WO2008062115A1 - Procede et dispositif de rejet de perturbations avec un systeme de braquage d'un vehicule automobile - Google Patents

Procede et dispositif de rejet de perturbations avec un systeme de braquage d'un vehicule automobile Download PDF

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WO2008062115A1
WO2008062115A1 PCT/FR2007/052103 FR2007052103W WO2008062115A1 WO 2008062115 A1 WO2008062115 A1 WO 2008062115A1 FR 2007052103 W FR2007052103 W FR 2007052103W WO 2008062115 A1 WO2008062115 A1 WO 2008062115A1
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vehicle
steering
corrector
yaw rate
disturbance rejection
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Application number
PCT/FR2007/052103
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English (en)
Inventor
Lionel Lorimier
Original Assignee
Renault S.A.S.
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B60—VEHICLES IN GENERAL
    • B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
    • B60T8/00—Arrangements for adjusting wheel-braking force to meet varying vehicular or ground-surface conditions, e.g. limiting or varying distribution of braking force
    • B60T8/17—Using electrical or electronic regulation means to control braking
    • B60T8/1755—Brake regulation specially adapted to control the stability of the vehicle, e.g. taking into account yaw rate or transverse acceleration in a curve
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D7/00—Steering linkage; Stub axles or their mountings
    • B62D7/06—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins
    • B62D7/14—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering
    • B62D7/15—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering characterised by means varying the ratio between the steering angles of the steered wheels
    • B62D7/159—Steering linkage; Stub axles or their mountings for individually-pivoted wheels, e.g. on king-pins the pivotal axes being situated in more than one plane transverse to the longitudinal centre line of the vehicle, e.g. all-wheel steering characterised by means varying the ratio between the steering angles of the steered wheels characterised by computing methods or stabilisation processes or systems, e.g. responding to yaw rate, lateral wind, load, road condition
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B60—VEHICLES IN GENERAL
    • B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
    • B60T2260/00—Interaction of vehicle brake system with other systems
    • B60T2260/02—Active Steering, Steer-by-Wire
    • B60T2260/022—Rear-wheel steering; Four-wheel steering
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B60—VEHICLES IN GENERAL
    • B60T—VEHICLE BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF; BRAKE CONTROL SYSTEMS OR PARTS THEREOF, IN GENERAL; ARRANGEMENT OF BRAKING ELEMENTS ON VEHICLES IN GENERAL; PORTABLE DEVICES FOR PREVENTING UNWANTED MOVEMENT OF VEHICLES; VEHICLE MODIFICATIONS TO FACILITATE COOLING OF BRAKES
    • B60T2260/00—Interaction of vehicle brake system with other systems
    • B60T2260/02—Active Steering, Steer-by-Wire
    • B60T2260/024—Yawing moment compensation during mu-split braking

Definitions

  • the invention relates to a method for rejecting disturbances using a steering system of the rear wheels of a motor vehicle equipped with two rear guide wheels and two front steering wheels.
  • a vehicle is designed to adopt the most stable behavior possible regardless of the driver's request or the condition of the roadway.
  • the loss of control of a light vehicle is considered to be a deviation from the healthy (neutral) trajectory for which it was designed. It may happen that the driver is then unable to return to the desired path. Two cases may occur:
  • - understeer during a turn, the vehicle deviates from the neutral trajectory towards the outside of the turn. It remains however stable but a road exit is not excluded.
  • - oversteer during a turn, the vehicle deviates from the neutral trajectory towards the inside of the turn. He becomes uncontrollable and can go to a spin.
  • the vehicles are equipped with four-wheel steering systems.
  • An object of the invention is to control the steering system by a strategy of rejection of external disturbances acting on the vehicle.
  • disturbance any physical phenomenon occurring on the system, such as asymmetrical adhesion, aerodynamic disturbance, and modifying the expected level of its outputs.
  • Another object of the invention is to overcome the difficulties in estimating disturbances.
  • the corrector K (s) of disturbance rejection including a multiplicative term of the form N ⁇ (s) / D ⁇ (s), where N ⁇ (s) and D ⁇ (s) are two polynomials of fixed degrees and with parameterized coefficients, an analytical calculation module being provided for automatically calculating in real time the coefficients of N ⁇ (s) and D ⁇ (s) at least as a function of the real longitudinal velocity of the vehicle and / or of a drift rigidity before D av and / or of a rear drift rigidity D ar , the drift rigidity before D av and / or the rear drift rigidity D ar can be determined for example by mapping according to at least the longitudinal acceleration and lateral acceleration of the vehicle. According to other features of the invention,
  • the analytic calculation module automatically sets the roots of (s 2 + 2- ⁇ n -Q) n -s + ⁇ n 2 ) -D ⁇ (s) - ( ⁇ n - s + p n ) -N ⁇ (s), with parameters indicated below, the analytical calculation module automatically calculating according to prescribed rules the coefficients of N ⁇ (s) and D ⁇ (s) from the determined roots ⁇ , and calculated parameters;
  • the set of stable poles ( ⁇ ,) retained consists of at least the roots of s 2 + 2- ⁇ n - ⁇ n -s + ⁇ n 2 (dominant poles of the yaw response dynamics).
  • the other stable poles ( ⁇ ,) can be chosen according to criteria of robustness (stability) and performance (speed of rejection) as previously;
  • the corrector K (s) for rejecting disturbances comprises another predetermined multiplicative term for taking into account the influence of the dynamics of the steering actuator of the rear wheels of the system on their steering angle setpoint;
  • the corrector K (s) comprises a multiplicative factor decomposed into a sum of a proportional term and of at least one integrating term of degree less than or equal to -1
  • the analytical calculation module automatically detects whether the time value of the factor multiplicative reaches a predetermined angular saturation of the steering actuator of the rear wheels of the system, for
  • At least one activation and deactivation input of the disturbance rejection corrector is provided for the corrector to provide said calculated steering angle reference ⁇ ar c in case of activation and to provide a constant value prescribed in the event of deactivation ;
  • the drift rigidity before D av and / or the rear drift rigidity D ar are determined by mapping according to the vertical load of the tires, itself determined as a function of the longitudinal acceleration and the lateral acceleration of the tire. vehicle, and depending on the estimated grip of the tires.
  • the corrector K (s) of disturbance rejection including a multiplicative term of the form N ⁇ (s) / D ⁇ (s), where N ⁇ (s) and D ⁇ (s) are two polynomials of fixed degrees and with parameterized coefficients, an analytical calculation module being provided to automatically calculate the coefficients of N ⁇ (s) ) and D ⁇ (s) at least as a function of the actual longitudinal velocity of the vehicle, a drift rigidity before D av and / or a rear drift rigidity D ar .
