ω型扣件彈條的非線性力學(xué)行為

姜秀杰，劉 艷,2，湯繼新，李秋彤,2，趙 威，劉 歡

(1.上海材料研究所，上海 200437；2.上海消能減震工程技術(shù)研究中心，上海 200437；3.寧波市軌道交通集團(tuán)有限公司，寧波 315101；4.上海第二工業(yè)大學(xué)環(huán)境與材料工程學(xué)院，上海 201209)

0 引 言

扣件系統(tǒng)是軌道結(jié)構(gòu)的重要組成部分，用于連接鋼軌和軌枕并將鋼軌扣壓在軌枕上，起到保持軌距以及阻止鋼軌縱橫向移動(dòng)的作用?？奂到y(tǒng)利用彈條變形彈性?xún)?chǔ)能緩解車(chē)輛運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的機(jī)械振動(dòng)以及對(duì)軌道的沖擊作用。但是，彈條在服役過(guò)程中產(chǎn)生的周期性彎曲和扭轉(zhuǎn)組合變形，易導(dǎo)致扣件彈條發(fā)生疲勞斷裂。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)彈條的失效問(wèn)題進(jìn)行了大量針對(duì)性的研究。齊少軒等[1]研究了Ⅱ型彈條的靜態(tài)力學(xué)行為，指出當(dāng)彈條的預(yù)壓縮量和壓緊位移超過(guò)限值后，彈條后肢彎位置易發(fā)生折斷。武青海等[2]對(duì)比了Ⅲ型扣件中彈條在不同邊界處理方法下的力學(xué)行為，并應(yīng)用殘余應(yīng)力的概念分析了彈條預(yù)壓強(qiáng)化機(jī)理。張廣朋[3]研究了多節(jié)點(diǎn)扣件系統(tǒng)協(xié)同作用對(duì)扣件系統(tǒng)力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)較大的橫向力和緊固扭矩易使彈條發(fā)生破壞。李偉強(qiáng)[4]通過(guò)對(duì)單趾彈條進(jìn)行建模仿真，得出彈條的最大應(yīng)力出現(xiàn)在中肢以及趾端過(guò)渡小圓弧處。羅曜波等[5]計(jì)算出WJ-7型扣件彈條在沖擊力作用下的最大應(yīng)力出現(xiàn)在與鐵墊板的接觸部位，在列車(chē)載荷的反復(fù)作用下，裂紋易在該區(qū)域萌生并擴(kuò)展，直至彈條發(fā)生疲勞斷裂。劉小軍[6]分析了彈條在恒幅載荷和焊縫不平順激擾下的疲勞壽命。楊志超等[7]通過(guò)對(duì)W1型彈條在靜載荷下的力學(xué)性能進(jìn)行仿真，發(fā)現(xiàn)彈條的尾肢中部為裂紋萌生與擴(kuò)展的敏感部位。XIAO等[8]采用ABAQUS和FE-SAFE聯(lián)合仿真的方式預(yù)測(cè)了彈條在循環(huán)載荷作用下的疲勞壽命。GAO等[9]研究了高頻載荷激勵(lì)下彈條的響應(yīng)，并對(duì)彈條的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化。李中等[10]研究了彈條偏轉(zhuǎn)或扣件松動(dòng)對(duì)彈條扣壓力的影響。有學(xué)者對(duì)比了有無(wú)鋼軌波磨下彈條的最大等效應(yīng)力、振動(dòng)位移以及振動(dòng)加速度特性，指出鋼軌波磨的存在加速了彈條的疲勞損傷[11-12]；也有學(xué)者研究了高速鐵路扣件系統(tǒng)疲勞性能的影響因素和斷裂機(jī)理[13-17]。

