Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ и выбор жестких крестовин 9
1.1. Современное состояние конструкций крестовин 9
1.2. Требования, предъявляемые к крестовинам 15
1.3. Анализ и выбор жестких конструкций крестовин 16
2. Определение сил динамического взаимодействия подвижного состава и крестовин 24
2.1. Расчетная схема определения динамических сил взаимодействия подвижного состава и железнодорожного пути 25
2.2. Определение расчетных параметров, влияющих на динамические силы в «J шодействия 29
2.3. Результаты Лечета динамических сил и выводы 36
2.4. Влияние раскладки брусьев на характер силового взаимодействия 42
3. Расчет цольнолитых крестовин по местным напряжениям с учётом упругих опор 52
3.1. Выбор метода расчета 52
3.2. Краткие сведения о расчете крестовины - как складчатой системы, лежащей на отдельных жестких опорах 53
3.3. Обоснование расчетной схемы 64
3.4. Особенности расчета складчатой оболочки, имеющей упругие опоры (случай нешарнирного опирання) 68
3.5. Расчет цельнолитой крестовины по контуру поперечных сечений на местные напряжения с учетом упругих опор. 77
3.6. Пример расчета цельнолитой крестовины типа Р65 марки І/ІІ по напряжениям по контуру поперечного сечения с учетом упругих опор 81
4. Экспериментальные исследования напряеений в облегченной крестовине 94
4.1. Задачи исследования 94
4.2. Методика испытаний и аппаратура 95
4.3. Исследование напряжений в крестовине, лежащей на жестких опорах 101
4.4. Исследование напряжений и деформаций в крестовине, лежащей на отдельных упругих опорах 108
4.5. Сравнение результатов теоретических расчетов и экспериментальных данных 110
5. Разработка цельнолитой облегченной крестовины типа р65 марки 1/9. 119
5.1. Выбор оптимальных геометрических параметров цельнолитой крестовины в плане 120
5.2. Выбор оптимальных очертаний поперечных сечений цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/9 облегченной конструкции 122
5.3. Продольный профиль цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/9 облегченной конструкции 129
Выводы 136
6. Технико-экономические соображения. выводы 137
Литература 145
Приложение 151
- Анализ и выбор жестких конструкций крестовин
- Определение расчетных параметров, влияющих на динамические силы в «J шодействия
- Краткие сведения о расчете крестовины - как складчатой системы, лежащей на отдельных жестких опорах
- Исследование напряжений в крестовине, лежащей на жестких опорах
Введение к работе
Актуальность темы. В основных направлениях экономического и социального развития СССР на I98I-IS85 годы и на период до 1990 года подчеркнута необходимость дальнейшего повышения пропускной и провозной способности железных дорог и прежде всего на грузонапряженных магистралях [Ї] '. Решение этой задачи связано с увеличением пропускной и перерабатывающей способности станций и узлов, которые в значительной мере зависят от их технической оснащенности, в том числе и от надежности конструкций стрелочных переводов.
Стрелочные переводы являются наиболее сложной, ответственной и дорогостоящей частью верхнего строения пути, от состояния которых в свою очередь зависит безопасность движения поездов и пропускная способность железных дорог.
Как известно, в стрелочном переводе крестовины представляют собой конструкции железнодорожного пути, имеющие отличительные конструктивные и геометрические особенности обуславливающие специфику взаимодействия их с подвижным составом.
Отличительными особенностями жестких крестовин по отношению к пути на перегоне является:
наличие разрыва рельсовой колеи в месте пересечения рельсовых нитей в одном уровне;
наличие вертикальной неровности в зоне перекатывания колес с сердечника на усовик и наоборот;
наличие углов удара в горизонтальной плоскости в усовики и в контррельсы;
переменная жесткость на изгиб ввиду изменения по длине
поперечного сечения.
Эти особенности вызывают дополнительные динамические воздействия на элементы крестовинного узла.
Переменная жесткость и неравноупругость основания эквивалентны изолированным динамическим неровностям пути, вызывающим дополнительные вертикальные силы взаимодействия колес и элементов крестовины [5] .
При двинении экипажей по крестовинному узлу с вертикальными и горизонтальными неровностями возникают непогашенные ускорения, ухудшающие условия комфортабельности езды пассажиров.
Ударно-динамические условия взаимодействия крестовины и подвижного состава при указанных особенностях создают условия более интенсивного накопления контактно-усталостных дефектов и других деформаций [б, 34] .
