FR2784941A1

FR2784941A1 - Systeme de commande pour mecanisme de support elastique tel qu'un mecanisme de suspension pour vehicule

Info

Publication number: FR2784941A1
Application number: FR9911308A
Authority: FR
Inventors: Satoru Ohsaku; Ichisei Kamimura
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1998-09-10
Filing date: 1999-09-09
Publication date: 2000-04-28
Anticipated expiration: 2019-09-09
Also published as: JP3787038B2; FR2784941B1; DE19943112A1; JP2000148208A; DE19943112B4; US6314353B1

Abstract

Le système de commande inclut un amortisseur entre des éléments de masse non suspendue et suspendue d'un véhicule. Un coefficient d'amortissement est divisé en parties linéaire et non linéaire. La partie non linéaire est définie comme entrée de commande u et appliquée avec un poids de fréquence Wu (S), tandis qu'une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue, une vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue et une accélération verticale de l'élément de masse suspendue sont définies comme sortie d'évaluation Zp et appliquées avec un poids de fréquence Ws (S). Une théorie de commande non linéaire HInfin est appliquée à un plan généralisé pour obtenir une solution symétrique définie positive P et calculer une force d'amortissement cible sur la base d'une solution symétrique définie positive P et d'une quantité d'état liée au déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue.

Description

SYSTEME DE COMMANDE POUR MECANISME DE SUPPORT ELASTIQUE TEL
QU'UN MECANISME DE SUSPENSION POUR VEHICULE
La présente invention se rapporte à un mécanisme de support élastique pour supporter de manière élastique la structure constitutive d'un véhicule sur roues. Plus précisément, la présente invention se rapporte à un système de commande destiné à un mécanisme de support élastique tel qu'un mécanisme de suspension disposé entre une masse non suspendue et une masse suspendue du véhicule sur roues afin de commander une force d'amortissement ou un coefficient d'amortissement d'un absorbeur de chocs ou d'un dispositif d'amortissement assemblé en son sein.

Dans un mécanisme de suspension classique d'un véhicule sur roues, une quantité d'état de déplacement d'une masse suspendue ou d'une masse non suspendue du véhicule est détectée pour déterminer une force d'amortissement cible ou un coefficient d'amortissement cible sur la base de la quantité d'état de déplacement détectée afin d'ajuster de ce fait la force d'amortissement ou le coefficient d'amortissement d'un absorbeur de chocs ou d'un dispositif d'amortissement assemblé dans le mécanisme de suspension à la force d'amortissement ou au coefficient d'amortissement cible. Il est décrit dans la publication en attente d'examen de brevet japonais N 10- 119528 un système de commande destiné au mécanisme de suspension dans lequel la théorie "skyhook" (rail aérien imaginaire) bien connue est appliquée afin de déterminer un coefficient d'amortissement cible sur la base d'une accélération de la masse suspendue et d'une vitesse relative de la masse suspendue par rapport à la masse non suspendue dans une direction verticale.

Dans le mécanisme de suspension décrit ci-dessus, toutefois, la force d'amortissement de l'absorbeur de chocs ou du dispositif d'amortissement est définie par le produit

de la vitesse relative de la masse suspendue avec la masse non suspendue et le coefficient d'amortissement, alors que le coefficient d'amortissement change de manière non linéaire selon la vitesse relative de la masse suspendue. Pour cette raison, la conception du système de commande devient très compliquée. Par exemple, il a été envisagé d'estimer un plan indicatif d'un espace d'état dans le mécanisme de suspension pour la conception du système de commande. Toutefois, du fait que le plan est bilinéaire, on est obligé d'appliquer une loi approximative à une plage où une entrée de commande ne serait pas réalisée dans le mécanisme de support élastique tel qu'un mécanisme de suspension, même si une théorie de contrôle linéaire était appliquée au système bilinéaire. Pour cette raison, une spécification de commande (une condition de norme) donnée lors d'une étape de conception peut ne pas être satisfaite théoriquement. Il s'ensuit que l'entrée de commande devient discontinue et entraîne une certaine incompatibilité dans la commande du mécanisme de suspension.

En conséquence, un but principal de la présente invention est de proposer un système de commande pour un mécanisme de support élastique tel qu'un mécanisme de suspension de véhicule capable d'améliorer le confort de conduite du véhicule sans entraîner aucune sensation d'inconfort dans la commande du mécanisme de suspension.

En conformité avec la présente invention, le but est atteint en proposant un système de commande destiné à un mécanisme de support élastique incluant un amortisseur ou un absorbeur de chocs assemblé dans celui-ci destiné à supporter de manière élastique sur celui-ci un objet, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification de conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire pour calculer une force d'amortissement cible et pour ajuster une force d'amortissement réelle de

l'amortisseur ou de l'absorbeur de chocs à la force d'amortissement cible calculée. Dans un mode de réalisation pratique de la présente invention, le mécanisme de support élastique se présente sous la forme d'un mécanisme de support élastique dans un véhicule sur roues pour supporter élastiquement un élément constitutif du véhicule tel qu'un châssis du véhicule, un organe d'entraînement ou analogues. Dans le système de commande, on a pu appliquer en tant que théorie de commande soit une commande de rétroaction d'état H# non linéaire, soit une commande de rétroaction de sortie H non linéaire, soit une commande H# non linéaire utilisant un filtre de Kalman.

Avec le système de commande, une condition de norme donnée lors d'une étape de conception est satisfaite même dans un mécanisme de support élastique sous la forme d'un système bilinéaire tel qu'un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues de sorte qu'une entrée de commande change continuellement afin de commander un amortisseur dans le mécanisme de support élastique sans entraîner aucune sensation d'inconfort dans la commande du mécanisme de support.

Dans le cas où la présente invention est appliquée à un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues, il est préférable que le système de commande comprenne un moyen de détection destiné à détecter une quantité d'état par rapport à un déplacement vertical des éléments de masse suspendue et de masse non suspendue, un moyen de mémoire destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur la base de la théorie de commande et un moyen de calcul destiné à calculer la force d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique définie positive mémorisée et de la quantité d'état détectée. En variante, le système de commande peut comprendre un moyen de détection pour détecter une partie d'une pluralité de quantités d'états par rapport au

déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue, un moyen d'estimation destiné à estimer l'autre partie des quantités d'états en utilisant un observateur, un moyen de mémoire destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur la base de la théorie de commande et un moyen de calcul destiné à calculer la force d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique définie positive mémorisée, de la quantité d'état détectée et de la quantité d'état estimée.

Dans ce cas, il est souhaitable qu'une quantité de déplacement vertical d'un pneu d'une roue en contact avec la route, une quantité de déplacement vertical relative de l'élément de masse suspendue par rapport à un élément de masse non suspendue, une vitesse verticale de l'élément de masse non suspendue et une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue soient détectées en tant que quantités d'état.

Avec la disposition ci-dessus, une condition de norme donnée lors d'une étape de conception est satisfaite même dans un tel système de commande bilinéaire décrit cidessus, de sorte qu'une entrée de commande change continuellement afin d'améliorer la tenue de route et le confort de conduite du véhicule sans entraîner aucune sensation d'inconfort dans la commande du mécanisme de suspension.

En conformité avec un aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de support élastique tel qu'un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues, dans lequel un coefficient d'amortissement d'un amortisseur assemblé dans le mécanisme de support élastique est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel le système de commande comprend un premier moyen de calcul pour calculer la partie non linéaire du coefficient d'amortissement sur la base d'une théorie de commande non linéaire H# et un

second moyen de calcul destiné à calculer un coefficient d'amortissement cible sur la base d'une synthèse de la partie linéaire du coefficient d'amortissement et de la partie non linéaire calculée. Dans le système de commande, une force d'amortissement cible peut être calculée en détectant ou en estimant une vitesse relative d'un élément de masse suspendue par rapport à un élément de masse non suspendue et en multipliant la vitesse relative par le coefficient d'amortissement cible calculé.

En conformité avec un autre aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de support élastique dans lequel un coefficient d'amortissement d'un amortisseur assemblé dans le mécanisme de support est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel chaque gain de la partie linéaire et de la partie non linéaire est défini d'une manière telle qu'une force d'amortissement cible est déterminée dans une plage d'une force d'amortissement réelle produite par l'amortisseur. Dans le système de commande, il est préférable que la partie linéaire du coefficient d'amortissement de l'amortisseur soit définie de façon à être située entre une force d'amortissement minimale de l'amortisseur et une force d'amortissement maximale de l'amortisseur. Avec le système de commande, une spécification de commande ou une condition de norme donnée lors d'une étape de la conception est satisfaite d'une manière telle qu'une entrée de commande change continuellement afin de commander le mécanisme de support sans entraîner aucune sensation d'inconfort.

En conformité avec un autre aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de support élastique dans lequel un amortisseur assemblé dans le mécanisme de support est construit pour être commuté au niveau de plusieurs étapes, dans lesquelles un coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé

en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel une partie linéaire du coefficient d'amortissement est déterminée d'une manière telle qu'une force d'amortissement définie par la partie linéaire devient approximativement égale à une force d'amortissement produite par l'amortisseur à l'une ou l'autre de plusieurs étapes dans une plage réduite. Dans le système de commande, la linéarité de la force d'amortissement par rapport à la vitesse relative devient importante dans la plage réduite, de sorte que la partie non linéaire devienne approximativement nulle. Avec le système de commande, la fréquence de changement de l'amortisseur est réduite afin d'améliorer la durée de vie de l'amortisseur.

En conformité avec un aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de support élastique dans lequel un coefficient d'amortissement d'un amortisseur assemblé dans le mécanisme de support est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel la partie non linéaire est appliquée en tant qu'entrée de commande à un plan généralisé, estimé afin de calculer une force d'amortissement cible et dans lequel l'entrée de commande est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé.

En conformité avec un autre aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues dans lequel une quantité physique se rapportant à un déplacement vertical d'éléments de masse suspendue et non suspendue est appliquée en tant que sortie d'évaluation d'un plan généralisé, estimé pour calculer une force d'amortissement cible, et dans lequel la quantité physique est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé. Dans le système de commande, une accélération verticale, une vitesse verticale et une quantité de déplacement vertical de l'élément de masse suspendue qui influence lors d'une résonance de

l'élément de masse suspendue, une vitesse verticale de l'élément de masse non suspendue, une vitesse relative de l'élément de masse non suspendue par rapport à l'élément de masse suspendue, une quantité de déplacement de pneu qui influence lors d'une résonance de l'élément de masse non suspendue peuvent être utilisées en tant que quantité physique. De préférence, la vitesse verticale de l'élément de masse suspendue qui influence lors d'une résonance de l'élément de masse suspendue et la vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue qui est influencée lors d'une résonance de l'élément de masse non suspendue sont utilisées en tant que quantité physique, afin de limiter l'influence non souhaitée sur le véhicule en conformité avec les plages de fréquence.

Dans le système de commande décrit ci-dessus, il est préférable que la quantité physique inclue plusieurs types de quantités physiques, dans lesquelles chaque poids de plage de fréquences maximale appliqué aux quantités physiques est déterminé en ne causant aucune interférence mutuelle. Avec une telle disposition du système de commande, on est apte à limiter indépendamment chaque influence non souhaitée des quantités physiques sur le mécanisme de suspension. Dans ce cas, il est préférable que les quantités physiques incluent au moins deux facteurs choisis parmi une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue, une vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue et une accélération verticale de l'élément de masse suspendue afin d'éliminer chaque résonance des éléments de masse suspendue et non suspendue et la détérioration du confort de conduite du véhicule.

En conformité avec un autre aspect de la présente invention, il est proposé un système de commande pour un mécanisme de suspension incluant un amortisseur disposé

entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue d'un véhicule sur roues, dans lequel un coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification pour la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire destiné à calculer une force d'amortissement cible et à ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée, et dans lequel une vitesse de déplacement du véhicule ou une masse de l'élément de masse suspendue est détectée afin de commander la partie linéaire du coefficient d'amortissement selon la vitesse de déplacement du véhicule ou la masse de l'élément de masse suspendue. Puisque dans le système de commande, la partie linéaire du coefficient d'amortissement de l'amortisseur varie en conformité avec la vitesse de déplacement du véhicule ou avec la masse de l'élément de masse suspendue, une caractéristique de détection dans une performance souhaitée du véhicule est améliorée.

Dans le système de commande, il est préférable qu'un changement de la partie linéaire du coefficient d'amortissement soit interdit lorsque la force d'amortissement cible calculée change plus qu'une valeur prédéterminée en réponse au changement de la partie linéaire du coefficient d'amortissement et, il est également préférable qu'un changement du poids de fréquence dans le plan généralisé soit interdit lorsque la force d'amortissement cible calculée change plus qu'une valeur prédéterminée en raison d'un changement du poids de fréquence. Une telle disposition du système de commande est utile afin d'éliminer la discontinuité de la force d'amortissement cible et une sensation d'inconfort dans la commande de la force d'amortissement.