由上述研究可發(fā)現(xiàn)，既有研究在計(jì)算模擬過(guò)程中大多采用線彈性模型定義彈條材料，或采用綁定約束定義彈條與扣件系統(tǒng)中其他零部件之間的接觸屬性。在靜載條件下，彈條局部已發(fā)生屈服，而在動(dòng)載條件下彈條與其他部件之間的接觸關(guān)系也會(huì)隨著載荷的變化而發(fā)生改變[11,15-16]，因此使用線彈性模型定義彈條材料或?qū)棗l與其他零部件之間設(shè)置成綁定約束不能模擬彈條的真實(shí)受力狀態(tài)?；诖?，作者以我國(guó)高鐵中普遍采用的Vossloh300-1型扣件系統(tǒng)中的ω型SKL15彈條為研究對(duì)象，設(shè)置3種材料屬性(線彈性模型、雙線性模型、拉伸試驗(yàn)獲取的彈塑性模型)和2種接觸屬性(綁定約束、非線性接觸)，基于有限元軟件對(duì)彈條的力學(xué)行為進(jìn)行模擬，通過(guò)疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的有效性，并采用該模擬方法研究了彈條的本構(gòu)模型以及彈條與嵌入塊的接觸屬性對(duì)模擬結(jié)果的影響，以期為提高計(jì)算精度、模擬彈條在實(shí)際運(yùn)營(yíng)線路中的力學(xué)行為提供更加可靠的指導(dǎo)意見(jiàn)。

1 計(jì)算模型

1.1 有限元模型的建立

Vossloh300-1型扣件系統(tǒng)由螺栓、螺栓墊片、絕緣墊片、彈條、軌距擋板、軌下墊板、鐵墊板、彈性墊板和絕緣套管等組成。根據(jù)彈條元件疲勞試驗(yàn)的組裝方式，建立包含彈條、嵌入塊和支撐塊在內(nèi)的有限元模型，如圖1所示。模型中的彈條采用四面體二次單元(C3D10)，共計(jì)23 268個(gè)節(jié)點(diǎn)，14 155個(gè)網(wǎng)格；支撐塊采用六面體線性非協(xié)調(diào)模式單元(C3D8I)，共計(jì)808個(gè)節(jié)點(diǎn)，543個(gè)網(wǎng)格；嵌入塊采用四面體二次單元(C3D10)，共計(jì)15 933個(gè)節(jié)點(diǎn)，8 883個(gè)網(wǎng)格。

圖1 ω型彈條扣件系統(tǒng)的有限元模型Fig.1 Finite element model of ω-type spring clip rail fastening system

1.2 材料參數(shù)

參考文獻(xiàn)[10]，扣件系統(tǒng)中各部件的材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 ω型彈條扣件系統(tǒng)各部件的材料參數(shù)

為完整定義彈條材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，參照GB/T 228.1—2010。在彈條的中肢部分截取拉伸試樣，采用SHT4605型萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為2 mm·min-1。將試驗(yàn)輸出的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)化為真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線，轉(zhuǎn)換公式為

σt=σn(1+εn)

(1)

εt=ln(1+εn)

(2)

式中：σt為真應(yīng)力；σn為工程應(yīng)力；εt為真應(yīng)變；εn為工程應(yīng)變。

彈條的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖2所示，可知彈條的屈服強(qiáng)度σs為1 242 MPa，抗拉強(qiáng)度σb為1 350 MPa。

圖2 拉伸試驗(yàn)得到彈條的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.2 True stress-true strain curve of spring clip obtained from tensile test

1.3 邊界條件及載荷設(shè)置

仿真模型是根據(jù)彈條元件的疲勞試驗(yàn)建立的，因此邊界條件和載荷輸入均與彈條元件的疲勞試驗(yàn)保持一致。約束嵌入塊和支撐塊3個(gè)方向的自由度。彈條各部分的名稱(chēng)如圖3所示，為準(zhǔn)確分析彈條的受力特點(diǎn)，約束彈條中圈y方向的位移，約束彈條趾端x和y方向的位移[5,7,18-19]。對(duì)彈條趾端施加初始靜態(tài)位移和動(dòng)態(tài)循環(huán)位移，其位移幅值分別為9.8，0.7 mm。在受力狀態(tài)下，彈條與支撐塊及嵌入塊間均存在接觸行為，計(jì)算時(shí)將彈條與支撐塊之間設(shè)置為綁定約束，彈條與嵌入塊之間設(shè)置成摩擦接觸。

圖3 彈條各部分的名稱(chēng)Fig.3 Names of each part of spring clip

2 疲勞試驗(yàn)及仿真模型驗(yàn)證

2.1 疲勞試驗(yàn)

