重載曲線緩和段鋼軌滾動接觸疲勞機理

栗楊，白彬亨，莫日格吉勒，趙鑫，溫澤峰，王卓

(1.西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031；2.內蒙古包鋼鋼聯股份有限公司 制造部，內蒙古 包頭 014010；3.中國鐵路呼和浩特集團有限公司 工務處，內蒙古 呼和浩特 010000)

重載鐵路曲線鋼軌滾動接觸疲勞(rolling contact fatigue, RCF)是世界性問題[1].在重載鐵路鋼軌由熱軋升級為熱處理材質的過程中，RCF加重現象[2]是輪軌系統不同步升級引發的問題[3-4].某重載鐵路曲線軌道的現場調研表明[5]，圓曲線段鋼軌的RCF最嚴重，在緩和曲線段上的RCF逐漸減輕直至消失，但入/出緩和段的RCF存在顯著差異.本研究旨在展示此差異現象，為全面闡明重載曲線鋼軌RCF機理奠定基礎.

外曲線鋼軌RCF研究多針對圓曲線段開展，緩和曲線段這一重要過渡部分的RCF研究匱乏.通過現場調研，Zhou等[6]發現鋼軌磨耗速率增加，可減緩某重載鐵路上曲線半徑R=500～600 m圓曲線段外軌軌距角魚鱗紋的發生；周清躍等[7]發現鋼軌RCF集中發生在某重載鐵路R≤800 m圓曲線段上，表現為外軌軌距角裂紋及剝離掉塊和內軌軌頂中心裂紋，建議對應鋪設合適等級鋼軌并輔以預防性打磨；Matsuda等[8]發現某重載鐵路R=800～1 800 m圓曲線段發生鋼軌RCF，并伴有剝離.截取某重載鐵路R=800 m圓曲線段U75V材質鋼軌，寇沙沙等[9]的金相分析表明，外軌RCF區內伴有明顯的剪切塑性變形.在JD-1輪軌模擬試驗機上，鐘雯[10]開展不同材質鋼軌對比試驗，發現抗疲勞性能更優的U71Mn材質適于磨損輕微的高速鐵路，硬度更大的U75V材質適合磨損嚴重的重載鐵路.模擬研究也廣泛見于文獻，焦彬洋等[11]通過輪軌靜態接觸模擬發現，過低的軌底坡會加劇軌距角魚鱗紋，軌距加寬、黏著系數提升及鋼軌預打磨可有效抑制其萌生與發展；梁喜仁等[12]模擬解釋了某地鐵R≤2 000 m圓曲線段外軌軌距角與內軌軌頂RCF；徐萬華等[13]分析了鋼軌廓形對重載鐵路R≤800 m圓曲線段鋼軌RCF的影響.

本研究以某重載鐵路緩和曲線段的鋼軌RCF為對象，展示R=580～1 000 m曲線入/出緩和段鋼軌RCF差異，建立包含機車、貨車的重載列車動力學模型，預測實際輪軌廓形匹配下的列車曲線通過行為，并利用損傷函數，揭示研究對象曲線入/出緩和段鋼軌RCF差異的萌生機理.

1 入/出緩和曲線段現場觀測

現場觀測某軸重25 t運煤重載鐵路，R=580 m曲線外、內軌均于2022年3月上道并于同年4月進行預打磨，曲線入/出緩和段的軌面狀態如圖1所示，選取位置均為超高62 mm處.由圖1(a)可見，入/出緩和段外軌接觸光帶內存在2個疲勞區，且出緩和段伴有肉眼可見的剝離，但未見于入緩和段，即出緩和段滾動接觸疲勞更嚴重；由圖1(b)可見，內軌僅在軌頂中心處存在1個疲勞區，較相應外軌輕微，但出緩和段疲勞更嚴重的問題同樣存在.

圖1 某軸重25 t運煤重載鐵路上某半徑580 m曲線入/出緩和段超高62 mm處的鋼軌表面狀態對比Fig.1 Rail surface condition at 62 mm superelevation in entering/leaving transition section of R=580 m curve on 25 t axle load heavy haul railway

如圖2所示為R=580 m曲線的分段示意圖，圓曲線段超高為75 mm，其中圓緩點表示圓曲線與緩和曲線的交匯處，直緩點表示直線與緩和曲線的交匯處.如圖3所示為使用渦流探傷儀測得的不同超高處外、內軌軌面裂紋深度峰值結果.圖中，L為緩和曲線上測量位置到直緩點的縱向距離，c為裂紋深度峰值，h為測量位置的外軌超高；縱向距離與超高間關系為三次拋物線方程[14].在R=580 m曲線整個緩和段內，相同超高處的出緩和段軌面裂紋深度始終高于入緩和段，這與現場肉眼觀測的出緩和段疲勞更嚴重的事實一致.

