Brevet FR2659920A1 — publié le 19910927

La présente invention se rapporte à un appareil de contrôle de la force de freinage à utiliser avec un véhicule automobile. Par exemple, le modèle d'utilité au Japon No 59-155264 révèle un appareil de contrôle de la force de freinage conçu pour ajuster la caractéristique de lacet du véhicule de façon à donner, au véhicule, une bonne performance de cap par application de différentes forces de freinage aux roues gauche et droite du véhicule Dans ce but, l'augmentation de la force de freinage pour la roue extérieure est retardée quand la pédale du frein est enfoncée alors que le volant est tourné à un angle plus important qu'une valeur prédéterminée par rapport à sa position en ligne droite. Avec un tel appareil de contrôle de la force de freinage cependant, il est impossible de contrôler le taux de lacet à une valeur optimale et de permettre un meilleur ajustement de la caractéristique transitoire du taux de lacet par le fait que le taux de lacet, qui est produit par l'angle de braquage des roues avant et la différence de force de freinage, et qui dépend de la vitesse du véhicule, n'est pas pris en considération. Par conséquent, la présente invention a pour objectif principal de procurer un appareil perfectionné de contrôle de la force de freinage permettant de contrôler le taux de lacet d'un véhicule à une valeur optimale. La présente invention a pour autre objet de procurer un appareil de contrôle de la force de freinage permettant d'obtenir une meilleure caractéristique transitoire du taux de lacet. On prévoit, selon l'invention, un appareil de contrôle de la force de freinage à utilise avec un véhicule automobile supporté sur une paire de roues avant et une paire de roues arrière L'appareil comprend un moyen pour contrôler les forces de freinage à appliquer aux roues d'au moins l'une des paires de roues, un premier moyen capteur, sensible à une condition de braquage du véhicule, pour produire un premier signal indiquant une condition captée de braquage du véhicule, un second moyen capteur, sensible à une vitesse longitudinale du véhicule, pour produire un second signal indiquant une vitesse longitudinale captée du véhicule et une unité de commande couplée aux premier et second moyens capteurs pour recevoir les premier et second signaux L'unité de commande comporte un moyen pour calculer une valeur cible de taux de lacet basée sur la condition captée de braquage du véhicule et la vitesse longitudinale captée du véhicule et un moyen pour calculer une différence cible entre les forces de freinage d'une maquette du véhicule spécifiant une différence cible de force de freinage en fonction du taux cible de lacet, de la condition de braquage du véhicule et de la vitesse longitudinale du véhicule La maquette du véhicule est dérivée des équations de mouvement du véhicule L'unité de commande comporte également un moyen pour établir le moyen de commande de la force de freinage afin de produire la différence cible calculée de force de freinage afin de produire le taux cible calculé de lacet. L'invention sera mieux comprise et d'autres buts, caractéristiques, détails et avantages de celle-ci apparaîtront plus clairement au cours de la description explicative qui va suivre faite en référence aux dessins schématiques annexés donnés uniquement à titre d'exemple illustrant plusieurs modes de réalisation de l'invention et dans lesquels: la figure 1 est un schéma montrant un appareil de contrôle de la force de freinage selon l'invention; la figure 2 donne un schéma bloc montrant une unité de commande utilisée dans l'appareil de contrôle de la force de freinage de l'invention; la figure 3 est un schéma utilisé pour expliquer les principes d'un premier mode de réalisation de l'invention; la figure 4 est un organigramme montrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise pour calculer les valeurs cibles des pressions de fluide fournies aux cylindres des roues; la figure 5 est un organigramme montrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise pour contrôler les pressions de fluide fournies aux cylindres des roues; la figure 6 est un diagramme utilisé pour expliquer les principes d'un second mode de réalisation de l'invention; la figure 7 est un organigramme montrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise dans le second mode de réalisation pour calculer les valeurs cibles pour les pressions de fluide fournies aux cylindres des roues; la figure 8 donne un schéma bloc montrant une unité de commande utilisée dans l'appareil de contr 8 le de la force de freinage d'un troisième mode de réalisation et la figure 9 est un organigramme montrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise dans le troisième mode de réalisation pour calculer les valeurs cibles pour les pressions de fluide fournies aux cylindres des roues. En se référant aux dessins, et en particulier à la figure 1, elle montre un schéma d'un appareil de contrôle de la force de freinage selon l'invention. L'invention sera décrite en se référant à un véhicule automobile supporté sur une paire de roues avant associées à des cylindres respectifs de roue 1 FL et 1 FR qui sont situés dans les freins des roues avant pour application des freins aux roues avant respectives et une paire de roues arrière associées aux cylindres respectifs de roue 1 RL et 1 RR qui sont situés dans les freins des roues arrière pour application des freins aux roues arrière respectives Un moyen d'actionnement, généralement désigné par le chiffre 2, fait fonctionner les cylindres des roues 1 FL, 1 FR, 1 RL et 1 RR pour appliquer des forces contrôlées de freinage aux roues respectives Le chiffre 3 désigne une pédale de frein qui actionne les pistons dans un maître-cylindre en tandem 5 et force le fluide à travers des premier et second conduits 5 a et 5 b jusqu'au moyen d'actionnement 2. Le moyen d'actionnement 2 comporte des solénoïdes 3 FL, 3 FR et 3 R Le solénoïde 3 FL a trois orifices A, B et P L'orifice P est connecté au premier conduit 5 a, l'orifice A est connecté au cylindre de roue 1 FL et l'orifice B est connecté au premier conduit Sa par une pompe 7 F entraînée par moteur Un réservoir 9 F est connecté au conduit reliant l'orifice B et la pompe 7 F. Un accumulateur 8 F est connecté au conduit reliant la pompe 7 F et l'orifice P pour charger l'écoulement de fluide à travers le conduit Le solénoïde 3 FL fonctionne sur un ordre qui lui est appliqué par une unité de commande 16 pour occuper l'une de trois positions La première position, illustrée à la figure 1, est occupée pour permettre la communication entre les orifices P et A afin d'augmenter la pression du fluide introduit dans le cylindre de roue 1 L La deuxième position est rencontrée pour interrompre la communication entre les orifices P et A afin de retenir la pression du fluide dans le cylindre de roue 1 FL à une valeur constante La troisième position est rencontrée pour permettre la communication entre les orifices A et B afin de réduire la pression du fluide dans le cylindre de roue 5 L. De même, le solénoïde 3 FR a trois orifices A, B et P L'orifice P est connecté au premier conduit 5 a et également à l'orifice P du solénoïde 3 FL, l'orifice A est connecté au cylindre de roue 1 FR et l'orifice B est connecté à l'orifice B du solénoïde 3 FL Le solénoïde 3 FR fonctionne sur un ordre qui lui est appliqué par l'unité de commande 16 pour occuper l'une de trois positions La première position, illustrée à la figure 1, est occupée pour permettre la communication entre les orifices P et A afin d'augmenter la pression du fluide introduit