高速列車車輪型面磨耗對軌道、橋梁振動特性影響分析

昌 超， 肖 乾,2， 王亞朋

(1.西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，成都 610031;2.華東交通大學 載運工具與裝備教育部重點實驗室，南昌 330013;3.蘭州交通大學 土木工程學院，蘭州 730070)

車輪磨耗是鐵路領域一個普遍存在的問題，隨著線路投入使用時間的累積和列車運營里程的增加，輪軌型面將發生不同程度的材料磨損[1]。輪軌間的接觸匹配特性也隨之變化，輪軌接觸振動加劇，由于車輛與軌道是耦合的整體系統，除影響列車的動力學性能，也會對軌道等下部結構的振動特性造成影響。合理的輪軌型面設計對改善列車運行平穩性，降低輪軌接觸應力和磨耗，減少對軌道的沖擊作用，保證行車安全與提高輪軌服役壽命具有重要意義。

“以橋代路”被廣泛應用，基于大系統動力學研究列車-軌道-橋梁耦合振動成為熱點。針對車線橋耦合振動的仿真分析研究，翟婉明教授提出了更加完善、高效、接近實際情況，能考慮多種非線性因素的理論模型[2-3]。目前能考慮的工況越來越詳細，如多線交匯工況的車橋耦合振動分析，復雜結構橋梁的車橋耦合仿真等[4-7]。

關于輪軌接觸關系對車橋耦合振動影響的研究，學者們做過大量的工作。朱志輝等[8]通過建立改進的迭代計算模型，對比分析非線性赫茲接觸、線性赫茲接觸、剛性接觸不同輪軌接觸模型對車線橋垂向耦合系統動力分析結果的影響。林玉森等[9]分析了輪軌間的彈性接觸和密貼接觸對車橋系統動力分析結果的影響。研究表明在計算中彈性接觸模型的計算結果比密貼接觸模型的計算結果大。用彈性接觸模型比較符合實際。崔圣愛等[10]通過建立建立輪軌密貼模型和彈性輪軌接觸模型，計算兩種輪軌接觸時動車組列車以不同車速通過大跨度連續橋梁的耦合振動響應。。結果顯示：兩種輪軌接觸模型的橋梁動力響應比較接近，車輛動力學響應差異較大，彈性輪軌接觸模型更符合實際。吳宇鵬等[11]通過SIMPACK與ANSYS聯合仿真，對比了LM和LMA踏面對高速鐵路簡支橋梁振動性能的影響，得出LMA踏面能更好的降低車橋耦合的動力學響應。

然而鮮有學者關注車輪型面磨耗對高速鐵路軌道結構、橋梁結構振動的影響，傳統的軌道結構動力學研究中多將輪軌型面考慮為理想的初始型面，并對軌道或車輛結構作出了不同程度的簡化。本文基于多體動力學軟件UM，聯合有限元軟件ANSYS和前處理軟件HYPERMESH，以國產某型號城際動車組和CRTSⅢ無砟軌道為對象，將軌道、橋梁結構考慮為柔性體的情況下，重點研究車輪型面磨耗對高速鐵路無砟軌道、橋梁振動特性研究。

1 車輪型面采集及接觸幾何分析

利用廓形測量儀器，對動車組實際車輪廓形進行測量。圖1為現場采集的城際動車組車輪型面，根據現場測量結果，運行10萬km，15萬km，20萬km和25萬km里程下的車輪型面磨耗垂直磨耗量分別為0.49 mm，0.52 mm，0.64 mm和1.07 mm。從圖1可知，磨耗主要分布于踏面名義滾動圓附近，輪緣區域磨耗相對較輕。磨耗范圍橫向位置主要集中于橫向位置-30～35 mm范圍內。

對上述實測的車輪磨耗型面和初始型面分別與CHN60鋼軌型面進行輪軌接觸幾何分析。輪軌接觸點分布圖可直觀的看到不同里程下車輪型面磨耗型面的接觸點位置和布置情況，見表1。從表1可知：車輪以原始型面與鋼軌匹配時，輪軌接觸點分布較集中，靠近輪緣側分布稀疏，布置均勻，此時是理想的一點接觸；運行10萬km后，接觸線開始由一點接觸逐漸向多點接觸演變，靠近軌頂中心的區域，出現了若干條較為集中的接觸線；運行15萬km和20萬km的情況相似，相對新輪接觸點布置更為分散，不再均勻，接近輪緣側接觸線分布增加，稍微向軌面內側偏移；運行25萬km的輪軌匹配有明顯的兩點接觸趨勢，在軌頂中央和內側處呈現出2個集中的接觸區域，中間部位幾乎無接觸線分布，且兩接觸點的垂向距離增大，輪軌兩點接觸會增加車輪輪緣與鋼軌側面間相對滑動的機率，造成輪緣和鋼軌側面材料的磨損(見圖2)。

