用于重型電動(dòng)卡車(chē)的雙電機(jī)與雙行星排新驅(qū)動(dòng)裝置設(shè)計(jì)及動(dòng)力學(xué)特性研究

摘要：針對(duì)電動(dòng)卡車(chē)采用的中央電機(jī)配合變速箱的驅(qū)動(dòng)形式，造成驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率偏高、傳動(dòng)系統(tǒng)空間布置困難、傳動(dòng)效率低下等問(wèn)題，以陜汽德龍M3000系列的18 t級(jí)牽引車(chē)為研究對(duì)象，提出了一種可以實(shí)現(xiàn)雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)和單電機(jī)驅(qū)動(dòng)兩種工作模式的新型雙電機(jī)雙行星輪系輪邊分布式驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)。理論計(jì)算了新型驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中雙永磁同步電機(jī)的基本參數(shù)；搭建了基于Workbench平臺(tái)與Maxwell軟件的聯(lián)合仿真平臺(tái)，提出了采用遺傳算法的雙電機(jī)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(dòng)率和最大反電動(dòng)勢(shì)的最優(yōu)解；設(shè)計(jì)、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(jī)與雙行星排機(jī)械結(jié)構(gòu)總成以及計(jì)算機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)；構(gòu)建了基于邏輯門(mén)限值的整車(chē)控制策略和基于矢量控制的電機(jī)控制方案，開(kāi)展了兩種工作模式電機(jī)性能實(shí)驗(yàn)以及工作模式切換實(shí)驗(yàn)。研究結(jié)果表明，設(shè)計(jì)的雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)在兩種工作模式下轉(zhuǎn)速波動(dòng)率最大為2.58%、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)率最大為5.5%，具有較好的輸出響應(yīng)，為該型原理的實(shí)際應(yīng)用提供了參考。

關(guān)鍵詞：電動(dòng)卡車(chē)；驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)；永磁同步電機(jī)；行星輪系

中圖分類(lèi)號(hào)：TH132.46 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202504002 文章編號(hào)：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(guó)現(xiàn)存的傳統(tǒng)燃油車(chē)保有量基數(shù)大，不僅帶來(lái)了很多環(huán)境保護(hù)方面的問(wèn)題，也導(dǎo)致我國(guó)對(duì)石油等化石能源的需求量居高不下^［1］。2020年，我國(guó)石油對(duì)外依存度達(dá)到歷年的最高點(diǎn)73.7%^［2-3］。為了解決能源與環(huán)保問(wèn)題，近年來(lái)我國(guó)新能源汽車(chē)行業(yè)發(fā)展迅速，同時(shí)國(guó)家也對(duì)新能源汽車(chē)的發(fā)展做出了與時(shí)俱進(jìn)的規(guī)劃^［4-5］。

新能源汽車(chē)包括純電動(dòng)汽車(chē)、燃料電池汽車(chē)和混合動(dòng)力汽車(chē)^［6-7］。電驅(qū)動(dòng)車(chē)輛具有電能效率比燃燒效率更高的優(yōu)點(diǎn)，而且電能為可再生能源，其獲取相對(duì)方便?；旌蟿?dòng)力汽車(chē)由于其驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，車(chē)身質(zhì)量也比一般純?nèi)加蛙?chē)型和純電動(dòng)車(chē)型大，所以混合動(dòng)力商用車(chē)一度被認(rèn)為是商用車(chē)從純?nèi)加蛙?chē)型向純電動(dòng)車(chē)型的過(guò)渡產(chǎn)品^［8-10］。隨著純電動(dòng)驅(qū)動(dòng)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(dòng)商用車(chē)在短距離運(yùn)輸市場(chǎng)中扮演者越來(lái)越重要的角色，而且純電動(dòng)商用車(chē)在質(zhì)量減輕、節(jié)約化石能源方面具有無(wú)可比擬的優(yōu)勢(shì)^［11］。

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

因此，本文集合這兩種驅(qū)動(dòng)形式的優(yōu)點(diǎn)，提出了輪邊雙電機(jī)耦合分布式電驅(qū)動(dòng)橋的驅(qū)動(dòng)形式，電驅(qū)動(dòng)橋由兩套雙電機(jī)耦合驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)組成，分布在驅(qū)動(dòng)橋兩端來(lái)驅(qū)動(dòng)車(chē)輪。確定了雙電機(jī)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(tái)與Maxwell軟件進(jìn)行聯(lián)合仿真，利用多目標(biāo)遺傳算法對(duì)優(yōu)化目標(biāo)響應(yīng)靈敏的參數(shù)繼續(xù)進(jìn)行響應(yīng)面的優(yōu)化分析。研制了新型雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)樣機(jī)，搭建了實(shí)驗(yàn)平臺(tái)對(duì)整體構(gòu)型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證與研究。

