", dem gesetzten Vorgabewert CNT₀. Anschließend ging die Routine von Schritt 8 zu Schritt 12, so daß die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) weiter auf dem Vorgabewert (±X_2i00′ = "0") gesetzt wurden. Da die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ un mittelbar nach dem Zeitpunkt t₁₂ bereits positiv war, wurde in den Schritten S16 bis S27 die Zielposition P_D in Überein stimmung mit der Proportional konstanten der Zielposition für die Einfederungsphase α₂ errechnet. Das der Zielposition P_D nachzuführende Steuersignal wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert war positiv und es wurde die Routine an Schritt S8 überstellt. Es folgte in den Schritten S16 bis S27 die Berechnung der Zielposition P_D der Ausfederungsphase. In den Folgeschritten S22 bis S31 wurde die Schrittgröße zur Beistellung der Zielposition P_D als Steuersignal ausgegeben. Die Ansprechung der einzelnen Schrittschaltmotore eines jeden der variablen Stoßdämpfer erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Position P nachge führt und geregelt wurde. Die Dämpfungskräfte D/F der Ein- und Ausfederungsphase der Position P, die in der Zeit t₁₂ und t₁₃, in welcher die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den positiven Schwellenwert X₂_i01′ für schwache Dämpfung nicht überschritten hat, erreicht wurden, standen als Mindest-Dämpfungskräfte D/Fmin sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase an. Aus diesem Grunde konnte die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ nicht wirksam gedämpft werden.

Wenngleich weiterhin die über dem positiven Vertikalge schwindigkeits-Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung lie gende Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ zum Zeitpunkt t₁₃ im posi tiven Bereich weiter zunahm, wurde aufgrund des günstigen Dämpfungseffekts des entsprechenden Stoßdämpfers der Gra dient der Vergrößerung bald kleiner, um schließlich zu einer bestimmten Zeit zwischen t₁₃ und t₁₄ auf Abnahme im po sitiven Bereich überzuwechseln. Zum Zeitpunkt t₁₄ passierte die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ erneut den positiven Schwel lenwert X_2i0 _1′. Außerdem kreuzte sie zum Zeitpunkt t₁₅ den Nullpunkt, um bei t₁₆ bis unter den negativen Vertikalge schwindigkeits-Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung abzufallen. Während der Zeit von t₁₃ bis t₁₄ jedoch über schritt wie aus Fig. 15A ersichtlich die Vertikalgeschwin digkeit X_2i′ nicht den positiven oberen Schwellenwert X_2i _1′.

Während der Zeit, da die erste Routine gemäß Fig. 14A und 14B im Anschluß an den Zeitpunkt t₁₃ durchgeführt wurde, bis unmittelbar vor dem Zeitpunkt t₁₄ wurden mit Ausnahme der Inkrementierung des Nullquerungszählers CNT die gleichen Abläufe durchgeführt wie während des Zeitraums von t₁₂ bis t₁₃. In diesem Zeitraum zwischen t₁₃ und t₁₄ überschritt die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ jedoch den positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung, so daß die in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ unter Ausschluß der Totzone entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F anstand. Weiter lag während der Zeit zwischen t₁₄ und t₁₅ die negativ gehende Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ über dem positiven Schwellenwert X_2i01′, so daß als Dämpfungskräfte D/F sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase die Mindest-Dämpfungskräfte D/Fmin anfielen. Die Dämpfwirkung war entsprechend verrin gert.

In diesem Falle jedoch war die zum Zeitpunkt t₁₀, an dem kei ne Steuerung der Totzone erfolgte, abgeleitete normalgesteu erte Dämpfungskraft D/F_N offensichtlich kleiner als die Dämp fungskraft der Ausfederungsphase D/F (durchgezogene Linie in Fig. 15E) bei eingeengter Totzonenweite entsprechend der ge strichelten Darstellung in Fig. 15E, so daß also eine Ab nahme der Dämpfwirkung im Falle von D/F_N gegen die negativ gehende Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ zu erwarten war. Weiter lagen bei der normalgesteuerten Dämpfungskraft D/F_N der Aus federungsphase der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskraft D/F_N die Mindest-Dämpfungskraft D/Fmin passierte, deutlich hinter dem Zeitpunkt t₁₃, und der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungs kraft D/F_N als Mindestkraft D/Fmin anstand, deutlich vor dem Zeitpunkt t₁₄. Außerdem war zu erwarten, daß die durch die D/F_N gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ erzielte Dämpfwirkung im Rahmen der Synergiewirkung eine weitere Reduzierung erfahren.

Anschließend war im ersten Abfragezyklus, in dem die Rou tine gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Nullquerungszeitpunkt t₁₅ durchgeführt wurde, in Schritt 7 das Produkt aus dem vor hergehenden und dem aktuellen Wert der Vertikalgeschwindig keit X₂_i′ genau wie zum Zeitpunkt t₀₉ negativ und wurde in Schritt S9 der Nullquerungszähler CNT um Eins auf "3" in krementiert. Da jedoch im nachfolgenden Schritt S10 der Zäh ler CNT einen kleineren Wert als "5" auswies, wurde der Ab lauf von Schritt S8 an Schritt S12 übergeben, um die positi ven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) auf dem Vorgabewert (±X_2i _00′) = "0") zu halten. Nachdem die Vertikal geschwindigkeit X_2i′ bereits den negativen Wert ergab, wurde in den Schritten S14 sowie S15 bis S21 die der Zielposition- Proportionalkonstanten der Ausfederungsphase α₁ entsprechende Zielposition P_D errechnet. Das Steuersignal für die Nachfüh rung von P_D in die errechnete Zielposition wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Da die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ in Schritt S7 noch immer negativ war, war das Produkt aus dem aktuellen und dem vor hergehenden Wert positiv und wurde die Routine an Schritt S8 übergeben. In gleicher Weise wie vorbeschrieben wurde in den Schritten S15 bis S21 die Zielposition P_D der Einfederungs phase errechnet und in den Schritten S22 bis S31 die Schrittgröße Sj als Steuersignal für die Einstellung dieser Zielposition ausgegeben. Die Ansprechung des Schrittmotors eines jeden der variable Stoßdämpfer erfolgte auf Echtzeit basis, so daß die Position P in die errechnete Zielposition P_D nachgeführt wurde. Die für die Position P in der Zeit zwischen t₁₅ und t₁₆, in der die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′, den negativen Vertikalgeschwindigkeits- Schwellenwert (-X_2i0 _1′) überschritt, erreichten Dämpfungskräf te standen immer noch in sowohl der Ein- als auch der Aus federungsphase als Mindest-Dämpfungskräfte D/Fmin an. Es wurde also die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ zu diesem Zeitpunkt nicht so wirksam abgedämpft.

Damit wies nach dem Zeitpunkt t₆ in der erfindungsgemäßen Ausführungsform mit eingeengter (d. h. im wesentlichen ausge schalteter) Totzone gegenüber dem Fall, da die Totzonenweite nicht variiert oder gesteuert wird, die effektive Dämpfungs kraft D/F einen der Größe und Richtung der betreffenden Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ entsprechen den hohen Wert auf und lag der Zeitpunkt, an dem diese Ver tikalgeschwindigkeit in den Bereich niedriger Dämpfungs kraft, d. h. den zur Sicherstellung des erwünscht hohen Fahr komforts gesetzten weichen Bereichs (S-S-Bereichs) eintrat, später und der Zeitpunkt, an dem sie den weichen Bereich überschritt früher. Es wird also die Zeitspanne, während der die Dämpfungskraft wirksam ist, verlängert. Wie in Fig. 15A durch die gestrichelte Linie dargestellt, weist damit die andere Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′N nach dem Zeitpunkt t₀₅ bis etwa zum Zeitpunkt t₁₆, wo die Totzonen weite nicht reguliert oder gesteuert wird, immer noch eine große Schwingungsweite und Schwingungsdauer auf. Damit war der Fahrzeugaufbau bzw. die gefederte Masse Schwankungen unterworfen. In der hier beschriebenen Ausführungsform der Erfindung jedoch wurde durch die bevorzugte Dämpfwirkung die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ schnell konvergiert, wie dies die durchgezogene Linie in Fig. 15A ausweist. Damit wurden die Schwingungsweite und Schwingungsdauer der Geschwindigkeit X₂_i′ reduziert.

