車輪踏面不圓順對高速列車輪軌界面黏著與車輪表面損傷的影響

沈明學(xué) 容 彬 李圣鑫 趙火平1, 季德惠 熊光耀

1.華東交通大學(xué)載運(yùn)工具與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌，330013 2.華東交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南昌，330013 3.西南交通大學(xué)牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都，610031

0 引言

輪對作為列車走行部的核心部件，在傳遞車體與軌道間載荷的同時，也需要確保列車的精確導(dǎo)向與運(yùn)行安全。隨著高速列車運(yùn)行速度的不斷提高、軸重的增大以及運(yùn)營里程的持續(xù)增加，輪軌間的動態(tài)相互作用加劇，列車車輪踏面不圓順(如多邊形磨耗、車輪扁疤、踏面突起等)問題日益凸顯[1-3]。車輪不圓順不僅會改變輪軌接觸幾何形狀、引起較大的振動和滾動噪聲，降低列車運(yùn)行舒適性，也會導(dǎo)致車輛系統(tǒng)動力學(xué)性能的顯著變化，加劇車輛零部件及軌道的損傷，甚至危及機(jī)車車輛運(yùn)行安全[4-6]。

車輪多邊形是現(xiàn)階段鐵路運(yùn)輸現(xiàn)場廣泛存在的一種車輪損傷形式，也是車輪不圓順的一種特殊形式，其波深一般處于毫米量級、磨耗嚴(yán)重時超過鏇修極限2 mm[5,7]。近年來，國內(nèi)外學(xué)術(shù)界和工程界在車輪多邊形的成因、磨耗機(jī)理與演變規(guī)律對輪軌動態(tài)接觸行為和列車動力學(xué)性能的影響等方面開展了廣泛研究[2]。IKEUCHI等[8]基于全尺寸踏面制動試驗(yàn)證實(shí)了制動作用引起踏面近表層塑性變形和磨損，在執(zhí)行40次反復(fù)制動過程后踏面壓痕最大深度可達(dá)0.20 mm。許多學(xué)者指出車輪初始廓形[8]、輪軌動態(tài)沖擊[9-10]、系統(tǒng)共振[11]、環(huán)境因素[12]等均可引起車輪的多邊形磨耗，但目前對車輪多邊形產(chǎn)生的原因尚未形成統(tǒng)一的認(rèn)識[2]。更為重要的是，車輪多邊形會進(jìn)一步加劇輪軌動態(tài)沖擊響應(yīng)[13-14]，影響列車穩(wěn)定性、舒適性和曲線通過能力等[15-16]。迄今，關(guān)于車輪不圓順對輪軌黏著行為的影響研究大多局限于多體動力學(xué)仿真分析，缺乏實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐[17-20]，并且，國內(nèi)外針對車輪不圓順導(dǎo)致自身材料微觀結(jié)構(gòu)變化以及表面損傷演變行為的相關(guān)研究鮮見報道。

本文開展了高速滾滑接觸條件下不圓順車輪對輪軌界面黏著特性與車輪表面損傷的影響研究，在構(gòu)造一階多邊形車輪完成滾動接觸實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)探討一階多邊形車輪沿周向不同位置的表面損傷行為、近表層材料微觀組織轉(zhuǎn)變，以期進(jìn)一步揭示車輪不圓順條件下的高速列車車輪失效機(jī)制，為探究車輪多階多邊形磨耗、車輪扁疤、踏面突起等車輪不圓順的發(fā)展、衍化及其作用機(jī)制提供理論參考。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 材料與樣品制備

試驗(yàn)所用車輪和鋼軌試樣分別取自ER8高速車輪輪輞和U71Mn熱軋鋼軌軌頭，取樣位置如圖1a所示，輪軌材料的化學(xué)成分與顯微硬度見表1。隨后，通過機(jī)加工方式將取下的試樣按圖1b所示的外形結(jié)構(gòu)和尺寸進(jìn)行加工。其中，上試樣(車輪圓盤)和下試樣(鋼軌圓盤)的外圓直徑D均為40 mm，內(nèi)徑d=16 mm的圓孔是與滾動試驗(yàn)臺旋轉(zhuǎn)軸配合的安裝孔。為實(shí)現(xiàn)車輪試樣的一階多邊形外形輪廓，車輪圓盤加工時安裝孔軸心O1(即車輪旋轉(zhuǎn)中心)偏離圓盤外圓柱軸心O2的偏心量δ為0.4 mm，如圖2a所示。這樣，車輪圓盤沿旋轉(zhuǎn)中心轉(zhuǎn)動一周的過程中，旋轉(zhuǎn)中心至車輪圓盤軸表面間的距離(即滾動半徑rθ)沿周向的變化范圍是19.6～20.4 mm，試樣滾動半徑rθ與徑向跳動量λ沿周向變化值如圖2b所示。滾動試驗(yàn)開始前，所有輪軌試樣表面粗糙度均須預(yù)處理拋光至Ra=0.1 μm。

