迪拜地铁线轻轨高架桥设计
摘 要:迪拜地铁线为全自动轨道交通,一期工程为长42 km的预制混凝土高架桥,该桥主梁采用预制节段后张预应力混凝土U形梁,梁宽约10 m、高2.04 m,最长孔跨度达44 m,采用架桥机拼装、整孔架设。大部分桥墩采用圆柱形钢筋混凝土独柱墩,特殊位置采用门式桥墩,墩顶均采用漏斗式结构,独柱墩基础采用直径2.2~2.4 m单根钻孔桩。大部分简支梁跨采用弹性橡胶支座,连续梁跨采用盆式支座。该桥的宽主梁、薄底板和异型腹板不但经济美观、方便施工,并且也能适应中东地区恶劣的自然环境。
关键词: 地铁线; 轻轨; 高架桥; U形梁; 独柱墩; 钻孔桩; 桥梁设计
1 工程概述
2005年7月迪拜公路和运输管理部门与迪拜快速干线集团签订了迪拜地铁工程红线和绿线的一期和二期工程的设计/建造合同。红线的第一部分于2009年9月完工,2010年修建绿线的第一部分。接下来的几年中陆续修建沿阿联酋公路的蓝线和紫色的机场线。建成后迪拜地铁线将是世界上最长的全自动无人驾驶轨道线。
投资15亿英镑、长52 km的红线连接拉什蒂亚村和杰布·阿里港,该工程包括长42 km、带有22个地上车站的高架桥,长5.5 km、带有4个地下车站的隧道,长2.5 km的地面段,2个站场。长24km、造价8亿英镑的绿线建于市中心,连接迪拜假日城和机场自由区,包括长16 km、带有12个地上车站的高架桥和长7 km、带有8个地下车站的隧道(其中2个地下车站与红线共用)。
42 km的轻轨高架桥混凝土U形主梁采用预制节段拼装法施工,这种方法施工速度快,且最大限度地减小了对环境的影响。宽约10 m的U形梁目前很少被采用,业主方工程师曾在圣地亚哥和新德里的轻轨项目中采用过类似的结构,在迪拜地铁项目的设计过程中对凹槽的形状进行了修改,并采用精确的计算分析技术实现了适应施工方案的详细设计,同时,通过优化设计满足轨道和桥梁之间复杂的相互作用要求。
2 主梁设计、施工及有限元分析
2.1 主梁设计
高架桥80%的主梁采用U形梁(见图1),标准跨径有28,32,36 m;直线段主梁宽10.15 m,曲线段主梁宽10.50 m;主梁高2.04 m,底板厚0.24~0.32 m(从边缘到中心)。上翼缘宽1.7 m,设有栏杆,可用作紧急通道。在桥跨末端的高剪力区,腹板厚度增加(外轮廓不变,见图2)。
U形梁由预制混凝土节段组成,桥墩处节段长2 m,桥墩之间标准节段长4 m。在每个主梁节段接缝处设置剪力键,以便在接缝处的环氧树脂固化之前传递剪力。在桥面板内设置纵向预应力束,预应力束采用12Ф15.2 mm的钢绞线,一端张拉。对于简支梁跨,所有预应力束均锚固在墩顶梁段内。
对于较长跨及轻轨站所在跨,采用现浇混凝土湿接缝和连续预应力束的方式将简支梁转为连续梁(见图3)。这样典型的梁段可以用于长达44 m梁跨,且在轻轨站处提供了一个刚性更大的结构,以减少主梁和周围车站平台间的挠度。
2.2 主梁施工
该桥梁段在桥址南端(杰布·阿里附近)的预制场预制,其中直线段梁段采用长线法预制,曲线段梁段采用短线法预制。箱梁采用上行式架桥机现场铰接拼装、整孔架设。节段梁由运梁车从存梁场运至架桥机下方,然后由架桥机吊起梁段至安装位置进行拼装。拼装完成后,在节段梁接合面上涂抹环氧树脂,张拉临时预应力进行临时锚固。按同样方法依次安装其余节段,最后张拉永久预应力束,整孔落梁至设计位置,完成一整孔梁的架设,纵移架桥机过孔,进入下一孔跨架梁(见图4)。
