杜 星 ，陶功權(quán) ，楊 城 ，溫澤峰 ，金學(xué)松 ，吳 軍

（1. 西南交通大學(xué)牽引動力國家重點實驗室, 四川 成都 610031；2. 中國鐵路成都局集團(tuán)有限公司宜賓工電段,四川 宜賓 644000；3. 中國鐵路成都局集團(tuán)有限公司工務(wù)處, 四川 成都 610033）

軌底坡是鐵路軌道的重要幾何參數(shù). 合理的軌底坡可以改善輪軌匹配關(guān)系，有效降低輪軌接觸壓力，減少輪軌磨耗，降低輪軌接觸疲勞損傷，提高輪軌使用壽命，同時也可提高車輛運(yùn)行的平穩(wěn)性[1]，但在線路設(shè)計、驗收和維護(hù)過程中幾乎很少關(guān)注軌底坡.《高速鐵路軌道工程質(zhì)量驗收標(biāo)準(zhǔn)》（TB 10745—2010）[2]中無軌底坡的驗收標(biāo)準(zhǔn)，并且在日常的軌道養(yǎng)護(hù)維修規(guī)則中也未提及關(guān)于軌底坡的相關(guān)規(guī)定.在線路精調(diào)過程中只保證鋼軌垂向平順度和軌距不平順符合要求，不對軌底坡進(jìn)行測量和精調(diào).

關(guān)于軌底坡的研究從未間斷過. 陶功權(quán)等[3]建立了B型地鐵車輛動力學(xué)模型，從動力學(xué)角度提出了LM、S1002和 DIN5573 三種不同車輪型面最優(yōu)的軌底坡匹配；同時從靜力學(xué)分析的角度提出了地鐵車輪型面的最優(yōu)軌底坡匹配[4]. 陳超[5]分析了LM型面不同軌底坡與磨耗之間的關(guān)系，給出了直線段和曲線段的軌底坡推薦值. 周宇等[6]建立基于臨界平面法的裂紋萌生壽命預(yù)測模型，研究了不同軌底坡對曲線段鋼軌疲勞裂紋壽命的影響. 都敏等[7]通過建立彈塑性有限元模型，從輪軌接觸應(yīng)力角度分析了不同軌底坡對磨耗的影響. 劉鵬飛等[8]針對30 t軸重重載線路研究了LM車輪踏面在不同軌底坡下對輪軌接觸幾何關(guān)系，分析了車輛動態(tài)曲線通過時輪軌橫向力、磨耗指數(shù)等因素的影響. 鄧建輝等[9]采用不同鋼軌材料與LM踏面相匹配，分析了在不同軌底坡條件下輪軌接觸斑狀態(tài)，觀測了現(xiàn)場損傷情況. 司道林等[10]通過不同軌底坡條件下，CHN75鋼軌與LM車輪踏面的靜態(tài)輪軌接觸，分析了軌道的曲線動態(tài)通過性能，給出了1∶20軌底坡適合重載鐵路的結(jié)論.李霞等[11]改進(jìn)了三維接觸幾何參數(shù)算法和三維彈性體非赫茲接觸理論，并對比分析了不同軌底坡對輪軌接觸參數(shù)、摩擦功和接觸應(yīng)力等影響. 關(guān)慶華等[12]對比了標(biāo)準(zhǔn)軌底坡條件下，利用基于赫茲接觸理論的法向接觸剛度計算公式與經(jīng)驗方法的差異.李霞等[13]對比分析了在兩種軌底坡條件下LM和LMA車輪踏面與CHN60鋼軌踏面匹配應(yīng)力結(jié)果，得出LM-CHN60 和軌底坡1∶20、LMA-CHN60和軌底坡1∶40匹配較好的結(jié)論. 曾向榮等[1]通過國內(nèi)外對鐵路系統(tǒng)的軌底坡取值情況和現(xiàn)場光帶的調(diào)查，提出了軌底坡建議值. 沈鋼等[14]從減輕鋼軌側(cè)磨角度，分析了在曲線軌道上設(shè)置內(nèi)外軌合理的軌底坡配比后車輛曲線通過時的滾動圓半徑差和輪輪導(dǎo)向性能對側(cè)磨的影響. Sadefhi等[15]基于理論分析和試驗評價了軌底坡對鐵路軌道幾何條件的影響，提出了綜合考慮軌底坡影響的軌道幾何評價指數(shù).