  • FIG. 1 represents a block diagram of one embodiment of the disturbance rejection device according to the invention
  • FIG. 2 represents a modular block diagram of another embodiment of the disturbance rejection device according to FIG. invention
  • FIG. 3 represents a family of curves that can be used in the method and the device according to the invention, giving the ordinate the forward or backward rigidity in N / radian as a function of the load in kN on the abscissa, for different adhesions. .
  • the invention is described below with reference to a vehicle equipped with a steering system of the rear wheels. It can be implanted numerically in the computer dedicated to the steering of said steering system or any other onboard computer such as the central unit of the vehicle.
  • the device 1 for disturbance rejection is implemented using a calculator CAL on board the motor vehicle and receives on inputs 21, 22, 23 of an input module 2:
  • information ⁇ real yaw rate for example determined by a sensor 1 1 measurement placed on the vehicle.
  • the yaw rate est is the speed of rotation of the vehicle around its center of gravity along a vertical axis.
  • information ⁇ ref reference yaw rate produced by a module 12.
  • This signal y / re / describes the expected behavior of the vehicle in response to driver stresses applied including via the steering wheel , in response to the action of other piloted systems, and in response to changes in the environment (eg cant). Steering wheel steering information is required regardless of how it is obtained by direct measurement or by synthesis from other measurements.
  • a real longitudinal speed information of the vehicle produced by a module 13. This signal is for example obtained by averaging the ABS speed of the wheels of an axle.
  • disturbances can be encountered. These are for example parametric variations or non-linearities not taken into account (in terms of the behavior of the tire for example), factors not taken into account by the model (for example, the yaw moment created by asymmetric braking). can be considered as a disturbance for certain applications such as that described in the invention), aerodynamic disturbances (not modeled). The effect of the disturbances is to cause a difference between the observed behavior and the desired behavior. We therefore wish to reject all the disturbances in order to follow the behavior desired by an action of control of the 4-wheel steering system of the vehicle (steering of the rear wheels).
  • the set of phenomena that must not be rejected must be considered in developing the reference yaw rate signal. This is the case, for example, of the slope of the road. Because of the superelevation, the relationship between the wheel deflection and the yaw rate is changed. If the influence of the cant is not considered in the development of the reference signal, then its presence will be rejected by the order.
  • a subtractor module 5 calculates a yaw rate error signal ⁇ , equal to
  • the yaw rate error signal ⁇ is sent to a first input 41 of a disturbance rejection corrector 4, having an output 42 for supplying a steering wheel reference signal ⁇ ar c to the rear wheels of the vehicle.
  • the output 42 forms the output 6 of the disturbance rejection device 1.
  • This output 6 supplying the signal ⁇ ar c setpoint is connected to an actuator ACT rear wheels R ARR to orient them at a corresponding steering angle.
  • the actual steering angle ⁇ arr of the rear wheels R ARR relative to the longitudinal axis from the front to the rear of the vehicle influences the actual speed ⁇ yaw closed loop.
  • the setpoint signal ⁇ ar c sets the position of the actuator ACT so that the actual velocity ⁇ of yaw approaches the speed ⁇ ref of the reference yaw.
  • a a c r (s) K (s) - ⁇ (s) in the corrector 4, where K is the transfer function applied by the corrector 4 to the yaw rate error signal ⁇ produce the steering set ⁇ ar c of the rear wheels.
  • W the disturbance acting on the vehicle, with the following parameters:
  • M Total mass of the vehicle
  • I 72 Inertia of the vehicle around a vertical axis z passing through its center of gravity G
  • M Fx yaw moment due to braking
  • v x longitudinal speed of the vehicle
  • v y lateral speed of the vehicle
  • ⁇ t lateral acceleration, measured at the center of gravity G
  • ⁇ i track between the front wheels
  • e 2 track between the rear wheels
  • F x -I 2 longitudinal force on the front right wheel
  • F x - I 1 longitudinal force on the left front wheel
  • F X 22 longitudinal force on the right rear wheel
  • F x2 i longitudinal force on the left rear wheel.
  • Corrector K takes into account the influence of Act actuator according to
  • N ⁇ (s) and D ⁇ (s) are polynomials of definite degrees, whose quotient forms in K (s) a first multiplicative term, with K (s) having a numerator of degree less than or equal to the degree of its denominator.
  • the correction applied by the corrector K to the yaw rate error signal ⁇ to produce the steering setpoint ⁇ ar c of the rear wheels is adaptive.
  • An analytical calculation module 3 is connected to the input 23 and calculates the coefficients of the correction polynomials N ⁇ (s) and D ⁇ (s) as a function of the longitudinal velocity V x of the vehicle on the input 23.
  • a means 7, which may optionally be included in the module 3, is provided for automatically calculating the drift rigidity before D av and the rear drift rigidity D ar by means of a pre-stored CAR map. As shown in the embodiment of FIG. 3, this mapping gives the stiffness D av and D ar as a function of the vertical load F z of the tires, itself determined as a function of the longitudinal acceleration ⁇ x and the lateral acceleration ⁇ t of the vehicle, and as a function of the grip ⁇ of the tires, estimated by an estimation device.
  • a module 8 is provided to provide, by measurement by means of sensors or by calculation from other measurements, the longitudinal acceleration ⁇ x real and the lateral acceleration ⁇ t real means 7. We mean by cartography as well tables of values, mathematical functions, curves.
  • Calculation characteristics of the coefficients of the polynomials N ⁇ (s) and D ⁇ (s) are prerecorded in a memory of the module 3.
  • the module 3 comprises an output 32 of supply of the value of the coefficients of the polynomials N ⁇ (s) and D ⁇ (s) at a second input 43 of the corrector 4.
  • the adaptation of the corrector 4 to the inputs of the device 1 is performed by the analytical calculation module 3 for each sampling of these inputs.
  • the coefficients of the polynomials N ⁇ (s) and D ⁇ (s) are parameterized in the module 3 and depend on the time.
  • the setting parameters can be changed continuously, because the corrector coefficients are explicitly dependent on these settings, so they are recalculated in real time.
  • the proposed adjustment parameters make it possible to limit the action of the developer with respect to stability criteria.
  • T (s), and therefore D ⁇ (s), comprise at least one pure derivative term.
  • N ⁇ (s) is a polynomial of degree n of the form ⁇ b r s', b 0 ⁇ O.
  • the module 3 calculates the coefficients of the corrector 4 as follows:
  • ⁇ t represents the roots of the denominator of T (s):
  • the module 3 sets the roots O 1 to predetermined values to place the poles of the denominator of T (s).
  • the real part of each root ⁇ t of the denominator of T (s) is chosen strictly negative so that the stability is verified.
  • the poles of D ⁇ (s), other than the null pole are in the real part strictly negative.