架桥机移动到下一孔后,采用千斤顶将临时垫块更换为永久支座(确保永久弹性支座上不会存在由架设方法引起的永久变形),然后严格按照施工工序进行预应力束灌浆、钢轨底座浇筑和铁路系统部件安装。
2.3 有限元计算分析
该桥主梁主要按照BS 5400规范进行设计,最初设计时发现采用宽主梁、薄底板和异型腹板会使结构产生复杂的三维特性。考虑到各种面外变形的影响,采用三维有限元模型(壳单元或实体单元)计算结构真实性能、活载动力冲击系数和挠曲影响。在混凝土开裂之前该模型可以给出结构真实特性,但在混凝土开裂、钢筋屈服之后或在应力集中处却很难给出真实结果。因此,规范中提供了横截面应力重分布的计算公式,对于极限剪应力,规范采用平均剪应力进行计算。
该桥主梁在薄壁腹板上设置外伸式窄上翼缘,上翼缘容易产生横向屈曲。因此首先采用弹性临界压曲分析该桥二阶效应的显著性。BS EN 1993-2规定,如果抗弹性压曲的荷载系数大于10,可以忽略桥梁的二阶效应。BS EN 1992-1-1规定,在计算中应模拟裂缝的影响。经计算,该桥主梁的荷载系数大于10,但这是根据无裂缝有限元模型计算出的(裂缝不容易被模拟),高估了荷载系数。为确定一个保守的荷载系数,假定腹板和翼缘支柱有弯曲刚度,允许混凝土开裂,根据BS EN 1992-1-1,保守假定腹板具有全截面开裂特性,而翼缘支柱上有允许裂缝存在的次弯矩区域。经计算,荷载系数大于10,因此可以忽略该桥二阶效应。
采用三维有限元模型进行动力特性分析,用动力冲击系数(IFD)量化荷载效应的增量。经计算,20~36 m简支梁跨的顺桥向设计IFD值为1.09~1.23,44 m长的2跨主梁的顺桥向设计IFD值为1.23。横向分析中,根据跨长及在桥跨上所处的位置IFD值为1.17~1.34。
由于所有的预应力束均在跨端锚固,大部分的预应力束布置在主梁底板中,且主梁节段接缝处不满足设置预应力束的空间和受力要求,如果采用预制节段法施工,第1个接缝处将会出现裂缝。因此对于该桥的主梁而言,梁边部的预应力束应尽可能布置得高点,以防止第1个接缝处出现拉力。对预应力混凝土主梁端部的三维有限元模型分析表明,第1个接缝处于受压状态,不会出现拉应力。
3 下部结构设计
3.1 桩基础设计
该桥大部分桥墩为圆柱形钢筋混凝土独柱墩(见图5),一些特殊位置的桥墩采用门式墩,墩顶均采用漏斗式。独柱墩基础采用直径2.2~2.4 m的单根钻孔桩,以加快施工进度,减少对环境的影响。直径1.75~2.0 m的桥墩设置直径2.2 m的钻孔桩,直径2.2 m的桥墩设置直径2.4 m的钻孔桩。桩顶钢筋伸进桥墩内,以加强桩基础与桥墩的连接。
桩身需具有足够大的刚度以抵御横向地震荷载、曲线桥的面外不平衡力、横向风荷载、活载偏心力及其它影响。根据每根桩顶部不同荷载工况下的轴力和弯矩的包络图来确定桩基的配筋。同时,根据每根桩周围的土壤力学性能,采用常规的岩土工程数值计算软件REPUTE对单桩的受力进行模拟计算,并采用具备网格细化功能的有限元计算软件PLAXIS分析土壤类型、土层深度、基础位置、桩长、地震荷载下的土壤液化趋势及荷载对桩基础受力的影响。
在单桩基础不满足要求的情况下,简支梁跨采用带承台的2根桩基础;2跨连续梁、3跨连续梁和急弯桥,桥墩很高故不适合用单桩基础的简支梁跨,采用带承台的4根桩基础。
