WO2016181058A1 - Identification de l'inertie de lacet et de tangage de véhicule automobile - Google Patents

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WO2016181058A1
WO2016181058A1 PCT/FR2016/051079 FR2016051079W WO2016181058A1 WO 2016181058 A1 WO2016181058 A1 WO 2016181058A1 FR 2016051079 W FR2016051079 W FR 2016051079W WO 2016181058 A1 WO2016181058 A1 WO 2016181058A1
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Definitions

  • the present invention relates to a device for identifying values of yaw and pitch inertia for a motor vehicle.
  • the present invention also relates to a method for identifying yaw and pitch inertia values.
  • the present invention relates to devices for controlling and correcting the stability of motor vehicles.
  • the present invention particularly relates to a method of identification of suspended mass and apparent unsprung mass.
  • Motor vehicles increasingly include sophisticated control systems to improve the safety of the occupants of said vehicle.
  • Different electronic systems thus equip motor vehicles for the control of speed, braking, trajectory of passenger cars or trucks.
  • ESP Electronic Stability Program
  • ESC Electronic Stability Control
  • This is an anti-skid system that works in conjunction with various other electronic management systems such as anti-skid or brake control (ASR, ABS) and with which it shares measures.
  • Said stability control system makes it possible to detect substantially cornering grip losses and to counteract them by braking one or more wheels to improve handling.
  • the ESP makes it possible to correct the trajectory by acting on the braking system as well as on the engine torque. During a turn taken at too high a speed or during a sudden change of trajectory to avoid an obstacle for example, the vehicle can lose its stability and escape the control of its driver.
  • the control system then allows, according to the driving conditions, to automatically:
  • ESP restores the vehicle by giving the order to brake the rear wheel inside the turn. In case of strong understeer, the ESP also brakes the inner front wheel;
  • the ESP restores the vehicle by giving the order to brake the front wheel outside the turn to avoid a spin.
  • the ESP reduces the engine torque delivered.
  • Loss of control or slippages are detected by sensors associated with a simulation of a numerical model of the dynamic behavior of the vehicle.
  • Said sensors are, for example, sensors for wheel rotation, steering wheel angle, yaw rate and transverse acceleration.
  • the numerical model is implanted in a calculator which controls the trajectory followed by the vehicle. In the event of an abnormal situation, the trajectory is corrected by targeted braking on the wheel concerned.
  • the stability control system allows the prediction of the vehicle dynamic behavior, which is based on a numerical model using many characteristic parameters of the vehicle.
  • the ESP system uses a value of the yaw momentum to estimate the yaw rate of the vehicle.
  • Said yaw inertia value is therefore an order one parameter for generating a reference of reference to manage the stability of the vehicle.
  • the moment of inertia yaw or inertia yaw of a vehicle is determined along a substantially vertical axis of rotation relative to the plane of the vehicle.
  • ADAS Driver Assistance System
  • ADAS Advanced Driver Assist Systems
  • Inertial data are therefore very important in the digital dynamic simulation model of the vehicle.
  • they are difficult to obtain because they depend on the center of yaw rotation, center of gravity of the vehicle as well as mass distributions whose values are highly dependent on the loading configurations of said vehicle.
  • the inertia values generally obtained on a test bench are insufficient because they relate to a particular configuration of the vehicle and do not take into account the driving load of the vehicle, which is therefore likely to alter substantially the operation of the ESP stability control system.
  • the yaw moment of inertia is determined by measurements on a non-rolling vehicle, said measurements requiring a specific bank of measurements, or with calculation assumptions that have important approximations.
  • the vehicle is tested either on a test bench with a flanged vehicle, or in the driving phase taking into account the operating ranges of the vehicle dynamic (wheel and body in a same movement). It is thus assumed that the dynamic behavior of the vehicle is estimated with a nominal value of inertia or with approximately corrected values.
  • the measured data for the vehicle is of little relevance for identifying yaw and pitch inertia.
  • a trial and development phase is then necessary to achieve an optimization of the operation of the ESP stability control system or the ADAS driving assistance system.
  • Publication US5136513A thus discloses a method for estimating the inertia of a vehicle and its center of gravity in quasi-static mode. Said method allows an estimation of the mass involved from the suspension stroke variation at the front and rear of the vehicle, taking into account the stiffness of the suspension springs at the front and rear. An estimate of the pitch inertia is obtained without distinguishing the suspended and unsprung masses or the possible evolution of the pitch rotation center; said center of rotation is identified by a static measurement done beforehand, which can lead to significant errors. Inertia in yaw is not discussed.
  • Publication JP-A-2008-265545 discloses a method for estimating yaw momentum by taking into account instantaneous measurements of vehicle acceleration, wheel rotation speeds and longitudinal and lateral forces measured at the level of yaw. wheel regardless of the dynamic wheel effect; said measurements are generally noisy and they are generally associated thresholds in order to identify characteristic values of the position of the center of gravity and the inertia of the lace.
  • the force measured at the wheel can be very different from the force produced to accelerate the vehicle if the wheel movement is important, including the forces of vertical movement. Without correction of these efforts on the movement of the wheels, one can obtain significant errors in the evaluation of the inertia.
  • the determination of the center of gravity according to this publication is carried out by introducing quasi-static values such as the mass on the front or rear axle, which can also give erroneous values in the identification of pitch and yaw inertia. .
  • the publication EP-A1 -2160314 discloses a method for identifying the yaw momentum of a motor vehicle comprising steps for measuring yaw rates and transverse accelerations, said motor vehicle being provided with speed and pressure sensors. acceleration integrated into the wheels.
  • the identification of the yaw inertia is based on a simplified calculation model known as the "bicycle" model for a two-wheeled steering vehicle having a predetermined mass and without taking into account the dangling effect.
  • One hypothesis of said numerical model is the proportionality between the value of the transverse force and the drift angle of the tire for a global running gear, which is likely to lead to significant errors in the identification of the value of inertia. lace.
  • the object of the invention is to overcome these drawbacks and one of the objects of the present invention is a method and a device for identifying and determining the inertia yaw and pitch of a vehicle taking into account measurements of efforts to the wheel in dynamic mode of the vehicle that is to say during the driving phase.
  • the invention also relates to a method of measuring the forces at the cash register entry, this direct measurement is extremely difficult.
  • the invention also allows the identification of the suspended and unsprung masses of the vehicle and the center of gravity of the vehicle in dynamic mode, that is to say in rolling phase.
  • the object of the present invention is more particularly a method of identifying the yaw momentum of a motor vehicle, characterized in that the method comprises:
  • the method allows a continuous identification of the yaw momentum of a vehicle from measurements in dynamic mode in order to allow an optimization of the operation of the stability control systems of the motor vehicle.
  • the yaw inertia is generally estimated through measurements made on measuring benches at the car manufacturer, said vehicle being stopped.
  • the driving conditions of the vehicle, loaded or not, can significantly change the values of inertia and stability control systems are then likely to provide a less effective response to particularly dangerous driving situations.
  • the method of the invention allows to have a precision similar to that of a test bench from measurements on the vehicle in dynamic mode.
  • the method according to the invention thus comprises a first measurement step followed by identification steps comprising calculations.
  • the effort measurement step comprises measurements of the vertical forces along the Z axis, longitudinal along the longitudinal axis X and transverse along the transverse axis Y in order to be able to accurately identify the yaw inertia. Indeed, if the knowledge of the transverse force is necessary to identify the yaw momentum, the longitudinal force also affects the result of the identification.
  • the method uses measurement means already used in vehicles and serving for other functions such as force sensors arranged on the wheels, which allows to significantly reduce the cost of the invention.
  • Said force sensors can be similar to a dynamometric wheel and can be integrated for example with the bearings of said wheels or fixed on rims of said wheels.
  • the values resulting from measurements are then transmitted to a second calculation step to identify the suspended and unsprung masses and to deduce the geometric position of the center of gravity of the vehicle.
  • the identified values of suspended and unsprung masses as well as the geometric position of the center of gravity are then used in a third calculation step for the identification of yaw and pitch inertia.
  • the method comprises a third step of identifying the yaw inertia consecutive to the step of identifying suspended and unsprung masses and the center of gravity.
  • the value of said identified yaw inertia is then addressed to the stability control systems known as "ESP" or "ESC” in which the value of the yaw inertia is of major importance.
  • the measurement step includes accelerations at the wheel.
  • the measurement step comprises acceleration measurements along the longitudinal axes X, transverse Y and vertical Z.
  • the numerical model allows a fine prediction of the behavior of the vehicle.
  • the acceleration measurements make it possible to take into account movements of the drifting wheels and impacts of the movements along the longitudinal X, transverse Y or vertical Z axes.
  • the method takes into account wheel acceleration measurements from acceleration sensors shared with other vehicle control systems.
  • the yaw and pitch inertia can be identified with longitudinal and transverse force measurements combined with acceleration measurements in these same axes.
  • the measuring step comprises a measurement of the steering angle of the vehicle direction.
  • the measurement of the steering angle can be easily achieved with a steering wheel angle sensor commonly used in the automotive field.
  • the method is able to identify the yaw inertia according to different running conditions of the vehicle comprising a substantially straight line rolling or lateral transient regime.
  • lateral transient regime means the rolling phases of the vehicle having a displacement along the transverse axis Y, for example in a turn or change of son.
  • the measurement of the steering angle of the steering in the measurement step thus makes it possible to differentiate said driving conditions.
  • the difference between said different pipe situations is revealed by a steering angle of the vehicle steering with respect to a steering angle threshold value. Indeed, below this threshold, the vehicle can be considered as rolling in a straight line. Beyond this threshold, the vehicle is in a situation where the lateral behavior predominates (bend, change of wires, etc.)
  • the measuring step includes a measurement of the movement of the body relative to the ground.
  • the measurement step includes a measurement of movement of the body relative to the ground in order to identify the pitch inertia.
  • the measurement of the clearance of the body makes it possible to deduce the angle of the body of the vehicle and of specify the angular and vertical movements of said box in order to obtain an identification of the precise pitch inertia.
  • the measurement step comprises a step of filtering the measurement signals.
  • the method comprises applying a filter to retain only the signals in a low frequency range.
  • the measurement signals can be altered by wheel impacts or suspension movements. Said altered signals are associated with substantially high frequencies. It is therefore necessary to filter the measurement signals in order to retain only those which mainly concern the movements of yaw and pitch of the vehicle.
  • the numerical model is based on assumptions of assimilation of the body to a rigid body, which is validated with signals in a low frequency range.
  • the signals retained can be generated during a driving phase with vertical movements of the body, which is common during a vehicle start or a passage of the bumps.
  • the values of suspended and unsprung masses are not likely to be modified during such rolling.
  • the signal filter takes into account all the values below a threshold frequency of 5 Hz.
  • the filtering step comprises applying a thresholding to select relevant signals. Said thresholding makes it possible to obtain correct conditions for identifying the yaw inertia.
  • the filtering of signals from measurements takes values lower than a frequency of 5 Hz. Signals at higher frequencies are likely to be noisy, for example, by local mode vibrations and thus produce errors in the identification results.
  • the low-frequency filtering of the signals measured below 5 hz makes it possible to reduce the influence of the dynamic effects of the wheels.
  • the modes of the suspensions are at substantially higher frequencies than the mode of the vehicle body.
  • the relevant signals are introduced into a calculation model whose hypotheses are validated; in particular, the 5hz signal filtering makes it possible to validate a calculation hypothesis considering the body as a rigid body.
  • Said calculation model then makes it possible to identify the masses suspended on the front axle and on the rear axle of the vehicle. Said identification then makes it possible to identify the geometric position of the center of gravity of the vehicle and the yaw of the vehicle.
  • the step of identifying the center of gravity of the vehicle in dynamic mode comprises an unspecified mass identification step and a suspended mass of the vehicle.