圖1 實測車輪磨耗型面

以接觸角、滾動圓半徑差、等效錐度為輪軌滾動接觸幾何參數展開分析。從圖3(a)可知,標準輪軌型面匹配時，輪對橫移小于8 mm時，隨著輪對橫移量的增大滾動圓半徑差也緩慢增大，大于9 mm后滾動圓半徑差陡然增大，此時橫移致使一側的輪軌接觸點向車輪輪緣處靠近，滾動圓半徑差曲線呈非線性變化規律；隨著運營里程的增加，輪對橫移量為2～10 mm時滾動圓半徑差的波動明顯加劇，大于10 mm后滾動圓半徑差出現突變，近似重合，且10萬km和20萬km運營里程時的變化趨勢相近，20～25萬km運營里程時的波動最為劇烈。

等效錐度用于描述輪軌接觸幾何特征的重要指標之一，從圖3(b)可知,當車輪為初始型面時，當輪對橫移量小于8 mm時，等效錐度保持在0.1內、變化平緩，當車輪型面發生磨耗后，輪對橫移量在2 mm內時，15萬km和20萬km運營里程下的等效錐度明顯大于其他運營里程下的，此時高速列車的蛇形運動頻率將加劇，車輪平穩性下降；輪對橫移量在2～10 mm內，25萬km運營里程下的等效錐度明顯大于其他運營里程下的，輪對橫移量為6 mm時接近0.4。說明20～25萬km內，等效錐度變化加快，波動幅度較大。根據Kingel原理，在橫向跨距和滾動圓半徑保持一定的情況下，等效錐度增大，轉向架蛇形運動頻率增加，蛇形運動波長降低，車輛的運行平穩性下降。車輛的穩定性會隨著磨耗的增加逐漸下降。

表1 輪軌型面接觸點匹配

圖2 不同運營里程下的車輪型面磨耗深度變化情況

Fig.2 Change of wheel wear depth under different mileage of operation

接觸角變化情況如圖3(c)所示。由圖3(c)可知，輪對橫移量為-8～10 mm，接觸角的變化平緩；隨著運營里程的增加，曲線變得陡峭，接觸角的波動幅度變大，輪對橫移量為負值時還出現多處的突變點；當運營里程從20萬km增加到25萬km，曲線形狀發生更明顯的波折，輪對橫移量達到-6 mm時，輪對的接觸角能接近20°。說明隨著里程數的增加，磨耗車輪與鋼軌的接觸匹配特性下降，導致輪軌接觸角增大。

2 列車-軌道-橋梁耦合模型

列車—軌道—橋梁耦合振動模型是由車輛子系統、軌道子系統和橋梁子系統在輪軌接觸界面處、軌橋接觸界面處分別通過動態輪軌和橋軌關系關聯起來的空間耦合時變大系統，考慮軌道結構參振，其自激激勵源為輪軌間的幾何不平順，如圖4所示。

列車—軌道—橋梁大系統動力學方程表述為車輛系統方程、軌道系統方程和橋梁系統方程三部分，如下列公式所列舉

(a) 滾動圓半徑差變化

(b) 滾動圓半徑差變化

(c) 接觸角變化

圖4 列車-軌道-橋梁耦合振動模型

(1)

橋梁阻尼矩陣包括橋梁本身的材料阻尼和軌下彈簧阻尼器單元阻尼，如下式所示

(2)

式中：α、β為Rayleigh阻尼系數，橋梁阻尼比取2%；Ne為具有單元阻尼的單元類型數；Cj為第j個彈簧阻尼器單元的阻尼矩陣。混凝土結構一般阻尼比取值0.02[12]。圖5為列車-軌道-橋梁系統求解迭代示意圖。

