李勝琴， 杜 鵬， 馮新園

(東北林業(yè)大學 交通學院， 黑龍江 哈爾濱 150040)

車輛行駛過程出現(xiàn)的交通事故一般分為正碰、側(cè)碰、側(cè)翻、追尾和墜車5種，其中側(cè)翻事故的危險性最大，傷亡率最高.據(jù)相關(guān)數(shù)據(jù)[1]表明，在全部單車交通事故中，車輛側(cè)翻事故約占5%，側(cè)翻會導致嚴重的人員傷亡，因此，如何提高車輛防側(cè)翻能力已成為車輛安全領(lǐng)域的研究熱點.微型客車由于質(zhì)心位置較高，懸架剛度相對較小，極易在轉(zhuǎn)向時產(chǎn)生較大橫向載荷轉(zhuǎn)移，導致車輛側(cè)翻[2].目前城郊地區(qū)或農(nóng)村大部分校車仍然采用微型客車，且所發(fā)生的校車交通事故中，大多數(shù)為微型客車的側(cè)翻，所以有必要對微型客車進行有效的防側(cè)翻控制.

為提高車輛的防側(cè)翻能力，研究人員做了大量研究.LUO J. W.等[3]、LI P. S.等[4]提出了基于四輪主動轉(zhuǎn)向和主動懸架的集成控制策略，設計車輛動力學狀態(tài)反饋跟蹤器，在緊急狀況下對車輛施加側(cè)向力及載荷傳遞比來改善車輛性能.T. HAMID等[5]為了能夠跟蹤駕駛員的期望路徑，設計了差動制動與后輪主動轉(zhuǎn)向的MPC(modle predictive control)控制器，有效防止了車輛偏離駕駛員預期行駛路線.邵可[6]為了研究側(cè)翻機理，建立了載荷轉(zhuǎn)移系數(shù)模型，對側(cè)翻影響因素進行了分析，分別對重型車輛和乘用車的主動轉(zhuǎn)向防側(cè)翻控制進行了研究，提出了車輛主動防側(cè)翻自適應魯棒控制，結(jié)果表明，所提出的控制器可以保證側(cè)向加速度快速收斂到期望值.陳松等[7]為了研究車輛側(cè)翻控制，將差動制動控制與主動橫向穩(wěn)定桿控制進行聯(lián)合，利用全輪差動制動控制提高了車輛的橫擺穩(wěn)定性，同時利用主動橫向穩(wěn)定桿控制車身側(cè)傾角，通過緊急工況下的仿真試驗，證明了控制系統(tǒng)的有效性.

綜合看來，對車輛側(cè)翻進行集成控制，多數(shù)是將主動轉(zhuǎn)向和主動/半主動懸架、主動轉(zhuǎn)向和差動制動等進行集成[8-9]，集成主動懸架和差動制動進行防側(cè)翻控制的研究還相對較少.筆者針對微型客車防側(cè)翻問題，提出主動懸架和差動制動分層集成控制策略，上層控制器依據(jù)車輛運動狀態(tài)協(xié)調(diào)下層控制器動作，下層控制器依據(jù)上層指令分別實施主動懸架控制或差動制動控制，降低車輛側(cè)翻發(fā)生的幾率.

1 微型客車參數(shù)化模型的建立

針對某款微型客車，利用CarSim軟件進行參數(shù)化建模.車輛參數(shù)如下:整車質(zhì)量為1 988 kg;簧載質(zhì)量為1 663 kg;前懸架非簧載質(zhì)量為45 kg;后懸架非簧載質(zhì)量為35 kg;前懸架垂直剛度為4 900 N·m-1;后懸架垂直剛度為4 700 N·m-1;前懸架阻尼為3 570 N·s·m-1;后懸架阻尼為3 760 N·s ·m-1;質(zhì)心到側(cè)傾中心距離為0.50 m;輪距為2.72 m;前、后軸到質(zhì)心距離分別為1.15、1.43 m;整車繞x軸轉(zhuǎn)動慣量為753 kg·m2;整車繞y軸轉(zhuǎn)動慣量為4 510 kg·m2;整車繞z軸轉(zhuǎn)動慣量為4 510 kg·m2;輪胎徑向剛度為138 kN·m-1;前、后輪胎的側(cè)偏剛度均為35 kN·rad-1.