1 電動(dòng)重型卡車(chē)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)匹配

1.1 整車(chē)動(dòng)力性能指標(biāo)及技術(shù)參數(shù)

本文針對(duì)陜汽德龍M3000牽引車(chē)進(jìn)行純電動(dòng)設(shè)計(jì)，其主要的應(yīng)用場(chǎng)景是港口集裝箱運(yùn)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(yùn)行和中短途的大扭矩輸出。德龍M3000牽引車(chē)的車(chē)身基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，后續(xù)將用于整車(chē)所需求的最大功率匹配。

1.2 整車(chē)功率需求和扭矩匹配計(jì)算

本文關(guān)注的重點(diǎn)是車(chē)輛行駛過(guò)程中的經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性，因此只考慮車(chē)輛行駛的縱向動(dòng)力學(xué)模型。車(chē)輛的行駛阻力包括滾動(dòng)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(chē)輛受力示意如圖1所示，相應(yīng)的縱向動(dòng)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(dòng)系統(tǒng)提供的牽引力， N ；F brk 為機(jī)械制動(dòng)力；g為重力加速度， m/s 2；α為道路坡度， rad ；v為車(chē)速， m/s 。

根據(jù)式（1）可以得到車(chē)輛在行駛過(guò)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(chē)輛運(yùn)行需滿(mǎn)足3種極限工況：滿(mǎn)載下車(chē)輛在平直路況以最高車(chē)速v max 行駛；滿(mǎn)載下車(chē)輛在最大爬坡度α max 爬坡時(shí)以最高爬坡車(chē)速vα max 行駛；車(chē)輛按照表1所示的3種最小加速時(shí)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(dòng)卡車(chē)所需最大功率P v 應(yīng)為以上3種極限工況下計(jì)算出的最大功率P v1 、P v2 、P v3 的最大值，P v1 、P v2 、P v3 計(jì)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(chē)輛最大爬坡度情況下對(duì)應(yīng)的車(chē)速；v0為初始加速時(shí)刻的速度；v end 為最終加速時(shí)刻的車(chē)速；t a 為從v0加速至v end 的所需時(shí)間。

車(chē)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(chē)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(chē)輛的所需額定功率為180kW，峰值功率為310kW；驅(qū)動(dòng)電機(jī)額定扭矩為10293.45N·m，最大扭矩為15462.58N·m。

2 電動(dòng)重型卡車(chē)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)工作原理

2.1 驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)原理

本文所設(shè)計(jì)的驅(qū)動(dòng)半橋主要由電機(jī)1、電機(jī)2、第一行星輪系、輪邊行星輪系組成，如圖2所示。電機(jī)1直接與第一行星輪系的太陽(yáng)輪連接，通過(guò)行星輪系減速?gòu)男行羌茌敵?，同步器位于第一行星輪系的行星架和輸出軸之間，電機(jī)2通過(guò)鍵連接與輸出軸固連，動(dòng)力直接傳輸?shù)捷敵鲚S，輸出軸連接輪邊行星輪系的太陽(yáng)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(dòng)力傳遞至車(chē)輪。

2.2 工作模式

由于本文研究對(duì)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(yùn)行，所以依此設(shè)計(jì)了雙電機(jī)耦合驅(qū)動(dòng)的兩種工作模式：雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合模式和電機(jī)2單獨(dú)工作模式，如圖3所示。

在單電機(jī)模式下，電機(jī)1不工作，液壓驅(qū)動(dòng)同步器的接合套向右撥動(dòng)，將輸出軸和星輪系S1的行星架分離，此時(shí)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的電機(jī)2通過(guò)行星輪系S2直接驅(qū)動(dòng)車(chē)輪，電機(jī)2轉(zhuǎn)子直接驅(qū)動(dòng)輪邊行星輪系S2的太陽(yáng)輪，行星輪系S2的齒圈固定，從行星架輸出驅(qū)動(dòng)車(chē)輪。