圖2 半徑580 m曲線入/出緩和段以及圓曲線段示意圖Fig.2 Schematic diagram of entering/leaving transition section and circular section for R=580 m curve

圖3 半徑580 m曲線入/出緩和段不同超高處測量的軌面裂紋深度峰值Fig.3 Peak crack depth of rail surface measured at different superelevations in entering/leaving transition section of R=580 m curve

如圖4所示為同一線路另外2條曲線上入/出緩和段的鋼軌表面狀態對比，半徑分別為800、1 000 m，選取位置的超高分別為72、40 mm（圓曲線段超高分別為80、50 mm），外、內軌于2019年4月上道，并在2022年4月進行修復性打磨.篇幅限制，僅展示外軌.對比圖1發現，隨著曲線半徑增大，入/出緩和段同一超高飽和度（實際超高與圓曲線段超高的比值）處附近的外軌RCF逐漸減輕，R=800 m和R=1 000 m曲線外軌軌面的疲勞區數量降為1個，且軌面剝離正趨于消失，但疲勞差異依然存在.

圖4 相同重載線上不同半徑曲線入/出緩和段外軌表面狀態Fig.4 Rail surface on same heavy haul line with different radius curves entering/leaving transition section

鋼軌RCF與輪軌廓形密切相關[15]；測量R=580、800、1 000 m曲線緩和段，圓曲線段不同超高處的鋼軌廓形；隨機測量運行于該重載線上的主力機、貨車車輪廓形.考慮超高，繪制圓曲線段鋼軌廓形測量結果對比如圖5所示，z1、z2分別為外軌、內軌廓形的測量結果.某型8軸大功率電力機車和主力貨車各一個轉向架的車輪廓形測量結果如圖6所示.圖中，y為鋼軌橫向位置，w1、w2分別為機車、貨車車輪廓形的測量結果.所調研機、貨車車輪磨耗均不嚴重，且現場服役車輪狀態普遍如此，同時上述線路均采用60 kg/m的U75V淬火鋼軌且上道后均被打磨為60N廓形.所調研重載線路的軌距、枕距以及超高等參數均維護良好，枕木、道砟均保持著良好的使用狀態，說明本研究關注的鋼軌疲勞差異與R=580、800、1 000 m曲線軌道幾何狀態相關性不強.如圖7所示，測取R=580 m曲線的軌道軌向、高低不平順，其中A1、A2分別為軌向、垂向不平順的測量結果，采樣間隙為0.25 m.

圖5 不同半徑曲線圓曲線段實測鋼軌廓形對比Fig.5 Measured rail profiles in curves with different radii

圖6 運行于所調研重載線的機、貨車車輪廓形隨機測量結果Fig.6 Random measurements of locos and wagons running on investigated line

圖7 某半徑580 m曲線入/出緩和段與圓曲線段的實測軌道不平順Fig.7 Measured track irregularity of entering/leaving transition section and circular curve section of R=580 m curve