綜上所述，過去對于軌底坡的研究均基于同一軌道上具有相同軌底坡的前提，研究軌底坡對輪軌接觸關(guān)系和車輛動力學(xué)行為的影響. 針對線路中軌底坡存在一定離散性的情況，特別是同一軌道上出現(xiàn)軌底坡變化對車輛動力學(xué)行為的影響，值得深入研究. 本文在同一側(cè)鋼軌具有不同軌底坡的情況下，分析軌底坡變化對車輛動力學(xué)性能的影響，提出軌道線路軌底坡調(diào)整與維修的合理化建議，對現(xiàn)有軌道設(shè)計與工務(wù)維修提供參考.

1 輪軌靜態(tài)接觸幾何分析

輪軌靜態(tài)接觸幾何計算是進(jìn)行輪軌系統(tǒng)關(guān)系分析的基礎(chǔ). 跡線法是常用的輪軌接觸幾何關(guān)系計算方法，該方法的算法和數(shù)值實現(xiàn)過程參考文獻(xiàn)[16-17].輪軌接觸點分布分析是對現(xiàn)場輪軌接觸光帶預(yù)測的重要指標(biāo)，同時輪軌接觸點分布對車輪踏面磨耗分布具有非常重要的影響. 接觸點過于集中會使得車輪磨耗過于集中，容易形成車輪凹磨，以及鋼軌局部應(yīng)力集中，影響車輛運(yùn)行穩(wěn)定性[18]. 圖1計算了軌底坡從傾斜角度從1∶10到1∶100中的最大、中間和最小3種情況的輪軌接觸點分布. 圖中車輪廓形與鋼軌廓形連接紅線為輪軌接觸點位置連線，車輪橫移量標(biāo)識在虛線上方數(shù)字（左移為正，單位：mm）. 可以看出：隨軌底坡角度變小輪軌接觸點在鋼軌表面位置從由外向軌距角內(nèi)側(cè)偏移，且接觸區(qū)域逐漸變大. 由此可知：當(dāng)軌底坡從1∶10突變到1∶100，接觸光帶將由窄變寬. 通過觀測某客運(yùn)專線一直線軌底坡波動區(qū)段同側(cè)鋼軌上接觸光帶，發(fā)現(xiàn)接觸光帶由鋼軌中心外側(cè)較窄變成較寬且覆蓋軌頂，隨后由較寬且覆蓋軌頂變較窄的現(xiàn)象.

圖1 CHN60與LMD 不同軌底坡下接觸點對分布Fig. 1 Distribution of contact points on CHN60 and LMD for different rail cants

等效錐度是輪軌匹配除接觸點以外的另一重要因素，也是輪對恢復(fù)對中能力的體現(xiàn)，圖2給出了在不同軌底坡下等效錐度隨輪對橫移量的變化. 針對LMD型面與CHN60型面在不同的軌底坡匹配中，軌底坡在1∶10～1∶100變化，在橫移量小于6 mm時等效錐度呈現(xiàn)從最小到最大（軌底坡1∶30的情況），隨后趨于平穩(wěn)的過程. 在橫移量較小的情況下，軌底坡從1∶10到1∶30過程，等效錐度波動比較明顯.

圖2 不同軌底坡下等效錐度隨輪對橫移量的變化Fig. 2 Equivalent conicity vs. wheelset’s lateral displacement for different rail cants

2 軌底坡對車輛動力學(xué)性能的影響

2.1 車輛動力學(xué)模型

使用多體動力學(xué)軟件SIMPACK建立某高速車輛動力學(xué)模型. 由于前后轉(zhuǎn)向架采用相同的參數(shù)，采用SIMPACK子結(jié)構(gòu)模型方式搭建整車模型. 該模型包括1個車體、2個構(gòu)架、4條輪對、8個軸箱共15個剛體. 輪對通過一系懸掛、軸箱轉(zhuǎn)臂與構(gòu)架相連，輪對采用軸箱轉(zhuǎn)臂定位方式，一系懸掛由鋼彈簧、減振器組成，采用彈簧阻尼單元模擬. 構(gòu)架通過二系懸掛與車體相連，二系懸掛包括2個空氣彈簧、2個橫向減振器和橫向止擋、2個牽引拉桿、2個抗蛇行減振器和1個抗側(cè)滾扭桿. 模型中考慮一系垂向減振器、二系橫向減振器、抗蛇行減振器和橫向止擋的非線性特性，其非線性特性見圖3.