在雙電機(jī)耦合模式下，電機(jī)1動(dòng)力首先經(jīng)過(guò)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(shí)同步器接合套向左撥動(dòng)，實(shí)現(xiàn)行星輪S1系的接合套與輸出軸同步結(jié)合。這樣，電機(jī)1經(jīng)行星輪系S1增大后的扭矩和電機(jī)2直接輸出的扭矩在輸出軸實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)矩耦合，耦合后的動(dòng)力再次經(jīng)過(guò)輪邊減速器的減速增矩實(shí)現(xiàn)對(duì)車(chē)輪的驅(qū)動(dòng)。

3 電動(dòng)重型卡車(chē)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)雙電機(jī)設(shè)計(jì)

3.1 雙電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)性能參數(shù)匹配

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

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

3.2.1 電機(jī)優(yōu)化模型的建立

為提高整車(chē)舒適性，電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)波動(dòng)率應(yīng)盡可能??；為提高整車(chē)動(dòng)力性，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩應(yīng)盡可能大；為防止電機(jī)過(guò)載受損，應(yīng)限制電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)。因此，本小節(jié)以電機(jī)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(dòng)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(dòng)勢(shì)最大值， V ；δ e 為氣隙長(zhǎng)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(duì)式（5）模型進(jìn)行優(yōu)化。

3.2.2 徑向磁場(chǎng)電機(jī)設(shè)計(jì)

徑向磁場(chǎng)電機(jī)1經(jīng)過(guò)理論計(jì)算初步得到的設(shè)計(jì)參數(shù)如表3所示。

電機(jī)的性能指標(biāo)由多種結(jié)構(gòu)參數(shù)共同影響，而且評(píng)價(jià)電機(jī)的性能參數(shù)也是多樣的?？紤]到這些結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響是非線性的，所以應(yīng)用簡(jiǎn)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(tái)和Maxwell軟件進(jìn)行聯(lián)合仿真，基于這種跨平臺(tái)的仿真分析方法對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)先后進(jìn)行靈敏度分析和多目標(biāo)的聯(lián)合優(yōu)化，確定出電機(jī)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(dòng)勢(shì)最大值）、空載工況、額定工況（求取轉(zhuǎn)矩波動(dòng)率、轉(zhuǎn)矩平均值）3個(gè)子項(xiàng)目，并在總項(xiàng)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(xiàng)目導(dǎo)入Ansys Workbench平臺(tái)，搭建實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

（1）結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析。本文首先通過(guò)靈敏度分析^［22］研究了響應(yīng)參數(shù)的變化對(duì)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(shí)也可以舍棄對(duì)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(duì)電機(jī)優(yōu)化參數(shù)數(shù)據(jù)量的全覆蓋。經(jīng)過(guò)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(zhǎng)度、永磁體厚度和寬度對(duì)電機(jī)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(jì)。

（2）多目標(biāo)優(yōu)化與結(jié)果分析。在Workbench平臺(tái)中的Response Surface模塊搭建響應(yīng)面設(shè)計(jì)與優(yōu)化平臺(tái)，并與Maxwell軟件聯(lián)合仿真，進(jìn)行基于響應(yīng)面的多目標(biāo)優(yōu)化。優(yōu)化時(shí)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(gè)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(guò)程中，最初生成3000個(gè)樣本，每次迭代生成600個(gè)樣本。迭代次數(shù)到20左右時(shí)，目標(biāo)函數(shù)的范圍變化趨于平穩(wěn)，將此時(shí)得到的解集中目標(biāo)函數(shù)最小值對(duì)應(yīng)的優(yōu)化結(jié)果作為優(yōu)化后的驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)。在20次迭代后找到3個(gè)候選點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)的電機(jī)參數(shù)如表4所示。最終，選定候選點(diǎn)3對(duì)應(yīng)的電機(jī)參數(shù)進(jìn)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(jìn)行參數(shù)化建模，并對(duì)生成的電機(jī)二維模型施加三相額定電流激勵(lì)，得到額定工況下電機(jī)1的輸出轉(zhuǎn)矩圖，如圖6所示?？梢钥闯觯敵鲛D(zhuǎn)矩平均值為85.49N·m，轉(zhuǎn)矩波動(dòng)率為3.03%，滿(mǎn)足車(chē)輛驅(qū)動(dòng)電機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)不超過(guò)5%的要求。此外，為后續(xù)整車(chē)仿真中便于對(duì)電機(jī)模型的建立，利用Maxwell軟件中的Toolkit插件生成電機(jī)1滿(mǎn)載工況的電機(jī)效率云圖，如圖7所示。