Таким образом, крестовинный узел является концентратором самых неблагоприятных условий взаимодействия пути и подвижного состава, как работающий в более тяжелых условиях, чем путь на перегоне. Вследствие этого жесткие крестовины не только обуславливают (ограничивают) скорости движения поездов, но и имеют значительно меньший срок службы, чем рельсы [35] .
В этом аспекте, имея в виду, что крестовина является массовой продукцией - в пути на сети железных дорог СССР их сотни тысяч - создание, совершенствование и продление срока службы их, особенно в связи значительным повышением скоростей, интенсивности движения и осевых нагрузок, представляет собой проблему огромной государственной важности.
Целью работы является исследование напряженно-деформированного состояния цельнолитой крестовины типа Р65 марки І/ІІ облегченной конструкции с разработкой параметров и формы поперечных
сечений облегченной цельнолитом крестовины типа Р65 марки 1/9.
Диссертация состоит из шести глав, которые излагаются в следующей последовательности.
В первой главе диссертации дан анализ конструкций жестких крестовин путем сравнения и выявления их основных достоинств и недостатков.
На основании анализа было установлено, что наиболее перспективными из жестких крестовин являются цельнолитые.
Б ЛИИЖТе д.т.н.,профессором С.В.Амелиным и к.т.н.,доцентом Д.И.Даниленко спроектирована конструкция облегченной цельнолитой крестовины типа Р65 марки І/ІІ. Эта конструкция имеет целый ряд существенных преимуществ перед типовой сборной, она имеет вес, равный весу сердечника сборной крестовины типа общей отливки с наиболее изнашиваемыми частями усовиков Р65 марки І/ІІ. Максимальные динамические силы, возникающие в конструкции облегченной цельнолитой крестовине, при воздействии подвижной нагрузки меньше, чем на крестовине сборной типовой примерно на 17-20 X, что способствует увеличению работоспособности цельнолитой крестовины и в конечном итоге повышает срок ее службы.
Назрела необходимость создания цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/9, которая отвечала бы современным и перспективным условиям эксплуатации.
Прежде чем создать такую конструкцию, необходимо оценить работоспособность существующей облегченной цельнолитой крестовины типа Р65 марки І/ІІ и выводы, полученные при оценке этой крестовины, учесть в конструировании цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/3.
Во второй главе при помощи аналогового моделирования на АВМ приводится сравнительная оценка сил взаимодействия цельно-
литых крестовин типа Р65 марки I/II и 1/9 облегченных конструкций и сборных типовых крестовин типа общей отливки с наиболее изнашиваемыми частями усовиков типа Р65 марки I/II и 1/9. В этой же главе на основании учета распределения динамических сил в контакте колеса и крестовины при движении подвижного состава в пределах неровности крестовинного узла произведен расчет оптимальной укладки брусьев под крестовиной типа Р65 марки I/II.
В третьей главе диссертации произведен теоретический расчет поперечных сечений крестовины с использованием теории упругости из условия, чтобы действующие напряжения не превышали допустимых значений. Для расчета применяется метод перемещений в приложении его к складчатым оболочкам, разработанный д.т.н.,профессором А.В.Александровым. Впервые предложил применить этот метод к расчету цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/6 в своей кандидатской диссертации Э.й.Даниленко [20] . В настоящей диссертации был продолжен расчет цельнолитой крестовины с учетом упругого основания для крестовины типа Р65 марок I/1I и 1/9 облегченных конструкций.
В четвертой главе излагаются результаты экспериментального исследования местных напряжений в цельнолитых облегченных крестовинах типа Р65 марки I/II на жестких и упругих опорах и их сравнительная оценка. Испытания проводились на Днепропетровском стрелочном заводе.
В пятой главе на основании выводов, полученных из теоретических и экспериментальных исследований по цельнолитой крестовине типа Р65 марки I/II облегченной конструкции, разработана и предлагается конструкция цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/9 облегченной конструкции. В этой же главе рассматриваются вопросы оптимального проектирования продольного и поперечного
профилей цельнолитом крестовины типа Р65 марки 1/9 облегченной конструкции.
Б шестой главе приводятся технико-экономические соображения и сравнения конструкции крестовин: цельнолитой типа Р65 марки 1/9 облегченной конструкции и сборном с литым сердечником типа общей отливки с наиболее изнашиваемыми частями усовиков типа Р65 марки 1/9.