  • the step of identifying the center of gravity comprises a step of identification of the suspended and unsprung masses from the measurement values of forces to the wheels. Indeed, it is necessary to dissociate in the values of measured forces, the part associated with the suspended mass and that associated with the unsprung mass in order to precisely identify the pitch inertia and the yaw inertia which depend on the suspended mass.
  • the step of identifying the yaw inertia comprises a test on the value of the steering angle with respect to an angle threshold.
  • the step of identifying the yaw inertia comprises a test on the value of the steering angle with respect to an angle threshold in order to differentiate between the conditions of driving in a straight line or in a running direction. side transient of the vehicle.
  • the step of identifying the yaw inertia comprises a module for identifying the yaw inertia while traveling in a straight line.
  • the step of identifying the yaw inertia comprises a yaw identification inertia identification module when the vehicle is in a substantially straight line taxiing phase.
  • a yaw identification inertia identification module when the vehicle is in a substantially straight line taxiing phase.
  • the method allows the identification of the pitch inertia prior to the identification of the yaw inertia.
  • the step of identifying the yaw inertia comprises a module for identifying the yaw inertia during rolling in a lateral transient regime.
  • the method according to the invention comprises an identification module of the yaw inertia when the vehicle is in the course of rolling in lateral transient regime including turns or changes son.
  • the steering angle is then large enough to allow identification of the yaw inertia by minimizing measurement errors.
  • the yaw inertia is determined in dynamic mode according to the suspended mass that can change and the unsprung mass.
  • the yaw inertia identification method is implemented in a yaw inertia identification system of a motor vehicle comprising:
  • a means for measuring the steering angle of the vehicle a control unit adapted to unwind said method.
  • the system for identifying the inertia comprises the means for measuring wheel forces and for accelerating that means for measuring the steering angle of the vehicle, said measurements are preferably performed while driving, associated with a measurement of the steering angle. Said dynamic measurements are then sent to a control unit which is able to unroll the identification process.
  • the control unit is preferably connected to a control unit for vehicle trajectory control.
  • FIG 1 shows a schematic view of a motor vehicle with measurement sensors.
  • FIG. 2 represents a schematic view of a wheel suspension.
  • FIG. 3 represents a flowchart for determining the yaw momentum of a vehicle.
  • FIG. 4 represents a longitudinal schematic view of the vehicle.
  • the description takes into account an orthonormal reference system with a longitudinal axis X parallel to the direction of a motor vehicle joining the centers of the axles for example with a direction directed towards the front of the vehicle, a transverse axis Y orthogonal to the axis X, the X and Y axes being included in the plane of the vehicle passing through the axles of the vehicle, and a vertical axis Z orthogonal to said plane of the vehicle with a direction directed towards the top of the vehicle.
  • reference is made to the front / rear parts of the elements relative to the position of the center of gravity in the direction towards the front of the vehicle.
  • the invention described below proposes a system and a method for identifying the yaw momentum of a vehicle or of rotation about the vertical axis Z, in a dynamic mode, ie said vehicle in a phase of rotation. rolling.
  • the system makes it possible, from the measurements of the forces carried out using measurement means known in the automotive field and routinely installed on the wheels and on the vehicle body, to identify the inertia of yaw or pitch much more. specifies that from measurements in static or from measurements without taking into account the dynamic force of the wheels on said vehicle. For this, said method identifies the masses of the vehicle involved in a movement of yaw or pitch, that is to say, the suspended and unsprung masses and the position of the center of gravity of the vehicle in said driving conditions.
  • the method is therefore associated with an identification system comprising various measuring means 15, 16, 17, 18r, 18c, 19 and a control unit 20.
  • a motor vehicle generally comprises a substantially parallelepiped body 1 1 placed on two axles. Each end of said axles carries a wheel 12 and is connected to said body 1 1 by suspension means 14 as shown in Figure 2.
  • the suspension means comprise in known manner an elastic means such as a spring and a damper.
  • Each wheel 12 generally comprises a rim 15 and a tire 13 surrounding said rim and in contact with the ground.
  • the identification of the yaw and / or pitch inertia depends on mass values characterizing the vehicle while taxiing; said masses comprise a suspended mass and an unsprung mass.
  • the unsprung mass corresponds to the apparent mass of a front or rear train of the vehicle in the direction of movement, and represents the mass of the components of said train such as axles 16, wheel rims 15, wheel bearings, wheel hubs, tires 13 and a portion of the weight of the damping springs 14, transmission shafts and suspension links, and brakes (not shown).
  • the suspended mass is the mass of the other elements suspended on the trains of the vehicle.
  • the identification of said suspended and unsprung masses in dynamic mode allows a better accuracy in the identification of pitch inertia, yaw of the vehicle.
  • the identification system 10 of the dynamic yaw inertia comprises wheel force measurement means 17 which are located substantially along the axis of rotation of said wheel, for example in rims or bearings. Said force measuring means 17 are capable of providing the measurements making it possible to deduce the forces along the longitudinal axis X, the transverse axis Y and the vertical axis Z.
  • Said force measuring means 17 are widely known and used in the automotive field. They may be similar to a dynamometer wheel commonly used by car manufacturers for rolling measurements. Said means for measuring the forces at the wheel 17 can also be force sensors integrated into wheel bearings which make it possible to obtain measurements with a reduced bulk during the driving phase. These types of sensors are well known in modern vehicles with control systems or driving assistance.
  • the identification system 10 also comprises acceleration measuring means 18r wheel to collect information of vehicle acceleration and including the body 1 1 during pitching movements or yaw movements.
  • Said means are wheel acceleration sensors 18r preferably fixed to the axis of the wheel and to the vehicle body and make it possible to measure accelerations along the longitudinal axis X, the transverse axis Y and the vertical axis Z to know the movements of the wheels and the body.
  • an acceleration sensor to the wheel 18r is thus fixed near the center of the wheel or in the axis of rotation Y1 of the wheel.
  • the wheel acceleration sensor 18r may be of the same piece with the force sensor 17 at the wheel.
  • the identification system 10 comprises acceleration sensors of the body 18c fixed on a median longitudinal line of the body 1 1, in a front portion and in a rear portion of said body.
  • the acceleration sensors 18c of the body are disposed on said longitudinal center line above the axes of the axles 16. It is then possible to appreciate the relative pitching or yawing movements between the body and the wheels.
  • the positions of said body acceleration sensors may have a longitudinal gap with the position above the axles. Said longitudinal deviation can be taken into account in the identification of suspended and unsprung masses.
  • the system 10 may also include means for measuring the clearance 19 of the body relative to the road floor.
  • laser measuring means for example can be arranged on the body 1 1 of the vehicle to assess a pitch angle of said body and to deduce the pitch acceleration or to estimate the height of the center the vehicle's gravity and the height of the pitch center in relation to the ground. These measurements make it possible to appreciate the inertia of said box as well as the elastic characteristics of the suspensions 14. On the measuring bench, it is common to use wire sensors.
  • the identification system 10 includes means for measuring the steering angle of the vehicle.
  • Said means may be simply a steering angle sensor fixed preferentially on a steering column 21 of the vehicle.
  • the steering angle is substantially proportional to the steering angle of the wheels 12 and is therefore associated with the transverse forces causing yaw movements.
  • a dynamic model the DAE (Electric Power Steering) or DAH (Hydraulic Power Steering) system can be used to dynamically derive the steering angle.
  • the identification system 10 includes yaw rate sensors (not shown) that are commonly used by ESP trajectory correction systems. The knowledge of the yaw rate values in real time makes it possible to easily deduce yaw inertia.
  • the identification system 10 may comprise a low-pass filter (not shown) to take into account only measurements arranged in a low frequency range below a filtering frequency threshold. Filtered measurements provide reliable measurements and validate assumptions to simplify computational and identification models.
  • the identification system 10 also includes a control unit 22 unwinding a program describing a method of identifying the yaw inertia.
  • Said control unit 22 comprises sufficient means in storage for recording the measurement signals and in calculation for processing said signals. It is directly connected with a control unit 23 unwinding a program describing a procedure for checking and stabilizing the trajectory of the vehicle known as the ESP or ESC initials.
  • the two control units 22, 23 are the same unit.
  • the method for identifying yaw or pitch inertia comprises:
  • Said center of gravity relates to pitching or yawing movements.
  • a third step of identifying the pitching or yawing inertia E5 of the vehicle following the second step of identifying the center of gravity and the suspended and unsuspended mases in the first step E1 of measurements, thanks to the various measuring means comprising the measuring means described above 17, 18r, 18c, 19, 20, one obtains signals of measurement of forces to the wheels, of acceleration to the wheels and at the box, steering angle measurement and measurement of movement of the body. Said measurement signals are then sent to the control unit 22 to be processed.
  • step E3 The identification steps E3 and E5 of the method are executed consecutively to the step E1.
  • step E5 For the identification of suspended and unsprung masses and the dynamic center of gravity in step E3 as well as yaw and pitch inertia in step E5, calculation assumptions include that:
  • the body is a rigid body and that
  • the vehicle body can be considered as a rigid body for signals measured in a relatively low frequency range and generally below 5hz.
  • the suspension modes are observed at substantially higher frequencies of the order of 1 1 -12hz.
  • wheel forces for example following a collision on the roadway.
  • Said wheel forces are associated in a known manner with accelerations of the wheels.
  • the higher the frequencies of the signals the greater the dynamic forces of the wheel.
  • the measured signals of the step E1 are filtered to validate said calculation assumptions.
  • the filtering of the measured signals also makes the results of the measurements more reliable.
  • the measurement step E1 thus comprises a filtering phase P1 of the measured values before being used in the identification step E3 of the center of gravity.
  • the measurements carried out go through the filtering phase P1 of the measurement frequencies to retain only the measurements whose Frequency is less than a filter frequency threshold of 5hz. Thanks to said filtering of the measurement signals, the wheel beats are thus eliminated and the acceleration levels are very low. In this situation, wheel movements have little influence on cash entry efforts.
  • the filtering frequency threshold can be reduced and reduced to 3hz.
  • the filtered measurements are then sent to the identification step of the center of gravity E3.
  • the step of identification of the center of gravity in dynamic mode E3 comprises an identification module M1 of the suspended and unsprung masses.
  • the invention differentiates the suspended and unsprung masses and the dynamic rolling speed of the vehicle for the identification of the center of gravity, which allows a greater accuracy of the identification results. Thanks to the sensors of the forces and possibly acceleration to the wheel, the contribution of the unsprung mass can be clearly identified. However, the filtering of the signals makes it possible to dispense with acceleration sensors and to obtain similar results.
  • the equation of the dynamics for pumping movements of the body 1 1 of the vehicle is considered.
  • the masses in play are the mass of the train element disposed between the vehicle body and the force sensor, called the unsprung mass of the MNSint wheel and the suspended mass MS disposed above the means of suspensions.
  • the unsprung mass MNS total is composed of an unsprung mass of MNSint wheel and an unsprung mass outside MNSext, it remains substantially constant and can for example be measured or calculated during the design of the vehicle.
  • Said unsprung mass of MNSint wheel is formed by a part of the unsprung mass without the tire and part of the rim.
  • the unsprung mass of the outer wheel M NSext then comprises the mass of the tire and the portion of the rim and a portion of sensors.
  • the forces at the body are the sum of the forces measured by the force sensors 1 5 to the wheel less the forces due to the unsprung mass of the wheel animated with an acceleration measured by the acceleration sensor 1 6 to the wheel.
  • F 1 for each of the wheels (type of independent train):
  • the index i refers to the wheel i and i e ⁇ avg, avd, arg, ard ⁇ .
  • -FZK cap i vertical force along the Z axis measured by the sensor i brought back to the K point in the center of the wheel.
  • the resulting force causes a movement of the suspended mass including the body.
  • the index av ar refers to the front or rear train.
  • the acceleration ⁇ av , ⁇ ar respectively corresponds to the acceleration of the front or rear gear in pumping movement, that is to say the average value of the measurements of the left and right wheels of the same train.
  • Yz crate av, fz crate ar are respectively the vertical acceleration of the body of the front block and the rear block in pumping motion along the vertical axis Z.