2 鋼軌滾動接觸疲勞預測模型

2.1 列車曲線通過模型

2021年底，重載線上主力機車由軸重21 t功率7 200 kW的6軸電力機車全部更換為軸重25 t功率9 600 kW的8軸電力機車，牽引軸重25 t運煤專列貨車以108節編組形式為主.因此，圖1、3所示的狀態（2022年5月）均可被認為是8軸機車（2節內重聯）牽引的運煤專列作用的結果.針對所調研重載線上運行的108節貨運運煤專列，在Simpack環境中建立包含2節機車和1節貨車的列車動力學模型，如圖8所示.機車子模型由1個車體、2個構架和4個輪對等組成，共54個自由度，貨車子模型由1個車體、4個側架、4個輪對、承載鞍及搖枕等組成，共68個自由度.機車與機車、機車與貨車間車鉤以圖8中所示力元模擬[16].車體與轉向架之間由二系懸掛連接，轉向架與輪對間則由一系懸掛連接，相關彈簧和減振器等元件均由力元模擬，機車、貨車設計參數如表1所示.表中，m為質量，J1、J2、J3分別為輪對、構架、車體的轉動慣量，E1、E2分別為一系、二系懸掛剛度.引入現場實測輪軌廓形與軌道不平順數據，未直接建模的107節貨車以等效總阻力Fb的形式施加于貨車模型尾部車鉤處.考慮現場實際，模擬工況均假設勻速通過，即機車牽引力與列車總阻力平衡，具體施加方法見文獻[17].其中，Fa、Ft分別表示單臺機車與單節貨車所受的總阻力，Ft為后接107節貨車總阻力的等效.R=580、800、1 000 m曲線的相關幾何參數如表2所示，速度v由現場測量得到，其他參數則取自線路LKJ系統（列車運行監控裝置），p為線路坡度，L1、L2分別表示緩和曲線與圓曲線長度.3條曲線日通過總質量為5.0×105t，同時曲線均處于相鄰區段內且非靠近車站，意味著其列車通過車次、速度及重量相同，這是本研究仿真工況的前提.模擬中線路均假設為左曲線，緩和曲線采用三次拋物線型[18]設計，即緩和曲線任意位置處超高h（s）與其距離直緩點縱長s間關系為

表1 機車與貨車動力學模型建立所用主要參數Tab.1 Main parameters used for establishing dynamic models of locos and wagons

表2 模擬曲線的主要參數Tab.2 Main parameters of simulation curves

圖8 列車動力學模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of train dynamics model

式中：h1、h2分別為最小與最大超高，分別對應圖2中直緩點與圓緩點的超高；直線段超高為0，因此取h1=0，h2為所測圓曲線段超高值.

2.2 損傷函數模型

基于列車動力學預測結果，使用損傷函數模型[19]預測鋼軌滾動接觸疲勞的萌生.損傷函數主變量為磨耗數：

式中：Tx、Ty分別為縱、橫向的輪軌蠕滑力，γx、γy分別為縱、橫向的蠕滑率.如圖9所示，假設損傷函數的疲勞發生門檻值FA和磨耗發生門檻值FB與硬度正相關，且損傷速率（圖中折線斜率）不隨材質變化，則U75V淬火鋼（平均硬度H=369 HB）[20]的損傷函數模型關鍵參數由英國BS11鋼（H=240 HB）相應取值[21]正比例得到.圖中，D為車輪單次通過鋼軌產生的損傷，Nf-1為車輪通過轉數的倒數，當計算損傷量累計達到1時，意味著裂紋萌生.2種鋼軌材料損傷函數的關鍵參數如表3所示.表中，ε1、ε2分別為裂紋萌生速率與磨耗速率.不同材質鋼軌的損傷函數拓展方法，源自其發明者的推薦[19]，其適用性有待深入研究，本研究圍繞不同工況下的對比分析開展，不過分關注預測的絕對數值.

表3 2種鋼軌鋼材料的損傷函數關鍵參數Tab.3 Main parameters of damage function of two rail steel materials

圖9 2種鋼軌鋼材質的損傷函數示意圖Fig.9 Schematic diagram of damage function of two rail steel materials

在模擬曲線上，縱、橫向蠕滑力的大小可比，在滾動接觸疲勞具體計算中，不再假設縱向蠕滑力與車輪滾動同向時裂紋不擴展[22]，即任何方向的蠕滑力均可導致滾動接觸疲勞.損傷函數預測的不同車輪導致的總損傷，按照文獻[23]介紹的方法，離散到輪軌接觸斑內，疊加得到滾動接觸疲勞在鋼軌表面上的損傷分布.離散時，設置空間離散尺寸為0.1 mm，時間積分等效為沿縱向幾何積分，即將短時內穩態損傷分布的假設隱含.

3 滾動接觸疲勞預測結果

基于鋼軌滾動接觸疲勞預測模型，預測列車通過表2中不同半徑曲線時外、內軌的RCF損傷.機車所致損傷為2臺機車單側所有車輪所致損傷之和，貨車所致損傷為模型中貨車單側各車輪所致總損傷的108倍，即忽略各貨車之間的差異.

