用于重型電動卡車的雙電機與雙行星排新驅(qū)動裝置設(shè)計及動力學(xué)特性研究

摘要：針對電動卡車采用的中央電機配合變速箱的驅(qū)動形式，造成驅(qū)動電機功率偏高、傳動系統(tǒng)空間布置困難、傳動效率低下等問題，以陜汽德龍M3000系列的18 t級牽引車為研究對象，提出了一種可以實現(xiàn)雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動和單電機驅(qū)動兩種工作模式的新型雙電機雙行星輪系輪邊分布式驅(qū)動系統(tǒng)。理論計算了新型驅(qū)動系統(tǒng)中雙永磁同步電機的基本參數(shù)；搭建了基于Workbench平臺與Maxwell軟件的聯(lián)合仿真平臺，提出了采用遺傳算法的雙電機參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化方法，得到了輸出轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩波動率和最大反電動勢的最優(yōu)解；設(shè)計、制造、安裝和調(diào)試了額定功率分別為60、30kW，額定轉(zhuǎn)速為3500、1500r/min的雙電機與雙行星排機械結(jié)構(gòu)總成以及計算機實驗平臺；構(gòu)建了基于邏輯門限值的整車控制策略和基于矢量控制的電機控制方案，開展了兩種工作模式電機性能實驗以及工作模式切換實驗。研究結(jié)果表明，設(shè)計的雙電機雙行星輪系驅(qū)動系統(tǒng)在兩種工作模式下轉(zhuǎn)速波動率最大為2.58%、轉(zhuǎn)矩波動率最大為5.5%，具有較好的輸出響應(yīng)，為該型原理的實際應(yīng)用提供了參考。

關(guān)鍵詞：電動卡車；驅(qū)動與傳動；永磁同步電機；行星輪系

中圖分類號：TH132.46 文獻標(biāo)志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202504002 文章編號：0253-987X（2025）04-0016-11

Research on Design and Dynamics Characteristics of New Drive System

with Dual Motors and Dual Planetary Gears for Heavy Electric Trucks

ZHENG Zhenhao^1，2，3， ZHAO Shengdun^1，2，3， GAO Zhijie^1，2，3，

CAO Yangfeng^1，2，3， YANG Xiaoyin^1，2，3

（1. School of Mechanical Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China;

2. Xi’an Key Laboratory of Intelligent Equipment and Control， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China;

3. State Key Laboratory of Metal Forming Technology and Heavy Equipment， Xi’an 710049， China）

Abstract：Aiming at electric trucks adopt a driving configuration of a central motor combined with a gearbox， leading to issues such as high-power consumption of the driving motor， difficult spatial arrangement of the transmission system， and low transmission efficiency. Taking the Shaanxi automobile Delong M3000series 18 t tractor as the research object， a novel dual-motor dual-planetary wheel-side distributed drive system capable of dual-motor torque-coupling drive and single-motor drive modes is proposed. The basic parameters of the dual permanent magnet synchronous motors in the new drive system are theoretically calculated. A joint simulation platform based on the Workbench platform and the Maxwell software is established， and a multi-objective optimization method for dual-motor parameters using genetic algorithms is proposed to obtain the optimal solutions for output torque， torque fluctuation rate， and maximum back electromotive force. The mechanical structure assembly of dual motors and dual planetary gears with rated powers of 60 and 30kW， and rated speeds of 3500 and 1500r/min， respectively， is designed， manufactured， installed， and tested along with a computer experimental platform. A vehicle control strategy based on logical threshold values and a motor control scheme based on vector control are developed， and experiments on motor performance in two operating modes and mode switching are conducted. The research results indicate that the designed dual-motor dual-planetary gear train drive system exhibits a maximum speed fluctuation rate of 2.58% and a maximum torque fluctuation rate of 5.5% in both operating modes， showing good output response and providing a reference for practical applications of this principle.