  • MSav and MSar are respectively the suspended mass of the front block and the rear block.
  • the unsprung mass of the MNSint wheel can be identified at the same time as the suspended mass MS by the equation F2. It may be noted that this is an equivalent unsprung mass MNSint which does not generally correspond to the physical mass of the suspension. It is associated in principle with a motion axis.
  • the module M1 thus makes it possible to precisely identify, according to the driving conditions, a front suspension mass which is carried by the front axle of the vehicle and a rear suspension mass which is carried by the rear axle.
  • the step E3 comprises a module M3 making it possible to deduce the position of the center of gravity according to the ratio between the suspended mass of the front block or the rear block on the total suspended mass of the vehicle by formulas F3 and F4:
  • L is the wheelbase of the vehicle, that is to say the longitudinal distance between the two axles of the vehicle
  • the MS is the longitudinal or X-axis distance between the front axle and the center of gravity
  • Lb MS is the longitudinal or X-axis distance between the rear axle and the center of gravity
  • MSav is the suspended mass carried by the front axle
  • MSar is the suspended mass carried by the rear axle
  • MS is the total suspended mass of the vehicle.
  • the identification method 30 may comprise a correction module M2 which makes it possible to take into account a position of the acceleration sensor fixed on the body on the longitudinal axis of the body having a longitudinal gap with the ideal position above the axle axis. Said correction module M2 is possibly called consecutively to the module M1 for identifying suspended and unsprung masses.
  • MSav corrected MSav * . (ALar + ALar Rm + Dcap Rm) / [Rm ⁇ (ALar - ALav + Dcap)] (F6)
  • MSar corrected MSar ⁇ (ALar "Dcap + ALav ⁇ Rm) / (ALav” ALar “Dcap)]
  • Dcap longitudinal distance between the sensors.
  • the module M1 of identification of the suspended masses allows in a first sequence, the identification of the suspended mass with the hypothesis of an ideal location of acceleration sensors to the body.
  • the module M2 makes it possible to correct the values identified according to the actual position of the sensors relative to the longitudinal position of the axles of the vehicle.
  • the module M3 then makes it possible to determine the relative wheelbases before L a MS and rear Lb MS with respect to the center of gravity of the suspended masses, the position L a MS corresponding to the distance between the center of gravity and the longitudinal position of the front axle and Lb MS, at the longitudinal distance of said center of gravity with the longitudinal position of the rear axle.
  • step E3 the results of step E3 are used in step E5 to allow identification of the lace inertia, always under the assumption that the body is a rigid body.
  • the identification step E5 of the method 30 comprises an estimation module 11 of the yaw inertia when the vehicle is traveling in a straight line.
  • the vehicle When the vehicle is traveling in a substantially straight line, there are no measurements of rotational movement about the vertical axis Z sufficient to characterize the yaw phenomena. Indeed, the vehicle can circulate strictly in a straight line or the turning radius may be sufficiently large, which is associated with a low steering wheel angle.
  • the shape of the vehicle generally includes a length greater than its width and height. It can then be estimated that the influence of the height z or the width is small compared to that of the length x of said vehicle.
  • G x , G y , Gz are the coordinates of the center of gravity of the overall vehicle along the X, Y and Z axes.
  • the pitch inertia is therefore substantially equal to the yaw inertia: ly ⁇ lz and more precisely l y ⁇ l z / K,
  • the pitch inertia can be deduced in a simple manner from measurements taken on a vehicle running in a straight line in a step M a.
  • the pitching movements are studied during the design of the vehicle and a point representing the CIRp of the pitch is defined.
  • the CIRp is a variable point according to the masses of the front and rear trains and the architectures of the suspensions.
  • the pitching torque is a function of the pitch angle, the pitch inertia y and the distance LG-CIR p 43 separating the center of gravity 40 and CIRp 41 according to the equation F9:
  • LG-CIRP 43 is the distance between the center of gravity 40 and the CIRP position
  • lyMs is the pitch inertia of the suspended mass.
  • the acceleration of the pitch angle ⁇ 2 ⁇ 2 can be deduced either from the measurements provided by an angle sensor or angular velocity, or by the accelerometers, for example by two sensors installed longitudinally and separated with a distance of D cap .
  • the pitch angle ⁇ can also be deduced by the following formula by measuring the height of the body relative to a flat ground by the displacement measurement sensors:
  • the coefficients K 1 and K 2 are not identical according to the state of the vehicle in normal driving or braking.
  • the unsprung masses have a significant influence but the unsprung mass MNS remains constant and easily identifiable by calculations or measurements.
  • the pitch inertia is composed of the pitch inertia of the suspended mass and the pitch inertia of the unsprung mass.
  • the pitch inertia of the unsprung mass corresponds to the pitch inertia for the front and rear axles of the vehicle.
  • Ly MNS MNS train av. The 2 + MNS ar train.
  • Lb 2
  • the influence of the CIRP position is, however, reduced, which may lead to an error of less than 8% for a standard vehicle. Said error can be reduced by predetermining the position of the CIRP beforehand during the design phase of the vehicle.
  • the forces and the pitching torque related to rolling can be quantified according to formulas F12 and F13 as a function of the vehicle speed and the aerodynamic resistance of said vehicle.
  • the contribution of the dynamic force does not exceed 300 N.
  • the pitching torque related to this dynamic force is then according to the formula F12 of the order of 100 Nm and is therefore relatively low.
  • the formula F1 0 with the correction F1 1 concerning the unsprung mass and with the possible correction F1 3 of the running speed of the vehicle therefore makes it possible to identify simply in the module 11 the pitch inertia which is substantially equal in value to the yaw inertia, when the vehicle is in the driving phase in a straight line.
  • the method comprises an identification module 12 of the yaw inertia when the vehicle is running in a transitional phase in lateral dynamics (cornering, slalom or change of lane).
  • the method takes into account non-zero steering steering angles.
  • the yaw inertia in this embodiment is a function of the forces in the plane of the vehicle.
  • the formulas F14 and F1 5 make it possible to identify the yaw torque as a function of the force values measured along the longitudinal X and transverse Y axes and of the vehicle wheelbase values, that is to say the distance between the vehicle and the vehicle. front axle and the rear axle, said value being corrected for hunting angles and pneumatic flushing.
  • the center of gravity in yaw is positioned in G y in the plane of the vehicle.
  • the yaw inertia can be expressed simply as a function of the forces measured by the force sensors and the steering angle as well as the acceleration measurements according to F14:
  • Izz Izz * + MNSav ext.La 2 + MNSar ext.L b 2
  • .Voie is substantially the width of the axle
  • Avg Fx, Fx avd, Fy and Fy av ar are the wheel measured forces in the axis X and the axis Y of the wheel reference av forward and backward ar.
  • F x and F y are the forces measured by the sensors in the longitudinal axis X and transverse Y respectively of the wheel mark.
  • the * and Lb * are the longitudinal distances that is to say along the X axis between the front and rear b of the vehicle and the center of gravity taking into account the effect of flushing the tire.
  • L is the wheelbase of the vehicle, that is to say the longitudinal distance between the two axles of the vehicle.
  • the equation F1 4 of the module 12 makes it possible to identify the yaw inertia when the vehicle is running in a lateral transient phase.
  • the method for identifying the yaw inertia comprises:
  • the measurement signals are filtered in the filtering phase P1 to accept only signals in a frequency range below a frequency threshold.
  • Said frequency threshold is set at 5 Hz but it can be modified according to the stiffness of the suspensions. Frequencies higher than 5 Hz are generally associated with wheel forces that must be taken into account in the calculation models as well as cash movements.
  • This step includes the identification of suspended and unsprung masses M1.
  • the unsprung mass remains fairly constant on the vehicle.
  • the suspended mass may vary significantly depending on the loadings of the vehicle for example.
  • Values identified suspended and unsprung masses can be corrected with the module M2 according to the provisions of acceleration sensors on the body which may have a longitudinal gap with an ideal position arranged above the axles.
  • the M3 module allows the estimation of the center of gravity position for pitching and yawing movements.
  • step E3 a step of identifying the yaw inertia E5 consecutive to step E3 and comprising:
  • a test of the steering angle T1 of wheels with respect to a steering threshold in order to differentiate between driving in a straight line and cornering. It will be possible to set the steering angle threshold of the steering wheel, for example at 15 °. For ease of calculation, the test relates to the steering angle with respect to the steering threshold of 15 °. For an angle steering deflection of less than 5 °, it can be considered that the vehicle is traveling in a straight line. One can also take into account a threshold of yaw acceleration to identify the lateral transient regime.
  • an identification step 11 of the pitch inertia and of assimilating said inertia to the yaw inertia e.g., the movements in pitch and yaw involve the same masses arranged in a similar manner with respect to the center of gravity.
  • the pitch inertia is then substantially equal to the yaw inertia.
  • RLS Recursive Least Squares
  • the method can also be started by the vehicle stability control unit 23.
  • the objective is achieved: we have a method and a system of identification of the yaw inertia with measures of efforts to the wheel, acceleration to the wheel and to the box, the values identified agree substantially with measures during tests.
  • the measurement system includes force and acceleration sensors and steering angle measurement to improve the values identified according to the driving conditions.
  • the yaw inertia value identified in a straight line after a vehicle start may be sufficient and be addressed to the control unit in charge of the stability control of the vehicle.
  • This method of estimating the inertia of the lace which uses the vertical force sensors is also easier to implement or more economical than the so-called direct identification which requires at least Y sensors or X.
  • the invention is not limited to the embodiments described above and the skilled person will be able to provide any variant within his mind by neglecting certain factors in the formulas for example without going beyond the scope of the invention or by launching the method of identifying the yaw inertia at selected moments of the running depending for example on the speed of the vehicle.
  • the mass of the vehicle can be represented by three concentrated masses with identical pitch or yaw inertia conservation. It is assumed that the influence of the loading height and the influence of the width are small compared to that of the wheelbase, we can write:
  • the total suspended mass is the sum of the three equivalent suspended masses front, center and rear:
  • MSav eq, MS C eq, MSar eq means the equivalent suspended mass concentrated on the front axle, the center of gravity and the rear axle,
  • The, Lb designates the longitudinal distance along the X axis between the front axle a, the rear axle b and the center of gravity.
  • the indices av and ar represent the front and rear parts of the vehicle relative to the center of gravity of said vehicle.
  • -p y represents the gyratory radius along the Y axis and defined by F15.
  • the suspended mass of the central part is therefore:
  • the pitch inertia is estimated by taking into account train inertia in the following formula:
  • the yaw inertia can be deduced in a similar way:
  • the coefficient ⁇ varies between 0.85 and 1.15.
  • An estimate of the value of the yaw inertia is then substantially better than that obtained by empirical estimates because it is possible to take account of the loadings of the body which make the suspended mass and the pitch or yaw center of gravity vary.
  • the coefficient ⁇ can be estimated simply by a series of preliminary tests for example, but for some vehicles that have atypical loading, the coefficient can exceed these thresholds, so it is interesting to have a method that overcomes this disadvantage.

Abstract

Procédé d'identification (30) de l'inertie en lacet d'un véhicule automobile, caractérisé en ce que le procédé comprend les étapes consécutives suivantes: • - une première étape de mesure (El) de valeurs caractéristiques du véhicule au niveau des roues comprenant des mesures d'efforts à la roue, • - une deuxième étape d'identification du centre de gravité dynamique (E3) du véhicule consécutive à l'étape de mesure (El), • - une troisième étape d'identification de l'inertie en lacet (E5) dynamique du véhicule consécutive à l'étape d'identification du centre de gravité (E3) dynamique. La valeur d'inertie de lacet est ensuite transmise à un procédé de contrôle de stabilité du véhicule.

Description

IDENTIFICATION DE L'INERTIE DE LACET ET DE TANGAGE DE
VEHICULE AUTOMOBILE
Domaine technique de l'invention
La présente invention concerne un dispositif d'identification de valeurs d'inertie de lacet et de tangage pour un véhicule automobile.