  • the values of the corrector coefficients are for example fixed at the last values obtained with a non-zero determinant.
  • the module 3 calculates the coefficients of the corrector 4 in the following manner.
  • the echo-level disturbance rejection corrector K is given by the following equation:
  • T (s), and therefore D ⁇ (s) comprise at least two pure derivative terms.
  • a filter is interposed on the input 41 to filter the error signal ⁇ , in order to overcome the noise sensitivity of the ramp-type disturbance rejection device.
  • N ⁇ (s) is a polynomial of degree n + 1 of the form ⁇ b r s', b 0 ⁇ 0.
  • One embodiment is provided to obtain a corrector K of reduced degree.
  • ⁇ i and r 2 are two adjustment parameters that make it possible to analytically ensure the stability of the poles of T (s) and of the corrector.
  • the first parameter ⁇ i of adjustment makes it possible to adjust two of the poles of T (s) and of the corrector:
  • the second parameter r 2 makes it possible to directly place the last pole of T (s) and of the corrector: - the more positively it is, the more the pole is far in frequency. It is then transmitted very little energy and is therefore little felt in the dynamics of rejection.
  • One embodiment of the device provides anti-packaging corrector technique in case of angular saturations ACT actuator.
  • the presence of pure integrators in the action chain may cause the corrector to runaway, which greatly degrades its performance when the error decreases again, because the corrector drags the integration of the error realized during the saturation of the system.
  • a possible anti-runaway technique is to no longer integrate when the system is saturated and integration would cause runaway.
  • the corrector K includes a multiplicative term decomposed into a sum of a constant term and one or more integrator terms in s -1 of different degrees i.
  • a: at (t) - - ⁇ (t) - - Z 1 (O - - Z 2 (O a o 'ga o ' ga o 'g
  • the functions z / t) and z 2 (t) are defined in order to integrate the error only when this integration does not cause runaway of the corrector due to the saturation of the actuator.
  • a Z "(*) ⁇ 0 and aZ ax (t)> 0 are respectively the maximum steering values of the actuator in the negative and positive steering direction of the rear wheels to perform the disturbance rejection.
  • y (k) - y (k-Y) y ⁇ k) 2 - - ⁇ y (k -V) e
  • the corrector 4 has an additional activation and deactivation input 44 enabling it to be activated or deactivated from the outside.
  • the module 3 may include an additional input 34 for activation and deactivation from the outside, controlled in the same way as the input 44.
  • the corrector 4 is activated when certain situations are identified by automatic means connected to the input 44.
  • its output 42 is fixed at a prescribed value, for example zero.
  • the output 42 of the device 1 can be combined by addition or subtraction with other control strategies.
  • the invention makes it possible to reject external disturbances acting on the vehicle: asymmetrical braking / acceleration, braking on asymmetrical adhesion, aerodynamic disturbance (gust of wind), lifting from foot to curve, braking in curves.
  • the disturbance rejection strategy does not require an estimate of the disturbance acting on the vehicle.
  • the disturbances are rejected on the basis of the error with respect to a reference yaw rate signal established according to various information on the condition of the vehicle, the driver's requests and the state of the environment in which the vehicle is moving. .

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Abstract

L'invention concerne un procédé de rejet de perturbations utilisant un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices. Suivant l'invention, le calculateur comporte un correcteur adaptatif K pour calculer, sans estimation de perturbations et à partir du signale d'erreur de vitesse de lacet, la consigne d'angle de braquage a <SUB>ar</SUB>

Description

L'invention concerne un procédé de rejet de perturbations utilisant un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices.
L'objectif de ces systèmes de braquage est d'améliorer le comportement du véhicule sur route et par conséquent la sécurité de la personne le conduisant.
A cet effet, il est connu d'équiper le véhicule d'un calculateur de bord calculant une consigne d'angle de braquage des roues arrière en fonction de la vitesse réelle de lacet du véhicule et de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, qui sont déterminées à partir de capteurs embarqués.
Un véhicule est conçu de manière à adopter le comportement le plus stable possible quelle que soit la sollicitation du conducteur ou l'état de la chaussée.
Cependant, certaines situations peuvent engendrer un désagrément de conduite, un écart de trajectoire et même une perte de contrôle du véhicule, comme par exemple :
- un lever de pied en courbe sur la pédale d'accélérateur,
- un freinage en courbe,
- un évitement d'obstacle simple ou double, - une adhérence faible ou asymétrique,
- une perturbation aérodynamique.
On assimile la perte de contrôle d'un véhicule léger à un écart de trajectoire par rapport à la trajectoire saine (neutre) pour laquelle il a été conçu. Il peut arriver que le conducteur soit alors incapable de revenir sur la trajectoire désirée. Deux cas peuvent se présenter :
- le sous virage : lors d'un virage, le véhicule s'écarte de la trajectoire neutre vers l'extérieur du virage. Il reste toutefois stable mais une sortie de route n'est pas exclue. - le survirage : lors d'un virage, le véhicule s'écarte de la trajectoire neutre vers l'intérieur du virage. Il devient incontrôlable et peut aller jusqu'au tête-à-queue.
Afin d'améliorer le comportement dans les phases de sous virage et de survirage, les véhicules sont équipés de systèmes à quatre roues directrices.
Un objectif de l'invention est de piloter le système de braquage par une stratégie de rejet des perturbations extérieures agissant sur le véhicule.
On entend par perturbation tout phénomène physique intervenant sur le système, comme par exemple une adhérence asymétrique, une perturbation aérodynamique, et modifiant le niveau attendu de ses sorties.
Rejeter une perturbation, c'est faire en sorte que les sorties du système atteignent leur niveau attendu malgré la présence de ladite perturbation. Ainsi, un autre objectif de l'invention est de surmonter les difficultés à estimer les perturbations.