Keywords：electric truck; drive and transmission; permanent magnet synchronous motor; planetary gear train

我國現(xiàn)存的傳統(tǒng)燃油車保有量基數(shù)大，不僅帶來了很多環(huán)境保護方面的問題，也導(dǎo)致我國對石油等化石能源的需求量居高不下^［1］。2020年，我國石油對外依存度達到歷年的最高點73.7%^［2-3］。為了解決能源與環(huán)保問題，近年來我國新能源汽車行業(yè)發(fā)展迅速，同時國家也對新能源汽車的發(fā)展做出了與時俱進的規(guī)劃^［4-5］。

新能源汽車包括純電動汽車、燃料電池汽車和混合動力汽車^［6-7］。電驅(qū)動車輛具有電能效率比燃燒效率更高的優(yōu)點，而且電能為可再生能源，其獲取相對方便。混合動力汽車由于其驅(qū)動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，車身質(zhì)量也比一般純?nèi)加蛙囆秃图冸妱榆囆痛螅曰旌蟿恿ι逃密囈欢缺徽J為是商用車從純?nèi)加蛙囆拖蚣冸妱榆囆偷倪^渡產(chǎn)品^［8-10］。隨著純電動驅(qū)動技術(shù)的飛速發(fā)展以及政府相關(guān)政策的快速轉(zhuǎn)變，純電動商用車在短距離運輸市場中扮演者越來越重要的角色，而且純電動商用車在質(zhì)量減輕、節(jié)約化石能源方面具有無可比擬的優(yōu)勢^［11］。

目前，電動汽車的驅(qū)動系統(tǒng)發(fā)展呈現(xiàn)出集成化、一體化的特點，常見的是將電機、電控和減速器進行集成一體化來減小體積和質(zhì)量，方便整車布局^［12-13］。按照驅(qū)動電機的數(shù)量，電動汽車可以分為單電機驅(qū)動系統(tǒng)和多電機驅(qū)動系統(tǒng)^［14］，多電機驅(qū)動系統(tǒng)又可以根據(jù)其在車輛中的位置以及分布情況劃分為雙電機分布式驅(qū)動系統(tǒng)、雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)和輪轂式電機驅(qū)動系統(tǒng)^［15-16］。雙電機耦合驅(qū)動形式可以有效提高電機的輸出效率，而且相較于單電機驅(qū)動對電機的性能要求較低^［17-19］；輪邊分布式電驅(qū)動橋質(zhì)量小、空間占用少，便于應(yīng)用在純電動商用車中^［20］。

因此，本文集合這兩種驅(qū)動形式的優(yōu)點，提出了輪邊雙電機耦合分布式電驅(qū)動橋的驅(qū)動形式，電驅(qū)動橋由兩套雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)組成，分布在驅(qū)動橋兩端來驅(qū)動車輪。確定了雙電機的基本參數(shù)以及兩套行星輪系的特征參數(shù)以及具體齒數(shù)，采用Workbench平臺與Maxwell軟件進行聯(lián)合仿真，利用多目標(biāo)遺傳算法對優(yōu)化目標(biāo)響應(yīng)靈敏的參數(shù)繼續(xù)進行響應(yīng)面的優(yōu)化分析。研制了新型雙電機雙行星輪系驅(qū)動系統(tǒng)樣機，搭建了實驗平臺對整體構(gòu)型進行了實驗驗證與研究。

1 電動重型卡車驅(qū)動系統(tǒng)參數(shù)匹配

1.1 整車動力性能指標(biāo)及技術(shù)參數(shù)

本文針對陜汽德龍M3000牽引車進行純電動設(shè)計，其主要的應(yīng)用場景是港口集裝箱運輸、城際重貨配送等作業(yè)，所以主要性能需求為城市低速小扭矩運行和中短途的大扭矩輸出。德龍M3000牽引車的車身基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，后續(xù)將用于整車所需求的最大功率匹配。

1.2 整車功率需求和扭矩匹配計算

本文關(guān)注的重點是車輛行駛過程中的經(jīng)濟性和動力性，因此只考慮車輛行駛的縱向動力學(xué)模型。車輛的行駛阻力包括滾動阻力mgf cos "α、坡度阻力mg sin "α、加速阻力F v 和空氣阻力F a 。車輛受力示意如圖1所示，相應(yīng)的縱向動力學(xué)方程為

