李同輝 謝 斌 宋正河 李 季

(中國農(nóng)業(yè)大學現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備優(yōu)化設計北京市重點實驗室， 北京 100083)

0 引言

我國農(nóng)業(yè)機械效率低、能耗高，拖拉機產(chǎn)量的大幅增加帶來了大量的能源消耗[1]，由此引起的能源和環(huán)境問題日益突出。隨著全球范圍內對節(jié)能、環(huán)保、高效三大主題的倡導，電驅動拖拉機已成為農(nóng)業(yè)機械領域研究的熱點[2-3]。

高輝松等[4-6]針對基于串勵直流電動機的電動拖拉機驅動力特性及傳動效率特性進行了試驗研究。謝斌等[7-9]對雙輪驅動小型電動拖拉機的傳動性能和驅動控制進行了相關研究。鄧曉亭等[10]提出了一種并聯(lián)式混合動力拖拉機傳動系統(tǒng)，并提出了相應的設計理論和計算方法。KIM等[11]針對并聯(lián)式混合動力拖拉機，提出了一種負載扭矩估算算法，用于主要的農(nóng)田作業(yè)如翻耕和旋耕。綜上所述，目前純電動拖拉機多采用單電機驅動，難以滿足農(nóng)田作業(yè)的多工況、經(jīng)濟性要求[12-13]，而混合動力拖拉機中的電機主要用作輔助動力源，以提高發(fā)動機效率為目標，并不能充分發(fā)揮電機高效率和高精度的特點。采用雙電機耦合驅動可以降低電機轉矩容量，提高電動拖拉機驅動系統(tǒng)的功率密度，通過調節(jié)兩個電機的工作點，有利于優(yōu)化驅動系統(tǒng)的效率，提高拖拉機在不同作業(yè)工況下的能量利用率?；诖耍疚奶岢鲆环N用于純電動拖拉機的雙電機行星耦合驅動系統(tǒng)，對其傳動特性進行試驗研究。

1 動力傳動系統(tǒng)結構方案

設計的雙電機驅動電動拖拉機總體結構如圖1所示。動力電池組布置于車架前方，電池管理系統(tǒng)和整車控制器置于電池組上方；轉向系統(tǒng)安裝于車架中部；主、副電機與動力耦合變速箱組成的驅動系統(tǒng)通過箱體與車架相連。

圖1 電動拖拉機總體結構方案Fig.1 Structure diagram of electric tractor1.電池管理系統(tǒng) 2.整車控制器 3.車架 4.副電機 5.驅動輪 6.動力輸出軸 7.動力耦合變速箱 8.主電機 9.電池組

驅動系統(tǒng)是電動拖拉機的核心，是提升整機傳動效率的關鍵，本文采用行星齒輪機構將兩電機動力匯流后驅動拖拉機工作，雙電機驅動系統(tǒng)傳動路線如圖2所示。主電機與副電機作為兩個動力源通過法蘭盤與箱體固定，并置于動力耦合變速箱的同側。主電機通過減速齒輪與齒圈相連，副電機與太陽輪相連，主電機輸出軸設有電磁離合器，用于結合、斷開齒圈與主電機的連接，太陽輪軸上設有制動器，用于控制副電機的工作狀態(tài)。兩電機的動力匯流后經(jīng)行星架輸出，經(jīng)過高、低擋等減速齒輪后傳遞至差速器。

圖2 雙電機驅動系統(tǒng)傳動路線Fig.2 Transmission route of dual-motor driving system1.主電機 2.副電機 3.動力耦合變速箱 4.主輸出軸 5.動力輸出軸(PTO) 6.PTO離合器 7.電磁離合器 8.制動器 9.太陽輪 10.齒圈 11.行星架 12.高、低擋齒輪及嚙合套 13.差速器