圖3 一系、二系減振器和橫向止擋的非線性特性Fig. 3 Nonlinear characteristics of primary and secondary suspension damper, and secondary lateral stop

采用標(biāo)準(zhǔn)60 kg/m CHN60鋼軌型面，軌距為1435 mm，采用實測軌底坡，車輪半徑為420 mm，車輪型面為LMD，輪背內(nèi)側(cè)距為1353 mm. 采用沈氏理論計算輪軌蠕滑力，輪軌摩擦系數(shù)為0.35.

2.2 動力學(xué)仿真分析

軌道作為車輛運(yùn)行的承載體，軌道參數(shù)的變化最為直觀的表現(xiàn)則體現(xiàn)在車輛運(yùn)行品質(zhì). 本文針對軌道養(yǎng)護(hù)中只關(guān)注高低、方向和水平不平順，忽略軌底坡突變的情況，以車輛運(yùn)行平穩(wěn)性和舒適性作為評價指標(biāo)，分析標(biāo)準(zhǔn)軌底坡和實測線路軌底坡的變化對車輛的影響. 線路軌底坡輸入為國內(nèi)某條運(yùn)營速度200 km/h的客運(yùn)專線直線段實測數(shù)據(jù)，此線路運(yùn)行車輛為城際動車組. 本文測試區(qū)段為填充式墊板區(qū)段，測量間隔為25 m，測量結(jié)果如表1所示. 通過使用軌道幾何尺寸檢測小車與軌底坡測量儀檢測發(fā)現(xiàn)，此段線路未發(fā)現(xiàn)軌面高低、方向、水平、扭曲等不平順超標(biāo)，但測量發(fā)現(xiàn)軌底坡發(fā)生較大變化. 通過對現(xiàn)場的觀察發(fā)現(xiàn)造成軌底坡變化的原因有：線路中使用充填式墊板和橡膠墊板兩種類型，充填式墊板充填不密實，設(shè)置角度發(fā)生變化；長時間運(yùn)行后，充填式墊板發(fā)生壓潰等；橡膠墊板，由于鋼軌內(nèi)外側(cè)扣件扣壓力不一致，即兩側(cè)基于扣件螺栓的扭矩不一致；在軌道精調(diào)過程中出現(xiàn)安裝偏置的情況；橡膠墊板在使用過程中出現(xiàn)斷裂等情況，以上情況均會出現(xiàn)軌底坡變化，其中充填式墊板中表現(xiàn)的軌底坡變化最為明顯. 仿真中軌底坡布置分為標(biāo)準(zhǔn)軌底坡（1∶40）、對稱布置軌底坡（即右軌軌底坡與實測左軌相同），非對稱布置軌底坡（左、右軌均用實測軌底坡）3種情況. 曲線幾何參數(shù)為客運(yùn)專線實際曲線參數(shù)，曲線半徑3500 m、超高125 mm、緩和曲線長 250 m. 軌底坡則采用直線工況對應(yīng)軌底坡，采用京津線實測軌道不平順作為軌道激勵. 在計算過程中，為排除輪軌磨耗對計算結(jié)果的影響，輪軌型面均采用標(biāo)準(zhǔn)型面，同時根據(jù)實測軌道的位置，將鋼軌的型面按照實測軌底坡情況進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，保證不同截面鋼軌最高點和橫向軌距點位置均在同一平面上，按照測試縱向里程位置進(jìn)行設(shè)置，即軌底坡參數(shù)體現(xiàn)在軌面數(shù)據(jù)旋轉(zhuǎn)上，鋼軌截面之間通過B樣條曲線形成映射，保證截面之間的平順.

表1 實測線路軌底坡Tab. 1 Measured cants on tracks

針對不同的軌底坡設(shè)置，通過使用Hopf分岔的方法計算了車輛的臨界速度，如圖4所示，臨界速度隨軌底坡變化（從1∶10到1∶100）呈現(xiàn)先提高，到1∶40時達(dá)到最大，隨后下降最后趨于平緩的趨勢.由此可見，軌底坡的波動變化勢必引起車輛臨界速度的改變，進(jìn)而影響車輛的運(yùn)行平穩(wěn)性.