La présente invention concerne également un procédé d'identification des valeurs d'inertie de lacet et de tangage.
La présente invention concerne des dispositifs de contrôle et de correction de stabilité de véhicules automobiles.
La présente invention concerne en particulier un procédé d'identification de masse suspendue et de masse non suspendue apparente.
Etat de la technique
Les véhicules automobiles comportent de plus en plus des systèmes sophistiqués de contrôle en vue d'améliorer la sécurité des occupants dudit véhicule. Différents systèmes électroniques équipent ainsi des véhicules automobiles pour le contrôle de vitesse, du freinage, de trajectoire des voitures particulières ou des camions. Parmi les systèmes pour le contrôle de trajectoire et l'amélioration de la tenue de route, on connaît le système « ESP » pour « Electronic Stability Program » en anglais ou correcteur électronique de trajectoire, ou aussi « ESC » pour « Electronic Stability Control » en anglais. Il s'agit d'un système d'anti-dérapage fonctionnant en collaboration avec divers autres systèmes de gestion électronique tels que l'anti-patinage ou le contrôle de freinage (ASR, l'ABS) et avec lesquels il partage des moyens de mesures. Ledit système de contrôle de stabilité permet de détecter des pertes d'adhérence essentiellement en virage et de les contrecarrer en freinant une ou plusieurs roues pour améliorer la tenue de route.
L'ESP permet de corriger la trajectoire en agissant sur le système de freinage ainsi que sur le couple moteur. Lors d'un virage pris à trop grande vitesse ou lors d'un changement brutal de trajectoire pour éviter un obstacle par exemple, le véhicule peut perdre sa stabilité et échapper au contrôle de son conducteur. Le système de contrôle permet alors selon les conditions de roulage de façon automatique de :
-sous-virer : l'ESP rétablit le véhicule en donnant l'ordre de freiner la roue arrière intérieure au virage. En cas de fort sous virage, l'ESP freine aussi la roue avant intérieure;
-survirer : l'ESP rétablit le véhicule en donnant l'ordre de freiner la roue avant extérieure au virage pour éviter un tête-à-queue.
Au besoin, si le conducteur recherche encore à accélérer, l'ESP réduit le couple moteur délivré.
Les pertes de contrôle ou les dérapages sont décelés par des capteurs associés avec une simulation d'un modèle numérique du comportement dynamique du véhicule. Lesdits capteurs sont par exemple des capteurs de vitesses de rotation des roues, d'angle au volant, de vitesse de lacet et d'accélération transversale. Le modèle numérique est implanté dans un calculateur qui contrôle la trajectoire suivie par le véhicule. En cas d'une situation anormale, la trajectoire est corrigée par un freinage ciblé sur la roue concernée.
A partir des valeurs mesurées à l'aide des capteurs, le système de contrôle de stabilité permet la prédiction du comportement dynamique véhicule, laquelle est basée sur un modèle numérique utilisant de nombreux paramètres caractéristiques du véhicule. Le système ESP utilise ainsi une valeur de l'inertie de lacet pour estimer la vitesse lacet du véhicule. Ladite valeur d'inertie de lacet est donc un paramètre d'ordre un pour générer une référence de consigne afin gérer la stabilité du véhicule. Le moment d'inertie en lacet ou inertie de lacet d'un véhicule est déterminé selon un axe de rotation sensiblement vertical par rapport au plan du véhicule.
Un autre système d'assistance à la conduite connu sous le nom d'ADAS pour « Advanced Driver Assist Systems » nécessite également des valeurs d'inertie de lacet et de tangage.
Les données d'inerties sont donc très importantes dans le modèle numérique de simulation dynamique du véhicule. Malheureusement, elles sont difficiles à obtenir car elles sont fonction du centre de rotation de lacet, du centre de gravité du véhicule ainsi que des répartitions de masses dont les valeurs sont fortement dépendantes des configurations de chargement dudit véhicule. C'est ainsi que les valeurs d'inertie obtenues généralement sur un banc d'essais sont insuffisantes car elles concernent une configuration particulière du véhicule et ne prennent pas en compte le chargement en conduite du véhicule, ce qui est donc susceptible d'altérer sensiblement le fonctionnement du système de contrôle de stabilité ESP.
Selon l'état de l'art, le moment d'inertie en lacet est déterminé grâce à des mesures sur un véhicule non roulant, lesdites mesures nécessitant un banc de mesures spécifique, ou avec des hypothèses de calcul qui présentent des approximations importantes. Le véhicule est testé soit sur un banc d'essais avec un véhicule bridé, soit en phase de roulage en prenant en compte des plages de fonctionnement du véhicule peu dynamique (roue et caisse selon un même mouvement). On admet ainsi que le comportement dynamique du véhicule est estimé avec une valeur nominale des inerties ou avec des valeurs corrigées approximativement. Les données mesurées pour le véhicule sont peu pertinentes pour l'identification des inerties de lacet et de tangage. Une phase d'essais et de mise au point est alors nécessaire pour parvenir à une optimisation du fonctionnement du système de contrôle de stabilité ESP ou d'assistance à la conduite ADAS.
Toutefois, si l'on connaît de manière plus précise l'état des inerties du véhicule à tout moment, on peut faire mieux fonctionner lesdits systèmes de contrôle et/ou d'assistance et les rendre plus sûrs. Un gain important lors de la phase de mise au point desdits systèmes peut également être envisagé avec une estimation temps réel d'inertie lacet correcte.
La publication US5136513A divulgue ainsi une méthode d'estimation de l'inertie d'un véhicule et de son centre de gravité en mode quasi-statique. Ladite méthode permet une estimation de la masse en jeu à partir de la variation de course de suspension à l'avant et à l'arrière du véhicule, en tenant compte des raideurs des ressorts de suspensions à l'avant et à l'arrière. On obtient une estimation de l'inertie de tangage sans distinguer les masses suspendue et non suspendue, ni de l'évolution possible du centre de rotation de tangage ; ledit centre de rotation est identifié grâce à une mesure statique effectuée au préalable, ce qui peut entraîner des erreurs importantes. L'inertie en lacet n'est pas abordée.
La publication JP-A-2008-265545 divulgue une méthode d'estimation de l'inertie en lacet en prenant en compte des mesures instantanées d'accélération du véhicule, de vitesses de rotation de roues et des efforts longitudinaux et latéraux mesurés au niveau de roue sans tenir compte de l'effet dynamique de roue; lesdites mesures sont généralement bruitées et on leur associe généralement des seuils afin de pouvoir identifier des valeurs caractéristiques de la position du centre de gravité et de l'inertie du lacet. Toutefois, l'effort mesuré à la roue peut être très différent de l'effort produit pour accélérer le véhicule si le mouvement de roue est important, notamment les efforts du mouvement vertical. Sans correction de ces efforts sur le mouvement des roues, on peut obtenir des erreurs non négligeables dans l'évaluation des inerties. La détermination du centre de gravité selon cette publication est effectuée en introduisant des valeurs quasi-statiques telles que la masse sur le train avant ou arrière, ce qui peut aussi donner des valeurs erronées dans l'identification de l'inertie de tangage et de lacet.
La publication EP-A1 -2160314 divulgue un procédé d'identification de l'inertie de lacet d'un véhicule automobile comprenant des étapes de mesures de vitesses de lacet et d'accélérations transversales, ledit véhicule automobile étant pourvu de capteurs de vitesses et d'accélération intégrés aux roues. L'identification de l'inertie de lacet est basée sur un modèle de calcul simplifié dit du modèle « bicyclette » pour un véhicule à deux roues directrices présentant une masse prédéterminée et sans tenir compte d'effet ballant. Une hypothèse dudit modèle numérique est la proportionnalité entre la valeur de l'effort transversal et l'angle de dérive du pneumatique pour un train roulant global, ce qui est susceptible d'entraîner des erreurs importantes dans l'identification de la valeur d'inertie de lacet. Ledit modèle numérique ne tient pas compte non plus de la contribution des efforts longitudinaux, ce qui peut être une source d'erreurs supplémentaires lorsque l'angle de braquage dépasse certain niveau. Le but de l'invention est de pallier ces inconvénients et un des objets de la présente invention est un procédé et un dispositif d'identification et de détermination de l'inertie en lacet et de tangage d'un véhicule tenant compte de mesures d'efforts à la roue en mode dynamique du véhicule c'est-à-dire en phase de roulage.
L'invention concerne aussi une méthode de mesure des efforts à l'entrée de caisse, cette mesure directe est extrêmement difficile.
L'invention permet également l'identification des masses suspendue et non suspendue du véhicule et du centre de gravité du véhicule en mode dynamique, c'est-à-dire en phase de roulage.
Bref résumé de l'invention
L'objet de la présente invention est plus particulièrement un procédé d'identification de l'inertie en lacet d'un véhicule automobile, caractérisé en ce que le procédé comprend :
-une première étape de mesures de valeurs d'efforts caractéristiques du véhicule en phase de roulage au niveau des roues comprenant des mesures d'effort à la roue,
-une deuxième étape d'identification du centre de gravité du véhicule, -une troisième étape d'identification de l'inertie en lacet en mode dynamique du véhicule,
De manière avantageuse, le procédé permet une identification continue de l'inertie de lacet d'un véhicule à partir de mesures en mode dynamique afin de permettre une optimisation du fonctionnement des systèmes de contrôle de stabilité du véhicule automobile. En effet, selon l'état de l'art, l'inertie de lacet est généralement estimée grâce à des mesures effectuées sur des bancs de mesure chez le constructeur automobile, ledit véhicule étant arrêté. Les conditions de roulage du véhicule, chargé ou non, peuvent modifier de façon sensible les valeurs d'inertie et les systèmes de contrôle de stabilité sont alors susceptibles de fournir une réponse moins efficace face à des situations de roulage particulièrement dangereuses. Le procédé de l'invention permet d'avoir une précision similaire à celle d'un banc de mesures à partir de mesures sur le véhicule en mode dynamique. Le procédé selon l'invention comprend donc une première étape de mesures suivie d'étapes d'identification comprenant des calculs.
L'étape de mesures d'efforts comprend des mesures des efforts verticaux selon l'axe Z, longitudinaux selon l'axe longitudinal X et transversaux selon l'axe transversal Y afin de pouvoir identifier de manière précise l'inertie de lacet. En effet, si la connaissance de l'effort transversal est nécessaire pour identifier l'inertie de lacet, l'effort longitudinal affecte également le résultat de l'identification.
Le procédé utilise des moyens de mesures déjà utilisés dans les véhicules et servant pour d'autres fonctions tels que des capteurs d'efforts disposés aux roues, ce qui permet de diminuer sensiblement le coût de l'invention. Lesdits capteurs d'efforts peuvent similaires à une roue dynamométrique et être intégrés par exemple aux roulements desdites roues ou fixés sur des jantes desdites roues.
Les valeurs issues de mesures sont ensuite transmises à une deuxième étape de calcul afin d'identifier les masses suspendue et non suspendue et en déduire la position géométrique du centre de gravité du véhicule.
Les valeurs identifiées de masses suspendue et non suspendue ainsi que de la position géométrique du centre de gravité servent ensuite dans une troisième étape de calcul pour l'identification de l'inertie de lacet et de tangage.
De façon avantageuse, le procédé comprend une troisième étape d'identification de l'inertie de lacet consécutive à l'étape d'identification des masses suspendue et non suspendue et du centre de gravité. La valeur de ladite inertie de lacet identifiée est adressée ensuite aux systèmes de contrôle de stabilité connus sous le nom d' « ESP » ou « ESC » dans lesquels la valeur de l'inertie de lacet est d'importance majeure.