相關(guān)文獻(xiàn)[11,19]中的有限元模擬結(jié)果顯示，彈條在疲勞試驗(yàn)中應(yīng)變最大的點(diǎn)集中在跟端小圓弧內(nèi)表面。根據(jù)應(yīng)變集中位置及矢量方向，在進(jìn)行疲勞試驗(yàn)的彈條元件上相應(yīng)布置微型應(yīng)變花，彈條左右兩側(cè)跟端小圓弧分別為測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2，試驗(yàn)裝置及測(cè)試位置和方向如圖4所示。先對(duì)彈條趾端施加9.8 mm的垂向靜態(tài)位移，再施加幅值為0.7 mm、頻率為16 Hz的動(dòng)態(tài)位移。試驗(yàn)輸出通道1的應(yīng)變?yōu)棣?°，通道2的應(yīng)變?yōu)棣?5°，通道3的應(yīng)變?yōu)棣?0°，主應(yīng)變方向和主應(yīng)變的計(jì)算公式為

圖4 ω型彈條的疲勞試驗(yàn)裝置及測(cè)試位置和方向Fig.4 Fatigue test device (a) and test positions and directions (b) of ω-type spring clip

(3)

(4)

(5)

式中：α0為主應(yīng)變與水平方向(0°)的夾角；ε1為最大主應(yīng)變；ε2為最小主應(yīng)變。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及仿真模型的驗(yàn)證

獲取彈條各測(cè)點(diǎn)在靜態(tài)位移載荷作用下3個(gè)方向的應(yīng)變，結(jié)果如圖5(a)所示。對(duì)比2個(gè)測(cè)點(diǎn)的測(cè)試結(jié)果可知，兩者結(jié)果基本一致，偏差小于5%。以測(cè)點(diǎn)1為例，由式(3)計(jì)算得到的最大主應(yīng)變方向與x軸的夾角約為40°，由式(4)得到的最大主應(yīng)變?yōu)?.008 671。在彈條與嵌入塊的接觸屬性為非線性接觸以及彈條本構(gòu)模型為彈塑性模型的條件下，對(duì)彈條的力學(xué)行為進(jìn)行模擬。由圖5(b)可以看出，彈條跟端最大主應(yīng)變方向約為42°,最大主應(yīng)變?yōu)?.008 374，與由圖5(a)計(jì)算得到的結(jié)果具有良好的一致性，相對(duì)誤差分別為5%，3.4%，驗(yàn)證了該計(jì)算模型的有效性。

圖5 由疲勞試驗(yàn)和有限元模擬得到ω型彈條的最大主應(yīng)變方向及最大主應(yīng)變Fig.5 Maximum principal strain and its direction of ω-type spring clip obtained by fatigue test and finite element simulation

3 非線性力學(xué)行為的影響因素

采用上述建立的有限元模型研究彈條本構(gòu)模型和接觸屬性對(duì)彈條非線性力學(xué)行為的影響規(guī)律，4種不同工況列于表2中。不同本構(gòu)模型下彈條的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖6所示，其中：彈塑性本構(gòu)關(guān)系由圖2中的完整拉伸試驗(yàn)曲線定義；線彈性本構(gòu)關(guān)系中彈性模量保持不變，可由拉伸試驗(yàn)中應(yīng)力-應(yīng)變曲線的直線段延長(zhǎng)得到；雙線性模型由連接屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度兩點(diǎn)確定塑性階段曲線得到[6,20]。

表2 彈條力學(xué)性能的有限元模擬工況

圖6 不同本構(gòu)模型下彈條的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.6 True stress-true strain curves of spring clip with different constitutive models