D'autres buts, caractéristiques et avantages de la présente invention seront plus facilement appréciés à partir de la description détaillée suivante de ses modes de réalisation préférés lorsqu'ils sont considérés en association avec les dessins annexés, dans lesquels :
La figure 1 est une illustration simplifiée d'une maquette de suspension d'un véhicule sur roues ;
La figure 2 est un schéma synoptique sous forme de blocs d'un système de commande de rétroaction d'état non linéaire H# dans un premier mode de réalisation de la présente invention ;
Les figures 3(A) à 3(C) sont chacune un graphique montrant un gain en relation avec une région de fréquence ;
La figure 3(D) est un graphique montrant un poids de fréquence en relation avec un coefficient d'amortissement variable ;
La figure 4 est une vue d'image montrant les effets fonctionnels sur la base d'une théorie de commande non linéaire H ;
La figure 5(A) illustre une figure de Lissajous montrant une caractéristique d'une différence (F - V) entre une force d'amortissement et une vitesse relative sous la commande d'une force d'amortissement en conformité avec la présente invention ;
La figure 5(B) est une figure de Lissajous montrant une caractéristique d'une différence (F - V) entre une force d'amortissement et une vitesse relative sous une commande Skyhook classique ;
La figure 6 est un schéma synoptique sous forme de blocs illustrant un système de commande de force d'amortissement dans un véhicule sur roues ;
La figure 7 est un organigramme d'un programme de commande exécuté par un micro-ordinateur représenté sur la figure 6 ;

La figure 8 est un graphique montrant une caractéristique de données dans une table de vitesse relative - force d'amortissement mémorisée dans le microordinateur de la figure 6 ;
La figure 9 est un schéma synoptique sous forme de blocs d'un plan généralisé d'un système de commande de rétroaction de sortie non linéaire H dans un deuxième mode de réalisation de la présente invention ;
La figure 10 est un organigramme d'un programme de commande exécuté par le micro-ordinateur de la figure 6 dans le deuxième mode de réalisation ;
La figure 11 est un schéma synoptique sous forme de blocs d'un plan généralisé d'un système de commande de rétroaction de sortie non linéaire H de la base de filtre de Kalman ;
La figure 12 est un organigramme d'une modification du programme de commande exécutée par le micro-ordinateur dans un troisième mode de réalisation de la présente invention ;
La figure 13 est un organigramme d'une autre modification du programme de commande exécutée par le micro-ordinateur dans une première modification des modes de réalisation précédents ;
La figure 14 est un organigramme d'un programme destiné à l'estimation de la masse d'un élément de masse suspendue dans une deuxième modification des modes de réalisation précédents ;
La figure 15 est un graphique montrant une caractéristique de données dans une table de vitesse relative - coefficient d'amortissement dans une troisième modification des modes de réalisation précédents ; et
La figure 16 est un organigramme d'une quatrième modification du programme de commande représenté sur les figures 7 et 10.

a. Problèmes rencontrés lors de la conception d'une maquette et d'un système de commande
Tout d'abord, une maquette d'un mécanisme de suspension de véhicule a été envisagée afin de représenter un espace d'état du mécanisme de suspension. Sur la figure 1, il est illustré de manière schématique une maquette d'un mécanisme de suspension d'une roue en contact avec la route d'un véhicule sur roues, dans laquelle la référence Mb représente la masse d'un élément de masse suspendue 10 tel qu'un châssis de véhicule, la référence Mw représente la masse d'un élément de masse non suspendue 11 tel qu'un bras inférieur ou une roue en contact avec la route et la référence Kt représente une constante élastique d'un pneu 12 d'une roue en contact avec la route. La référence Ks représente une constante élastique d'un ressort 13 disposé dans le mécanisme de suspension entre l'élément de masse suspendue 10 et l'élément de masse non suspendue 11, la référence Cs représente une partie linéaire d'un coefficient d'amortissement C d'un absorbeur de chocs ou d'un dispositif d'amortissement 14 dans le mécanisme de suspension (par la suite appelé coefficient d'amortissement linéaire) et la référence Cv représente une partie non linéaire du coefficient d'amortissement C (par la suite appelé coefficient d'amortissement non linéaire). Un total du coefficient d'amortissement linéaire Cs et du coefficient d'amortissement non linéaire Cv est représenté en tant que coefficient d'amortissement d'ensemble de l'absorbeur de chocs 14. La référence numérique 15 indique une surface de route.

En supposant que chaque quantité de déplacement de l'élément de masse suspendue 10, de l'élément de masse non suspendue 11 et de la surface de la route 15 est respectivement représentée par xpb, Xpw, Xpr, les équations (1) et (2) suivantes sont données.

Etant donné que le signe -'- représente une dérivée première et que le signe -"- représente une dérivée seconde.

Une entrée de commande dans le mécanisme de suspension est un coefficient d'amortissement variable Cv. En supposant que la perturbation wi provenant de la surface de la route est une vitesse de surface de route xpr' et que le coefficient d'amortissement variable Cv est appliqué en tant qu'entrée de commande afin de représenter un espace d'état du mécanisme de suspension, l'équation suivante est donnée.

Dans la présente invention, la cible destinée à améliorer la caractéristique du mécanisme de suspension est destinée à limiter simultanément la vitesse verticale Xpb' de la masse suspendue (par la suite appelée vitesse de masse suspendue) qui influe largement sur la vibration de l'élément de masse suspendue, l'accélération verticale Xpb" de l'élément de masse suspendue 10 (par la suite appelée accélération de masse suspendue) qui influe largement sur le confort de conduite du véhicule et la vitesse relative verticale xpw' - Xpb' de l'élément de masse non suspendue 11 par rapport à l'élément de masse suspendue 10 (par la suite appelée vitesse relative xpw'- Xpb') qui influe largement sur la vibration de l'élément de masse non suspendue 11. Ainsi, la vitesse de masse suspendue Xpb', l'accélération Xpb" et la vitesse relative xpw'- Xpb' sont chacune utilisées en tant que sortie d'évaluation zp dans la description suivante. Comme dans le mécanisme de suspension, il est facile de détecter l'accélération Xpb" de l'élément de masse suspendue et la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb de l'élément de masse suspendue 10 par rapport à l'élément de masse non suspendue 11 (par la suite appelée quantité de déplacement relatif xpw - Xpb), une sortie d'observation yp est fondamentalement définie par l'accélération xpb" et la quantité de déplacement relatif Xpw - Xpb. En supposant qu'un bruit d'observation W2 est inclus dans la sortie d'observation yp, l'espace d'état du mécanisme de suspension est représenté comme suit.

Toutefois, l'espace d'état du mécanisme de suspension est représenté sous la forme d'un système bilinéaire puisque la quantité d'état xp est incluse dans le coefficient Bp2(xp) comme cela est montré dans l'équation

(3) . Du fait que dans le système bilinéaire le coefficient Bpi(O) devient "0" même si l'entrée de commande u varie au point d'origine x = 0, la commande au point d'origine est impossible. Pour cette raison, la conception du système de commande pour le mécanisme de suspension peut ne pas être réalisée sur la base d'une théorie de commande linéaire. En conséquence, la présente invention a été réalisée sur une base d'une théorie de commande non linéaire H# pour concevoir un système de commande destiné à limiter la vitesse de masse suspendue xpb', l'accélération Xpb" et la vitesse relative xpw'- Xpb'. Par la suite, divers types de conceptions du système de commande non linéaire H# en conformité avec la présente invention seront décrits. b. Premier mode de réalisation bl.Conception d'un système de commande de rétroaction d'état non linéaire H
Pour la conception d'un système de commande de rétroaction d'état non linéaire H#, un plan généralisé consistant en une sortie d'évaluation zp et une entrée de commande u ajoutés avec un poids de fréquence a été estimé comme cela est représenté sur la figure 2. Dans ce cas, le poids de fréquence est un poids dynamique qui est donné en tant que fonction de transfert et change en conformité avec une fréquence. Avec le poids de fréquence, le poids peut être augmenté dans une plage de fréquence où l'on désire améliorer la performance de commande du système et peut être diminué dans une plage de fréquence où la performance de commande du système peut être négligée. De plus, après avoir été multipliées par les poids de fréquence WS(S), Wu(S), la sortie d'évaluation zp et l'entrée de commande u ont été multipliées par les fonctions ai(x), a2(x) d'un quantité d'état x en tant que fonction de pondération non linéaire. Pour obtenir une solution basée sur une inégalité de Riccati, les poids non linéaires ai(x), a2(X) sont définis comme suit.

a1(x)>0, a2(x)>0 ... (17) ai(0)=a2(0)=l ... (18)
Avec les poids non linéaires, il a été possible de concevoir un système de commande pour limiter positivement le gain Lz. L'espace d'état du système est représenté par l'équation suivante.

xp' =Apxp+BplWl +Bp2 (Xp) U ... (19)
Où l'espace d'état des poids de fréquence Ws(S) destiné à la sortie d'évaluation zp est exprimé par les équations suivantes. zw'=Awxw+Bwzp ...(20) zw=Cwxw+Dwzp ... (21)
Dans les équations (20) et (21), la valeur xw représente une quantité d'état des poids de fréquence Ws(S), la valeur zw représente une sortie des poids de fréquence Ws(S) et les références Aw, Bw, Cw, Dw représentent des matrices constantes définies par la spécification de commande. Ces matrices constantes Aw, Bw, Cw, Dw sont chacune déterminées afin de réduire un gain en association avec l'accélération de masse suspendue Xb dans une plage de fréquence d'environ 3 à 8 Hz afin d'améliorer le confort de conduite du véhicule, comme cela est représenté sur la figure 3(A) pour réduire un gain en association avec la vitesse de masse suspendue Xb' dans une plage de fréquence d'environ 0,5 à 1,5 Hz afin de limiter la résonance de l'élément de masse suspendue 10 comme cela est représenté sur la figure 3(B) et réduire un gain en association avec la vitesse relative xw'- Xb' dans une plage de fréquence

d'environ 10 à 14 Hz afin d'éviter une résonance de l'élément de masse non suspendue 11 comme cela est représenté sur la figure 3(C). Ainsi, chaque facteur de l'accélération de masse suspendue xb", de la vitesse de l'élément de masse suspendue xb' et de la vitesse relative xw'- xb' destiné à la sortie d'évaluation zp est indépendamment commandé d'une manière telle que les plages de fréquence pour une réduction des gains peuvent ne pas se chevaucher.

L'espace d'état des poids de fréquence Wu(S) pour l'entrée de commande u est représenté par les équations suivantes. xu'=Auxu+Buu ... (22) zu=Cuxu+Duu ... (23)
Où la valeur xu représente une quantité d'état des poids de fréquence Wu(S), la valeur zu représente une sortie du poids de fréquence Wu(S) et les référence Au, Bu, Cu, Du représentent des matrices constantes. Ces matrices constantes Au, Bu, Cu, Du sont déterminées afin de limiter un gain en association avec l'entrée de commande u dans la plage haute fréquence prenant en compte les caractéristiques de fréquence d'un actionneur électrique pour commander le coefficient d'amortissement comme cela est représenté sur la figure 3(D). Dans ce cas, l'espace d'état du plan généralisé dans le système de commande de rétroaction d'état non linéaire H# est exprimé comme suit. x'=Ax+B1w1+B2(x)u ...(24) z1=a1(x) (C11x+D121(x)u) ... (25) z2=a2(x) (C12x+D122u) ... (26)
Où les facteurs x, A, B1, B2 (X) , C11, D121(x), C12 et D122 sont représentés par les équations suivantes.

C11= [DwCp1 Cw0] ...(31)

D121 (X) = [DwDp12 (xp) ... ( 32 )
C12= [0 0 Cu] ... (33)
D122=Du ...(34)
Lorsque l'espace d'état du plan généralisé représenté par les équations précédentes (24) à (26) est substitué dans l'expression dans une condition définie par l'équation (35) suivante afin d'obtenir une solution basée sur l'inégalité de Riccati, les équations (36) à (38) suivantes sont données.

DwDp12(x)=0 ... (35) x'=Ax+B1w+B2(x)u ... (36) z1=a1(x)C11x ... (37)

Z2=a2 (x) C12x+a2 (x) DI22U ...(38)
Puisque le facteur A est une matrice stable indicative du système de commande d'amortissement, une loi de commande de rétroaction d'état non linéaire H# destinée au "plan généralisé" a été conçue d'une manière telle à satisfaire le fait qu'un système en boucle fermée est stable en exposant interne et le fait que le gain L2 provenant de la perturbation w de la surface de la route par rapport à la sortie d'évaluation z est inférieur à une constante positive y.

La loi de commande de rétroaction d'état non linéaire H# peut être obtenue dans le cas où les conditions suivantes sont satisfaites.

1) Dans une condition où la constante positive est donnée sous l'existence de D122-1,il existe une solution symétrique définie positive P qui satisfait l'inégalité de Riccati (39) suivante.

2) Dans le cas où les poids non linéaires ai(x), a2(x) satisfont une condition destinée à la limitation définie par la formule (40) suivante, une des lois de commande u = k (x) à rendre la boucle fermée stable de manière interne et à réduire le gain L2 à moins que y soit donnée par l'équation (41) suivante.

Les poids non linéaires ai (x) , a2(x) satisfaisant la condition de limitation définie par l'équation (41) sont exprimés comme suit.

Dans les équations (42), (43), ml(x) est une fonction définie positive appropriée. En tant que résultat de calcul, on peut obtenir la solution symétrique définie positive P précédente. En utilisant l'équation (43), l'équation (41) est convertie en l'équation suivante. u=k(x)

--Dlzz 1 ( ( 1+ml (x) XTCIITClIx) D122 TB2T (x) P+Clz ) x ... (44)
Pour concevoir système de commande basé sur une théorie de commande non linéaire H#, en général, il est nécessaire de résoudre une inégalité différentielle partielle appelée inégalité de Hamilton-Jacobi. Dans le cas où les poids non linéaires ai(x), a2(x) sont appliqués avec la condition de limitation définie par l'équation (40), toutefois, la conception du système de commande peut être réalisée par une solution de l'inégalité de Riccati au lieu de l'inégalité de Hamilton-Jacobi. Puisque l'inégalité de Riccati peut être résolue d'une manière simple en utilisant un logiciel bien connu tel que Matlab, la solution symétrique définie positive P peut être trouvée d'une manière simple et la loi de commande u = k(x) peut être obtenue.

En outre, le facteur D122 n'apparaît pas dans l'inégalité de Riccati et seule la condition de limitation aux poids non linéaires et la loi de commande sont concernées par l'inégalité de Riccati. Ceci signifie que la loi de commande utilisant le facteur D122 peut être ajustée sans résoudre l'inégalité de Riccati. L'ajustement de la loi de commande signifie une mise à l'échelle de l'entrée de commande. Lorsque la mise à l'échelle de l'entrée de commande est effectuée dix fois, le facteur D122 est divisé par dix, le terme Bz(x) de l'équation (41) est multiplié par cent et le terme C12 de l'équation (41) est multiplié par dix.

Afin de confirmer le rôle des poids non linéaires, un plan généralisé d'un système bilinéaire a été supposé afin de le comparer avec le plan utilisant les poids non linéaires. Dans ce cas, les poids non linéaires al(x), az(x) ont été définis comme ai(x) = 1, a2 (x) = 1 et les facteurs C12, D122 ont été définis comme C12 = 0, D122 = 1. Ainsi, l'espace d'état représenté par les équations (35) à (38) est exprimé comme suit. x'=Ax+B1w+B2(x)u ...(45) z1=C11x ... (46)
Z2=u ... (47)
Ainsi, la loi de commande u = k(x) du plan généralisé est exprimée comme suit. u=B2T(x)Px ...(48)
Etant donné que P est une solution symétrique définie positive qui satisfait l'inégalité de Riccati suivante.

Par ailleurs, un système approximatif linéaire adjacent au point d'origine du plan généralisé représenté par les équations (45) à (47) est exprimé comme suit. x'=Ax+B1w ... (50) z1=C11x ...(51)
Z2=u ...(52)
L'inégalité de Riccati (49) indique que la boucle fermée du plan généralisé est stable de manière interne et que le gain L2 est inférieur à y. C'est-à-dire que le gain L2 du système bilinéaire est déterminé par une valeur au point d'origine (x = 0) illustrée par la figure 4 puisque le système bilinéaire est défini comme B2(0)=0 au point d'origine où l'entrée de commande agit pour augmenter le gain L2. Dans le cas où l'entrée de commande est définie comme u=0, le plan généralisé défini par les équations (45) à (47) coïncide avec le plan généralisé défini par les équations (50) à (52). Comme résultat, même dans le cas où l'entrée de commande u vers le plan généralisé défini par les équations (45) à (47) est défini comme u=0, l'inégalité de Riccati indique que le système de boucle fermée est stable de façon interne et que le gain L2 est inférieur à y.

