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Verfahren zur Einstellung eines optimierten Bremsschlupfs
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Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Einstellung eines hinsichtlich
des Kraftschlußbeiwerts in Längs- und Querrichtung optimierten Bremsschlupfs eines
Fahrzeugrads mit den Merkmalen des Oberbegriffs des Anspruchs 1.
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Verfahren zur Regelung des Bremsschlupfs sind bekannt und werden zur
Antiblockierregelung verwendet Sz.B. DE-PS 2 113 307). Es wird dort ein fester maximaler
Bremsschlupf (VF-YR) ; VR = Radgeschwindigkeit, VF = Fahrzeuggeschwindigkeit von
z.B. VF 15% vorgegeben und der Bremsdruck so geregelt, daß der Schlupf unter dieser
Schwelle liegt.
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Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es, während einer geregelten
Bremsung eines Fahrzeugrades einen Bremsschlupfwert einzustellen, bei dem zum einen
der Kraftschlußbeiwert p in Längsrichtung nahe dem maximal erreichbaren Wert liegt,
und zum anderen ein ausreichender Kraftschlußbeiwert in Querrichtung zur Verfügung
steht. Der dafür benötigte Schlupfwert liegt unterhalb des Wertes, an dem der Kraftschlußbeiwert
in Längsrichtung maximal ist.
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Diese Aufgabe wird durch die im Anspruch 1 angegebenen Merkmale gelöst.
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Während am maximalen Kraftschlußbeiwert in Längsrichtung die Bremsschlupfkurve
p (X) die Steigung Null besitzt, nimmt p (X) am einzustellenden Schlupfwert positive
Steigungen an. Dies zeigt Fig. 1. Neben dem Vorteil
höherer Seitenführungskräfte
bietet die erfindungsgemäße Lehre die Möglichkeit, die bei geregelter Bremsung am
Fahrzeug angreifenden Giermomente gezielt zu beschränken und damit die Fahrzeugbeherrschbarkeit
zu verbessern.
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Abhängig von den Sollwertvorgaben findet das Regelkonzept also selbsttätig
einen Kompromiß zwischen möglichst hoher Bremskraft und hoher Seitenführungskraft
des Rades. Im Gegensatz zu bestehenden Regel konzepten können zu hohe Bremsschlupfbereiche
mit geringer Seitenführungskraft vermieden werden.
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Diese Eigenschaft bleibt auch bei sehr unterschiedlichen Reibverhältnissen
zwischen Reifen und Straße bestehen.
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Man kann den vorgegebenen positiven Steigungswert als Festwert vorgeben
(z.B. 3-5), ihn in Abhängigkeit von den augenblicklichen Bedingungen auch variieren,
ihn z.B. vom Lenkwinkel a abhängig machen und ihn z.B. bei Geradeausfahrt, bei der
kein Kraftschlußbeiwert in Querrichtung benötigt wird, sogar zu 0 werden lassen.
Weiterhin kann man den Steigungswert noch von anderen Parametern abhängig machen,
z.B. von der Gierbeschleunigung des Fahrzeuges.
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Der Schlupfregler dem die Differenz des ermittelten Schlupfwerts und
eines Vergleichswerts zugeführt werden, kann als P-Regler ausgebildet sein; vorzugsweise
enthält er zusätzlich noch ein I und/oder ein D Anteil. Aus der mittels dieses Reglers
ermittelten Regelgröße werden je nach Ausbildung der Bremsdrucksteuereinrichtung
(z.B. ein 3/3 Magnetventil) die entsprechenden Ansteuersignale gebildet. Werden
der vom Fahrer vorgegebene Bremsdruck und der herrschende Bremsdruck gemessen, so
kann man die Zeitdauer berechnen, für die die Bremsdrucksteuereinheit in die eine
oder andere Richtung (Druckauf- oder abbau) angesteuert werden muß. Es ist jedoch
auch möglich, ohne diese Druckmeßwerte auszukommen.
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Außerdem ist es möglich, Impulsreihen gegebener Frequenz vorzugeben
und die Breite der Impulse zu variieren.