Infolgedessen kann das Schwanken bzw. Schaukeln der Karosse rie unterdrückt werden und wird gleichzeitig über eine hohe Konvergenzkraft das Gefühl hoher Fahrstabilität vermittelt.

F) Die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ nahm danach im Anschluß an den Zeitpunkt t₁₅ im negativen Bereich weiter ab. Da das Fahrzeug zu einer bestimmten Zeit unmit telbar nach dem Zeitpunkt t₁₅ die ausgeprägte Vertiefung der Fahrbahn überfuhr, wurde die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ weiter beschleunigt in der Weise, daß sie zum Zeitpunkt t₁₆ den negativen unteren Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwel lenwert (-X_2i _01′) und zum Zeitpunkt t₁₇ negativen unteren Ver tikalgeschwindigkeits-Grenzwert (-X_2i _1′) kreuzte bzw. über schritt. Der Gradient der Abnahme wurde jedoch aufgrund der effektiven Dämpfungskraft der einzelnen Stoßdämpfer schon bald allmählich kleiner. Zu einer gegebenen Zeit zwischen t₁₇ und t₁₈ wechselte die Geschwindigkeit X₂_i′ wieder in Richtung Zunahme im negativen Bereich und überschritt zum Zeitpunkt t_1′ erneut den unteren Grenzschwellenwert (-X_2i _1′). Es fanden mit Ausnahme der Inkrementierung des Nullquerungszählers CNT ab einem Startpunkt, an dem die ersten Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B durchgeführt wurden, bis zum Endpunkt der Routine unmittelbar vor dem Zeitpunkt t₁₇ für jeden Abfrage zyklus ΔT die gleichen Abläufe statt wie während der Zeit zwischen t₁₅ und t₁₆. Da während der Zeit zwischen t₁₃ und t₁₄ die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den positiven Schwellenwert X_2i0 _1′ für schwache Dämpfung überschritt, kann unter Ausschal tung der Totzone die in Richtung und Größe der Vertikal geschwindigkeit X_2i′ entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F beigestellt werden. Weiter wurde im Rahmen des ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₁₇ die Routine in gleicher Weise wie zum Zeit punkt t₀₆ von Schritt S4 an Schritt SS übergeben, so daß der Steuermerker F für die Totzonenweite wieder auf "1" gesetzt, der Nullquerungszähler CNT gelöscht und letzendlich die Rou tine von Schritt S6 an Schritt S7 überstellt wurde. Die Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ war jedoch im mer noch durchgehend negativ, während das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert (X₂_i′(n) · X₂_i′ _(n-1) 0) po sitiv war, so daß die Routine von Schritt S8 an Schritt S12 weitergegeben wurde, um die positiven und negativen Totzo nen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) auf den Vorgabewerten (±X_2i _00′ = "0") zu halten.

Als nächstes wurde in den Schritten S15 bis S21 die Zielpo sition P_D der Einfederungsphase errechnet. Mit den Schritten S22 bis S31 erfolgte die Ausgabe des Steuersignals zur Nach führung der Position P_D als Schrittgröße Sj. Die Ansprechung der den einzelnen Stoßdämpfern mit variabler Dämpfungskraft zugeordneten Schrittschaltmotore erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Position P auf die errechnete Zielposition P_D nachgeführt und eingeregelt wurde. Anschließend wurde der vorbeschriebene Ablauf zumindest bis zum Zeitpunkt t_1′wie derholt. Genau wie in der Zeit zwischen t₀₆ und t₀₇ wurde eine hinsichtlich Größe und Richtung der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ entsprechende effektive Dämpfungs kraft D/F beigestellt.

G) Nachdem anschließend zum Zeitpunkt t₁₈ die positiv gehen de Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ im negativen Bereich den nega tiven unteren Schwellenwert (-X₂_i′₁) überschritten hatte, überquerte sie zum Zeitpunkt t₁₉ den dem negativen Vertikal geschwindigkeits-Schwellenwert (X_2i0 _1′) für schwache Dämpfung angenäherten Nullpunkt und erneut zum Zeitpunkt t₂₀ infolge Reaktion auf die weiteren starken Schwingungen der gefeder ten Masse. Weiter überstieg zum Zeitpunkt t₂₁ die Vertikalge schwindigkeit X₂_i′ den positiven Schwellenwert X_2i01′ für schwa che Dämpfung. Ab dem Zeitpunkt der ersten Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₁₈ bis unmittelbar nach dem Nullquerungszeitpunkt t₂₀ wurden für jeden Abfrage zyklus ΔT die Abläufe des Zeitraums t₁₈ bis t₁₉ wiederholt. In der Zeit von t₁₈ bis t₁₉ lag die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ unter dem negativen Schwellenwert X₂_i01′ für schwache Dämp fung, so daß eine Dämpfungskraft D/F bereitgestellt wurde, die hinsichtlich Richtung und Größe der Vertikalgeschwin digkeit X₂_i′ unter Ausschaltung der Totzone entsprach. Weiter wurde im ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B die Routine in gleicher Weise wie zum Zeitpunkt t₀₆ von Schritt S4 an Schritt S5 übergeben, um den Steuer merker F für die Totzonenweite erneut auf "1" zu setzen, und der Nullquerungszähler CNT gelöscht. Von Schritt S6 ging die Routine an S7. Da jedoch die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ und auch das Produkt aus dem dem aktuellen und dem vorhergehen den Wert immer noch positiv waren, wurde die Routine von Schritt S8 an Schritt S12 überstellt, um die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_i0′) auf die Vorgabewer te (±X_2i00′ = "0") einzustellen. Als nächstes wurde in den Schritten S15 bis S21 die Zielposition P_D der Einfederungs phase berechnet. Anschließend wurde mit den Schritten S22 bis S31 das Steuersignal zur Nachführung der Zielposition P_D als Schrittgröße Sj ausgegeben. Die Ansprechung der Schalt motore eines jeden der Stoßdämpfer mit variabler Dämpfungs kraft erfolgte auf Echtzeitbasis, so daß die Position P auf die Zielposition P_D eingeregelt wurde. Danach wurden die vorbeschriebenen Abläufe bis mindestens zum Zeitpunkt t₁₈ wiederholt, so daß die in Richtung und Größe der Vertikal geschwindigkeit X₂_i′ entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F in gleicher Weise beigestellt wurde wie zwischen t₀₆ und t₀₇.

Die positiv gehende Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ im negativen Bereich überschritt zum Zeitpunkt t₁₈ den negativen unteren Schwellenwert (-X_2i _1′) und passierte zum Zeitpunkt t₁₉ aufgrund der Ausschaltung der Totzone den nullangenäherten negativen Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung. Die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ kreuzte den Null punkt zum Zeitpunkt t₂₀ und nahm im positiven Bereich zu. Zum Zeitpunkt t₂₁ passierte die größer gewordene Vertikalge schwindigkeit X₂_i′ den nullangenäherten positiven Vertikalge schwindigkeits-Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung. Für den Zeitraum nach dem Zeitpunkt t₁₈, d. h. dem Zeitpunkt des ersten Abfragezyklus bei der Durchführung des Rechenpro gramms gemäß Fig. 14A und 14B, bis zu dem unmittelbar vor dem Passieren des Nullpunkts liegenden Zeitpunkt t₂₀ wurden die Abläufe des Zeitraums t₁₇ bis t₁₈ für jeden Abfragezyklus ΔT wiederholt.