3.1 本構(gòu)模型

3.1.1 低頻激勵(lì)條件下

在彈條與嵌入塊的接觸屬性相同的條件下，對(duì)線彈性模型、雙線性模型和彈塑性模型，即工況1、工況2和工況3下彈條的非線性力學(xué)行為進(jìn)行模擬。先對(duì)彈條趾端施加9.8 mm的垂向靜態(tài)位移模擬疲勞試驗(yàn)中的組裝變形，再施加幅值為0.7 mm、頻率為16 Hz的動(dòng)態(tài)位移，模擬得到組裝狀態(tài)下彈條的位移和Mises等效應(yīng)力云圖分別見(jiàn)圖7和圖8。由于低頻激勵(lì)下施加的是位移載荷，所以不同模型下彈條的變形云圖是一致的。由圖7可知，最大位移出現(xiàn)在彈條趾端，中肢位置基本保持不變。由圖8可知：3種本構(gòu)模型下最大等效應(yīng)力均出現(xiàn)在彈條跟端小圓弧區(qū)域；雙線性和彈塑性本構(gòu)模型下的應(yīng)力在彈條跟端小圓弧區(qū)域變化平緩，而線彈性本構(gòu)模型下的彈條應(yīng)力較大值相對(duì)集中。

圖7 低頻激勵(lì)條件下不同本構(gòu)模型模擬得到彈條的垂向位移云圖Fig.7 Vertical displacement contour of spring clip with different constitutive models under low frequency excitation condition

圖8 低頻激勵(lì)下不同本構(gòu)模型模擬得到彈條的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress contour of spring clip with different constitutive models under low frequency excitation: (a) linear elastic model; (b) bilinear model and (c) elastic-plastic model

圖9中0～1 s內(nèi)施加的是靜態(tài)位移載荷，1 s后施加的是動(dòng)態(tài)位移載荷。由圖9可以看出，盡管雙線性模型下彈條的彈性應(yīng)變略小于彈塑性模型下的，但其屈服后塑性應(yīng)變大于彈塑性模型下的，導(dǎo)致真應(yīng)變略大于彈塑性模型下的，但整體看雙線性模型和彈塑性模型計(jì)算得到的彈條力學(xué)特性基本一致。采用雙線性和彈塑性本構(gòu)模型可準(zhǔn)確獲得彈條跟端在靜態(tài)安裝狀態(tài)下的塑性變形。由于彈條跟端局部區(qū)域進(jìn)入屈服階段(時(shí)間大于0.6 s)后開(kāi)始產(chǎn)生顯著的塑性變形，其塑性應(yīng)變大于彈性應(yīng)變；而線彈性本構(gòu)模型高估了彈性應(yīng)變，其計(jì)算得到的真應(yīng)力遠(yuǎn)大于采用雙線性和彈塑性本構(gòu)模型得到的真應(yīng)力。時(shí)間超過(guò)1 s后在動(dòng)態(tài)位移載荷下，雙線性和彈塑性本構(gòu)模型模擬發(fā)現(xiàn)彈條跟端的塑性應(yīng)變先出現(xiàn)瞬時(shí)增大的現(xiàn)象，而后趨于平穩(wěn)，這是由于動(dòng)態(tài)位移載荷在初始的1/4個(gè)周期內(nèi)的方向與靜態(tài)位移載荷一致，使塑性變形程度增大，而后在循環(huán)卸載-加載過(guò)程中塑性形變程度不再增加。通過(guò)平移動(dòng)態(tài)位移載荷作用下彈條跟端的應(yīng)力、應(yīng)變與時(shí)間的關(guān)系曲線，可知3種本構(gòu)模型下的彈性應(yīng)變、真應(yīng)變和主應(yīng)力基本一致。

圖9 低頻激勵(lì)下不同本構(gòu)模型模擬得到彈條跟端的時(shí)程響應(yīng)曲線Fig.9 Time history response curves of spring clip with different constitutive models under low frequency excitation: (a) maximum plastic strain; (b) maximum elastic strain; (c) maximum true strain and (d) maximum principle stress

3.1.2 高頻激勵(lì)條件下

為研究彈條在接近共振狀態(tài)下的位移、應(yīng)變等響應(yīng)特征，將加載方式改為力加載。為保證除頻率以外的其他加載條件與低頻激勵(lì)工況的一致，先在第一個(gè)載荷步中對(duì)彈條趾端施加8.1 kN的靜態(tài)載荷，模擬彈條疲勞試驗(yàn)中的組裝變形(靜態(tài)初始位移約9.8 mm)，然后將第二個(gè)載荷步中所施加的動(dòng)態(tài)載荷頻率設(shè)為一階固有頻率343 Hz，該頻率由圖1的仿真模型計(jì)算得到，載荷幅值為0.6 kN，動(dòng)態(tài)位移幅值約為0.7 mm。由于彈條趾端、跟端和中肢的邊界條件、安裝方式、加載方式等均與組裝扣件系統(tǒng)中的彈條元件存在差異，因此該模態(tài)頻率小于同類(lèi)扣件系統(tǒng)一階組裝模態(tài)頻率(480～570 Hz)[21]。