圖5 列車-軌道-橋梁求解計算迭代圖

2.1 車輛多體系統動力學模型建立

依據動車組懸掛參數，在動力學軟件UM中建立動車組車輛精細模型。考慮車體轉向架橫向、豎向、側滾、點頭、搖頭運動以及輪對橫向、豎向、側滾、搖頭運動，包括1個車體、2個構架、4條輪對和8個軸箱總計15個剛體。其中，車體、構架、輪對各有 6 個自由度，軸箱相對輪對有1 個轉動自由度，共有50個自由度(見表2)。模型充分考慮非線性輪軌接觸幾何關系、非線性輪軌蠕滑特性及非線性車輛懸掛系統。減振器力元模型選用考慮節點剛度的Ruzicka模型，并考慮抗蛇行減振器隨振動頻率變化的非線性特性(見圖6)。二系空氣彈簧分別采用線性彈簧力元模擬，同時考慮阻尼性質。轉臂節點采用特殊力元模擬。建模過程中充分考慮輪軌接觸幾何，橫向止檔，懸掛力元等非線性特性。

表2 車體自由度

車輛模型中各自由度上的動力學方程統一表示如下形式

(3)

將拖車與動車通過力元模擬減振器和車鉤進行連接，組建列車動力學模型(見圖7)。多體動力學建立列車模型的優勢在于可對車輛等結構進行精細化建模，避免一般計算中進行重復編程的缺點。

圖7 高速列車動力學模型

2.2 軌道—橋梁模型

依照國產CRTSIII-P5600型號板式無砟軌道和標準32 m雙線混凝土簡支箱梁實際尺寸(見圖8(a))，在HYPERMESH中建立軌道、橋梁結構有限元模型，模型建立過程中符合以下假設：①與工程實際的結構構造吻合，并在不影響重要力學性能的前提下對模型進行一定的簡化；②保證計算精度的情況下對模型的單元數量進行控制提高求解效率。橋梁建模時主梁和軌道板主要結構采用實體單元進行模擬。橋面二期恒載作為附加質量分布到主梁上，取值160 kN/m。每條單線上共有六塊軌道板組成，一塊箱梁總共十二塊軌道板，全長32 m。有限元模型總共包含155 660個單元，190 651個節點。軌道模型中，軌道板、自密實混凝土層、底座板均采用SOLID185實體單元模擬，軌道結構使用線彈性材料，各部分結構詳細參數見表3。鑒于無砟軌道鋪設時，一般已完成自重沉降，故不考慮自重。

(a) 箱梁相關尺寸圖(mm)

(b) 端視圖

(c) 整體圖

(d) 軌道結構組成圖

采用共節點結構模擬軌道板、自密實混凝土和底座板間的接觸關系；針對自密實混凝土與底座板間的隔離層，采用硬接觸模型模擬其法向接觸狀態，引入摩擦系數考慮其實際工程力學特性；凸臺周圍的緩沖墊層有一定的接觸剛度。底座板與箱梁采用面-面接觸力元定義。為保證后續計算準確性，將軌道板箱梁縱向與x軸對其，軌道板上表面與xoy平面平齊，與動力學參考系坐標一致。

表3 軌道結構計算參數

按同樣的方法建立橋墩有限元模型，單元數總計量368個，節點561個，墩高為14 m，橋梁和橋墩的混凝土強度等級分別為C50和C30。

通過HYPERMESH-ANSYS數據轉化接口，以ANSYS為求解器，采用Block Lanczos法計算軌道和橋梁模態，并利用Craig-Bampton模態綜合方法[13]對結構進行合理的模態縮減，保留對結構響應影響較大的模態信息，形成適合 UM 動力學仿真的模態文件。Craig-Bampton模態綜合方法是基于對Hutty法改進基礎上的一種先進的計算方法[14-16]，是力和位移雙協調的部件模態綜合法，具有較高的精度。并針對Craig-Bampton約束模態集中包含剛體模態(多體系統動力學中剛體已定義)，未包含原彈性體的動態頻率成分的問題，對模態集進行正則化處理。通過特征值分析和正交化處理，剛體模態被剔除。同時經過兩次特征值分析后，所有模態被陚予柔性體的固有頻率成分，這樣可以有效地減少由于在Craig-Bamptom模態綜合法中將高階模態截斷后造成的誤差。

箱梁主梁和支座之間約束按照簡支梁的方式通過彈簧—阻尼力元進行耦合，該力元可以充分模擬橋梁彈性支撐座的剛度、阻尼特性。橋墩底部采用相同力元與大地連接處理。為消除橋頭邊界效應，橋梁模型按3跨簡支梁建立，如圖9(a)所示。主梁與橋墩、橋墩與大地接觸的具體剛度阻尼按照設計參數或經驗值確定，其中主梁與橋墩剛度和阻尼參數為1.0×107kN/mm，1.0×108N·s/m。

