高速動(dòng)車組輪徑差與牽引電機(jī)功率及溫升耦合性研究

于 勇，馬周聰，劉亞云

（中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司國(guó)家級(jí)技術(shù)中心，青島 266000）

高速動(dòng)車組運(yùn)用數(shù)據(jù)表明，在運(yùn)用過(guò)程中，由于動(dòng)車組本身輪對(duì)踏面接觸疲勞及線路原因不同會(huì)造成輪對(duì)踏面磨耗量不同，導(dǎo)致出現(xiàn)全列輪對(duì)輪值相差較大的情況，當(dāng)輪徑差達(dá)到一定程度后，將對(duì)車輛系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響。在動(dòng)車組運(yùn)營(yíng)進(jìn)入特殊路段或者動(dòng)車組即將進(jìn)入輪對(duì)鏇修前，極易引起動(dòng)車組報(bào)牽引電機(jī)溫度高的風(fēng)險(xiǎn)，需及時(shí)進(jìn)行輪對(duì)鏇修，以消除輪徑差。

關(guān)于動(dòng)車組輪對(duì)磨耗和牽引電機(jī)負(fù)荷分配不均的影響，國(guó)內(nèi)外學(xué)者和設(shè)計(jì)師已進(jìn)行相應(yīng)的分析與論證。針對(duì)該問(wèn)題，需在保證安全性的前提下，統(tǒng)籌考慮經(jīng)濟(jì)性，制定出相鄰車輛、同一車輛及同一轉(zhuǎn)向架輪徑差鏇修限度標(biāo)準(zhǔn)，指導(dǎo)動(dòng)車組檢修運(yùn)用。

目前，西南交通大學(xué)王珍[1]在理論上對(duì)高速動(dòng)車組不同輪徑差的負(fù)荷進(jìn)行分析，得到了相應(yīng)的鏇修標(biāo)準(zhǔn)及相關(guān)優(yōu)化決策模型；西南交通大學(xué)金學(xué)松等[2]針對(duì)高速動(dòng)車組牽引參數(shù)建立車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，詳細(xì)分析了高速車輛輪對(duì)的輪徑差的改變對(duì)直線運(yùn)行穩(wěn)定性、運(yùn)行平穩(wěn)性和曲線通過(guò)性能的影響；池茂儒等[3-4]分別從行車安全性和車輛系統(tǒng)穩(wěn)定性的角度對(duì)輪徑差的影響進(jìn)行分析，表明反相輪徑差對(duì)行車安全性影響較大，并根據(jù)輪徑差大小對(duì)車輛系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響分為穩(wěn)定區(qū)、欠穩(wěn)定區(qū)和亞穩(wěn)定區(qū)，在亞穩(wěn)定區(qū)內(nèi)車輪容易發(fā)生輪緣偏磨；西南交通大學(xué)翟婉明等[5]結(jié)合車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論，提出高速鐵道設(shè)計(jì)中輪軌系數(shù)最優(yōu)動(dòng)力性能；梁大偉、楊其林等[6]針對(duì)輪徑差對(duì)牽引系統(tǒng)的影響進(jìn)行了理論分析，結(jié)合YJ258 型牽引電機(jī)，進(jìn)行輪徑差與牽引電機(jī)負(fù)荷不平衡的關(guān)系分析，并給出輪徑差超限后的保護(hù)措施。