F+F brk =mg sin "α+mgf cos "α+C D A f 21.15v2+m d v d t（1）

式中：F為驅(qū)動系統(tǒng)提供的牽引力， N ；F brk 為機械制動力；g為重力加速度， m/s 2；α為道路坡度， rad ；v為車速， m/s 。

根據(jù)式（1）可以得到車輛在行駛過程中所需要的功率平衡公式

P=v max 3600η t

mgf+C D Av2 max 21.15+mg sin "α+δm d v d t（2）

車輛運行需滿足3種極限工況：滿載下車輛在平直路況以最高車速v max 行駛；滿載下車輛在最大爬坡度α max 爬坡時以最高爬坡車速vα max 行駛；車輛按照表1所示的3種最小加速時間分別完成0～50 km/h 、50～80 km/h 和0～100 km/h 這3種加速行駛工況。電動卡車所需最大功率P v 應(yīng)為以上3種極限工況下計算出的最大功率P v1 、P v2 、P v3 的最大值，P v1 、P v2 、P v3 計算方程為

P v1 =v max 3600η t m a gf+C D Av2 max 21.15

P v2 =vα3600η t m a gf cos "α max +m a g sin "α max +

C D Av2α max 21.15

t a =13.6·

∫^{v end} v0δm a

3600P v3 η t /v-（m a gf+C D Av2/21.15） d v

P v = max （P v1 ，P v2 ，P v3 ）

（3）

式中：v α 為車輛最大爬坡度情況下對應(yīng)的車速；v0為初始加速時刻的速度；v end 為最終加速時刻的車速；t a 為從v0加速至v end 的所需時間。

車輛所需最大扭矩T v 為

T max 1=rη t m a gf cos "α+m a g sin "α+C D Av221.15

T max 2=rη t m a gf+δm d v d t+C D Av221.15

T v = max （T max 1，T max 2）

（4）

式中：r為車輪半徑。

將表1中的相關(guān)數(shù)據(jù)代入式（4），最終確定參數(shù)如下：車輛的所需額定功率為180kW，峰值功率為310kW；驅(qū)動電機額定扭矩為10293.45N·m，最大扭矩為15462.58N·m。

2 電動重型卡車驅(qū)動系統(tǒng)工作原理

2.1 驅(qū)動與傳動原理

本文所設(shè)計的驅(qū)動半橋主要由電機1、電機2、第一行星輪系、輪邊行星輪系組成，如圖2所示。電機1直接與第一行星輪系的太陽輪連接，通過行星輪系減速從行星架輸出，同步器位于第一行星輪系的行星架和輸出軸之間，電機2通過鍵連接與輸出軸固連，動力直接傳輸?shù)捷敵鲚S，輸出軸連接輪邊行星輪系的太陽輪，同樣由輪邊行星輪系的行星架輸出，行星架直接連接輪轂，將動力傳遞至車輪。

2.2 工作模式

由于本文研究對象的主要工況較為單一，大部分為低速大扭矩，還包括城市中平穩(wěn)運行，所以依此設(shè)計了雙電機耦合驅(qū)動的兩種工作模式：雙電機轉(zhuǎn)矩耦合模式和電機2單獨工作模式，如圖3所示。

在單電機模式下，電機1不工作，液壓驅(qū)動同步器的接合套向右撥動，將輸出軸和星輪系S1的行星架分離，此時驅(qū)動系統(tǒng)的電機2通過行星輪系S2直接驅(qū)動車輪，電機2轉(zhuǎn)子直接驅(qū)動輪邊行星輪系S2的太陽輪，行星輪系S2的齒圈固定，從行星架輸出驅(qū)動車輪。

在雙電機耦合模式下，電機1動力首先經(jīng)過行星輪S1系減速增矩，行星輪S1系齒圈固定，行星架輸出，此時同步器接合套向左撥動，實現(xiàn)行星輪S1系的接合套與輸出軸同步結(jié)合。這樣，電機1經(jīng)行星輪系S1增大后的扭矩和電機2直接輸出的扭矩在輸出軸實現(xiàn)轉(zhuǎn)矩耦合，耦合后的動力再次經(jīng)過輪邊減速器的減速增矩實現(xiàn)對車輪的驅(qū)動。