3.1 半徑580 m曲線

3.1.1 滾動接觸疲勞萌生 如圖10所示為重載列車通過半徑580 m曲線時，外、內軌RCF的損傷預測云圖.圓曲線段結果僅展示與緩和曲線等長的中間一段.圖中灰色區域表示預測未發生滾動接觸疲勞（損傷值為零），彩色區域為預測RCF發生區，橫向零值表示軌面中心，軌面任意位置處損傷值為列車所有輪對通過時所產生RCF損傷值的代數和.動力學模擬的時間步長取0.02 s，速度67 km/h對應移動距離為0.37 m，制圖時，假設任意2個連續時刻間的鋼軌損傷保持不變，即與前一時刻結果一致，實現結果連續化展示.由圖10中外軌結果可見，隨著入緩和段內超高的不斷增加，RCF從無到有，并逐漸增至圓曲線段內近似穩定波動的損傷分布，最大值為1.5×10-4Nf-1，到出緩和段RCF又逐漸降低直至為零.同時，相較入緩和段，出緩和段發生RCF的區域縱向更長，且相同超高處的疲勞嚴重程度明顯更高.以超高62 mm處為例，入緩和段2個疲勞區的損傷峰值分別為2.4×10-6、5.6×10-5Nf-1，出緩和段各自為2.5×10-6、7.1×10-5Nf-1，即出緩和段疲勞損傷更嚴重，這一預測結果與圖1(a)中所示現象吻合.在超高62 mm處，入緩和段外軌疲勞區的橫向范圍預測為[-27, -3]mm，出緩和段相應為[-23, -1]mm，這分別與圖1(a)中[-26, -2]、[-24, 1]mm疲勞區范圍吻合.由圖10中內軌疲勞損傷云圖可見，疲勞損傷量變化與外軌呈現出相同的趨勢，圓曲線段內軌的疲勞區穩定在軌頂中心處，最大疲勞損傷量為1.3×10-4Nf-1，略低于外軌.

圖10 半徑580 m曲線外、內軌滾動接觸疲勞損傷值預測結果Fig.10 Prediction of rolling contact fatigue value of R=580 m curve in high and low rails

入/出緩和段外、內軌疲勞區分布及疲勞嚴重程度差異等現象，均與觀測現象吻合（例如圖1）.為了清晰展示入/出緩和段的鋼軌疲勞損傷差異，繪制R=580 m曲線緩和段每一橫截面內的預測疲勞損傷峰值隨縱向位置的變化圖如圖11所示.可以看出，出緩和段外、內軌疲勞損傷量總是高于入緩和段，且出緩和段的疲勞區縱向更長.具體而言，入、出緩和段外軌分別在25、14 mm超高處開始出現RCF損傷，內軌RCF損傷對應的縱向萌生位置分別為32、26 mm超高處.預測結果所展現的入/出緩和段疲勞損傷差異及疲勞嚴重程度沿縱向的變化趨勢，與圖3中現場實測的入/出緩和段RCF差異及疲勞縱向變化趨勢吻合，驗證了本研究建立模型預測該線路鋼軌RCF的精確性.如無特殊說明，本研究展示的RCF預測結果均對應真實輪軌廓形匹配與實測軌道不平順.

圖11 損傷函數預測的半徑580 m曲線入/出緩和段外、內軌滾動接觸疲勞縱向分布Fig.11 Longitudinal distribution of rolling contact fatigue in high and low rails of R=580 m curve entering/leaving transition section predicted by damage function

3.1.2 入/出緩和曲線段疲勞差異機理 將圖10中的疲勞損傷結果按機、貨車貢獻分解，得到如圖12所示的入/出緩和曲線段的疲勞損傷對比結果.由圖可見，入、出緩和段的滾動接觸疲勞損傷差異均由108節貨車通過主導，前2臺機車通過時對疲勞損傷差異的貢獻可以忽略.鑒于外、內軌疲勞損傷差異的趨勢基本相同，限于篇幅，機車所致損傷僅展示外軌的預測結果.將圖12（b）中108節貨車所致外軌疲勞損傷按轉向架的導向（1、3軸）與非導向輪對（2、4軸）進行分解，結果如圖13所示.由圖可知，不管是導向輪對還是非導向輪對，對入、出緩和段的疲勞損傷差異均有貢獻，但導向輪對疲勞損傷幅值的貢獻明顯更大，主宰入/出緩和段的鋼軌RCF差異.由于前后轉向架的導向、非導向輪對貢獻的差異并不明顯，因此展示其各自代數和.選取貨車前轉向架，通過上述曲線入/出緩和段時，導向（1軸）和非導向（2軸）輪對外軌側磨耗數Tγ沿縱向的變化如圖14所示，鋼軌滾動接觸疲勞模型關鍵參數FA、FB和FC示于圖中.由圖可知，無論導向、非導向輪對，出緩和段磨耗數均大于入緩和段，且出緩和段高于疲勞門檻值FA（Tγ=26 N）的范圍縱向更長，意味著出緩和段的RCF更嚴重.入/出緩和段的RCF損傷差異主要由導向輪對貢獻，其磨耗數在超高16 mm處增至門檻值FA，更高超高下不斷增大，且均處于門檻值FA和FC之間的疲勞發生區，使得疲勞損傷值隨超高增大呈遞增.非導向輪對因磨耗數明顯低于導向輪對，僅有緩和曲線中段區域的幅值略高于疲勞門檻值，因此對疲勞的貢獻低，不是入/出緩和段RCF差異的主因.