Ceci signifie que même si l'entrée de commande u devient efficace grâce à une augmentation de la quantité d'état x, le gain L2 n'augmente pas plus que go dans un système de commande conçu pour le plan généralisé défini par les équations (45) à (47), dans lesquelles la sortie de commande est définie par les équations suivantes (53) et (54) . z1=C11x ...(53)
Z2=u ...(54)

Dans ce cas, on suppose que la performance de commande est améliorée par l'entrée de commande ou ne change pas comme dans le cas de u = 0. En conséquence, le système de commande peut être conçu sur la base des équations (55) et (56) suivantes, de sorte que le gain L2 du plan est diminué par le poids non linéaire, comme cela est représenté par une ligne caractéristique gi sur la figure 4. z1=a1(x)C11x ... (55) Z2=a2(x)u ...(56)
Dans ce mode de réalisation, le coefficient d'amortissement C de l'amortisseur 14 a été réparti dans le coefficient d'amortissement linéaire Cs et le coefficient d'amortissement variable non linéaire Cv afin de concevoir le système de commande dans lequel le coefficient d'amortissement variable est appliqué en tant qu'entrée de commande u. Comme cela est représenté sur la figure 5 (A) , le coefficient d'amortissement linéaire C a été défini pour être situé approximativement au centre entre une ligne caractéristique de force d'amortissement minimale de l'amortisseur 14 (correspondant à un degré d'ouverture maximal d'un orifice d'amortissement 14a) et une ligne caractéristique de force d'amortissement maximale (correspondant à un degré d'ouverture minimal de l'orifice d'amortisseur), et le gain de l'entrée de commande u a été ajusté en conformité avec une fréquence d'une manière telle que les coefficients d'amortissement C changent des deux côtés du coefficient d'amortissement linéaire Cs et que la force d'amortissement définie par le coefficient d'amortissement C soit placée entre la ligne caractéristique de force d'amortissement minimale et la ligne caractéristique de force d'amortissement maximale.

Ainsi, le coefficient d'amortissement variable Cv peut être déterminé en accord avec la spécification de conception de

l'amortisseur 14 d'une manière simple. Il s'ensuit qu'une commande désirée de la force d'amortissement peut être réalisée dans une plage définie par une fonction réelle de l'amortisseur 14. A des fins de comparaison avec la commande de force d'amortissement de la présente invention, une figure de Lissajous est illustrée sur la figure 5(B) dans le cas où le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est commandé sur la base d'une théorie skyhook classique, dans laquelle une commande désirée de la force d'amortissement peut ne pas être obtenue.

Dans le cas où la force d'amortissement ou le coefficient d'amortissement de l'amortisseur 14 est commuté sur plusieurs étapes, le coefficient d'amortissement linéaire Cs est déterminé d'une manière telle que la force d'amortissement définie par le coefficient d'amortissement linéaire Cs devient égale à une force d'amortissement produite par l'amortisseur 14 à l'une ou l'autre de la pluralité des étapes dans une plage réduite. Dans ce type de mécanisme de suspension, une linéarité associée à la vitesse relative de la force d'amortissement est élevée dans une plage réduite de la force d'amortissement où le coefficient d'amortissement variable Cv est calculé comme "0". Pour cette raison, l'amortisseur 14 est maintenu à l'une ou l'autre des plusieurs étapes sans être fréquemment commuté. Ceci est utile pour améliorer la durée de vie de l'amortisseur 14. b2. Mode de réalisation préféré pratique de la présente invention dans un véhicule sur roues
Par la suite, un mode de réalisation pratique dans un véhicule sur roues, basé sur la loi de commande de rétroaction d'état non linéaire H# sera décrit en se référant à la figure 6. Sur la figure 6 est illustré un système de commande de force d'amortissement qui comprend un moteur pas à pas destiné à commuter un degré d'ouverture OP d'un orifice 14a de l'amortisseur 14 à plusieurs pas (N

pas) et un dispositif de commande électrique 21 tel qu'un moteur à ultrasons. Le moteur pas à pas est conçu pour commander le degré d'ouverture de l'orifice d'amortisseur 14a d'une manière telle qu'une force d'amortissement produite par l'amortisseur 14 à chaque pas de celui-ci devient approximativement égale à une force d'amortissement déterminée par un coefficient d'amortissement linéaire Cs calculé par le déroulement d'un programme de commande représenté par un organigramme sur la figure 7.

L'actionneur électrique 21 est activé sous le contrôle d'un micro-ordinateur 20 par l'intermédiaire d'un circuit d'attaque 22. Le micro-ordinateur 20 est connecté à un capteur de quantité de déplacement de pneu 23, un capteur de course 24, un capteur d'accélération de masse suspendue 25 et un capteur d'accélération de masse non suspendue 26. Le capteur de quantité de déplacement de pneu 23 est conçu pour détecter une quantité de déplacement xpw définie par une quantité de déplacement relatif du déplacement de surface de route xpr et du déplacement de masse non suspendue xpw. Par exemple, la quantité de déplacement xpr xpw est détectée par une sortie d'un capteur de contrainte destiné à détecter une déformation du pneu et une sortie d'un capteur de pression destiné à détecter une pression à l'intérieur du pneu. Le capteur de course 24 est disposé entre l'élément de masse suspendue 10 et l'élément de masse non suspendue 11 afin de détecter une quantité de déplacement relatif vertical de l'élément de masse suspendue 10 par rapport à l'élément de masse non suspendue 11. Le capteur d'accélération de masse suspendue 25 est monté de manière fixe sur l'élément de masse suspendue 10 pour détecter l'accélération verticale Xpb" de l'élément de masse suspendue 10. Le capteur d'accélération de masse non suspendue 26 est monté de manière fixe sur l'élément de masse non suspendue 11 pour détecter l'accélération verticale xpw" de l'élément de masse non suspendue 11.

Le micro-ordinateur 20 est prévu pour exécuter le programme de commande de la figure 7 chaque fois qu'une courte durée prédéterminée est écoulée pour appliquer un signal de commande indicatif d'un degré d'ouverture OP cible de l'orifice d'amortisseur 14a à chaque pas de l'amortisseur 14 au circuit d'attaque 22. Le microordinateur 20 inclut une table de vitesse relativeamortissement prévue pour mémoriser les données indicatives des caractéristiques de variation d'une force d'amortissement F de l'amortisseur 14 en relation avec une vitesse relative Xpw'-Xpb' à chaque pas de l'amortisseur, comme cela est représenté sur la figure 8.

Par la suite, le fonctionnement du système de commande d'amortissement sera décrit. En supposant qu'un interrupteur d'allumage (non représenté) du véhicule a été fermé, le micro-ordinateur 20 est activé afin de répéter l'exécution du programme de commande de la figure 7 chaque fois qu'une courte durée est écoulée pour commander la force d'amortissement de l'amortisseur 14. L'ordinateur 20 commence à exécuter le programme de commande à l'étape 100 et entre à l'étape 102 les signaux de détection respectivement indicatifs de la quantité de déplacement de pneu xpr - xpw, de la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb de l'accélération de masse suspendue xpb" et de l'accélération de masse non suspendue xpw" à partir des capteurs 23,24, 25 et 26. Ultérieurement, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 104 une vitesse de masse suspendue xpp' et une vitesse de masse non suspendue xpw' par intégration par rapport au temps de l'accélération de masse suspendue xpb" et de l'accélération de masse non suspendue xpw" et calcule une vitesse relative xpw'- Xpb' par dérivation par rapport au temps de la quantité de déplacement relatif Xpw - Xpb.

A l'étape 106 suivante, l'ordinateur 20 calcule Bp2(Xp), Dpi2(xp) et B2 (x) respectivement, sur la base des équations suivantes (57), (58) et (59).

Dans les équations (57) et (58), les références Mw, Mb représentent la masse de l'élément de masse suspendue et la masse de l'élément de masse non suspendue du véhicule, respectivement. Dans l'équation (59), les référence Bw, Bu représentent une matrice de coefficient reliée au poids de fréquence Ws(S), Wu(S) respectivement, définie par les équations précédentes (20) et (22), laquelle matrice de coefficient est mémorisée à l'avance dans l'ordinateur 20.

Après le traitement à l'étape 106, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 108 une variable d'état xw des poids de fréquence sur la base de l'équation suivante (60). xw'=Awxw+Bwzp ... (60)
L'équation (60) est la même que l'équation (20) précédente, dans laquelle les référence Aw, Bw représentent des matrices de coefficients respectivement reliées au poids de fréquence Ws(S) défini par l'équation (20) et mémorisées dans l'ordinateur 20.

Ultérieurement, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 110 une variable d'état xu du poids de fréquence, une quantité

d'état étendue et une entrée de commande u sur la base des équations (61), (62) et (63) suivantes, qui sont les mêmes que les équations (22), (27) et (44) précédentes.

Dans l'équation (61), les références Au, Bu représentent chacune une matrice de coefficient reliée au poids de fréquence Wu(S) défini par l'équation précédente (22), laquelle matrice de coefficient est mémorisée en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20. Dans l'équation (63), la référence D122 représente une matrice de coefficient reliée au poids de fréquence Wu(S) défini par l'équation (34) précédente et déterminée par l'équation (23), laquelle matrice de coefficient est mémorisée en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20, et le facteur ml(x) représente une fonction contante positive arbitraire dont l'algorithme est mémorisé dans l'ordinateur 20. La fonction constante positive mi(x) peut être définie en tant que constante positive telle que "1,0" et le facteur C11 est défini par les équations (12) et (31) précédentes. C'est-àdire, le facteur C11 est défini par la masse Mw de l'élément de masse non suspendue 11, la masse Mb de l'élément de masse suspendue 10, la constante Ks du ressort 13, le coefficient d'amortissement linéaire Cs de l'amortisseur 14 et les matrices de coefficient Cw, Dw reliées au poids de fréquence WS(S) défini par l'équation (21), lequel facteur C11 est mémorisé au préalable dans l'ordinateur 20. Le facteur B2(x)

est une matrice calculée à l'étape 106 du programme de commande, la référence P est une solution symétrique définie positive satisfaisant les équations (39) et (40), laquelle matrice est mémorisée au préalable en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20. Le facteur C12 représente une matrice constante définie par l'équation (33) et incluant une matrice de coefficient Cu liée au poids de fréquence Wu(S), laquelle matrice constante est mémorisée dans l'ordinateur 20.

Lors du calcul de la variable d'état xu, de la quantité d'état étendu x et de l'entrée de commande u à l'étape 110, on applique à chaque valeur une valeur initiale et les équations (60) à (63) sont calculées de manière répétitive pour déterminer les valeurs respectives xu, x, u. Après le traitement à l'étape 110, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 112 un coefficient d'amortissement cible C de l'amortisseur 14 sur la base de l'équation (64) suivante.

C=Cs+Cv=Cs+u ... (64)
A l'étape 114 suivante, l'ordinateur 20 calcule une force d'amortissement cible F sur la base de l'équation (65) suivante.

F=C(xpw'-xpb') ...(65)
Où C est le coefficient d'amortissement cible calculé à l'étape 114 et xpw'- Xpb' correspond à la vitesse relative calculée par le traitement à l'étape 104.

Après le traitement à l'étape 114, l'ordinateur 20 détermine à l'étape 116 le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a en se référant à la table de vitesse relative-force d'amortissement représentée sur la figure 8. Lors de cette détermination, une courbe la plus proche d'un point défini par la force d'amortissement F et

la vitesse relative xpw'- Xpb' sur la figure 8 est recherchée afin de déterminer le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a. Ainsi, l'ordinateur 20 applique un signal de commande indicatif du degré d'ouverture OP déterminé de l'orifice d'amortisseur 14a au circuit d'attaque 22. A son tour, l'actionneur électrique 21 est activé sous le contrôle du circuit d'attaque 22 afin d'ajuster l'orifice d'amortisseur 14a au degré d'ouverture OP déterminé. Ceci amène l'amortisseur 14 à produire la force d'amortissement cible F calculée pour limiter de ce fait la résonance des éléments de masse suspendue et non suspendue 10 et 11 et une sensation déplaisante pour les passagers afin d'améliorer le confort de conduite du véhicule.

C. Deuxième mode de réalisation cl. Conception d'un système de rétroaction à sortie H# non linéaire
Pour concevoir un système de commande de rétroaction à sortie non linéaire H#, on estime un observateur qui inclut une partie de la quantité d'état xp (le déplacement de pneu xpr - xpw, la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb, la vitesse de masse suspendue xpw' et l'accélération de masse suspendue xpb" ) . Dans ce cas, un plan généralisé du système de commande de rétroaction de sortie est estimé tel que représenté sur la figure 9, dans lequel le poids de fréquence est ajouté à la sortie d'évaluation zp et à l'entrée de commande u. Dans le plan généralisé, la sortie d'évaluation zp est multipliée par une fonction de pondération non linéaire ai(x,x') après avoir été multipliée par le poids de fréquence WS(S), tandis que l'entrée de commande u est multipliée par une fonction de pondération non linéaire a2 (x, x') après avoir été multipliée par le poids de fréquence Wu(S).Chaque caractéristique des fonctions de pondération non linéaire al(x,x'), a2(x,x') est représentée par les inégalités (66), (67) suivantes.

Où x' représente une quantité d'état incluant une partie de la valeur d'estimation.

Chaque espace d'état du système de commande, le poids de fréquence Ws(S) relié à la sortie d'évaluation zp et le poids de fréquence Wu(S) relié à l'entrée de commande u est exprimé par les équations (68) à (72) suivantes de la même manière que dans le système de commande à rétroaction d'état décrit ci-dessus.

De plus, la variable d'état xw, la fonction d'évaluation zw, la matrice constante Aw, Bw, Cw, Dw sont exprimées de la même manière que dans le système de commande de rétroaction d'état décrit ci-dessus. Etant donné que, l'espace d'état du plan généralisé dans le système de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# est exprimé par les équations (73) à (76) suivantes.

Etant donné que, x, w, A, B1, B2 (x) C11, Di2i(x), C12, D122, C2, D2i, D22(x) dans les équations (73) à (76) ci-dessus sont exprimés comme suit.

Afin d'obtenir une solution basée sur l'inégalité de Riccati, l'expression de l'espace d'état du plan généralisé représenté par les équations (73) à (76) précédentes est substituée comme suit.

De manière similaire, dans le système de commande de rétroaction d'état, une loi de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# u = k(y) est conçue d'une manière telle qu'elle satisfait le fait que le système en boucle fermée est stable en exposant interne et le fait que le gain L2 de w à z est inférieur à une constante positive y.

Dans ce mode de réalisation, trois types de systèmes de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# seront décrits par la suite.

C1.1 - Conception d'un système de commande du premier type
Dans le système de commande de ce type, B2(x) de l'équation (81) et D22 (x) de l'équation (88) sont chacun une fonction connue mesurable et un gain d'observateur L est sous la forme d'une matrice constante.