圖4 不同軌底坡車輛Hopf分岔非線性臨界速度Fig. 4 Nonlinear critical velocity of Hopf bifurcation of vehicle for different rail cants

故針對同一軌道的軌底坡變化，計算得出車輛在直線和曲線線路條件下垂向和橫向sperling平穩(wěn)性指標(biāo)分別如圖5、6所示. 垂向、橫向平穩(wěn)性指標(biāo)均小于2.5，達(dá)到GB 5599—2019[19]標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的“優(yōu)”級. 車輛在直線和曲線線路上的垂向和橫向平穩(wěn)性均隨速度線性增大，其中橫向平穩(wěn)性隨速度影響較大；圖5可知：直線段和曲線段垂向平穩(wěn)性指標(biāo)隨速度增加較為緩和，直線段標(biāo)準(zhǔn)軌底坡情況下維持在0.8. 垂向平穩(wěn)性指標(biāo)在對稱和非對稱布置軌底坡情況較標(biāo)準(zhǔn)軌底坡情況，分別增加了32.96%和34.52%.直線段軌底坡變化對車輛垂向平穩(wěn)性影響較大，而曲線段影響比較小.

圖5 基于sperling的車輛直線和曲線上垂向平穩(wěn)性Fig. 5 Sperling vertical stability of vehicle on straight and curved sections

由圖6可知：直線線路條件下橫向平穩(wěn)性大于垂向平穩(wěn)性，對稱不規(guī)則軌底坡布置和非對稱不規(guī)則軌底坡布置的平穩(wěn)性均大于標(biāo)準(zhǔn)軌底坡布置條件，與標(biāo)準(zhǔn)條件相比平穩(wěn)性指標(biāo)最大值增加40.65%，曲線條件下增加18.23%. 曲線段的平穩(wěn)性在3種軌底坡條件下基本一致. 因為車輛以不同速度通過曲線時，由于欠/過超高的存在造成車輛自身的振動大于軌底坡的影響，而直線段的影響主要由軌底坡決定.

圖6 基于sperling的車輛直線和曲線上橫向平穩(wěn)性Fig. 6 Sperling lateral stability of vehicle on straight and curved sections

本文也根據(jù)UIC 513：1994[20]車輛乘坐舒適度標(biāo)準(zhǔn)對車輛的舒適性進(jìn)行了分析，其直線段和曲線段運(yùn)行的車輛舒適性和平穩(wěn)性兩者表征基本一致.

從圖5、6可以看出：軌底坡的變化在直線段對車輛運(yùn)行的影響較大，從車體的橫向晃動水平也可以看出（圖7）：軌底坡角度差變化較大的區(qū)段，車體橫向晃動也比較明顯，且與軌底坡角度變化具有伴隨狀態(tài). 針對車體橫向晃動進(jìn)行頻率分析（圖8），發(fā)現(xiàn)非對稱變化軌底坡布置情況下車體晃動頻率表現(xiàn)為1.33 Hz，對稱變化軌底坡布置情況下為1.62 Hz；若車輛運(yùn)行速度不變，軌底坡變化間隔縮短一倍，則車輛橫向晃動頻率則可能隨之增加，引起車輛構(gòu)架加速度報警，進(jìn)而增加車輛橫向晃動的風(fēng)險. 在曲線段同樣存在車輛從過超高進(jìn)入欠超高狀態(tài)，發(fā)生車輪向曲線外側(cè)橫移加之高低股軌底坡差異，造成滾動圓半徑差的突變，會加劇車輛的橫向晃動.

圖7 不同軌底坡條件下車輛車體橫移量Fig. 7 Vehicle lateral displacement for different rail cants

圖8 不同軌底坡條件下車輛車體橫向晃動頻率Fig. 8 Transverse shaking frequency at car body for different rail cants

3 軌底坡變化對車輪磨耗和滾動接觸疲勞分析

本節(jié)主要研究同一線路（直線、曲線）軌底坡變化對車輛運(yùn)行中車輪磨耗和滾動接觸疲勞的影響.采取與上一節(jié)一致的工況條件，均針對導(dǎo)向車輪，利用磨耗指數(shù)和疲勞損傷指數(shù)作為評價指標(biāo).