3 電動重型卡車驅(qū)動系統(tǒng)雙電機設(shè)計

3.1 雙電機驅(qū)動系統(tǒng)性能參數(shù)匹配

根據(jù)雙電機各自工作的工況，確定兩臺電機的性能參數(shù)匹配，如表2所示。

3.2 基于NSGA-Ⅱ算法的電機結(jié)構(gòu)參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化

3.2.1 電機優(yōu)化模型的建立

為提高整車舒適性，電機轉(zhuǎn)動波動率應(yīng)盡可能小；為提高整車動力性，電機輸出轉(zhuǎn)矩應(yīng)盡可能大；為防止電機過載受損，應(yīng)限制電機反電動勢。因此，本小節(jié)以電機電磁結(jié)構(gòu)參數(shù)為特征，以額定工況下的輸出轉(zhuǎn)矩平均值 T avg最大、額定工況下的輸出轉(zhuǎn)矩波動率 K T最小為優(yōu)化目標(biāo)，建立優(yōu)化模型

min ［－T avg ， K T ］

s.t. "E A ≤313 V

δ e ∈［0.5， 2.5］ mm

α e ∈［0.6， 0.9］

b M ∈［2.5， 6.5］ mm

B s0 ∈［1，3］ mm

H s0 ∈［0.5， 1.5］ mm

（5）

式中：E A 為 A 相相電壓反電動勢最大值， V ；δ e 為氣隙長度；α e 為極弧系數(shù)；b M 為永磁體厚度；B s0 為定子槽口寬度；H s0 為定子槽口高度。

本文基于ANSYS Workbench的optiSLang模塊對式（5）模型進行優(yōu)化。

3.2.2 徑向磁場電機設(shè)計

徑向磁場電機1經(jīng)過理論計算初步得到的設(shè)計參數(shù)如表3所示。

電機的性能指標(biāo)由多種結(jié)構(gòu)參數(shù)共同影響，而且評價電機的性能參數(shù)也是多樣的。考慮到這些結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響是非線性的，所以應(yīng)用簡單的單輸入單輸出形式的變量分析方法^［21］難以求解出最優(yōu)解。因此，本文采用Workbench平臺和Maxwell軟件進行聯(lián)合仿真，基于這種跨平臺的仿真分析方法對驅(qū)動電機結(jié)構(gòu)參數(shù)先后進行靈敏度分析和多目標(biāo)的聯(lián)合優(yōu)化，確定出電機的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

設(shè)定空載工況（求取相電壓反電動勢最大值）、空載工況、額定工況（求取轉(zhuǎn)矩波動率、轉(zhuǎn)矩平均值）3個子項目，并在總項目中將δ e 、α e 、b M 、B s0 、H s0 等參數(shù)設(shè)置為全局變量。將以上項目導(dǎo)入Ansys Workbench平臺，搭建實驗?zāi)Ｐ汀?/p>

（1）結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析。本文首先通過靈敏度分析^［22］研究了響應(yīng)參數(shù)的變化對輸入?yún)?shù)變化靈敏程度，確定了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響因子，同時也可以舍棄對響應(yīng)參數(shù)靈敏度較小的結(jié)構(gòu)參數(shù)，減小后續(xù)的響應(yīng)面優(yōu)化分析的數(shù)據(jù)量。本次仿真采用拉丁超立方采樣^［23］，可以更大程度保證對電機優(yōu)化參數(shù)數(shù)據(jù)量的全覆蓋。經(jīng)過聯(lián)合仿真得到輸入輸出參數(shù)的靈敏度關(guān)系，如圖4所示。從中可以看出：氣隙長度、永磁體厚度和寬度對電機的輸出參數(shù)影響較大，而極弧系數(shù)和槽口寬度的靈敏度很小，可以忽略不計。