La loi de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# précédente u = k(y) peut être obtenue si les conditions suivantes sont satisfaites.

1) D122-1 existe, [gamma]1 est une constante positive définie comme [gamma]12I-D21T#T#D12 > 0, [gamma]2 est défini tel que Y2 > 1, l'inégalité de Riccati (94) suivante pour la conception d'un observateur (un gain d'observateur) et d'une matrice symétrique définie positive P, Q et une matrice définie

positive # satisfaisant l'inégalité de Riccati (95) suivante pour la conception d'un contrôleur sont données.

Si les poids non linéaires ai(x,x'), a2(x,x') satisfont les conditions définies par les inégalités (96) et (97), une des lois de commande définie par l'inégalité (98) est obtenue par les équations (99) et (100) suivantes.

Etant donné que, le gain d'observateur L est représenté comme suit.

L=-QC2T#T# ...(101)
Le caractère Il 11 ##" représente une norme Euclidienne et le caractère "## ##2" représente une norme sur un espace de fonction intégrable au carré L2 qui est définie en relation avec f(t)eL2 par l'équation (102) suivante.

Le facteur # est une matrice définie positive sous l'existence de #-1 et le gain d'observateur L peut être ajusté en utilisant la matrice définie positive #. De manière similaire, dans la loi de commande de rétroaction d'état, le gain de contrôleur L peut être ajusté en utilisant D122. De plus, [gamma]1 est un gain L2 de l'observateur et Y2 est un gain L2 du contrôleur. Un gain L2 du système en boucle fermée est déterminé par le produit de [gamma]1 et Y2. En conséquence, les gains L2 du système de commande doivent être déterminés par l'ajustement de l'observateur et du contrôleur.

Ici, les poids non linéaires al(x,x'),a2(x,x') satisfaisant les formules (96) et (97) sont exprimés comme suit.

Dans les équations (103) et (104), mi(x,x') est une fonction définie positive appropriée, # est une constante positive définie telle que #<1 et # [gamma]22>1. Ainsi, la solution symétrique définie positive P précédente est calculée par l'ordinateur 20. En utilisant les équations (103) et (104), les équations (99) et (100) sont converties dans les équations (105) et (106) suivantes.

Dans ce cas, la solution symétrique définie positive peut être obtenue d'une manière simple en utilisant un logiciel classique, de manière similaire au système de commande à rétroaction d'état. Avec ce procédé, une quantité d'état estimée x'^ et une loi de commande u = k (y) peuvent également être obtenues d'une manière simple.

Cl-2 - Mode de réalisation pratique d'un système de commande de force d'amortissement dans un véhicule sur roues sur la base de la loi de commande du premier type
Dans ce mode de réalisation, le système de commande de force d'amortissement est construit tel qu'il est montré sur la figure 6, sans que le capteur de quantité de déplacement de pneu 23 et le capteur d'accélération de masse suspendue 26 ne soient prévus, et le micro-ordinateur 20 est conçu pour exécuter un programme de commande représenté par un organigramme sur la figure 10. Les autres structures et composants du système de commande sont

sensiblement les mêmes que ceux présents dans le système de commande de force d'amortissement du premier mode de réalisation.

Lors du fonctionnement du système de commande, l'ordinateur 20 commence à l'étape 100 à répéter l'exécution du programme de commande chaque fois qu'une courte durée prédéterminée est écoulée et entre à l'étape 102a des signaux de détection respectivement indicatifs d'une quantité de déplacement relatif xpw - Xpb de la masse suspendue par rapport à la masse non suspendue et de l'accélération Xpb" de la masse suspendue à partir du capteur de course 24 et du capteur d'accélération de masse suspendue 25. Ainsi, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 104a une vitesse relative xpw'- Xpb' de la masse suspendue par rapport à la masse non suspendue et une vitesse verticale Xpb' de la masse suspendue de la même manière que dans le premier mode de réalisation.

A l'étape 106a suivante, l'ordinateur 20 calcule Bp2(Xp), Dp12 (xp) sur la base des équations (107) et (108) suivantes et calcule B2(X) sur la base de l'équation (109) suivante. De plus, l'ordinateur 20 calcule D22(x) sur la base des équations (110) et (111) suivantes.

Dans les équations (107) à (110), Mw, Mb, Bw, Bu représentent chacun une matrice constante de la même valeur que dans le premier mode de réalisation.

Après traitement à l'étape 106a, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 110a une quantité d'état estimée x^ et une entrée de commande u sur la base des équations (112) et (113) suivantes de la même manière que dans le premier mode de réalisation.

Dans l'équation (112), A est une matrice constante déterminée par l'équation (79) précédente qui est mémorisée dans l'ordinateur 20 et L est une matrice constante définie par l'équation (101) précédente qui est mémorisée dans l'ordinateur 20. La matrice constante L est un gain d'un observateur déterminé par une matrice définie positive Q, la matrice constante C2 est déterminée par les équations (14), (86) précédentes et une matrice définie positive #.

C2 est la matrice constante précédente mémorisée dans l'ordinateur 20 et B2(x) et D (x) sont chacun une matrice

calculée à l'étape 106a. Le facteur y représente la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb appliquée par le traitement à l'étape 102a et une vitesse de masse suspendue Xpb' calculée par le traitement à l'étape 104a.

Dans l'équation (113), D122 est défini par l'équation (85) et est une matrice de coefficient reliée au poids de fréquence Wu(S) défini par l'équation (23), laquelle matrice de coefficient est mémorisée dans l'ordinateur 20. Y2 est une constante positive définie telle que y2 >1, m1(x, x^) est une fonction constante positive appropriée dont l'algorithme est mémorisé au préalable dans l'ordinateur 20. La fonction constante positive ml(x) peut être établie à "1,0". C11 est défini par les équations (12) et (82) précédentes. C'est-à-dire que C11 est défini par la masse Mw de l'élément de masse non suspendue, la masse Mb de l'élément de masse suspendue, la constante Ks du ressort 13, le coefficient d'amortissement linéaire Cs de l'amortisseur 14 et les matrices de coefficient Cw, Dw reliées au poids de fréquence Ws(S) déterminé par l'équation (21) précédente, lequel C11 est mémorisé au préalable en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20. Bz(x) est une matrice calculée par le traitement à l'étape 106a. P est une solution symétrique définie positive satisfaisant les équations (94) et (95) précédentes, qui est mémorisée en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20. C12 est défini par l'équation (84) précédente, qui est mémorisé dans l'ordinateur 20 en tant que matrice constante incluant une matrice de coefficient Cu reliée au poids de fréquence Wu(S) déterminé par l'équation (23) précédente.

Après le traitement à l'étape 110a, l'ordinateur 20 calcule de l'étape 112 à l'étape 118 un coefficient d'amortissement cible C de l'amortisseur 14 et une force d'amortissement cible F de la même manière que dans le premier mode de réalisation et détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a afin de

produire la force d'amortissement cible F. Ainsi, l'amortisseur 14 est ajusté d'une manière simple pour produire la force d'amortissement cible F sans la détection de la vitesse de masse non suspendue xpw' et de la quantité de déplacement de pneu xpr - xpw.

C2-1 - Conception du système de commande du deuxième type
Dans le système de commande de ce type, on suppose que B2(x) et D22(x) dans les équations (81) à (88) précédentes sont chacun une fonction inconnue. Dans un système bilinéaire de ce type, B2 (x), D22 (x) sont chacun une fonction primaire de x. Lorsque le plan généralisé est représenté par les équations (90) à (93) précédentes et réécrit en prenant en compte le fait évoqué ci-dessus, le plan est représenté par les équations (114) et (117) suivantes, dans lesquelles B2o, D220 et d122 sont chacun sous la forme d'une matrice constante.

En supposant que le gain d'observateur L est une matrice constante dont le plan généralisé est tel qu'il est décrit ci-dessus, une loi de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# peut être conçue comme suit.

1) Dans la cas où yi est une constante positive définie comme [gamma]12I-D21T#T#D12 > 0, Y2 est une constante positive définie telle que Y2 > 1 et une constante positive E est définie telle que #12-u2>0, l'inégalité de Riccati (118) suivante pour la conception de l'observateur (gain d'observateur) est donnée et une matrice symétrique définie positive P, Q et une matrice définie positive #

satisfaisant l'inégalité de Riccati (118) suivante destinées à la conception d'un contrôleur sont données. De plus, dans le cas où des poids non linéaires a1(x, x^), a2(x, x^) satisfont la condition pour la limitation définie par les équations (120) et (121) suivantes, une des lois de commande définie par l'équation (122) suivante est donnée par des équations (123) et (124) suivantes.

Etant que l'observateur L (u) représenté comme suit.

L(u)=-QC2T#T# ... (125)
Le facteur # est une matrice définie constante sous l'existence de #-1 et l'observateur peut être ajusté en utilisant le facteur #. De manière similaire, dans la loi de commande de rétroaction d'état, le gain L du contrôleur peut être ajusté en utilisant le facteur di22
Ici, les poids non linéaires ai(x, x^), a2(x, x^) satisfaisant les formules (120) et (121) sont exprimés comme suit.

Dans les équations (126) et (127), m1(x, x^) est une fonction définie positive appropriée et est une constante positive définie telle que #<1, #[gamma]22>1. Ainsi, la solution symétrique définie positive P est calculée par l'ordinateur 20. En utilisant les équations (126) et (127), les équations (123) et (124) précédentes sont changées en des équations (128) et (129) suivantes.

x'^=(A+L(u)Cz)x^+(Bzo+L(u)D22o)xu-L(u)y ... (128)

Dans ce cas, la solution symétrique définie positive est obtenue d'une manière simple en utilisant un logiciel classique, de manière similaire au système de commande de rétroaction d'état. Avec ce procédé, une quantité d'état estimée x'^ et la loi de commande u = k (y) également être obtenues d'une manière simple.

C2-2 - Mode de réalisation pratique d'un système de commande de force d'amortissement dans un véhicule sur roues sur la base de la loi de commande du deuxième type
Dans ce mode de réalisation, un système de commande de force d'amortissement basé sur la loi de commande du deuxième type est construit tel que cela est représenté sur la figure 6, sans comporter le capteur de course 24, et le micro-ordinateur 20 est conçu pour exécuter le programme de commande représenté sur la figure 10 sans calculer la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb et la vitesse relative xpw'- xpb' appliquée à partir du capteur de course 24 et en exécutant les traitements à l'étape 106a.

Lors du fonctionnement du système de commande, l'ordinateur 20 répète l'exécution du programme de commande chaque fois qu'une courte durée prédéterminée est écoulée et entre à l'étape 102a une accélération de masse suspendue Xpb" afin de calculer une vitesse de masse suspendue Xpb' à l'étape 104a. A l'étape 110a suivante, l'ordinateur 20 calcule une quantité d'état estimée x'^ et une entrée de commande u sur la base des équations (130) et (131) suivantes.

x'=(A+L(u)CZ)x+(BZ+L(u)D2zo)xu-L(u)y ... (130)

Dans les équations (130) et (131), A, L, C2, [gamma]2, m1(x, x^), C11, P, C12 sont les mêmes que ceux du système de commande du premier type et B20, D220, d122 sont chacun une matrice constante appropriée mémorisée au préalable dans l'ordinateur 20. Dans ce cas, la valeur y représente une vitesse de masse suspendue Xpb' calculée par le traitement à l'étape 104a.

Après le traitement à l'étape 110a, l'ordinateur 20 calcule un coefficient d'amortissement cible C et une force d'amortissement cible F de l'amortisseur 14 par le traitement à l'étape 112 et 114. Dans ce cas, la force d'amortissement cible F est calculée sur la base de vitesse relative estimée xpw'- Xpb' calculée par le traitement à l'étape 110a. Ultérieurement, l'ordinateur 20 détermine à l'étape 116 et 118 le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a pour produire la force d'amortissement cible F. Ainsi, l'amortisseur 14 est ajusté d'une manière simple pour produire la force d'amortissement cible F sans détecter la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb.

C3-1 - Conception d'un système de commande du troisième type
Dans le système de commande de ce type, B2(x) et D22(x) dans les équations (81) et (88) précédentes sont chacun une fonction inconnue et un gain d'observateur L est une matrice de fonction comme dans le système de commande du deuxième type.

En supposant que le gain d'observateur L est une fonction de l'entrée de commande, une loi de commande de rétroaction à sortie non linéaire H# destinée au plan

généralisé représenté par les équations (114) et (117) du deuxième type est conçue sous les conditions suivantes.

1) Dans le cas où [gamma]1 est une constante positive définie telle que [gamma]12I-D21T#T#D12 > 0, [gamma]2 est une constante positive définie telle que Y2 > 1 et une constante positive E est définie telle que #12-u2> 0, l'inégalité de Riccati (132) suivante pour la conception de l'observateur (gain d'observateur) est donnée et une matrice symétrique définie positive P, Q et une matrice définie positive # satisfaisant l'inégalité de Riccati (132) suivante destinées à la conception d'un contrôleur sont données.

2) De plus, dans le cas où des poids non linéaires ai(x, x^), a2(x, x^) satisfont la condition pour la limitation définie par les équations (134) et (135) suivantes, une des lois de commande définie par l'équation (136) suivante est donnée par les équations (137) et (138) suivantes.

Etant donné que le gain d'observateur L (u) représenté comme suit.

L (u) =~QC2T8T8-uQD22oT8T8=L1+uL2 ... (139)
Dans l'équation (139), L1, L2 sont représentés par les équations (140) et (141) suivantes.

L1=-QC2T#T# ...(140) L2=-QD220T#T# ... (141)
Le facteur # est une matrice définie constante sous l'existence de #-1 et l'observateur peut être ajusté par le facteur #. De manière similaire, dans la loi de commande de rétroaction d'état, le gain L du contrôleur peut être ajusté par la facteur d122.

Ici, les poids non linéaires a1(x, x^), a2(x, x^) satisfaisant les formules (134) et (135) sont exprimés comme suit.

Dans les équations (142) et (143), mi(x, x^)est une fonction définie positive appropriée et E est une constante positive définie telle que E<1, E [gamma]22>1. Ainsi, la solution symétrique définie positive P est calculée par l'ordinateur 20. En utilisant les équations (142) et (143), les équations (137) et (137) précédentes sont changées en les équations (144) et (145) suivantes.

Dans ce cas, la solution symétrique définie positive P est obtenue d'une manière simple en utilisant un logiciel classique, de manière similaire dans le système de commande de rétroaction d'état. Avec ce procédé, une quantité d'état

estimée x'^ et la loi de commande u = k (y) également être obtenues d'une manière simple.

C3-2 - Mode de réalisation pratique d'un système de commande de force d'amortissement dans un véhicule sur roues sur la base de la loi de commande du troisième type
Dans ce mode de réalisation, un système de commande de force d'amortissement basé sur la loi de commande du troisième type est de structure identique à celle du système de commande basé sur la loi de commande du deuxième type.