表1 輪軌材料化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))與顯微硬度

(a)試樣取樣位置

(a)試樣不同位置取樣示意圖(O1為車輪轉(zhuǎn)動中心，O2為車輪幾何中心)

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在JD-DRCF/M型滾動接觸疲勞/磨損試驗(yàn)臺上進(jìn)行，通過兩個輪形試樣的對滾方式(圖1b)來模擬實(shí)際輪/軌滾動接觸狀態(tài)，其結(jié)構(gòu)示意圖參見文獻(xiàn)[21]。其中，輪軌試樣間的接觸載荷由伺服電機(jī)通過滾珠絲杠加載并經(jīng)載荷傳感器將力值Fn反饋給控制系統(tǒng)進(jìn)行閉環(huán)控制；試驗(yàn)時車輪與鋼軌試樣通過兩個獨(dú)立的伺服電機(jī)驅(qū)動，通過改變兩驅(qū)動電機(jī)的轉(zhuǎn)速即可實(shí)現(xiàn)輪軌試樣間不同蠕滑率下的滾動接觸運(yùn)行；與鋼軌試樣相連的驅(qū)動電機(jī)軸上安裝有扭矩傳感器，實(shí)時記錄扭矩值Tn。于是，輪軌間黏著系數(shù)可由下式轉(zhuǎn)換得到：

(1)

式中，r為鋼軌試樣半徑。

試驗(yàn)時，上下試樣轉(zhuǎn)速分別為525 r/min和500 r/min，蠕滑率為5%。根據(jù)赫茲接觸準(zhǔn)則，為了保證試驗(yàn)輪軌的接觸應(yīng)力值接近實(shí)際服役輪軌的接觸應(yīng)力(620 MPa左右)，輪軌試樣間施加的法向載荷取560 N。為考查該一階多邊形車輪的滾動接觸疲勞特性，每次滾動接觸試驗(yàn)均分為前后兩個階段。首先，干態(tài)預(yù)滾2×104次，以獲得接觸面預(yù)制缺陷；隨后在不停機(jī)情況下以2.1 mL/min的流速往接觸副中心滴蒸餾水，在2×105次總循環(huán)周次下停機(jī)，以評價輪軌滾動接觸疲勞性能[22]。試驗(yàn)在大氣環(huán)境(溫度為25 ℃ ±1 ℃，相對濕度為 60%±2%)下進(jìn)行。每組相同測試參數(shù)的試驗(yàn)至少重復(fù)3次，但是根據(jù)筆者多年試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)以及每個輪子試樣取樣前的觀察，相同測試參數(shù)下的輪子沿其周向表面損傷(包括近表層塑性變形行為和疲勞裂紋行為)均較為相似，故選取具備代表性與規(guī)律性的微觀圖進(jìn)行闡述。試驗(yàn)前后，依次用丙酮、酒精超聲清洗試樣，冷風(fēng)吹干后用FA2003A電子分析天平對試樣的質(zhì)量進(jìn)行稱重，每個試樣反復(fù)測量5次并取平均值，以減小測量誤差。

為進(jìn)一步表征車輪沿周向不同位置的損傷情況，將試驗(yàn)后的車輪沿周向六等分，依次標(biāo)記為0°、60°、120°、180°、240°、300°位置。定義車輪試樣的旋轉(zhuǎn)角度θ從0°至180°為迎向凸起側(cè)、從180°至360°為背向凸起側(cè)，并沿圖2a中虛線各自用線切割機(jī)切下。將切下的試樣進(jìn)行鑲樣、打磨、拋光、腐蝕(4%硝酸酒精溶液)處理，利用光學(xué)顯微鏡(optical microscope, OM)觀察疲勞裂紋及塑性變形情況；利用冷場發(fā)射掃描電子顯微鏡(SEM，SU8010，Hitachi，Japan)觀察磨痕表面形貌、剖面形貌；同時采用X射線能譜(EDS，Xflash 6160，Bruker，USA)分析磨損表面的元素分布；利用光學(xué)三維輪廓儀(Zygo, ZeGage Pro HR, USA)測量試樣磨痕三維形貌；利用NHT3納米力學(xué)測試系統(tǒng)測量試樣的硬度與彈性模量等。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 輪軌黏著系數(shù)與車輪試樣滾動接觸過程中力學(xué)時變特性