在理論分析的基礎(chǔ)上，國(guó)內(nèi)外學(xué)者結(jié)合仿真對(duì)理論進(jìn)行了驗(yàn)證。大連交通大學(xué)陳汝義等[7]結(jié)合Matlab-Simulink 仿真模型，對(duì)所觀測(cè)的輪徑差異及電機(jī)參數(shù)差異對(duì)電機(jī)電流偏差的影響和規(guī)律進(jìn)行了仿真分析和理論驗(yàn)證；Zou Ruiming 研究團(tuán)隊(duì)[8]分析了輪徑差對(duì)輪對(duì)受力狀態(tài)和運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響，通過(guò)模型仿真，分析了在惰行工況和動(dòng)態(tài)制動(dòng)工況下，輪徑差對(duì)輪軌動(dòng)態(tài)接觸關(guān)系的影響；通過(guò)對(duì)同一轉(zhuǎn)向架兩種典型輪徑差的研究，提出了同一機(jī)車輪徑差的幾種特殊工況，分析了不同工況和同工況不同輪徑差對(duì)機(jī)車直線運(yùn)動(dòng)性能的影響[9]；Chen Rong 團(tuán)隊(duì)[10]針對(duì)輪對(duì)的齒形磨損和加工誤差造成的不同車輪滾動(dòng)半徑偏差進(jìn)行了理論分析，結(jié)合運(yùn)用跡線原理和有限元方法仿真模型搭建，分析了不同輪徑差的失穩(wěn)穩(wěn)定性；國(guó)外學(xué)者Sawley K、Urban C 和Mace S、Pena R 等[11-13]研究分析了踏面凹形磨耗對(duì)輪徑差的影響規(guī)律，得出踏面凹形磨耗產(chǎn)生輪徑差曲線的傾斜，在動(dòng)車組運(yùn)行過(guò)程中極易造成輪緣貼近鋼軌，容易產(chǎn)生兩點(diǎn)接觸，嚴(yán)重影響車輛運(yùn)行穩(wěn)定性。但是，針對(duì)輪徑差帶來(lái)的實(shí)際牽引電機(jī)溫升，目前沒(méi)有結(jié)合理論仿真計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比的深入研究。

本文在分析采用車控方式運(yùn)行動(dòng)車組牽引系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，提出一種“輪徑差-功率溫升”分析法，并建模進(jìn)行計(jì)算仿真，在此基礎(chǔ)上預(yù)置帶有規(guī)定輪徑差的輪對(duì)進(jìn)行滾動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與理論仿真結(jié)果符合，驗(yàn)證了該“輪徑差-功率溫升”分析法的準(zhǔn)確性和可信性，對(duì)動(dòng)車組鏇修及預(yù)測(cè)與健康管理系統(tǒng)PHM（prognostics and health management）起指導(dǎo)作用。

1 控制原理及分析

國(guó)內(nèi)各平臺(tái)高速動(dòng)車組均采用單相AC25 kV/50 Hz 高壓供電，經(jīng)牽引變壓器降壓后引入牽引系統(tǒng)。中國(guó)高速鐵路CRH（China railway highspeed）系列動(dòng)車組牽引傳動(dòng)系統(tǒng)，采用單臺(tái)逆變器驅(qū)動(dòng)2 個(gè)轉(zhuǎn)向架共4 臺(tái)異步電機(jī)并聯(lián)運(yùn)行的方式，即“車控”方式，以達(dá)到簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)、降低成本以及減輕質(zhì)量的目的。在電機(jī)并聯(lián)運(yùn)行方式下，當(dāng)各牽引電機(jī)的轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速特性完全相同時(shí)，變流器以各臺(tái)電機(jī)的三相電流、各臺(tái)牽引電機(jī)轉(zhuǎn)速取平均值作為雙閉環(huán)控制的輸入，而作用到同一動(dòng)車內(nèi)各臺(tái)電機(jī)上的電壓U 的頻率fs和幅值完全相同。在牽引電機(jī)和輪徑一致的情況下，通過(guò)控制保障各臺(tái)電機(jī)輸出功率基本一致。當(dāng)動(dòng)車組存在輪徑差ΔD 時(shí)，各牽引電機(jī)以不同的轉(zhuǎn)差率s 工作，導(dǎo)致同一動(dòng)車內(nèi)4 臺(tái)電機(jī)速度差異Δv，并帶來(lái)電流差異Δi，導(dǎo)致電機(jī)的轉(zhuǎn)差s1、s2、s3、s4存在一定差異。同時(shí)，由于存在輪徑和電機(jī)參數(shù)的差異，導(dǎo)致電機(jī)間的輸出轉(zhuǎn)矩發(fā)生偏差，且平均轉(zhuǎn)矩輸出與指令值之間也會(huì)存在穩(wěn)態(tài)誤差，當(dāng)牽引電機(jī)的阻抗不同時(shí)，電機(jī)溫升不同，這種由于輪徑差異引起的電流和功率分配不均衡無(wú)法通過(guò)軟件控制消除，影響列車牽引性能的發(fā)揮。高速動(dòng)車組在牽引工況時(shí)，輪徑較大的輪對(duì)對(duì)應(yīng)牽引電機(jī)發(fā)揮的轉(zhuǎn)矩大、電流大、溫升高，但轉(zhuǎn)子電阻隨溫度增加而加大時(shí)，轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速特性移動(dòng)，在相同轉(zhuǎn)差率下的電流減少，并阻礙溫度的上升，從等效熱路方面看，這種相反的作用趨勢(shì)，有利于緩和輪徑偏差的影響。輪徑偏差、電機(jī)電流i 及轉(zhuǎn)差率s 關(guān)系的相互影響如圖1 所示，其中，M 為電機(jī)轉(zhuǎn)矩。