從圖7可以看出：電機(jī)最大輸出扭矩達(dá)到180N·m， 滿(mǎn)足整車(chē)扭矩需求，電機(jī)的高效率區(qū)集中在額定轉(zhuǎn)速前后區(qū)域，因此驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中電機(jī)1在額定工況下工作時(shí)效率較高，有益于提升車(chē)輛的能耗經(jīng)濟(jì)性。

3.2.3 軸向磁場(chǎng)電機(jī)仿真計(jì)算

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

對(duì)優(yōu)化后的電機(jī)2施加額定三相電流激勵(lì)，得到電機(jī)額定狀態(tài)下的輸出轉(zhuǎn)矩情況，如圖8所示?？梢钥闯?，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩的平均值為193.21N·m，轉(zhuǎn)矩波動(dòng)率為4.67%，輸出轉(zhuǎn)矩較為平穩(wěn)，滿(mǎn)足電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩不高于5%的要求。

優(yōu)化過(guò)后電機(jī)的電機(jī)效率云圖如圖9所示。將電機(jī)設(shè)置為滿(mǎn)載工況，可以看到高轉(zhuǎn)速和高扭矩下的電機(jī)效率也較高，符合電機(jī)設(shè)計(jì)的要求。

4 電動(dòng)重型卡車(chē)傳動(dòng)驅(qū)動(dòng)新方式控制方法及實(shí)驗(yàn)

4.1 雙電機(jī)耦合驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)樣機(jī)研制及實(shí)驗(yàn)平臺(tái)搭建

依據(jù)此前確定的各項(xiàng)設(shè)計(jì)參數(shù)，完成雙電機(jī)驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)系統(tǒng)三維建模，并對(duì)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的零部件進(jìn)行機(jī)械加工，最終輪邊驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)系統(tǒng)總體裝配圖如圖10所示。圖中：第一行星輪系傳動(dòng)比為4.50，模數(shù)為2mm；輪邊行星輪系傳動(dòng)比為7.26，模數(shù)為3mm。

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)電動(dòng)卡車(chē)驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)系統(tǒng)的性能，搭建驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)。實(shí)驗(yàn)臺(tái)由電動(dòng)卡車(chē)驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)系統(tǒng)、轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器、可調(diào)慣量盤(pán)以及磁粉制動(dòng)器串聯(lián)組成， 轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器可以用來(lái)測(cè)試驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的輸出轉(zhuǎn)速和扭矩，測(cè)試結(jié)果通過(guò)轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩分析儀方便導(dǎo)出做進(jìn)一步的分析，磁粉制動(dòng)器可以通過(guò)直流電源加載來(lái)對(duì)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)施加可調(diào)負(fù)載。

4.2 電機(jī)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(duì)永磁同步輪轂電機(jī)的位置θ和轉(zhuǎn)速n進(jìn)行采集，設(shè)定的永磁同步輪轂電機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速n ref 與實(shí)際轉(zhuǎn)速n經(jīng)過(guò) PI 調(diào)節(jié)器得到轉(zhuǎn)矩信號(hào)（即電流信號(hào)）。其次，將得到的永磁同步電機(jī)的電流進(jìn)行計(jì)算，得到參考的直軸勵(lì)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(jī)的定子三相電流i A 、i B 、i C ，并對(duì)電流進(jìn)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(shí)際的直軸勵(lì)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(lì)磁電壓分量Ud與交軸轉(zhuǎn)矩電壓分量Uq，接著通過(guò)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(guò)空間矢量脈寬調(diào)制（SVPWM）生成三路互補(bǔ)的脈沖寬度調(diào)制（PWM）信號(hào)以控制逆變器的開(kāi)關(guān)通斷以驅(qū)動(dòng)永磁同步電機(jī)。

對(duì)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(chē)控制策略架構(gòu)設(shè)計(jì)

本文采用基于規(guī)則的邏輯門(mén)限值控制策略，邏輯門(mén)限值有車(chē)速、車(chē)輛所需驅(qū)動(dòng)扭矩、制動(dòng)扭矩和電池荷電狀態(tài)（SOC），設(shè)計(jì)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(mén)限值時(shí)，切換至雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)模式；僅在車(chē)速和需求扭矩同時(shí)小于設(shè)置的門(mén)限值時(shí)，車(chē)輛工作在單電機(jī)模式；在車(chē)輛制動(dòng)、SOC高于門(mén)限值時(shí)，車(chē)輛不進(jìn)行電機(jī)再生制動(dòng)，僅使用鼓式制動(dòng)器的機(jī)械制動(dòng)。

4.4 盤(pán)式電機(jī)單獨(dú)驅(qū)動(dòng)實(shí)驗(yàn)