桥墩和承台采用C32/40混凝土。而考虑混凝土浇筑过程中,混凝土立方体的强度会减小10MPa,故桩身也采用C32/40混凝土。下部结构均采用屈服强度为460 MPa的
级螺纹钢筋。墩顶5m以下采用防水涂料,以提高结构抵抗氯化物侵蚀的能力;同时,承台采用厚0.12 m的混凝土保护层,以提高抵抗硫酸盐腐蚀的能力。
3.2 墩帽设计
为了方便施工,采用预制外壳板作为墩帽混凝土浇筑用模板。外壳板在预制厂采用钢模预制。外壳板由薄壁混凝土节段组成,直接运送到桥位安放就位后即可进行混凝土现浇施工。
初步设计时仅按永久荷载工况进行墩帽设计,但是在施工荷载工况下,由于架桥机等的大偏心作用,墩帽处会出现剪切和扭转破坏,并且在施工时2跨主梁的自重通过临时支撑作用在墩帽的一侧,外壳板或现浇混凝土都不能抵抗最大剪力和扭矩作用,因此,必须通过外壳板和混凝土的连接钢筋发挥两者的共同作用。相邻跨施工完成后,墩帽两侧的荷载才达到平衡。
在进行施工图设计时,为避免对已制造完成的墩帽模板进行修改,设计没有完全遵照BS 5400第4部分的要求实施,即施工中的最大拉应力按照2级控制,而不是规定的1.0 MPa,更换支座时的拉应力按照3级控制。
3.3 支座设计
大部分简支梁跨采用弹性橡胶支座,连续梁跨采用盆式支座。标准支座的平面尺寸为600 mm×650 mm~750 mm×750 mm,高150~210 mm。
弹性橡胶支座根据BS 5400规范进行设计,主要考虑2个因素:一是支座必须具备足够的刚度,以满足UIC 776-3规范中的连续的钢轨挠度限制,并足以承载竖向及横向荷载;二是支座必须具备一定的柔性,减小由下部结构传递的地震力,因为较弱的刚度会降低结构的自振频率和横向加速度。
弹性橡胶支座安装在主梁和墩帽之间,以接触面间的摩擦作为横向约束。对于承受的横向力大于10%的竖向荷载的支座,在支座的接触面上设置网格纹,为接触面间提供最小为0.5的摩擦系数,以保证支座承受全部的横向荷载。因为仅依靠摩阻力抵抗横向地震荷载,在弹性橡胶支座的设计中也需要考虑竖向加速度的影响。设计时竖向加速度是从水平加速度反应谱推算出来的,其值为水平加速度值的2/3。
因为弹性橡胶支座是根据永久荷载工况设计的,由于架桥机的使用和采用的施工工序,其承受挠度、转动和平移(被锁定在弹性橡胶支座内)的能力较小。因此,在用架桥机架梁的初始施工阶段,大部分的主梁支承在临时支撑上,架桥机移走之后,梁段才放置在永久支座上,以减小临时荷载对墩帽的影响。
4 抗震设计及细节设计
迪拜处在一个非常稳定的区域,距离最近的地震断裂带———扎格罗斯断裂带120 km,该地震带不大可能会给迪拜造成地震影响。为使结构更加安全,根据AASHTO LRFD对位于地震带2上的重要桥梁及加速系数取0.12的要求进行抗震设计。
在地震荷载作用下,塑性铰区可能发生于桥墩底部和基桩顶部,其控制着传递到桥梁结构的力的大小。在地震力超过设计值时,塑性铰是非常有利的。但是,塑性铰区域的超大弯曲会引起比预期更大的力。在这种情况下,桥墩需要有足够大的抗剪能力,允许结构发生塑性破坏,而不是脆性剪切破坏。为了防止结构发生脆性剪切破坏,根据桥墩底部塑性铰区域的抗弯能力进行桥墩的抗剪设计。AASHTO推荐用1.3的强度系数。由于使用的材料分项系数提供了额外的强度,因此需要扣除额外的强度,以便确定设计值与实测值之间的差异。扣除材料分项系数后,强度系数的范围在1.15~1.5之间(BS 5400:Part 4)。按照迪拜轻轨高架桥的桥墩配筋率,强度系数大约为1.22。