Результаты работы докладывались и были одобрены на XXIX научно-технической конференции по вопросам путевого хозяйства Октябрьской железной дороги и ЛИМТа в I9S3 году и на заседаниях кафедры "Железнодорожный путь" ЛййЖТа в 1983-1984 годах.
Анализ и выбор жестких конструкций крестовин
Как известно, крестовины одиночных стрелочных переводов принципиально разделяются на две основные группы: а) жесткие; б) с подвижными элементами [?] . Настоящая диссертация посвящена исследованиям жестких крестовин, так как они имеют самое широкое распространение на железных дорогах мира. Разделение жестких крестовин по конструктивному оформлению представлено в схеме: Сборнорельсовые крестовины изготавливаются из рельсов нормального или специального профиля. Впервые они появились в прошлом веке. Преимущества и недостатки их представлены в табл.1.1. В связи с этими недостатками сборнорельсовые крестовины бесперспективны и в СССР давно не изготавливаются. Сборнорельсовые крестовины из рельсов специального профиля применяются со времен создания остряковых рельсов. В этих крестовинах несколько усилен сердечник за счет остряковых рельсов. Однако, в принципе, они обладают теми же недостатками, что и крестовины из рельсов нормального профиля. Такие крестовины применяются в ГДР и ФРГ. Сборные крестовины с литым сердечником Крестовины сборные с литым односторонним сердечником в России применялись в 90-х годах прошлого столетия. По сравнению со сборнорельсовой они устойчивее и прочнее, а также имеют меньше деталей. Крестовины сборные с литым двусторонним сердечником применялись на русских железных дорогах, в частности, на Московско-Петербургской железной дороге. Положительные качества и недостатки этих крестовин те же, что и крестовин с односторонним сердечни -ком. Однако предполагалось, что их срок службы при прочих равных условиях будет вдвое больше, так как вторую сторону сердечника можно будет использовать как новую. На практике же оказалось, что к моменту износа одной стороны сердечника многие элементы другой стороны (усовики и различные вкладыши), да и отдельные части самого сердечника изнашивались настолько, что вторую сторону использовать было нельзя.
Для этого требовалась дополнительная обработка частей крестовины. Поэтому крестовины с литым двусторонним сердечником у нас давно не изготавливаются . Крестовины сборные с литым односторонним сердечником общей отливки с изнашиваемой частью усовиков получили широкое распространение. Первые проекты таких крестовин (типов Р50 и Р43) были разработаны еще в годы Великой Отечественной войны. Крестовины сборные с литым сердечником общей отливки с изнашиваемой частью усовиков имеют следующие преимущества и недостатки : Цельнолитые крестовины появились в 60-70-е годы ХУШ века. Тогда их изготавляли из чугуна.. В наше время цельнолитые крестовины из высокомарганцевистои стали применяются в стрелочных переводах типа Р65 марки I/II, предназначенных для скоростного движения по прямому направлению до 160 км/ч. Имеются они и в переводах старых конструкций типов 1-А и Р38 марки I/II. Цельнолитые крестовины из высокомарганцевистой стали используются в СССР, США, Франции, Бельгии, Англии и Японии. Преимущества и недостатки цельнолитых крестовин следующие: Приведенный краткий обзор конструкций жестких крестовин позволяет сделать следующий предварительный вывод: На железных дорогах СССР объем стрелочных переводов с жесткой крестовиной составляет около 97-98 % всей стрелочной продукции. Непрерывный рост осевых нагрузок и скоростей движения и, связанное с ними увеличение динамического воздействия на путь, резко и неблагоприятно отразятся на работе стрелочных переводов, в первую очередь крестовин, вызывая интенсивный износ и накопление дефектов контактно-усталостного происхождения. Рельсы типов Р50 и Р65 в тяжелых эксплуатационных условиях обеспечивают пропуск грузов до их перекладки 350-500 млн.т брутто. Жесткие крестовины выходят из строя после пропуска 80-100 млн.т брутто, т.е. в 4-5 раз быстрее, чем рельсы [І2, 35] . В результате сравнения существующих конструкций жестких крестовин выявлено, что наиболее перспективными являются цельнолитые крестовины. Эти крестовины смогут воспринять возросшие осевые нагрузки и обеспечить наибольшую стабильность и надежность, больший срок службы, чем другие жесткие крестовины. В 1981- 1982 годах ЛИИЖТ запроектировал цельнолитую крестовину типа Р65 марки I/II массой отливки, равной массе литого сердечника сборной крестовины типа общей отливки сердечника с наиболее изнашиваемой частью усовиков Р65 марки I/II. Эта крестовина изготовлена на Днепропетровском стрелочном заводе и в настоящее время проходит эксплуатационные испытания на экспериментальном кольце ВНИИЖТа. Назрела необходимость создания цельнолитой крестовины типа Р65 марки 1/9, которая отвечала бы современным и перспективным условиям эксплуатации железных дорог СССР. В конструкции цельнолитой крестовины марки 1/9 необходимо учесть работу ее на повышенные осевые нагрузки и предусмотреть увеличение срока ее службы по сравнению с типовой крестовиной.