dans le cylindre de roue 1 FR La deuxième position est rencontrée pour interrompre la communication entre les orifices P et A afin de retenir la pression du fluide dans le cylindre de roue 1 FR à une valeur constante La troisième position est rencontrée pour permettre la communication entre les orifices A et B afin de réduire la pression du fluide dans le cylindre de roue 1 FR. Le solénoïde 3 R a trois orifices A, B et P. L'"orifice P est connecté au second conduit 5 b, l'orifice A est connecté aux cylindres de roue 1 RL et 1 RR et l'orifice B est connecté au second conduit Sa par une pompe 7 R entraînée par moteur Un réservoir 9 R est connecté au conduit reliant l'orifice B et la pompe 7 R. Un accumulateur 8 R est connecté au conduit reliant la pompe 7 R et l'orifice P pour charger l'écoulement de fluide à travers le conduit Le solénoïde 3 R fonctionne sur un ordre qui lui est appliqué par l'unité de commande 16 pour occuper l'une de trois positions La première position, illustrée à la figure 1, est occupée pour permettre la communication entre les orifices P et A afin d'augmenter la pression de fluide introduit dans les cylindres de roue 1 RL et 1 RR La deuxième position est rencontrée pour interrompre la communication entre les orifices P et A afin de retenir la pression du fluide dans les cylindres de roue 1 RL et 1 RR à une valeur constante La troisième position est rencontrée pour permettre la communication entre les orifices A et B afin de réduire la pression de fluide dans les cylindres de roue 1 RL et 1 RR. Les niveaux des signaux respectifs de courant il, i 2 et i 3 sont déterminés de manière répétitive par des calculs accomplis par l'unité de commande 16, ces calculs étant faits en se basant sur diverses conditions du véhicule automobile qui sont captées pendant son fonctionnement Ces conditions captées comprennent l'angle de braquage 6, la vitesse du véhicule Vx, la position de la pédale du frein, la pression PMC au maîtrecylindre, les pressions de fluide PFL et PFR qui sont fournies aux cylindres respectifs de roue 1 FL et 1 FR et la pression du fluide PR qui est fournie aux cylindres de roue 1 RL et 1 RR Ainsi, un capteur 11 de l'angle de braquage, un capteur 12 de la vitesse du véhicule, un commutateur de frein 13 et des capteurs de pression de fluide 14 MC, 14 FL, 14 FR et 14 R sont connectés à l'unité de commande 16. Le capteur 11 de l'angle de braquage est prévu pour capter le degré e de rotation d'un volant 10 par rapport à sa position neutre, et il produit un signal électrique indiquant l'angle capté de braquage e Le signal d'indication de l'angle de braquage a un signe indiquant la direction dans laquelle le volant tourne. Dans le cas illustré, le signal d'indication de l'angle de braquage a un signe positif lorsque le volant 10 est tourné vers la gauche par rapport à sa position neutre et un signe négatif quand le volant 10 est tourné vers la droite par rapport à sa position neutre Le capteur 12 de la vitesse du véhicule est prévu pour capter la vitesse longitudinale Vx du véhicule et il produit un signal indiquant cette vitesse captée du véhicule Vx Le commutateur de frein 13 est associé à la pédale de frein 4 pour fermer le courant d'alimentation de la batterie du moteur à l'unité de commande 16 en réponse à l'application du freinage par le pied au véhicule (quand la pédale 4 du frein est enfoncée) Le capteur 14 MC de la pression au maître-cylindre est montré comme étant placé dans le premier conduit 5 a pour capteur la pression du fluide PMC et il produit un signal électrique indiquant cette pression PMC du fluide évacué du maître-cylindre 5. Les capteurs 14 FL et 14 FR de pression de fluide sont placés pour capter les pressions de fluide PFL et PFR qui sont introduites dans les cylindres respectifs des roues 1 FL et 1 FR Les capteurs de pression de fluide 14 FL et 14 FR produisent des signaux électriques indiquant les pressions captées de fluide PFL et PFR pour une application à l'unité de commande 16 Le capteur 14 R de la pression du fluide est placé pour capter la pression PF du fluide introduit dans les cylindres de roue 1 RL et 1 RR Le capteur 14 R de la pression du fluide produit un signal électrique, indiquant la pression captée PR, appliqué à l'unité de commande 16. Comme le montre la figure 2, l'unité de commande 16 peut utiliser un ordinateur numérique ayant une interface d'entrée 19 a, une interface de sortie 19 b, une unité centrale de traitement (CPU) 19 c et une mémoire 19 d L'unité centrale de traitement 19 c communique avec le reste de l'ordinateur via un bus de données 19 e La mémoire 19 d contient des programmes pour faire fonctionner l'unité centrale de traitement 19 c et contient de plus des données appropriées (maquette du véhicule) utilisées dans le calcul des valeurs appropriées de signaux d'ordre CSFL, CSFR et CSR La maquette du véhicule peut être dérivée d'équations de mouvement d'un véhicule similaire à celui à contrôler. Les valeurs calculées des signaux d'ordre sont transférées par l'unité centrale de traitement 19 c à l'interface de sortie 19 b qui les convertit en une forme analogique pour application à des circuits respectifs à courant constant du type flottant 20 FL, 20 FR et 20 R Les circuits à courant constant 20 FL, 20 FR et 20 R établissent les solénoïdes respectifs 3 FL, 3 FR et 3 R selon les valeurs calculées pour eux. Les principes d'un premier mode de réalisation de l'invention seront décrits en se référant à la figure 3 On suppose maintenant que le véhicule a deux degrés de liberté, le premier degré de liberté produisant le mouvement appelé "de lacet" correspondant à une rotation du véhicule autour de son centre de gravité Le second degré de liberté permet le mouvement latéral du véhicule. On obtient les équations suivantes de mouvement Iz X (t) = Cf Lf Cr Lr + Tf t (BFL(t) BFR(t)} /2 ( 1) M.Vy(t) = 2 (Cf + Cr) M Vx(t) j ( 2) o Iz est le moment d'inertie de lacet du véhicule, 4 est le taux de lacet, Lf est la distance entre le centre de gravité du véhicule et l'essieu avant, Lr est la distance entre le centre de gravité du véhicule et l'essieu arrière, Tf est la distance entre les roues avant, BFL(t) est la force de freinage appliquée à la roue avant gauche, BFR(t) est la force de freinage appliquée à la roue avant droite, M est le poids du véhicule, Vy est la vitesse du mouvement latéral du véhicule, Vy (t) est l'accélération du mouvement latéral du véhicule, Vx est la vitesse du mouvement longitudinal du véhicule et Cf et Cr sont les forces de virage des roues avant et arrière Les forces de virage Cf et Cr sont données par: Cf = Kf lG(t)/N I Vy + Lf >(t)/Vx(T)} l Cr = Kr I Vy Lr (t)} Vx(t) ( 3) ( 4) o e (t) est l'angle de braquage, N est le rapport de démultiplication du braquage, Kf est la puissance de virage des roues avant et Kr est la puissance de virage des roues arrière. Par substitution des équations ( 3) et ( 4) dans les équations ( 1) et ( 2), cela donne: (t) = all (t) + a 12 Vy(t) + Ba e(t) + g Vy(t) = a 21 (t) + a 22 Vy(t) + b 2 e(t) o A Bf(t) = BFL(t) BFR(t) all = -2 (Kf Lf Lf + Kr Lr Lr)/(Iz Vx) a 12 = 2 (Kf Lf Kr Lr)/(Iz Vx) a 21 = 2 Kf Lf Kr Lr)/(M Vx) Vx a 22 = -2 (Kf + Kf)/(M Vx) bl = 2 Kf Lf/(Iz N) b 2 = 2 Kf/(M N) bpl = Tf/( 2 Iz) b PL A Bf(t) ( 5) ( 6) ( 7) ( 8) ( 9) ( 10) ( 11) ( 12) ( 13) ( 14) En utilisant un opérateur différentiel S, les équations ( 5) et ( 6) peuvent être modifiées pour donner s le taux de lacet produit 41 relativement à l'angle de braquage e(t). ea (bl S + a 12 b 2 a 22 bl) l(t) = 52 (all a 22)S + (all a 22 a 12 a 21) e(t) = x(s) e(t) ( 15) o X(S) est la fonction