Da im Zeitraum zwischen t₁₈ und t₁₉ die Vertikalgeschwindig keit X_2i′ verringert worden war und den negativen Schwellen wert -X₂₁₀₁′ überschritten hatte, ergab sich die in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ bei Ausschaltung der Totzone entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F. Im Zeitraum zwischen t₁₉ und t₂₀ wurde die Vertikalgeschwindig keit X₂_i′ über den negativen Schwellenwert (-X_2i0 _1′) für schwa che Dämpfung hinaus vergrößert, so daß sich die Dämpfungs kräfte D/F der Aus- und Einfederungsphase als Mindest-Dämp fungskräfte D/Fmin ergaben und dementsprechend die Dämpfwir kung verringert war. Andererseits war die ab dem Zeitpunkt t₁₆ abgeleitete normalgesteuerte Dämpfungskraft D/F_N der Ein federungsphase offensichtlich kleiner als die mit geregelter Totzonenbreite anfallende Dämpfungskraft D/F, wie dies die gestrichelte und die durchgezogene Linie in Fig. 15E aus weisen. Dementsprechend dürfte die über D/F_N erzielte Dämp fungskraft gegen die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ im negati ven Bereich weiter abnehmen. Da außerdem im Falle der nor malgesteuerten Dämpfungskraft D/F_N der Einfederungsphase der Zeitpunkt, an dem diese Dämpfungskraft D/F_N die Mindest-Dämp fungskraft D/Fmin überschritt, später lag als t₁₆, und der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskraft D/F_N in die Mindest- Dämpfungskraft D/Fmin überging, früher als der Zeitpunkt t₁₉, war im Rahmen der Synergiewirkung die über die Dämpfungs kraft D/F_N erreichte Dämpfwirkung weiter verringert.

Andererseits wurde mit dem ersten Abfragezyklus der Berech nungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₂₀ die Routine von Schritt S4 an Schritt S6 und weiter an Schritt S7 überstellt. Zu diesem Zeitpunkt war genau wie zum Zeit punkt t₀₉ das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehen den Wert der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ negativ, so daß der Ablauf weitergegeben wurde an Schritt S9, mit dem der Anzeigewert des Nullquerungszählers CNT auf "1" inkremen tiert wurde. Da dieser Stand des Zählers CNT kleiner war als "5", ging die Routine weiter von Schritt S8 an Schritt S12, in dem die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i0′) erneut auf den Vorgabewert (±X_2i _00′ = "0") gesetzt wurden. Als nächstes erfolgte von Schritt S14 aus in den Schritten S16 bis S27 die Errechnung der dem Zielpositions- Proportionalkoeffizienten α₁ der Einfederungsphase entspre chenden Zielposition P_D. Das Steuersignal zur Nachführung der Zielposition P_D wurde über die Schritte S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Da nach dem Zeitpunkt t₂₀ die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ in Schritt S7 genau wie das in Schritt S7 errechnete Produkt immer noch im positiven Be reich lag, erfolgte die Weitergabe des Ablaufs an Schritt S8. Wie an anderer Stelle bereits beschrieben, wurden in den Schritten S22 bis S31 die Zielposition P_D der Ausfederungs phase und das der Schrittgröße Sj entsprechende Steuersig nal zur Erzielung der Zielposition P_D errechnet. Die Anspre chung des Schrittschaltmotors des entsprechenden dämpfungs kraft-variablen Stoßdämpfers erfolgte auf Echtzeitbasis zur Nachführung der Position P in die Zielposition P_D. Die der vom Zeitpunkt t₂₁ bis zum Überschreiten des positiven Schwel lenwertes X_2i01′ für schwache Dämpfung durch die Vertikalge schwindigkeit X_2i′ erreichten Position P entsprechende Dämp fungskraft war in sowohl der Aus- als auch der Einfederungs phase immer noch auf dem kleinsten Wert D/Fmin, so daß die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ in der Zeit zwischen t₂₀ und t₂₁ keine merkliche Reduzierung erfuhr.

H) Anschließend nahm die den positiven Vertikalgeschwindig keits-Schwellenwert X_2i0 _1′ überschreitende Vertikalgeschwin digkeit X₂_i′ zum Zeitpunkt T₂₁ weiter im positiven Bereich zu. Zu einer bestimmten Zeit zwischen t₂₁ und t₂₂ begann diese je doch erneut in Richtung Nullpunkt abzunehmen, wobei aufgrund des günstigen Dämpfungseffekts eines jeden der variablen Stoßdämpfer der Gradient der Zunahme oder Vergrößerung kleiner wurde. Zum Zeitpunkt t₂₂ war die Vertikalgeschwindig keit X₂_i′ bis unter den positiven Vertikalgeschwindigkeits- Schwellenwert X_2i0 _1′abgefallen. Zum nächsten Zeitpunkt t₂₃ überquerte sie den Nullpunkt mit nachfolgender Abnahme im negativen Bereich, und passierte zum Zeitpunkt t₂₄ den nega tiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i0 _1′ für schwa che Dämpfung. Man beachte, daß während der Zeit zwischen t₂₁ und t₂₂ die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ den positiven oberen Grenzschwellenwert X_2i _1′ nicht über schritten hat. Während der Zeit ab Beginn des ersten Abfra gezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₂₁ bis unmittelbar vor dem Zeitpunkt t₂₃ fanden mit Ausnahme des Schritts, in dem die Inkrementierung des Null querungszählers CNT erfolgte, die gleichen Abläufe statt wie zwischen t₂₀ und t₂₁. Da in der Zeit von t₂₁ bis t₂₂ die Verti kalgeschwindigkeit X₂_i′ den positiven Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung überschritt, ergab sich die hinsichtlich Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit X_2i bei un geregelter Totzonenbreite entsprechende effektive Dämpfungs kraft D/F. In der Zeit von t₂₂ bis t₂₃ lag die Vertikalge schwindigkeit X₂_i′ unter dem positiven Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung, so daß die Dämpfungskräfte D/F für so wohl die Aus- als auch die Einfederungsphase dem jeweils niedrigsten Wert D/Fmin entsprachen und damit die Dämpfwir kung eine Verringerung erfuhr. Da jedoch die im Zeitpunkt t₂₁ ohne Steuerung der Totzonenweite abgeleitete normalgesteu erte Dämpfungskraft D/F_N der Ausfederungsphase offensichtlich kleiner war als die Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase mit durchgeführter Regelung der Totzonenweite, wie dies die gestrichelte und die durchgezogene Linie in Fig. 15E zei gen, war eine Reduzierung der Dämpfwirkung im Falle von D/F_N gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ im positiven Bereich zu erwarten. Außerdem lag bei normalge steuerter Dämpfungskraft D/F_N für die Ausfederungsphase der Zeitpunkt, an dem diese Dämpfungskraft D/F_N die Mindest-Dämp fungskraft D/Fmin passierte, nach dem Zeitpunkt t₂₁, und der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskraft D/F_N in die Mindest- Dämpfungskraft D/Fmin einging, vor dem Zeitpunkt t₂₂. Es war also eine gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ merkbar weiter verringerte Dämpfwirkung der Kraft D/F_N gegeben.

Mit dem ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₂₃ erfolgte die Übergabe der Routine an Schritt S7, bei dem genau wie zum Zeitpunkt t₂₃ das Produkt zwischen dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert in negativer Form anstand, um den Stand der Nullque rungszählers CNT um Eins auf den Wert "2" zu inkrementieren.