梁-墩间的连接力根据抗震设计弹性力除以响应修正系数(R=1.0)后的较小值或者桥墩底部塑性铰区内抵抗超大力矩的剪力值确定。
根据BS 5400:Part 4进行轻轨高架桥的配筋设计。通过在潜在的塑性铰区配置足够的横向钢筋,保证桥墩具有足够的延性,防止纵向钢筋屈曲,为核芯混凝土提供约束。根据规范要求,使用加强筋位置处钢筋伸进承台里。如果在塑性铰区没有进行传统的钢筋搭接,横向钢筋可以采用螺旋钢筋或箍筋,并用足够的拉筋将箍筋固定在墩身上。但是后者会占用混凝土振捣器的位置,因此大部分位置使用螺旋钢筋。纵向钢筋在潜在塑性铰区以外搭接,以不降低塑性铰区的延性、超大剪力及弯矩。
5 轨道与桥梁的相互影响
该线采用无缝钢轨,无缝线路(CWR)的温度范围与设定温度(40±37)℃和假定的轨道最高及最低温度有关(分别是+75℃和+3℃),因此CWR的温度范围为-40~+38℃。轨道-桥梁相互作用温度范围由安装轨道时桥面温度变化控制。根据规定的设计温度范围,设桥面温度的最高和最低温度分别为+55℃和+5℃,再设安装钢轨时桥面温度为+20~+40℃,则焊接温度范围在-35~+35℃,满足国际铁路联盟技术标准UIC 774-3R的要求。
钢轨沿主梁连续地焊接起来,并采用常规的轨道固定装置固定,因此轨道与桥面的相互影响会引起相对位移,产生轨道应力和桥面内力。因为容许轨道固定装置产生滑动,轨道-桥梁相互影响行为是非线性的(见图6)。通过无缝钢轨和轨道连接件,主梁节段之间也相互影响,因此,结构整体行为很复杂。采用桥梁和轨道的平面模型分析整体行为,计算纵向荷载分布。轨道采用梁单元进行模拟,桥面和轨道之间为非线性弹性连接。采用一个至少由5跨组成的简单的弹性平面模型分析相邻桥跨长度的不平衡影响,将支座和桥墩上的各种力量化。这种方法也用于竖向荷载作用、地震荷载及牵引力和制动力的分析中。
除了对轨道-桥梁相互影响进行分析之外,根据UIC 774-3对竖向荷载作用下的制动力、加速度、梁段转动的要求进行绝对位移和相对位移计算。在轨道位置,相邻梁段的相对竖向挠度限制在3mm以内。
6 结 语
迪拜地铁线轻轨高架桥非常纤细,与迪拜现代化大都市的气息相融合。箱梁分节段预制及架桥机拼装架设的方法节省了建设工期,且最大限度地减小了对环境的影响。新型的结构给设计带来了很大的挑战,采用精确的计算分析技术实现了适应施工方案的详细设计,同时,通过优化设计满足轨道和桥梁之间复杂的相互作用要求。
参 考 文 献:
[1] D A Smith, N R Hewson, C R Hendy. Design of the Dubai Metro Light Rail Viaducts—Superstructure[J].Bridge Engineering, 2010, 162(BE2): 55-62.
[2] D A Smith, C R Hendy. Design of the Dubai Metro Light Rail Viaducts—Substructure [J]. Bridge Engineering, 2010, 162(BE2): 63-74.
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