AEB制動對THOR 50th假人乘坐姿態影響

孫振東，朱海濤，彭偉強

（中國汽車技術研究中心有限公司，天津 300300，中國）

隨著汽車主動安全系統的應用，主被動安全融合已成為行業技術發展趨勢[1-2], 其中自動緊急制動系統（autonomous emergency braking , AEB）是預碰撞階段提高汽車安全性的重要技術。通過雷達或攝像頭來探測前方突如其來的情況，若駕駛人不能做出相應反應，AEB系統就會強行采取制動來規避碰撞或減輕碰撞程度[3-8]。AEB雖然可以避免碰撞事故或者降低碰撞有效速度，但在其工作過程中，會產生相應的制動減速度，車內乘員由于慣性作用，會出現前傾離位現象[9-10], 現有乘員約束系統一般會在乘員正常坐姿下發揮最優保護效果[11-13]，但這種離位現象降低了約束系統的保護效能，增加了乘員損傷風險[14]。

S. Ejima 等利用志愿者研究了人體在緊急制動過程中的乘員動態位移情況[15]；清華大學許述財等根據歐洲兒童乘員約束系統法規（ECE R129）要求，建立臺車座椅約束系統模型，施加法規中規定的速度曲線以模擬汽車在側面碰撞事故中后排兒童乘員的頭部損傷情況[16]。湖南大學曹立波等研究了主動式安全帶參數對乘員碰撞階段傷害影響，得出在相同碰撞強度下，AEB系統介入會影響乘員離位姿態，增加乘員損傷風險，尤其是胸部損傷[17]；重慶理工大學胡遠志等通過實車道路試驗，對志愿者在AEB制動下的運動響應進行分析，用于對標主動人體模型仿真精度[18]；湖南師范大學吳俊等通過座椅臺架試驗，運用HIII 50th假人對標實車道路實驗中志愿者在碰撞前的姿態，分析了集成主動預緊式安全帶（Integrated active pretension seatbelt）對乘員離位效果的保護[19]；黃福俊等研究表明乘員離位坐姿將顯著增大碰撞過程中的人體損傷，安全帶主動預緊的介入將有利于減少制動階段的織帶松弛量，進而大幅降低人體上身 (尤其是頭頸胸等部位) 的縱向離位[2]。上述研究主要是基于真實人體在AEB制動時的前傾響應，而乘員姿態、肌肉支撐和乘員避險動作等會對前傾量產生影響。

新型THOR 50th假人具有與真人一樣的外形，內部還設計了復雜的脊柱、肋骨和先進的合成肌肉，在人體生物力學響應上與真人更為接近，相比于HIII 50th假人更能滿足AEB作用后離位姿態的要求，是氣囊、安全帶等約束系統標定試驗中重要的測量工具之一。

因此，本文以新型THOR 50th假人作為對象，研究了AEB不同制動工況下的制動策略，對波形特征參數進行提取，用于試驗系統預制動波形輸入；設計了預制動減速度系統以模擬AEB的制動過程，通過簡化臺車搭載乘員乘坐環境，研究了不同制動方式下THOR 50th假人離位特征。本研究能為開發適應AEB作用工況下的乘員約束系統提供依據。

1 典型AEB制動波形建立

1.1 AEB制動工況分析

AEB系統性能測試通常有前車靜止（car to car rear stationary，CCRs）、前車慢行（car to car rear moving，CCRm）和前車制動（car to car rear braking，CCRb）。

在以新型THOR 50th假人作為對象的測試中，CCRs、CCRm、CCRb這3種測試工況如圖1中所示。

在CCRs測試工況中（見圖1a），在測試車輛行駛路徑前方放置靜止目標物（VT），車輛分別以 20、30、40 km/h的速度測試AEB功能。

在CCRm測試工況中 (見圖1b)，測試車輛和VT均沿規劃路徑行駛，VT以20 km/h 的速度勻速行駛，車輛分別以30、45、65 km/h的速度測試AEB功能。

在CCRb測試工況中（見圖1c），測試車輛和VT均以50 km/h 速度沿規劃路徑行駛，車距分別為12、40 m，VT需在1 s內將減速度達到4 m/s2，誤差不超過±0.25 m/s2。

基于上述3種工況對3款車型的AEB制動信號進行采集，如圖2為采集的實車制動波形。

從圖2中可以看出，基于AEB各制動波形均近似梯形波，除車型C在CCRb-40 m工況下采用雙級制動波形，其余各車型和工況均采用單級制動波形；對于CCRs、CCRb-12 m 這2種工況，由于前方車輛靜止或者跟車距離較近，車型采用快速的制動脈沖；對于CCRb-40 m和CCRm工況，車型采用較長時間歷程的制動波形。

