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)用過程中，由于動(dòng)車組本身輪對踏面接觸疲勞及線路原因不同會(huì)造成輪對踏面磨耗量不同，導(dǎo)致出現(xiàn)全列輪對輪值相差較大的情況，當(dāng)輪徑差達(dá)到一定程度后，將對車輛系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響。在動(dòng)車組運(yùn)營進(jìn)入特殊路段或者動(dòng)車組即將進(jìn)入輪對鏇修前，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)行輪對鏇修，以消除輪徑差。

關(guān)于動(dòng)車組輪對磨耗和牽引電機(jī)負(fù)荷分配不均的影響，國內(nèi)外學(xué)者和設(shè)計(jì)師已進(jìn)行相應(yīng)的分析與論證。針對該問題，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的輪徑差的改變對直線運(yùn)行穩(wěn)定性、運(yùn)行平穩(wěn)性和曲線通過性能的影響；池茂儒等[3-4]分別從行車安全性和車輛系統(tǒng)穩(wěn)定性的角度對輪徑差的影響進(jìn)行分析，表明反相輪徑差對行車安全性影響較大，并根據(jù)輪徑差大小對車輛系統(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]針對輪徑差對牽引系統(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，國內(nèi)外學(xué)者結(jié)合仿真對理論進(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，對所觀測的輪徑差異及電機(jī)參數(shù)差異對電機(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]分析了輪徑差對輪對受力狀態(tài)和運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響，通過模型仿真，分析了在惰行工況和動(dòng)態(tài)制動(dòng)工況下，輪徑差對輪軌動(dòng)態(tài)接觸關(guān)系的影響；通過對同一轉(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機(jī)車直線運(yùn)動(dòng)性能的影響[9]；Chen Rong 團(tuán)隊(duì)[10]針對輪對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，針對輪徑差帶來的實(shí)際牽引電機(jī)溫升，目前沒有結(jié)合理論仿真計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果對比的深入研究。

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，對動(dòng)車組鏇修及預(yù)測與健康管理系統(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法通過軟件控制消除，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)，輪徑較大的輪對對應(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，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，通過滯環(huán)控制器檢測到電機(jī)電壓及電流，并將對磁通與轉(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?；谝陨峡刂颇Ｐ头治?，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，定子傳遞的穿過氣隙的總功率可表示為

因此，穿過氣隙傳遞給轉(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)，大輪對應(yīng)電機(jī)的影響是+3 mm，電機(jī)發(fā)揮功率變大，小輪對應(yīng)電機(jī)的影響是-3 mm。

2 仿真建模及其分析

對牽引電機(jī)能耗進(jìn)行仿真建模，在運(yùn)行過程中，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預(yù)警溫度。因此，本次不同輪徑偏差的分析不考慮長大坡道工況。

（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)揮功率及過載能力仿真結(jié)果見表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)過載能力均大于1，過載能力滿足要求。

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)。對試驗(yàn)車輛匹配不同輪徑的輪對，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)測設(shè)備記錄該過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)測電機(jī)定子溫度曲線如圖7 所示，由圖可見，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢一致，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)測電機(jī)定子溫度曲線如圖9 所示，由圖可見，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢一致，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)測電機(jī)定子溫度曲線如圖11 所示，由圖可見，4 臺(tái)牽引電機(jī)定子溫度上升趨勢一致，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，同一車輛各軸輪對存在輪徑差時(shí)，輪徑最大的輪對對應(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）通過滾動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果的對比可以看出，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的趨勢一致。從不同工況各軸的鐵芯溫度對比可以看出，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)果的對比來看，“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，定量指導(dǎo)健康管理系統(tǒng)邏輯制定和模型優(yōu)化。