盤(pán)式電機(jī)2驅(qū)動(dòng)工作模式下，整車(chē)控制器采集駕駛員踏板信號(hào)以及車(chē)速信號(hào)，通過(guò)控制液壓缸驅(qū)動(dòng)模式切換同步器的接合套向與第一行星輪系的行星架?chē)Ш淆X輪分離，避免盤(pán)式電機(jī)帶動(dòng)電機(jī)1反轉(zhuǎn)。

4.4.1 空載工況

設(shè)置盤(pán)式電機(jī)2的目標(biāo)轉(zhuǎn)速分別為500、1500、3000r/min，編碼器測(cè)得電機(jī)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(jī)2在空載工況下啟動(dòng)，達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的所用時(shí)間與目標(biāo)轉(zhuǎn)速基本呈線性關(guān)系。在達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速之后，都會(huì)有一定程度的超調(diào)量，然后趨于穩(wěn)定，電機(jī)的最終穩(wěn)定轉(zhuǎn)速在目標(biāo)轉(zhuǎn)速附近輕微波動(dòng)。電機(jī)的轉(zhuǎn)速越高，轉(zhuǎn)速波動(dòng)率也隨之略微升高。在3種轉(zhuǎn)速下，當(dāng)傳動(dòng)系統(tǒng)到達(dá)穩(wěn)態(tài)后，傳動(dòng)系統(tǒng)效率分別為98.92%、99.12%、98.80%。電機(jī)2在3種目標(biāo)轉(zhuǎn)速下達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時(shí)間分別為0.67、1.98、4.75s，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后的轉(zhuǎn)速波動(dòng)率分別為1.46%、1.82%和2.58%。綜上可知，電機(jī)2在空載工況啟動(dòng)時(shí)間較短，啟動(dòng)性能良好，波動(dòng)范圍較小。

4.4.2 負(fù)載工況

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

從圖14可以看出，電機(jī)所帶負(fù)載增大時(shí)，達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時(shí)間也會(huì)相應(yīng)增加，而且電機(jī)啟動(dòng)的加速度也明顯降低。當(dāng)電機(jī)輸出100N·m轉(zhuǎn)矩時(shí)，達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時(shí)間約為2.5s，相比空載啟動(dòng)，達(dá)到相同的目標(biāo)轉(zhuǎn)速所用時(shí)間也會(huì)增大。

4.4.3 穩(wěn)定性測(cè)試

為檢驗(yàn)電機(jī)的轉(zhuǎn)矩輸出穩(wěn)定性，對(duì)單電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的輸出端轉(zhuǎn)矩進(jìn)行穩(wěn)定性測(cè)試，利用實(shí)驗(yàn)臺(tái)的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)矩傳感器對(duì)輸出端的輸出轉(zhuǎn)矩進(jìn)行觀測(cè)。當(dāng)電機(jī)目標(biāo)轉(zhuǎn)速為1500r/min，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩為100、150N·m時(shí)，傳動(dòng)系統(tǒng)輸出端目標(biāo)轉(zhuǎn)矩分別為726、1089N·m。傳動(dòng)系統(tǒng)輸出端實(shí)際轉(zhuǎn)矩如圖15 所示。

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

4.5 雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)

對(duì)雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)模式進(jìn)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(dòng)，和第一行星輪系的右行星架?chē)Ш淆X輪接合，實(shí)現(xiàn)將電機(jī)1的動(dòng)力通過(guò)第一行星輪系傳輸?shù)捷敵鲚S與電機(jī)2進(jìn)行轉(zhuǎn)矩耦合。

為模擬雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合模式在車(chē)輛啟動(dòng)時(shí)的場(chǎng)景，利用磁粉制動(dòng)器給輸出端施加負(fù)載轉(zhuǎn)矩，電機(jī)1和電機(jī)2的輸出扭矩分別為30、80N·m，同時(shí)通過(guò)驅(qū)動(dòng)器控制兩電機(jī)共同驅(qū)動(dòng)車(chē)輛起步，設(shè)置電機(jī)耦合的最終轉(zhuǎn)速分別為500、1500、3000r/min，通過(guò)磁編碼器得到耦合后的不同轉(zhuǎn)速輸出情況，如圖16所示?？梢钥闯觯弘S著轉(zhuǎn)速的增大，達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時(shí)間也隨之增大，而且達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速的時(shí)間與目標(biāo)轉(zhuǎn)速基本呈正比關(guān)系；由于帶負(fù)載工作，達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)速之后的轉(zhuǎn)速波動(dòng)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(shí)，齒輪系的傳動(dòng)效率分別為97.23%、97.84%、96.85%。