圖1 輪徑偏差的影響Fig.1 Influence of wheel diameter difference

高速動(dòng)車組車控模式采取4 臺(tái)牽引電機(jī)并聯(lián)供電的方式，電機(jī)供電電源電壓幅值、頻率一樣。牽引控制單元TCU（traction control unit）控制模塊采集各臺(tái)并聯(lián)電機(jī)速度（取均值）和電流總和（送入控制模型求取均值）。車控模式下的牽引變流器將各臺(tái)電機(jī)（速度目標(biāo)設(shè)定值一致）等效成一臺(tái)等效平均電機(jī)來(lái)進(jìn)行控制，車控模式下電機(jī)控制框圖如圖2所示。電機(jī)等效電路原理如3 所示，圖中，I 為電機(jī)定子電流，U 為相電壓，Rs為定子繞組電阻，Xsδ為定子繞組漏電抗，Xr'δ為歸算到定子側(cè)的轉(zhuǎn)子漏電抗，Xm為勵(lì)磁電抗，R'r為歸算到定子側(cè)的轉(zhuǎn)子電阻。

圖2 車控模式下電機(jī)控制框圖Fig.2 Block diagram of motor control in vehiclecontrol mode

圖3 電機(jī)等效電路原理Fig.3 Schematic of equivalent circuit of motor

1.1 控制模式對(duì)額定轉(zhuǎn)差率的要求、理論模型及分析

CRH 系列高速動(dòng)車組多采用直接轉(zhuǎn)矩控制DTC（direct torque control）和矢量控制FOC（field-oriented control）。三相鼠籠異步牽引電機(jī)發(fā)揮的功率實(shí)際和轉(zhuǎn)差率的關(guān)系不受牽引變流器控制算法的影響，以直接轉(zhuǎn)矩控制為例，通過(guò)滯環(huán)控制器檢測(cè)到電機(jī)電壓及電流，并將對(duì)磁通與轉(zhuǎn)矩的設(shè)定作為控制的目標(biāo)值，利用二者在控制過(guò)程中的控制誤差直接驅(qū)動(dòng)逆變器的功率器件工作，在控制轉(zhuǎn)矩后，同時(shí)控制電機(jī)的速度。直接轉(zhuǎn)矩控制和矢量控制的電機(jī)控制原理如圖4 所示。

圖4 電機(jī)控制原理Fig.4 Schematic of motor control

在轉(zhuǎn)子磁鏈定向控制的異步牽引電動(dòng)機(jī)中，牽引電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩可表示為

式中：Te為電磁轉(zhuǎn)矩；P 為電機(jī)輸出功率；Lm為電機(jī)互感；Lr為轉(zhuǎn)子電感；Ψr為轉(zhuǎn)子磁鏈；iqs為dq 旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)下q 軸定子電流，是定子電流空間矢量在轉(zhuǎn)子磁鏈空間矢量定向坐標(biāo)系中的虛部分量。

在方波控制情況下，牽引變流器輸出電壓幅值和頻率固定，加載到電機(jī)定子上的電壓幅值和頻率也固定，各電機(jī)實(shí)際輸出功率只受其轉(zhuǎn)速差異影響。基于以上控制模型分析，直接轉(zhuǎn)矩控制在車控模式下，電機(jī)額定轉(zhuǎn)差設(shè)計(jì)與電機(jī)參數(shù)相關(guān)。

根據(jù)感應(yīng)電機(jī)的等效電路可知，定子傳遞的穿過(guò)氣隙的總功率可表示為

因此，穿過(guò)氣隙傳遞給轉(zhuǎn)子的總功率中，1-s 部分轉(zhuǎn)變成了機(jī)械功率，s 部分作為轉(zhuǎn)子導(dǎo)體中的I2R被消耗掉，類似轉(zhuǎn)子中消耗的功率可以表示為