左右兩股鋼軌均模擬為連續彈性離散支承基礎上的無限長Timoshenko梁單元，考慮鋼軌的垂向、橫向振動和扭轉振動。為模擬軌道板與鋼軌的相互作用，鋼軌和軌道板之間使用特殊力元模擬扣件(WJ-8型)的剛度和阻尼，在鋼軌模型上每隔一段距離設定獨立的力元，間距0.63 m。扣件垂向剛度取35 kN/mm，橫向剛度取50 kN/mm，扣件阻尼取75 000 N·s/m。由于無砟軌道結構鋪設時基床一般已完成自重沉降，故不考慮重力作用。軌道激勵功率譜采用德國高速線路低干擾譜，最短截止波長為1 m，德國低干擾軌道譜可以用于時速250 km/h以上的高速鐵路。輪軌摩擦因數設為0.25。選取輪軌非橢圓多點接觸算法計算蠕滑力。圖9(b)為建立完成的精細化列車-軌道-橋梁耦合模型，橋墩編號按照運行方向自左向右依次為：1#橋墩、2#橋墩、3#橋墩、4#橋墩。

(a) 軌道-橋梁耦合動力學模型

(b) 整體圖

2.3 輪軌滾動接觸模型

輪軌非橢圓多點接觸算法(即K-P算法)是由J. Piotrowski和W. Kik提出的計算蠕滑力，該算法能適應輪軌型面磨耗后產生的多點、共形等復雜情形的接觸，目前已有學者對K-P算法與其他輪軌滾動接觸算法進行對比，驗證了其準確性和高的計算效率。假設法向接觸應力pz在車輪滾動方向是呈半橢圓分布，為

(4)

式中，p0是接觸時的最大應力；xl(y)為橫向坐標y處的接觸斑縱向長度一半。根據這一算法的基本假設，滲透區域被認為是接觸區域。接觸斑近似邊緣由接觸面的相交線構成，近似服從

(5)

法向總載荷可通過對法向接觸應力在整個接觸斑內進行積分得到

(6)

式中,yl為接觸斑在y方向的邊界。

接觸斑中心即(0,0)點處的法向變形位移w0為

(7)

接觸點中心的滲透量δ0=2w(0,0)=2w0，于是根據上面式子可得

(8)

(9)

在得到輪軌接觸的間隙量和法向接觸力后, 使用FASTSIM算法計算輪軌接觸區域上的蠕滑力。FASTSIM的使用并不局限于橢圓接觸斑，多點接觸的情況也可以得到較好的結果。

3 數值算例

利用建立的數值模型，設置100～350 km/h總計6種速度等級，分別考察車輪型面磨耗對軌道、橋梁振動特性的影響。最小計算步長設置0.1 ms，數值分析方法采用軟件自帶的基于二階變步長的隱式求解法(Park法)的有限差分的方法(Park Parallel)，該求解方法對求解高頻范圍內的振動行為具有較高的準確度和計算效率。同時為消除列車上橋前的初始狀態對橋梁振動性能的影響，預留100 m的運行距離(不單獨設置柔性軌道)。

3.1 軌道板振動

圖10和圖11是軌道板垂向和橫向位移峰值，圖中觀察可知：對軌道板而言，無論是垂向、還是橫向位移峰值，在速度100～250 km/h范圍內，車輪型面磨耗對其影響較小，峰值幾乎保持不變化。當列車速度達到300～350 km/h乃至更高速度后，影響開始顯著，其中350 km/h速度對垂向和橫向影響都十分明顯，軌道板橫向位移對列車速度變化更加敏感。

圖12和圖13為軌道板加速度峰值變化圖，從圖可知，對垂向振動加速度，在磨耗量小于0.63 mm內，影響并不明顯，當磨耗量在1 mm以上時，峰值會有小幅度的增長。對橫向加速度，總體都隨著磨耗量的增加，而逐漸上升。以350 km/h速度等級為例，從初始階段的0.72 m/s2提高到0.85 m/s2，增大了18.1%。當車輪型面發生磨耗后，加劇了輪軌間的相互作用，輪軌力通過鋼軌及其扣件傳遞給軌道結構，對軌道的振動特性造成影響。長期以往，會加劇對軌道結構的破壞損傷，誘發軌道結構裂紋等潛在的危害。