對(duì)雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合工作模式的切換過(guò)程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。首先，將同步器與第一行星輪系分離，對(duì)電機(jī)2和電機(jī)1進(jìn)行轉(zhuǎn)矩控制，使得電機(jī)2和電機(jī)1的輸出轉(zhuǎn)矩分別為80、30N·m。由于電機(jī)1初始時(shí)還未與電機(jī)2進(jìn)行耦合，所以初始時(shí)即為電機(jī)2的單電機(jī)驅(qū)動(dòng)模式，如圖17所示。此時(shí)，輸出端的輸出扭矩在584N·m上下波動(dòng)。然后，推動(dòng)同步器的接合套與第一行星輪系的接合齒輪嚙合，實(shí)現(xiàn)單電機(jī)驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)向雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合。

從圖17可以看出，剛開(kāi)始撥動(dòng)接合套時(shí)，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(dòng)鎖環(huán)與齒圈的錐面進(jìn)行摩擦然后實(shí)現(xiàn)鎖環(huán)和嚙合齒輪接合而造成的。對(duì)耦合后的輸出轉(zhuǎn)矩進(jìn)行分析可知，輸出后的轉(zhuǎn)矩在1569N·m上下波動(dòng)，與兩電機(jī)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(dòng)比耦合前增大，大約為5.5%左右，可能是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)平臺(tái)的振動(dòng)和雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合的影響。

綜上所述可知，本文研制的雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)機(jī)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(jī)轉(zhuǎn)矩耦合產(chǎn)生的波動(dòng)可以通過(guò)后續(xù)的電機(jī)來(lái)進(jìn)行減弱和消除。驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)構(gòu)型設(shè)計(jì)合理，可以平穩(wěn)輸出。

5 結(jié) 論

（1）本文通過(guò)對(duì)比國(guó)內(nèi)外不同類(lèi)型的電動(dòng)重型卡車(chē)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)構(gòu)型，提出了一種雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)新構(gòu)型。采用雙電機(jī)驅(qū)動(dòng)兩個(gè)行星齒輪機(jī)構(gòu)，并具有輪邊的鼓式制動(dòng)器和模式切換同步器，其中電機(jī)1輸出的轉(zhuǎn)矩經(jīng)過(guò)第一行星輪系的放大后與電機(jī)2輸出的轉(zhuǎn)矩進(jìn)行耦合，然后經(jīng)過(guò)第二級(jí)輪邊行星輪系驅(qū)動(dòng)車(chē)輪，在兩個(gè)驅(qū)動(dòng)電機(jī)的動(dòng)力輸出下可以實(shí)現(xiàn)單電機(jī)驅(qū)動(dòng)和雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)兩種工作模式。

（2）選取陜汽德龍M3000系列的18 t重型牽引車(chē)作為設(shè)計(jì)原型，根據(jù)該車(chē)型的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及動(dòng)力需求進(jìn)行整車(chē)的功率和扭矩匹配，確定電機(jī)1和電機(jī)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(dòng)系統(tǒng)中兩個(gè)電機(jī)的動(dòng)力匹配，對(duì)電機(jī)1和電機(jī)2的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)與仿真。其中電機(jī)1選取為60kW的48槽8極徑向磁通永磁同步電機(jī)，電機(jī)2選取為30kW的12槽10極的軸向磁通永磁同步電機(jī)。采用Workbench平臺(tái)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(jī)1和電機(jī)2的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)分別為3.03%和4.67%，最大輸出轉(zhuǎn)矩分別為180N·m和480N·m，滿(mǎn)足整車(chē)轉(zhuǎn)矩設(shè)計(jì)需求。

（4）制作了新型雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)原型機(jī)，搭建了雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)加工的電機(jī)2樣機(jī)進(jìn)行性能測(cè)試。通過(guò)液壓驅(qū)動(dòng)同步器撥叉實(shí)現(xiàn)單電機(jī)到雙電機(jī)轉(zhuǎn)矩耦合驅(qū)動(dòng)實(shí)驗(yàn)，得到兩種工作模式、不同負(fù)載下的雙電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速。設(shè)計(jì)的雙電機(jī)雙行星輪系驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)在兩種工作模式下轉(zhuǎn)速波動(dòng)率最大為2.58%、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)率最大為5.5%，具有較好的輸出響應(yīng)。

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（編輯 陶晴）