1.2 輪徑差對(duì)牽引、再生制動(dòng)工況下控制的影響及其分析

當(dāng)牽引變流器采取車控模式時(shí)，動(dòng)車組速度vt強(qiáng)制各個(gè)輪軸的線速度一致。假設(shè)同一車廂4 個(gè)輪對(duì)的直徑分別為D1、D2、D3、D4，且D1>D2>D3>D4，則折算電機(jī)轉(zhuǎn)速后有f1

表1 轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)差率和電機(jī)實(shí)際功率的關(guān)系Tab.1 Relationship between rotating speed,slip and actual power of motor

設(shè)計(jì)高速動(dòng)車組牽引電機(jī)時(shí)需要滿足特性差異在±3%以內(nèi)。當(dāng)存在輪徑差4 mm 時(shí)，根據(jù)IEC 61377 規(guī)定，輪徑偏差時(shí)的電機(jī)轉(zhuǎn)差率smotor為

式中：s 為特性試驗(yàn)中測(cè)得的轉(zhuǎn)差率；n 為并聯(lián)的電動(dòng)機(jī)數(shù)；ΔD 為最大輪徑差；D 為控制系統(tǒng)設(shè)定輪徑；+表示牽引運(yùn)行工況；-表示制動(dòng)運(yùn)行工況。

某高速動(dòng)車組采用車控模式，1 個(gè)逆變器模塊控制4 臺(tái)牽引電機(jī)。實(shí)際牽引系統(tǒng)控制時(shí)的速度信號(hào)取為4 臺(tái)電機(jī)轉(zhuǎn)速的平均值，因此，輪徑偏差4 mm 時(shí)，大輪對(duì)應(yīng)電機(jī)的影響是+3 mm，電機(jī)發(fā)揮功率變大，小輪對(duì)應(yīng)電機(jī)的影響是-3 mm。

2 仿真建模及其分析

對(duì)牽引電機(jī)能耗進(jìn)行仿真建模，在運(yùn)行過(guò)程中，其溫升主要取決于損耗。

定子齒損耗PFet為

式中：PFet為定子齒損耗，kW；k1為鐵耗校正系數(shù)，取k1=3；p50/100為DW465-50 材料硅鋼片在1 T、50 Hz 下的損耗系 數(shù)，p50/100=2 W/m2；Bt1為定子齒部 磁通密度，T；f 為頻率，Hz；Gi為齒的重量，kg。

定子軛損耗PFej為

式中：PFej為定子軛損耗，kW；k2為鐵耗校正系數(shù)，取k2=2.5；Bj1為定子軛部磁通密度，T；Gj為軛的重量，kg。

定子鐵耗PFe為

定子銅耗PCu1為

式中：I1為定子繞組電流，A；R1為換算到基準(zhǔn)工作溫度的定子繞組電阻，Ω。

轉(zhuǎn)子銅耗PCu2為

式中：I2為轉(zhuǎn)子電流，A；R2為基準(zhǔn)工作溫度的轉(zhuǎn)子繞組電阻，Ω；Z2為轉(zhuǎn)子槽數(shù)；K 為導(dǎo)條系數(shù)，K=Z2/m。

牽引電機(jī)機(jī)械損耗Pfw為

式中：nN為額定轉(zhuǎn)速，r/min；D2為轉(zhuǎn)子外徑，mm；PN為電機(jī)額定輸出功率，kW；jh為0.9～1.3 的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

牽引電機(jī)雜散損耗Ps為

由式（13）～式（17）可以得到總損耗為

根據(jù)式（11）和式（18）可以進(jìn)一步推導(dǎo)出

式中，PsFe為旋轉(zhuǎn)鐵耗，表示為

式中，PFei為基本損耗。

為了對(duì)不同輪徑差牽引電機(jī)的發(fā)揮功率及溫升進(jìn)行研究，搭建“輪徑差-功率溫升”仿真模型，具體仿真結(jié)果如下。

（1）輪徑差0 mm 情況

無(wú)輪徑差時(shí)，按特性曲線控制的電機(jī)最大發(fā)揮功率及過(guò)載能力的仿真結(jié)果如表2 所示。平直道不同速度下電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升的仿真結(jié)果如表3所示。25‰坡道不同速度下電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升的仿真結(jié)果如表4 所示。

表2 輪徑差0 mm 的仿真結(jié)果Tab.2 Simulation results with wheel diameter difference of 0 mm

表3 輪徑差0 mm 下平直道不同速度下電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升Tab.3 Motor sine wave stable temperature rises at different speeds under ramp of 0 with wheel diameter difference of 0 mm