圖3所示為有/無偏心車輪試樣滾動接觸過程中輪軌黏著系數(shù)隨循環(huán)次數(shù)的時變曲線?？梢姛o論是干態(tài)或是濕態(tài)下，有偏心車輪的黏著系數(shù)均低于無偏心車輪的黏著系數(shù)，以干態(tài)為例，無偏心車輪平均黏著系數(shù)約0.62，而有偏心車輪平均黏著系數(shù)約0.53，其差值接近0.1，表明車輪偏心將大幅降低輪軌間黏著系數(shù)。造成這種現(xiàn)象的原因在于：有偏心車輪所受到的輪軌剪切力波動幅度大(圖4)，而輪軌剪切力的增加在一定程度上與軸重的增加等效，值得注意的是，軸重的增加反而會使輪軌間的黏著系數(shù)下降[23-24]；輪軌滾動接觸過程中接觸斑內(nèi)會產(chǎn)生微滑移，而有偏心車輪比理想(無偏心)車輪的輪軌界面實(shí)際接觸斑面積小，微滑移區(qū)不明顯[18]；并且，由于輪軌試樣間的接觸界面角度的改變，試驗(yàn)過程中存在劇烈的振動[25]。運(yùn)行至2×104次后進(jìn)入滴水濕態(tài)工況下時，由于輪軌試樣界面潤滑水膜的存在，黏著系數(shù)均迅速下降至0.2左右(圖3中插圖)。需要指出的是，此時黏著系數(shù)的瞬時低值明顯低于濕態(tài)穩(wěn)定階段的均值，其原因可能是干態(tài)預(yù)磨過程中輪軌磨損表面積累了較多的磨屑，一旦這些磨屑與少量的水混合后可形成混合物進(jìn)而引起輪軌界面極低的黏著[26],隨著滴水的繼續(xù)，輪軌試樣界面上這類混合物將逐漸減少，因此隨后黏著系數(shù)經(jīng)歷一個短暫的爬升過程。無疑，輪軌間良好的黏著是保證列車安全、良好牽引的必要條件，然而在濕態(tài)下，有偏心車輪平均黏著系數(shù)僅約0.18，遠(yuǎn)低于無偏心車輪黏著系數(shù)0.24，該值已低于保證車輛穩(wěn)定和安全運(yùn)行的最低牽引系數(shù)值0.2。大量的研究已證實(shí)[27]：輪軌間黏著性能差，將引發(fā)輪軌間高頻噪聲、嚴(yán)重的滾動接觸疲勞、加劇鋼軌波狀磨耗、高能量耗散、加速時牽引力不穩(wěn)定、制動性能差等突出問題。同理，在濕態(tài)工況下，6×104次前后輪軌黏著系數(shù)會經(jīng)歷一個先下降后回升進(jìn)入穩(wěn)定階段的“凹區(qū)”，該階段可能與車輪表面疲勞裂紋迅速擴(kuò)展產(chǎn)生連續(xù)的表面剝落有關(guān)，下文將結(jié)合SEM對車輪表面損傷機(jī)制作詳細(xì)論述。LIU等[18]指出：多邊形車輪產(chǎn)生的垂直輪軌接觸力與車輪徑跳量的大小有關(guān)，徑跳量的變化率和幅度越大，接觸力變化也越大。此外，從黏著系數(shù)時變曲線也可以看出：在滾動接觸過程中黏著系數(shù)的波動幅度方面，偏心車輪明顯高于無偏心車輪，這是由于偏心車輪在滾動接觸過程中，車輪沿周向的接觸曲率隨之改變，動態(tài)輪軌剪切力呈現(xiàn)較大幅度的周期性波動，當(dāng)試驗(yàn)工況轉(zhuǎn)入濕態(tài)后，偏心車輪的潤滑條件可能為邊界潤滑與混合潤滑共存，這也是黏著系數(shù)波動幅度較大的原因之一。