Lors du fonctionnement du système de commande, l'ordinateur 20 répète l'exécution du programme de commande de la figure 10 à chaque fois qu'une courte durée prédéterminée est écoulée. Après le traitement à l'étape 102a et 104a, l'ordinateur 20 calcule une quantité d'état estimée x'^ et une entrée de commande u sur la base des équations (146) et (147) suivantes.

Dans les équations (146) et (147) , A, C2, Bzo, D220 , [gamma]2, ml (x, x^), C11, d122, P, Ci2 sont les mêmes que ceux dans le système de commande du deuxième type et L, L1, L2 sont chacun un gain défini par les équations (139) à (141) précédentes. De plus, la valeur y représente la vitesse de masse suspendue Xpb' calculée par le traitement à l'étape 104a.

Après le traitement à l'étape 110a, l'ordinateur 20 calcule un coefficient d'amortissement cible C et une force

d'amortissement cible F d'ensemble de l'amortisseur 14 par le traitement à l'étape 112 et 118. Ainsi, l'ordinateur 20 détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a afin de produire la force d'amortissement cible F et, l'amortisseur 14 est ajusté d'une manière simple pour produire la force d'amortissement cible F sans la détection de la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb comme dans le système de commande du deuxième type. d - Troisième mode de réalisation dl - Conception d'un système de rétroaction H# non linéaire sur la base d'un filtre de Kalman
Un système de rétroaction de sortie comportant un filtre de Kalman utilisé dans un observateur est conçu dans un cas où les facteurs bilinéaires Bp2(xp), Dp2 (xp) sont connus. Dans ce mode de réalisation, les mêmes références que celles utilisées dans le deuxième mode de réalisation représentent les mêmes facteurs que ceux du deuxième mode de réalisation et les coefficients et variables liés au plan sont mis en indice avec "p". L'espace d'état du mécanisme de suspension est exprimé par les équations (148) et (149) suivantes. xp'=Apxp+Bp1w1+Bp2(xp)u ... (148)

yp=CpXptDplW2tDp2 (Xp) Ll ...(149)
Dans le cas où Dpl est défini tel que dpl = L, le filtre de Kalman dans le cas où t # est représenté par l'équation suivante.

Xo'=ApXo+Bp2U+K(CpXo+Dp2(Xp)u-y) ... (150)

Etant donné que xo, xo' sont chacun une quantité d'état estimée dans le filtre de Kalman. Le gain du filtre de Kalman est défini par l'équation (151) suivante.

K=-#CpT@-1 ...(151) où la covariance d'erreur estimée # est une solution symétrique positive de l'équation de Riccati (152) suivante.

ApL+LAp T+BplVBplT~LCpTW-1CpL=O ... (152) où V est une matrice de covariance de w1 et W est une matrice de covariance de W2.

On a représenté sur la figure 1 un schéma synoptique sous forme de blocs d'un plan généralisé du système dans lequel une quantité d'état estimée x0 multipliée par un poids de fréquence Ws(S) et une entrée de commande u multipliée par un poids de fréquence Wu(S) sont utilisées en tant que sorties d'évaluation z. En d'autres termes, le filtre de Kalman est utilisé en tant que détecteur d'une manière telle que la sortie du filtre de Kalman diminue dans le système de commande. Bien que le système de commande soit différent des premier et deuxième modes de réalisation sur ce point, la même performance que celle des premier et deuxième modes de réalisation peut être obtenue si l'estimation d'état est réalisée d'une manière appropriée. L'espace d'état du système de commande représenté sur la figure 11 est exprimé comme suit. xp'=Apxp+Bp1w1+Bp2(xp)u ...(153)

Xp' =ApXp+$p2 (xp) u+L (C2xo+Dp2 (xp) u-y) ... (154) y=Cpxp+Dp1w2+Dp2 (xp) u ... (155)

Xw'=Awxw+BwCwx0 (156) z1=a1(xp,x0,xw,xu) (Cwxw+DwCsxo) ... (157) xu'=Auxu+Buu ... (158) Z2=a2 (xp,xo,xw,xu) (Cwxu+Duu) ... (159)
Etant donné que xp est une quantité d'état du système, l'équation (153) est une expression de l'espace d'état du système, xo est une quantité d'état estimée, l'équation (154) est une expression de l'espace d'état de l'observateur, la valeur y est une sortie mesurée et la valeur xw est un état du poids de fréquence. Les sorties dévaluation zi, Z2 sont multipliées par un poids non linéaire décrit par la suite.

Dans le système de commande, une loi de commande u = k(xo) est conçue pour une commande d'un état de l'observateur dans laquelle un système en boucle fermée est stable en exposant interne et un gain L2 de w à z est inférieur à une constante positive y. Ce système de commande est caractérisé par une entrée x0 au poids de fréquence Ws(S), comme cela est représenté par l'équation (160) suivante.

Dans le cas où une variable d'erreur est définie par l'équation (161) suivante, un système d'erreur est représenté par les équations (162) et (163) suivantes. xe=xp-xo ... (161)

xe'=(Ap+LCp)xe+Bp1w1+LDpw2 ... (162)

ye=y-CpXo-Dp2 (xp) u=CpXe+DplW2 ... (163)
Les équations (162) et (163) sont converties en les équations (164) et (165) suivantes en multipliant le facteur y par une matrice constante (matrice de mise à l'échelle) incluant une matrice inverse.

xpe'= (Ap+LCp) Xpe+BplWi+LDpW2 ... (164) ye-=#Cpxe+#Dp1w2 ... (165)
Pour le système d'erreur convertie, un gain d'observateur L est conçu d'une manière telle qu'un gain L2 provenant d'une entrée de perturbation externe w = [W1TW2T] à Ye' sous l'existence d'une constante positive [gamma]1 devient [gamma]1 ( ## ye- ##2#[gamma]1 # W 112) -
Dans le cas où [gamma]1 est une constante positive

satisfaisant Y1I-DplTeTeDpl>O, la gain L de 11 Ye -112Y111 W 112 est représenté par l'équation (166) suivante.

L=-QCpT#T# ...(166)
Etant donné que Q est une matrice symétrique définie positive satisfaisant l'équation de Riccati (167) suivante.

Dans ce cas, il conviendra de noter que l'équation de Riccati (167) est un ordre du plan qui est inférieur à celui des plans généralisés des premier et deuxième modes de réalisation.

Ultérieurement, l'équation (154) liée au plan est réécrite comme suit. x0'=Axo+B2(xp)u+L(C2xo+Dp2 (xp)u-y =Axo+B2 (xp)u+L#-1ye- ... (168)
En utilisant un observateur représenté par l'équation (168), un contrôleur est conçu d'une manière telle qu'un gain L2 provenant d'une erreur d'observateur ye^ à une sortie dévaluation z sous l'existence d'une constante positive Y2 devient inférieur à [gamma]2(##z##2<[gamma]2##Ye-##2). Ici, dans le cas où l'observateur est utilisé pour délivrer un plan généralisé obéissant à une variable d'état Xw, Xu l'espace d'état du plan est représenté par les équations (169) à (171) suivantes. xk'=Axk+B2(xp)u+L#-1ye- ...(169) z1=a1(xp,xk)C11xk ...(170)

z2=a2 (xp, xx) Ci2xk+a2 (xp, Xk) D12U ... (171)
Etant donné que chaque matrice variable et chaque matrice constante dans les équations (169) à (171) sont représentées par les équations (172) à (179) suivantes.

Di2=Du ...(179)
La quantité d'état Xk définie ci-dessus n'inclut pas la quantité d'état xp.

S'il existe D12-1, une solution symétrique définie positive P de l'inégalité de Riccati 180 suivante peut être obtenue. Lorsque les poids non linéaires a1(xp, xk), a1(xp, Xk) satisfont l'équation (181) suivante, le contrôleur est donné par l'équation (182) suivante.

Ainsi, on est apte à concevoir un observateur et un contrôleur satisfaisant les équations (183) et (184) suivantes.

A partir des faits précédents, on comprendra qu'il existe des matrices symétriques définies positives satisfaisant respectivement l'équation de Riccati (185) et l'inégalité de Riccati (186).

Si les poids non linéaires ai(xp, xk),a2(xp, xk) satisfont une condition destinée à la limitation définie par l'équation (187) suivante, une loi de commande définie par l'inégalité (188) est donnée par les équations (189) et (190) suivantes.

Lorsque l'équation de Riccati (152) destinée à la conception du filtre de Kalman est comparée à l'équation de Riccati (167), les solutions symétriques définies positives # et Q des deux équations coïncideront l'une avec l'autre lorsque les matrices de covariance V, W seront définies par les équations (191) et (192) suivantes.

Lorsque 0, [gamma]1 satisfaisant les équations (191) et (192) sont sélectionnés en utilisant les matrices de covariance V, W, un observateur représenté par l'équation (193) suivante coïncide avec le filtre de Kalman.

xo' =Axo+B2 (xp) u+L (C2xo+Dp2 (xp) U-Y ... (193)
Les équations suivantes (194) et (195) représentent les poids non linéaires a1(xp, xk), a2(Xp, xk) satisfaisant la commande destinée à la limitation définie par l'équation (187) .

Dans les équations (194) et (195), m1(xp, Xk) est une fonction définie positive appropriée. Ainsi, la solution symétrique définie positive P est calculée par l'ordinateur 20. En utilisant les équations (194) et (195), les

équations (189) et (190) suivantes sont converties en les équations (196) et (197) suivantes.

Il s'ensuit que la solution symétrique définie positive P est trouvée d'une manière simple en utilisant un logiciel classique de manière similaire au système de commande de rétroaction d'état et, la quantité d'état x' et la loi de commande u = k(y) sont également obtenues d'une manière simple. d2 - Mode de réalisation pratique d'un système de commande de la force d'amortissement dans un véhicule sur roues sur la base de la loi de commande du filtre de Kalman
Dans ce mode de réalisation pratique, le système de commande de force d'amortissement est conçu de la même manière que dans le système de commande du premier type dans le deuxième mode de réalisation précédent.

De manière similaire, dans le système de commande du premier type du deuxième mode de réalisation, l'ordinateur 20 répète l'exécution du programme de commande de la figure 10 à chaque laps de temps d'une courte durée. A l'étape 110a du programme, l'ordinateur 20 calcule une quantité d'état x' et une entrée de commande u sur la base des équations (198) et (199) suivantes.

Dans l'équation (198), A est une matrice constante déterminée par les équations (173), (160), (5), (22) mémorisées au préalable dans l'ordinateur 20. L1 est une matrice constante définie par les équations (175), (166); (167) mémorisées au préalable dans l'ordinateur 20, laquelle matrice constante L1 est un gain d'observateur déterminé par la matrice symétrique définie positive Q, la matrice constante Cp, la matrice constante C2 déterminées par les équations (14), (86) et la matrice définie positive 0. B2(Xp) est une matrice constante déterminée par les équations (174), (16), (22) mémorisées dans l'ordinateur 20. Dp2(xp) est une matrice constante déterminée par l'équation (13) et la valeur y est une valeur mesurable qui représente une quantité de déplacement relatif xpw - Xpb entrée par le traitement à l'étape 102a et une vitesse de masse suspendue Xpb' calculée par l'ordinateur 20 à l'étape 104a.

Dans l'équation (199), Di2 est une matrice de coefficient liée au poids de fréquence Wu(S) définie par l'équation (179) et déterminée par l'équation (23), laquelle matrice Di2 est mémorisée au préalable dans l'ordinateur 20. Le facteur mi(xp, xk) est une fonction constante positive appropriée et un algorithmes lié à la fonction constante est mémorisé au préalable dans l'ordinateur 20. La fonction constante positive m1(xp, Xk) peut être définie en tant que constante positive, par exemple, "1,0". Le facteur C11 est déterminé par l'équation (177) et défini par une matrice de coefficient Cw, Dw, Cs liée au poids de fréquence Ws(S) déterminé par l'équation (160), lequel facteur C11 est mémorisé en tant que matrice constante dans l'ordinateur 20. Le facteur B2 (xp) est une matrice constante déterminée par les équations (174), (16), (22) et le facteur P est une solution symétrique définie positive satisfaisant l'équation (186), lequel facteur P est mémorisé au préalable en tant que matrice constante

dans l'ordinateur 20. Le facteur C12 est défini par l'équation (178) et mémorisé au préalable dans l'ordinateur 20 en tant que matrice constante incluant une matrice de coefficient Cu liée au poids de fréquence Wu(S) déterminé par l'équation (23) précédente.

Après le traitement à l'étape 110a, l'ordinateur 20 calcule un coefficient d'amortissement cible C et une force d'amortissement cible F d'ensemble par le traitement aux étapes 112 à 118 de la même manière que dans le système de commande du premier type des premier et deuxième modes de réalisation. A son tour, l'ordinateur 20 détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a pour produire la force d'amortissement cible F. Il s'ensuit que le même effet que celui obtenu dans le système de commande du premier type du deuxième mode de réalisation peut être attendu. e - Modifications
Bien que dans chaque contrôleur des modes de réalisation précédents, le coefficient d'amortissement linéaire et le poids de fréquence sont fixés, le coefficient d'amortissement linéaire ou le poids de fréquence du contrôleur peuvent varier en conformité avec une vitesse de déplacement du véhicule ou avec la masse de l'élément de masse suspendue d'une manière telle à satisfaire une performance désirée du véhicule. Par la suite, divers types de modifications des modes de réalisation précédents seront décrits. el - Première modification
Une première modification du premier mode de réalisation dans lequel le coefficient d'amortissement linéaire du contrôleur varie en conformité avec une vitesse de déplacement du véhicule est décrite par la suite. Tel que cela est représenté sur la figure 6, l'ordinateur 20, dans cette modification, est connecté au capteur de quantité de déplacement du pneu 23, au capteur de course

24, au capteur d'accélération de masse suspendue 25 et au capteur d'accélération de masse non suspendue 26, comme dans le premier mode de réalisation et est en outre connecté à un capteur de vitesse 27 destiné à détecter une vitesse de déplacement du véhicule. L'ordinateur 20 est conçu pour exécuter un programme de la figure 12 substitué pour les traitements à l'étape 112 et 114 de la figure 7.

Après avoir calculé une entrée de commande u, une variable d'état xu d'un poids de fréquence lié à l'entrée de commande u et une quantité d'état étendue x par le traitement à l'étape 110 représenté sur la figure 7, l'ordinateur 20 entre un signal de détection indicatif de la vitesse de déplacement V du véhicule à l'étape 202 représentée sur la figure 12 et renouvelle à l'étape 204 un ancien coefficient d'amortissement linéaire Cso déterminé par un traitement précédent du programme à un nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn. Les coefficients d'amortissement Cso, Csn correspondent au coefficient d'amortissement linéaire Cs dans le premier mode de réalisation et varient en conformité avec la vitesse de déplacement V du véhicule.