圖10 軌道板垂向位移

圖11 軌道板橫向位移

圖12 軌道板垂向加速度

利用功率譜分析法對軌道板的垂向、橫向振動加速度進行頻域分析，見圖14，圖15。從圖可知，對垂向：振動主頻約4 Hz，功率譜幅值隨磨耗量增加逐漸增大，從初始型面的0.024 5 g2/Hz增大至運行25萬km的0.035 8 g2/Hz，提高了46.1%。其他比較明顯的主頻分別約為12 Hz，38 Hz，74 Hz，222 Hz，502 Hz。中高

圖13 軌道板橫向加速度

圖14 軌道板垂向加速度功率譜密度

Fig.14 The power spectral density of the vertical acceleration of the track plate

圖15 軌道板橫向加速度功率譜密度

Fig.15 The power spectral density of the lateral acceleration of the track plate

頻階段變化不明顯，影響較小。對橫向：主頻分布在5 Hz，74 Hz，78 Hz，840 Hz等處，其中初始型面到運營20萬km幅值最大時對應的主頻在5 Hz作用，當運營25萬km后變為約4 Hz，說明車輪型面磨耗造成的輪軌力變化會影響到軌道板主頻的偏移；軌道板的高頻段(800～1 000 Hz)受到的影響較大，隨運營里程增加，功率譜密度增大。600～800 Hz區間，則隨著磨耗量增加，逐漸下降，說明車輪型面磨耗對軌道板的振動頻率影響分布區域不一，對高頻段影響更大。

3.2 梁體振動

圖16～圖19為中間箱梁梁體跨中位置處的位移、加速度峰值，從位移峰值來看：型面磨耗對橋梁垂向振動位移幾乎沒有影響，對橫向位移峰值在速度250～350 km/h，隨著磨耗加劇，峰值會整體提升。對橋梁振動加速度而言，垂向加速度和垂向位移情況相似，受型面變化影響很小，對橫向加速度：整體隨著運行里程數增加而升高，并且速度等級越高，越發明顯。

圖16 橋梁垂向位移

圖17 橋梁橫向位移

依據《高速鐵路設計規范(試行)》中的評價指標，本文得到的最大橋梁垂向位移峰值為0.001 58 m，小受篇幅限制，為重點分析車輪磨耗度對梁體跨中和橋墩振動響應的影響，車輛僅以設計時速350 km/h通過橋梁時梁體跨中的振動響應進行分析。圖20～圖23為350 km/h工況下的橋梁梁體跨中位置垂向、橫向位移時域、加速度圖，列車駛入、駛出橋梁跨中時，對應跨跨中節點豎向位移響應有突然增大、減小現象，列車駛出后所在跨做自由衰減振動。對垂向，從圖20可知，列車的重力作用對橋梁產生了一個比較典型的撓曲變化過程，由于梁體跨度為32 m，大于車輛定距，任意時刻一跨梁上只能有一輛整車；橫向方向上，由于線路偏心關系，在車輛重力作用下，橋梁發生扭轉變形而產生橫向撓度。

圖18 橋梁垂向加速度

圖19 橋梁橫向加速度

于規定中的豎向撓度限值0.020 m(L=32 m，限值=L/1 600)；橫向位移峰值最大為0.001 21 m，根據《鐵路橋梁檢定規范》中的限值0.003 56 m(預應力混凝土梁L/9 000)可知橫向最大振幅未超過安全值；垂向、橫向振動加速度峰值均小于《鐵路橋梁檢定規范》中0.5 g的極限值，所以型面的磨耗對橋梁振幅和振動加速度的影響均在安全限值內，垂向方向基本無影響。

圖20 橋梁垂向位移時域圖

圖21 橋梁橫向位移時域圖

圖22 橋梁垂向加速度時域圖

不難看出，車輪踏面材料磨損對橋梁的垂向振動特性影響很小，忽略不計，位移響應位移介于0～0.001 6 m；對橫向振動特性影響顯著，每一波動的峰值均隨著磨耗量增大而提高，位移響應位移介于-0.001 5～0.000 6 m。初始型面對應的最大橋梁跨中橫向位移峰值為0.001 02 m，運營25萬km后則達到0.001 33 m。