由于靜態(tài)加載(0～1 s)的響應(yīng)特征與低頻激勵(lì)工況下的基本一致，此處不再贅述。在共振頻率(343 Hz)動(dòng)態(tài)加載的激勵(lì)下，彈條趾端位移和跟端應(yīng)變、應(yīng)力時(shí)程響應(yīng)曲線分別見(jiàn)圖10和圖11。由圖10可知，在共振頻率動(dòng)態(tài)加載激勵(lì)下，3種本構(gòu)模型彈條趾端的動(dòng)態(tài)位移均出現(xiàn)共振放大現(xiàn)象，線彈性模型下的動(dòng)態(tài)位移幅遠(yuǎn)大于雙線性模型和彈塑性模型下的。由圖11可以看出：雙線性模型和彈塑性模型下因共振導(dǎo)致的位移響應(yīng)放大，彈條跟端局部區(qū)域出現(xiàn)塑性應(yīng)變累積現(xiàn)象，其最大塑性應(yīng)變、真應(yīng)變、主應(yīng)力的均值逐漸增加；線彈性模型下最大真應(yīng)變幅和主應(yīng)力幅增大，但均值保持不變。

圖10 共振狀態(tài)下不同本構(gòu)模型模擬得到彈條趾端的垂向位移Fig.10 Vertical displacement of spring clip toe with different constitutive models in resonance state

圖11 共振狀態(tài)下不同本構(gòu)模型模擬得到彈條跟端的時(shí)程響應(yīng)曲線Fig.11 Time history response curves of spring clip heel with different constitutive models in resonance state: (a) maximum plastic strain; (b) maximum true strain and (c) maximum principle stress

3.2 接觸屬性

在彈性本構(gòu)模型均為彈塑性模型的條件下，對(duì)彈條和嵌入塊的接觸屬性分別為綁定約束和非線性接觸，即工況3和工況4下彈條的非線性力學(xué)行為進(jìn)行模擬。使用主從公式定義表面的綁定約束，該約束可防止從屬表面和主控表面分離或產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，且從屬表面不穿透主控表面[8]。非線性接觸中的法向接觸采用有限元軟件中的硬接觸，即兩物體間不允許相互貫穿或侵入，且力只能是壓力；切向接觸采用庫(kù)倫摩擦模型，并且引入一個(gè)允許彈性滑動(dòng)的罰摩擦公式。彈性滑動(dòng)是在黏結(jié)的接觸面之間發(fā)生的小量相對(duì)運(yùn)動(dòng)，有限元軟件可自動(dòng)地選擇罰剛度[8]。

3.2.1 低頻激勵(lì)條件下

在低頻激勵(lì)條件下，先對(duì)彈條趾端施加9.8 mm的垂向靜態(tài)位移模擬疲勞試驗(yàn)中的組裝變形，再施加幅值為0.7 mm、頻率為16 Hz的動(dòng)態(tài)位移。由圖12可知，在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)位移載荷作用下，當(dāng)彈條跟端與嵌入塊間為綁定約束時(shí)，彈條跟端塑性應(yīng)變、彈性應(yīng)變、真應(yīng)變以及主應(yīng)力均大于非線性接觸時(shí)的結(jié)果。主要原因是，在靜態(tài)及動(dòng)態(tài)位移載荷作用下，為達(dá)到相同的趾端位移，綁定約束條件下需要提供更大的力，且與非線性接觸相比對(duì)彈條跟端的約束更為嚴(yán)格，這就導(dǎo)致應(yīng)變、應(yīng)力響應(yīng)均大于非線性接觸。

圖12 不同接觸屬性下彈塑性模型彈條跟端的時(shí)程響應(yīng)曲線Fig.12 Time history response curves of spring clip heel with elastic-plastic model under different contact properties：(a) maximum plastic strain; (b) maximum elastic strain; (c) maximum true strain and (d) maximum principle stress