2 防側(cè)翻下層控制系統(tǒng)建立

2.1 主動懸架防側(cè)翻控制策略

由于車輪所受的側(cè)向力和縱向力都是車輪垂向載荷的函數(shù)，而車輪的垂向載荷又可以通過主動懸架系統(tǒng)來調(diào)節(jié)，所以為了能夠更加有效地對微型客車進行防側(cè)翻控制，提出主動懸架防側(cè)翻控制策略，設計主動懸架控制子系統(tǒng).

在車輛側(cè)翻相關(guān)研究中，有很多可表征車輛是否發(fā)生側(cè)翻或有側(cè)翻趨勢的指標，例如車輛側(cè)向加速度、車身側(cè)傾角以及橫向載荷轉(zhuǎn)移率等，其中橫向載荷轉(zhuǎn)移率[10]為

(1)

式中：Flz為車輛左側(cè)車輪所受垂直載荷之和；Frz為右側(cè)車輪所受垂直載荷之和.

當車輛直線平穩(wěn)行駛時，兩側(cè)車輪垂直載荷相等，即LTR為0；當車輛轉(zhuǎn)向行駛或受到路面激勵導致車輛產(chǎn)生側(cè)傾運動時，左、右側(cè)車輪的垂直載荷將發(fā)生轉(zhuǎn)移，LTR不再為0；隨著側(cè)傾運動的加劇，當車輛一側(cè)車輪離開地面時，該側(cè)車輪的垂直載荷將變?yōu)?，此時車輛發(fā)生側(cè)翻，LTR的絕對值為1.因此，利用LTR作為車輛側(cè)翻指標充分運用了車輛發(fā)生側(cè)翻時內(nèi)側(cè)車輪先離開地面的原理，具有通用性.一般設置小于1的側(cè)翻閾值作為觸發(fā)控制系統(tǒng)的指標，側(cè)翻閾值過小會導致控制系統(tǒng)對駕駛員操縱意向的干預過于頻繁；側(cè)翻閾值過大會加大車輛發(fā)生側(cè)翻的風險，系統(tǒng)不能及時對車輛進行控制，一般設置側(cè)翻閾值|LTR|=0.8～0.9[11]，本研究設定|LTR|=0.8.當|LTR|≥0.8時，判定車輛有發(fā)生側(cè)翻的危險，控制系統(tǒng)被激活，對車輛進行控制.PID控制器控制精度較高，模糊控制魯棒性強，可對復雜的被控對象進行有效控制.結(jié)合2種控制器優(yōu)點，設計主動懸架模糊PI控制器，其原理如圖1所示，其中：ke、kec為量化因子；Kp、Ki為輸出.

圖1 模糊PI控制原理圖

以能夠及時反映車輛側(cè)傾狀態(tài)的車身側(cè)傾角與理想車身側(cè)傾角的偏差e及其偏差變化率ec作為控制器的輸入，對應的模糊量以E、EC表示，輸出量為主動懸架控制力.E、EC、Kp、Ki的模糊子集均用{NB,NM,NS,ZO,PS,PM,PB}表示，輸入變量與輸出變量的模糊論域均為{-6,-4,-2,0,2,4,6}，輸入變量和輸出變量與對應模糊子集的隸屬關(guān)系分別選用高斯型隸屬度函數(shù)和三角形隸屬度函數(shù)表示，如圖2-5所示，其中f(E)、f(EC)、f(Kp)、f(Ki)分別為E、EC、Kp、Ki的隸屬度函數(shù).

圖2 輸入變量E的隸屬度函數(shù)

圖3 輸入變量EC的隸屬度函數(shù)

圖4 輸出變量Kp的隸屬度函數(shù)

圖5 輸出變量Ki的隸屬度函數(shù)

Kp、Ki的模糊控制規(guī)則分別如表1、2所示.