Un premier objet de l'invention est un procédé de rejet de perturbations utilisant un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices, dans lequel un calculateur de bord calcule une consigne d'angle de braquage des roues arrière en fonction d'au moins la vitesse réelle de lacet du véhicule et de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, qui sont déterminées à partir de capteurs embarqués, caractérisé en ce que une vitesse de lacet de référence est calculée au moins en fonction d'une commande de braquage actionnée sur le véhicule, le calculateur comporte un correcteur adaptatif K de rejet de perturbations pour calculer, sans estimation de perturbations et à partir du signal ε d'erreur égal à la différence entre la vitesse réelle de lacet et la vitesse de lacet de référence, la consigne d'angle de braquage αar c des roues arrière sous la forme αar c(s) = K(s) . ε(s), où s est la variable de Laplace, de manière à ce que ce signal d'erreur se rapproche de zéro en boucle fermée, le correcteur K(s) de rejet de perturbations comportant un terme multiplicatif de la forme Nκ(s) / Dκ(s), où Nκ(s) et Dκ(s) sont deux polynômes de degrés fixés et à coefficients paramétrés, un module de calcul analytique étant prévu pour calculer automatiquement en temps réel les coefficients de Nκ(s) et Dκ(s) au moins en fonction de la vitesse longitudinale réelle du véhicule et/ou d'une rigidité de dérive avant Dav et/ou d'une rigidité de dérive arrière Dar, la rigidité de dérive avant Dav et/ou la rigidité de dérive arrière Dar pouvant être déterminées par exemple par une cartographie en fonction au moins de l'accélération longitudinale et de l'accélération latérale du véhicule. Suivant d'autres caractéristiques de l'invention,
- le module de calcul analytique place automatiquement à des valeurs déterminées σ, de pôles stables les racines de (s2 + 2-ξn -Q)n -s + ωn 2)-Dκ(s)-(ηn -s + pn)-Nκ(s), avec des paramètres indiqués ci-après, le module de calcul analytique calculant automatiquement selon des règles prescrites les coefficients de Nκ(s) et Dκ(s) à partir des racines déterminées σ, et des paramètres calculés ;
- Dκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme
∑arsι ,αo ≠ O,αB = l , Nκ(s) est un polynôme de degré n de la forme
Figure imgf000005_0001
- ou Dκ(s) est un polynôme de degré n+2 de la forme ≠ O,an = l , Nκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme
Figure imgf000005_0002
n = 2 et
- ou l'ensemble des pôles stables (σ,) retenus est constitué d'au moins les racines de s2 +2-ξn -ωn -s + ωn 2 (pôles dominants de la dynamique de réponse en lacet). Par exemple, les autres pôles stables (σ,) peuvent être choisis selon des critères de robustesse (stabilité) et de performance (rapidité du rejet) comme précédemment ;
- ou M Nκ( /s \) / / Γ DΛκ( /s \) es αt. ré -d _iu -iαt. a - , avec
Figure imgf000006_0001
K = con 2
a0 - ~Pn \ i + " r2 ) [2 - ξι - (l + r2 )pn
Figure imgf000006_0002
ξi et r2 étant deux paramètres de réglage.
- le correcteur K(s) de rejet de perturbations comporte un autre terme multiplicatif prédéterminé de prise en compte de l'influence de la dynamique de l'actionneur de braquage des roues arrière du système sur leur consigne d'angle de braquage ;
- le correcteur K(s) comporte un facteur multiplicatif décomposé en une somme d'un terme proportionnel et d'au moins un terme intégrateur de degré inférieur ou égal à -1 , le module de calcul analytique détecte automatiquement si la valeur temporelle du facteur multiplicatif atteint une saturation angulaire prédéterminée de l'actionneur de braquage des roues arrière du système, pour
- arrêter l'intégration dans le cas où ε = ψ - ψref > 0 et la valeur temporelle du facteur multiplicatif intégrateur est supérieure ou égale à une limite supérieure prédéterminée de saturation angulaire de l'actionneur, ou ε = ψ - ψref < O et la valeur temporelle du facteur multiplicatif intégrateur est inférieure ou égale à une limite inférieure prédéterminée de saturation angulaire de l'actionneur,
- maintenir l'intégration sinon, p étant la vitesse réelle de lacet, ψref étant la vitesse de lacet de référence ; - au moins une entrée d'activation et de désactivation du correcteur de rejet de perturbations est prévue pour que le correcteur fournisse ladite consigne d'angle de braquage calculée αar c en cas d'activation et fournisse une valeur constante prescrite en cas de désactivation ;
- la rigidité de dérive avant Dav et/ou la rigidité de dérive arrière Dar sont déterminées par une cartographie en fonction de la charge verticale des pneus, elle-même déterminée en fonction de l'accélération longitudinale et de l'accélération latérale du véhicule, et en fonction de l'adhérence estimée des pneus.
Un deuxième objet de l'invention est un dispositif de rejet de perturbations pour la commande d'un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices, mettant en œuvre le procédé de rejet de perturbations tel que décrit, comportant des capteurs embarqués d'au moins la vitesse réelle de lacet du véhicule et d'estimation de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, un calculateur de bord pour le calcul d'une consigne d'angle de braquage des roues arrière en fonction de la vitesse réelle de lacet et de la vitesse longitudinale réelle, caractérisé en ce qu'il comporte un moyen de calcul d'une vitesse de lacet de référence au moins en fonction d'une commande de braquage du véhicule, un moyen de calcul d'un signal ε d'erreur égal à la différence entre la vitesse réelle de lacet et la vitesse de lacet de référence, le calculateur comportant un correcteur adaptatif K de rejet de perturbations pour calculer à partir du signal ε d'erreur la consigne d'angle de braquage αar c des roues arrière sous la forme αar c(s) = K(s) . ε(s), où s est la variable de Laplace, de manière à ce que ce signal d'erreur se rapproche de zéro en boucle fermée, le correcteur K(s) de rejet de perturbations comportant un terme multiplicatif de la forme Nκ(s) / Dκ(s), où Nκ(s) et Dκ(s) sont deux polynômes de degrés fixés et à coefficients paramétrés, un module de calcul analytique étant prévu pour calculer automatiquement les coefficients de Nκ(s) et Dκ(s) au moins en fonction de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, d'une rigidité de dérive avant Dav et/ou d'une rigidité de dérive arrière Dar. Dans le cas où au moins une de ces rigidités est supposée variable, un moyen de détermination de l'accélération longitudinale et de l'accélération latérale du véhicule et un moyen de calcul de la rigidité de dérive avant Dav et de la rigidité de dérive arrière Dar par cartographie en fonction au moins des accélérations sont prévus. L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui va suivre, donnée uniquement à titre d'exemple non limitatif en référence aux dessins annexés, sur lesquels :
- la figure 1 représente est un synoptique modulaire d'un mode de réalisation du dispositif de rejet de perturbations suivant l'invention, - la figure 2 représente est un synoptique modulaire d'un autre mode de réalisation du dispositif de rejet de perturbations suivant l'invention, et
- la figure 3 représente une famille de courbes pouvant être utilisées dans le procédé et le dispositif suivant l'invention, donnant en ordonnée la rigidité de dérive avant ou arrière en N/radian en fonction de la charge en kN en abscisse, pour différentes adhérences.
L'invention est décrite ci-dessous en référence à un véhicule équipé d'un système de braquage des roues arrière. Elle peut être implantée numériquement dans le calculateur dédié au pilotage dudit système de braquage ou tout autre calculateur embarqué tel que l'unité centrale du véhicule.