由于電機具有調速范圍寬、控制精度高等特點，本文取消了傳統(tǒng)拖拉機變速箱，僅設有高、低擋齒輪，且與動力耦合裝置融為一體。該傳動方案是一種多動力源并聯(lián)傳動結構，通過協(xié)調控制主電機、副電機、制動器和電磁離合器的工作狀態(tài)，可以實現(xiàn)雙電機耦合驅動和主電機獨立驅動兩種驅動模式。

2 驅動模式與系統(tǒng)理論模型

2.1 驅動模式

電動拖拉機雙電機驅動系統(tǒng)主要包括兩種驅動模式：主電機獨立驅動和雙電機耦合驅動。

(1)模式1

當制動器將太陽輪鎖止時，切斷了副電機的動力輸出，由主電機獨立驅動，此時行星齒輪機構作為一個剛性齒輪機構僅起到減速器的作用，轉矩、轉速關系表示為

(1)

(2)

式中Tm1——主電機輸出轉矩，N·m

nm1——主電機輸出轉速，r/min

Tout——動力耦合變速箱輸出轉矩，N·m

nout——動力耦合變速箱輸出轉速，r/min

K——行星排特征參數(shù)

ig——主電機到外齒圈傳動比

i2——二級減速比

(2)模式2

兩電機共同驅動時，主電機的動力經(jīng)過傳動齒輪傳遞到齒圈，副電機的動力傳遞到太陽輪，兩電機的動力經(jīng)過行星齒輪機構轉速耦合后由行星架輸出。此時轉矩、轉速關系表示為

(3)

(4)

式中Tm2——副電機輸出轉矩，N·m

nm2——副電機輸出轉速，r/min

當電動拖拉機需要進行犁耕、旋耕等中、重負載作業(yè)時，使用雙電機耦合驅動模式來保證拖拉機的大功率輸出，同時可以調節(jié)兩電機的工作點使主電機工作在高效率區(qū)間；當進行運輸、原地PTO作業(yè)或倒車行駛時，使用主電機獨立驅動模式即可滿足動力需求。

針對電動拖拉機不同作業(yè)工況，選擇相應的驅動模式以匹配拖拉機的功率需求，避免功率過剩造成的低效率和高能耗。針對主要作業(yè)工況，驅動系統(tǒng)的元件動作順序如表1所示。

表1 不同作業(yè)工況電動拖拉機元件動作順序Tab.1 Component action sequence of electric tractor under different working conditions

注：●表示齒輪嚙合、電機工作、電磁離合器工作、制動器制動；○表示齒輪不嚙合、電機不工作、電磁離合器不工作、制動器不制動。

雙電機耦合驅動系統(tǒng)采用兩臺永磁直流無刷電機與動力耦合變速箱相連，其主要參數(shù)如表2所示。

表2 雙電機耦合驅動系統(tǒng)主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of dual-motor coupling system

根據(jù)表2中的主要參數(shù)和式(1)、(4)可計算得電動拖拉機行駛速度。當主電機獨立驅動時，電動拖拉機在不同擋位下的作業(yè)速度為0～9.36 km/h(低速擋)、0～14.95 km/h(高速擋)，主電機效率高于80%的轉速區(qū)間為1 800～4 600 r/min，此時對應的行駛車速為3.37～8.61 km/h(低速擋)、5.38～13.76 km/h(高速擋)；當雙電機耦合驅動時，電動拖拉機作業(yè)速度范圍是0～16.53 km/h(低速擋)、0～26.41 km/h(高速擋)，可滿足旋耕、犁耕和運輸作業(yè)等多種作業(yè)工況；當電動拖拉機進行旋耕作業(yè)時，主電機以額定轉速驅動動力輸出軸恒速作業(yè)，副電機負責車速的調節(jié)，當驅動能力不足或者行駛速度需要調節(jié)時，可調節(jié)副電機轉速以增大輸入功率，保證主電機在高效區(qū)運行的同時，按照作業(yè)需求調節(jié)電動拖拉機行駛速度。

2.2 理論模型建立

2.2.1電機效率模型

為獲得主、副電機效率模型，搭建了效率測試試驗臺，通過臺架試驗測得兩電機的輸出轉矩、轉速和母線電壓、電流[14]，電機效率計算式為

(5)