表1 Kp模糊控制規(guī)則

表2 Ki模糊控制規(guī)則

依據(jù)模糊PI控制器的設計原理及控制規(guī)則,利用Matlab/Simulink軟件，建立主動懸架模糊PI控制器, 如圖6所示，用于計算懸架控制力.依據(jù)所設計的控制器以及提出的主動懸架防側(cè)翻控制策略,建立主動懸架控制系統(tǒng)模型,如圖7所示.控制系統(tǒng)依據(jù)LTR值，分別對車輛前后及左右懸架施加相應控制力.系統(tǒng)中的信號選擇器通過識別LTR的符號來判斷車輛的側(cè)傾方向,如果LTR大于0.8,則說明此時車輛有向左側(cè)翻的危險,需要對左側(cè)懸架施加適當?shù)恼蚩刂屏?同理,如果LTR小于-0.8,車輛就會有向右側(cè)翻的危險,需要對右側(cè)懸架施加正向控制力.控制力的大小由模糊PI控制器計算，然后通過分配器將控制器產(chǎn)生的主動懸架力分配給對應的懸架,進而對車身施加相應的垂向力,抑制側(cè)翻的發(fā)生.

圖6 主動懸架模糊PI控制器

圖7 主動懸架控制系統(tǒng)模型

2.2 差動制動防側(cè)翻控制系統(tǒng)的建立

差動制動可通過對車輪單獨施加制動力以改變車輛轉(zhuǎn)向特性，以不足轉(zhuǎn)向為代價防止發(fā)生側(cè)翻.

2.2.1參考模型

忽略空氣阻力影響，認為車輛只做平行于地面的運動，建立車輛二自由度參考模型,如圖8所示，用來描述車輛理想的橫擺角速度和質(zhì)心側(cè)偏角狀態(tài).

圖8 理想線性二自由度參考模型

由圖8可知，車輛在質(zhì)心處的側(cè)向加速度為

(2)

式中：v為車輛側(cè)向速度；ωr為車輛橫擺角速度；u為車輛縱向速度.

對應的車輛運動方程為

(3)

式中：k1為車輛前輪的側(cè)偏剛度；k2為車輛后輪的側(cè)偏剛度；β為車輛的質(zhì)心側(cè)偏角；m為整車質(zhì)量；a為車輛前軸到質(zhì)心的距離；b為車輛后軸到質(zhì)心的距離；δ為車輛的前輪轉(zhuǎn)角；Iz為車輛繞z軸的轉(zhuǎn)動慣量.

將式(2)、(3)聯(lián)立，得到穩(wěn)態(tài)響應下車輛的橫擺角速度期望值，即

(4)

同時為了防止車輛發(fā)生側(cè)滑，側(cè)向加速度ay不得超過輪胎與路面附著系數(shù)所決定的最大側(cè)向加速度，即

(5)

式中：μ為路面附著系數(shù)；g為重力加速度.

極限橫擺角速度為

(6)

綜合考慮乘坐舒適性和安全性，通常ωr≤ωrmax,由于在不同附著系數(shù)路面上穩(wěn)態(tài)橫擺角速度與極限橫擺角速度大小不同，所以理想橫擺角速度為

ωr0=min(|ωrmax|，|ωr|).

(7)

同理，理想質(zhì)心側(cè)偏角為

βr0=min(|β|，|βmax|),

(8)

1 資料來源 回顧性調(diào)查分析新生兒疾病篩查系統(tǒng)投入使用前和使用后1年間的疾病篩查資料和其他業(yè)務指標：新生兒疾病篩查病種包括先天性甲狀腺功能減低癥(CH)、葡萄糖-6-磷酸脫氫酶(G6PD)缺乏癥、苯丙酮尿癥(PKU)。疾病篩查資料包括初篩率、復篩率、隨訪率。系統(tǒng)投入使用前(2015年)為對照組，使用后(2016年)為研究組。