Da in Schritt S10 der Zählwert dieses Zählers CNT kleiner als "5" war, ging die Routine von Schritt S8 an Schritt S12, in dem die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) erneut auf den Vorgabewert (±X_2i00′ = "0") gesetzt wurden. Da sich die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ im negati ven Bereich befand, wurde in den Schritten S15 bis S21 über Schritt S14 die dem Zielposition-Proportionalkoeffizienten der Einfederungsphase α₁ entsprechende Zielposition P_D er rechnet und das Steuersignal zur Nachführung dieser Zielpo sition P_D, das der in den Schritten S22 bis S31 ermittelten Schrittgröße Sj entspricht, ausgegeben. Anschließend blieb die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ in Schritt S7 weiter negativ und das Produkt zwischen dem aktu ellen und dem vorhergehenden Wert weiter positiv, so daß der Ablauf an Schritt S8 übergeben wurde. In den Schritten S16 bis S27 wurde die Zielposition P_D der Ausfederungsphase errechnet und die Schrittgröße Sj als Steuersignal für die Einstellung der Zielposition in den Schritten S22 bis S31 ausgegeben. Die Ansprechung des Schrittschaltmotors der ein zelnen variable Stoßdämpfer erfolgte auf Echtzeitbasis für die Nachführung der Position P in die jeweilige Zielposition P_D. Die der in der Zeit t₂₃ bis t₂₄ erreichten Position P ent sprechenden Dämpfungskräfte lagen für sowohl die Ein- als auch die Ausfederungsphase immer noch auf dem niedrigsten Wert (D/Fmin), so daß keinerlei bemerkenswerte Abdämpfung gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ erzielt wurde.

I) Anschließend wechselte die negativ gehende Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′, die zum Zeitpunkt t₂₄ den negativen Schwellenwert (-X_2i0 _1′) für schwache Dämpfung überschritten hatte, zu einem gegebenen Zeitpunkt zwischen t₂₄ und t₂₅ in die Zunahmerichtung, um zum Zeitpunkt t₂₅ über den negativen Schwellenwert -X_2i0 _1′ hinaus anzusteigen. Wei ter querte zum Zeitpunkt t₂₆ die Vertikalgeschwindigkeit den Nullpunkt. Zum Zeitpunkt t₂₇ nahm sodann die Vertikalge schwindigkeit im positiven Bereich zu, um zum Zeitpunkt t₂₇ den positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwert X_2i0 _1′ für schwache Dämpfung zu übersteigen.

In der Zeit nach dem Zeitpunkt t₂₄, zu dem der erste Abfrage zyklus der in Fig. 14A und 14B dargestellten Routine er folgte, bis zu einem unmittelbar vor t₂₆ liegenden Zeitpunkt wurden die Abläufe aus dem Zeitraum t₂₃ bis t₂₄ mit Ausnahme der Inkrementierung des Nullquerungszählers CNT wiederholt. Da in der Zeit zwischen t₂₄ und t₂₅ die Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X₂_i′ unter dem negativen Schwellen wert -X_2i _01′ lag, ergab sich eine in Richtung und Größe die ser Vertikalgeschwindigkeit unter Ausschaltung der Totzone entsprechende effektive Dämpfungskraft D/F. In der Zeit zwi schen t₂₅ und t₂₆ nahm die die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ über den negativen Schwellenwert -X_2i _01′für schwache Dämpfung hinaus zu, so daß die Dämpfungskräfte D/F sowohl der Ein als auch der Ausfederungsphase als Mindest-Dämpfungskräfte D/Fmin anstanden und die Dämpfwirkung verringert war. Wie jedoch anhand der gestrichelten und der durchgezogenen Linie in Fig. 15E ersichtlich, war die normalgesteuerte Dämp fungskraft D/F_N der Einfederungsphase offensichtlich kleiner als die Dämpfungskraft D/F der Einfederungsphase mit ge steuerter bzw. geregelter Totzonenweite, so daß eine Redu zierung der Dämpfwirkung der normal gesteuerten Dämpfungs kraft für die Einfederungsphase gegen die negative Vertikal geschwindigkeit X₂_i′ gegeben war. Weiter lag der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskraft D/FM die Mindest-Dämpfungskraft D/Fmin passierte, später als der Zeitpunkt t₂₄, und der Zeitpunkt, zu dem die Dämpfungskraft D/F_N in die Mindest-Dämpfungskraft D/Fmin überging, früher als der Zeitpunkt t₂₅. Deshalb wurde durch den Synergieeffekt die von der Dämpfungskraft D/F_N ausgeübte Dämpfwirkung gegen die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ deutlich reduziert.

Weiter war zum Zeitpunkt des ersten Abfragezyklus der Be rechnungsabläufe gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₂₆ das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ in Schritt S7 genau wie zum früherliegenden Zeitpunkt t₀₉ nega tiv und wurde die Routine an Schritt S9 überstellt, in dem der Nullquerungszähler CNT auf "3" inkrementiert wurde. Da in Schritt S10 die Anzeige des Zählers CNT kleiner war als "5", erfolgte die Weitergabe der Routine von Schritt S8 an Schritt S12, wo die positiven und negativen Totzonen-Schwel lenwerte (±2i0′) erneut auf (±2i00′ = 0) gesetzt wurden. Nachdem in Schritt S14 die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ posi tiv war, ging die Routine von diesem Schritt S14 an die Schritte S16 bis S27 weiter, in denen die dem Zielpositions- Proportionalkoeffizienten der Ausfederungsphase α₂ entspre chende Zielposition P_D errechnet wurde. Das Steuersignal zur Nachführung der Zielposition P_D wurde in den Schritten S22 und S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Da anschließend die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ in Schritt S7 und auch das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert der selben immer noch positiv waren, ging die Routine an Schritt S8. Wie vorstehend bereits beschrieben, wurde sodann in den Schritten S16 bis S27 die Zielposition P_D der Ausfederungs phase errechnet und in den Schritten S22 bis S31 das Steuer signal zur Einstellung der Zielposition P_D entsprechend der Schrittgröße Sj ausgegeben. Die Ansprechung des Schritt schaltmotors des jeweiligen variable Stoßdämpfers erfolgte auf Echtzeitbasis zur Nachführung der Position P. Die in der Zeit zwischen t₂₆ und t₂₇ bis zum Überschreiten des positiven Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwertes X_2i01′ durch die Ver tikalgeschwindigkeit entsprechend dieser Position P erreich ten Dämpfungskräfte lagen sowohl für die Aus- als auch die Einfederungsphase auf dem Minimalwert D/F/min. Damit wurde die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ nicht merkbar gedämpft.

J) Als nächstes ging die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′, die zum Zeitpunkt t₂₇ den positiven Schwellenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung überschritt, zu einer gegebenen Zeit zwischen t₂₇ und t₂₈ wieder in Richtung Abnahme im positiven Bereich. Zum Zeitpunkt t₂₈ fiel sie unter den positiven Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung ab. Die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ querte zum Zeitpunkt t₂₉ den Nullpunkt und wurde im negati ven Bereich kleiner. Zum Zeitpunkt t₃₀ passierte sie den ne gativen Schwellenwert (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung.

Während der Zeit nach dem Zeitpunkt t₂₇, in welcher der erste Abfragezyklus der Berechnungsabläufe gemäß Fig. 14A und 14B stattfand, bis unmittelbar vor dem Zeitpunkt t₂₉ wurden mit Ausnahme der Inkrementierung des Nullquerungszählers CNT die gleichen Abläufe wie im Zeitraum t₂₆ bis t₂₇ für jeden Abfragezyklus ΔT wiederholt. Da während der Zeit zwischen t₂₇ und t₂₈ die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ den positiven Schwel lenwert X_2i01′ für schwache Dämpfung passierte, ergab sich ei ne Dämpfungskraft D/F, die hinsichtlich Richtung und Größe unter Ausschaltung der Totzone der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ entsprach. Während der Zeit t₂₈ und t₂₉ fiel die Vertikalgeschwindigkeit bis unter den positiven Schwellenwert X_2i _01′ für schwache Dämpfung ab, so daß die Dämpfungskräfte D/F sowohl der Aus- als auch der Einfede rungsphase dem Minimalwert D/Fmin entsprachen und die Dämpf wirkung verringert war. Im Falle der normalgesteuerten Dämp fungskraft D/F_N der Ausfederungsphase jedoch fiel wie aus Fig. 15E ersichtlich ab dem Zeitpunkt t₂₇ ohne Regelung der Totzonenweite keine effektive Dämpfungskraft an, so daß bei D/F_N eine Minderung der Dämpfwirkung gegen die positive Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ zu erwarten war.