Определение расчетных параметров, влияющих на динамические силы в «J шодействия
Для принятой расчетной схемы были определены следующие характеристики, которые зависят от конструкций крестовин: т - приведенная масса крестовин; С в - жесткость крестовин. В принятых крестовинах масса металлических частей в основном распределяется между сердечником, лафетом с деталями скреплений и усовиком. Эти конструктивные элементы неравномерно распределены по длине крестовины и их доли различны во взаимодействии с подвижным составом. Так, в типовой крестовине погонная масса сердечника по длине изменяется от 1,80 до 1,69 кН/пог.м, увеличиваясь к хвосту. Погонная масса лафета распределяется равномерно по длине зоны перекатывания с усовика на сердечник. Так же равномерно в этой зоне распределяется масса усовиков. После подсчета суммарной массы крестовины и массы отдельных его участков было легко определить осредненную погонную массу на каждом участке [43] .
Средняя погонная масса в зоне перекатывания колеса с усовика на сердечник получена следующей: - для типовой крестовины с лафетом / ,= 3,887 кН/м; - то же, без лафета /7F/?oi - 2,827 кН/м; - для цельнолитой крестовины Л?/?ог = 2,006 кН/м. Жесткость крестовины зависит от изгибной жесткости попереч ного сечения и от жесткости подрельсового основания и принята по методике, предложенной д.т.н., профессором Яковлевым В.Ф. /f7]. F - модуль упругости стали, кНЛг; Joe - осредненный момент инерции поперечных сечений крестовины в зоне перекатывания в вертикальной плоскости, м ; /" - модуль упругости подрельсового основания, принят равным 35 МПа, по исследованиям к.т.н.,доцента Волошко Ю.Д. [18] . Жесткость в основании крестовин получена равной (рис.2.4): - для типовой крестовины с лафетом Lc, = 1,2« ICr кН/м; - то же, без лафета CQ - 0,9-Ю5 кН/м; - для цельнолитой облегченной С& = 0,7 105 кН/м.
Величины других параметров экипажей, отнесенные к одному колесу, были приняты с учетом рекомендаций, изложенных в работах ЛИМТа [9, 47] , и сведены в табл.2.1. Величины расчетных параметров экипажей были использованы при моделировании процесса перекатывания колеса по заданным неровностям на крестовине используя аналоговые вычислительные машины. На выходе были получены осциллограммы динамических добавок Л Ик вертикальных сил в контакте колеса и крестовины и. ускорений буксовых узлов грузового вагона У? . Результаты расчета дополнительных динамических сил от неровности на крестовине ( Дг - динамическая добавка вертикальной силы в контакте колеса и крестовины) и ускорений буксового узла J , выполненные для грузового четырехосного вагона с тележкой ЦНИИ-ХЗ-0, имеющего статическую нагрузку на ось Ист.ОС. = 210 кН/ось, приведены в табл.2.2. Пример решения задачи (копия осциллограммы) показан на рис.2.5. Анализ результатов расчета показал, что при уменьшении мас-сы и жесткости крестовин (массы с 0,92 до 0,29 кН»с /м, а жесткости с 1,2 10 до 0,7 Ю5 кН/м) величина силовой динамической добавки уменьшается в среднем при среднестатистической неровности на 15 /о, при максимально допустимой неровности на 18-20 X (см. табл. 2.2). Замена лафета на отдельные подкладки в сборной крестовине сникает динамическую силовую добавку в среднем на 7,5 /L По абсолютному значению максимальные силовые динамические добавки Д Н% при скорости и = 27,8 м/с по нашим расчетам составили, в кН:
Краткие сведения о расчете крестовины - как складчатой системы, лежащей на отдельных жестких опорах
Прежде чем подойти к решению крестовины как складчатой оболочки на упругих опорах, рассмотрим конструкцию, имеющую опирание шарнирного типа. Это значит, что складчатая система опирается по концам в продольном направлении на диафрагмы абсолютно жесткие в своей плоскости и гиокие ИЗ ЭТОЙ плоскости. Такое опирание обеспечивает свободные продольные перемещения торцов оболочки и устраняет их поперечные перемещения. По торцам рассматриваемой оболочки нормальные напряжения равны нулю, а возникают лишь касательные напряжения. Для решения задачи по определению напряжений по контуру поперечных сечений в линии пересечения срединных плоскостей плит (узловые линии) по всей длине вводятся системы непрерывно распределенных связей, устраняющих все линейные перемещения точек узловых линий и углы поворота узлов вокруг этих линий (рис.3.1). По направлению введенных связей задаются единичные перемещения в виде функций, охватывающих перемещения всех точек узловых линий, вместе с введенными фиктивными связями. В каждом узле имеются четыре неизвестные функции, выражающие перемещения по направлению введенных связей . Неизвестные функции поперечных перемещений и углов поворота Z/(3c)m функции продольных перемещений lj (ОС) раскладываются в тригонометрические ряды соответственно по синусам и косинусам: Здесь ОС - абсцисса точек узловой линии, отсчи тываемая от опоры вдоль пролета; 7-П / неизвестные амплитуды /Z-й гармоники соответствующего перемещения.