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Im überlagerten Regelkreis muß eine Schätzgröße (Identifikation) für
du/dX gewonnen werden, die dann mit dem Festwert oder einem änderbaren Steigung
wert für
verglichen wird. In dem Regler des überlagerten Kreises wird mittels des Differenzwertes
entweder ein Vergleichsschlupfwert brief gebildet, mitdem der in üblicher Weise
ermittelte Schlupfwert Xref verglichen wird, wobei die Differenz im unterlagerten
Kreis verarbeitet wird, oder es wird die in üblicher Weise gewonnene Referenzgeschwindigkeit,
die ja bekanntlich nur eine Annäherung an die tatsächliche Fahrzeuggeschwindigkeit
darstellt, mittels des Regelvorgangs des überlagerten Kreises verändert und die
so veränderte Pseudoreferenzgeschwindigkeit in die Schlupfbildung einbezogen. Der
so gewonnene Schlupf wird nunmehr mit einem Festschlupfwert verglichen und die gewonnene
Differenz wird zur Bremsdruckbeeinflussung benutzt.
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Anhand der Zeichnung werden Ausführungsbeispiele der Erfindung näher
erläutert.
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Es zeigen: Fig. 1 zwei Kurvenscharen darstellend den Verlauf des Reibbeiwerts
u in Längs- und Querrichtung mit der Geschwindigkeit als Parameter, Fig. 2 ein Blockschaltbild
eines Kaskaden-Regel kreises mit unter- und überlagertem Kreis, Fig. 3 ein anderes
Blockschaltbild eines Kaskaden-Regelkreis mit unter- und überlagertem Kreis, Fig.
4 ein Diagramm zur Erläuterung der Gewinnung des Ausdrucks für den Bremsdrucksol
lwert, Fig. 5 ein Flußdiagramm für die Ermittlung der Ansteuersignale für die Drucksteueranordnung,
Fig. 6 ein Flußdiagramm zur Identifikation des jeweils vorhandenen Steigungswerts
d/dXref,
Fig. 7 ein Blockschaltbild eines Teils eines Kaskadenregelkreises
gemäß einer anderen Ausbildung, Fig. 8 ein Flußdiagramm zur Identifikation der hierfür
abzuschätzenden Größen a, bo und b-, Fig. 9 ein Flußdiagramm betreffend die Gewinnung
des Reglersignals im überlagerten Regelkreis.
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In Fig. 2 besteht der unterlagerte Regelkreis aus einem Stellglied
1 z.B.
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ein 3/3 Magnetventil, dem der vom Fahrer vorgegebene Bremsdruck PO
und Ansteuersignale eines Regelglieds 2 zugeführt werden, aus einem die Regelstrecke
Rad-Straße-Bremse-Sensor darstellenden Block 3, dem der Bremsdruck PB zugeführt
wird und der ein der Radgeschwindigkeit VR entsprechendes Signal abgibt, aus einem
den Bremsschlupf kref = 1 -VR/vref bildenden Glied 4, dem VR und Vref entsprechende
Signale zugeführt werden, aus einem Additionsglied 5 zur Bildung der Differenz eines
fest vorgegebenen Schlupfwerts kref und des ermittelten Schlupfwerts Xref und aus
dem Regelglied 2, dem gegebenenfalls noch die Werte der Drücke PO und PB zugeführt
werden.
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Der überlagerte Regelkreis besteht aus einem Identifikationsblock
6, aus einem Additionsglied 7, dem der identifizierte Steigungswert d/dXref und
der vorgegebene Vergleichswert
zugeführt werden, aus einem Regelglied 8, dem die Differenz
- d/dXref zugeführt wird und das ein aus dieser Regelabweichung gewonnenes Signal
RA abgibt, aus einem Multiplizierer 9, in dem die in einem Block 11 in üblicher
Weise aus den Radgeschwindigkeiten gewonnene, der Fahrzeuggeschwindigkeit Vref mit
RA multipliziert wird und aus einem Additionsglied 10, in dem zu dem Produkt aus
dem Multiplikationsglied 9 noch die Referenzgeschwindigkeit zu addiert wird. Die
dabei gewonnene Pseudoreferenzgeschwindigkeit Vref wird dem Identifikationsblock
6 als Fahrzeuggeschwindigkeit zugeführt, dem auch noch ein Signal entsprechend VR
und gegebenenfalls ein Signal entsprechend PB zugeführt wird. Außerdem wird der
gewonnene Wert für Vref dem Block 4 als Referenzgeschwindigkeit zugeführt. Obwohl
hier eine konstante Vergleichsgröße fref vorgegeben ist, wird über die Pseudoreferenzgeschwindigkeit
Vref ein falscher Schlupf mit kref vorgetäuscht und der tatsächlich eingestellte
Schlupfwert X variiert.