電機效率為輸出轉速和轉矩的函數(shù)，通過插值擬合可獲得該狀態(tài)時的電機效率，計算式為

(6)

式中Pout——電機機械輸出功率

Pin——電機輸入功率

U——母線電壓

I——母線電流

ηm1——主電機效率

ηm2——副電機效率

主、副電機靜態(tài)效率如圖3所示。

圖3 電機效率模型Fig.3 Test numerical models of motor efficiency

2.2.2動力耦合變速箱效率模型

僅考慮以各傳動副效率來計算動力耦合變速箱的能量模型。對于行星齒輪組，不同的控制策略會因驅動模式的不同而導致不同的能量損失，應針對不同驅動模式分別建立其效率模型[15]，即

(7)

式中ηs(r-c)——太陽輪固定，動力從齒圈輸入，行星架輸出的效率，%

ηc(r-s)——行星架固定，動力從齒圈輸入，太陽輪輸出的效率，%

ηr,s-c——動力從齒圈和太陽輪輸入，行星架輸出的效率，%

nc——行星架轉速，r/min

式(7)中ηc(r-s)在行星架固定時，可以將行星架視為固定連桿，根據(jù)傳統(tǒng)齒輪系計算功率損耗，普通直齒輪系機械效率為[16]

(8)

式中za、zb——齒輪齒數(shù)

其中±表示外嚙合(+)或內嚙合(-)。

2.2.3雙電機驅動系統(tǒng)動力學模型

基于上文對雙電機驅動系統(tǒng)驅動模式的分析，建立了不同驅動模式下的動力學模型。

驅動系統(tǒng)工作在模式1時，制動器將太陽輪鎖止，副電機不輸出動力，此時驅動系統(tǒng)動力學模型為

(9)

式中nv——驅動輪轉速，r/min

Jm1——主電機轉子等效轉動慣量，kg·m2

Jv——等效到驅動輪上的轉動慣量，kg·m2

Tv——所受外界負載等效到車輪上的阻力矩，N·m

i0——主減速比

驅動系統(tǒng)工作在模式2時，制動器完全分離，副電機向太陽輪輸出動力，副電機和主電機的動力經(jīng)行星齒輪耦合后共同驅動車輪和PTO，此時系統(tǒng)動力學模型可表示為

(10)

式中Jm2——副電機轉子等效轉動慣量，kg·m2

2.2.4整機縱向動力學模型

電動拖拉機進行牽引農(nóng)具作業(yè)時，主要受到水平牽引阻力、滾動阻力、加速阻力和坡度阻力的影響，因車速較慢忽略空氣阻力。則電動拖拉機的縱向動力學模型為

(11)

其中

Ff=msgfcosα

(12)

(13)

Fi=msgsinα

(14)

式中vw——作業(yè)車速，km/h

Fx——作用在后驅動輪上的縱向力，N

FT——水平牽引阻力，N

Ff——滾動阻力，N

δ——旋轉質量轉換因子

Fj——加速阻力，N

ms——整機質量，kg

Fi——爬坡阻力，N

α——坡道角度，(°)

f——車輪滾動阻力系數(shù)

2.2.5控制仿真試驗模型

根據(jù)前文所建立的效率模型和動力學模型，基于Matlab/Simulink搭建電動拖拉機控制仿真試驗模型，如圖4所示，由作業(yè)工況模塊、功率分配控制模塊、主副電機模塊、動力耦合變速箱模塊、整機動力學模塊和信號監(jiān)測模塊組成，其中兩電機模塊和動力耦合變速箱模塊中均包含損失功率計算模型，功率分配控制模塊將在3.3節(jié)詳細敘述。