表4 25‰坡道不同速度下電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升Tab.4 Motor sine wave stable temperature rises at different speeds under ramp of 25‰

從無(wú)輪徑差時(shí)不同坡道的數(shù)據(jù)可以看出，動(dòng)車組在25 ‰坡道上以200 km/h 的速度運(yùn)行,溫升穩(wěn)定后鐵芯溫度將超過(guò)預(yù)警溫度。因此，本次不同輪徑偏差的分析不考慮長(zhǎng)大坡道工況。

（2）輪徑差4 mm

輪徑差4 mm 時(shí)，按特性曲線控制的電機(jī)最大發(fā)揮功率及過(guò)載能力仿真結(jié)果見(jiàn)表5。

從表5 可以看出，電機(jī)最大功率為520 kW，出現(xiàn)在車速250 km/h，各速度點(diǎn)過(guò)載能力均大于1，過(guò)載能力滿足要求。

表5 輪徑差4 mm 的仿真結(jié)果Tab.5 Simulation results with wheel diameter difference of 4 mm

平直道不同速度下，電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升仿真結(jié)果見(jiàn)表6。

表6 輪徑差4 mm 下平直道不同速度下電機(jī)正弦波穩(wěn)定溫升Tab.6 Motor sine wave stable temperature rises at different speeds under ramp of 0 with wheel diameter difference of 4 mm

對(duì)動(dòng)車組輪徑差4 mm 時(shí)平直道上不同速度等級(jí)的牽引電機(jī)過(guò)載能力與溫升進(jìn)行計(jì)算，速度等級(jí)350 km/h 時(shí)電機(jī)鐵芯超過(guò)預(yù)警溫度，速度等級(jí)300 km/h 時(shí)電機(jī)鐵芯存在超溫風(fēng)險(xiǎn)。

將表3、表4 和表6 的數(shù)據(jù)擬合為散點(diǎn)圖，如圖5 所示，即動(dòng)車組輪徑差0 mm 在平直道、輪徑差0 mm 在25‰坡道以及輪徑差4 mm 在平直道。從圖中可以橫向?qū)Ρ炔煌啅綍r(shí)在相同速度點(diǎn)下的功率、轉(zhuǎn)差率、繞組溫升及鐵芯溫度的差異。

圖5 仿真結(jié)果擬合散點(diǎn)Fig.5 Simulation results of scatter fitting

3 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

為驗(yàn)證“輪徑差-功率溫升”仿真模型的結(jié)果，搭建滾動(dòng)臺(tái)進(jìn)行試驗(yàn)。對(duì)試驗(yàn)車輛匹配不同輪徑的輪對(duì)，設(shè)置滾動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)特定坡度，并控制牽引變流器使電機(jī)達(dá)到目標(biāo)速度，使用監(jiān)測(cè)設(shè)備記錄該過(guò)程中的功率及溫升情況。臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果及分析如下。

3.1 工況1：0 mm、245 km/h、平直道

試驗(yàn)車輛匹配各軸輪對(duì)輪徑差為0 mm，設(shè)置滾動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)為平直道，控制牽引變流器使電機(jī)速度達(dá)到245 km/h。該工況下啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線如圖6 所示，穩(wěn)定后測(cè)得1 軸電機(jī)功率P1為183 kW，3 軸電機(jī)功率P3為130 kW，4 軸電機(jī)功率P4為120 kW。

圖6 工況1 啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線Fig.6 Power curves at the starting stage and after stable temperature rises in working condition 1

該工況下實(shí)測(cè)電機(jī)定子溫度曲線如圖7 所示，由圖可見(jiàn)，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢(shì)一致，4軸電機(jī)定子實(shí)時(shí)溫度基本相同，當(dāng)速度上升到245 km/h 時(shí)，溫度達(dá)到最高值，約為90 ℃。

圖7 工況1 牽引電機(jī)溫升實(shí)測(cè)曲線Fig.7 Measured curves of traction motor temperature rise in working condition 1

試驗(yàn)結(jié)果表明，輪徑相同時(shí)，各軸電機(jī)功率發(fā)揮和定子實(shí)時(shí)溫度基本一致，與仿真結(jié)果相符。

3.2 工況2：0 mm、245 km/h、25‰坡道

試驗(yàn)車輛匹配各軸輪對(duì)輪徑差為0 mm，設(shè)置滾動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)為25‰坡道，控制牽引變流器使電機(jī)速度達(dá)到245 km/h。該工況下啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線如圖8 所示，穩(wěn)定后測(cè)得1 軸電機(jī)功率P1為442 kW，3 軸電機(jī)功率P3為417 kW，4 軸電機(jī)功率P4為382 kW。