3.1 車輪磨耗分析

采用磨耗指數(shù)作為車輪磨耗評價指標(biāo)，以此分析同一軌道不同軌底坡對車輪磨耗的影響. 其中，第i（i=1,2,···,8）個車輪每一個計算時間步t下的磨耗指數(shù)為

式中：Tx,i、Ty,i分別為第i個車輪縱向和橫向蠕滑力； γx,i、 γy,i分別為第i個車輪接觸斑處縱向和橫向蠕滑率.

然后再利用式（2）計算車輛通過直線或曲線時第i個車輪經(jīng)過N個時間步后磨耗指數(shù)移動均方根（root mean square, RMS）值為

式中：Wi,nt為第i個車輪的n個時間步下的磨耗指數(shù).

利用式（1）、（2）計算不同軌底坡布置條件下輪軌磨耗指數(shù)均方根值，N取值為500. 由于導(dǎo)向輪對輪軌間相互作用更為劇烈，所以本文采用導(dǎo)向輪的計算結(jié)果來討論不同軌底坡布置對車輪磨耗的影響，利用導(dǎo)向輪磨耗指數(shù)最大RMS值統(tǒng)計分析變化規(guī)律.

圖9為車輛以250 km/h 的速度在直線段不同軌底坡布置的車輪磨耗指數(shù)對比結(jié)果. 同一輪對左右輪的磨耗指數(shù)基本一致，但受到軌道坡非對稱布置的影響比較大，磨耗指數(shù)隨著相連鋼軌軌底坡的變化而發(fā)生變化，且隨著非對稱布置的軌底坡偏差大而發(fā)生在后一段鋼軌上，這由于經(jīng)歷軌底坡的大變化，車輪與鋼軌接觸點發(fā)生較大跳躍，造成左右輪徑差發(fā)生變化，使得車輛發(fā)生橫向較大蠕滑和橫移，增大輪軌間的磨耗指數(shù).

圖9 速度250 km/h條件下直線段不同軌底坡布置的車輪磨耗指數(shù)Fig. 9 Wheel wear index at 250 km/h on straight section for different rail cants

直線段不同軌底坡布置車輪的最大磨耗指數(shù)均隨速度增加而增加（如圖10所示），左右輪的磨耗指數(shù)相差較小. 其中在速度大于180 km/h條件下，非對稱布置軌底坡對車輪磨耗指數(shù)的影響均大于對稱布置，同時也大于標(biāo)準(zhǔn)布置軌底坡，兩種軌底坡變化情況相對于標(biāo)準(zhǔn)軌底坡情況最大磨耗指數(shù)分別增加136.71%和27.65%；軌底坡對稱布置和標(biāo)準(zhǔn)軌底坡布置對車輪磨耗指數(shù)的影響隨速度緩慢增加后加速發(fā)展. 非對稱布置情況則隨速度成指數(shù)形式增長.由圖9、10可知：軌底坡非對稱布置在直線條件下受速度影響較大.

圖10 不同速度條件下直線段不同軌底坡布置的車輪磨耗指數(shù)Fig. 10 Wheel wear index at different velocities on straight section for different rail cants

與直線段的表征不同，由于車輛通過曲線段的欠/過超高情況下，軌底坡的不規(guī)則的影響小于曲線參數(shù)設(shè)置對車輛的影響，故出現(xiàn)了不同軌底坡設(shè)置的磨耗指數(shù)在速度250 km/h時相一致的情況. 從圖11可以看出：導(dǎo)向輪最大磨耗指數(shù)也表現(xiàn)為隨速度成線性增加的趨勢.

圖11 不同速度條件下曲線段不同軌底坡布置的車輪磨耗指數(shù)Fig. 11 Wheel wear index at different velocities on curved section for different rail cants

3.2 車輪滾動接觸疲勞分析

本文采用基于安定圖基礎(chǔ)上EKBERG提出的表面疲勞指數(shù)來評價輪軌接觸狀態(tài)的疲勞程度，從而考量軌道不同軌底坡對車輪表面疲勞的影響. 車輪表面疲勞指數(shù)如式（3）所示.

式中：μ為輪軌接觸位置的牽引系數(shù)；a和b分別為輪軌橢圓接觸斑的短半軸和長半軸；k為材料純剪切屈服強(qiáng)度；Fz為輪軌接觸斑處法向力；Tx和Ty分別為輪軌接觸斑處縱向蠕滑力和橫向蠕滑力.