de transfert prise sous la forme d'une (équation du premier degré)/(équation du second degré) Il est apparent, de l'équation ( 15), que la tendance du taux de lacet produit 4 1 (t) à osciller par rapport à l'angle de braquage G(t) augmente, ce qui dégrade la performance de braquage du véhicule tandis que la vitesse Vx du véhicule augmente Le dénominateur de l'équation ( 15) a pour coefficient -(ail + a 22)) qui se rapporte au terme du premier degré Ce coefficient correspond à la constante d'atténuation t du système de commande Comme on peut le voir des équations ( 8) et ( 9), les valeurs ail et a 12 sont toujours négatives et la constante d'atténuation est toujours positive De plus, la constante d'atténuation se rapproche de zéro tandis que la vitesse Vx du véhicule augmente Cela signifie que, tandis que la vitesse Vx du véhicule augmente, la constante d'atténuation diminue et la tendance du taux de lacet t 1 (t) à osciller augmente. En supposant maintenant que le taux cible de lacet 14 r(t) a un retard d'un premier ordre sans aucun surdépassement ni sous-dépassement par rapport à l'angle de braquage e(t) et que sa valeur stable est égale à celle pour des véhicules normaux, le taux cible de lacet 4 r(t) est donné par: t r(t) = Ho &(t)/( 1 + -CS) ( 16) o Ho est le gain du taux de lacet à l'état stable donné par: Ho = Vx/t ( 1 + A Vx) L N} - ( 17) o L est l'empattement et A est un facteur de stabilité donné par: il -M.(Lf Kf Lr Kr) A = ( 18) 2.L Kf Kr Comme la valeur stable est établie à une valeur égale à celle de véhicules normaux à l'équation ( 16), l'objectif principal de l'invention n'est pas de procurer une meilleure performance de cap du véhicule pendant le freinage du véhicule comme dans l'appareil conventionnel de contrôle de la force de freinage décrit précédemment. Selon l'invention, un taux cible de lacet, qui est déterminé par l'angle capté de braquage e et la vitesse captée du véhicule, est obtenu pour donner une meilleure stabilité de la direction du véhicule La façon dont le taux produit de lacet 9,(t) est mis en coïncidence avec le taux cible de lacet)r(t) sera décrite en utilisant la différence à Br(t) entre les forces de freinage appliquées aux roues avant gauche et droite L'équation ( 16) peut être modifiée pour obtenir l'équation ( 19) qui donne la valeur différenciée r(t) du taux cible de lacet. 4 >r(t) = Ho e(t)/ _ r(t)/U ( 19). Si le taux de lacet produit (t) résultant de l'angle de braquage e(t) et de la différence de force de D freinage 4 Br(t) est égal au taux cible de lacet r(t), les valeurs différenciées U>(t) et',r(t) sont égales On suppose que 4 r(t) = (t), r(t) = (t) et que Vy(y) = Vyr(t) quand t et r(t) (t) etr(t) = (t). Par substitution de ces valeurs dans les équations ( 5) et ( 6), on obtient: tr(t) = ail Jr(t) + a 12 Vyr(t) + bl e(t) + bpl 4 Br(t) ( 20) e Vyr(t) = a 21 tr(t) + a 22 Vyr(t) + b 2 e(t) ( 21). Par substitution de l'équation ( 19) dans l'équation ( 20) et en résolvant en fonction de la différence de force de freinage 4 Br(t), on obtient: ir(t) a 11 r(t) a 12 Vyr(t) bl e(t) Br(t) = bpl ( 22). Pour obtenir la différence de force de freinage Bf(t), une différence de pression peut être produite entre les cylindres de roue 1 FL et 1 FR Si les moments d'inertie des roues sont négligés, la force de freinage Bf est donnée par: Bf = 2,p Ap rp P/R = kp P ( 23) o kp= 2}Lp Ap rp/R ( 24). /xp est le coefficient de frottement entre le patin de frein et le rotor du disque, Ap est la surface du cylindre de roue, rp est le rayon effectif des rotors et R est le rayon des roues. Ainsi, la valeur cible P(t) pour la différence entre les pressions de fluide appliquées aux cylindres des roues avant gauche et droite 1 FL et 1 FR est donnée par: 4 P(t) = t Bf(t)kp ( 25). En utilisant la valeur cible a P(t) et la pression au maitre-cylindre PMC(t), les valeurs cibles PFL(t) et PFR(t) pour les pressions de fluide fournies aux cylindres des roues avant gauche et droite 1 FL et 1 FR sont calculées comme suit: P*FL(t) = PMC(t) (A P(t)/ 0)) = PMC(t)+ 4 P(t) t 4 P(t) = O t AP(t) ( O et PMC(t) P(t)} = O t P(t) > O et PMC(t)\ ( 27). La figure 4 est un organigramme illustrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise pour calculer les valeurs cibles P*FL(t) et P*FR(t) pour les pressions de fluide à fournir aux cylindres de roue 1 FL et 1 FR. Le programme de l'ordinateur est introduit au point 102 Au point 104 du programme, l'unité centrale de traitement 19 c attend la réception d'un signal d'interruption produit à un intervalle uniforme de temps A T (par exemple, 5 ms) Après réception de ce signal d'interruption, au point 106 du programme, l'angle de braquage e et la vitesse Vx du véhicule sont introduits dans la mémoire 19 d de l'ordinateur Au point 108 du programme, les coefficients ail, a 12, a 21 et a 22 sont calculés à partir des équations ( 8) à ( 11), en tant que ail = all V/Vx, a 12 =a 12 V/Vx, a 21 = a 2 l V/Vx Vx et a 22 = a 22 V/Vx o all V, a 12 V et a 22 V sont des constantes calculées au préalable à partir des équations suivantes: all V = 2 (Kf Lf 2 + Kr Lr 2)/Iz ( 28) a 12 V = 2 (Kf Lf Kr Lr)/Iz ( 29) a 21 V = 2 (Kf Lf Kr Lr)/M ( 30) a 22 V = 2 (Kf + Kr)/M ( 31) Au point 110 du programme, le gain du taux stable de lacet Ho est calculé, à partir de l'équation ( 17), en se basant sur la vitesse Vx du véhicule, le facteur de stabilité A calculé à partir de l'équation ( 18), l'empattement des roues L et le rapport de démultiplication de la direction N Le gain du taux de lacet stable calculé Ho est utilisé pour calculer la valeur différenciée r(n) du taux de lacet cible à partir de l'équation ( 19) Par ailleurs, le présent taux $ de lacet cible T r(n) est calculé, à partir de l'équation ( 32), en se basant sur la nouvelle valeur différenciée de taux de lacet q r(n) calculée dans le présent cycle d'exécution de ce programme et la dernière valeur de taux de lacet différenciée q r(n-1) calculée au dernier cycle d'exécution du programme La valeur calculée du taux de lacet cible S r(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur de taux de lacet cible stockée dans la mémoire 19 d de l'ordinateur. lDr(n)= t r(n-1) + yr(n) A T ( 32) o A T est l'intervalle de temps entre signaux successifs d'interruption. Au point 112 du programme, l'accélération latérale Vyr(n) est calculée, à partir de l'équation ( 21), en se basant sur les coefficients a 21 et a 22 calculés à l'étape 108, un coefficient b 2 calculé précédemment de l'équation ( 13), le taux de lacet cible P r(n) calculé à l'étape 110 et la dernière valeur de vitesse latérale Vyr(n-1) La valeur calculée d'accélération latérale Vyr(n) est utilisée avec la dernière valeur de vitesse latérale Vyr(n-1) pour calculer la présente vitesse latérale Vyr(n) de l'équation ( 33) La valeur de vitesse latérale calculée Vyr(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur de vitesse latérale stockée dans la mémoire d'ordinateur 19 d. Vyr(n) = Vyr(n-1) + Vyr(n) 4 T ( 33). Au point 114 du programme, la différence 4 Bf entre les forces de freinage appliquées aux roues avant gauche et droite est calculée de l'équation ( 22) La valeur de différence de force de freinage calculées Bf est utilisée avec le coefficient kp calculé au préalable à l'équation ( 24) pour calculer une valeur de différence de pression cible A P à partir de l'équation ( 25). Au point 116 du programme, on détermine si la valeur de différence de pression cible calculée P est positive ou non Si l'on a à P > 0, alors le programme passe au point 118 Autrement le programme passe au point 120. Au point 118 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible au cylindre P*FL à fournir au cylindre de roue 1 FL et le plus grand de " O " et de la différence (PMC 4 P) entre la pression PMC au maître-cylindre et la différence de pression cible t P est établi pour la pression cible au cylindre P*FR à fournir au cylindre de roue 1 FR A la suite de cela, le programme passe au point 122 o le programme de l'ordinateur retourne au point d'entrée 102 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. Au point 120 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible au cylindre P*FR à fournir au cylindre de roue 1 FR et le plus important de "O O " et de la différence (PMC 4 P) entre la pression PMC au maître- cylindre et la différence cible de pression j P est établi pour la pression cible au cylindre P*FL à fournir au cylindre de roue 1 FL A la suite de cela, le programme passe au point 122 o le programme de l'ordinateur retourne au point d'entrée 102 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. On suppose d'abord que le véhicule continue à se déplacer en ligne droite, la vitesse Vx du véhicule captée par le capteur 12 de la vitesse du véhicule est égale à la vitesse du mouvement du véhicule, l'angle de braquage O capté par le capteur il de l'angle de braquage est nul et les dernières valeurs W r(n-1) et Vyr(n-1) du taux de lacet cible et de la vitesse latérale sont zéro. Par suite, le gain du taux de lacet cible stable à Ho est proportionnel à la vitesse Vx du véhicule et la valeur * o différenciée r(n) du taux de lacet cible est zéro car le premier terme du côté droit de l'équation ( 19) est zéro et la dernière valeur du taux de lacet cible J r(n-1) est zéro Cela mène au fait que le taux de lacet cible 4 r(n) calculé au point 110 dans le programme de la figure 4 est zéro et que les valeurs d'accélération latérale et de vitesse Vyr(n) et Vyr(n), calculées au point 112 du programme de la figure 4, sont zéro Pour cette raison, les valeurs de différence de force de freinage et de pression cible 4 Bf et 4 P, calculées au point 114 du programme de la figure 4, sont zéro En conséquence, les valeurs de pression cible aux cylindres des roues P*FL et P*FR sont établies à zéro au point 118 du programme de la figure 4 car la pression PMC au maître-cylindre est captée par le capteur de pression 14 MC en l'absence de freinage du véhicule. Quand la pédale 4 du frein est enfoncée pendant la conduite en ligne droite, la pression PMC au maître-cylindre, évacuée du maître-cylindre 5, augmente. Dans ce cas, les pressions cibles des cylindres des roues P*FL et P*FR sont établies à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre, au point 118 du programme de la figure 4. Quand le volant 10 est tourné vers la gauche pour faire tourner le véhicule à gauche à partir de sa condition en ligne droite, l'angle de braquage e capté par le capteur 11 de l'angle de braquage augmente en direction positive Par suite, la valeur différenciée du taux de lacet cible 4 r(n) calculée au point 110 du programme de la figure 4 est fonction de l'angle capté de braquage S et le gain du taux de lacet stable Ho correspondant,à la vitesse du véhicule et au taux de lacet cible @ r(n) augmente en direction positive Cela mène au fait que les valeurs d'accélération latérale et de vitesse Vyr(n) et Vyr(n), calculées au point 112 dans le programme de la figure 4, augmentent dans une direction positive ou négative En se basant sur ces valeurs calculées, les valeurs de différence de force de freinage et de pression cible 4 Bf et 4 P sont calculées au point 114 du programme de la figure 4. Si la différence de pression cible A P est négative, la pression cible au cylindre de roue P*FL est établie à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre moins la différence de pression cible VP, tandis que la pression cible au cylindre de roue P*FR est établie à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre au point 120 du programme de la figure 4. Cela est efficace pour produire un taux approprié de lacet selon la vitesse du véhicule et l'angle de braquage. Si la différence de pression cible t P est positive, la pression cible P*FL au cylindre de roue est établie à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre, tandis que la pression cible au cylindre de roue P*FR est établie à une valeurégale à la pression PMC au maître-cylindre plus la différence de pression cible A P au point 118 du programme de la figure 4 Cela est efficace pour produire un taux approprié de lacet selon la vitesse du véhicule et l'angle de braquage. Quand le volant 10 est tourné vers la droite pour faire tourner le véhicule à droite à partir de sa condition de conduite en ligne droite, les pressions cibles aux cylindres de roue P*FL et P*FR sont établies sensiblement de la même manière qu'on l'a décrit pour le cas o le volant 10 est tourné vers la gauche sauf que l'angle de braquage & capté par le capteur d'angle de braquage 11 est négatif et que la valeur cible différenciéede taux de lacet -4 r(n) et la valeur cible du taux de) r(n) sont négatives. La figure 5 est un organigramme illustrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise pour contrôler la pression du fluide introduit dans le cylindre de roue 1 FL. Le programme de l'ordinateur est introduit au point 202 Au point 204 du programme, l'unité centrale de traitement 19 c attend la réception d'un signal d'interruption produit à un intervalle uniforme de temps t T Après réception de ce signal d'interruption, au point 206, on détermine si oui ou non le commutateur de frein 13 est hors circuit Si la réponse à cette question est "oui", alors cela signifie l'absence d'un freinage du véhicule et le programme passe au point 208 o une première variable Tp est établie à 1 puis au point 210 o une seconde variable m est établie à 1 La première variable Tp indique l'intervalle de temps pendant lequel le signal de commande qui sera ultérieurement décrit est retenu et la seconde variable m indique les intervalles de temps auxquels une erreur entre la pression réelle du cylindre PFL et la pression cible du cylindre P*FL est surveillée A la fin de ces ajustements, le programme passe au point 222. Si le commutateur de frein 13 est en circuit, cela signifie que les freins sont appliqués au véhicule et le programme passe du point 206 à une autre étape de détermination, au point 212 Cette étape consiste à savoir si oui ou non la pression cible au cylindre P*FL calculée au programme de la figure 4 est égale à la pression PMC au maitre-cylindre Si la réponse à cette question est "oui" alors le programme passe au point 208. Autrement, le programme passe au point 214. Au point 214 du programme, on détermine si la seconde variable m est plus importante que zéro ou non. Si la réponse à cette question est "oui", alors le programme passe à l'étape 222 Autrement, le programme passe au point 216 o une erreur Perr (= P*FL PFL) entre les valeurs réelle et cible P*FL et PFL de la pression appliquée au cylindre de roue 1 FL est calculée, puis au point 218 o la première variable Tp est calculée comme suit: Tp = INT(Perr/Po) ( 34) o Po est une valeur de référence indiquant une plage acceptable et INT indique que l'on arrondit au nombre entier le plus proche Au point 220 du programme, la seconde variable m est établie à une valeur prédéterminée mo A la fin de cet ajustement, le programme passe au point 222. Au point 222 du programme, on détermine si la première variable Tp est positive, négative ou nulle Si la première variable Tp est positive, alors le programme passe au point 224 o un ordre est produit pour émettre un signal de