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Der in Fig. 3 dargestellte Regelkreis unterscheidet sich von dem der
Fig. 2 lediglich dadurch, daß im den Schlupf bildenden Glied 4' die von den Rädern
abgeleitete Referenzgeschwindigkeit Vref verwertet wird, daß dem Additionsglied
5' die Regelabweichung des Reglers 8 direkt als ReferenzschluRf BrPf zugeführt wird,
und daß durch einen Block 12 angedeutet ist, daß
in Abhängigkeit von Parametern variiert werden kann.
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Die letztgenannte Maßnahme ist auch beim Ausführungsbeispiel der Fig.
2 anwendbar.
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Die Regler 2 der Fig. 2 und 3 werten die Schlupfdifferenz des Addierglieds
5 aus und erzeugen Steuersignale für das Stellglied 1 zur Variation des Bremsdrucks.
Die Schlupfdifferenz wird über den überlagerten Regelkreis in Abhänalakeit vom in
Block 6 identifizierten Steiaunaswert der u-SchluDfkurve im Vergleich zum z.B. vorgegebenen
Festwert
beeinflußt, sodaß die gesamte Regelanordnung einen Schlupfwert einstellt, dem bei
der gerade gültigen p-Schlupfkurve ein dem Festwert entsprechender Steigungswert
entspricht.
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Für die Auslegung des Schlupfregelkreises wird beispielhaft der Fall
vorgestellt, daß die Druckmodulation mit einem 3/3-Magnetventil erzeugt wird.
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Die 3 Stellungen dieses Ventils werden durch die Differentialgleichungen
PB = C+ (Po-PB), - Druckaufbau } PB = C- PB , - Druckabbau } (1) PB = 0 , - Druckhalten
1 beschrieben.
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Die Ansteuerung des Magnetventils erfolgt durch einen Leistungsverstärker,
an dessen Eingang ein Stellsignal ansteht.
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Dieses Stellsignal wird von dem Regler 2 erzeugt und kann die Werte:
-1 (Druckabbau), O (Druckhalten) und 1 (Druckaufbau) annehmen. Der Regler 2 besteht
aus 2 Teilen. Der erst Teil ermittelt die zur Regelung des Bremsschlupfs erforderliche
Stellvorgabe.
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Der zweite Teil ermittelt daraus die notwendige Ventilstellung.
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Im folgenden werden zwei mögliche Auslegungen des Reglers 2 beschrieben.
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Zur Vereinfachung der Beschreibung sind die verwendeten Symbole in
einer Auflistung in Anhang II erläutert.
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Bei der ersten Auslegung ermittelt der Regler 2 in seinem ersten Teil
den Sollbremsdruck PBSoll zu: PBSoll = (CB # µ)max . (#*ref-#ref) + (CB # µ)max
(2) 2 # ## # C1 2 # C1 Darin sind X*ref, eX, (Cs # µ)max vorzugebende Größen.
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Die Ableitung dieser Beziehung ist in einem Anhang I niedergelegt,
der sich auf Fig. 4 bezieht.
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Unter der Voraussetzung, daß Xref und C1 exakt bekannt wären, und
sich PB = PBSoll mit hinreichend geringer Verzögerung einstellt, wäre garantiert,
daß sich ein stationärer Zustand einstellt, für den #*ref-## < Xref < X*ref
+ eX (3) gilt.
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Aus (3) wird ersichtlich, daß sich eine bleibende Regelabweichung
von maximal eX einstellen kann.
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Um auch diese noch zu verhindern, wird zum Ausdruck (2) ein I-Anteil
hinzugenommen.
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Mit einem zusätzlichen D-Anteil läßt sich noch das Einschwingverhalten
verbessern. Dann lautet die Beziehung PBSoll = KR#{KP#(#*ref-#ref) + KD#d (#*ref-#ref)
+ Io
(CB # µ)max 1 } (4) mit Io = 1, KR = , Kp = } 2 # C1 ## }
Die in
(4) benötigte Größe C1 ist tatsächlich nur ungenau bekannt: es wird daher von dem
Schätzwert Cl ausgegangen.
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Für C1 * C1 verändert sich die Reglerverstärkung gegenüber dem gewünschten
Wert, für X $ kref stellt sich ein Schlupfwert X * \*ref ein.