A la figure 1 , le dispositif 1 de rejet de perturbations est mis en œuvre à l'aide d'un calculateur CAL embarqué sur le véhicule automobile et reçoit sur des entrées 21 , 22, 23 d'un module 2 d'entrée :
- sur l'entrée 21 : une information ψ de vitesse de lacet réelle, par exemple déterminée par un capteur 1 1 de mesure placé sur le véhicule. La vitesse ψ de lacet est la vitesse de rotation du véhicule autour de son centre de gravité suivant un axe vertical.
- sur l'entrée 22 : une information ψref de vitesse de lacet de référence, produite par un module 12. Ce signal y/re/ décrit le comportement attendu du véhicule en réponse aux sollicitations du conducteur appliquées notamment par l'intermédiaire du volant, en réponse à l'action d'autres systèmes pilotés, et en réponse à des changements dans l'environnement (dévers par exemple). L'information de commande de braquage du volant est nécessaire quelle que soit son mode d'obtention par mesure directe ou par synthèse à partir d'autres mesures.
- sur l'entrée 23 : une information de vitesse longitudinale réelle du véhicule, produite par un module 13. Ce signal est par exemple obtenu en faisant la moyenne de la vitesse ABS des roues d'un essieu.
Plusieurs types de perturbations peuvent être rencontrés. Il s'agit par exemple des variations paramétriques ou des non linéarités non prises en compte (au niveau du comportement du pneu par exemple), de facteurs non pris en compte par le modèle (par exemple, le moment de lacet créé par un freinage asymétrique peut être considéré comme une perturbation pour certaines applications comme celle décrite dans l'invention), de perturbations aérodynamiques (non modélisées). L'effet des perturbations est de provoquer un écart entre le comportement constaté et le comportement désiré. On souhaite donc rejeter l'ensemble des perturbations afin de suivre le comportement désiré par une action de pilotage du système à 4 roues directrices du véhicule (braquage des roues arrière).
L'ensemble des phénomènes qui ne doivent pas être rejetés doit être considéré dans l'élaboration du signal de vitesse de lacet de référence. C'est le cas par exemple du dévers de la route. A cause du dévers, la relation entre le braquage des roues et la vitesse de lacet se trouve modifiée. Si l'influence du dévers n'est pas considérée dans l'élaboration du signal de référence, alors sa présence sera rejetée par la commande.
Un module soustracteur 5 calcule un signal ε d'erreur de vitesse de lacet, égal à
Figure imgf000010_0001
Le signal ε d'erreur de vitesse de lacet est envoyé à une première entrée 41 d'un correcteur 4 de rejet de perturbations, ayant une sortie 42 de fourniture d'un signal αar c de consigne de braquage des roues arrière du véhicule. Dans le mode de réalisation de la figure 1 , la sortie 42 forme la sortie 6 du dispositif 1 de rejet de perturbations. Cette sortie 6 fournissant le signal αar c de consigne est reliée à un actionneur ACT des roues arrière RARR pour les orienter suivant un angle de braquage correspondant. L'angle réel αarr de braquage des roues arrière RARR par rapport à l'axe longitudinal allant de l'avant vers l'arrière du véhicule influe sur la vitesse réelle ψ de lacet en boucle fermée. Le signal αar c de consigne règle la position de l'actionneur ACT pour que la vitesse réelle ψ de lacet se rapproche de la vitesse ψref de lacet de référence.
En transformée de Laplace, aa c r( s ) = K(s) - ε( s ) dans le correcteur 4, où K est la fonction de transfert appliquée par le correcteur 4 au signal ε d'erreur de vitesse de lacet pour produire la consigne αar c de braquage des roues arrière.
Le correcteur K vérifie l'équation
{S 2 + 2 -ζn - ωn - S + ωn 2 - {ηn - S + pn)- ε{S) = W{s) où W représente la perturbation agissant sur le véhicule, avec les paramètres suivants :
Figure imgf000011_0001
1 a^T
D... + D. bF = - flV
M : Masse totale du véhicule, I72 : Inertie du véhicule autour d'un axe vertical z passant par son centre de gravité G,
11 : Distance de G à l'essieu avant,
12 : Distance de G à l'essieu arrière, L = lx +l2 : Empattement du véhicule, Dav (en N/rad) : rigidité de dérive avant, Dar (en N/rad) : rigidité de dérive arrière, aav : angle que font les roues avant avec l'axe longitudinal du véhicule allant de l'avant vers l'arrière, aarr : angle que font les roues arrière avec l'axe longitudinal du véhicule, Fy ,Fy : effort latéral sur le train avant, respectivement sur le train arrière,
MFx : moment de lacet dû au freinage, vx : vitesse longitudinale du véhicule, vy : vitesse latérale du véhicule, γt : accélération latérale, mesurée au centre de gravité G, δ : angle de dérive que fait le vecteur vitesse du véhicule avec son axe longitudinal, βi : voie entre les roues avant, e2 : voie entre les roues arrière, Fx-I2 : effort longitudinal sur la roue avant droite, Fx-I 1 : effort longitudinal sur la roue avant gauche, FX22 : effort longitudinal sur la roue arrière droite, Fx2i : effort longitudinal sur la roue arrière gauche.
Ces paramètres sont liés entre eux par les équations suivantes, où t est le temps :
Figure imgf000012_0001
ψ(t) = J-(I1 -FJt)- 12 -FyJt) + M Fi ) vy(t) = -vx(t) -ψ(t) + γt(t)
Figure imgf000012_0002
- —n M . L ÂM - 1 ψ(t)
Figure imgf000012_0003
MF = —(F x O) - FX 0))+ —(FX O) - FX O))
Z* Z*
Dans un mode de réalisation, on suppose que l'actionneur applique une fonction de transfert Act(s) à la consigne αar c de braquage des roues arrière pour fournir un angle de braquage réalisé a™lιse(s) = Act( s ) • aa c r( s ) . Le correcteur K tient compte de l'influence de l'actionneur Act selon
l'équation κ(s) = ^^- avec κd(s) = ^^- . Act(s) Dκ(s)
On a donc :
Figure imgf000013_0001
où Nκ(s) et Dκ(s) sont des polynômes de degrés déterminés, dont le quotient forme dans K(s) un premier terme multiplicatif, avec K(s) ayant un numérateur de degré inférieur ou égal au degré de son dénominateur.
Figure imgf000013_0002
Dans un mode de réalisation, la fonction de transfert Act(s) est prédéterminée pour apparaître comme un deuxième terme multiplicatif inversé dans le correcteur K. Par exemple, pour un actionneur du premier ordre, -L-=!.----!
Act(s) g
On prend ainsi en compte de manière analytique l'influence de la dynamique de l'actionneur de braquage sur le rejet de perturbation.
Suivant l'invention, la correction appliquée par le correcteur K au signal ε d'erreur de vitesse de lacet pour produire la consigne αar c de braquage des roues arrière est adaptative.