commande CSFL ayant une première valeur V 51 forçant le circuit à courant constant 20 FL à maintenir le solénoïde 3 FL à sa première position, augmentant la pression du fluide vers le cylindre de roue 1 FL puis au point 226 o 1 est soustrait de la première variable Tp. La nouvelle valeur (Tp 1) de la première variable est utilisée pour la remise au point de la dernière première valeur stockée dans la mémoire d'ordinateur 19 d A la suite de cela, le programme passe au point 234. Si la première variable Tp est zéro, alors le programme passe du point 222 au point 228 o un ordre est produit pour émettre un signal de commande CSFL ayant une seconde valeur V 52 forçant le circuit à courant constant FL à déplacer le solénoïde 3 FL à sa seconde position retenant la pression du fluide dans le cylindre de roue 1 FL A la suite de cela, le programme passe au point 234. Si la première variable Tp est négative, alors le programme passe au point 230 o un ordre est produit pour émettre un signal de commande CSFL ayant une troisième valeur V 53 qui force le circuit à courant constant 20 FL à déplacer le solénoïde 3 FL vers la troisième position, diminuant la pression du fluide dans le cylindre de roue 1 FL puis au point 232 o 1 est ajouté à la première variable Tp La nouvelle valeur (Tp + 1) est utilisée par la remise au point de la dernière valeur de la première variable stockée dans la mémoire de l'ordinateur 19 d A la suite de cela, le programme passe au point 234. Au point 234 du programme, 1 est soustrait de la seconde variable m La nouvelle valeur (m 1) de la seconde variable est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur de la seconde variable qui est stockée dans la mémoire 19 d de l'ordinateur A la suite de cela, le programme passe au point 236 o il retourne au point d'entrée 202 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. Un programme similaire est exécuté séparément à des intervalles uniformes de temps A T pour contrôler la pression du fluide introduit dans le cylindre de roue 1 FR. Quand le véhicule se déplace en l'absence de freinage, le commutateur de frein 13 est hors circuit et la première variable Tp est établie à 1 Par suite, le signal de commande CSFL a une première valeur V 51 forçant le solénoïde 3 FL à être maintenu à sa première position ou position normale, permettant la communication entre le maître-cylindre 5 et le cylindre de roue 1 FL tandis que le signal de commande CSFR a une première valeurt V 51 forçant le solénoïde 3 FR à être maintenu à sa première position ou position normale permettant la communication entre le mattre-cylindre 5 et le cylindre de roue 1 FR. Comme la pression évacuée du maître-cylindre 5 est nulle en l'absence de freinage du véhicule, les pressions dans les cylindres de roue 1 FL et 1 FR sont nulles, donc aucune force de freinage n'est produite. Quand la pédale du frein 4 est enfoncée, on détermine si les pressions cibles aux cylindres P*FL et P*FR, calculées au programme de la figure 4, sont égales à la pression PMC au maître-cylindre, qui est évacuée du maître-cylindre 5 Cette détermination correspond à une détermination pour savoir si le véhicule se déplace en ligne droite ou bien s'il tourne en un cercle Si le véhicule se déplace en ligne droite, les pressions cibles des cylindres P*FL et P*FR sont établies à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre comme on l'a décrit pour le programme de la figure 4 et le signal de commande CSFL est à une première valeur V 51 qui force le solénoïde 3 FL à être maintenu à sa première position ou position normale, permettant la communication entre le maître-cylindre 5 et le cylindre de roue 1 FL tandis que le signal de commande CSFR est à une première valeur V 51 forçant le solénoïde 3 FR à être maintenu à sa première position ou position normale permettant la communication entre le maître-cylindre 5 et le cylindre de roue 1 FR. Par suite, les pressions PFL et PFR aux cylindres respectifs 1 FL et 1 FR augmentent jusqu'à une valeur égale à la pression au maître-cylindre PMC Pour cette raison, sensiblement la même force de freinage est produitedans les cylindres 1 FL et 1 FR. Si la pédale du frein 4 est enfoncée alors que le véhicule tourne en un cercle ou bien si le véhicule tourne alors que la pédale 4 du frein est enfoncée, la pression cible P*FL (ou P*FR) est établie à une valeur égale à la pression PMC au maître-cylindre moins la différence de pression cible 4 P, comme on l'a décrit pour le programme de la figure 4 Comme la seconde variable m est établie à zéro au point 234 pendant le dernier cycle d'exécution du programme de la figure 5, une erreur Perr entre la pression réelle au cylindre PFL (ou PFR) captée par le capteur de pression 14 FL (ou 14 FR) et la pression cible au cylindre P*FL (ou P*FR) est calculée au point 216 dans le programme de la figure 5 et la première variable Tp est établie à une valeur INT(Perr/Po) au point 218 du programme de la figure 5 et la seconde variable m est établie à une valeur prédéterminée mo au point 220 de ce programme de la figure 5. Si la pression réelle au cylindre PFL (ou PFR) est plus faible que la pression cible P*FL (ou P*FR), la première variable Tp est positive En conséquence, le signal de commande CSFL est à une première valeur V 51 qui force le solénoïde 3 FL à être maintenu dans sa première position ou position normale, permettant la communication entre le maître-cylindre 5 et le cylindre 1 FL tandis que le signal de commande CSFR est à une première valeur V 51 qui force le solénoïde 3 FR à être maintenu dans sa première position ou position normale permettant la communication entre le maître-cylindre 5 et le cylindre 1 FR Ce mode d'augmentation de pression continue jusqu'à ce que la première variable Tp soit réduite à zéro au point 226 du programme de la figure 5. Quand la première variable Tp atteint zéro, le signal de commande CSFL (ou CSFR) est à une seconde valeur V 52 qui force le solénoïde 3 FL (ou 3 FR) à passer à sa deuxième position interrompant la communication entre le maltre-cylindre 5 et le cylindre de roue 1 FL (ou 1 FR) afin de maintenir la pression du fluide PFL (ou PFR) dans le cylindre 1 FL (ou 1 FR) à une valeur constante Ce mode de retenue de pression continue jusqu'à ce que la seconde variable m soit réduite à zéro au point 234 du programme de la figure 5. Quand la seconde variable m atteint zéro, une erreur Perr entre la pression réelle PFL (ou PFR) captée par le capteur de pression 14 FL (ou 14 FR) et la pression cible P*FL (ou P*FR) est calculée au point 216 du programme de la figure 5 et la première variable Tp est établie à une valeur INT(Perr/Po) au point 218 du programme de la figuure 5 et la seconde variable m est établie à une valeur prédéterminée mo au point 220 du programme de la figure 5 Quand l'erreur Perr diminue à une valeur inférieure à la moitié de la pression de référence Po, la première variable Tp est établie à zéro et ainsi le mode de retenue de pression est choisi de manière que la pression PFL (ou PFR) au cylindre soit retenue à la pression cible P*FL (ou P*FR) Quand la pression PFL au cylindre (ou PFR) dans le cylindre de roue 1 FL (ou 1 FR) est plus importante que la pression cible P*FL (ou P*FR), l'erreur de Perr est négative et ainsi la première variable Tp est négative Par suite, le signal de commande CSFL (ou CSFR) est à une troisième valeur V 53 forçant le solénoïde 3 FL (ou 3 FR) à passer à la troisième position permettant la communication du cylindre 1 FL (ou 1 FR) au maitre-cylindre 5 par la pompe 7 F, afin de réduire la pression au cylindre PFL (ou PFR) dans le