圖4 電動拖拉機控制仿真試驗模型Fig.4 Control simulation model of electric tractor

3 綜合控制策略

電動拖拉機雙電機驅動系統(tǒng)由多個動力部件組成，存在多種運行模式，通過制定合理有效的驅動控制策略，在各動力部件之間實現(xiàn)協(xié)同控制是提高電動拖拉機驅動系統(tǒng)動力性和能耗經(jīng)濟性的關鍵。

3.1 轉矩識別控制策略

拖拉機進行田間作業(yè)時一般為勻速作業(yè)，多采用增量式PID控制算法進行轉速閉環(huán)控制[18]，但田間作業(yè)種類繁多，作業(yè)負載覆蓋范圍廣，對于比例系數(shù)、積分系數(shù)和微分系數(shù)固定的PID控制器，控制器工作狀態(tài)不穩(wěn)定，不能精確識別電動拖拉機實時轉矩?；诖耍疚膶⒛：刂婆cPID控制相結合，利用模糊控制器對PID的3個參數(shù)進行在線實時調整，以改善電動拖拉機在不同工況下的轉矩識別控制效果[19-20]。

圖5 模糊PID控制原理圖Fig.5 Schematic of fuzzy PID control

基于Matlab/Simulink建立模糊PID控制器模型，與電動拖拉機縱向動力學模型組成勻速作業(yè)轉矩識別控制仿真模型，分別采用PID和模糊PID需求轉矩識別算法進行仿真試驗，并對比分析試驗結果。

(1)設定目標車速為定值，階躍改變驅動輪負載轉矩，對電動拖拉機的轉矩識別效果和車速跟蹤效果進行仿真。設定目標車速vt=5 km/h，負載轉矩Tl初始值為450 N·m，在仿真時間為10 s時Tl為900 N·m，20 s時Tl為1 350 N·m，30 s時Tl為1 800 N·m，仿真結果如圖6所示。

圖6 負載轉矩階躍變化仿真結果Fig.6 Simulated curves of step change of load torque

由圖6可知，相比于PID，模糊PID對負載轉矩變化的響應速度更快，最大超調量更小，以Tl從900 N·m階躍到1 350 N·m為例，模糊PID的響應時間為2.47 s，最大超調量為79.7 N·m，PID控制器的響應時間為3.55 s，最大超調量約為142.6 N·m，模糊PID趨于穩(wěn)定的時間更短，對驅動轉矩的識別效果更優(yōu)；由行駛車速仿真曲線可知，在負載轉矩階躍變化時，電動拖拉機的行駛車速受負載波動影響有所下降，與PID算法相比，模糊PID控制車速穩(wěn)定至設定值的響應速度更快，且無超調量。當Tl從900 N·m階躍到1 350 N·m時，模糊PID控制器在穩(wěn)定階段的車速最大偏差為0.019 km/h，標準差為0.009 6 km/h，PID控制器在穩(wěn)定階段的車速最大偏差為0.042 km/h，標準差為0.018 7 km/h，由此可知模糊PID控制器的車速跟蹤誤差更小。

(2)設定負載轉矩為定值，階躍改變目標車速，對電動拖拉機的行駛車速跟蹤效果進行仿真。設定負載轉矩Tl為1 200 N·m，目標車速vt的初始值為2 km/h，仿真時間為10 s時vt階躍為4 km/h，20 s時為6 km/h，30 s時變?yōu)?.5 km/h，仿真結果如圖7所示。

圖7 目標車速階躍變化仿真結果Fig.7 Simulated curves of step change of target speed

由圖7可知，模糊PID算法對車速控制的響應速度更快，且超調量很小，與PID算法相比，能夠更快穩(wěn)定于設定車速值。以vt從4 km/h階躍到6 km/h為例，模糊PID控制器的響應時間為2.4 s，最大超調量為0.006 km/h，PID控制器的響應時間為3.8 s，最大超調量為0.27 km/h。

3.2 模式1控制策略

當電動拖拉機工作在低速、中低負載時，主電機獨立驅動，此模式控制的關鍵是控制主電機在高效區(qū)范圍內輸出轉矩，當主電機轉矩容量不足或工作在非高效區(qū)時，控制系統(tǒng)需進行模式切換。