Un module 3 de calcul analytique est relié à l'entrée 23 et calcule les coefficients des polynômes Nκ(s) et Dκ(s) de correction en fonction de la vitesse longitudinale Vx du véhicule sur l'entrée 23.
Un moyen 7, pouvant éventuellement être inclus dans le module 3, est prévu pour calculer automatiquement la rigidité de dérive avant Dav et la rigidité de dérive arrière Dar à l'aide d'une cartographie CAR préenregistrée en mémoire. Ainsi que cela est représenté dans l'exemple de réalisation de la figure 3, cette cartographie donne la rigidité Dav et Dar en fonction de la charge verticale Fz des pneus, elle-même déterminée en fonction de l'accélération longitudinale γx et de l'accélération latérale γt du véhicule, et en fonction de l'adhérence μ des pneus, estimée par un dispositif d'estimation. Un module 8 est prévu pour fournir, par mesure à l'aide de capteurs ou par calcul à partir d'autres mesures, l'accélération longitudinale γx réelle et l'accélération latérale γt réelle au moyen 7. On entend par cartographie aussi bien des tables de valeurs, des fonctions mathématiques, des courbes.
Des caractéristiques de calcul des coefficients des polynômes Nκ(s) et Dκ(s) sont préenregistrées dans une mémoire du module 3. Le module 3 comporte une sortie 32 de fourniture de la valeur des coefficients des polynômes Nκ(s) et Dκ(s) à une deuxième entrée 43 du correcteur 4.
L'adaptation du correcteur 4 aux entrées du dispositif 1 est effectuée par le module 3 de calcul analytique pour chaque échantillonnage de ces entrées. Les coefficients des polynômes Nκ(s) et Dκ(s) sont paramétrés dans le module 3 et dépendent du temps. Les paramètres de réglage peuvent être changés de manière continue, car les coefficients du correcteur dépendent explicitement de ces réglages, ils sont donc recalculés en temps réel. Les paramètres de réglage proposés permettent de limiter l'action du metteur au point par rapport à des critères de stabilité.
Ci-dessous est décrit un mode de réalisation du dispositif 1 pour le rejet de perturbations du type échelon.
Dans ce mode de réalisation, T(s), et donc Dκ(s), comportent au moins un terme dérivateur pur.
Dκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme s - ∑αrs ,αo ≠ 0,αB = l
Nκ(s) est un polynôme de degré n de la forme ∑brs',b0 ≠ O. Ainsi, on peut
prendre en compte l'actionneur ACT d'ordre 1 comme deuxième terme multiplicatif inversé dans K(s). Dans un exemple de réalisation où n = 2, le module 3 calcule les coefficients du correcteur 4 de la manière suivante :
Figure imgf000015_0001
D'une manière générale, σt représente les racines du dénominateur de T(s) :
(s2 + 2-ξn - ωn - s + ωn 2)-Dκ(s)-(ηn -s + pn)- Nκ(s)
D'une manière connue, les racines
Figure imgf000015_0002
d'un polynôme ∑ς.s'
! = 0 sont liées aux coefficients de celui-ci par l'équation
Figure imgf000015_0003
D'une manière générale, le module 3 fixe les racines O1 à des valeurs prédéterminées pour placer les pôles du dénominateur de T(s). D'une manière générale, la partie réelle de chaque racine σt du dénominateur de T(s) est choisie strictement négative afin que la stabilité soit vérifiée.
D'une manière générale, les pôles de Dκ(s), autres que le pôle nul, sont à partie réelle strictement négative. Dans les différents modes de réalisation, du fait que la matrice dépend du temps, il peut arriver que son déterminant soit nul. Dans ce cas, les valeurs des coefficients du correcteur sont par exemple figés aux dernières valeurs obtenues avec un déterminant non nul.
Dans un autre exemple de réalisation où n = 2, le module 3 calcule les coefficients du correcteur 4 de la manière suivante.
Les pôles stables de la dynamique de lacet solutions de s2 +2-ξn -ωn -s + ωl sont retenus comme pôles de la dynamique de rejet. Les autres pôles (σ-i, σ2, σ3) sont choisis comme dans l'exemple de réalisation précédent (Re(σ,)<0, ao > 0).
Figure imgf000016_0001
avec
Figure imgf000016_0002
bι = b2 - 2 - ξn - ωn bo = b2 - ωn 2
Figure imgf000016_0003
KJ ι=l 3 7=2 3 ao > 0.
Le correcteur K de rejet de perturbation du type échelon est donné par l'équation suivante :
rejet échelon S • [S + Cl1 • S + Cl0 ) g
Ci-dessous est décrit un mode de réalisation du dispositif 1 pour le rejet de perturbations du type rampe. Dans ce mode de réalisation, T(s), et donc Dκ(s), comportent au moins deux termes dérivateurs purs.
Un filtre est par exemple interposé sur l'entrée 41 pour filtrer le signal ε d'erreur, afin de s'affranchir de la sensibilité au bruit du dispositif de rejet de perturbation de type rampe.
Dκ(s) est un polynôme de degré n+2 de la forme s2 • ∑^J Ia0 ≠ 0,an = 1
«+1
Nκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme ∑brs',b0 ≠ 0. Ainsi, on
peut prendre en compte l'actionneur ACT d'ordre 1 comme deuxième terme multiplicatif inversé dans K(s). Dans un exemple de réalisation où n = 2, le correcteur K de rejet de perturbation du type rampe est donné par l'équation suivante :
Figure imgf000017_0001
Un mode de réalisation est prévu pour obtenir un correcteur K de degré réduit.
Par exemple, pour passer de aa c r(s) rejet rampe tel que déterminé dans le dernier exemple de réalisation ci-dessus, à un correcteur réduit pour le rejet de perturbation de type rampe de la forme
Figure imgf000017_0002
le module 3 calcule les coefficients de la manière suivante. b, = 2-ξn - ωn
K = <
Figure imgf000017_0003
ξi et r2 sont deux paramètres de réglage permettant d'assurer de manière analytique la stabilité des pôles de T(s) et du correcteur. Le premier paramètre ξi de réglage permet de régler deux des pôles de T(s) et du correcteur :
- plus il est proche de 1 par valeurs inférieures et plus les oscillations dues à ce pôle sont amorties,
- plus il est éloigné de 1 par valeurs supérieures, plus le pôle le moins stable (le plus petit en valeur absolue) se retrouve dominant de la dynamique de rejet de perturbation. Plus on augmente cette valeur et plus il se retrouve proche de la limite de stabilité.