cylindre 1 FL (ou 1 FR) Ce mode de réduction de pression continue jusqu'à ce que la première variable Tp soit réduite à zéro. De cette manière, les pressions PFL et PFR dans les cylindres de roue 1 FL et 1 FR peuvent être ajustées sur la pression cible P*FL (ou P*FR), respectivement Il est par conséquent possible de contrôler le taux produit ou réel de lacet a un taux optimum qui est calculé en se basant sur la vitesse du véhicule et l'angle de braquage. Cela est efficace pour offrir une meilleure stabilité de braquage au véhicule et une meilleure caractéristique de taux de lacet transitoire. Les principes d'un second mode de réalisation de l'invention seront décrits en se référant à la figure 6 Les puissances de virage Kf et Kr des roues avant et arrière dépendent des forces de freinage et d'entraînement et il faut tenir compte de cette dépendance dans ce mode de réalisation Ces puissances de virage sont utilisées pour calculer les pressions cibles P*FL et P*FR pendant le freinage du véhicule. La figure 6 montre un cercle de frottement utilisé pour donner le concept de la relation de la force de virage Cf des roues avant avec les forces de freinage et d'entraînement La description sera faite de la façon dont la puissance de virage Kf des roues avant est calculée en présence d'un freinage du véhicule. En supposant maintenant que la force de virage Cf des roues avant est proportionnelle à l'angle de glissement latéral e, on obtient l'équation suivante Cfmax = Fo = Kfo e max ( 35) o Fo est la force maximale possible de frottement produite par le pneumatique, Cfmax est la valeur maximale de la force de virage Cf, b max est l'angle de glissement latéral a quand la force de virage Cf est à sa valeur maximale Cfmax La valeur de la force maximale de virage Cfmax lors de l'application d'une force de freinage Bf est donnée par: Cfmax = \ Fo 2 Bf 2 | f Bf 2 Fo\/ 1 Bf 2 L Fo - =t Kfo 1 ( __) emax ( 36) Ainsi, la puissance de virage avant lors de l'application de la force est donnée par: Kf des roues de freinage Bf f =K | ô 2 Kf = Kfo 11 (i L Fo ( 37). En supposant que la puissance de virage Kf des roues avant est la valeur moyenne des puissances de virage des roues avant gauche et droite, la puissance de virage Kf lors de l'application des forces de freinage BFL et BFR aux roues avant gauche et droite, respectivement est donnée par: Kfo Kf = C BFR 2 BFL 2 1 ____ + 1 Fo Fo ( 38). De même, la puissance de virage Kr des roues arrière lors l'application de la force de freinage Br est donnée par: Kr = Kro 1 Br 2 Fo' o Fo' est la force maximale possible de frottement produite par les roues arrière et Kro est la puissance de virage des roues arrière en l'absence de freinage du véhicule Par substitution de l'équation ( 23) dans les équations ( 38) et ( 39), on obtient: Kfo f Kf = + ( 40). k R + Kro V (kp Pr r Fo' La figure 7 est un organigramme illustrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise dans le second mode de réalisation pour ( 39). ( 41). calculer des valeurs cibles P*FL(t) et P*FR(t) pour les pressions de fluide à fournir aux cylindres de roue 1 FL et 1 FR. Le programme de l'ordinateur est introduit au point 302 Au point 304 du programme, l'unité centrale de traitement 19 c attend la réception d'un signal d'interruption produit à un intervalle uniforme de temps A T (par exemple, 5 ms) Après réception de ce signal d'interruption, au point 306 du programme, l'angle de braquage e, la vitesse Vx du véhicule, les pressions aux cylindres PFL et PFR et la pression au cylindre PRR sont introduites dans la mémoire 19 d de l'ordinateur Au point 308 du programme, les puissances de virage des roues avant et arrière Kf et Kr sont calculées à partir des équations ( 39) et ( 40) A la fin de ces calculs, le programme passe au point 310 o les puissances calculées de virage Kf et Kr sont utilisées pour calculer les coefficients all V, a 12 V, a 2 l V et a 22 V des équations ( 28), ( 29), ( 30) et ( 31). Au point 312 du programme, les coefficients ail, a 12, a 21 et a 22 sont calculés à partir des équations ( 8) à ( 11) sous la forme de ail = all V/Vx, a 12 = a 12 V/Vx, a 21 = a 2 l V/Vx Vx et a 22 = a 22 V/Vx Au point 312 du programme, le gain Ho du taux de lacet à l'état stable est calculé à partir de l'équation ( 17), en se basant sur la vitesse Vx du véhicule, le facteur de stabilité A calculé à partir de l'équation ( 18), l'empattement des roues L et le rapport de démultiplication N Le gain calculé Ho est utilisé pour calculer la valeur différenciée t r(n) du taux cible de lacet à partir de l'équation ( 19) Par ailleurs, le présent taux cible de lacet i r(n) est calculé à partir de l'équation ( 32) en se basant sur la nouvelle valeur différenciée 1 Hr(n) calculée dans le présent cycle d'exécution de ce programme et la dernière valeur différenciée J r(n-1) calculée dans le dernier cycle d'exécution du programme. La valeur calculée du taux cible de lacet V 1 r(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur du taux cible de lacet stockée dans la mémoire 19 d de l'ordinateur. Au point 316 du programme, l'accélération latérale Vyr(N) est calculée, de l'équation ( 21), en se basant sur les coefficients a 21 et a 22 calculés à l'étape 312, sur un coefficient b 2 calculé précédemment de l'équation ( 13), sur le taux cible de lacet tr(n) calculé à l'étape 314 et sur la dernière vitesse latérale Vyr(n-1) La valeur d'accélération latérale calculée Vyr(n) est utilisée avec la dernière valeur de vitesse latérale Vyr(n-1) pour calculer la présente vitesse latérale Vyr(n) à partir de l'équation ( 33) La valeur de vitesse latérale calculée Vyr(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur latérale de vitesse stockée dans la mémoire d'ordinateur 19 d. Au point 318 du programme, la différence 4 Bf entre les forces de freinage appliquées aux roues avant gauche et droite est calculée de l'équation ( 22), et cette valeur calculée est utilisée avec le coefficient kp calculé précédemment de l'équation ( 24), pour calculer une valeur de différence de pression cible 4 P à partir de l'équation ( 25). Au point 320 du programme, on détermine si oui ou non la valeur de différence de pression cible calculée 8 P est positive Si l'on a A P > 0, alors le programme passe au point 322 Autrement, le programme passe au point 324. Au point 322 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible P*FL à fournir au cylindre 1 FL et le plus grand entre " O " et la différence (PMC t P) entre la pression PMC au maltrecylindre et la différence de pression cibleit P est établi pour la pression cible P*FR à fournir au cylindre 1 FR A la suite de cela, le programme passe au point 326 o le programme de l'ordinateur retourne au point d'entrée 302 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. Au point 324 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible P*FR à fournir au cylindre 1 FR et le plus grand de " O " et de la différence (PMC A P) entre la pression PMC au maîtrecylindre et la différence de pression cible t P pour la pression P*FL à fournir au cylindre de roue 1 FL est établi A la suite de cela, le programme passe au point 326 o le programme de l'ordinateur retourne au point d'entrée 302 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. Les coefficients ou paramètres ail, a 12, a 21, a 22, bl et b 2 que l'on utilise pour le calcul de l'accélération latérale Vyr(n) et la différence de force de freinage & Bf dépendent des puissances de virage Kf et Kr Dans le second mode de réalisation, les puissances de virage Kf et Kr varient selon les pressions de fluide fournies aux cylindres