Après le traitement à l'étape 204, l'ordinateur 20 extrait à l'étape 206 un coefficient d'amortissement linéaire Cs correspondant à la vitesse de déplacement du véhicule à partir d'une table de vitesse de véhiculecoefficient d'amortissement linéaire mémorisée dans celuici et établit le coefficient linéaire Cs en tant que nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn. La table de vitesse de véhicule-coefficient d'amortissement linéaire est formée afin de représenter le coefficient d'amortissement linéaire Cs en relation avec une augmentation de la vitesse du véhicule V respectivement au niveau de plusieurs plages de vitesses telles qu'une plage de vitesse basse de 0 km/h à 40 km/h, une plage de vitesse

moyenne de 40 km/h à 80 km/h et une plage de vitesse élevée supérieure à 80 km/h.

A l'étape 208 suivante, l'ordinateur 20 détermine si le nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn coïncide avec l'ancien coefficient d'amortissement linéaire Cso ou non (si oui ou non la vitesse du véhicule se situe dans la même plage de vitesse que la vitesse de véhicule précédente). Si la réponse à l'étape 208 est "Oui", l'ordinateur 20 amène le programme à progresser à l'étape 112a et 114. A l'étape 112a, l'ordinateur 20 calcule un coefficient d'amortissement cible d'ensemble C sur la base de l'équation 200 suivante dans laquelle le nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn est substitué au coefficient d'amortissement linéaire Cs déterminé par le traitement à l'étape 112 dans le premier mode de réalisation.

C=Csn+Cv=Csn+u ...(200)
A l'étape 114, l'ordinateur 20 calcule une force d'amortissement cible F sur la base de l'équation suivante (201) par le même traitement que dans le premier mode de réalisation.

F=C(xpw'-xpb') ... (201)
Après le traitement à l'étape 114, l'ordinateur progresse à l'étape 116 de la figure 7 où l'ordinateur 20 détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a pour produire la force d'amortissement cible F.

Si la réponse à l'étape 208 est "Non", l'ordinateur 20 amène le programme à progresser à l'étape 210 à 222. A l'étape 210,212, l'ordinateur 20 calcule une nouvelle force d'amortissement cible Fn sur la base des équations

(200) et (201). A l'étape 214 suivante, l'ordinateur 20 calcule un coefficient d'amortissement d'ensemble C de l'amortisseur 14 sur la base de l'équation (210) suivante dans laquelle le nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn est substitué à l'étape 210 à l'ancien coefficient d'amortissement linéaire Cso.

C=Cso+Cv=Cso+u ... (202)
A l'étape 216, l'ordinateur 20 calcule une ancienne force d'amortissement cible Fo en utilisant l'ancien coefficient d'amortissement linéaire Cso sur la base de l'équation (201) comme dans le traitement à l'étape 114, 212.

Ultérieurement, l'ordinateur 20 détermine à l'étape 218 si une valeur absolue #Fn - Fo# d'une différence entre la nouvelle force d'amortissement cible Fn et l'ancienne force d'amortissement cible Fo est inférieure à une valeur prédéterminée #F ou non. Si la réponse à l'étape 218 est "Oui", l'ordinateur 20 établit la nouvelle force d'amortissement cible Fn en tant que force d'amortissement cible F à l'étape 220. Si la réponse à l'étape 218 est "Non", l'ordinateur établit l'ancienne force d'amortissement cible Fo en tant que force d'amortissement cible F à l'étape 222. Après le traitement à l'étape 220 ou 222, l'ordinateur 20 amène le programme à progresser à l'étape 116 de la figure 7 dans le premier mode de réalisation. Ainsi, l'ordinateur 20 détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a à l'étape 118 pour produire la force d'amortissement cible F.

A partir de la description ci-dessus, on comprendra que dans la première modification, le coefficient d'amortissement linéaire de l'amortisseur 14 ou le contrôleur dans le premier mode de réalisation est commuté

en conformité avec la vitesse du véhicule V par le traitement à l'étape 202 à 220 afin d'améliorer les caractéristiques de détection d'une performance désirée du véhicule. De plus, dans un cas où la force d'amortissement cible F varie de manière importante par un changement du coefficient d'amortissement linéaire ou du contrôleur, la force d'amortissement cible F est déterminée sur la base du coefficient d'amortissement linéaire précédent sans changer le coefficient d'amortissement linéaire. Ceci est utile pour éliminer la discontinuité de la force d'amortissement cible F. e2 - Deuxième modification
Une deuxième modification du premier mode de réalisation dans lequel le poids de fréquence du contrôleur est varié en conformité avec une vitesse de déplacement du véhicule est décrite par la suite. Comme cela est représenté sur la figure 6, l'ordinateur 20 dans cette modification est connecté au capteur de quantité de déplacement de pneu 23, au capteur de course 24, au capteur d'accélération de masse suspendue 25 et au capteur d'accélération de masse non suspendue 26 comme dans le premier mode de réalisation et est en outre connecté à un capteur de vitesse 27 destiné à détecter une vitesse de déplacement V du véhicule comme dans la première modification. L'ordinateur 20 est conçu pour exécuter un programme de la figure 13 substitué pour le traitement à l'étape 106 à 114 de la figure 7.

Après avoir exécuté le traitement à l'étape 108 de la figure 7 dans le premier mode de réalisation, l'ordinateur 20 entre à l'étape 230 un signal de détection indicatif de la vitesse de déplacement V du véhicule et renouvelle à l'étape 232 les anciennes matrices de coefficient Awo, Bwo, Cwo, Dwo, Auo, Buo, Cuo, Duo liées au poids de fréquence Ws(S), Wu(S) aux nouvelles matrices de coefficient Awn, Bwn, Cwn, Dwn, Aun, Bun, Cun, Dun. Les anciennes et nouvelles matrices de

coefficient correspondent aux matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du liées au poids de fréquence Ws(S), Wu(S) dans le premier mode de réalisation et varient en conformité avec la vitesse de déplacement V du véhicule. Les anciennes matrices de coefficient sont déterminées par un traitement précédent du programme et les nouvelles matrices de coefficient sont nouvellement déterminées par un traitement courant du programme.

Après avoir exécuté le traitement à l'étape 232, l'ordinateur 20 extrait à l'étape 234 les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du en, relation avec la vitesse de déplacement V du véhicule à partir d'une table de vitesse de véhicule-matrice de coefficient mémorisée dans l'ordinateur et établit une matrice de coefficient en tant que nouvelle matrice de coefficient Awn, Bwn, Cwn, Dwn, Aun, Bun, Cun. Dun. La table de vitesse de véhicule-matrice de coefficient est formée afin de déterminer les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du en conformité avec une augmentation de la vitesse du véhicule de sorte que chaque caractéristique des poids de fréquence montrés sur les figures 3(A) à 3(D) changent en conformité avec la vitesse du véhicule V, particulièrement chaque gain augmente en conformité avec une augmentation de la vitesse du véhicule V.

A l'étape 236 suivante, l'ordinateur 20 détermine si la vitesse du véhicule a changé ou non à partir de la plage de vitesse précédente (si les nouvelles matrices de coefficient déterminées par le traitement à l'étape 234 sont différentes des anciennes matrices de coefficient déterminées par le traitement à l'étape 232 ou non). Si la réponse à l'étape 236 est "Non", le programme progresse à l'étape 238 où l'ordinateur 20 calcule une force d'amortissement cible F sur la base des nouvelles matrices de coefficient Awn, Bwn, Cwn, Dwn, Aun, Bun, Cun, Dun comme dans le traitement à l'étape 106 à 114 dans le premier mode de

réalisation. Après le traitement à l'étape 238, le programme repasse à l'étape 116 de la figure 7 comme dans le premier mode de réalisation pour déterminer le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a afin d'appliquer la force d'amortissement cible F calculée.

Si la réponse à l'étape 236 est "Oui", l'ordinateur 20 calcule à l'étape 240 une force d'amortissement cible F basée sur les nouvelles matrices de coefficient Awn, Bwn, Cwn, Dwn, Aun, Bun, Cun, Dun par le même traitement que le traitement à l'étape 238 et établit la force d'amortissement cible F calculée en tant que nouvelle force d'amortissement cible Fn. A l'étape 242 suivante, l'ordinateur 20 calcule une force d'amortissement cible F sur la base des anciennes matrices de coefficient Awo, Bwo, Cwo. Dwo, Auo, Buo, Cuo, Duo par le même traitement que le traitement à l'étape 106 à 114 dans le premier mode de réalisation et établit la force d'amortissement cible F calculée en tant qu'ancienne force d'amortissement cible Fo.

Ultérieurement, l'ordinateur 20 détermine à l'étape 244 si une valeur absolue #Fn - Fo# d'une différence entre la nouvelle force d'amortissement cible Fn et l'ancienne force d'amortissement cible Fo est inférieure à une valeur faible #F prédéterminée ou non. Si la réponse à l'étape 244 est "Oui", l'ordinateur 20 établit à l'étape 246 la nouvelle force d'amortissement Fn en tant que force d'amortissement F. Si une réponse à l'étape 244 est "Non", l'ordinateur 20 établit à l'étape 248 l'ancienne force d'amortissement Fo en tant que force d'amortissement cible F. Après le traitement à l'étape 244 à 248, l'ordinateur 20 amène le programme à progresser à l'étape 116 de la figure 7 dans le premier mode de réalisation. Ainsi, l'ordinateur 20 détermine le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a à l'étape 118 pour produire la forcé d'amortissement cible F.

A partir de la description ci-dessus, on comprendra que dans la deuxième modification, les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du (ou le contrôleur) reliées au poids de fréquence WS(S), Wu(S) sont commutées en conformité avec la vitesse du véhicule par le traitement à l'étape 230 à 248. Dans un cas où la force d'amortissement cible F varie d'une manière importante par un changement des matrices de coefficient, la force d'amortissement cible F est déterminée par les matrices de coefficient précédentes sans changement des matrices de coefficient.

Ceci est utile afin d'éliminer une discontinuité de la force d'amortissement cible F.

Bien que dans les première et deuxième modifications précédentes, soit le coefficient d'amortissement linéaire, soit le poids de fréquence varie en conformité avec la vitesse du véhicule, le coefficient d'amortissement linéaire et le poids de fréquence peuvent varier ensemble en conformité avec la vitesse du véhicule. Dans un tel cas, le programme des figures 12 et 13 est conçu pour changer à la fois le coefficient d'amortissement linéaire et le poids de fréquence en conformité avec la vitesse du véhicule.

Bien que dans les première et deuxième modifications, le contrôleur (le coefficient d'amortissement linéaire ou le poids de fréquence) est commuté en conformité avec la vitesse du véhicule ou avec la masse de l'élément de masse suspendue, le contrôleur peut être commuté en conformité avec un changement de la quantité d'état du véhicule tel que roulis, tangage ou analogues du véhicule. Dans ce cas, l'ordinateur 20 est connecté à un capteur destiné à détecter la quantité d'état du véhicule pour commuter de ce fait le contrôleur (coefficient d'amortissement linéaire ou le poids de fréquence) en conformité avec la quantité d'état détectée. Dans un tel cas, il est préférable qu'un domaine de variation de la force d'amortissement cible soit

limité si la force d'amortissement cible calculée varie de manière importante par un changement du contrôleur. e3 - Troisième modification
Une troisième modification du premier mode de réalisation dans laquelle les coefficients d'amortissement linéaire ou le poids de fréquence varient en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue est décrite par la suite. Comme cela est représenté par une ligne en tirets sur la figure 6, l'ordinateur 20 est connecté à un capteur de masse suspendue 28 substitué au capteur de vitesse de véhicule 27. Le capteur de masse suspendue 28 se trouve sous la forme d'un capteur de charge disposé entre l'élément de masse suspendue 10 et l'élément de masse non suspendue 11 du véhicule afin de détecter une masse Mb de l'élément de masse suspendue (châssis du véhicule) 10 pour appliquer un signal de détection indicatif de la masse détectée Mb à l'ordinateur 20.

Dans cette modification, une partie du programme de commande montré sur la figure 7 est modifiée comme cela est représenté sur la figure 12. A l'étape 202 de la figure 12, l'ordinateur 20 entre un signal de détection indicatif de la masse Mb de l'élément de masse suspendue 20 à partir du capteur de masse suspendue 28, au lieu de la vitesse du véhicule V. A l'étape 206 suivante, l'ordinateur 20 extrait un coefficient d'amortissement Cs correspondant à la masse Mb de l'élément de masse suspendue 10 à partir d'une table de masse de l'élément de masse suspendue-coefficient d'amortissement linéaire mémorisée dans l'ordinateur et établit le coefficient d'amortissement linéaire Cs en tant que nouveau coefficient d'amortissement linéaire Csn. La table de masse de l'élément de masse suspendue-coefficient d'amortissement linéaire est formée pour déterminer le coefficient d'amortissement linéaire Cs en relation avec une augmentation de la masse Mb de l'élément de masse suspendue respectivement, à plusieurs étapes dont l'ordre est

déterminé en conformité avec l'augmentation de la masse Mb.

De plus, la masse Mb détectée de l'élément de masse suspendue 10 peut être utilisée pour le calcul des variables B2 (x) et u.

Dans la troisième modification, le coefficient d'amortissement linéaire de l'amortisseur 14 est commuté en conformité avec la masse Mb de l'élément de masse suspendue par le traitement à l'étape 202,206, 210,212 et 220. Ceci est utile pour améliorer les caractéristiques de détection lors d'une performance désirée du véhicule. Dans un cas où la force d'amortissement cible F varie de manière importante par un changement de contrôleur ou du coefficient d'amortissement linéaire de l'amortisseur 14 entraîné par le traitement à l'étape 202 à 220, la force d'amortissement cible F est déterminée sur la base du coefficient d'amortissement linéaire précédent sans changement du coefficient d'amortissement linéaire. Ceci est utile afin d'éliminer une discontinuité de la force d'amortissement cible F et pour éliminer une sensation d'inconfort dans la commande de la force d'amortissement.

Dans le cas où le poids de fréquence du contrôleur est ajusté en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue, une partie du programme de commande de la figure 7 est modifiée comme cela est représenté sur la figure 13.

A l'étape 230 de la figure 13, l'ordinateur 20 entre un signal de détection indicatif de la masse Mb de l'élément de masse suspendue 10, au lieu de la vitesse du véhicule V. A l'étape 234 suivante, l'ordinateur extrait les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du correspondant à la Mb de l'élément de masse suspendue à partir d'une table de masse de l'élément de masse suspendue-matrice de coefficient mémorisée dans l'ordinateur et établit une matrice de coefficient en tant que nouvelle matrice de coefficient Awn, Bwn, Cwn, Dwn, Aun, Bun, Cun, Dun. La table de masse de l'élément de masse suspendue-matrice de

coefficient est formée pour déterminer les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du en relation avec une augmentation de la masse Mb de l'élément de masse suspendue respectivement au niveau de plusieurs régions dans lesquelles chaque gain montré sur les figures 3(A) à 3(D) change en conformité avec la masse Mb de l'élément de masse suspendue. Dans ce cas, la masse Mb de l'élément de masse suspendue peut être utilisée pour le calcul des variables B2(x) et u.