3.2.2 高頻激勵(lì)條件下

為研究彈條在接近共振條件下的響應(yīng)特性，先對(duì)2種接觸屬性的模型進(jìn)行模態(tài)分析，進(jìn)而采用載荷控制方式進(jìn)行加載。由于邊界條件對(duì)彈條固有頻率具有較大影響[8]，因此表3僅列出前2階模態(tài)頻率，可知非線性接觸模型的模態(tài)頻率小于綁定約束模型的。在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)載荷幅值分別為8.1 kN和0.6 kN條件下對(duì)模型進(jìn)行強(qiáng)迫共振激勵(lì)。

表3 不同接觸屬性下彈條的模態(tài)頻率

由圖13可以看出：非線性接觸條件下彈條趾端的靜態(tài)位移響應(yīng)大于綁定約束條件下的，這是由于綁定約束限制了彈條跟端的全部自由度，彈條不易變形所致；在動(dòng)態(tài)載荷作用下，2種接觸屬性下彈條趾端的動(dòng)態(tài)位移都出現(xiàn)了振動(dòng)放大現(xiàn)象，非線性接觸下的動(dòng)態(tài)位移幅略大于綁定約束下的。由圖14可知：非線性接觸條件下彈條在靜態(tài)載荷下的塑性應(yīng)變、真應(yīng)變以及主應(yīng)力響應(yīng)大于綁定約束條件下的；在動(dòng)態(tài)載荷作用下，由于塑性應(yīng)變累積，2種接觸屬性下的塑性應(yīng)變都逐漸增大，且非線性接觸條件下的增長(zhǎng)速率明顯較大；非線性接觸下的最大主應(yīng)變幅和主應(yīng)力幅也略大于綁定約束下的，這是由于綁定約束條件限制了彈條跟端的全部自由度，彈條不易變形。

圖13 不同接觸屬性下彈塑性模型模擬得到彈條趾端的垂向位移Fig.13 Vertical displacement of spring clip toe with elastic-plastic model under different contact properties

圖14 不同接觸屬性下彈塑性模型模擬得到彈條跟端的時(shí)程響應(yīng)曲線Fig.14 Time history response curves of spring clip heel with elastic-plastic model under different contact properties: (a) maximum plastic strain; (b) maximum true strain and (c) maximum principal stress

4 結(jié) 論

(1) 在彈條與嵌入塊的接觸屬性為非線性接觸以及彈條本構(gòu)模型為彈塑性模型的條件下，采用有限元模擬得到的彈條跟端最大主應(yīng)變方向及最大主應(yīng)變與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，二者的相對(duì)誤差分別為5%和3.4%，驗(yàn)證了計(jì)算模型的有效性。

(2) 彈條材料的本構(gòu)模型對(duì)彈條力學(xué)行為具有較大的影響。線彈性模型高估了彈性應(yīng)變，與彈條元件的實(shí)際服役條件不符；接近共振頻率激勵(lì)下，雙線性模型和彈塑性模型模擬發(fā)現(xiàn)彈條跟端出現(xiàn)塑性應(yīng)變累積現(xiàn)象，和實(shí)際情況吻合，而線彈性模型模擬結(jié)果顯示彈條中未出現(xiàn)該現(xiàn)象，與實(shí)際情況不符；雙線性模型是在彈塑性模型基礎(chǔ)上進(jìn)行一定簡(jiǎn)化得到的。因此在有限元模擬中，推薦采用彈塑性模型進(jìn)行分析。

(3) 非線性接觸屬性對(duì)彈條力學(xué)行為影響顯著。在低頻動(dòng)態(tài)位移載荷下，非線性接觸條件下彈塑性模型模擬得到彈條的位移、應(yīng)力和應(yīng)變均小于綁定約束條件下的；靜態(tài)載荷和共振頻率動(dòng)態(tài)載荷激勵(lì)下，非線性接觸條件下彈條位移、應(yīng)力和應(yīng)變均大于綁定約束條件下的。在實(shí)際應(yīng)用中，彈條與嵌入塊及軌距擋板之間存在相對(duì)位移，為提高仿真精度，建議彈條與嵌入塊間設(shè)置非線性接觸。