圖3 有/無偏心車輪試樣滾動接觸過程中輪軌黏著系數(shù)隨循環(huán)次數(shù)的時變曲線

(a)有偏心車輪試樣

2.2 車輪不圓順對輪軌磨耗的影響

圖5所示為有/無偏心車輪試樣經(jīng)歷2×105次滾動接觸后車輪和鋼軌試樣磨損量的對比。顯然，偏心車輪滾動接觸過程中因?qū)嶋H接觸斑面積小、表面剪切作用弱(圖4)，其磨耗反而低于無偏心車輪。然而對于鋼軌，與偏心車輪配副的鋼軌試樣磨耗遠(yuǎn)高于無偏心車輪配副的鋼軌試樣磨耗，表明車輪不圓順一定程度上降低了自身磨耗但顯著加劇了對摩副鋼軌試樣的磨耗，并且，偏心車輪試樣所造成的對磨副總體磨損量顯著增加。

圖5 有/無偏心車輪試樣的磨損情況

2.3 不圓順車輪的表面損傷行為分析

圖6所示為不圓順車輪試樣不同圓周位置(已在圖2a中標(biāo)示)磨損表面的SEM形貌照片。其中，圖6a對應(yīng)不圓順車輪滾動半徑rθ最小值位置，此處磨損表面布滿點(diǎn)蝕微坑且總體相對平坦(圖7a)、損傷以輕微片層剝落和點(diǎn)蝕為主；而圖6d對應(yīng)不圓順車輪滾動半徑rθ最大值位置，此處磨損表面出現(xiàn)較深的剝落坑(圖7d)并伴有明顯的疲勞裂紋和撕裂斷口特征。從輪軌接觸界面的力學(xué)行為來看：θ=0°位置的動態(tài)輪軌剪切力處于較低值，θ=180°位置的動態(tài)輪軌剪切力處于較高值(圖4)，其表層材料組織的損傷程度與所受到的輪軌剪切力成正相關(guān)。為便于描述，將車輪圓周上沿rθ最小值順時針轉(zhuǎn)動至最大值的半邊稱為迎向凸起側(cè)(θ=0°至180°)，而將另一側(cè)稱為背向凸起側(cè)(θ=180°至360°)?？梢姡谟蛲蛊饌?cè)，越靠近突起側(cè)車輪表面的剝落損傷越嚴(yán)重，見圖6a～圖6c和圖7a～圖7c；而在背向凸起側(cè)，在θ=240°附近仍可見剝落深坑特征(圖6e)、但此處剝落坑四周較光滑且周圍有黏著層出現(xiàn)，這可能是剝落坑被反復(fù)碾壓所致；在θ=300°附近車輪表面出現(xiàn)了明顯的黏著層(圖6f)，此時磨損表面又變得較為平坦(圖7f)。造成這種現(xiàn)象的原因是：動態(tài)輪軌剪切力的波形與偏心車輪徑跳量的波形存在相位差(動態(tài)輪軌剪切力的波峰提前于偏心車輪徑跳量波峰)，即迎向凸起側(cè)所受到的動態(tài)輪軌剪切力相對于背向凸起側(cè)大。值得注意的是，動態(tài)輪軌剪切力的增大反而會使黏著系數(shù)下降，進(jìn)而導(dǎo)致背向凸起側(cè)存在黏著層特征。

(a)θ=0° (b)θ=60° (c)θ=120°

(a)θ=0° (b)θ=60° (c)θ=120°

不圓順車輪試樣在不同周向位置的表面粗糙度如圖8所示?？梢姡谟蛲蛊饌?cè)，越靠近凸起側(cè)的車輪表面越粗糙；而在背向凸起側(cè)，表面粗糙度沿遠(yuǎn)離凸起側(cè)方向逐漸降低。由前文也可以看出：車輪近表層材料組織的損傷程度與所受到的輪軌剪切力成正相關(guān)，而車輪表面的粗糙度的變化趨勢與前面表面損傷的分析結(jié)果較為吻合。進(jìn)而可以從動態(tài)輪軌剪切力的角度揭示車輪試樣不同周向位置的表面粗糙度的內(nèi)在原因：動態(tài)輪軌剪切力的增大，使得表層材料組織的損傷更嚴(yán)重，從而粗糙度呈現(xiàn)上升趨勢；而背向凸起側(cè)還存在許多黏著層，對粗糙度的增加也產(chǎn)生了一定影響。