Le deuxième paramètre r2 permet de placer directement le dernier pôle de T(s) et du correcteur : - plus il est positivement grand, plus le pôle est loin en fréquence. On lui transmet alors très peu d'énergie et il se fait par conséquent peu sentir dans la dynamique de rejet.
- plus il est positivement petit, plus il a de chances d'agir sur la dynamique de rejet et ainsi la ralentir.
On réduit ainsi l'ordre du correcteur nécessaire au rejet de perturbation en ne contraignant pas l'ensemble des pôles de la dynamique de rejet de perturbation de manière précise, mais en contraignant ces pôles à évoluer dans un domaine compatible avec la dynamique de rejet de perturbation désirée.
Un mode de réalisation du dispositif prévoit une technique antiemballement du correcteur en cas de saturations en angle de l'actionneur ACT. En effet, en cas de saturations en angle de l'actionneur ACT, la présence d'intégrateurs purs dans la chaîne d'action peut provoquer un emballement du correcteur, ce qui dégrade fortement sa performance lorsque l'erreur décroît de nouveau, car le correcteur traîne l'intégration de l'erreur réalisée pendant la saturation du système. A titre d'exemple, une technique anti-emballement possible consiste à ne plus intégrer lorsque le système est saturé et que l'intégration provoquerait un emballement.
Le correcteur K comporte un terme multiplicatif décomposé en une somme d'un terme constant et de un ou plusieurs termes intégrateurs en s"1 de degrés i différents. réduit
Par exemple, dans le cas de aa c r(s) rejet rampe ci-dessus,
ε(s)
Figure imgf000018_0001
On définit :
Figure imgf000018_0002
a:a u(t) = - - ε(t) - - Z1(O - - Z2(O ao ' g ao ' g ao ' g où les fonctions z/t) et z2(t) sont définies afin de n'intégrer l'erreur que lorsque cette intégration ne provoque pas d'emballement du correcteur dû à la saturation de l'actionneur. a Z" (*) ≤ 0 et aZax(t) > 0 sont les valeurs de braquage respectivement maximales de l'actionneur dans le sens négatif et positif de braquage des roues arrière pour effectuer le rejet de perturbation. Ces valeurs peuvent être non symétriques par rapport à 0 dans le cas par exemple où le système de braquage des roues arrière est utilisé à d'autres fins que le rejet de perturbation. Les fonctions z/t) et z2(t) sont définies d'après les conditions énoncées dans le tableau ci-dessous, avec bvb0,a0,g de signe positif :
Figure imgf000019_0001
La lecture de ce tableau s'effectue selon l'illustration suivante :
- pour la troisième case du tableau : si ε(t) > 0 (erreur positive donc l'intégration de cette erreur va augmenter la consigne de braquage) et a™(t) > a^ (O (le braquage demandé atteint déjà la saturation), alors il ne
faut pas intégrer l'erreur sous peine d'emballement et 1 z2(0 = 0,z2(0 = 0
- et pour la sixième case du tableau : si ε(t) < 0 (erreur négative donc l'intégration va faire diminuer la consigne de braquage) et aa™u(t) ≥ a™x(t) (le braquage demandé atteint la saturation), alors il faut intégrer l'erreur z (t) = ε(t) normalement puisqu'elle va faire baisser le braquage demandé et z2(t) = ε(t)
Pour implanter le correcteur numériquement, il est prévu par exemple une technique d'approximation de la dérivée tel que la méthode d'Euler : y(k) -y(k -\) yβ) =
y(k) -y(k -l) y(k) - 2y(k - I) + y(k - 2) y(k) =
T e T ez
Une variante est d'utiliser la méthode de Tustin qui permet d'avoir une expression plus précise de la dérivée y(k) , mais est légèrement plus sensible aux variations des paramètres présents dans la loi de commande que la méthode d'Euler : y(k) - y(k -Y) y{k) = 2 -- -± y(k -V) e
En utilisant la méthode d'Euler, on obtient :
Figure imgf000020_0001
a?W=- aoft±) •- g W+- aHo(@k) •- g *,M+- aaog(k) •- g iM avec dans les cas 3 à 4 du tableau :
Figure imgf000020_0002
et pour les autres cas : zι0c) = Te - ε(k) + zι0c -l) z2(k) - Te 2 • ε(k) + 2 - Z2Oc -I) - z2(k - 2)
Dans le mode de réalisation de la figure 2, le correcteur 4 comporte une entrée supplémentaire 44 d'activation et de désactivation pour permettre de l'activer ou de le désactiver depuis l'extérieur. De même, le module 3 peut comporter une entrée supplémentaire 34 d'activation et de désactivation depuis l'extérieur, commandée de la même manière que l'entrée 44. Dans ce qui précède, on suppose que le module 3 et le correcteur 4 sont activés. Par exemple, le correcteur 4 est activé lorsque certaines situations sont identifiées par des moyens automatiques reliés à l'entrée 44. Lorsque le correcteur 4 est désactivé, sa sortie 42 est figée à une valeur prescrite, par exemple nulle.
Bien entendu, la sortie 42 du dispositif 1 peut être combinée par addition ou soustraction avec d'autres stratégies de pilotage.
L'invention permet de rejeter des perturbations extérieures agissant sur le véhicule : freinage/accélération dissymétrique, freinage sur adhérence asymétrique, perturbation aérodynamique (coup de vent latéral), lever de pied en courbe, freinage en courbe.
La stratégie de rejet de perturbation ne nécessite pas d'estimation de la perturbation agissant sur le véhicule. Les perturbations sont rejetées sur la base de l'erreur par rapport à un signal de vitesse de lacet de référence établi selon diverses informations sur l'état du véhicule, les requêtes du conducteur et l'état de l'environnement dans lequel le véhicule évolue.

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de rejet de perturbations utilisant un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices, dans lequel un calculateur de bord calcule une consigne d'angle de braquage des roues arrière en fonction d'au moins la vitesse réelle de lacet du véhicule et de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, qui sont déterminées à partir de capteurs embarqués, caractérisé en ce que une vitesse de lacet de référence est calculée au moins en fonction d'une commande de braquage actionnée sur le véhicule, le calculateur comporte un correcteur adaptatif K de rejet de perturbations pour calculer, sans estimation de perturbations et à partir du signal ε d'erreur égal à la différence entre la vitesse réelle de lacet et la vitesse de lacet de référence, la consigne d'angle de braquage αar c des roues arrière sous la forme αar c(s) = K(s) . ε(s), où s est la variable de Laplace, de manière à ce que ce signal d'erreur se rapproche de zéro en boucle fermée, le correcteur K(s) de rejet de perturbations comportant un terme multiplicatif de la forme Nκ(s) / Dκ(s), où Nκ(s) et Dκ(s) sont deux polynômes de degrés fixés et à coefficients paramétrés, un module (3, 7) de calcul analytique étant prévu pour calculer automatiquement en temps réel les coefficients de Nκ(s) et
Dκ(s) au moins en fonction de la vitesse longitudinale réelle du véhicule et/ou d'une rigidité de dérive avant Dav et/ou d'une rigidité de dérive arrière Dar, la rigidité de dérive avant Dav et/ou la rigidité de dérive arrière Dar étant déterminées par une cartographie en fonction au moins de l'accélération longitudinale et de l'accélération latérale du véhicule.