2.2.2控制策略

采用模糊PID控制進行控制器的設計,選取車輛實際橫擺角速度與其期望值的差值eω和車輛實際質(zhì)心側(cè)偏角與其期望值之差eβ為控制器的輸入，

對應的模糊變量以Eω、Eβ表示，控制器輸出的變量為車輛的附加橫擺力矩M.設輸入變量模糊子集為{NB，NS，ZO，PB，PS}，由于控制器是雙輸入單輸出，為了保證控制系統(tǒng)的精確性與穩(wěn)定性，輸出變量選用7個模糊等級，即模糊子集為{NB，NM，NS，ZO，PB，PM，PS}，輸入輸出模糊論域均取[-1，1]，隸屬度函數(shù)如圖9所示，其中f(Eβ)、f(Eω)、f(M)分別為Eβ、Eω、M的隸屬度函數(shù).

圖9 Eβ、Eω和M的隸屬度函數(shù)

M的模糊控制規(guī)則如表3所示.

表3 M的模糊控制規(guī)則

根據(jù)上述模糊PID控制器的設計原理以及所提出的差動制動防側(cè)翻控制策略，建立差動制動控制系統(tǒng)模型，如圖10所示.系統(tǒng)中信號選擇器根據(jù)LTR的正負來判斷車輛側(cè)傾的方向，然后制動力矩分配器將控制器產(chǎn)生的附加橫擺力矩施加給對應車輪，當LTR大于0.8時，對左前輪施加制動力矩；當LTR小于-0.8時，對右前輪施加制動力矩，從而防止側(cè)翻的發(fā)生.

圖10 差動制動控制系統(tǒng)模型

3 防側(cè)翻集成控制系統(tǒng)的建立

提出基于差動制動和主動懸架的防側(cè)翻集成控制策略，利用差動制動控制來彌補主動懸架控制響應速度慢、實時性較差的缺點，而針對車輛一側(cè)車輪即將離開地面的情況，同時為改善差動制動對車輛橫擺穩(wěn)定性所產(chǎn)生的不良影響，利用主動懸架控制對車身姿態(tài)進行調(diào)整，進而使車輛的橫向載荷轉(zhuǎn)移率被控制在允許的范圍內(nèi).

根據(jù)主動懸架控制和差動制動控制的優(yōu)點與不足，建立協(xié)調(diào)控制系統(tǒng),如圖11所示.

圖11 集成控制系統(tǒng)示意圖

系統(tǒng)輸入為前輪轉(zhuǎn)角及車速，輸出為車身側(cè)傾角、橫擺角速度、質(zhì)心側(cè)偏角、行駛速度以及各車輪垂向力等參數(shù)，根據(jù)各車輪的垂向力計算出橫向載荷轉(zhuǎn)移率LTR，同時根據(jù)LTR的大小來判斷是否觸發(fā)控制系統(tǒng)，當LTR超過側(cè)翻閾值時，觸發(fā)集成控制系統(tǒng)；將LTR以及狀態(tài)參數(shù)輸入到上層協(xié)調(diào)控制器中進行任務分配邏輯處理，把狀態(tài)參數(shù)的輸入信號轉(zhuǎn)化為對應控制子系統(tǒng)的選擇信號;將選擇信號傳遞給下層2個不同的控制子系統(tǒng)，從而改善車輛的側(cè)翻穩(wěn)定性.

4 仿真試驗驗證

4.1 魚鉤試驗工況

魚鉤試驗工況可以準確反映駕駛員在連續(xù)躲避障礙物或因操作失誤而造成過度轉(zhuǎn)向等實際情況，是車輛側(cè)翻試驗中最為惡劣的行駛工況之一.轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入曲線如圖12所示.選用干燥瀝青路面，路面附著系數(shù)設為0.85，設置初始車速為100 km·h-1，分別用主動懸架控制、差動制動控制以及集成控制3種控制方法對車輛進行仿真試驗.車輛在主動懸架控制、差動制動控制以及集成控制情況下各性能指標仿真結(jié)果對比如圖13-15所示，其中：δ1為轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角；α為車身側(cè)傾角.