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In dem weiteren Teil des Algorithmus wird die jeweils geeignete Ventilstellung
ermittelt.
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Eine Voraussetzung dazu ist, daß PB und PO gemessen werden. Es wird
zuerst abgefragt (sh. Fig. 5), ob I PBS - PB I < ep ist. Ist dies der Fall, dann
wird das Signal 0 gesetzt, d.h. der Druck wird gehalten. Ist dies nicht der Fall,
so wird aus dem Vorzeichen entschieden, ob Druckaufbau oder -abbau erforderlich
ist. Danach wird die jeweils erforderliche Ventilöffnungszeit AT ermittelt, die
zum Erreichen von PBSoll nötig wäre. Ist AT größer oder gleich einem Regel intervall
TR, so wird ein Steuersignal +1 oder -1 abgegeben, d.h. Druck auf- oder abgebaut.
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Für 4T<TR wird ermittelt, ob PBSoll durch Druckhalten oder durch
Öffnen des Ventils genauer erreicht werden kann. Dementsprechend wird das Steuersignal
+1 (Druckaufbau), O (Druckhalten) oder -1 (Druckabbau) abgegeben, wobei AT die Ventilöffnungszeit
ist bei Druckauf- oder abbau.
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Falls PB und PO nicht gemessen werden können, wird zur Schlupfregelung
die folgende Auslegung benutzt.
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Die Regelabweichung wird in einem PID-Übertragungsglied des Reglers
2 zu UR gemäß
umgeformt. Daraus werden dann die Steuersignale bestimmt: } + 1 für UR > eX,
1 Steuersignal = } O für -eX s UR S +eX, 1 (6) } - 1 für UR < -eX }
Die
beschriebenen Schlupfregelkreise werden durch den überlagerten Regelkreis so eingestellt,
daß die Steigung der Schlupfkurve du/dXref einem vorgebenem Sollwert entspricht.
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Die dazu erforderliche Identifikation der Steigung kann besonders
einfach dann durchgeführt werden, wenn der Druck PB über mehrere Abtastzyklen konstant
gehalten wird.
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Aus (a) des Anhangs I folgt nach einer Differentation .. d; VR = CB-d-l
+ CB p Um diese Beziehung auswerten zu können, müssen folgende Annahmen getroffen
werden: CB ~ CB = const. und CB = O. Darin ist CB ein geschätzter Mittelwert von
CB.
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Daraus ergibt sich in diskretisierter Form die Beziehung
aus der die gesuchte Steigung abgeschätzt werden kann, wobei statt VF die geschätzte
Fahrzeuggeschwindigkeit Vref oder Vref benutzt wird.
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Aus Gleichung (7) geht hervor, daß zur Berechnung der Steigung X $
O gefordert werden muß.
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Um Fehler durch störungsbehaftete VR, Vref und Vref zu verringern,
wird das ermittelte du/dXref begrenzt.
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In Fig. 6 ist das Flußdiagram für die Identifikation dargestellt.
Unterscheidet sich der neue Bremsdruck PB nur wenig vom vorhergehenden PBA(<ep),
so wird identifiziert. Ist er größer, so wird nicht identifiziert.
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Die ersten drei Blöcke des linken Zweigs berücksichtigen den Anlauffall,
bei dem DSL noch nicht den Wert 3 erreicht hat, also noch keine Werte (K-2) bis
K vorliegen und die Identifikation deshalb noch nicht stattfinden kann.
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In den anschließenden Blöcken erfolgt die Identifikation gemäß der
Identifikationsbeziehung (8).
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Ein weiteres Beispiel für die Realisierung des Kaskadenreglers unter
Verwendung von äquidistanten Ansteuerimpulsen fur die Bremsdrucksteuereinheit wird
im folgenden beschrieben.
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Zur Druckmodulation wird wieder ein 3/3-Wegeventil eingesetzt.
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Der Ventilansteuerung ist dabei eine Logik vorgeschaltet, die eine
ihrem Eingangssignal proportionale Öffnungszeit des Einlaß- bzw. Auslaßventils realisiert
und danach beide Ventile schließt, d.h. den Radbremsdruck konstant hält. Für eine
kleine Umgebung des Arbeitsbremsdrucks wird vereinfachend angenommen, daß aus einer
Aufbauzeit AT*(K) eine proportionale Bremsdruckerhöhung APBK resultiert gemäß der
Gleichung #PB(K) = b+ AT*(K) , b+ - const. (9) Analoges gelte für den Druckaufbau:
APB(K) = b # #T-(K) , b- # const. (10) Die Größen b+, b- können, wie später gezeigt
wird, identifiziert werden.