Dans la modification décrite ci-dessus, les matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du sont commutées en conformité avec la masse Mb de l'élément de masse suspendue par le traitement à l'étape 230,234, 240,246. Ceci est utile pour améliorer les caractéristiques de détection lors d'une performance désirée du véhicule. Dans un cas où la force d'amortissement cible F varie de manière importante par un changement du contrôleur ou des matrices de coefficient Aw, Bw, Cw, Dw, Au, Bu, Cu, Du reliées aux poids de fréquence WS(S), Wu(S), la force d'amortissement cible F est déterminée sur la base des matrices de coefficient précédentes sans changer les matrices de coefficient. Ceci est utile pour éliminer une discontinuité de la force d'amortissement cible F et pour éliminer une sensation d'inconfort dans la commande de la force d'amortissement.

Bien que dans la troisième modification, soit le coefficient d'amortissement linéaire, soit le poids de fréquence varie en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue, le coefficient d'amortissement linéaire et le poids de fréquence peuvent varier ensemble en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue. Dans ce cas, les programmes de commande représentés sur les figures 12 et 13 sont conçus pour commander à la fois le coefficient d'amortissement linéaire et les poids de fréquence en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue.

Dans le cas où un mécanisme d'amortissement pneumatique est assemblé à l'intérieur du mécanisme de suspension de véhicule sur roues, le capteur de l'élément de masse suspendue 28 peut être remplacé par un moyen d'estimation prévu dans l'ordinateur 20 pour estimer la masse Mb de l'élément de masse suspendue. En supposant que lors de l'estimation de la masse Mb de l'élément de masse suspendue, une accélération verticale de l'élément de masse suspendue 10 à un instant est définie par a(k) = Xpb", la constante élastique du mécanisme d'amortissement pneumatique est définie en tant que Ks (k) , une quantité de déplacement relatif de l'élément de masse suspendue 10 par rapport à l'élément de masse non suspendue 11 est définie en tant que s(k) = xpw - Xpb et une force d'amortissement du mécanisme de suspension est définie en tant que F(k), l'équation de mouvement de l'élément de masse suspendue 10 à cet instant est exprimée comme suit.

Mb-a(k)=Ks(k)-s(k)+F(k) ...(203) où k est un nombre entier positif.

En supposant qu'un rapport de la constante élastique Ks(k) à la masse Mb de l'élément de masse suspendue est défini comme (3 (k) (=Ks (k) /Mb) , l'équation (203) est convertie en l'équation (204) suivante.

Mb - [a (k) - f3 ( k) - s (k) ] = F (k) ... (204)
Le mécanisme de suspension associé au mécanisme de suspension pneumatique est conçu d'une manière telle que le rapport P(k) de la constante élastique Ks à la masse Mb de l'élément de masse suspendue devient statiquement constant.

En conséquence, l'équation (204) ci-dessus peut être convertie en l'équation (206) suivante dans une durée suffisante (environ plus dix fois une fréquence de

résonance de l'élément de masse suspendue 10) pendant laquelle le rapport ss(k) est estimé en tant que valeur constante 5 une valeur moyenne). En d'autres termes, l'équation (204) ci-dessus peut être convertie en l'équation (206) suivante eu égard à l'accélération verticale a(k), la constante élastique Ks(k), la quantité de déplacement relatif s(k) et la force d'amortissement F (k) dans une durée pendant laquelle l'équation (205) suivante est satisfaite.

Ainsi, la masse Mb de l'élément de masse suspendue peut être précisément estimée par l'équation (207) suivante.

Dans le moyen d'estimation destiné à estimer la masse de l'élément de masse suspendue, l'ordinateur 20 exécute de manière répétitive un programme de commande représenté par un organigramme sur la figure 14 chaque fois qu'une courte durée est écoulée. L'ordinateur commence à l'étape 260 à exécuter le programme de commande et mémorise à l'étape 262 l'accélération de masse suspendue xpb" appliquée à partir du capteur de masse suspendue 25 en tant qu'accélération de masse suspendue a et la quantité de déplacement relatif Xpw - Xpb appliquée à partir du capteur de course 24 en tant que quantité de déplacement relatif s. De plus, eu égard à l'accélération de masse suspendue a et à la quantité de déplacement relatif s, un nombre approprié de valeurs

précédentes sont mémorisées avec les valeurs d'entrée dans l'ordinateur 20 pour qu'elles soient utilisées pour un traitement de dérivation et un traitement de filtre passebande décrit ci-dessous. A l'étape 264 suivante, l'ordinateur 20 calcule une vitesse relative ds/dt de l'élément de masse suspendue 10 par rapport à l'élément de masse non suspendue 11 en dérivant la quantité de déplacement relatif s.

Ultérieurement, l'ordinateur 20 mémorise à l'étape 266 une force d'amortissement F en relation avec le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a (l'une ou l'autre de 1 à N) et la vitesse relative ds/dt calculée en se référant à une table de vitesse relative-force d'amortissement représentée sur la figure 8. Dans ce cas, la valeur déterminée par le traitement à l'étape 116 de la figure 7 est utilisé en tant que degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a. Eu égard à la force d'amortissement F, un nombre approprié de valeurs précédentes sont mémorisées avec la force d'amortissement F dans l'ordinateur 20 afin qu'elles soient utilisées pour un traitement de filtre passe-bande décrit ci-dessous.

A l'étape 268 suivante, l'ordinateur 20 applique un traitement de filtre passe-bande à la force d'amortissement F mémorisée à l'étape 266 afin d'éliminer une composante de courant continu et une composante de bruit de la force d'amortissement F. Ultérieurement, l'ordinateur 20 renouvelle à l'étape 270 une rangée d'un nombre Q de données F (k) = 1,2, ...Q) indicatives de la force d'amortissement F en réponse à un laps de temps. La rangée de données F (k) une nouvelle donnée dans l'ordre de la valeur k de 1 à Q. Lors du renouvellement de la rangée de données F (k), donnée F(l) est effacée et les données F(l), F (2), ...F(Q-1) sont remplacées par les données F (2), F(3),...F(Q) en séquence. Ainsi, l'ordinateur 20 mémorise la nouvelle force d'amortissement

F obtenue par le traitement de filtre passe-bande en tant que donnée F (Q). rangée de données F (k) constituée comme un ensemble de données, les autres rangées de données x (k) étant décrites par la suite dans un temps suffisant (plus de dix fois la fréquence de résonance (0,5 à 1,0 sec.)) de l'élément de masse suspendue pendant lequel un rapport Ks/Mb d'une constante élastique Ks des chambres pneumatiques 11a à lld à la masse Mb de l'élément de masse suspendue au niveau de chaque roue en contact avec la route est supposée être une valeur constante. Dans ce mode de réalisation, une fréquence d'échantillonnage de l'ensemble des données (une fréquence de renouvellement de l'ensemble des données) est définie entre environ 5 à 20 ms et la valeur Q est déterminée à une valeur d'environ 3000.

Après le traitement à l'étape 270, l'ordinateur 20 applique un traitement de filtre passe-bande à l'accélération de masse suspendue a mémorisé par le traitement à l'étape 262 afin d'éliminer une composante de courant continu et une composante de bruit de l'accélération xpb" (=a) détectée par le détecteur d'accélération de masse suspendue 25. A l'étape 274 suivante, l'ordinateur 20 applique un traitement de filtre passe-bande à la quantité de déplacement relatif s mémorisée par le traitement à l'étape 262 afin d'éliminer une composante de courant continu et une composante de bruit de la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb (=s) détectée par le capteur de course 24. Ainsi, l'ordinateur calcule à l'étape 276 une valeur x basée sur l'équation (208) suivante et renouvelle à l'étape 278 une rangée d'un nombre Q de données x(k) (K=l, 2, ...Q) indicatif de la valeur x en réponse à un laps de temps. La valeur (3 dans l'équation (208) suivante est une valeur constante correspondant au rapport Ks/Mb de la constante élastique Ks à la masse Mb de l'élément de masse suspendue dans une durée

suffisante pendant laquelle le rapport Ks/Mb est supposé avoir ne valeur constante. x=a-ss.s ... (208)
A l'étape 280 suivante, l'ordinateur 20 calcule la masse Mb de l'élément de masse suspendue sur la base de l'équation (209) suivante et finit l'exécution du programme à l'étape 282.

Avec le moyen d'estimation décrit ci-dessus, la masse Mb de l'élément de masse suspendue peut être calculée par l'ordinateur 20 d'une manière simple sans qu'on ait prévu de capteur particulier tel que le capteur de masse suspendue 28 sous la forme d'un capteur de charge.

Dans un mode de réalisation pratique du moyen d'estimation, l'équation (208) peut être remplacée par l'équation (210) suivante dans laquelle la masse Mb de l'élément de masse suspendue est estimée sur la base des rangées de données F (k), s(k) (k=l, 2 ...Q) respectivement indicatives de la force d'amortissement F, de l'accélération de masse suspendue a et de la quantité de déplacement relatif s et du rapport P prédéterminé (une constante).

Dans ce cas, les rangées de données a(k), s(k) (k=l, 2, ...Q) peuvent être obtenues sur la base de l'accélération de masse suspendue a et de la quantité de déplacement relatif s sans le traitement à l'étape 276,278 dans le mode de réalisation précédent et les rangées de données a (k), peuvent être utilisées avec la rangée de données F (k) de la force d'amortissement F pour le calcul de l'équation (210) . Bien que dans l'exemple ci- dessus, la masse Mb de l'élément de masse suspendue ait été déterminée par un seul traitement à l'étape (280), le traitement à l'étape 280 peut être exécuté plusieurs fois pour déterminer une moyenne de la masse Mb de l'élément de masse suspendue. Bien que, dans l'exemple ci-dessus, la masse Mb de l'élément de masse suspendue ait été estimée par une méthode des moindres carrés, une méthode des moindres carrés généralisée, une méthode de probabilités maximales ou une méthode de variables instrumentales peut être adaptée afin d'estimer la masse de l'élément de masse suspendue. Avec la méthode variables instrumentales, l'équation (206) peut être réécrite en l'équation (211) suivante prenant en compte un bruit d'observation de capteur e(k).

Mb. [a (k) -J3. s (k) ] =F (k) +e (k) ... (211)
Dans l'équation (211), une valeur d'instruction de comme Fcr(k) sous la forme d'une sortie réelle corrélée de manière forte avec la rangée de données F (k) utilisée en tant que variable instrumentale. La force d'amortissement F(k) est une force d'amortissement réelle de l'amortisseur 14, tandis que la valeur d'instruction de commande fcr(k) peut être obtenue sur la base d'une force d'amortissement cible calculée par le traitement à l'étape 238,240, 242 de la figure 13 et mémorisée dans une série

temporelle. Ainsi, la masse Mb de l'élément de masse suspendue peut être calculée par l'équation (212) suivante.

e4 - Quatrième modification
Le coefficient d'amortissement linéaire dans les deuxième et troisième modes de réalisation peut varier en conformité avec la vitesse du véhicule. Dans un tel cas, l'ordinateur 20 est connecté au capteur de quantité de déplacement de pneu 23, au capteur de course 24, au capteur d'accélération de masse suspendue 25 et au capteur d'accélération de masse non suspendue 26 et est en outre connecté au capteur de vitesse de véhicule 27 comme cela est représenté par la ligne en tirets sur la figure 6. Dans cette modification, l'ordinateur 20 est conçu pour exécuter le programme de la figure 12 substitué pour le traitement à l'étape 112,114 de la figure 10.

En variante, les poids de fréquence du contrôleur dans les deuxième et troisième modes de réalisation peuvent varier en conformité avec la vitesse du véhicule. Dans ce cas, l'ordinateur 20 est conçu pour exécuter le traitement à l'étape 230 à 248 de la figure 13 substitué au traitement à l'étape 106a à 114 de la figure 10. Etant donné que l'ordinateur 20 exécute le traitement à l'étape 106a à 114 de la figure 10 à l'étape 238,240, 242 de la figure 13 pour calculer la force d'amortissement cible F. En outre, le coefficient d'amortissement linéaire ou les poids de fréquence du contrôleur dans le deuxième ou le troisième mode de réalisation peuvent varier en conformité avec la masse de l'élément de masse suspendue comme dans la troisième modification.

Dans de telles modifications décrites ci-dessus, le coefficient d'amortissement linéaire ou les poids de fréquence sont commutés en conformité avec un changement de la vitesse du véhicule ou de la masse de l'élément de masse suspendue pour améliorer les caractéristiques de détection dans une performance désirée du véhicule et éliminer une discontinuité de la force d'amortissement cible. f - Autres modifications
Bien que dans les modes de réalisation et modifications précédents, le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur est déterminé sur la base d'une table de vitesse relative-coefficient d'amortissement représentant une relation entre une vitesse relative xpw'xpb' et la phase d'amortissement F, le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur peut être déterminé sur la base d'une table de vitesse relative-coefficient d'amortissement représentant une relation vitesse relative Xw'- xb' et le coefficient d'amortissement C, comme cela est représenté sur la figure 15. Dans une telle modification, l'ordinateur 20 est conçu pour exécuter le programme de commande montré sur la figure 16. Dans le programme de la figure 16, le traitement à l'étape 114 de la figure 7 ou 10 dans les modes de réalisation et modifications précédents est éliminé, et le traitement à l'étape 116 est changé comme décrit ci-dessous.

Pendant l'exécution du programme représenté sur la figure 16, l'ordinateur 20 calcule à l'étape 112 un coefficient d'amortissement C de la même manière que dans les modes de réalisation et modifications précédents et détermine à l'étape 116a le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur correspondant à la vitesse relative xpw'- xpb' ou à la vitesse relative estimée xpw'^ - xpb'^ et le coefficient d'amortissement C calculé eu égard à la table de coefficient de vitesse relative-coefficient d'amortissement.

Bien que dans les modes de réalisation et modifications précédents, le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur 14a soit commuté en plusieurs étapes (N étapes), l'amortisseur 14 peut être conçu pour être commuté continuellement ou en un nombre d'étapes supérieur à N. Avec une telle conception de l'amortisseur 14, celui-ci est apte à commander plus précisément la force d'amortissement et le coefficient d'amortissement. Dans ce cas, il est préférable que le degré d'ouverture OP de l'orifice d'amortisseur déterminé par le traitement à l'étape 116,116a soit interpolé d'une manière appropriée.

Bien que dans les modes de réalisation et modifications précédents, l'espace d'état du plan généralisé soit exprimé par la quantité de déplacement de pneu xpr - xpw, la quantité de déplacement relatif xpw - Xpb, l'accélération de masse non suspendue xpw" et l'accélération de masse suspendue xpb" , l'espace d'état du plan généralisé peut être exprimé par d'autres quantités physiques liées au déplacement vertical de l'élément de masse suspendue 10 et de l'élément de masse non suspendue 11.