Иначе говоря, вводятся обобщенные (групповые) перемещения узлов конструкции в виде волн синусоиды или косинусоиды, при этом за неизвестные приняты амплитуды этих групповых перемещений: От смещения некоторой К - й системы связи по закону синуса или косинуса /2-й гармоники с амплитудой ; . = I в связях С и L возникают реакции, изменяющиеся по длине пролета по тем же законам: Здесь ZCJC и С//с - амплитуды реакции от смещения л/r при /с= I. От узловой нагрузки (если внешняя нагрузка приложена только к точкам узловых линий) в связях возникают реакции в общем случае являющимися функциями от "ОС . Грузовые реакции также раскладываются в ряды: Здесь /6/Л И / амплитуды гармоник грузовых реакций. Суммарные обобщенные (групповые) реакции во всех /7t системах связей конструкции от их смещения по гармоникам с неиз-вестными амплитудами jt от внешней нагрузки должны быть равными нулю. Это условие лежит в основе метода перемещений при решении складчатых оболочек. На основании его составляется система канонических уравнений для решения складчатых систем, которая в окончательном виде имеет вид: Система составляется и решается отдельно для каждой гармоники номера /2 . При этом количество гармоник, которые необходимо иметь в расчете зависит от требуемой точности расчета. Для решения системы № -го порядка (т.е. для отыскания неизвестных амплитуд перемещений) требуется вначале вычислить единичные реакции и грузовые коэффициенты, которые входят в систему уравнений как коэффициенты при неизвестных и свободные члены. Каждая реакция может быть представлена как сумма, одно из слагаемых которой соответствует брусу, находящемуся в рассматриваемом узле (если таковой имеется), а другие пластинам, примыкающим к этому узлу. Реакции, возникающие в фиктивных связях при удерживании бруса в изогнутом, закрученном или растянуто-сжатом состоянии определяются из рассмотрения дифференциальных зависимостей, приводимых в теории изгиба, кручения и растяжения-сжатия балок. Так, из зависимости между интенсивностью сплошной нагрузки и прогибом бруса Q-UJ EU после взятия четвертой производной от иУ получена формула амплитудного значения реакций в связях, удерживающих брус в изогнутом состоянии С 3J .