（2）多目標(biāo)優(yōu)化與結(jié)果分析。在Workbench平臺中的Response Surface模塊搭建響應(yīng)面設(shè)計與優(yōu)化平臺，并與Maxwell軟件聯(lián)合仿真，進行基于響應(yīng)面的多目標(biāo)優(yōu)化。優(yōu)化時采用多目標(biāo)遺傳算法（MOGA）^［24-25］。多目標(biāo)遺傳算法是第二代非支配遺傳算法（NSGA-Ⅱ）的變體，可以支持多個優(yōu)化目標(biāo)以及施加約束，以此尋找約束的全局最優(yōu)解，具體流程如圖5所示。

在聯(lián)合仿真優(yōu)化過程中，最初生成3000個樣本，每次迭代生成600個樣本。迭代次數(shù)到20左右時，目標(biāo)函數(shù)的范圍變化趨于平穩(wěn)，將此時得到的解集中目標(biāo)函數(shù)最小值對應(yīng)的優(yōu)化結(jié)果作為優(yōu)化后的驅(qū)動系統(tǒng)參數(shù)。在20次迭代后找到3個候選點，其對應(yīng)的電機參數(shù)如表4所示。最終，選定候選點3對應(yīng)的電機參數(shù)進行后續(xù)的優(yōu)化后分析。

將優(yōu)化后的輸入?yún)?shù)重新在Maxwell軟件中進行參數(shù)化建模，并對生成的電機二維模型施加三相額定電流激勵，得到額定工況下電機1的輸出轉(zhuǎn)矩圖，如圖6所示。可以看出，輸出轉(zhuǎn)矩平均值為85.49N·m，轉(zhuǎn)矩波動率為3.03%，滿足車輛驅(qū)動電機轉(zhuǎn)矩波動不超過5%的要求。此外，為后續(xù)整車仿真中便于對電機模型的建立，利用Maxwell軟件中的Toolkit插件生成電機1滿載工況的電機效率云圖，如圖7所示。

從圖7可以看出：電機最大輸出扭矩達到180N·m， 滿足整車扭矩需求，電機的高效率區(qū)集中在額定轉(zhuǎn)速前后區(qū)域，因此驅(qū)動系統(tǒng)中電機1在額定工況下工作時效率較高，有益于提升車輛的能耗經(jīng)濟性。

3.2.3 軸向磁場電機仿真計算

采用同樣的方法，軸向磁場電機2經(jīng)過聯(lián)合仿真優(yōu)化之后最終的參數(shù)如表5所示。

對優(yōu)化后的電機2施加額定三相電流激勵，得到電機額定狀態(tài)下的輸出轉(zhuǎn)矩情況，如圖8所示。可以看出，電機輸出轉(zhuǎn)矩的平均值為193.21N·m，轉(zhuǎn)矩波動率為4.67%，輸出轉(zhuǎn)矩較為平穩(wěn)，滿足電動汽車驅(qū)動電機輸出轉(zhuǎn)矩不高于5%的要求。

優(yōu)化過后電機的電機效率云圖如圖9所示。將電機設(shè)置為滿載工況，可以看到高轉(zhuǎn)速和高扭矩下的電機效率也較高，符合電機設(shè)計的要求。

4 電動重型卡車傳動驅(qū)動新方式控制方法及實驗

4.1 雙電機耦合驅(qū)動系統(tǒng)樣機研制及實驗平臺搭建

依據(jù)此前確定的各項設(shè)計參數(shù)，完成雙電機驅(qū)動與傳動系統(tǒng)三維建模，并對驅(qū)動系統(tǒng)中的零部件進行機械加工，最終輪邊驅(qū)動與傳動系統(tǒng)總體裝配圖如圖10所示。圖中：第一行星輪系傳動比為4.50，模數(shù)為2mm；輪邊行星輪系傳動比為7.26，模數(shù)為3mm。

為了驗證所設(shè)計電動卡車驅(qū)動與傳動系統(tǒng)的性能，搭建驅(qū)動與傳動系統(tǒng)實驗臺。實驗臺由電動卡車驅(qū)動與傳動系統(tǒng)、轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器、可調(diào)慣量盤以及磁粉制動器串聯(lián)組成， 轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器可以用來測試驅(qū)動系統(tǒng)的輸出轉(zhuǎn)速和扭矩，測試結(jié)果通過轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩分析儀方便導(dǎo)出做進一步的分析，磁粉制動器可以通過直流電源加載來對驅(qū)動系統(tǒng)施加可調(diào)負載。