Im ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₂₉ war wie zum Zeitpunkt t₀₉ das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert in Schritt S7 negativ. In Schritt S9 wurde der Stand des Null querungszählers CNT auf "4" inkrementiert. Da in Schritt S10 der Stand dieses Zählers CNT kleiner als der Vorgabewert CNT₀, d. h. "5", war, wurde die Routine von Schritt S8 an Schritt S12 übergeben, in dem die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) wieder auf den Vorgabewert (±X_2i00′ = "0") gesetzt wurde. Da die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ negativ war, wurde als nächstes in den Schritten S1 bis S21 die der Zielposition-Proportionalkonstanten der Einfe derungsphase (Koeffizient) α₁ entsprechende Zielposition P_D errechnet. Das Steuersignal zur Nachführung dieser Zielposi tion P_D wurde in den Schritten S22 bis S31 als Schrittgröße Sj ausgegeben. Nachfolgend war die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ in Schritt S7 immer noch negativ und das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert immer noch positiv, so daß die Routine an Schritt S8 übergeben wurde. In den Schritten S15 bis S21 wurde die Zielposition P_D der Ausfede rungsphase errechnet. Das der Schrittgröße Sj entsprechende Steuersignal zur Einstellung der errechneten Zielposition wurde in den Schritten S22 bis S31 ausgegeben. Die Anspre chung der Schrittschaltmotore des jeweiligen Stoßdämpfers mit variabler Dämpfungskraft erfolgte zur Nachführung der Position P auf Echtzeitbasis. Da es sich bei den in der Zeit zwischen t₂₉ und t₃₀ bis zum Überschreiten des negativen Schwellenwertes (-X_2i _01′) durch die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ für die Position P erreichten Dämpfungskräften aber immer noch in sowohl der Ein- als auch der Ausfederungsphase um die Mindestwerte D/Fmin handelte, wurde die effektive Dämpf wirkung gegen die Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ nicht er reicht.

K) Es folgte zu einer gegebenen Zeit zwischen t₃₀ und t₃₁ ein Wechsel der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′, die zum Zeit punkt t₃₀ unter den negativen Schwellenwert (-X_2i0 _1′) abgefal len war, in Richtung Zunahme im negativen Bereich. Sodann nahm in Schritt t₃₁ die positiv gehende Vertikalgeschwindig keit über den negativen Schwellenwert (-X_2i _01′) hinaus zu, um zum Zeitpunkt t₃₂ den Nullpunkt zu überqueren. Es folgte eine Zunahme der Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ im positiven Bereich.

Während der Zeit unmittelbar nach dem Zeitpunkt t₃₀, d. h. dem Zeitpunkt des ersten Abfragezyklus im Rahmen der Berechnun gen gemäß Fig. 14A und 14B, bis zu einem Zeitpunkt unmit telbar vor t₃₂, dem Zeitpunkt des letzten Abfragezyklus der Routine, wurden mit Ausnahme der Inkrementierung des Null querungszählers CNT für jeden Zyklus ΔT die Abläufe des Zeitraums t₂₉ bis t₃₀ wiederholt. Da in der Zeit zwischen t₃₀ und t₃₁ die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ unter den negativen Schwellenwert (-X_2i01′) abfiel, ergab sich unter Berücksichti gung der Ausschaltung der Totzone die in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindigkeit entsprechende effektive Dämp fungskraft D/F. Nachdem in der Zeit zwischen t₃₁ und t₃₂ die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ oberhalb des negativen Schwel lenwerts (-X_2i _01′) für schwache Dämpfung angesiedelt war, ent sprachen die Dämpfungskräfte D/F sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase den Mindestdämpfungskräften D/Fmin und waren die Dämpfwirkungen verringert. Wie aus Fig. 15E (trotz Fehlens einer gestrichelten Linie ) ersichtlich wurde die ohne Steuerung der Totzonenweite anfallende normalge steuerte Dämpfungskraft D/F_N nicht erreicht, so daß eine Minderung der Dämpfwirkung auf die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse im negativen Bereich anstand.

Damit war in der hier beschriebenen Ausführungsform, in wel cher nach dem Zeitpunkt t₁₆ gemäß Fig. 15B eine Einengung (d. h. im wesentlichen eine Ausschaltung) der Totzone er folgte, die in Richtung und Größe der Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X₂_i′ entsprechende effektive Dämp fungskraft größer als die Dämpfungskraft D/F_N, bei der keine Steuerung der Totzonenweite stattfindet. Da außerdem in der hier beschriebenen Ausführungsform der Zeitpunkt, an dem die Dämpfungskräfte sowohl der Aus- wie auch der Einfederungs phase in den Niedrigbereich, d. h. den weichen Bereich (S-S- Bereich) eingehen, später, und der Zeitpunkt, wo die Dämp fungskräfte der Ein- und der Ausfederungsphase den weichen Bereich passieren, früher zu liegen kommen, wird die Wirk dauer der effektiven Dämpfungskraft D/F verlängert. Wie durch die gestrichelte Linie in Fig. 15A dargestellt, weist die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ in dem Falle, wo keine Regelung der Totzonenweite erfolgt, in der Zeit von t₁₆ bis in die Nähe von t₃₂ immer noch große Schwingungsweiten und und eine große Schwingungsdauer auf, was bedeutet, daß der Fahrzeugaufbau mit Schwankungen be aufschlagt war. Da jedoch die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ bei der erfindungsgemäßen Ausführungsform wie anhand der durch gezogene Linie in Fig. 15A erkennbar durch die günstige Dämpfwirkung schnell konvergiert sowie eine geringere Schwingungsweite und eine kürzere Schwingungsdauer aufweist, wird das Empfinden, daß die Karosserie schwankt, ausge schaltet und gleichzeitig eine starke Konvergenzkraft aus geübt, so daß dem Fahrzeuginsassen das Gefühl von Stabi lität vermittelt wird.

L) Im ersten Abfragezyklus der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B nach dem Zeitpunkt t₃₂ war das Produkt aus dem aktu ellen und dem vorhergehenden Wert der Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X₂_i′ in Schritt S7 negativ. In Schritt S9 wurde der Wert des Nullquerungszählers CNT um Eins auf "5" inkrementiert. Da in Schritt S10 der Stand des Zählers CNT gleich dem Vorgabewert CNT₀war, wurde die Rou tine an Schritt S11 überstellt, in dem der Zähler CNT ge löscht und der Steuermerker F für die Totzonenweite zurück gestellt wurde auf "0". Damit wurden in dem von Schritt S8 ausgehenden folgenden Schritt S13 die positiven und negati ven Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) erneut auf die Anfangs werte (±X_2i _0′) gesetzt. Als nächstes wurde die Routine von Schritt S14 an die Schritte S16 bis S27 übergeben, in denen die Zielposition P_D in Übereinstimmung mit dem Zielpositions- Proportionalkoeffizienten (Konstante) α₂ errechnet wurde. So dann wurde in den Schritten S22 bis S31 das Steuersignal zur Nachführung der Zielposition P_D als Schrittgröße Sj ausgege ben. Da nachfolgend in Schritt S7 die Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse X₂_i′ weiterhin positiv war, ergab sich das Produkt aus dem aktuellen und dem vorhergehenden Wert als positive Größe und wurde die Routine an Schritt S8 weitergegeben. Es folgte wie bereits an anderer Stelle be schrieben die Ermittlung der Zielposition P_D der Ausfede rungsphase in den Schritten S16 bis S27, während in den Schritten S22 bis S31 die Schrittgröße Sj als Steuersignal für die Einstellung der Zielposition P_D ausgegeben wurde.

Dennoch war die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ in der Zeit zwischen t₃₂ und t₃₉ relativ niedrig und nur kleinsten Änderungen unterworfen. Insbesondere nahm sie ab dem Zeitpunkt t₃₂ im positiven Bereich zu und überquerte zum Zeitpunkt t₃₃ den Nullpunkt mit anschließender Abnahme in negativer Richtung, um schließlich zum Zeitpunkt t₃₄ erneut den Nullpunkt zu passieren und im positiven Bereich größer zu werden.