圖12 魚鉤試驗轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入曲線

圖13 魚鉤試驗車身側(cè)傾角對比圖

從圖13可以看出：車輛在無控制情況下，車身側(cè)傾角在2.5 s后達到了負向最大值-7.0°，對車輛施加控制后，3種控制方法均降低了車身側(cè)傾角(絕對值)的大小，但在集成控制下，車身側(cè)傾角(絕對值)減小的幅度最大，最后穩(wěn)定在-4.1°左右，控制效果最好.從圖14、15可以看出：通過集成控制后，車輛橫擺角速度的峰值和波動幅度也明顯減小，最小值減小到了-39 (°)·s-1，質(zhì)心側(cè)偏角也在1.5 s以后有所減小，提前進入穩(wěn)定值，在2.5°左右.

圖14 魚鉤試驗橫擺角速度對比圖

圖15 魚鉤試驗質(zhì)心側(cè)偏角對比圖

4.2 角階躍試驗工況

角階躍試驗工況下轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入曲線如圖16所示.

圖16 角階躍工況轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入曲線

從圖16可以看出：當車輛前輪轉(zhuǎn)角達到最大值時會出現(xiàn)瞬間停頓，車輛在這種工況下高速行駛時極容易發(fā)生側(cè)翻危險，所以采用角階躍輸入對所提出的主動懸架防側(cè)翻控制策略的有效性進行仿真驗證.選用干燥瀝青路面，路面附著系數(shù)設為0.85，初始車速為80 km·h-1，分別利用主動懸架控制、差動制動控制以及集成控制對車輛進行仿真試驗.

角階躍試驗工況中，車輛在主動懸架控制、差動制動控制以及集成控制情況下各性能仿真結(jié)果對比如圖17-19所示.從圖17可以看出：未對車輛施加控制時，車身側(cè)傾角在2.0 s后達到了8.4°，7.5 s后維持在7.1°左右；施加控制后，無論是采用集成控制還是主動懸架和差動制動單獨控制，車身側(cè)傾角均在2.0 s后明顯減小，車輛趨于以較為安全的側(cè)傾角度行駛，但相比其他2種控制方法，集成控制下的車身側(cè)傾角減小的幅度更大，始終維持在6.0°以內(nèi)，曲線的波動幅度也較小.從圖18、19可以看出：集成控制下，車輛橫擺角速度在1.5 s后控制在40 (°)·s-1以內(nèi)，質(zhì)心側(cè)偏角(絕對值)也大幅度減小，從-7.5°變到了-3.7°，5.5 s后車輛達到了較為平穩(wěn)的狀態(tài)，而由主動懸架和差動制動單獨控制時，橫擺角速度和質(zhì)心側(cè)偏角的減小幅度并沒有集成控制明顯.

圖17 角階躍工況車身側(cè)傾角對比圖

圖18 角階躍工況橫擺角速度對比圖

圖19 角階躍工況質(zhì)心側(cè)偏角對比圖

5 結(jié) 論

1) 基于主動懸架及差動制動的工作原理，提出微型客車主動防側(cè)翻下層控制策略，分別建立以車身側(cè)傾角為反饋的主動懸架防側(cè)翻控制器，以橫擺角速度和質(zhì)心側(cè)偏角為反饋差動制動防側(cè)翻控制策略.

2) 提出防側(cè)翻集成控制策略，上層協(xié)調(diào)控制器根據(jù)橫向載荷轉(zhuǎn)移率LTR判斷車輛的運行狀態(tài)，實時選擇合適的下層控制子系統(tǒng)，對車輛進行控制.

3) 選取魚鉤試驗和角階躍試驗工況，對所提出的防側(cè)翻集成控制策略進行仿真驗證.對無控制、主動懸架控制、差動制動控制以及集成控制下車輛的橫向載荷轉(zhuǎn)移率、車身側(cè)傾角、側(cè)向加速度、橫擺角速度以及質(zhì)心側(cè)偏角等性能指標進行比較.結(jié)果表明：集成控制下車身側(cè)傾角、橫擺角速度等運行參數(shù)的極值減小的程度更大，曲線波動幅度更小，車輛可以提前進入穩(wěn)定行駛狀態(tài).