Selon d'autres caractéristiques de l'invention :
-l'étape de mesures comprend des mesures d'accélérations à la roue. De manière avantageuse, l'étape de mesures comprend des mesures d'accélérations selon les axes longitudinal X, transversal Y et vertical Z. Le modèle numérique permet une prédiction fine du comportement du véhicule. Les mesures d'accélérations permettent de prendre en compte des mouvements des roues qui dérivent et des impacts des mouvements selon les axes longitudinal X, transversal Y ou vertical Z.
Le procédé prend en compte des mesures d'accélérations à la roue issues de capteurs d'accélération partagés avec d'autres systèmes de contrôle du véhicule. L'inertie de lacet et de tangage peut être identifiée avec les mesures d'efforts longitudinal et transversal combinées avec des mesures d'accélération dans ces mêmes axes.
-l'étape de mesures comprend une mesure de l'angle de braquage de la direction du véhicule.
La mesure de l'angle de braquage peut être obtenue facilement avec un capteur d'angle au volant couramment utilisé dans le domaine automobile.
De manière avantageuse, le procédé est apte à identifier l'inertie de lacet selon différentes conditions de roulage du véhicule comprenant un roulage en ligne sensiblement droite ou en régime transitoire latéral. On entend par régime transitoire latéral les phases de roulage du véhicule comportant un déplacement selon l'axe transversal Y, par exemple en virage ou changement de fils.
La mesure de l'angle de braquage de la direction dans l'étape de mesures permet donc de différencier lesdites conditions de roulage.
La différence entre lesdites différentes situations de conduites est révélée par un angle de braquage de la direction du véhicule par rapport à une valeur de seuil d'angle de braquage. En effet, en dessous dudit seuil, le véhicule peut être considéré comme roulant en ligne droite. Au-delà dudit seuil, le véhicule se trouve dans une situation où le comportement latéral prédomine (virage, changement de fils etc.)
- l'étape de mesures comprend une mesure du débattement de la caisse par rapport au sol.
L'étape de mesures comprend une mesure de débattement de la caisse par rapport au sol afin d'identifier l'inertie de tangage. La mesure de débattement de caisse permet de déduire l'angle de la caisse du véhicule et de préciser les mouvements angulaires et verticaux de ladite caisse afin d'obtenir une identification de l'inertie de tangage précise.
- l'étape de mesures comporte une étape de filtrage des signaux de mesure.
De manière avantageuse, le procédé comprend une application d'un filtre pour ne retenir que les signaux dans une plage de fréquences basses. En effet, lors du roulage du véhicule, les signaux de mesures peuvent être altérés par des chocs de roue ou des mouvements de suspensions. Lesdits signaux altérés sont associés à des fréquences sensiblement élevées. Il convient donc de filtrer les signaux de mesure afin de ne retenir que ceux qui concernent essentiellement les mouvements de lacet et de tangage du véhicule.
Par ailleurs, le modèle numérique est basé sur des hypothèses d'assimilation de la caisse à un corps rigide, ce qui est validé avec des signaux dans une plage de fréquences basses.
II faut noter que les signaux retenus peuvent être générés pendant une phase de roulage avec des mouvements verticaux de la caisse, ce qui est fréquent lors d'un démarrage du véhicule ou d'un passage des bosses. Les valeurs de masses suspendues et non suspendues ne sont pas susceptibles d'être modifiées durant un tel roulage.
-le filtre des signaux prend en compte toutes les valeurs inférieures à une fréquence seuil de 5hz.
De manière avantageuse, l'étape de filtrage comprend une application d'un seuillage pour sélectionner des signaux pertinents. Ledit seuillage permet d'obtenir des conditions correctes pour l'identification de l'inertie de lacet.
De manière avantageuse, le filtrage de signaux issus de mesures prend les valeurs inférieures à une fréquence de 5Hz. Les signaux à des fréquences supérieures sont susceptibles d'être bruitées, par exemple, par des vibrations en modes locaux et donc de produire des erreurs dans les résultats d'identification.
De manière avantageuse, le filtrage à basses fréquences des signaux mesurés en dessous de 5hz permet de réduire l'influence des effets dynamiques des roues. En effet, les modes des suspensions sont à des fréquences sensiblement plus élevées que le mode de la caisse du véhicule. Pour éliminer les influences des efforts de roues, il est avantageux de filtrer les mesures dans une plage de fréquences où les influences des efforts de roues sont négligeables sur les efforts d'entrée de la caisse.
De manière avantageuse, les signaux pertinents sont introduits dans un modèle de calcul dont les hypothèses sont validées ; notamment, le filtrage des signaux à 5hz permet de valider une hypothèse de calcul considérant la caisse en tant que corps rigide. Ledit modèle de calcul permet ensuite d'identifier les masses suspendues sur l'essieu avant et sur l'essieu arrière du véhicule. Ladite identification permet ensuite l'identification de la position géométrique du centre de gravité du véhicule et de l'inertie de lacet du véhicule.
-l'étape d'identification du centre de gravité du véhicule en mode dynamique comprend une étape d'identification de masse non suspendue et de masse suspendue du véhicule.
De façon avantageuse, l'étape d'identification du centre de gravité comprend une étape d'identification des masses suspendue et non suspendue à partir des valeurs de mesures d'efforts aux roues. En effet, il est nécessaire de dissocier dans les valeurs d'efforts mesurées, la partie associée à la masse suspendue et celle associée à la masse non suspendue afin d'identifier de façon précise l'inertie de tangage et l'inertie de lacet qui dépendent de la masse suspendue.
- l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un test sur la valeur de l'angle de braquage par rapport à un seuil d'angle.
De manière avantageuse, l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un test sur la valeur de l'angle de braquage par rapport à un seuil d'angle afin de bien différencier les conditions de roulage en ligne droite ou en régime transitoire latéral du véhicule.
- l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un module d'identification de l'inertie de lacet en roulage en ligne droite.
De manière avantageuse, l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un module d'identification de l'inertie de lacet lorsque le véhicule est en phase de roulage en ligne sensiblement droite. En effet, lorsque ledit véhicule roule en ligne droite ou en virage dans une courbe de grand rayon, on ne dispose pas de paramètres pertinents pour caractériser des mouvements de lacet. Pendant lesdites phases de roulage, selon l'invention, le procédé permet l'identification de l'inertie de tangage au préalable à l'identification l'inertie de lacet.
On peut noter dans ce cas de roulage en ligne droite que les charges ne sont pas susceptibles de bouger par exemple à droite ou à gauche du véhicule et donc les valeurs des inerties demeurent constantes. De plus, lorsque le véhicule circule en ligne sensiblement droite, les efforts transversaux selon l'axe transversal Y sont peu importants. On peut alors considérer seulement les efforts verticaux dans l'identification des masses suspendue et non suspendue pour en déduire ensuite l'identification de l'inertie de lacet. On peut ainsi identifier facilement l'inertie de tangage qui peut être associée en valeur à l'inertie de lacet.
-l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un module d'identification de l'inertie de lacet en roulage en régime transitoire latéral.
De manière avantageuse, le procédé selon l'invention comprend un module d'identification de l'inertie de lacet lorsque le véhicule est en phase de roulage en régime transitoire latéral comprenant des virages ou des changements de fils. L'angle de braquage est alors suffisamment important pour autoriser une identification de l'inertie de lacet en minimisant les erreurs de mesures. L'inertie de lacet est déterminée en mode dynamique en fonction de la masse suspendue qui peut changer et de la masse non suspendue.
De manière avantageuse, le procédé d'identification de l'inertie de lacet est implémenté dans un système d'identification d'inertie de lacet d'un véhicule automobile comprenant :
-au moins un moyen de mesure d'efforts à la roue,
-au moins un moyen de mesure d'accélération,
-un moyen de mesure de l'angle de braquage de direction du véhicule, -une unité de contrôle adaptée à dérouler ledit procédé.
De manière avantageuse, le système d'identification de l'inertie comprend les moyens de mesures d'efforts à la roue et d'accélération ainsi qu'un moyen de mesure de l'angle de braquage de direction du véhicule, lesdites mesures sont effectuées de manière préférentielle en roulage, associée à une mesure de l'angle de braquage. Lesdites mesures dynamiques sont ensuite adressées à une unité de contrôle qui est apte à dérouler le procédé d'identification. L'unité de contrôle est de manière préférentielle connectée à une unité de contrôle pour le contrôle de trajectoire du véhicule.
Brève description des figures
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description qui suit de modes particuliers de réalisation de l'invention donnés à titre d'exemples non limitatifs et représentés sur les dessins annexés, dans lesquels :
-la figure 1 représente une vue schématique d'un véhicule automobile avec des capteurs de mesures.
-la figure 2 représente une vue schématique d'une suspension de roue. -la figure 3 représente un organigramme de détermination de l'inertie de lacet d'un véhicule.
-la figure 4 représente une vue schématique longitudinale du véhicule.
Description détaillée des figures
Dans la description qui va suivre, des chiffres de référence identiques désignent des pièces identiques ou ayant des fonctions similaires.
La description tient compte d'un référentiel orthonormé avec un axe longitudinal X parallèle à la direction d'un véhicule automobile joignant les centres des essieux par exemple avec un sens dirigé vers l'avant du véhicule, un axe transversal Y orthogonal à l'axe X , les axes X et Y étant compris dans le plan du véhicule passant par les essieux du véhicule, et un axe vertical Z orthogonal audit plan du véhicule avec un sens dirigé vers le haut du véhicule. De même, on fait référence aux parties avant/arrière des éléments par rapport à la position du centre de gravité selon le sens dirigé vers l'avant du véhicule.
Dans la suite de la description, on distingue le terme « statique » qui désigne un état du véhicule en arrêt distinct de l'état de « roulage » ou « dynamique ». L'inertie de lacet d'un véhicule caractérise la résistance dudit véhicule à une variation de vitesse de pivotement autour de l'axe vertical Z, qui entraine un changement de direction dans le plan horizontal du véhicule. L'inertie de lacet est fonction de la masse du véhicule et de sa répartition : plus celle-ci est grande, plus la force requise pour modifier son mouvement sera importante.
L'invention décrite ci-après propose un système et un procédé pour identifier l'inertie de lacet d'un véhicule ou de rotation autour de l'axe vertical Z, en mode dynamique c'est-à-dire ledit véhicule en phase de roulage.
Le système permet à partir des mesures des efforts effectuées à l'aide de moyens de mesure connus dans le domaine automobile et implantés de façon courante aux roues et sur la caisse du véhicule, une identification de l'inertie de lacet ou de tangage beaucoup plus précise qu'à partir de mesures en statique ou à partir de mesures sans tenir compte de l'effort dynamique des roues sur ledit véhicule. Pour cela, ledit procédé identifie les masses du véhicule en jeu dans un mouvement de lacet ou de tangage, c'est-à-dire les masses suspendue et non suspendue ainsi que la position du centre de gravité du véhicule dans lesdites conditions de roulage.
Le procédé est donc associé à un système d'identification comprenant différents moyens de mesures 15, 16, 17, 18r, 18c, 19 et une unité de contrôle 20.
Selon la figure 1 , un véhicule automobile comprend de façon générale une caisse 1 1 sensiblement parallélépipédique posée sur deux essieux. Chaque extrémité desdits essieux porte une roue 12 et est reliée à ladite caisse 1 1 par des moyens de suspensions 14 telle que représentée en figure 2. Les moyens de suspensions comprennent de manière connue un moyen élastique tel qu'un ressort et un amortisseur.
Chaque roue 12 comprend de manière générale une jante 15 et un pneumatique 13 entourant ladite jante et en contact avec le sol.
L'identification de l'inertie de lacet et/ou de tangage dépend de valeurs de masses caractérisant le véhicule en roulage ; lesdites masses comprennent une masse suspendue et une masse non suspendue. La masse non suspendue correspond à la masse apparente d'un train avant ou arrière du véhicule suivant la direction de mouvement, et représente la masse des composants dudit train tels que des essieux 16, des jantes 15 de roues, des roulements de roues, des moyeux de roues, des pneumatiques 13 et une partie du poids des ressorts amortisseurs 14, des arbres de transmission et des biellettes de suspension, et des freins (non représentés).