respectifs des roues 1 FL, 1 FR, 1 RL et 1 RR pour corriger une erreur entre la moquette du véhicule et le véhicule réel Il est par conséquent possible de calculer les pressions cibles P*FL et P*FR avec une plus grande précision Cela est efficace pour donner une meilleure stabilité de braquage au véhicule et une meilleure caractéristique de taux de lacet transitoire. Les principes d'un troisième mode de réalisation de l'invention seront décrits en se référant à la figure 6 qui montre un cercle de frottement d'un pneumatique utilisé pour expliquer le concept de la relation des forces de virage avant et arrière Cf et Cr avec les forces de freinage ou d'entraînement Le pneumatique peut produire une force maximale de frottement indiquée par le rayon Fo du cercle Dans le troisième mode de réalisation, le rayon Fo du cercle de la figure 6 change en se basant sur un décalage de la charge de la roue résultant de l'application du frein. On suppose maintenant que Fo est une valeur déjà connue du rayon d'un cercle de frottement d'un pneumatique prévu pour une roue avant quand le véhicule est à l'arrêt, que Cfmax est la force maximale de virage produite lorsque la totalité de la force de frottement du pneumatique est produite latéralement et que PLKFO est une pression au cylindre de la roue, que la pleine pression au cylindre de la roue étant utilisée pour freiner la roue avant, la relation entre le rayon Fo du cercle de frottement de la roue avant et la force maximale de virage Cfmax est alors représentée par l'équation ( 35). La relation entre la pression PLKFO au cylindre de la roue et le rayon Fo du cercle de frottement de la roue avant est donnée par: Fo = Kp X PLKFO ( 42). o Kp est la constante utilisée à l'équation ( 24) et o on ignore le moment d'inertie de la roue. En considérant le rayon Fo du cercle de frottement de la roue avant, la puissance de virage Kfo, la constante Kp et la pression PLKFO au cylindre de la roue comme étant des valeurs déjà connues, on calcule le rayon F du cercle de frottement pendant le freinage, la pression PLKF au cylindre de la roue, produite lorsque la force maximale de freinage est appliquée et la puissance de virage Kf 2 pendant le freinage. Quand le freinage est appliqué au véhicule, il se produit un glissement de la charge vers la roue avant, le glissement AM de la charge pour chaque roue étant donné par: A M = M x h x g/(L x 2) ( 43). o M est le poids du véhicule, h est la hauteur du centre de gravité du véhicule, L est l'empattement des roues et g est le taux de diminution de la vitesse du véhicule. En supposant que la condition de surface de la route est constante, le rayon F du cercle de frottement est directement proportionnel à la charge (indiquée comme la charge de la roue) de la roue qui contacte la surface de la route Ainsi, quand le glissement de la charge donné par l'équation ( 43) se produit, le rayon F du cercle de frottement est donné par F = Fo x ( 1 + 4 M/Mfo) ( 44), o Mfo est la charge de la roue avant quand le véhicule est au repos et est égale à Mfo = M x Lr/(L x 2) ( 45) o Lr est la distance du centre entre les roues avant par rapport aux roues arrière. En supposant que l'angle de glissement latéral de la roue 3 max produit à la force maximale de virage Cfmax est constant quelle que soit la charge de la roue, la puissance de virage est directement proportionnelle à la charge de la roue Ainsi, la puissance de virage Kfl qui est la puissance de virage Kf quand le glissement de la charge se produit, est donnée par Kfl = Kfo x ( 1 + A M/Mfo) ( 46). De même, la pression au cylindre de la roue PLKF de la force maximale de freinage est donnée par: PLKF = PLKFO x ( 1 + M/Mfo) ( 47). Comme on peut le voir sur la figure 6, la valeur de la force maximale de virage Cfmax lors de l'application d'une force de freinage Bf est donnée par: Cfmax = / F 2 Bf 2 ( AM / Bf 2 Mfo F x A max ( 48). Ainsi, la puissance de virage Kf 2 des roues avant lors de l'application de la force de freinage Bf est donnée par: Kf 2 = Kfo x 1 + () Mfo F ( 49); En utilisant les forces de freinage BFL et BFR appliquées aux roues avant gauche et droite, respectivement, la valeur moyenne Kf 2 des puissances de virage Kf 2 des roues avant gauche et droite est donnée par: x 1 + - ___ x V,l Mf o + ' BFL 2 ( 1 + -_( ( 50). Par substitution des équations ( 42) et ( 47) dans l'équation ( 50), on obtient: M 2 + _ __o PFL 2 PLKF ( 5). -y ( 51). De même, la puissance de virage Kr 2 produite lorsqu'une pression PRR au cylindre de la roue est appliquée aux roues arrière est donnée par: Kr 2 = Kfo I PRR 2 PLKRO En se référant à la figure 8, elle montre un schéma d'un appareil de contrôle de la force de freinage utilisé dans le troisième mode de réalisation de l'invention L'appareil de contrôle de la force de freinage est sensiblement le même que celui du premier Kfo Kf 2 = Id Kf 2 Kfo x ( 52). k mode de réalisation à l'exception que l'unité de commande 16 est connectée à un capteur d'accélération longitudinale 15 En conséquence, des chiffres identiques de référence ont été appliqués à la figure 8 par rapport aux composants équivalents montrés sur la figure 2 Le capteur d'accélération longitudinale 15 est prévu pour capter la décélération longitudinale du véhicule et il produit un signal indiquant la décélération longitudinale captée du véhicule à l'interface 19 a de l'unité de commande 16. La figure 9 est un organigramme illustrant la programmation de l'ordinateur numérique tel qu'on l'utilise au troisième mode de réalisation pour calculer les valeurs cibles P*FL(t) et P*FR(t) pour les pressions de fluide à fournir aux cylindres de roue 1 FL et 1 FR. Le programme de l'ordinateur est introduit au point 402 Au point 404 du programme, l'unité centrale de traitement 19 c attend la réception d'un signal d'interruption produit à un intervalle uniforme de temps A T (par exemple, 5 ms) Après réception de ce signal d'interruption, au point 406 du programme, l'angle de braquage 0, la vitesse Vx du véhicule, la décélération longitudinale g, les pressions aux cylindres PFL et PFR et la pression au cylindre PRR sont introduites dans la mémoire 19 d de l'ordinateur Au point 408 du programme, le glissement de la charge de la roue AM est calculé à partir de l'équation ( 43) Au point 410 du programme, les puissances de virage des roues avant et arrière Kf et Kr sont calculées à partir des équations ( 51) et ( 52) A la fin de ces calculs, le programme passe au point 412 o les puissances calculées de virage Kf et Kr sont utilisées pour calculer les coefficients all V, a 12 V, a 2 l V et a 22 V à partir des équations ( 28), ( 29), ( 30) et ( 31). Au point 414 du programme, les coefficients ail, a 12, a 21 et a 22 sont calculés, à partir des équations ( 8) à ( 11), sous la forme de ail = all V/Vx, a 12 = a 12 V/Vx, a 21 = a 2 l V/Vx Vx et a 22 = a 22 V/Vx Au point 416 du programme, le gain du taux de lacet à l'état stable Ho est calculé, à partir de l'équation ( 17), en se basant sur la vitesse Vx du véhicule, le facteur de stabilité A calculé à partir de l'équation ( 18), l'empattement L des roues et le rapport de démultiplication N Le gain calculé Ho est utilisé pour calculer la valeur différenciée Xr(n) du taux de lacet cible de l'équation ( 19) Par ailleurs, le taux de lacet cible présent if r(n) est calculé, à partir de l'équation ( 32), en se basant sur la nouvelle valeur différenciée du taux de lacet r(n) calculée dans le présent cycle d'exécution de ce programme et la dernière valeur différenciée du taux de lacet 1 r(n-1) calculée au dernier cycle d'exécution du programme La valeur du taux de lacet