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Um zu hohe Schaltfrequenzen zu vermeiden, werden AT+(K), AT-(K) dann
zu Null gesetzt, wenn sie eine Mindestzeit (von z.B. 2 ms) unterschreiten.
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Nach oben werden QT+(K), aT-(K) auf die Abtastzeit TA begrenzt.
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Im verbleibenden Bereich werden AT+(K), AT-(K) nach folgendem Gesetz
ermittelt: T+ (K) = U(K) } } AT-(K) = 0 } für U(K) > O, } 1 (11) T+(K) = 0 1
für U(K) < 0. 1 AT-(K) = UK 1 1 Die Größe U(K) wird in einem diskreten PDT1-Glied
gebildet:
U(K) = Up(K) + UD(K) , 1 UD(K) = n D UD(K-1) + (1- #D)#
KD(K).(AX(K)-X(K-1))/TA } (12) Up(K) = Kp(K) ##(K) } Die Regelabweichung ##(K) wird
gebildet aus: ##(K) = #*ref(K)-#ref(K) (13) Wegen der dynamischen Eigenschaften
der Regelstrecke ist es sinnvoll, die P.- bzw. D-Verstärkungsfaktoren geschwindigkeitsabhängig
zu machen: Kp(K) = KPO # Vref(K) 1 KD(K) = KDo # Vref(K) 1 (14) Außerdem können
die Faktoren KPO , KDD der Regelstrecke angepaßt werden: Kp(O) = KPO(b+, b-, dµ)
} d# } (15) K0 = KDO(b+, b-, dµ) } d# } Ein Blockschaltbild zur Realisierung dieser
Ansteuerung zeigt Fig. 7.
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Dort wird in einem Block 20 gemäß Gleichung (13) die Regelabweichung
AX(K) gebildet. Im Block 21 wird hieraus gemäß Gleichung (12) zuerst U(K) und hieraus
aT*(K) und AT-(K) gemäß (11) gewonnen. Unter Berücksichtigung der in einem Block
22 eingegebenen identifizierten Größen b+ und b- und den Zeitwerten #T werden im
Block 22 die Impulse eines Impulsgebers 23 konstanter Frequenz in ihrer Länge moduliert
und dem 3/3 Magnetventil. 1' zur Ansteuerung der Druckaufbau- bzw. Druckabbaustellung
zugeführt, wobei die Ansteuerzeiten zwischen einem Minimalwert und einem Maximalwert
variiert werden können. Man könnte b+ und b- auch bei der Berechnung von und AT
bereits berücksichtigen oder wie in der Gleichung (15) angegeben, bei der Berechnung
der Größen Kp und KD eingehen lassen.
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Im Gegensatz zu den beiden vorn beschriebenen adaptiven Schlupfreglern
werden in diesem Beispiel neben der Steigung der Schlupfkurve auch die unbekannten
Proportionalitätsfaktoren b+ und b- identifiziert.
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Aus der Differentialgleichung für das Rad zu zwei Abtastzeitpunkten
VR(K+1) = CB ii(X(K+1))- C1 PB(K+1) 1 VR(K) = CB # µ(#(K)) - C1 PB(K) } (16) läßt
sich die Identifikationsgleichung VR(K+1)-VR(K) = a (X(K-1)-X(K)) - b+ C1 # AT(K)+-b-
# C1 AT(K) (17) gewinnen.
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Hierin sind VR(K+1)-VR(K) = (VR(K+1)-2VR(K) + VR(K-1))/TA, (18) #T(K)+,
AT(K) und (X(K+1)-X(K)) bekannte Größen, während die Koeffizienten a : CB p(X<K+1))-u(X(K))
b+ C1 und b C1 #(K+1)-#(K) identifiziert werden müssen.
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Die Größe u(X(K+1))-(X(K)) X(K+1)-X(K) dµ ist die mittlere Steigung
dX der Schlupfkurve im betrachteten Zeitintervall.