4.2 電機矢量控制方案

本文采用有位置傳感器的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩雙閉環(huán)的id=0矢量控制算法，控制算法框圖如圖11所示。首先，采用編碼器或者旋轉(zhuǎn)變壓器等位置傳感器對永磁同步輪轂電機的位置θ和轉(zhuǎn)速n進行采集，設(shè)定的永磁同步輪轂電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速n ref 與實際轉(zhuǎn)速n經(jīng)過 PI 調(diào)節(jié)器得到轉(zhuǎn)矩信號（即電流信號）。其次，將得到的永磁同步電機的電流進行計算，得到參考的直軸勵磁電流分量id_ ref 與交軸轉(zhuǎn)矩電流分量iq_ ref 。再次，電流傳感器采集永磁同步輪轂電機的定子三相電流i A 、i B 、i C ，并對電流進行 Clark 變換，將abc靜止三軸坐標(biāo)系轉(zhuǎn)換為αβ靜止兩軸坐標(biāo)系，得到α軸、β軸電流iα、iβ。然后，經(jīng) Park 變換將αβ靜止兩軸坐標(biāo)系變換為dq旋轉(zhuǎn)兩軸坐標(biāo)系，得到實際的直軸勵磁電流分量id與交軸轉(zhuǎn)矩電流分量iq，再經(jīng)電流環(huán) PI 調(diào)節(jié)器得到直軸勵磁電壓分量Ud與交軸轉(zhuǎn)矩電壓分量Uq，接著通過反 Park 變換得到α和β軸上的電壓。最后，將得到的α和β軸電壓通過空間矢量脈寬調(diào)制（SVPWM）生成三路互補的脈沖寬度調(diào)制（PWM）信號以控制逆變器的開關(guān)通斷以驅(qū)動永磁同步電機。

對PID控制參數(shù)整定得到：比例系數(shù)K p ω=0.16、積分系數(shù)K i ω=8，d軸比例系數(shù)K p d=0.32、積分系數(shù)K i d=165，q軸的比例系數(shù)K p q=0.32、積分系數(shù)K i q=165。

4.3 整車控制策略架構(gòu)設(shè)計

本文采用基于規(guī)則的邏輯門限值控制策略，邏輯門限值有車速、車輛所需驅(qū)動扭矩、制動扭矩和電池荷電狀態(tài)（SOC），設(shè)計模式切換控制策略具體流程如圖12所示。當(dāng)需求扭矩大于門限值時，切換至雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動模式；僅在車速和需求扭矩同時小于設(shè)置的門限值時，車輛工作在單電機模式；在車輛制動、SOC高于門限值時，車輛不進行電機再生制動，僅使用鼓式制動器的機械制動。

4.4 盤式電機單獨驅(qū)動實驗

盤式電機2驅(qū)動工作模式下，整車控制器采集駕駛員踏板信號以及車速信號，通過控制液壓缸驅(qū)動模式切換同步器的接合套向與第一行星輪系的行星架嚙合齒輪分離，避免盤式電機帶動電機1反轉(zhuǎn)。

4.4.1 空載工況

設(shè)置盤式電機2的目標(biāo)轉(zhuǎn)速分別為500、1500、3000r/min，編碼器測得電機2的空載輸出轉(zhuǎn)速曲線如圖13所示。

從圖13可以看出，電機2在空載工況下啟動，達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的所用時間與目標(biāo)轉(zhuǎn)速基本呈線性關(guān)系。在達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速之后，都會有一定程度的超調(diào)量，然后趨于穩(wěn)定，電機的最終穩(wěn)定轉(zhuǎn)速在目標(biāo)轉(zhuǎn)速附近輕微波動。電機的轉(zhuǎn)速越高，轉(zhuǎn)速波動率也隨之略微升高。在3種轉(zhuǎn)速下，當(dāng)傳動系統(tǒng)到達穩(wěn)態(tài)后，傳動系統(tǒng)效率分別為98.92%、99.12%、98.80%。電機2在3種目標(biāo)轉(zhuǎn)速下達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時間分別為0.67、1.98、4.75s，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后的轉(zhuǎn)速波動率分別為1.46%、1.82%和2.58%。綜上可知，電機2在空載工況啟動時間較短，啟動性能良好，波動范圍較小。