圖12 僅機、貨車通過半徑580 m曲線入/出緩和段時，預測鋼軌滾動接觸疲勞沿縱向分布Fig.12 Prediction of rolling contact fatigue along longitudinal direction when only locos and wagons pass through R=580 m curve entering/leaving transition section

圖13 貨車轉向架導向、非導向輪對通過半徑580 m曲線入/出緩和段時，外軌疲勞損傷的縱向分布Fig.13 Longitudinal distribution of high-rail rolling contact fatigue,when wagon leading and non-leading wheelsets pass through entering/leaving transition section of R=580 m curve

貨車前轉向架導向輪對（1軸）通過上述曲線入/出緩和段時，外軌側蠕滑力/率沿縱向分布的結果如圖15所示.由圖可知，相同超高處，由于出緩和段的縱、橫向蠕滑力/率均明顯高于入緩和段，直接導致圖14中入/出緩和段磨耗數差異，以及圖13中滾動接觸疲勞差異.綜合對貨車轉向架導向輪對分析可知，磨耗輪軌匹配下貨車通過小半徑曲線時，轉向架導向輪對在出緩和段上作用的蠕滑力、率均明顯高于入出緩和段，使得出緩和段產生更大的磨耗數，最終導致出緩和段的RCF更加嚴重.非導向輪對的結果呈現類似的規律，但幅值明顯低于導向輪對，對RCF差異的影響有限.

圖15 貨車前轉向架導向輪通過半徑580 m入/出緩和段時，外軌縱、橫向蠕滑力/率絕對值的縱向分布Fig.15 Longitudinal distribution of absolute value of creep force and creep rate of high rail, when front bogie leading wheelsets of wagon passes through R=580 m entering/leaving transition section

3.2 輪軌廓形對疲勞差異的影響

由于輪軌磨耗失形會直接影響蠕滑力/率和滾動接觸疲勞損傷[24]，仍以R=580 m緩和曲線段為例，進一步考慮磨耗輪-標準軌、標準輪-磨耗軌及標準輪-標準軌3種匹配條件，分析其對入/出緩和段滾動接觸疲勞差異的影響.所調研線上機車與貨車車輪對應標準輪為JM3廓形與LM廓形，鋼軌對應標準軌為60N廓形.整列車通過后，入/出緩和段外軌RCF損傷差值沿縱向的分布如圖16所示.定義疲勞損傷差值為相同超高處，出緩和段與入緩和段上的RCF損傷峰值之差.可見，磨耗輪-標準軌匹配工況的預測結果與磨耗輪-磨耗軌大致相同，標準輪-磨耗軌與標準輪-標準軌匹配工況的預測結果接近，但預測疲勞差的幅值明顯低于前2個工況.在標準輪-標準軌匹配工況下，入/出緩和段鋼軌的RCF損傷差值在零值上下波動，原因是模型中這2段考慮的不同軌道不平順造成的輪軌蠕滑力/率波動差異，其對滾動接觸疲勞的影響顯然不及車輪磨耗失形.綜合不同輪軌廓形匹配的滾動接觸疲勞結果可知，在標準輪-標準軌匹配工況下，入/出緩和段的輪軌滾動接觸和疲勞損傷行為無顯著差異，隨著車輪廓形因磨耗不斷演化，逐漸出現入/出段鋼軌RCF差異.