(15)

Tmax1——主電機最大轉矩，N·m

Pmax1——主電機最大功率，kW

ne——主電機額定轉速，r/min

acc——加速踏板開度

3.3 模式2控制策略

在主電機和副電機同時驅動拖拉機工作時，采用基于最小功率損耗的動態(tài)規(guī)劃控制策略，將電動拖拉機總需求功率合理分配。在作業(yè)工況給定的情況下，動態(tài)規(guī)劃算法可以使雙電機驅動系統(tǒng)損失功率最小的同時保證全局最優(yōu)。

3.3.1動態(tài)規(guī)劃算法

在離散時間狀態(tài)下，電動拖拉機雙電機耦合驅動系統(tǒng)模型可以表示為

x(k+1)=f(x(k),u(k))

(16)

式中x(k)——狀態(tài)變量

u(k)——控制變量

文中雙電機驅動系統(tǒng)屬于速度耦合結構，因此選擇主電機轉速nm1作為狀態(tài)變量，0≤nm1(k)<5 000 r/min；選擇動力分流比Pr作為控制變量，Pr為主電機需求功率與總需求功率的比值，0

在給定工況條件下找到某個控制變量u(k)，通過優(yōu)化分配主電機和副電機的輸出功率，使得兩電機和傳動機構的功率損失達到最小?？紤]到雙電機驅動電動拖拉機的動力分配問題，目標函數(shù)J由系統(tǒng)各項能量損失組成，即

(17)

式中N——時間步長L——瞬時成本

Lm1——主電機能量損失

Lm2——副電機能量損失

Lmech——動力耦合變速箱能量損失

Ltotal——各項能量損失的和

在優(yōu)化過程中，為確保主電機和副電機的安全/合理運行，需要施加約束

(18)

主電機和副電機的損失功率為

(19)

對于采用轉速耦合的雙電機驅動系統(tǒng)，兩電機的輸出轉矩Tm1和Tm2呈固定比例，輸出轉速nm1和nm2相互獨立，對電機轉速的優(yōu)化分配即對兩電機功率的優(yōu)化分配。因此，根據(jù)電動拖拉機的當前需求功率和驅動輪滑轉率，在給定工作條件下滿足作業(yè)需求的同時，尋找兩電機的最優(yōu)功率分配，實現(xiàn)驅動系統(tǒng)功率損失最小。

3.3.2控制策略仿真

基于電動拖拉機控制仿真試驗模型，對采用動態(tài)規(guī)劃控制策略的雙電機耦合驅動模式進行仿真。仿真分別在兩種工況條件下進行：

(1)牽引阻力恒定不變，車速由零逐漸增加(工況1)，行星架輸出軸負載轉矩為定值，行星架輸出轉速由零逐漸增加。

(2)車速恒定不變，牽引阻力由零逐漸增加(工況2)，行星架輸出軸負載轉矩由零逐漸增加，行星架輸出轉速為定值。

在兩種工況條件下，分別運行電動拖拉機控制仿真模型，得到主電機和副電機的功率分配規(guī)則，如圖8所示。

圖8 兩種工況條件下電機輸出功率分配曲線Fig.8 Output power distribution curves of motors under two working conditions

在基于最小功率損耗的控制策略下，主電機和副電機的輸出功率不再保持固定1∶1的分配規(guī)則，而是根據(jù)當前工況條件，以系統(tǒng)功率損失最小為目標合理地分配兩電機的輸出功率。如圖8a所示，在工況1時，兩電機的功率分配比在1.31～2.62之間，在0～500 r/min和2 000～2 500 r/min時波動幅值較大，產(chǎn)生此現(xiàn)象的原因在于主、副電機采用不同型號、高效區(qū)間各不相同的電機，控制策略在低速和中高速階段調整兩電機的工作點，以使其功率損耗最小；如圖8b所示，在工況2時兩電機的輸出功率比在2.36～13.56之間，由于副電機在小負荷運行時效率很低，因此在試驗初始(0～6 N·m)階段，控制器采用主電機作為主要輸出動力，此階段比值較大，此后整體變化平穩(wěn)。