2. Procédé de rejet de perturbations suivant la revendication 1 , caractérisé en ce que le module (3) de calcul analytique place automatiquement à des valeurs déterminées σ, de pôles stables les racines de (s2 + 2-ξn - ωn -s + ωn 2)- Dκ(s)-(ηn -s + pn)- Nκ(s) , avec les paramètres suivants :
Figure imgf000023_0001
nn -D^
Figure imgf000023_0002
où M est la masse totale du véhicule,
I22 est l'inertie du véhicule autour d'un axe vertical z passant par son centre de gravité, I1 est la distance du centre de gravité du véhicule à l'essieu avant, I2 est la distance du centre de gravité du véhicule à l'essieu arrière, L = I1 +I2 est l'empattement du véhicule, vx est la vitesse longitudinale réelle du véhicule, le module (3) de calcul analytique calculant automatiquement selon des règles prescrites les coefficients de Nκ(s) et Dκ(s) à partir des racines déterminées σ, et des paramètres calculés.
3. Procédé de rejet de perturbations suivant la revendication 2, caractérisé en ce que
Dκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme ≠ 0,an = 1 ,
Figure imgf000023_0003
n Nκ(s) est un polynôme de degré n de la forme ∑brs',b0 ≠ 0 ,
n=2 et
Figure imgf000024_0001
4. Procédé de rejet de perturbations suivant la revendication 2, caractérisé en ce que
Dκ(s) est un polynôme de degré n+2 de la forme s2- ∑a^1 La0 ≠0,an =1
^=O
Nκ(s) est un polynôme de degré n+1 de la forme ≠ 0.
Figure imgf000024_0002
n = 2et
:iGm
Figure imgf000024_0003
5. Procédé de rejet de perturbations suivant la revendication 2, caractérisé en ce que l'ensemble des pôles stables (σ,) retenus est constitué d'au moins les racines de s2 + 2-ζn -ωn-s + ωn 2.
6. Procédé de rejet de perturbations suivant la revendication 2,
caractérisé en ce que Nκ(s) / Dκ(s) est réduit à , avec
Figure imgf000024_0004
bι -2.ξn-ωn b0 = col
Figure imgf000025_0001
ξi et r2 étant deux paramètres de réglage.
7. Procédé de rejet de perturbations suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le correcteur K(s) de rejet de perturbations comporte un autre terme multiplicatif prédéterminé de prise en compte de l'influence de la dynamique de l'actionneur (ACT) de braquage des roues arrière du système sur leur consigne d'angle de braquage.
8. Procédé de rejet de perturbations suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le correcteur K(s) comporte un facteur multiplicatif décomposé en une somme d'un terme proportionnel et d'au moins un terme intégrateur de degré inférieur ou égal à -1 , le module (3) de calcul analytique détecte automatiquement si la valeur temporelle du facteur multiplicatif {a™ (s)) atteint une saturation angulaire prédéterminée de l'actionneur (ACT) de braquage des roues arrière du système, pour
- arrêter l'intégration dans le cas où ε = ψ - ψref >0 et la valeur temporelle {cC"(t)) du facteur multiplicatif intégrateur est supérieure ou égale à une limite supérieure prédéterminée (0CYf ) de saturation angulaire de l'actionneur (ACT), ou s = ψ - ψref ≤0 et la valeur temporelle {aa™u(t)) du facteur multiplicatif intégrateur est inférieure ou égale à une limite inférieure prédéterminée {a™n(t)) de saturation angulaire de l'actionneur (ACT), - maintenir l'intégration sinon, p étant la vitesse réelle de lacet, ψref étant la vitesse de lacet de référence.
9. Procédé de rejet de perturbations suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce qu'au moins une entrée (34, 44) d'activation et de désactivation du correcteur de rejet de perturbations est prévue pour que le correcteur fournisse ladite consigne d'angle de braquage calculée αar c en cas d'activation et fournisse une valeur constante prescrite en cas de désactivation.
10. Procédé de rejet de perturbations suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la rigidité de dérive avant Dav et/ou la rigidité de dérive arrière Dar sont déterminées par une cartographie en fonction de la charge verticale (Fz) des pneus, elle-même déterminée en fonction de l'accélération longitudinale ( γx) et de l'accélération latérale ( γt) du véhicule, et en fonction de l'adhérence estimée (μ) des pneus.
1 1. Dispositif (1 ) de rejet de perturbations pour la commande d'un système de braquage des roues arrière d'un véhicule automobile muni de deux roues arrière directrices et de deux roues avant directrices, mettant en œuvre le procédé de rejet de perturbations suivant l'une quelconque des revendications précédentes, comportant des capteurs embarqués d'au moins la vitesse réelle de lacet du véhicule et d'estimation de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, un calculateur de bord pour le calcul d'une consigne d'angle de braquage des roues arrière en fonction de la vitesse réelle de lacet et de la vitesse longitudinale réelle, caractérisé en ce qu'il comporte un moyen (2) de calcul d'une vitesse de lacet de référence au moins en fonction d'une commande de braquage du véhicule, un moyen (5) de calcul d'un signal ε d'erreur égal à la différence entre la vitesse réelle de lacet et la vitesse de lacet de référence, le calculateur comportant un correcteur adaptatif K de rejet de perturbations pour calculer à partir du signal ε d'erreur la consigne d'angle de braquage αar c des roues arrière sous la forme αar c(s) = K(s) . ε(s), où s est la variable de Laplace, de manière à ce que ce signal d'erreur se rapproche de zéro en boucle fermée, le correcteur K(s) de rejet de perturbations comportant un terme multiplicatif de la forme Nκ(s) / Dκ(s), où Nκ(s) et Dκ(s) sont deux polynômes de degrés fixés et à coefficients paramétrés, un module (3) de calcul analytique étant prévu pour calculer automatiquement les coefficients de Nκ(s) et Dκ(s) au moins en fonction de la vitesse longitudinale réelle du véhicule, d'une rigidité de dérive avant Dav et/ou d'une rigidité de dérive arrière Dar, un moyen (8) de détermination de l'accélération longitudinale et de l'accélération latérale du véhicule et un moyen (7) de calcul de la rigidité de dérive avant Dav et de la rigidité de dérive arrière Dar par cartographie en fonction au moins des accélérations étant prévus.
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