1.2 典型波形構建

車輛AEB制動主要分為4個階段，分別是系統反應階段、制動器起作用、制動器持續制動和放松制動的過程。因此，AEB系統制動波形可以用理論模型進行簡化模擬，從而提取特征參數。

常用曲線的擬合方法有插值法、磨光法和最小二乘法。插值法是函數逼近的基本方法，是通過函數在有限個點出的取值情況，估算出函數在其他點處的近似值；磨光法是適應保凸性要求的數據擬合方法，可以將函數近似還原，同時可以更為光滑，常用于外形設計；最小二乘法是函數逼近的一種基本方法，該方法不要求擬合曲線通過已知點，而是通過最小化誤差的平方和尋找數據的最佳函數匹配[20]。

由于制動波形中數值節點獲取值不可避免帶有測量誤差，因此如果要求擬合曲線精確無誤通過所有點，曲線將會保留一切測量誤差，同時因所測數據點較多（采用頻率10 K），采用插值法將得到次數較高的插值多項式，缺乏實用價值；采用最小二乘法擬合方法，可以避開上述弊端，得到一條使數據點在曲線附近分布的函數，該函數既能反映數據的總體分布，又不會出現局部較大波動，同時可以反映被逼近函數的特征。

因此，根據最小二乘法原理，將實測值yi與計算值y差值平方和最小作為優化的判據，即∑ (yi-y)2最小，根據圖3梯形波曲線和原曲線可以建立相關差值方程。

其中：A為等效梯形波的峰值，tN為梯形波第1個時間拐點，tM為梯形波第2個時間拐點，tf為梯形波回零時刻。當差值方程最小時，它們分別對A、tM、tN的偏導數為零，可以得到式（4）。

在 MATLAB 中建立上述方程，采用最小二乘法對6款車型，16次AEB制動波形進行擬合。計算出A、tN和tM、進而得到梯形曲線，得到以下3類典型AEB制動梯形波：

在CCRs、CCRb-12m 這2種工況采用緊急制動脈沖時，擬合出圖4制動梯形脈沖1。根據收集到的AEB制動波形得出制動幅值A在7 ～ 10 m/s2范圍內，t1在0.2～ 0.4 s之間，t2在0.5 ～ 0.75 s之間。

對于CCRb-40m和CCRm這2種工況，擬合出圖5制動梯形脈沖2。根據收集到的AEB制動波形得出制動幅值A在7 ～ 10 m/s2之間，t1在0.2 ～ 0.4 s之間，t2在為1 ～ 1.4 s之間。

對于車輛初始速度較高的工況，AEB采用圖6中的雙級制動策略。根據收集到的AEB制動波形得出較大的制動幅值A1在8 ～ 10 m/s2之間，較小的制動幅值A2在2 ～ 7 m/s2之間，t1在0.2 ～ 0.9 s之間，t2在2.2 ～ 2.8 s之間。

進行簡化波形提取后，可以得出的AEB制動波形的關鍵參數，分別是峰值amax、持續時間Δt和速度改變量Δv，統計分析可以得出最大制動減速度和制動時間關系，如圖7所示。

對提取得到的參數進行正態分布統計分析，可以得出最大制動減速度的分布如圖8所示，制動平均減速度7.6 m/s2，對應制動時間約為1.28 s。

2 AEB制動波形復現測試平臺

2.1 測試方案

將試驗臺車通過驅動裝置連接至牽引系統（如圖9所示）上，牽引系統由鋼絲繩、牽引鉤、驅動滑車、驅動電機、控制系統和測速裝置等組成。根據所獲得AEB系統典型制動波形，牽引控制系統中設置相應參數，確定相應試驗臺車位置。在牽引系統制動末端，驅動裝置與試驗臺車分離后，啟動試驗臺車電動制動系統，試驗臺車進行制動。

2.2 控制硬件

采用傳統碰撞系統牽引軌道（長度大于150 mm）、導向機構和張緊機構；對減速滑車結構進行改造，采用一前一后主從牽引滑車。由于減速與加速牽引工況受力狀態相反，且制動力為驅動力的1.4倍，因此需要對鋼絲繩性能進行性能分析；同時需要研制一套新的牽引驅動系統，配備電機、電控、測速裝置及安全防護邏輯開關等。