圖23 橋梁橫向加速度時域圖時域

圖24和圖25給出列車350 km/h運行下的梁體跨中表面振動加速度功率譜密度圖，從圖可知，對垂向：主頻分布在4 Hz，38 Hz，74 Hz，222 Hz等處，車輪型面磨耗能引起梁體高頻段的振動，對0～400 Hz范圍內的振動影響不明顯，數值基本上不變；橫向功率譜密度中，主頻5 Hz時，10萬km、15萬km和20萬km里程的功率譜密度稍有下降，到25萬km里程后再次增大，主頻變約為4 Hz。0～40 Hz范圍內，磨耗量越大，功率譜幅值越大。車輪磨耗會改變主頻大小。車輪型面磨耗對600～1 000 Hz內的功率譜密度影響比較明顯，隨著磨耗量的累積，數值逐漸增大。

圖24 橋梁垂向加速度功率譜密度

Fig.24 The power spectral density of the vertical acceleration of the bridge

由于在實際測試和研究中，橋梁的主頻主要分布在100 Hz以內，因此對橋梁振動高頻率段的影響整體不大，不影響橋梁的安全使用性能。

3.3 橋墩振動

本文選取3#橋墩作為研究對象。圖26～圖29是3#橋墩的垂向、橫向位移、加速度峰值變化圖，從圖中不難觀察：影響橋墩位移峰值主要是列車速度的變化，其中垂向位移峰值從300 km/h到350 km/h，提高十分明顯。車輪磨耗對橋墩位移峰值影響很小。

圖25 橋梁橫向加速度功率譜密度

Fig.25 The power spectral density of the lateral acceleration of the bridge

圖26 3#橋墩垂向位移

對橋墩加速度分析中，垂向方向曲線存在小幅度波動，但整體最終數值和初始型面計算數據差距不大；對橫向加速度，100～250 km/h速度內變化較小，整體趨勢不變，300～350 km/h速度下，曲線呈現小幅度增長，例如350 km/h速度等級下，1.40 m/s2提高到1.52 m/s2。

圖30～圖33為橋墩墩頂350 km/h下的位移和加速度時程圖，從橋墩墩頂位移響應中，能比較容易看出車輛定距和轉向架軸距所激發的周期性響應。墩頂處的振動頻率明顯高于梁體振動頻率，原因在于墩頂處的剛度大于梁體跨中的剛度。車輪型面磨耗對墩頂垂向位移幾乎無影響，但對橫向位移影響較明顯，隨著磨耗量增大，每一波動的峰值有所下降。車輪型面磨耗對橋墩垂向振動加速度幾乎沒有影響，時域圖中各波動峰值近似接近。對橫向振動加速度，各運營里程下曲線的波動趨勢沒有差別，每一波動的波峰隨著磨耗量增加，會小幅度增大。

圖27 3#橋墩橫向位移

圖28 3#橋墩垂向加速度

圖29 3#橋墩橫向加速度

圖30 3#橋墩垂向位移時域圖

圖31 3#橋墩橫向位移時域圖

圖32 橋墩垂向加速度時域圖

4 結 論

通過實測車輪不同運營里程的實際型面，聯立ANSYS、UM和HYPERMESH軟件，建立列車—軌道—橋梁耦合動力學模型，基于輪軌多點接觸理論，研究不同速度等級下車輪型面磨耗對軌道、橋梁結構振動特性的影響，可以得到以下結論：

圖33 橋墩橫向加速度時域圖

(1) 車輪型面隨著運營里程數增加，發生圓周磨耗，輪軌接觸幾何關系會發生變化，接觸匹配特性會惡化，進而影響車輛軌道的動力學性能。

(2) 車輪型面磨耗加劇輪軌間的相互作用，由于軌道與橋梁是相互影響的系統，通過輪軌關系紐帶與列車形成耦合的熊，輪軌磨耗勢必會對軌道、橋梁的振動性能造成影響。對橫向方向的影響力要大于垂向方向。軌道板、橋梁梁體、橋墩結構橫向振動位移和加速度指標隨著車輪型面磨耗增加，逐漸增大。并且車輪型面磨耗會對軌道、橋梁整體結構主頻發生偏移，幅值異常，對中高階段的頻率影響更多。

(3) 建議軌道、橋梁結構設計過程中，車線橋耦合動力學分析中，需要考慮輪軌型面發生變化后的影響，減小輪軌型面變化對軌道、橋梁結構造成的影響。