Bis zum Zeitpunkt t₃₉ wiederholte sich dieser Ablauf für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′, wobei wäh rend der Zeit von t₃₂ bis t₃₉ die lokalen Maximal- und Mini malpunkte der zu- und abnehmenden Vertikalgeschwindigkeit X_2i′ die gesetzten Anfangsgrößen der Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i0′) nicht überschritten. Damit wurde für jeden Abfrage zyklus ΔT der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B die Rou tine von Schritt S4 an Schritt S6 und Schritt S8 übergeben. In Schritt S8 wurde der Merker F zur Steuerung der Totzonen weite auf "0" zurückgestellt und die Routine weitergegeben an Schritt S13, in dem die positiven und negativen Totzonen- Schwellenwerte (±X_2i _0′) weiter auf den Anfangswerten (+X_2i0′) gehalten wurden. Da jedoch die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X_2i′ die Totzonen-Schwellenwerte (±X_2i _0′) nicht überschritt, wurde die Routine von entweder den Schritten S15 bis S21 oder den Schritten S16 bis 27 überge ben, in denen die Zielposition P_D mit Null errechnet wurde. Damit war in den Schritten S22 bis S31 für jeden Abfrage zyklus ΔT der Berechnungen gemäß Fig. 14A und 14B die als Steuersignal dienende Schrittgröße "0", so daß die in der Ein- und Ausfederungsphase anstehenden Dämpfungskräfte je weils den Minimalgrößen D/Fmin entsprachen. Während der Zeit von t₃₂ bis t₃₉ war genau wie im Zeitraum t₀₀ bis t₀₄ die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ langsam und klein, so daß die gefederte Masse, d. h. der Fahrzeugaufbau, nur langsamen und kleinen Schwingungen unterworfen war. Damit wird ein unge störtes Fahrverhalten gewährleistet. In der Zeit t₃₂ bis t₃₉ fand keine Betätigung der Schrittschaltmotore statt und ist somit eine verbesserte Geräuschsituation für die Vorrich tung sichergestellt.

Man beachte, daß in der erfindungsgemäßen Ausführungsform die vorgegebenen Vertikalgeschwindigkeits-Schwellenwerte zur Erzeugung eines Steuersignals, auf das keine Betätigung des jeweiligen Schrittschaltmotors erfolgt, die positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte sind, die auf "0" gehen, wenn die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse entwe der den positiven oder den negativen oberen oder unteren Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwert überschreitet, so daß sozusagen die Totzone als "0" ausgeschaltet wird. Da jedoch nur die Einengung eines betätigungslosen Bereichs des Schrittschaltmotors entsprechend der Totzone wie vorbe schrieben die Dämpfwirkung auf eine starke Eingangsschwin gung bei zustellen vermag, läßt sich mittels der erfindungs gemäßen Vorrichtung und des erfindungsgemäßen Verfahrens die Dämpfwirkung erhöhen und der Eindruck des Fahrzeug schwankens ausschalten, indem die den Totzonenschwellen ent sprechenden vorgegebenen Vertikalgeschwindigkeitswerte um vorgegebene Größen reduziert werden.

Wenngleich der in der erfindungsgemäßen Ausführungsform zur Steuerung der Dämpfungskraft benutzte Ventilkörper 31 als Drehventil vorgesehen ist, kann dieser auch in Spulen ausführung eingesetzt und können für die Aus- und Einfede rungsphase unterschiedliche Arbeitsfluid-Strömungskanäle an geordnet werden. Im letzteren Falle wird ein Ritzel mit der Drehachse eines jeden der Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR verbunden und ein mit diesem kämmendes Zahnsegment an der Verbindungsstange 42 befestigt. Wahlweise kann die Verschie beposition des Ventilkörpers 31 mittels einer auf diesem an geordneten Elektromagnetspule gesteuert werden.

Obgleich in der erfindungsgemäßen Ausführungsform die Ver tikalbeschleunigung des Fahrzeugaufbaus erfaßt und die auf der "Sky Hook"-Theorie basierende Steuerung der Dämpfungs kraft auf der Basis der auf die Fahrzeugkarosserie einwir kenden jeweils erfaßten Vertikalbeschleunigung erfolgt, kann zusätzlich ein Hubsensor vorgesehen werden, welcher die relative Verschiebung bzw. Bewegung zwischen der Karosserie und den jeweiligen Straßenrädern erfaßt. In diesem Falle kann der Dämpfungskoeffizient C im Wege der nachstehenden Formel (9) auf der Basis der relativen Geschwindigkeit zwi schen der gefederten und der ungefederten Masse errechnet werden, wobei es sich bei dieser relativen Geschwindigkeit X_Di′ um einen differenzierten Wert des die vom Hubsensor erfaßte relative Verschiebung X_Di zwischen der Fahrzeugkaros serie und dem jeweiligen Straßenrad repräsentierenden Aus gangssignals handelt, die Vertikalgeschwindigkeit X₂_i′ der Karosserie (gefederten Masse), d. h. die Zielposition P_D, bei spielsweise über eine der Fig. 7 entsprechende Tabelle auf der Basis des Dämpfungskoeffizienten C errechnet wird, und die Steuerung der Dämpfungskraft nach der sogenannten "Sky Hook"-Theorie erfolgt:

C = C_s · (X₂_i′/X_Di′) (9).

In der vorstehenden Gleichung (9) bezeichnet C_S einen vor eingestellten Stoßdämpfer-Dämpfungskoeffizienten.

Wenngleich in der erfindungsgemäßen Ausführungsform die Dämpfungskraftsteuerung zur Ausschaltung von Lage- bzw. Stellungsänderungen der Fahrzeugkarosserie infolge Schwin gungseintrag von der Fahrbahnoberfläche aus beschrieben wur de, ist in der Kombination hiermit auch eine Dämpfungskraft steuerung möglich, bei welcher die jeweilige Fahrbedingung wie zum Beispiel der Bremszustand des Fahrzeugs erfaßt wird, um auf der Basis der so erfaßten Bremsbedingung lage- bzw. stellungsmäßige Veränderungen des Fahrzeugaufbaus zu unterdrücken.

Weiter wird in der erfindungsgemäßen Ausführungsform der Mikrocomputer 56 im Steuergerät der Vorrichtung zur variab len Dämpfungskraftsteuerung benutzt, doch lassen sich elek tronische Schaltungen, beispielsweise eine Rechenschaltung, einsetzen oder mit diesem kombinieren.

Zwar sind gemäß der erfindungsgemäßen Ausführungsform Sensoren 51FL bis 51RR zur Erfassung von Vertikalbeschleu nigungen der gefederten Masse an den Anordnungspunkten der jeweiligen Straßenräder an der Karosserie 2, d. h. im Be reich des vorderen linken Rads 1FL′ des vorderen rechten Rads 1FR, des hinteren linken Rads 1RL und des hinteren rechten Rads 1RR vorgesehen, doch kann jeder dieser Verti kalbeschleunigungssensoren entfallen und die Vertikalbe schleunigung der gefederten Masse im Bereich dieses entfal lenen Sensors anhand der Ausgangssignale der übrigen Senso ren ermittelt werden.

Da weiter in der erfindungsgemäßen Ausführungsform die Schrittschaltmotore 41FL bis 41RR rückführungslos gesteuert (betätigt) werden, ist jeder Drehwinkel derselben beispiels weise mittels eines Schrittgebers erfaßbar, dessen Aus gangssignal zur Steuerung des Drehwinkels des jeweiligen Schrittschaltmotors in Form einer Rückführungsregelung be nutzt wird.

Durch die vorliegende Erfindung bieten sich eine Reihe von Vorteilen.