根據牽引目標運動曲線特征，計算各階段對應加速度（表1），通過轉動慣量評估各部件質量后，計算可得所需驅動力、驅動扭矩。得到減速工況復現過程中總扭矩為5 536 Nm ，需要提供18 kN的加速力和24 kN的反向制動力。由此確定驅動系統布局，并進行驅動輪、驅動軸承和電機性能參數計算與強度校核。

表1 系統制動過程階段加速度

2.3 控制方案

控制系統以雙閉環比例、積分、微分（proportion integration differentiation，PID）調節器為基礎，分別對轉速和電流進行負反饋控制。通過獲取車速信號計算出與當前給定量的偏差以及偏差變化率，經過模糊推理和模糊決策確定調節參數。經PID運算后，輸出到電流PID，然后由電流PID控制電機輸出，形成閉環（圖10）。通過PID 參數模糊控制方案，實現了傳統雙電機主從傳動控制下，牽引系統自身輸出速度與設置目標速度之間的同步性。

其中：ST為轉速調節器，LT為電流調節器，SF為測速發電機，LH為電流互感器，Ugn、Ufn為轉速給定和反饋電壓，Ugi、Ufi為電流給定和電流反饋電壓。

3 試驗驗證及結果分析

在試驗臺車上配置座椅和安全帶系統，安裝電動制動系統。將座椅調整至前后行程的中間和靠背角25°的位置，放置THOR50th假人。

THOR 50th假人佩戴限力式安全帶，調整至正常坐姿位置。在假人頭部、手臂及胸部粘貼高速影像分析用識別標志，右側安裝車載高速攝像系統，左側安裝坐標參考面（如圖11所示）

試驗臺車分別達到20、30、40 km/h后分別施加0.7g和1g的減速度，直至試驗臺車靜止，牽引系統6次試驗的輸出信號如圖12所示。圖12中試驗1為臺車加速到20 km/h，系統模擬單級制動脈沖，最大制動加速度為0.7g；試驗2為20 km/h速度下，雙級制動脈沖，最大制動加速度為1g；試驗3，4為臺車加速到30 km/h，系統分別進行單級和雙級制動，最大制動加速度分別為0.7g和1.0g；試驗5，6為臺車加速度到40 km/h，分別以單級和雙級策略進行制動。在上述試驗1 ～ 6過程中，假人頭部和胸部向前最大位移量如圖13所示。

從圖13分析中，可以得出：當速度小于30 km/h時，在相同初始速度下對臺車進行制動，最大峰值為1.0g的雙級制動波形與最大峰值0.7g的單級制動波形相比，造成THOR50th假人頭部和胸部的前傾程度更大；當初始速度達到40 km/h時，假人前傾趨勢發生變化，40 km/h-1g試驗條件下的假人頭胸前傾位移反而小于40 km/h-0.7g。臺車在最大峰值0.7g單級制動波形工況下，假人前傾過程中安全帶未發生鎖止，而在峰值為1.0g雙級制動波形工況下，安全帶發生緊急鎖止，導致試驗6中的頭胸位移量要比試驗5中更小。對于不同初始速度下，以最大峰值為0.7g進行單級波形制動，初始速度越大，假人的頭胸部離位程度越高，在以最大峰值1 g進行雙級波形制動時，假人離位姿態變化趨勢不太明顯。

4 結 論

本文針對AEB制動工況下對THOR50th離位程度進行量化研究。首先對3款車型AEB系統在前車靜止（CCRs）、前車慢行（CCRm）和前車制動（CCRb）3種測試工況中的制動波形進行采集；其次運用最小二乘法，對波形特征參數進行提取，對于CCRs、CCRb-12m 這2種工況，由于前方車輛靜止或者跟車距離較近，車型采用快速的制動脈沖；對于CCRb-40m和CCRm工況，各車型采用較長時間歷程的制動波形；對于車輛初始速度更高的工況，也會采用雙級梯形波形；最后，通過預制動牽引系統，復現典型制動波形，分析了THOR50th假人坐姿離位情況。結果表明，當臺車初始速度低于40 km/h，制動過程中安全帶未發生鎖止時，在相同初始速度下，減速度越大，THOR50th假人頭部和胸部前傾量越大；在相同制動加速度下，隨著初始車速的增大，假人頭部和胸部位移逐步增大。在上述6種模擬AEB制動工況中，THOR50th假人頭部和胸部最大前傾量分別達到320、178 mm，為約束系統的開發研究提供了參考依據。