圖16 不同輪軌廓形匹配工況下，半徑580 m曲線外軌側的入/出緩和段滾動接觸疲勞損傷差值Fig.16 Difference of rolling contact fatigue of entering/leaving transition section of high rail of R=580 m curve under different wheel-rail profile matching conditions

3.3 曲線半徑對疲勞差異的影響

進一步預測R=800 m與R=1 000 m曲線的鋼軌滾動接觸疲勞損傷，結果如圖17所示.由于2條曲線的緩和段長度與R=580 m的不一致，圖中均按各自的實際緩和曲線長度繪制.對比圖10中R=580 m曲線結果可見，隨著曲線半徑增大，整條曲線的滾動接觸疲勞損傷逐漸減輕，但始終存在出緩和段RCF比入緩和段嚴重的現象.例如，R=580 m曲線入、出緩和段的疲勞損傷峰值分別為10.0×10-5、12.5×10-5Nf-1，對應縱向疲勞萌生的臨界超高為25、14 mm；R=800 m曲線入、出緩和段上，疲勞損傷峰值分別降為5×10-5、6.5×10-5Nf-1，對應臨界超高為45、40 mm；R=1 000 m曲線入、出緩和段上，疲勞損傷峰值進一步分別降至2.0×10-5、3.9×10-5Nf-1，對應臨界超高為30、28 mm.另外，預測R=800 m曲線入、出緩和段超高72 mm處，外軌疲勞區分別為[-20 , -5]、[-19 , -6]mm，與圖4(a)中[-19 , -4]、[-18 , -5]mm吻合；R=1 000 m曲線入、出緩和段超高40 mm處，外軌疲勞區分別為[-21 , -10]、[-21 , -9]mm，同樣與圖4(b)中[-20 , -11]、[-21 , -10]mm疲勞區對應，再次驗證了所建模型的準確性.所研究重載線路上入、出緩和段鋼軌RCF差異主要由車輪磨耗廓形主導的結論表明，其他線路上不同的車輪磨耗行為可能會導致與本研究所關注線路不同的結果.換句話說，其他線路不一定發生出緩和段鋼軌RCF比入緩和段更嚴重的現象.

不同半徑曲線上入/出緩和段RCF損傷差值如圖18所示，其中超高飽和度U（實際超高與圓曲線段超高的比值）分別為30%、60%、90%.可以看出，隨著曲線半徑增大，入/出緩和段疲勞損傷差值逐漸降低.以超高飽和度90%處為例，損傷差值由R=580 m曲線的5.2×10-5Nf-1，降低至R=800 m曲線的2.6×10-5Nf-1，再至R=1 000 m曲線的1.6×10-6Nf-1.

圖18 各半徑曲線入/出緩和段不同超高處的外軌疲勞損傷差值對比Fig.18 Rolling contact fatigue differences of high rails for different superelevations for entering/leaving transition section of each radius curve

4 結 語

針對某軸重25 t運煤重載鐵路半徑580～1 000 m曲線上入/出緩和段鋼軌滾動接觸疲勞存在差異的現象，建立考慮實測輪軌廓形與軌道不平順因素的重載列車動力學模型，利用考慮滾動接觸疲勞與磨耗競爭機制的損傷函數，分析差異的萌生機理.主要結論如下：1）模型預測的入/出緩和段滾動接觸疲勞差異、疲勞區橫向位置均與現場觀測吻合，驗證了本研究所建模型的合理性.2）入/出緩和曲線段鋼軌疲勞差異由貨車導向輪對的通過行為主導，貨車非導向輪對與機車輪對的貢獻較小.在標準輪軌廓形匹配下，入/出緩和段鋼軌滾動接觸疲勞差異不明顯，待貨車車輪磨耗失形后，作用于出緩和段的輪軌蠕滑率/力高于入緩和段，導致入/出緩和曲線鋼軌的滾動接觸疲勞差異，鋼軌磨耗失形與軌道不平順入/出緩和曲線鋼軌滾動接觸疲勞差異的影響不顯著.3）隨著曲線半徑增大，入/出緩和段鋼軌滾動接觸疲勞的差異逐漸降低，半徑1 000 m曲線上緩和段軌面剝離趨于消失，但入/出段差異依然存在.綜上所述，上述入/出緩和曲線段鋼軌滾動接觸疲勞差異是貨車車輪失形的結果.本研究針對重載曲線入/出緩和段的鋼軌滾動接觸疲勞差異現象開展分析，為全面闡釋重載鐵路曲線段鋼軌滾動接觸疲勞的萌生機理和治理措施提供了可行的研究與評估手段.未來計劃進一步結合實際鋼軌打磨與運量情況開展研究.