A PK hevederes ragasztás nélküli sínillesztések esetén 1000 kNm/rad körüli merevségeket lehetett kalkulálni a mérések alapján. A 7. ábrán szemléltetjük az L=600 mm támaszközű esetre, a 100…30 000 kNm/ rad tartományra a megfelelő pontossággal használható regressziós függvényt (az ábrán feltüntetett 5-öd fokú polinomiális regressziós függvénynél szükség van a 10 tizedesjegy pontosságú számításra a 10–2 mm végeredményben lévő pontosság elérése miatt). Az összes esetre terjedelmi korlátok miatt nincs lehetőség publikálni a korrelációs függvényeket, ellenben az egyik publikált cikkünkben részletesen olvashatók ezek az eredmények is [3].

Vágánymodell felépítése során kapott paraméterek és eredmények

A már bemutatott kalibrált, validált FEM-modellel további véges elemes kalkulációkat végeztünk. 30 méter hosszú vágánymodellt építettünk – a modell közepén a hevederes ragasztott-szigetelt sínillesztéssel – 60E1-es sínrendszerrel – 60 cm-es keresztalj-távolsággal, LW-aljakat feltételezve (300×950 mm-es hatékony félalj-hosszat számításba véve), amire LM71 jelű terhelést (4×250 kN koncentrált erő – tengelyterhelés – 1,6-1,6 m-es távolságra egymástól) helyeztünk el olyan módon, hogy a ragasztott-szigetelt sínillesztésnél keletkezzen a legnagyobb igénybevétel és a maximális alakváltozás. A vágánymodell egyetlen sínszálat tartalmazott (Zimmermann-módszer szerint). A számításokat elvégeztük egyetlen koncentrált erővel (az LM71-ből 1×250 kN tengelyterhelés figyelembevételével), va­la­mint tehercsoporttal is (LM71-ből a 4×250 kN-nal). A számításba vett dinamikus kerékterhelést a Zimmermann–Eisenmann-féle kalkulációs módszer szerint számítottuk (t=3, n=0,1 és V=160 km/h sebességértékekre kalkulálva, lásd fenn a képletet):

ahol
K_din – a dinamikus kerékterhelés,
F_stat – a statikus tengelyterhelés,
5/9 – a vétlen külpontosság miatti szorzótényező (azt jelenti, hogy az egy tengelyen belüli két kerék között nem 1:1 arányban, hanem 4:5 arányban oszlik meg a terhelés),
t- – Student-féle eloszlási tényező, 99,7%-os megbízhatósághoz tartozó paraméter; pályaszerkezet-méretezések esetén 3-as értékkel szükséges számolni,
n – a pálya állapotától függő tényező, 0,1-et vettünk figyelembe, ami a nagyon jó/jó állapotú pályára jellemző érték,
ϕ – sebességi tényező,
V – pályasebesség km/h dimenzióban.
A (2) egyenlet alapján a kalkulációkhoz használt dinamikus kerékterhelés értéke 210,307 kN.
A véges elemes számításoknál az alábbi paramétereket vettük figyelembe a fentieken kívül:
– C=0,05 N/mm³, C=0,10 N/mm³ és C=0,20 N/mm3 keresztaljágyazási tényezők,
 háromféle alátámasztási eset:

• minden alj felfekszik,
• az illesztési aljak vaksüppedésesek, azaz esetükben C=0 N/mm³,
• az illesztési aljak ágyazatragasztással stabilizáltak, esetünkben C=0,25 N/mm³,

– PK hevederes ragasztott-szigetelt sínillesztés (α_srh paraméterek az 1. táblázatból, átlagértékek), acélhevederes (MTH-P) sínillesztés (α_srh paraméterek: 3,1 millió fárasztási ciklusra 8775 kNm/rad, 3,5 millió fárasztási ciklusra 8000 kNm/rad), valamint sínillesztés nélküli eset (α_srh=∞) számítása.

A 8. ábrán mintaként bemutatunk egy keresztaljas alátámasztásokat is figyelembe vevő vágánymodellt az Axis VM szoftverből.
Az eredményeket a 6–8. táblázatokban adtuk meg. Minden C esetén feltüntettük (külön bontva az egyetlen koncentrált terheléses és a tehercsoportos esetekre is) a sínillesztés nélkül kapott maximális függőleges sínsüllyedéshez viszonyítva a százalékos arányokat. Ezek arra utalnak, hogy hányszorosa lesz/lenne a sín függőleges lehajlása, amennyiben különböző típusú és terhelési állapotú (terhelési ciklusszámtól függő) ragasztott-szigetelt hevederes sínillesztés kerül a vágányba, valamint az átgördült tengelyek hatására mennyivel nő a kezdeti deformáció. Ez utóbbit főként a PK hevederes esetre tudtuk pontosabban megadni.