4.4.2 負載工況

給電機施加電流激勵，設(shè)定電機轉(zhuǎn)速為額定轉(zhuǎn)速1500r/min，然后通過施加穩(wěn)流電源使得磁粉制動器輸出負載轉(zhuǎn)矩，并在單電機驅(qū)動的輸出端施加730、1095N·m的負載扭矩。由于電機2經(jīng)過輪邊減速器減速增矩，所以換算到電機的輸出扭矩分別為100、150N·m。觀測電機在負載情況下的運行狀態(tài)，如圖14所示。

從圖14可以看出，電機所帶負載增大時，達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時間也會相應(yīng)增加，而且電機啟動的加速度也明顯降低。當(dāng)電機輸出100N·m轉(zhuǎn)矩時，達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時間約為2.5s，相比空載啟動，達到相同的目標(biāo)轉(zhuǎn)速所用時間也會增大。

4.4.3 穩(wěn)定性測試

為檢驗電機的轉(zhuǎn)矩輸出穩(wěn)定性，對單電機驅(qū)動系統(tǒng)的輸出端轉(zhuǎn)矩進行穩(wěn)定性測試，利用實驗臺的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器對輸出端的輸出轉(zhuǎn)矩進行觀測。當(dāng)電機目標(biāo)轉(zhuǎn)速為1500r/min，電機輸出轉(zhuǎn)矩為100、150N·m時，傳動系統(tǒng)輸出端目標(biāo)轉(zhuǎn)矩分別為726、1089N·m。傳動系統(tǒng)輸出端實際轉(zhuǎn)矩如圖15 所示。

從圖15可以看出：傳動系統(tǒng)輸出端轉(zhuǎn)矩均在目標(biāo)轉(zhuǎn)矩上下波動，而且隨著輸出轉(zhuǎn)矩的增大，轉(zhuǎn)矩的波動也有所增大。電機輸出100N·m下的輸出端轉(zhuǎn)矩波動率為4.6%，電機輸出150N·m下的輸出端轉(zhuǎn)矩波動率為5.1%。

4.5 雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動

對雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動模式進行分析，在這種工作模式下，模式切換同步器的接合套向左撥動，和第一行星輪系的右行星架嚙合齒輪接合，實現(xiàn)將電機1的動力通過第一行星輪系傳輸?shù)捷敵鲚S與電機2進行轉(zhuǎn)矩耦合。

為模擬雙電機轉(zhuǎn)矩耦合模式在車輛啟動時的場景，利用磁粉制動器給輸出端施加負載轉(zhuǎn)矩，電機1和電機2的輸出扭矩分別為30、80N·m，同時通過驅(qū)動器控制兩電機共同驅(qū)動車輛起步，設(shè)置電機耦合的最終轉(zhuǎn)速分別為500、1500、3000r/min，通過磁編碼器得到耦合后的不同轉(zhuǎn)速輸出情況，如圖16所示。可以看出：隨著轉(zhuǎn)速的增大，達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時間也隨之增大，而且達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時間與目標(biāo)轉(zhuǎn)速基本呈正比關(guān)系；由于帶負載工作，達到目標(biāo)轉(zhuǎn)速之后的轉(zhuǎn)速波動也隨著轉(zhuǎn)速的增大而增大。在3種耦合模式下，當(dāng)系統(tǒng)穩(wěn)定時，齒輪系的傳動效率分別為97.23%、97.84%、96.85%。