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Die Identifikation aus Gleichung (17) geschieht durch Einsetzen der
Meßwerte an mehreren Zeitpunkten und kann mit einer der bekannten Identifizierungsmethoden
(z.B. der Methode der kleinsten Fehlerquadrate) erfolgen. Da in-Gleichung (17) der
Schlupf unter Verwendung von Vref gebildet wird, muß zur Identifikation X durch
kref angenähert werden.
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Ein Flußdiagramm dieser Identifikation zeigt Fig. 8. Dort wird der
Ausdruck z gemäß Gleichung (18) gebildet und die Größen a1 bis a3 berechnet. Im
folgenden Block (Rekursive Schätzung) wird ein Gleichungssystem mit den Unbekannten
x1 bis x3 nach der Methode Recursiv Least Squares, Sqare Root Information Filter
oder einem anderen Verfahren gelöst, wobei sich dann die gesuchten Werte du/dX,
b+ und b- errechnen lassen.
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Nach Erhalt des Steigungswertes auf eine der angegebenen Methoden
wird im Additionsglied 7 die Differenz
| dpl I(K-1) |
| dX Soll dX (K-1) |
gebildet und im Regler 8 die Berechnung des Stellsignals RA nach dem in Fig. 9 gezeigten
Ablauf vorgenommen. Ist das ermittelte du/dX kleiner 0, so wird der augenblicklichen
Regelabweichung eine Konstante zugefügt, um du/dX wieder in den positiven Bereich
zu bringen. Ist d/dX größer 0, so wird obige Differenz (DELB) gebildet und dem Regler
8 zugeführt. Dieser hat-Integrationsverhalten.
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Das Reglerausgangssignal RA wird im Ausführungsbeispiel gemäß Fig.
2 dann nach der Berechnung von Vref =Vref RA + Vref (18) der Berechnung des Referenzschlupfs
zugeführt.
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Durch die Umformung gemäß Gleichung (18) kann verhindert werden, daß
Vref unzulässig absinkt, wenn Vref durch Fehler in ihrer Berechnung zu weit sinkt.
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Im Ausführungsbeispiel der Fig. 3 entspricht RA dem Soll-Referenzsignal
X*ref.
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Anhang I Zur Auslegung des Reglers 2 wird das folgende Verfahren angewandt:
VR = -C1 # PB + CB u(X,Parameter),
Aus (a) sollen nun stationäre Zustände ermittelt werden.
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Für diese gilt: X = 1 - VR/VF = const., d.h. #s = 0.
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Daraus folgt: VRS = (1 - Xs).VFS, (b) worin VFS nahezu konstant ist.
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Die Gleichung (2) wird damit zu (1 - #s)#VFS + C1 PBS = CB # µ(#s).
(c) Im folgenden wird ein Regelgesetz zugrundegelegt, das einen linearen Zusammenhang
zwischen PBSoll und X vorsieht; es gilt dann PBSoll = PBSoll(X).
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Die stationäre Lösung X ist nun durch den Schnittpunkt zwischen der
Geraden (1 - #)#VFS + C1 PBSoll(X) und der Kurve Cg p(X) bestimmt.
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Unter Vernachlässigung des Terms (1 - X) VFS wurde dieser Sachverhalt
in Fig. 4 dargestellt. Mit den in Fig. 4 angegebenen Bezeichnungen ergibt sich für
Pßsoll die Beziehung gemäß Gleichung (2).
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Anhang II Verwendete Symbole PB Bremsdruck (Radbremszylinder) PO Vordruck
X Schlupf Xref Referenzschlupf VF Fahrzeuggeschwindigkeit VR Radgeschwindigkeit
Vref 1 Referenzgeschwindigkeiten Vref } µ Kraftschlußbeiwert CX, #p Schwellenwerte
(Regelabweichung) Rd dynamischer Radradius PB Bremskraft FN Normalkraft auf Rad
J Radträgheitsmoment B) (Bremsmoment/Bremsdruck) PB Ki1 Verstärkungsfaktoren TR
Regel-Intervall TA Abtast-Intervall C+, C, b+, b- Ventilkonstanten C1, CB siehe
Gleichung (2) C1, CB Schätzwerte hierfür (CB#µ)max maximal zu erwartender Wert für
C8 C1 PBSoll einzustellende Radverzögerungsgerade Sprung im Radbremsdruck YD Gewichtungsfaktor
AT, AT+, AT Ventilöffnungszeiten