由式（3）、（4）可知：輪軌較差的牽引和導(dǎo)向性能（使得縱向/橫向蠕滑力數(shù)增大）或較糟糕的輪軌幾何接觸關(guān)系（接觸斑面積小或輪軌法向力大）均可導(dǎo)致表面疲勞指數(shù)增大，加速輪軌材料的疲勞破壞.表面疲勞指數(shù)是基于安定圖提出的，因此不能預(yù)測輪軌材料的疲勞壽命，而是評價輪軌材料表面發(fā)生疲勞損壞的可能性；δsurf> 0, 此時輪軌材料變形將發(fā)生棘輪效應(yīng)，塑性變形會持續(xù)累積，即能預(yù)測表面疲勞出現(xiàn)的可能性.

不同速度等級下的車輪疲勞指數(shù)如圖12所示.由圖12（a）可知：直線段非對稱軌底坡布置的表面疲勞指數(shù)在不同速度條件下均大于對稱軌底坡布置，對稱軌底坡布置大于標(biāo)準(zhǔn)軌底坡布置條件，其中非對稱布置條件下的車輪表面疲勞指數(shù)在0.175左右波動，對稱布置條件下車輪表面疲勞指數(shù)在1.600左右波動，而標(biāo)準(zhǔn)軌底坡布置則在1.400左右波動.

直線段對稱變化和非對稱軌底坡布置的左輪表面疲勞指數(shù)的最大值比標(biāo)準(zhǔn)條件分別增大25.14%和15.86%；右側(cè)車輪的表面疲勞指數(shù)分別增大24.96%和18.29%.

由圖12（b）可知：對于曲線段內(nèi)軌側(cè)車輪，表面疲勞指數(shù)在3種軌底坡布置條件下，均隨速度增加發(fā)生較大的線性增加，且增加幅度一致. 而高股車輪表面疲勞指數(shù)基本維持不變，非對稱布置條件車輪表面疲勞指數(shù)略大于其他兩種軌底坡布置情況.

圖12 直線、曲線不同速度等級的車輪疲勞指數(shù)Fig. 12 Surface fatigue index of wheel at different velocities on straight and curved sections

4 結(jié) 論

本文從輪軌關(guān)系和車輛動力學(xué)兩個方面分析了軌底坡變化對車輛動力學(xué)行為和輪軌損傷的影響.從車輛運(yùn)行的角度分析軌道養(yǎng)護(hù)維修的策略. 研究結(jié)果表明：

1） 直線段和曲線段在同一軌道上采用對稱和非對稱軌底坡布置，其車輛垂向、橫向平穩(wěn)性和舒適性指標(biāo)均大于采用標(biāo)準(zhǔn)軌底坡布置情況. 其中直線段同一軌道對稱和非對稱軌底坡布置對車輛的平穩(wěn)性影響較大. 在曲線段同一軌道對稱和非對稱軌底坡布置對車輛的橫向平穩(wěn)性影響較大.

2） 直線段不同軌底坡布置車輪的最大磨耗指數(shù)均隨速度呈指數(shù)函數(shù)增加，左右輪的磨耗指數(shù)相差較小. 曲線段不同軌底坡布置車輪的最大磨耗指數(shù)均隨速度呈線性增加且均大于直線段. 故車輛通過欠/過超高情況下，軌底坡的不規(guī)則的影響小于曲線參數(shù)設(shè)置對車輛的影響.

3） 在直線段相對于標(biāo)準(zhǔn)布置軌底坡的車輪疲勞指數(shù)最小，對稱軌底坡布置小于非對稱布置，三種情況車輪疲勞指數(shù)受速度影響較小. 曲線段低股側(cè)車輪表面疲勞指數(shù)則與速度成線性增加的趨勢，高股側(cè)車輪則受速度影響較小.

綜上所述，直線段的軌底坡變化對車輛動力學(xué)行為的影響最為直接. 在線路設(shè)計、施工、動靜態(tài)驗收和日常養(yǎng)護(hù)維修中，從車輛運(yùn)行的平穩(wěn)性和舒適性，以及車輪的磨耗以損傷角度，需要對同一軌道內(nèi)的軌底坡變化予以關(guān)注. 在線路維修中針對同一軌道內(nèi)軌底坡變化情況，如果不方便進(jìn)行軌底坡調(diào)整時可以采用鋼軌打磨的方式進(jìn)行軌面調(diào)整，以滿足軌底坡的要求.