對雙電機轉(zhuǎn)矩耦合工作模式的切換過程進行實驗。首先，將同步器與第一行星輪系分離，對電機2和電機1進行轉(zhuǎn)矩控制，使得電機2和電機1的輸出轉(zhuǎn)矩分別為80、30N·m。由于電機1初始時還未與電機2進行耦合，所以初始時即為電機2的單電機驅(qū)動模式，如圖17所示。此時，輸出端的輸出扭矩在584N·m上下波動。然后，推動同步器的接合套與第一行星輪系的接合齒輪嚙合，實現(xiàn)單電機驅(qū)動轉(zhuǎn)向雙電機轉(zhuǎn)矩耦合。

從圖17可以看出，剛開始撥動接合套時，輸出端的輸出轉(zhuǎn)矩小范圍線性增加，然后急速增大。這是由接合套推動鎖環(huán)與齒圈的錐面進行摩擦然后實現(xiàn)鎖環(huán)和嚙合齒輪接合而造成的。對耦合后的輸出轉(zhuǎn)矩進行分析可知，輸出后的轉(zhuǎn)矩在1569N·m上下波動，與兩電機分別輸出30、80N·m相吻合。此外可以看出，耦合后的轉(zhuǎn)矩波動比耦合前增大，大約為5.5%左右，可能是因為實驗平臺的振動和雙電機轉(zhuǎn)矩耦合的影響。

綜上所述可知，本文研制的雙電機雙行星輪系驅(qū)動機構(gòu)系統(tǒng)的兩種工作模式均可以較為平穩(wěn)地輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速，雙電機轉(zhuǎn)矩耦合產(chǎn)生的波動可以通過后續(xù)的電機來進行減弱和消除。驅(qū)動系統(tǒng)構(gòu)型設(shè)計合理，可以平穩(wěn)輸出。

5 結(jié) 論

（1）本文通過對比國內(nèi)外不同類型的電動重型卡車驅(qū)動系統(tǒng)構(gòu)型，提出了一種雙電機雙行星輪系驅(qū)動新構(gòu)型。采用雙電機驅(qū)動兩個行星齒輪機構(gòu)，并具有輪邊的鼓式制動器和模式切換同步器，其中電機1輸出的轉(zhuǎn)矩經(jīng)過第一行星輪系的放大后與電機2輸出的轉(zhuǎn)矩進行耦合，然后經(jīng)過第二級輪邊行星輪系驅(qū)動車輪，在兩個驅(qū)動電機的動力輸出下可以實現(xiàn)單電機驅(qū)動和雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動兩種工作模式。

（2）選取陜汽德龍M3000系列的18 t重型牽引車作為設(shè)計原型，根據(jù)該車型的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及動力需求進行整車的功率和扭矩匹配，確定電機1和電機2的峰值轉(zhuǎn)速分別為9000、4000r/min，峰值轉(zhuǎn)矩分別為159.15N·m和381.96N·m。

（3）根據(jù)驅(qū)動系統(tǒng)中兩個電機的動力匹配，對電機1和電機2的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行設(shè)計與仿真。其中電機1選取為60kW的48槽8極徑向磁通永磁同步電機，電機2選取為30kW的12槽10極的軸向磁通永磁同步電機。采用Workbench平臺和Maxwell軟件聯(lián)合仿真，先后完成了結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析和基于NSGA-Ⅱ的多目標(biāo)優(yōu)化分析，優(yōu)化后電機1和電機2的轉(zhuǎn)矩波動分別為3.03%和4.67%，最大輸出轉(zhuǎn)矩分別為180N·m和480N·m，滿足整車轉(zhuǎn)矩設(shè)計需求。

（4）制作了新型雙電機雙行星輪系驅(qū)動系統(tǒng)原型機，搭建了雙電機雙行星輪系驅(qū)動系統(tǒng)的實驗平臺，對加工的電機2樣機進行性能測試。通過液壓驅(qū)動同步器撥叉實現(xiàn)單電機到雙電機轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動實驗，得到兩種工作模式、不同負載下的雙電機驅(qū)動系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速。設(shè)計的雙電機雙行星輪系驅(qū)動系統(tǒng)在兩種工作模式下轉(zhuǎn)速波動率最大為2.58%、轉(zhuǎn)矩波動率最大為5.5%，具有較好的輸出響應(yīng)。

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（編輯 陶晴）