Claims

1. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug mit: a) einer Einrichtung zur Erfassung des Verhaltens eines Fahrzeug aufbaus und Ausgabe eines Signals, das der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse mit Bezug auf die Fahrzeugkarosserie entspricht; b) einer auf das Signal der Erfassungseinrichtung ansprechenden Steuereinrich tung, die eine Dämpfungskraft entsprechend der Größe und Richtung des Ausgangssignals der Erfassungseinrichtung errechnet und ein der errechneten Dämpfungskraft entspre chendes Steuersignal ausgibt; c) einer auf das von der Steuereinrichtung her anfallende Steuersignal ansprechen den Retätigungseinrichtung, die so auf einen ihr zugeord neten Ventilkörper einwirkt, daß dieser aus einer Aus gangstellung über einen Winkel hinweg in eine der Größe und Richtung des von der Steuereinrichtung abgegebenen Steuersignals entsprechende Zielposition gedreht wird; d) einer zwischen einem gefederten und einem ungefederten Massenelement des Fahrzeugs angeordneten Dämpfungsein richtung mit einem Ventilkörper, einer Kolbenanordnung sowie von der letzteren gebildeten oberen und unteren Ar beitsfluidkammern zur Erzeugung einer Ziel-Dämpfungskraft mindestens in der Aus- oder der Einfederungsphase je nach der Zielstellung, in welche der Ventilkörper gedreht wur de und je nachdem, ob die Dämpfungskraft in Abhängigkeit von der Vertikalbewegung der Kolbenanordnung relativ zur Fahrzeugkarosserie in der Aus- oder der Einfederungsphase erzeugt wird; e) einer Totzonen-Einstelleinrichtung zum Einstellen positiver und negativer Totzonen-Schwellenwer te zwecks Bildung einer Totzone, innerhalb welcher durch die Steuereinrichtung keine Ausgabe des Steuersignals an die Betätigungseinrichtung in Abhängigkeit von der Größe und Richtung des Ausgangssignals der Erfassungseinrich tung erfolgt, so daß der Ventilkörper keine Drehung aus seiner Ausgangsposition heraus erfährt und jede der von der Dämpfungseinrichtung in sowohl der Aus- als auch der Einfederungsphase ausgehenden Dämpfungskräfte der jeweils kleinsten Dämpfungskraft entspricht; f) einer Einrichtung zur Einstellung positiver und negativer oberer und unte rer Grenzschwellenwerte für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, deren absolute Größen höher liegen als die der positiven und negativen Totzonen-Schwellen werte, wobei die Ausgabe des Steuersignals von der Steu ereinrichtung an die Betätigungseinrichtung erfolgt in der Weise, daß der Ventilkörper in eine maximale Ziel position gedreht und eine maximale Dämpfungskraft in ent weder der Aus- oder der Einfederungsphase je nach Rich tung des von der Erfassungseinrichtung abgegebenen Aus gangssignals erzeugt wird, wenn dieses Signal gleich wird oder größer als der obere oder untere Grenz-Schwellen wert der positiven oder negativen Vertikalgeschwindig keit der gefederten Masse; und g) einer Einrichtung zur Änderung des Totzonen-Schwellenwertes, welche einen Abso lutwert mindestens des positiven oder des negativen Tot zonen-Schwellenwertes um eine vorgegebene Größe redu ziert, wenn das Ausgangssignal der Erfassungseinrichtung gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse.

2. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 1, deren Einrichtung zur Änderung des Totzonen-Schwellenwer tes die Absolutwerte sowohl des positiven als auch des negativen Totzonen-Schwellenwertes um eine vorgegebene Größe reduziert, wenn das Ausgangssignal der Erfassungs einrichtung gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse.

3. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 2, deren Einrichtung zur Änderung des Totzonen-Schwellenwer tes die Absolutwerte sowohl des positiven als auch des negativen Totzonen-Schwellenwertes um eine vorgegebene Größe reduziert, wenn das Ausgangssignal der Erfassungs einrichtung gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, wobei die vorgegebene Größe so gewählt ist, daß beide Absolut werte der positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte gleich sind dem Nullwert des von der Erfassungseinrich tung abgegebenen Ausgangssignals.

4. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 3, deren Erfassungseinrichtung aufweist eine Vorrichtung zur Erfassung der Vertikalbeschleunigung der gefederten Masse und Ausgabe eines diese Vertikalbeschleunigung repräsen tierenden Signals sowie eine Vorrichtung zur Erfassung der Vertikalgeschwindigkeit, die ein für die Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse repräsentatives Signal vom Signal der Vertikalbeschleunigung ableitet.

5. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 4 mit einer ersten Erfassungseinrichtung zur Bestimmung, ob das Signal der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ gleich wird oder größer als der positive Schwellenwert X_2i0 _1′ für niedrige Dämpfungskraft, unterhalb dem die Zielposition P_D des Ventilkörpers in der Ausfede rungsphase eine geringe Dämpfungskraft D/Fmin ergibt und einer zweiten Erfassungseinrichtung zur Bestimmung, ob das Signal der Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ gleich wird oder größer als der negative Schwellenwert -X_2i0 _1′ für niedrige Dämpfungskraft, oberhalb dem die Zielposition P_D des Ventilkörpers in der Einfede rungsphase eine geringe Dämpfungskraft D/Fmin ergibt, wo bei im Falle der Reduzierung der positiven und negativen Schwellenwerte auf Null beide Absolutgrößen der positi ven und negativen Schwellenwerte ±2_i01′ für schwache Dämpfung entsprechend an Null angenähert werden.

6. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 5 mit einem Zähler zur Registrierung, wie oft das die Ver tikalgeschwindigkeit der gefederten Masse repräsentieren de Signal den Nullpunkt gequert hat, wobei die Einrich tung zur Änderung des positiven und negativen Totzonen- Schwellenwertes die beiden Schwellenwerte ±X_2i _0′ auf ihre Anfangsgrößen zurückführt, wenn der Zähler einen Vorga bezählwert CNT₀ anzeigt.

7. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 6, in welcher der Zähler eine Einrichtung zur Erfassung der Zahl der jeweiligen Nullquerungen aufweist zwecks Fest stellung, ob das Produkt aus einem aktuellen Wert X₂_i′(n) des die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse X₂_i′ repräsentierenden Signals und einem vorhergehenden Wert desselben Null oder negativ ist, wobei der Zähler seinen Stand um Eins (CNT = CNT + 1) inkrementiert, wenn die Er fassungseinrichtung feststellt, daß das dazwischenlie gende Produkt Null oder negativ ist, und wobei der vor hergehende Wert X₂_i′(n-1) die Größe des Signals der Verti kalgeschwindigkeit aus dem jeweils vor dem aktuellen Wert X₂_i′ _(n) liegenden Abfragezyklus ist, und wenn die Absolut größe |X_2i′(n)| des aktuellen Wertes gleich ist oder größer als der Wert X_2i _1′ des positiven oder negativen oberen oder unteren Vertikalgeschwindigkeits-Grenzschwellenwer tes der gefederten Masse.

8. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 7 mit einer dritten Erfassungseinrichtung zur Feststellung, ob der aktuelle Wert X_2i′(n) des für die Vertikalgeschwin digkeit der gefederten Masse repräsentativen Signals un ter Null liegt, wobei die Steuereinrichtung nach der Gleichung α₂ = (X₂_i′(n) - X_2i _0′)/(X_2i′MAX - X_2i _0′) einen Zielpo positions-Proportionalkoeffizienten α₂ errechnet, wenn die dritte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der aktuelle Wert X_2i _′(n) gleich Null oder positiv ist, und die Zielposition des Ventilkörpers nach der Gleichung P_D = α₂·P_MAX, in der P_MAX die maximale Position des Ventilkörpers in der Ausfederungsphase bezeichnet, bei welcher sich die maximale Dämpfungskraft für die Ausfederungsphase ergibt.

9. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 8, in welcher die Betätigungseinrichtung ein dem Ventilkör per der Dämpfervorrichtung zugeordneter Schrittschalt motor ist, wobei die Steuereinrichtung die Schrittregel größe S des Schrittschaltmotors errechnet nach der Gleichung S = P_D · P_A, in der P_A die aktuelle Position des Ventilkörpers bedeutet, und die Schrittgröße S als Steuersignal an den Schrittschaltmotor ausgibt.

10. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 9, in welcher das Steuergerät nach der Gleichung α₁ = (X₂_i′(n) (-X_2i0′))/(-X_2i′MAX - X_2i0′))einen Zielposition-Proportional koeffizienten a₁ errechnet, wenn die dritte Erfassungs einrichtung feststellt, daß der aktuelle Wert X₂_i′(n) negativ ist, und die Zielposition des Ventilkörpers nach der Gleichung P_D = α₁ · -P_MAX, in der -P_MAX die maximale Position des Ventilkörpers in der Einfederungsphase be deutet, bei welcher sich die maximale Dämpfungskraft für die Einfederungsphase ergibt, sowie die Schrittgröße S des Schrittschaltmotors nach der Gleichung S = P_D · P_A, in welcher P_A die vom Ventilkörper aktuell im Zuge seiner Drehbewegung eingenommene Stellung bedeutet, und die Schrittgröße S als Steuersignal an den Schritt schaltmotor aus gibt.

11. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 10, in welcher das Steuergerät aufweist eine vierte Er fassungseinrichtung zur Bestimmung, ob der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₂ der Ausfede rungsphase Eins oder größer ist, eine erste Einstell einrichtung, die den Zielposition-Proportionalkoeffizi enten α₂ der Ausfederungsphase auf Eins setzt, wenn die vierte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der er rechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₂ der Ausfederungsphase Eins oder größer ist, eine fünfte Er fassungseinrichtung zur Feststellung, ob der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₂ der Ausfede rungsphase Eins oder negativ ist, und eine zweite Ein stelleinrichtung, die den Zielpositions-Proportionalkoef fizienten α₂ der Ausfederungsphase auf Null setzt, wenn die fünfte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₂ der Ausfederungsphase Null oder negativ ist.

12. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 11, in welcher das Steuergerät aufweist eine sechste Er fassungseinrichtung zur Bestimmung, ob der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₁ der Einfede rungsphase Eins oder größer ist, eine dritte Ein stelleinrichtung, die den Zielposition-Proportionalkoef fizienten α₁ der Einfederungsphase auf Eins setzt, wenn die sechste Erfassungseinrichtung feststellt, daß der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₁ der Einfederungsphase Eins oder größer ist, eine siebte Er fassungseinrichtung zur Feststellung, ob der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₁ der Einfede rungsphase Null oder negativ ist, und eine vierte Ein stelleinrichtung, die den Zielposition-Proportionalkoef fizienten α₁ der Einfederungsphase auf Null setzt, wenn die siebte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der errechnete Zielposition-Proportionalkoeffizient α₁ der Einfederungsphase Null oder negativ ist.

13. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 12, in welcher das Steuergerät aufweist eine achte Erfassungseinrichtung zur Feststellung, ob der Absolut wert |S| der errechneten Schrittgröße für den Schritt schaltmotor gleich ist oder kleiner als S_MAX, die durch einmalige Berechnung für jeden vorgegebenen Abfragezy klus ermittelte maximale Schrittregelgröße, wobei die Steuereinrichtung die Schrittgröße S ausgibt, wenn die achte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der Abso lutwert |S| der errechneten Schrittgröße gleich ist oder kleiner als S_MAX, und eine neunte Erfassungseinrich tung zur Feststellung, ob der Wert der errechneten Schrittgröße S größer ist als Null, wenn der Absolut wert |S| der errechneten Schrittgröße größer ist als S_MAX, wobei die Steuereinrichtung die Schrittgröße S als -S_MAX an den Schrittschaltmotor (S = -S_MAX) ausgibt, wenn die neunte Erfassungseinrichtung feststellt, daß der Wert der Schrittgröße S gleich ist oder kleiner als Null.

14. Steuereinrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 13, deren Steuergerät aufweist eine Aktualisierungs einrichtung zur Aktualisierung des jeweiligen aktu ellen Wertes X₂_i′ _(n) der Vertikalgeschwindigkeit der gefe derten Masse auf den jeweils vorhergehenden Wert X₂_i′ _(n-1) nach Ausgabe der Schrittgröße S an den Schrittschalt motor.

15. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 14, bei welcher der Vorgabezählwert des Zählers Fünf und die vorgegebene Abfragezykluszeit 3.3 ms ist.

16. Steuervorrichtung für ein Kraftfahrzeug nach Anspruch 15, bei welcher die Dämpfereinrichtung eine Anzahl von zwischen der Karosserie und den Straßenrädern angeord neten Stoßdämpfern umfaßt und die Erfassungseinrich tung zur Erfassung der Vertikalgeschwindigkeit eine An zahl von Vertikalgeschwindigkeitssensoren aufweist, die neben den jeweiligen Stoßdämpfern an der Karosserie an geordnet sind, wobei die Erfassungseinrichtung unter Heranziehung von Integrationen der jeweils erfaßten Signale der Vertikalbeschleunigung der gefederten Masse die Vertikalgeschwindigkeiten X₂_i′ ableitet, und wobei i eine der Positionen (FL, FR, RL oder RR) der Straßenräder am Fahrzeugaufbau bezeichnet.

17. Verfahren zum Steuern der Dämpfungskraft eines zwischen einem gefederten und einem ungefederten Massenelement angeordneten Kraftfahrzeug-Stoßdämpfers, das die folgenden Schritte umfaßt: a) Erfassung des Verhaltens eines Fahrzeugaufbaus und Ausgabe eines der Vertikalge schwindigkeit der gefederten Masse relativ zur Fahrzeug karosserie entsprechenden Signals; b) Errechnen einer der Größe und Richtung des aus Schritt a) abgeleiteten Signals entsprechenden Dämpfungskraft in Ansprechung auf dieses und Ausgabe eines für die errechnete Dämpfungs kraft repräsentativen Steuersignals; c) Betätigung eines im Stoßdämpfer installierten Ventilkörpers in Anspre chung auf dieses aus Schritt b) anfallende Steuersignal d) Erzeugen einer Ziel-Dämpfungskraft in zumindest der Aus- oder der Einfederungsphase entsprechend der Zielpo sition, in welche der Ventilkörper gedreht wurde und je nachdem, ob die Dämpfungskraft in Abhängigkeit von der Bewegungsrichtung der Kolbenanordnung im Ventilkörper des Stoßdämpfers in der Aus- oder der Einfederungsphase erzeugt wird; e) Einstellen positiver und negativer Tot zonen-Schwellenwerte zwecks Bildung einer Totzone, in nerhalb welcher gemäß Schritt b) keine Ausgabe des Steuersignals in Schritt c) in Abhängigkeit von der Größe und Richtung des Ausgangssignals aus Schritt a) erfolgt, so daß der Ventilkörper keine Drehung aus sei ner neutralen Stellung heraus erfährt und jede der vom Stoßdämpfer in sowohl der Aus- als auch der Einfede rungsphase ausgehenden Dämpfungskräfte der jeweils kleinsten Dämpfungskraft entspricht; f) Einstellen posi tiver und negativer oberer und unterer Grenzschwellen werte für die Vertikalgeschwindigkeit der gefederten Masse, deren absolute Größen höher liegen als die der positiven und negativen Totzonen-Schwellenwerte in Schritt c), wobei die Ausgabe des Steuersignals in Schritt d) in der Weise erfolgt, daß der Ventilkörper in seine maximale Zielposition gedreht wird zwecks Er zeugung einer maximalen Dämpfungskraft in entweder der Aus- oder der Einfederungsphase je nach Richtung des aus Schritt a) anfallenden Ausgangssignals, wenn dieses Aus gangssignal aus Schritt a) gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenz schwellenwert der Vertikalgeschwindigkeit der gefeder ten Masse; und g) Reduzieren des Absolutwerts mindestens des positiven oder des negativen Totzonen-Schwellenwer tes um eine vorgegebene Größe, wenn dieses Signal aus Schritt a) gleich wird oder größer als der positive oder negative obere oder untere Grenzschwellenwert der positiven oder negativen Vertikalgeschwindigkeit der ge federten Masse.