4 試驗驗證與結果分析

為驗證電動拖拉機控制系統(tǒng)的有效性和雙電機驅動系統(tǒng)的傳動性能，建立能耗型試驗臺并進行臺架試驗。試驗臺結構如圖9所示，包括電池組、測試控制柜、信號調理板、主電機及其控制器、副電機及其控制器、動力耦合變速箱、轉矩轉速傳感器、減速機、磁粉制動器及其控制器。

圖9 試驗臺結構簡圖Fig.9 Structure diagram of test bench

動力耦合變速箱實物如圖10所示，包括單行星排、制動器、兩擋定軸齒輪以及PTO輸出軸，其中兩擋定軸齒輪與行星架輸出軸相連接，形成高、低兩擋位輸出。本文將變速機構與動力耦合機構整合在同一箱體中，省去了變速箱的制造安裝，使電動拖拉機傳動系統(tǒng)更加簡潔。圖11為試驗臺實物圖。

圖10 動力耦合變速箱實物Fig.10 Power coupling box

圖11 臺架試驗臺實物Fig.11 Bench test platform1.電機 2.動力耦合變速箱 3.轉矩轉速傳感器 4.減速機 5.磁粉制動器

4.1 恒定負載試驗

在雙電機耦合驅動模式下，調節(jié)磁粉制動器輸出恒定負載轉矩為500 N·m，經(jīng)過減速器傳遞至動力耦合變速箱輸出軸，啟動主電機、副電機，調節(jié)電機控制電壓，使動力耦合箱輸出軸轉速由零逐漸增加，穩(wěn)定運行后記錄數(shù)據(jù)，得到驅動系統(tǒng)臺架試驗結果，如圖12所示。

圖12 恒定負載試驗結果Fig.12 Results of constant load test

圖12a為輸出轉速，隨著主電機和副電機輸出轉速的增加，動力耦合變速箱輸出軸轉速能夠逐步穩(wěn)定的增加，本次試驗耦合箱輸出軸最高轉速為703.98 r/min，對應主電機和副電機最高轉速分別為5 490.03 r/min和4 757.77 r/min；根據(jù)電機輸入電流可得兩電機的輸入功率與功率比變化曲線(圖12b)，隨著耦合箱輸出功率的增加，主電機和副電機能夠按照控制策略確定的分配規(guī)則進行功率的分配，兩電機的輸入功率比在1.26～2.68之間。根據(jù)兩電機輸入功率得到總輸入功率曲線，根據(jù)動力耦合箱的輸出轉矩和轉速，得到耦合箱輸出功率曲線，進而得到驅動系統(tǒng)的傳遞效率，如圖12c所示，隨著耦合箱輸出轉速的增加，效率先升高再下降，最高效率為0.72，此時耦合箱輸出轉速為487.17 r/min，耦合箱輸出轉矩為97.79 N·m，主電機功率為4.64 kW，副電機功率為2.46 kW，兩電機功率分配比為1.88，耦合箱輸出轉速繼續(xù)增加，主電機和副電機的輸入功率持續(xù)增大，系統(tǒng)效率開始降低。

4.2 牽引性能試驗

拖拉機在田間作業(yè)時，所受負載變化頻繁，并圍繞一個均值小幅度波動，為驗證電動拖拉機在負載波動變化工況下的控制效果，進行牽引性能試驗。試驗方法：啟動主電機和副電機，調節(jié)兩電機轉速使動力耦合變速箱輸出轉速由零增加至400 r/min后保持恒定，設定磁粉制動器輸出轉矩為450 N·m，在此基礎上手動調節(jié)控制旋鈕使其產(chǎn)生隨機波動變化，其波動范圍在210 N·m左右，試驗結果如圖13所示。