Исследование напряжений в крестовине, лежащей на жестких опорах
Для анализа полученных результатов используем работу конструкции под нагрузкой 362 кн. Это значение нагрузки получено на основании исследования динамических сил, возникающих в цель нолитых облегченных крестовинах во 2 главе. Анализируя полученные результаты, отметим, что наибольшие напряжения, возникающие по контуру поперечных сечений крестовин, соответствуют датчикам, наклеенным по периметру поперечных сечений паралельно продольной оси крестовины и определяющим местные продольные деформации на контуре эс . При этом наибольшие значения имеют место в наиболее удаленной части поперечного сечения крестовины в районе опорной стенки усовика (датчик 59), где они достигают величин 116,9 МПа. Меньшие напряжения отмечены в поперечном сечении под нагрузкой на пластинах под сердечником (датчик 5) 77,0 МПа. В задачу эксперимента входило выявление не только максимальных напряжений, возникающих в различных точках на контуре исследуемых сечений, но необходимо также было выявить напряжения в соседних сечениях, не находящихся в данный момент под нагрузкой. В 1/4 длины пролета от действия внешней силы в середине пролета продольные напряжения затухают и достигают величин в опорной горизонтальной пластине усовиков (датчик 21) 76,0 МПа, (датчик 17) 88,0 МПа. Под сердечником эти напряжения практически затухают в 2,0-2,2 раза (датчик 8) 32,0 МПа и (датчик 14) 38,2 МПа. Поперечные напряжения под сердечником получены в таком виде: под нагрузкой (датчик 6) 5,0 МПа, в соседних сечениях (датчик 10) 30,5 Мпа, (датчик 13) 4,5 МПа. На рис.4.7-4.8 показан характер изменения оос и СЗ вдоль участка крестовины. Анализируя полученные значения местных напряжений, возникающих на контурах поперечных сечений цельнолитой крестовины типа Р65 марки І/ІІ, лежащей на жестких опорах, можно сделать следующие основные выводы: 1. Напряжения, возникающие по периметру поперечных сечений и направленные перпендикулярно продольной оси значительно мень ше нормальных продольных напряжений.
Это вызвано наличием в же лобах цельнолитой крестовины овальных отверстий, которые выпол нены с целью снижения веса конструкций. Эти отверстия кроме того, что снижают вес конструкции крестовины, уменьшают поперечные нормальные напряжения и благоприятно влияют на работу конструкции в целом. 2. Абсолютно наибольшими напряжениями являются растягивающие напряжения в подошве крестовины под нагрузкой в сечении /s. , Здесь они составляют ох = 116,9 МПа. 3. Нормальные поперечные напряжения в диафрагмах по торцам исследуемого участка крестовины незначительны, а продольные практически обращаются в ноль. 4. Б целом в конструкции цельнолитой крестовины максимальные нормальные напряжения не превышают допускаемых и принятых по работе 24-]-165 МПа. Важным вопросом постановки эксперимента является вопрос подбора упругого основания. Согласно правил расчета пути на прочность [Ї5, 39] рельс рассматривается как балка, лежащая на сплошном упругом основании. Связь между погонной упругой реакцией основания Q и ее прогибом V определяется выражением: где tf - модуль упругости основания. фактически, крестовина опирается на отдельные упругие опоры, расстояние между которыми , а общая жесткость каждой опоры С , поэтому Жесткость С в любом случае представляет собой коэффициент пропорциональности между действующей на опору сосредоточенной силой Р и вызываемой осадкой опоры & в случае линейной связи между ними: п , , Поэтому вопрос подбора упругого основания решается путем обеспечения необходимой просадки 1У от заданной силы г . Для того, чтобы обеспечить в эксперименте оптимальный модуль упругости, полученный расчетом в третьей главе, необходимо задать жесткость опорам С равной 17 500 кН/м. Жесткость опор была смоделирована путем раскладки в основание под крестовину многослойной фанеры, которая обеспечивает пропорциональность между нагрузкой и осадкой опор. Были выполнены замеры осадок опор в интервале нагрузок от 40 до 80 кН, используя индикаторы часового типа марки КИ.
Замеры были выполнены с предварительным нагружением конструкции.для того, чтобы выбрать все пустоты под крестовиной, полученные в результате неплотного прилегания крестовины к упругим опорам. Результаты измерения дали основание считать, что экспериментальный модуль упругости сдое. = 50 МПа получился близким к теоретическому оптимальному 1лт= 35 МПа. В табл. 4.2 сведены материалы обработки результатов эксперимента определения продольных о и поперечных о напряжений по внутреннему контуру поперечных сечений для цельнолитой крестовины, лежащей на трех упругих опорах. Схема испытаний участка крестовины при опираний на три упругие опоры дана на рис. 4.5. Для анализа распределения местных напряжений рассмотрен "наиболее опасный" случай загружения - положение вертикальной нагрузки над сечением сердечника 25 10 3 м ( в середине пролета). Закон изменения местных напряжений на контуре поперечных сечений по длине крестовины достаточно сложен и зависит от продольного перемещения вертикальной нагрузки, от очертания поперечного сечения, от продольного профиля крестовины и т.д. На рис.4.9, 4,10 показан характер изменения &эс и GL . по длине крестовины при расположении нагрузки в середине пролета. Сплошной линией соединены точки соответствующие напряжениям по направлению идентичных поперечных и продольных датчиков, расположенных на одной продольной оси внутренней поверхности крестовины в различных ее сечениях.