La masse suspendue est quant à elle la masse des autres éléments suspendus sur les trains du véhicule.
L'identification desdites masses suspendues et non suspendues en mode dynamique permet une meilleure précision dans l'identification de l'inertie de tangage, lacet du véhicule.
Le système d'identification 10 de l'inertie dynamique de lacet comprend des moyens de mesures d'efforts 17 à la roue qui sont implantés sensiblement selon l'axe de rotation de ladite roue par exemple dans les jantes ou les roulements. Lesdits moyens de mesure d'efforts 17 sont aptes à fournir les mesures permettant de déduire les efforts selon l'axe longitudinal X, transversal Y et vertical Z.
Lesdits moyens de mesure d'effort 17 sont largement connus et utilisés dans le domaine automobile. Ils peuvent être similaires à une roue dynamométrique couramment employée par les constructeurs automobiles pour des mesures en roulage. Lesdits moyens de mesure d'efforts à la roue 17 peuvent aussi être des capteurs d'efforts intégrés dans des roulements des roues qui permettent d'obtenir des mesures avec un encombrement réduit en phase de roulage. Ces types de capteurs sont bien connus dans les véhicules modernes disposant de systèmes de contrôle ou d'assistance de conduite.
Le système d'identification 10 comprend aussi des moyens de mesure d'accélération à la roue 18r pour recueillir des informations des accélérations du véhicule et notamment de la caisse 1 1 lors des mouvements de tangage ou des mouvements de lacet. Lesdits moyens sont des capteurs d'accélération à la roue 18r fixés de manière préférentielle à l'axe de la roue et à la caisse du véhicule et permettent de mesurer les accélérations selon l'axe longitudinal X, l'axe transversal Y et l'axe vertical Z pour permettre de connaître les mouvements des roues et de la caisse.
Comme représenté dans les figures 1 et 2, un capteur d'accélération à la roue 18r est ainsi fixé près du centre de la roue ou dans l'axe de rotation Y1 de la roue. Dans certains cas, le capteur d'accélération à la roue 18r peut être d'une même pièce avec le capteur d'effort 17 à la roue.
Selon la figure 1 , le système d'identification 10 comprend des capteurs d'accélération de la caisse 18c fixés sur une ligne longitudinale médiane de la caisse 1 1 , dans une partie avant et dans une partie arrière de ladite caisse. De manière préférentielle, les capteurs d'accélération 18c de la caisse sont disposés sur ladite ligne médiane longitudinale au-dessus des axes des essieux 16. On peut alors apprécier les mouvements relatifs de tangage ou de lacet entre la caisse et les roues. Cependant, à cause de contraintes d'encombrement ou de fixation, les positions desdits capteurs d'accélération de caisse peuvent présenter un écart longitudinal avec la position au-dessus des essieux. Ledit écart longitudinal peut être pris en compte dans l'identification des masses suspendue et non suspendue.
Le système 10 peut aussi comporter des moyens de mesure du débattement 19 de la caisse par rapport au sol de la route. De manière connue, des moyens de mesure par laser (non représentés) par exemple peuvent être disposés sur la caisse 1 1 du véhicule pour apprécier un angle de tangage de ladite caisse et pour déduire l'accélération du tangage ou pour estimer la hauteur du centre de gravité du véhicule et la hauteur du centre de tangage par rapport au sol. Ces mesures permettent d'apprécier l'inertie de ladite caisse ainsi que des caractéristiques élastiques des suspensions 14. Sur le banc de mesures, il est courant d'utiliser des capteurs à fil.
Le système d'identification 10 comprend un moyen de mesure de l'angle de braquage 20 de direction du véhicule. Ledit moyen peut être simplement un capteur d'angle au volant fixé de manière préférentielle sur une colonne de direction 21 du véhicule. L'angle au volant est sensiblement proportionnel à l'angle de braquage des roues 12 et est donc associé aux efforts transversaux à l'origine de mouvements de lacet. Un modèle dynamique du système DAE (direction assistée électrique) ou DAH (direction assistée hydraulique) peut être utilisé pour déduire l'angle de braquage de manière dynamique.
Le système d'identification 10 comporte des capteurs de vitesse de lacet (non représentés) qui sont couramment utilisés par les systèmes de correction de trajectoire ESP. La connaissance des valeurs de vitesse de lacet en temps réel permet de déduire facilement l'inertie de lacet.
Le système d'identification 10 peut comprendre un filtre passe-bas (non représenté) pour prendre en compte uniquement des mesures disposées dans une plage de fréquences basses inférieures à un seuil de fréquence de filtrage. Les mesures filtrées permettent d'obtenir des mesures fiables et valident des hypothèses pour simplifier les modèles de calculs et d'identification.
Le système d'identification 10 comporte également une unité de contrôle 22 déroulant un programme décrivant un procédé d'identification 30 de l'inertie de lacet. Ladite unité de contrôle 22 comporte des moyens suffisants en stockage pour l'enregistrement des signaux de mesure et en calcul pour traiter lesdits signaux. Elle est directement connectée avec une unité de contrôle 23 déroulant un programme décrivant une procédure de contrôle et de stabilisation de la trajectoire du véhicule connu sous les initiales de ESP ou ESC. De manière préférentielle, les deux unités de contrôle 22, 23 sont une même unité.
Comme représenté en figure 3, le procédé d'identification 30 des inerties de lacet ou de tangage comprend :
-une première étape de mesures E1 des caractéristiques de roulage du véhicule automobile, d'efforts aux roues et d'accélérations aux roues et à la caisse ainsi que de l'angle de braquage grâce aux moyens de mesure décrits ci-avant,
-une deuxième étape d'identification E3 du centre de gravité dynamique du véhicule consécutive à l'étape de mesures E1 . Ledit centre de gravité concerne les mouvements de tangage ou de lacet.
-une troisième étape d'identification des inerties E5 de tangage ou de lacet du véhicule consécutive à la deuxième étape d'identification du centre de gravité et des mases suspendue et non suspendue. Dans la première étape E1 de mesures, grâce aux différents moyens de mesure comprenant les moyens de mesure décrits ci-avant 17, 18r, 18c, 19, 20, on obtient des signaux de mesure d'efforts aux roues, d'accélération aux roues et à la caisse, de mesure d'angle de braquage et de mesure de débattement de la caisse. Lesdits signaux de mesure sont ensuite adressés à l'unité de contrôle 22 pour être traités.
Les étapes d'identification E3 et E5 du procédé sont exécutées consécutivement à l'étape E1 . Pour l'identification des masses suspendue et non suspendue et du centre de gravité en mode dynamique dans l'étape E3 ainsi que des inerties de lacet et de tangage dans l'étape E5, des hypothèses de calcul comprennent que :
- la caisse est un corps rigide et que
- les efforts dynamiques liés aux mouvements de roues peuvent être corrigés ou négligés.
La caisse du véhicule peut être considérée comme un corps rigide pour des signaux mesurés dans une plage de fréquences relativement basses et inférieures à 5hz généralement. De plus, les modes de suspension sont observés à des fréquences sensiblement plus élevées de l'ordre de 1 1 -12hz.
Pour fiabiliser les mesures, il faut éviter de prendre en compte dans les calculs des efforts de roues, par exemple suite à un choc sur la chaussée. Lesdits efforts de roues sont associés de manière connue à des accélérations des roues. Généralement, plus les fréquences des signaux sont élevés, plus les efforts dynamiques de la roue sont importants. Il convient de filtrer également cette plage de fréquences afin de réduire les effets des efforts dynamiques des roues, ce qui permet de négliger les efforts desdites roues.
Les signaux mesurés de l'étape E1 sont donc filtrés pour valider lesdites hypothèses de calcul. Le filtrage des signaux mesurés permet également de fiabiliser les résultats des mesures.
L'étape E1 de mesures comprend donc une phase de filtrage P1 des valeurs mesurées avant leur exploitation dans l'étape d'identification E3 du centre de gravité. Les mesures effectuées passent par la phase de filtrage P1 des fréquences des mesures pour retenir uniquement les mesures dont la fréquence est inférieure à un seuil de fréquence de filtrage de 5hz. Grâce audit filtrage des signaux de mesure, les battements de roue sont ainsi éliminés et les niveaux d'accélération sont très faibles. Dans cette situation, les mouvements des roues ont peu d'influence sur les efforts d'entrée de caisse.
Selon la raideur de la caisse, le seuil de fréquence de filtrage peut être diminué et ramené à 3hz.
Les mesures filtrées sont alors adressées à l'étape d'identification du centre de gravité E3.
L'étape d'identification du centre de gravité en mode dynamique E3 comprend un module d'identification M1 des masses suspendue et non suspendue. Par rapport à l'art antérieur, l'invention différencie les masses suspendue et non suspendue et le régime dynamique de roulage du véhicule pour l'identification du centre de gravité, ce qui permet une plus grande précision des résultats d'identification. Grâce aux capteurs des efforts et éventuellement d'accélération à la roue, la contribution de la masse non suspendue peut être clairement identifiée. Toutefois le filtrage des signaux permet de se passer des capteurs d'accélération et d'obtenir des résultats semblables.
Dans le module M1 d'identification desdites masses suspendue et non suspendue, on considère l'équation de la dynamique pour des mouvements de pompage de la caisse 1 1 du véhicule. En négligeant les efforts à la roue, les masses en jeu sont la masse de l'élément de train disposé entre la caisse du véhicule et le capteur d'effort, nommée masse non suspendue intérieure de roue MNSint et la masse suspendue MS disposée au-dessus des moyens de suspensions.
La masse non suspendue MNS totale est composée d'une masse non suspendue intérieure de roue MNSint et d'une masse non suspendue extérieure MNSext, elle reste sensiblement constante et peut par exemple être mesurée ou calculée lors de la conception du véhicule.
Ladite masse non suspendue intérieure de roue MNSint est formée par une partie de la masse non suspendue sans le pneumatique et une partie de la jante. La masse non suspendue extérieure de roue M NSext comprend alors la masse du pneumatique et de la partie de la jante ainsi qu'une partie de capteurs.
Les efforts à la caisse sont la somme des efforts mesurés par les capteurs d'efforts 1 5 à la roue diminués des efforts dus à la masse non suspendue intérieure de roue animée d'une accélération mesurée par le capteur d'accélération 1 6 à la roue. On a donc l'expression générale F 1 pour chacune des roues (type du train indépendant):
F zK cap i - MNSint zk i. ^zk i = Fzk i caisse (F 1 )
Avec :
- l'indice i se réfère à la roue i et i e {avg, avd, arg, ard}.
-FZK cap i = effort vertical selon l'axe Z mesuré par le capteur i ramené au point K au centre de la roue.
-MNSint zK = Masse non suspendue intérieure de roue entre la caisse et le capteur d'effort.
- zK = accélération verticale selon l'axe Z au point K.
"l~zK i caisse = effort vertical selon l'axe Z de la caisse ramené au point K, le point effectif du capteur d'effort de la roue i
La force résultante engendre un mouvement de la masse suspendue comprenant la caisse.
(FzK cap avg + FZK cap avd) - MNSint av- ^zK av — (l~zK cap arg ζΚ cap ard) " MNSint ar. /zK ar
— MSav■ yi caisse av MSar■ Yz caisse ar (F2)
L'indice av, ar se réfère au train avant ou arrière.
L'accélération γζκ av, γ∑ ar correspond respectivement à l'accélération du train avant ou arrière en mouvement pompage, c'est-à-dire la valeur moyenne des mesures des roues gauche et droite d'un même train.
Yz caisse av, fz caisse ar sont respectivement l'accélération verticale de caisse du bloc avant et du bloc arrière en mouvement de pompage selon l'axe vertical Z. MSav et MSar sont respectivement la masse suspendue du bloc avant et du bloc arrière.
La masse non suspendue intérieure de roue MNSint peut être identifiée en même temps que la masse suspendue MS grâce à l'équation F2. On peut noter qu'il s'agit d'une masse non suspendue MNSint équivalente qui ne correspond généralement pas à la masse physique de la suspension. Elle est associée par principe à un axe de mouvement.