圖8 不圓順車輪試樣磨損表面的粗糙度情況

圖9所示為不圓順車輪試樣沿周向的近表層(距表面深度20 μm處)納米壓痕硬度分布情況?？梢钥闯觯簼L動接觸后近表層硬度值均明顯高于實(shí)驗(yàn)前的基體材料硬度值，這是由于持續(xù)的滾滑作用下近表層材料晶粒細(xì)化、塑性變形加劇，表面發(fā)生了明顯的“加工硬化”現(xiàn)象[28]；此外，迎向凸起側(cè)近表層硬度明顯高于背向凸起側(cè)，這可能也與近表層材料的塑性變形劇烈程度相關(guān)。

圖9 不圓順車輪試樣沿周向的表面硬度分布

2.4 不圓順車輪近表層損傷分析

車輪表層在循環(huán)應(yīng)力的作用下會產(chǎn)生塑性流動的累積，進(jìn)而使其表面出現(xiàn)塑性變形層，達(dá)到塑性安定狀態(tài)[29]。圖10為不圓順車輪試樣沿周向不同區(qū)域剖面的OM照片，可見，車輪在周向不同位置均發(fā)生了明顯的塑性變形。

(a)θ=0°

為便于比較，圖11給出了不圓順車輪試樣沿周向的塑性變形層厚度γ分布情況?？梢姡幱谟蛲蛊饌?cè)的塑性變形層厚度遠(yuǎn)大于背向凸起側(cè)的塑性變形層厚度，塑性變形層厚度最大值位于θ=120°附近，其次是θ=60°附近；而在θ=300°位置處，塑性變形層最薄。因此可嘗試結(jié)合輪軌滾動接觸界面的力學(xué)行為、接觸狀態(tài)與近表層材料組織結(jié)構(gòu)演變來進(jìn)一步揭示其背后的機(jī)理：一方面，車輪在一個循環(huán)周期內(nèi)周向曲率改變會引起試樣沿周向承受周期性的動態(tài)輪軌剪切力變化，并且車輪沿圓周方向所受到的動態(tài)輪軌剪切力波形(圖4)與其沿圓周方向的塑性變形層厚度分布較為吻合；另一方面，輪軌試樣間的蠕滑率隨車輪滾動半徑的增大而增大，當(dāng)車輪滾動半徑達(dá)到最大值后蠕滑率開始減小[29]，近表層材料組織的塑性變形情況在剪切應(yīng)力的作用下也產(chǎn)生較為明顯的差異。因此，圖10f中300°位置處于背向凸起側(cè)的波谷相鄰區(qū)域，車輪表面法向接觸應(yīng)力和表面剪切應(yīng)力相對較小，表層的珠光體大角度偏移并不劇烈。然而，120°位置處于波峰相鄰區(qū)域，動態(tài)輪軌剪切力與徑跳量的波峰存在相位差(動態(tài)輪軌剪切力波形相位提前于徑跳量波形)[30]，導(dǎo)致其塑性變形層厚度較大；而180°位置處于車輪滾動半徑rθ最大值位置(即徑跳量波峰區(qū))，此處車輪表面法向接觸應(yīng)力和表面剪切應(yīng)力均較大，從OM照片中也可以看出該區(qū)域表面裂紋較多(圖10d)，結(jié)合表面形貌分析(圖6d)可知，該區(qū)域損傷嚴(yán)重、磨損劇烈。因此，在瞬時的滾動接觸過程中該區(qū)域附近材料的去除率與塑性變形層擴(kuò)展率的比值也最大，在凸起側(cè)過度的磨損反而降低了塑性變形層厚度。此外，對比圖9中表面硬度和圖11中塑性變形層厚度分布規(guī)律，可見兩者變化規(guī)律較為吻合。