圖13 牽引性能試驗曲線Fig.13 Curves of tractive performance test

圖13a為動力耦合變速箱輸出轉矩變化曲線，試驗中當負載波動變化時，雙電機驅動系統(tǒng)需輸出相應的轉矩來維持當前車速不變，其波動范圍為61.2～106.9 N·m；為克服負載波動對電動拖拉機行駛車速帶來的影響，主、副電機按照控制器指令改變輸出轉速，導致兩電機輸出轉速產(chǎn)生小幅度波動，如圖13b所示，轉速波動范圍均在100 r/min左右，動力耦合變速箱輸出轉速波動較小，于15.3 s達到目標轉速400 r/min，之后在393～413 r/min范圍內波動變化。

圖13c為功率分配比變化曲線，從圖中可以看出，負載轉矩的變化導致主、副電機輸入功率產(chǎn)生較大的波動，兩電機的波動范圍均在1 kW左右，兩電機的功率比在1.07～2.73之間波動，兩電機的輸入功率能夠按照控制策略跟隨負載波動進行功率分配，整體趨勢符合前文仿真結果；圖13d為總輸入功率曲線和輸出功率曲線。根據(jù)動力耦合變速箱的輸出功率和總輸入功率得到雙電機驅動系統(tǒng)的驅動效率，從圖13可以看出，隨著耦合箱負載扭矩的波動變化，效率相應地產(chǎn)生變化，負載扭矩增加，兩電機工作負荷增大，效率升高；負載扭矩減少，兩電機工作負荷減小，效率降低，最高效率為0.76，此時負載轉矩為398 N·m，主電機功率3.6 kW，副電機功率1.93 kW，兩電機功率分配比為1.86，符合電機運行的效率特性，為后續(xù)電動拖拉機專用電機的設計奠定了基礎。

5 結論

(1)設計了一種基于行星齒輪耦合的電動拖拉機雙電機驅動系統(tǒng)，該系統(tǒng)將兩電機的動力匯流后驅動拖拉機工作，取消了傳統(tǒng)變速箱，將變速機構與動力耦合裝置融為一體。

(2)分析了雙電機驅動系統(tǒng)的兩種驅動模式，建立了電動拖拉機雙電機驅動系統(tǒng)動力學模型和兩電機效率模型；在此基礎上，提出驅動系統(tǒng)綜合控制方法，分別設計了轉矩識別控制策略和兩種驅動模式的控制策略，為驗證控制策略的有效性，建立了電動拖拉機控制仿真模型并進行了仿真試驗，得到雙電機耦合驅動模式的功率分配規(guī)則。

(3)搭建了雙電機驅動系統(tǒng)能耗型臺架試驗平臺，基于LabVIEW編寫電機控制程序和數(shù)據(jù)采集程序，分別進行了恒定負載試驗和牽引性能試驗。試驗結果表明，恒定負載試驗中，當主電機功率為4.64 kW，副電機功率為 2.46 kW時，系統(tǒng)效率最高，此時耦合箱輸出轉速為487.17 r/min，耦合箱輸出轉矩為97.79 N·m；牽引性能試驗中，負載轉矩波動變化，主、副電機的功率、轉速和效率都隨之改變，最高效率點為0.76，此時負載轉矩為398 N·m，主電機功率為3.6 kW，副電機功率為
1.93 kW。

(4)仿真和臺架試驗結果表明，本文設計的動力耦合變速箱可以滿足電動拖拉機雙電機驅動系統(tǒng)的功能要求；所設計的驅動控制策略，能夠在不同工況條件下實現(xiàn)兩電機的功率分配，控制效果和響應速度良好，能夠滿足真實驅動系統(tǒng)的動力需求。但是，由于本文所選擇的直流無刷電機效率偏低、設計的動力耦合變速箱存在一定的加工和安裝誤差，導致臺架試驗效率降低。后續(xù)將進一步從更換電機類型、優(yōu)化動力耦合變速箱結構等方面開展研究，以減少關鍵部件功率損耗，提升雙電機耦合驅動系統(tǒng)效率。