cible calculée J r(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur du taux de lacet cible stockée dans la mémoire 19 d de l'ordinateur. Au point 418 du programme, l'accélération latérale Vyr(n) est calculée, à partir de l'équation ( 21) en se basant sur les coefficients a 21 et a 22 calculés à l'étape 414, un coefficient b 2 calculé précédemment de l'équation ( 13), le taux cible de lacet \J r(n) calculé à l'étape 416 et la dernière valeur de vitesse latérale Vyr(n-i) La valeur d'accélération latérale calculée Vyr(n) est utilisée avec la dernière valeur de vitesse latérale Vyr(n-1) pour calculer la présente valeur de vitesse latérale Vyr(n), à partir de l'équation ( 33) La valeur de vitesse latérale calculée Vyr(n) est utilisée pour la remise au point de la dernière valeur de vitesse latérale stockée dans la mémoire d'ordinateur 19 d. Au point 420 du programme, la différence 4 Bf entre les forces de freinage appliquées aux roues avant gauche et droite est obtenue de l'équation ( 22) La valeur de la différence de force de freinage calculée k Bf est utilisée avec le coefficient Kp, calculé précédemment à l'équation ( 24), pour calculer une valeur de différence de pression cible a P à partir de l'équation ( 25). Au point 422 du programme, on détermine si la valeur de la différence de pression cible calculée 4 P est positive Si l'on a A P 7 O, alors le programme passe au point 424 Autrement, il passe au point 426. Au point 424 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible au cylindre P*FL à fournir au cylindre de roue 1 FL et le plus grand de " O " et de la différence (PMC -AP) entre la pression PMC au maître-cylindre et la différence de pression cibley P est établi pour la pression cible P*FR au cylindre, à fournir au cylindre 1 FR A la suite de cela, le programme passe au point 428 d'o il retourne au point d'entrée 402 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. Au point 426 du programme, la pression PMC au maître-cylindre est établie pour la pression cible au cylindre P*FR à fournir au cylindre de roue 1 FR et le plus grand de " O " et de la différence (PMC 4 P) entre la pression PMC au mattre-cylindre et la différence de pression cible A P pour la pression P*FL au maitre-cylindre à fournir au cylindre de roue 1 FL est établi A la suite de cela, le programme passe au point 428 o il retourne au point d'entrée 402 pour attendre la réception du signal suivant d'interruption. * Les coefficients ou paramètres all, a 12, a 21, a 22, bl et b 2 qui sont utilisés pour le calcul de l'accélération latérale Vyr(n) et de la différence de force de freinage A Bf, dépendent des puissances de virage Kf et Kr De plus, le rayon du cercle de frottement F dépend de la charge de la roue Dans le troisième mode de réalisation, les puissances de virage Kf et Kr varient selon les pressions de fluide qui sont fournies aux cylindres respectifs des roues 1 FL, 1 FR, 1 RL et 1 RR pour corriger une erreur entre la maquette du véhicule et le véhicule réel Il est par conséquent possible de calculer les pressions cibles des cylindres P*FL et P*FR avec une plus grande précision Cela est efficace pour obtenir une meilleure stabilité de braquage du véhicule et une meilleure caractéristique du taux de lacet transitoire. Bien que l'invention ait été décrite en se référant à un contrôle du taux de lacet accompli uniquement en présence d'un freinage du véhicule, on comprendra que l'invention n'est pas limitée à un tel contrôle de la force de freinage Par exemple, un moyen d'actionnement de contrôle de traction peut être employé pour produire un contrôle de la caractéristique du taux de lacet, même en l'absence d'un freinage du véhicule. Bien que l'invention ait été décrite en se référant à un contrôle de la différence de force de freinage uniquement pour les roues avant du véhicule, on comprendra qu'elle s'applique également au contrôle de la différence de force de freinage pour les roues gauche et droite des roues avant et/ou arrière. Bien qu'un capteur 11 de l'angle de braquage soit utilisé pour détecter la condition de braquage du véhicule, on comprendra que la condition de braquage du véhicule peut être détectée au moyen d'un capteur de braquage réel adapté à capter l'angle réel de braquage d'une roue Dans ce cas, le rapport de démultiplication N utilisé aux équations ( 3,), ( 12) et ( 13) peut être omis. Bien qu'un capteur 12 de la vitesse du véhicule soit utilisé pour détecter une vitesse longitudinale du véhicule, on comprendra que la vitesse longitudinale du véhicule peut être déduite de la vitesse de la roue, de l'accélération longitudinale du véhicule ou analogue. Bien que l'invention ait été décrite en se référant à une unité de commande 16 employant un ordinateur numérique, on comprendra qu'elle n'est pas limitée à cette unité de commande Par exemple, l'unité 16 peut être une combinaison de circuits électriques comprenant des circuits comparateurs, des circuits logiques etc R E V E N D I C A T I O N S 1 Appareil de contrôle de la force de freinage à utiliser avec un véhicule automobile supporté sur une paire de roues avant et une paire de roues arrière, caractérisé en ce qu'il comprend: un moyen pour contrôler les forces de freinage à appliquer aux roues d'au moins une paire de roues, un premier moyen capteur ( 11) sensible à une condition de braquage du véhicule pour produire un premier signal indiquant ladite condition, un second moyen capteur ( 12) sensible à une vitesse longitudinale du véhicule pour produire un second signal l'indiquant, une unité de commande ( 16) couplée aux premier et second moyens capteurs pour recevoir les premier et second signaux, ladite unité de commande ( 16) ayant un moyen pour calculer une valeur de taux de lacet cible basée sur la condition captée de braquage du véhicule, la vitesse longitudinale captée du véhicule, un moyen pour calculer une différence cible entre les forces de freinage d'une maquette du véhicule spécifiant une différence de force cible de freinage en fonction du taux cible de lacet, de la condition de braquage du véhicule et de la vitesse longitudinale du véhicule, la maquette du véhicule étant dérivée d'équations de mouvement du véhicule, et un moyen pour ajuster le moyen de contrôle de la force de freinage afin de produire la différence calculée de force cible de freinage pour produire le taux cible de lacet calculé. 2 Appareil selon la revendication 1, caractérisé en ce que le véhicule a un premier degré de liberté permettant un mouvement de lacet du véhicule et un second degré de liberté permettant un mouvement latéral du véhicule, et en ce que la maquette du véhicule est dérivée d'une équation du mouvement de lacet du véhicule et d'une équation du mouvement latéral du véhicule. 3 Appareil selon la revendication 1, caractérisé en ce que la maquette du véhicule a des paramètres se rapportant aux puissances de virage des roues respectives. 4 Appareil selon la revendication 3, caractérisé en ce qu'il comprend de plus un troisième moyen capteur ( 14 FL, 14 FR, 14 RR, 14 MC) sensible aux forces de freinage appliquées aux roues respectives pour produire des signaux indiquant les forces captées de freinage et un moyen pour changer les paramètres selon les forces captées de freinage. 5 Appareil selon la revendication 4, caractérisé en ce qu'il comprend de plus un quatrième moyen capteur ( 15) sensible à une décélération longitudinale du véhicule pour produire des signaux indiquant une décélération longitudinale captée du véhicule, et un moyen pour changer les paramètres selon la décélération longitudinale captée du véhicule.