圖11 不圓順車輪試樣沿周向的塑性變形層厚度分布

圖12給出了不圓順車輪試樣磨損表面(對應(yīng)圖6a～圖6f))的元素分布情況。顯然，在凸起位置(θ=180°)表面Fe元素含量最高，O和C元素含量最低，這是由于表層材料快速去除而不能被及時氧化，也進(jìn)一步證實(shí)了之前關(guān)于材料去除率相關(guān)推測是合理的。其次，在車輪滾動半徑rθ最小值位置(θ=0°)處表面Fe元素含量最低、C和O元素含量相對較高，這與磨損表面點(diǎn)蝕特征(圖6(a))密切相關(guān)。需要指出的是，車輪表面在rθ最小值位置(θ=0°)處法向接觸應(yīng)力較小，潤滑水膜相對容易形成，在滾動接觸過程中局部的高壓水介質(zhì)向四周擠出，這為點(diǎn)蝕坑的形成提供了條件[31]；在背向凸起側(cè)摩擦表面的材料去除能力大大削弱，氧化磨屑不斷累積形成黏著層(圖6f)并在反復(fù)滾動接觸過程中充分地被氧化，這也與圖12中的EDS測試結(jié)果吻合。

圖12 不圓順車輪試樣磨損表面的元素分布情況

進(jìn)一步，利用SEM觀察了不圓順車輪試樣沿周向不同位置的剖面上疲勞裂紋分布情況，如圖13所示，可見不同位置裂紋形式呈現(xiàn)出不同的特征。具體來說，在迎向凸起側(cè)(θ=0°和θ=60°)，裂紋由表面向基體內(nèi)擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展角約14°；在凸起處及兩側(cè)位置(θ=120°至θ=240°)，疲勞裂紋主要分布在次表層且這些裂紋不與表面貫通，表明裂紋起源于次表層約10～30 μm深處，落于剪切應(yīng)力最大值位置附近。造成這種現(xiàn)象的原因可能是：車輪凸起處及兩側(cè)位置(θ=120°至θ=240°)與鋼軌試樣接觸界面的曲率變化率相對較大，并且該位置輪軌試樣間的蠕滑率相對較大，從而車輪近表層材料組織所受到的剪切應(yīng)力值相對較大。其中，凸起(θ=180°)處疲勞裂紋表現(xiàn)出沿表面擴(kuò)展形成剝落和次表層裂紋萌生與擴(kuò)展等多重特征。如前所述，此處所受的動態(tài)輪軌剪切力較大，在法向接觸應(yīng)力與周向剪切應(yīng)力的耦合作用下，隨著滾動周期的增加，近表層珠光體沿剪切方向擠壓變形，而珠光體硬度較高，在高剪切應(yīng)力作用下，組織交界處易引起應(yīng)力集中，從而優(yōu)先發(fā)生疲勞失效[32]；而在背向凸起側(cè)(θ=300°)位置，法向接觸應(yīng)力與周向剪切應(yīng)力大幅減小，疲勞裂紋主要沿平行于表面方向擴(kuò)展。

(a)θ=0° (b)θ=60° (c)θ=120°

3 結(jié)論

(1)無論是干態(tài)還是濕態(tài)環(huán)境，車輪不圓順會導(dǎo)致輪軌間黏著系數(shù)顯著減?。粷駪B(tài)下不圓順車輪的輪軌黏著系數(shù)不足0.2，對列車安全運(yùn)行和良好牽引帶來挑戰(zhàn)；另外，車輪的不圓順一定程度上降低了車輪自身的磨耗，但明顯加劇了鋼軌的磨損。

(2)隨著車輪滾動半徑rθ由最小值到最大值再到最小值循環(huán)變化，不圓順車輪沿周向的表面粗糙度、表面硬度和塑性變形層厚度大致均呈先逐漸增加、經(jīng)過凸起側(cè)附近后又逐漸下降的趨勢，這與車輪所受到的動態(tài)輪軌剪切力的趨勢較為吻合，因此動態(tài)輪軌剪切力大幅度的波動是造成車輪沿周向損傷情況較大差異的主要原因。

(3)不圓順車輪沿周向的表面損傷表現(xiàn)出顯著差異：滾動半徑rθ最小值位置附近車輪表面點(diǎn)蝕現(xiàn)象明顯；滾動半徑rθ最大值位置附近疲勞剝落和撕裂斷口特征最為明顯，材料去除率高、表層材料疏松，磨損表面最為粗糙，進(jìn)一步導(dǎo)致此處塑性變形層厚度、表面硬度值減小；背向凸起側(cè)車輪表面黏著層堆積嚴(yán)重。