圖8 工況2 啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線Fig.8 Power curves at the starting stage and after stable temperature rises in working condition 2

該工況下實(shí)測(cè)電機(jī)定子溫度曲線如圖9 所示，由圖可見(jiàn)，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢(shì)一致，4根軸電機(jī)定子實(shí)時(shí)溫度基本相同，當(dāng)速度上升到245 km/h 時(shí)，溫度達(dá)到最高值，約為105 ℃。

圖9 工況2 牽引電機(jī)溫升實(shí)測(cè)曲線Fig.9 Measured curves of traction motor temperature rise in working condition 2

試驗(yàn)結(jié)果表明，輪徑相同時(shí)，各軸電機(jī)功率發(fā)揮和定子實(shí)時(shí)溫度基本一致，與仿真結(jié)果相符。與工況1 相比可知，相同速度條件下，25‰坡道比平直道時(shí)的電機(jī)發(fā)揮功率增大，定子溫升亦增大。

3.3 工況3：4 mm、100 km/h、25‰坡道

試驗(yàn)車輛匹配4 軸輪徑較其他3 軸大4 mm，設(shè)置滾動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)為25‰坡道，控制牽引變流器使電機(jī)速度達(dá)到100 km/h。該工況下啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線如圖10 所示，穩(wěn)定后測(cè)得1 軸電機(jī)功率P1為125 kW，3 軸電機(jī)功率P3為127 kW，4 軸電機(jī)功率P4為166 kW。

圖10 工況3 啟動(dòng)階段、溫升穩(wěn)定后的功率曲線Fig.10 Power curves at the starting stage and after stable temperature rises in working condition 3

該工況下實(shí)測(cè)電機(jī)定子溫度曲線如圖11 所示，由圖可見(jiàn)，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢(shì)一致，但4 軸（大輪徑）電機(jī)定子溫度較其他3 軸溫度高約10 ℃，定子溫度最大值約為110 ℃。

圖11 工況3 牽引電機(jī)溫升實(shí)測(cè)曲線Fig.11 Measured curves of traction motor temperature rise in working condition 3

試驗(yàn)結(jié)果表明，同一車輛各軸輪對(duì)存在輪徑差時(shí)，輪徑最大的輪對(duì)對(duì)應(yīng)的電機(jī)發(fā)揮功率亦最大，定子溫度也最高，與仿真結(jié)果相符。試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)如表7 所示。

表7 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.7 Statistics of test results

4 結(jié)論

（1）在不同控制模式下，當(dāng)高速動(dòng)車組輪徑出現(xiàn)較明顯差異，且運(yùn)行在一些特殊路況時(shí)，牽引電機(jī)會(huì)產(chǎn)生溫升差異。隨著輪徑差的增加，車輛運(yùn)行的平穩(wěn)性和穩(wěn)定性變差，牽引電機(jī)功率發(fā)揮差異性增大。牽引工況下，大輪徑發(fā)揮功率較大，容易引起超溫風(fēng)險(xiǎn)，輪徑差4 mm 情況下會(huì)帶來(lái)40 kW 的功率發(fā)揮差異及10 K 左右的溫升。制動(dòng)工況相反，不再贅述。

（2）通過(guò)滾動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果的對(duì)比可以看出，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的趨勢(shì)一致。從不同工況各軸的鐵芯溫度對(duì)比可以看出，各軸電機(jī)鐵芯溫度非常接近，均與輪徑差0 mm 時(shí)的鐵芯溫度仿真值相近，而考慮輪徑差時(shí)的仿真溫度與輪徑差0 mm 時(shí)的仿真溫度是存在一定溫度差的。

（3）從仿真和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比來(lái)看，“輪徑差-功率溫升”仿真模型在具有輪徑差動(dòng)車組牽引電機(jī)溫升仿真方面有良好的可行性和準(zhǔn)確性，該方法可以指導(dǎo)動(dòng)車組鏇修及預(yù)測(cè)，定量指導(dǎo)健康管理系統(tǒng)邏輯制定和模型優(yōu)化。