Le module M1 permet donc d'identifier de façon précise en fonction des conditions de roulage une masse suspendue avant qui est portée par l'essieu avant du véhicule et une masse suspendue arrière qui est portée par l'essieu arrière.
Les masses suspendue MS et non suspendue MNS étant identifiées, l'étape E3 comprend un module M3 permettant de déduire la position du centre de gravité selon le rapport entre la masse suspendue du bloc avant ou du bloc arrière sur la masse suspendue totale du véhicule par les formules F3 et F4:
Figure imgf000020_0001
Où
L est l'empattement du véhicule c'est-à-dire la distance longitudinale entre les deux essieux du véhicule,
La MS est la distance longitudinale ou selon l'axe X entre l'essieu avant et le centre de gravité,
Lb MS est la distance longitudinale ou selon l'axe X entre l'essieu arrière et le centre de gravité,
MSav est la masse suspendue portée par l'essieu avant,
MSar est la masse suspendue portée par l'essieu arrière
MS est la masse suspendue totale du véhicule.
Par rapport à l'état de l'art qui ne distingue pas les masses suspendue et non suspendue, les équations F2 et F3, F4 permettent donc de faire une estimation améliorée des valeurs de la position du centre de gravité, des masses suspendue MS et non suspendue MNSint mises en jeu dans le mode dynamique. Le procédé d'identification 30 peut comporter un module de correction M2 qui permet de prendre en compte une position du capteur d'accélération fixé sur la caisse sur l'axe longitudinal de la caisse présentant un écart longitudinal avec la position idéale au-dessus de l'axe d'essieu. Ledit module de correction M2 est éventuellement appelé consécutivement au module M1 d'identification des masses suspendue et non suspendue.
Lorsque la position des capteurs d'accélération fixés sur la caisse présente un écart longitudinal avec la position idéale au-dessus de l'axe des essieux, il convient de prendre en compte ledit écart longitudinal AL à l'avant ou à l'arrière de disposition des capteurs d'effort. On obtient des formules corrigées F5 :
(FzK cap avg + FZK cap avd) - M N S int av- Y∑K av - (FzK cap arg + FzK cap ard) - MNSint ar- YzK ar —
MSav corrigée - ( 1 - (AU . MSar / Dcap . MSav ) - ALav/ Dcap) . Jz caisse av τ MSar corrigée . ( 1 + (ALav■ MSav / Dcap ■ MSar ) + A Lar / Dcap ) ■ Yz caisse ar
(F5)
Ainsi, les valeurs identifiées MSav * et MSar * suivant la formule F2 doivent être corrigées par la formule suivante afin de déduire les vraies masses suspendues avant MSav corrigée et arrière MSar corrigée■
MSav corrigée = MSav*. (ALar + ALar . Rm + Dcap . Rm) / [Rm ■ (ALar - ALav + Dcap)] (F6)
MSar corrigée = MSar ■ (ALar " Dcap + ALav ■ Rm ) / (ALav " ALar " Dcap)]
(F6')
Avec:
.MSav* , MSar*: Masses suspendues identifiées selon F2
.MSav corrigée, MSar corrigée : Masses suspendues corrigées
. Dcap : distance longitudinale entre les capteurs.
Figure imgf000021_0001
Le module M1 d'identification des masses suspendues permet dans une première séquence, l'identification de la masse suspendue avec pour hypothèse un emplacement idéal des capteurs d'accélération à la caisse. Le module M2 permet une correction des valeurs identifiées selon la position réelle des capteurs par rapport à la position longitudinale des essieux du véhicule.
Le module M3 permet ensuite de déterminer les empattements relatifs avant La MS et arrière Lb MS par rapport au centre de gravité des masses suspendues, la position La MS correspondant à la distance entre le centre de gravité et la position longitudinale du train avant et Lb MS, à la distance longitudinale dudit centre de gravité avec la position longitudinale du train arrière.
Des tests de validation ont été effectués. Les résultats de mesures d'efforts donnent une bonne corrélation avec les valeurs issues de calculs de l'identification des masses suspendues, d'estimation de la position du centre de gravité et des empattements avant et arrière desdites masses suspendues. On a ainsi relevé les efforts verticaux et les accélérations verticales avec des capteurs de mesures sur un banc d'essai, les mesures sont ensuite filtrées dans la plage de 0 à 3hz, et comparées aux valeurs obtenues pour les identifications des masses suspendues et des dispositions desdites masses par rapport au centre de gravité grâce au modèle numérique du module M1 selon le procédé de l'invention. Les résultats de mesures et de calculs se recoupent de façon significative, ce qui valide le modèle d'identification des masses suspendues et non suspendues, de même que du centre de gravité.
Une fois, les masses suspendue et non suspendue identifiées ainsi que la disposition longitudinale du centre de gravité dynamique pour des mouvements de tangage ou de lacet, les résultats de l'étape E3 sont exploitées dans l'étape E5 pour permettre l'identification de l'inertie de lacet, toujours sous l'hypothèse que la caisse est un corps rigide.
L'étape d'identification E5 du procédé 30 comprend un module d'estimation 11 de l'inertie de lacet lorsque le véhicule circule en ligne droite.
Lorsque le véhicule circule en ligne sensiblement droite, on n'a pas de mesures de mouvement de rotation autour de l'axe vertical Z suffisantes pour caractériser les phénomènes de lacet. En effet, le véhicule peut circuler strictement en ligne droite ou le rayon de virage peut être suffisamment important, ce qui est associé avec un angle de braquage des roues faible.
Toutefois, la forme du véhicule comprend généralement une longueur supérieure à sa largeur et à sa hauteur. On peut alors estimer que l'influence de la hauteur z ou de la largeur y sont faibles par rapport à celle de la longueur x dudit véhicule.
Les inerties de tangage ly et de lacet lz sont calculées selon les équations F7, F8 suivantes :
ly = J m i(X i) . [(X i - Gx)2 + (Z i - Gz)2 ]. dx (F7) lz = f m i (X i). [(X i - Gx)2 + (y i - Gy)2 ]. dx (F8)
où Gx, Gy, Gz sont les coordonnées du centre de gravité du véhicule global selon les axes X, Y et Z.
Avec les inégalités suivantes :
Figure imgf000023_0001
∑(x; - Gx)2 »∑(y, - Gx)2
L'inertie de tangage est donc sensiblement égale à l'inertie de lacet : ly≥ lz et plus précisément ly≥ lz / K,
Les mesures montrent que pour une grande majorité des véhicules, le coefficient de rapport entre l'inertie de tangage et l'inertie de lacet est de l'ordre de : = 1 ,05. Ladite valeur K, peut également être estimée lors de la conception du véhicule.
On peut donc prendre la valeur identifiée de l'inertie de tangage comme une valeur approchée de l'inertie de lacet.
L'inertie de tangage peut être déduite de façon simple à partir de mesures relevées sur un véhicule en roulage en ligne droite dans une étape M a.
De manière connue, les mouvements de tangage font intervenir le centre instantané de rotation en tangage 41 ou CIRP pour « Centre Instantané de Rotation en tangage ou Pitch ». Les mouvements de tangage sont étudiés lors de la conception du véhicule et un point représentant le CIRp du tangage est défini. Le CIRp est un point variable en fonction des masses des trains avant et arrière et des architectures des suspensions.
De manière connue, le couple de tangage est fonction de l'angle de tangage, de l'inertie de tangage ly et de la distance LG-CIRp 43 séparant le centre de gravité 40 et le CIRp 41 selon l'équation F9:
Figure imgf000024_0001
Où
LG-CIRP 43 est la distance entre le centre de gravité 40 et la position CIRP
41 ,
lyMs est l'inertie de tangage de la masse suspendue.
L'accélération de l'angle de tangage ά2ψ 2 peut être déduite soit à partir des mesures fournies par un capteur d'angle ou vitesse angulaire, soit par les accéléromètres, par exemple par deux capteurs installés en longitudinal et séparés avec une distance de Dcap.
d¾ /dt2= (γζ caisse av - Jz caisse ar ) / Dcap
L'angle de tangage φ peut aussi être déduit par la formule suivante en mesurant la hauteur de la caisse par rapport à un sol plat par les capteurs de mesure de débattement:
ψ = [(Zavg + Zavd) " (zarg + Zard)] / (2.DCap)
Les efforts à la caisse sont considérés pour les parties avant et arrière de ladite caisse. En tenant compte de l'effet Brouilhet en longitudinal, le couple induit par l'accélération longitudinale et les efforts verticaux déduits de la formule F1 , l'équation F9 peut être réécrite par :
Fz caisse ar · Lcb MS — Fz caisse av · Lca MS = (F10)
( ly MS + MS . LG-CIRp2)-(Yz caisse ar " Jz caisse av) / DCap - Ki . Fx cap av + K2 .
Fx cap ar
On doit noter que :
-les coefficients Ki et K2 ne sont pas identiques selon l'état du véhicule en roulage normale ou en freinage. -les masses non suspendues ont une influence non négligeable mais ladite masse non suspendue MNS reste constante et facilement identifiable par des calculs ou des mesures.
L'inertie de tangage est composée de l'inertie de tangage de la masse suspendue et de l'inertie de tangage de la masse non suspendue.
Figure imgf000025_0001
L'inertie de tangage de la masse non suspendue correspond à l'inertie de tangage pour le train avant et pour le train arrière du véhicule.
ly MNS = MNS train av . La 2 + MNS train ar . Lb2
II convient donc d'estimer l'influence de la hauteur 42 entre le point du centre de gravité et le point CIRp dans les mesures.
L'influence de la position du CIRP est cependant réduite, susceptible d'entraîner une erreur inférieure à 8% pour un véhicule standard. Ladite erreur peut être réduite par la prédétermination de la position du CIRP au préalable durant la phase de conception du véhicule.
Il convient également d'estimer l'influence des efforts aérodynamiques. Les efforts et le couple de tangage liés au roulage peuvent être quantifiés selon les formules F12 et F13 en fonction de la vitesse du véhicule et de la résistance aérodynamique dudit véhicule.
L'analyse suivante nous permet de définir la plage des données pour laquelle l'effet aérodynamique est négligeable.
En définissant le produit
Figure imgf000025_0002
avec Ci comme coefficient de traînée, l'effort et le couple aérodynamique ont pour expression :
F aéro z = 0.5 . p. U2 . SCz (F12)
SCz : valeur caractéristique de la résistance aérodynamique
I aéro z = 0.5 . p. U2 . SCm (F13)
Par exemple pour un véhicule commun comportant SCZ d'une valeur de l'ordre de 1 .5 et à une vitesse de l'ordre de 60 km/h, la contribution de l'effort dynamique n'excède pas 300N. Le couple de tangage lié à cet effort dynamique est alors selon la formule F12 de l'ordre de 100 N.m et est donc relativement faible. Pour des vitesses de roulage supérieures, on pourra prendre en compte l'influence de l'effort et du couple aérodynamique. La formule F1 0 avec la correction F1 1 concernant la masse non suspendue et avec la correction possible F1 3 de la vitesse de roulage du véhicule permettent donc d'identifier simplement dans le module 11 l'inertie de tangage qui est sensiblement égale en valeur à l'inertie de lacet, lorsque le véhicule est en phase de roulage en ligne droite.
Le procédé comprend un module d'identification 12 de l'inertie de lacet lorsque le véhicule est en roulage dans une phase transitoire en dynamique latérale (mise en virage, slalom ou changement de file).
Selon un autre mode de circulation du véhicule, le procédé prend en compte des angles de braquage de la direction non nuls. L'inertie de lacet dans ce mode de réalisation est fonction des efforts dans le plan du véhicule.