Bien que dans les modes de réalisation et modifications précédents, la vitesse de masse suspendue xb' influençant la résonance de l'élément de masse suspendue 10, la vitesse relative xw'- Xb' influençant la résonance de l'élément de masse suspendue 11 et l'accélération de masse suspendue xpb" influençant le confort de conduite du véhicule sont utilisées en tant que sortie d'évaluation zp' un ou deux types des facteurs ci-dessus peuvent être utilisés en tant que sortie d'évaluation xp. De plus, une quantité physique liée au déplacement de l'élément de masse suspendue tel l'accélération de masse suspendue xb" ou la quantité de déplacement de masse suspendue xb peut être utilisée au lieu de la vitesse de masse suspendue xb' influençant la résonance de l'élément de masse suspendue 10. En variante, une quantité physique liée au déplacement

de l'élément de masse non suspendue 11 tel que la vitesse de masse non suspendue xw' ou la quantité de déplacement de pneu xr - xw peut être utilisée au lieu de la vitesse relative xw'- Xb' influençant la résonance de l'élément de masse non suspendue 11.

* Bien que dans les modes de réalisation et les modifications précédents, la théorie de commande non linéaire H soit appliquée en tant que théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée, une inégalité de matrice linéaire ou une inégalité de matrice bilinéaire peut être appliquée en tant que théorie de commande.

Bien que dans les modes de réalisation et les modifications précédents, la présente invention ait été adaptée à un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues, la présente invention peut être adaptée à un mécanisme de support élastique incluant un élément élastique tel qu'un élément en caoutchouc, un élément de ressort ou analogues pour supporter de manière élastique en son sein un élément de composant du véhicule et un amortisseur assemblé dans celui-ci destiné à amortir la vibration de l'élément de composant. Par exemple, la présente invention peut être adaptée à un mécanisme de support incluant un élément élastique destiné à supporter de manière élastique en son sein un organe d'entraînement du véhicule et un amortisseur assemblé dans celui-ci pour amortir la vibration de l'organe d'entraînement. En outre, la présente invention peut être adaptée à divers types de mécanismes de support élastique incluant un élément élastique tel qu'un élément en caoutchouc, un élément de ressort ou analogues pour supporter de manière élastique en son sein un objet et un amortisseur capable d'amortir la vibration de l'objet.

Claims

REVENDICATIONS :

1. Système de commande pour un mécanisme de support élastique incluant un amortisseur ou un absorbeur de choc assemblé dans celui-ci destiné à supporter de manière élastique un objet sur celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer une force d'amortissement cible et d'ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc à la force d'amortissement cible calculée.

2. Système de commande pour un mécanisme de support élastique dans un véhicule sur roues, le mécanisme de support incluant un amortisseur ou un absorbeur de choc assemblé dans celui-ci destiné à supporter de manière élastique un objet sur celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer une force d'amortissement cible et d'ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc à la force d'amortissement cible calculée.

3. Système de commande pour un mécanisme de suspension incluant un amortisseur ou un absorbeur de choc disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue d'un véhicule sur roues destiné à supporter de manière élastique l'élément de masse suspendue sur celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande est appliquée à un plan

non linéaire afin de calculer une force d'amortissement cible et d'ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc à la force d'amortissement cible calculée.

4. Système de commande selon la revendication 1, dans lequel une théorie de commande non linéaire H# est appliquée en tant que théorie de commande.

5. Système de commande selon la revendication 4, dans lequel une commande parmi une commande de rétroaction d'état non linéaire H#, une commande de rétroaction à sortie non linéaire H# ou une commande non linéaire H# utilisant un filtre de Kalman est appliquée en tant que commande sur la base de la théorie de commande.

6. Système de commande selon la revendication 1, dans lequel un coefficient d'amortissement de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel chaque gain de la partie linéaire et de la partie non linéaire est défini d'une manière telle que la force d'amortissement cible est déterminée dans une plage d'une force d'amortissement réelle produite par l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc.

7. Système de commande selon la revendication 6, dans lequel la partie linéaire du coefficient d'amortissement de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc est définie pour être située entre une force d'amortissement minimale de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc et une force d'amortissement maximale de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc.

8. Système de commande selon la revendication 1, dans lequel l'amortisseur est construit pour être commuté à plusieurs étapes, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, et dans lequel la partie linéaire du coefficient d'amortissement est déterminée d'une manière telle qu'une force d'amortissement définie par la partie linéaire devient approximativement égale à une force d'amortissement produite par l'amortisseur au niveau de l'une ou l'autre de ses plusieurs étapes dans une plage réduite.

9. Système de commande selon la revendication 1, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel la partie non linéaire est appliquée en tant qu'entrée de commande à un plan généralisé estimé pour calculer la force d'amortissement cible et dans lequel l'entrée de commande est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé.

10. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 3, comprenant : un moyen de détection destiné à détecter une quantité d'état liée à un déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue ; et un moyen destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur une base de la théorie de commande et destiné à calculer la force d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique définie positive mémorisée et de la quantité d'état détectée.

11. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 3, comprenant :

un moyen de détection destiné à détecter une partie d'une pluralité de quantités d'état liées à un déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue ; un moyen d'estimation destiné à estimer l'autre partie des quantités d'état en utilisant un observateur ; et un moyen destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur une base de la théorie de commande et destiné à calculer la force d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique définie positive, mémorisée, de la quantité d'état détectée et de la quantité d'état estimée.

12. Système de commande dans un mécanisme de suspension selon la revendication 3, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel le système de commande comprend : un premier moyen de calcul destiné à calculer la partie non linéaire du coefficient d'amortissement sur une base de la théorie de commande ; un deuxième moyen de calcul destiné à calculer le coefficient d'amortissement de l'amortisseur sur la base d'une synthèse de la partie linéaire et de la partie non linéaire calculée ; un moyen de détection destiné à détecter ou estimer une vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue ; et un troisième moyen de calcul destiné à calculer la force d'amortissement cible par une multiplication du coefficient d'amortissement calculé et de la vitesse relative détectée ou estimée.

13. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 3, dans lequel une quantité physique liée au déplacement vertical des éléments

de masse suspendue et non suspendue est appliquée en tant que sortie d'évaluation d'un plan généralisé estimé pour calculer la force d'amortissement cible et dans lequel la quantité physique est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé.

14. Système de commande selon la revendication 13, dans lequel la quantité physique inclut plusieurs types de quantités physiques et dans lequel chaque plage maximale de poids de fréquence appliqués aux quantités physiques est déterminée sans aucune interférence mutuelle.

15. Système de commande selon la revendication 14, dans lequel les quantités physiques incluent au moins deux facteurs choisis parmi une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue, une vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue et une accélération verticale de l'élément de masse suspendue.

16. Système de commande dans un mécanisme de suspension selon la revendication 3, dans lequel la théorie de commande est adaptée à un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues dans lequel une quantité de déplacement verticale d'un pneu de roue en contact avec la route, une quantité de déplacement relatif verticale de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue, une vitesse verticale de l'élément de masse non suspendue et une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue sont définies en tant que quantité d'état indicative d'un espace d'état du mécanisme de suspension.

17. Système de commande pour un mécanisme de support élastique incluant un amortisseur assemblé dans celui-ci destiné à supporter de manière élastique un objet sur

celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer un coefficient d'amortissement cible et d'ajuster un coefficient d'amortissement réel de l'amortisseur au coefficient d'amortissement cible calculé.

18. Système de commande pour un mécanisme de support élastique dans un véhicule sur roues, le mécanisme de support incluant un amortisseur assemblé dans celui-ci destiné à supporter de manière élastique un objet sur celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer un coefficient d'amortissement cible et d'ajuster un coefficient d'amortissement réel de l'amortisseur au coefficient d'amortissement cible.

19. Système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues, incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue du véhicule destiné à supporter de manière élastique l'élément de masse suspendue sur celui-ci, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer un coefficient d'amortissement cible et d'ajuster un coefficient d'amortissement réel de l'amortisseur au coefficient d'amortissement cible calculé.

20. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel une théorie de commande non linéaire H# est appliquée en tant que théorie de commande.

21. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel une commande parmi une commande de rétroaction d'état non linéaire H#, une commande de rétroaction à sortie non linéaire H ou une commande non linéaire H# utilisant un filtre de Kalman est appliquée en tant que commande sur la base de la théorie de commande.

22. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel le coefficient d'amortissement est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel chaque gain de la partie linéaire et de la partie non linéaire est défini d'une manière telle que la force d'amortissement cible est déterminée dans une plage d'une force d'amortissement réelle produite par l'amortisseur.

23. Système de commande selon la revendication 22, dans lequel la partie linéaire du coefficient d'amortissement de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc est définie pour être située entre une force d'amortissement minimale de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc et une force d'amortissement maximale de l'amortisseur ou de l'absorbeur de choc.

24. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel l'amortisseur est construit pour être commuté à plusieurs étapes, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, et dans lequel la partie linéaire du coefficient d'amortissement est déterminée d'une manière telle qu'une force d'amortissement définie par la partie linéaire devient approximativement

égale à une force d'amortissement produite par l'amortisseur au niveau de l'une ou l'autre de ses plusieurs étapes dans une plage réduite.

25. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel la partie non linéaire est appliquée en tant qu'entrée de commande à un plan généralisé estimé pour calculer le coefficient d'amortissement cible et dans lequel l'entrée de commande est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé.

26. Système de commande selon la revendication 17, dans lequel le coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire et dans lequel le système de commande comprend : un premier moyen de calcul destiné à calculer la partie non linéaire sur la base de la théorie de commande ; et un deuxième moyen de calcul destiné à calculer le coefficient d'amortissement cible sur la base d'une synthèse de la partie linéaire et de la partie non linéaire calculée ;

27. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 19, comprenant : un moyen de détection destiné à détecter une quantité d'état liée à un déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue ; et un moyen destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur la base de la théorie de commande et destiné à calculer le coefficient d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique

définie positive mémorisée et de la quantité d'état détectée.

28. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 19, comprenant : un moyen de détection destiné à détecter une partie d'une pluralité de quantités d'état liées à un déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue ; un moyen d'estimation destiné à estimer l'autre partie des quantités d'état en utilisant un observateur ; et un moyen destiné à mémoriser une solution symétrique définie positive obtenue sur la base de la théorie de commande et destiné à calculer le coefficient d'amortissement cible sur la base de la solution symétrique définie positive mémorisée, de la quantité d'état détectée et de la quantité d'état estimée.

29. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 19, dans lequel une quantité physique liée au déplacement vertical des éléments de masse suspendue et non suspendue est appliquée en tant que sortie d'évaluation d'un plan généralisé estimé pour calculer le coefficient d'amortissement cible et dans lequel la quantité physique est appliquée avec un poids de fréquence prédéterminé.

30. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 29, dans lequel la quantité physique inclut plusieurs types de quantités physiques et dans lequel chaque plage maximale de poids de fréquence appliqués aux quantités physiques est déterminée sans aucune interférence mutuelle.

31. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 30, dans lequel les

quantités physiques incluent au moins deux facteurs choisis parmi une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue, une vitesse relative de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue et une accélération verticale de l'élément de masse suspendue.

32. Système de commande pour un mécanisme de suspension selon la revendication 19, dans lequel la théorie de commande est adaptée à un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues dans lequel une quantité de déplacement verticale d'un pneu de roue en contact avec la route, une quantité de déplacement relatif verticale de l'élément de masse suspendue par rapport à l'élément de masse non suspendue, une vitesse verticale de l'élément de masse non suspendue et une vitesse verticale de l'élément de masse suspendue sont définies en tant que quantité d'état indicative d'un espace d'état du mécanisme de suspension.

33. Système de commande pour un mécanisme de suspension incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue d'un véhicule sur roues, dans lequel un coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer une force d'amortissement cible et d'ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et dans lequel le système de commande comprend : un moyen de détection destiné à détecter une vitesse de déplacement du véhicule ; et

un moyen de commande destiné à commander la partie linéaire du coefficient d'amortissement en conformité avec la vitesse de déplacement détectée du véhicule.

34. Système de commande pour un mécanisme de suspension incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue d'un véhicule sur roues, dans lequel un coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire afin de calculer une force d'amortissement cible et d'ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et dans lequel le système de commande comprend : un moyen de détection destiné à détecter une masse de l'élément de masse suspendue ; et un moyen de commande destiné à commander la partie linéaire du coefficient d'amortissement en conformité avec la masse détectée de l'élément de masse suspendue.

35. Système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue du véhicule, dans lequel un plan non linéaire généralisé est estimé pour calculer une force d'amortissement cible sur la base d'une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception dans une plage de fréquences prédéterminée et pour ajuster une force d'amortissement de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et dans lequel le système de commande comprend :

un moyen de détection destiné à détecter une vitesse de déplacement du véhicule ; et un moyen de commande destiné à commander la fréquence dans le plan généralisé en conformité avec la vitesse de déplacement détectée du véhicule.

36. Système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue du véhicule, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire pour calculer une force d'amortissement cible et ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et dans lequel le système de commande comprend : un moyen de détection destiné à détecter une masse de l'élément de masse suspendue,et un moyen de commande destiné à commander un poids de fréquence dans le plan généralisé en conformité avec la masse détectée de l'élément de masse suspendue.

37. Système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue du véhicule, dans lequel un coefficient d'amortissement de l'amortisseur est divisé en une partie linéaire et une partie non linéaire, et une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire pour calculer une force d'amortissement cible et ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et

dans lequel le système de commande comprend : un moyen de commande destiné à commander la partie linéaire du coefficient d'amortissement en conformité avec un comportement du véhicule ; et un moyen destiné à interdire un changement de la partie linéaire du coefficient d'amortissement lorsque la force d'amortissement cible calculée change au-delà d'une valeur prédéterminée en réponse à un changement de la partie linéaire du coefficient d'amortissement.

38. Système de commande pour un mécanisme de suspension d'un véhicule sur roues incluant un amortisseur disposé entre un élément de masse non suspendue et un élément de masse suspendue du véhicule, dans lequel une théorie de commande capable de procurer une spécification destinée à la conception du système de commande dans une plage de fréquences prédéterminée est appliquée à un plan non linéaire généralisé pour calculer une force d'amortissement cible et ajuster une force d'amortissement réelle de l'amortisseur à la force d'amortissement cible calculée et dans lequel le système de commande comprend : un moyen de commande destiné à commander un poids de fréquence dans le plan généralisé en conformité avec un comportement du véhicule ; et un moyen destiné à interdire un changement du poids de fréquence lorsque la force d'amortissement cible calculée change plus qu'une valeur prédéterminée en raison d'un changement du poids de fréquence.