Les formules F14 et F1 5 permettent d'identifier le couple de lacet en fonction des valeurs d'efforts mesurées selon les axes longitudinal X et transversal Y et des valeurs d'empattement du véhicule, c'est-à-dire de distance entre l'essieu avant et l'essieu arrière, ladite valeur étant corrigée des angles de chasse et des chasses pneumatiques. Le centre de gravité en lacet est positionné en Gy dans le plan du véhicule. En ramenant par rapport au centre de lacet Gy, les efforts longitudinaux avant gauche Fx avg, et avant droit Fx avd interviennent de façon opposée dans le mouvement de lacet en tenant compte de l'angle de braquage des roues δ ; il en est de même pour les efforts longitudinaux arrière Fx avg, Fx ard. Dans le cas particulier où y = 0, ledit centre est disposé selon la ligne centrale longitudinale.
De la même manière, l'inertie de lacet peut être exprimée simplement en fonction des efforts mesurés par les capteurs d'efforts et de l'angle de braquage ainsi que des mesures d'accélération selon F14 :
Izz*. d ωζ / dt ≥ [ ( Fx avd - Fx avg) . COS 5 + ( Fx avd - Fx avg)] . Voie / 2
+ Fy ar . Lb * - [Fy av . cos δ + Fx av sin δ]. La * (F14)
L'inertie globale de lacet du véhicule a pour expression :
Izz = Izz* + MNSav ext.La2 + MNSar ext.Lb 2
Où : .ωζ: vitesse de lacet du véhicule obtenue grâce aux capteurs de vitesse de lacet,
ωζ
Figure imgf000027_0001
, ψ étant l'angle de lacet
.Voie est sensiblement la largeur de l'essieu,
. Fx avg, Fx avd , Fy av et Fy ar sont les efforts mesurés de roue dans l'axe X et dans l'axe Y du repère de roue en avant av et en arrière ar.
. Fx et Fy sont les efforts mesurés par les capteurs dans l'axe longitudinal X et transversal Y respectivement du repère de roue.
. La* et Lb* sont les distances longitudinales c'est-à-dire selon l'axe X entre les trains avant a et arrière b du véhicule et le centre de gravité en tenant compte de l'effet de chasse du pneumatique. On a l'équation suivante :
Figure imgf000027_0002
où :
L est l'empattement du véhicule c'est-à-dire la distance longitudinale entre les deux essieux du véhicule.
L'équation F1 4 du module 12 permet d'identifier l'inertie de lacet lorsque le véhicule est en roulage dans une phase transitoire latérale.
Selon la figure 3, le procédé d'identification de l'inertie de lacet comprend :
-une étape de mesures E1 des efforts à la roue et des accélérations à la roue et à la caisse, ainsi que des mesures d'angles de braquage de la direction, Les signaux de mesures sont filtrés dans la phase de filtrage P1 pour accepter uniquement les signaux dans une plage de fréquences inférieures à un seuil de fréquence. Ledit seuil de fréquence est fixé à 5Hz mais il peut être modifié selon les raideurs des suspensions. Des fréquences supérieures à 5Hz sont généralement associées à des efforts de roue que l'on doit prendre en compte dans les modèles de calculs ainsi que des débattements de caisse.
-une étape d'identification E3 du centre de gravité de tangage ou de lacet consécutive à l'étape E1 . Cette étape comprend l'identification des masses suspendue et non suspendue M1 . La masse non suspendue reste assez constante sur le véhicule. La masse suspendue peut varier de façon importante selon les chargements du véhicule par exemple. Les valeurs identifiées de masses suspendue et non suspendue peuvent être corrigées avec le module M2 selon les dispositions des capteurs d'accélération sur la caisse qui peuvent présenter un écart longitudinal avec une position idéale disposée au-dessus des essieux. Le module M3 permet l'estimation de la position du centre de gravité pour les mouvements de tangage et de lacet.
-une étape d'identification de l'inertie de lacet E5 consécutive à l'étape E3 et comprenant :
-un test de l'angle de braquage T1 de roues par rapport à un seuil de braquage afin de bien différencier le roulage en ligne droite et le roulage en virage. On pourra fixer le seuil d'angle de braquage du volant par exemple à 15°. Pour faciliter les calculs, le test concerne l'angle de braquage de direction par rapport au seuil de braquage de 15°. Pour un braquage de direction d'angle inférieur à 5°, on peut considérer que le véhicule circule en ligne droite. On peut également prendre en compte un seuil de l'accélération de lacet
Figure imgf000028_0001
pour identifier le régime transitoire latéral.
-une étape d'identification 11 de l'inertie de tangage et d'assimilation de ladite inertie à l'inertie de lacet. De manière avantageuse, les mouvements en tangage et en lacet font intervenir les mêmes masses disposées de façon analogue par rapport au centre de gravité. L'inertie de tangage est alors sensiblement égale à l'inertie de lacet.
-une étape d'identification 12 de l'inertie de lacet de manière directe lorsque le véhicule est en régime transitoire latéral nécessitant un braquage de la direction supérieur à 15° associé à un seuil d'accélération du lacet. En effet, on dispose de mesures d'angle de braquage et d'accélération du lacet.
Le procédé est lancé de façon continue. Un algorithme du type MCR
(Moindres carrés récursif) ou RLS (« Recursive Least-Squares » en anglais) peut être implémenté.
Le procédé peut être lancé également par l'unité de contrôle 23 de la stabilité du véhicule.
L'objectif est atteint : on a un procédé et un système d'identification de l'inertie de lacet avec des mesures d'efforts à la roue, d'accélération à la roue et à la caisse, les valeurs identifiées concordent sensiblement avec des mesures lors d'essais. Le système de mesures comprend des capteurs d'efforts et d'accélération et de mesure d'angle de braquage pour améliorer les valeurs identifiées selon les conditions de roulage. Toutefois, la valeur d'inertie de lacet identifiée en ligne droite après un démarrage du véhicule peut suffire et être adressée à l'unité de contrôle en charge du contrôle de stabilité du véhicule. Cette méthode d'estimation de l'inertie du lacet qui utilise les capteurs d'efforts verticaux est également plus facile à mettre en œuvre ou plus économiques que celle dite identification directe qui nécessite au moins les capteurs en Y voire en X.
L'invention ne se réduit pas aux modes de réalisation présentés ci-avant et l'homme du métier saura apporter toute variante conforme à son esprit en négligeant certains facteurs dans les formules par exemple sans que l'on sorte pour autant du cadre de l'invention ou en lançant le procédé d'identification de l'inertie de lacet à des moments choisis du roulage en fonction par exemple de la vitesse du véhicule.
Selon un mode de réalisation basé sur un modèle simplifié du mouvement du véhicule, on peut représenter la masse du véhicule par trois masses concentrées avec une conservation d'inertie de tangage ou de lacet identique. On fait l'hypothèse que l'influence de la hauteur de chargement ainsi que l'influence de la largeur sont faibles par rapport à celle de l'empattement, on peut écrire :
La masse suspendue totale est la somme des trois masses suspendues équivalentes avant, centrale et arrière :
MS = MSav eq + MSc eq + MSar eq
En statique, on peut ajouter une équation supplémentaire :
Figure imgf000029_0001
Où :
MSav eq, MSC eq, MSar eq désigne la masse suspendue équivalente concentrée sur le train avant, au centre de gravité et sur le train arrière,
La, Lb désigne la distance longitudinale selon l'axe X entre le train avant a, le train arrière b et le centre de gravité.
L'inertie autour de l'axe transversal Y est donc sensiblement égale à: ly MS≥ MS . Py2 = MSav eq . + MSar eq . W (F15)
-Les indices av et ar représentent les parties avant et arrière du véhicule par rapport au centre de gravité dudit véhicule.
-py représente le rayon giratoire selon l'axe Y et défini par F15.
La masse suspendue de la partie centrale est donc :
MSc eq = [1 -Py2/(La.Lb)].MS
Afin de simplifier les expressions, on définit un coefficient de répartition de masse pour εγ comme suivant:
εγ = py 2/(La . Lb) (F 16) L'inertie de tangage de la masse suspendue est estimée dans la formule suivante :
ly Ms≥ £y . La . Lb . MS (F17) L'inertie de tangage est estimée en tenant compte des inerties des trains dans la formule suivante:
ly = ly MS + MNSav . La 2 + MNSar . Lb2 (F18)
= £y . La . Lb . MS + MNSav . La2 + MNSar . Lb 2
L'inertie de lacet peut être déduite de façon similaire :
lz = £z . La . Lb . MS + MNSav . La2 + MNSar . Lb 2 (F19)
Selon la base de données de NHTSA pour "National Highway Traffic Safety Administration", le coefficient £y varie entre 0,85 et 1 ,15. On a alors une estimation de la valeur de l'inertie de lacet sensiblement meilleure que celle obtenue par des estimations empiriques car on peut tenir compte des chargements de la caisse qui font varier la masse suspendue et le centre de gravité de tangage ou de lacet. Le coefficient ε peut être estimé simplement par une série d"essais préalables par exemple. Toutefois, pour certains véhicules qui ont un chargement atypique, ledit coefficient peut dépasser ces seuils. Il est donc intéressant d'avoir une méthode qui pallie cet inconvénient.

Claims

REVENDICATIONS
1 . Procédé d'identification (30) de l'inertie en lacet d'un véhicule automobile, caractérisé en ce que le procédé comprend les étapes consécutives suivantes:
-une première étape de mesure (E1 ) de valeurs caractéristiques du véhicule au niveau des roues comprenant des mesures d'efforts à la roue,
-une deuxième étape d'identification du centre de gravité en mode dynamique (E3) du véhicule roulant consécutive à l'étape de mesure (E1 ), -une troisième étape d'identification de l'inertie en lacet (E5) du véhicule consécutive à l'étape d'identification du centre de gravité (E3).
2. Procédé d'identification (30) selon la revendication 1 , caractérisé en ce que l'étape de mesures (E1 ) comprend des mesures d'accélérations à la roue.
3. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce que l'étape de mesures (E1 ) comprend une mesure de l'angle de braquage (δ) de la direction du véhicule.
4. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que l'étape de mesures (E1 ) comprend une mesure de débattement de la caisse par rapport au sol.
5. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en que l'étape de mesures (E1 ) comporte une étape de filtrage (P1 ) des signaux de mesure.
6. Procédé d'identification (30) selon la revendication 5, caractérisé en ce que le filtrage (P1 ) des signaux prend en compte toutes les valeurs inférieures à une fréquence seuil de 5hz.
7. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que l'étape d'identification du centre de gravité (E3) dynamique comprend une étape d'identification des masses non suspendues et des masses suspendues (M1 ).
8. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que l'étape d'identification de l'inertie de lacet comprend un test (T1 ) sur la valeur de l'angle de braquage par rapport à un seuil d'angle.
9. Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que l'étape d'identification de l'inertie de lacet (E5) comprend :
- un module d'identification de l'inertie de lacet en roulage en ligne droite (11 ).
10. Procédé d'identification (30) selon la revendication 9, caractérisé en ce que le module d'identification de l'inertie de lacet en roulage en ligne droite (11 ) permet l'identification de l'inertie de tangage.
1 1 . Procédé d'identification (30) selon l'une quelconque des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que l'étape d'identification de l'inertie de lacet (E5) comprend :
- un module d'identification de l'inertie de lacet en roulage en régime transitoire latéral (12).
12. Système d'identification d'inertie (10) de lacet d'un véhicule automobile comprenant :
- au moins un moyen de mesure d'efforts à la roue (17),
- au moins un moyen de mesure d'accélération (18),
- une unité de contrôle (22) déroulant le procédé selon les revendications 1 à 1 1 .
13. Procédé de contrôle de stabilité de direction d'un véhicule automobile comprenant un procédé d'identification de l'inertie de lacet (30) selon l'une des revendications 1 à 1 1 .
14. Système de contrôle de stabilité de direction d'un véhicule comprenant :
- au moins un moyen de mesure d'efforts (17) à la roue,
- au moins un moyen de mesure d'accélération (18),
- une unité de contrôle (22, 23) déroulant le procédé selon la revendication 13.
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