- Valutazioni Ambientali - VAS

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Concessionaria per la progettazione, realizzazione e gestione del collegamento stabile tra la
Sicilia e il Continente Organismo di Diritto Pubblico
(Legge n° 1158 del 17 dicembre 1971, modificata dal D.Lgs. n°114 del 24 aprile 2003)
PONTE SULLO STRETTO DI MESSINA
PROGETTO DEFINITIVO
EUROLINK S.C.p.A.
IMPREGILO S.p.A. (MANDATARIA)
SOCIETÀ ITALIANA PER CONDOTTE D’ACQUA S.p.A. (MANDANTE)
COOPERATIVA MURATORI E CEMENTISTI - C.M.C. DI RAVENNA SOC. COOP. A.R.L. (MANDANTE)
SACYR S.A.U. (MANDANTE)
ISHIKAWAJIMA - HARIMA HEAVY INDUSTRIES CO. LTD (MANDANTE)
A.C.I. S.C.P.A. - CONSORZIO STABILE (MANDANTE)
IL PROGETTISTA
Ing E.M.Veje
IL CONTRAENTE GENERALE
Project Manager
(Ing. P.P. Marcheselli)
Dott. Ing. E. Pagani
Ordine Ingegneri Milano
n° 15408
Unità Funzionale
Tipo di sistema
Raggruppamento di opere/attività
Opera - tratto d’opera - parte d’opera
CODICE
STRETTO DI MESSINA
Direttore Generale e
RUP Validazione
(Ing. G. Fiammenghi)
Amministratore Delegato
(Dott. P. Ciucci)
OPERA DI ATTRAVERSAMENTO
PS0251_F0
SISTEMI SECONDARI
PIATTAFORMA
Ferroviaria
Titolo del documento
Relazione tecnica specialistica
C G 1 0 0 0
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STRETTO DI MESSINA
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DATA
DESCRIZIONE
REDATTO
VERIFICATO
APPROVATO
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20-06-2011
EMISSIONE FINALE
JNF/SOLA
SOLA
JNF/SOLA
NOME DEL FILE: PS0251_F0_ITA.doc
Ponte sullo Stretto di Messina
PROGETTO DEFINITIVO
Codice documento
Rev
Data
PS0251_F0_ITA.doc
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20-06-2011
INDICE
INDICE.............................................................................................................................................. 3 1 Relazione di sintesi.................................................................................................................... 5 2 Introduzione ............................................................................................................................. 11 2.1 Scopo....................................................................................................................................... 11 2.2 Riferimenti................................................................................................................................ 11 3 2.2.1 Specifiche di progetto................................................................................................ 11 2.2.2 Codici per la progettazione....................................................................................... 12 2.2.3 Specifiche dei materiali ............................................................................................. 12 2.2.4 Documenti di riferimenti............................................................................................. 12 2.2.5 Disegni ...................................................................................................................... 13 Parametri fondamentali del sottosistema infrastrutturale......................................................... 13 3.1 Specifiche tecniche di interoperabilità (STI) del sistema ferroviario europeo Alta Velocità (V) 13 3.1.1 Requisiti per i parametri fondamentali ....................................................................... 14 3.2 Specifiche tecniche e funzionali del sottosistema infrastrutturale............................................ 15 3.2.1 Categorie di linea ferroviaria ..................................................................................... 15 3.2.2 Parametri prestazionali.............................................................................................. 15 3.2.3 La rete europea TEN in Italia .................................................................................... 18 4 Disposizione dei binari............................................................................................................. 19 5 Sistema di fissaggio della rotaia sul ponte............................................................................... 19 5.1 Descrizione .............................................................................................................................. 19 5.2 Caratteristiche del Edilon ERS ................................................................................................ 20 5.2.1 Rigidità verticale ....................................................................................................... 20 5.2.2 Resistenza contro il sollevamento ............................................................................. 20 5.2.3 Rigidità e stabilità laterali........................................................................................... 20 5.2.4 Rigidità longitudinali e spostamenti massimi delle rotaie .......................................... 21 5.2.5 Isolamento elettrico ................................................................................................... 21 5.3 Canali di acciaio sul cassone ferroviario.................................................................................. 21 5.3.1 Carichi sui canali ....................................................................................................... 22 5.3.2 Verifica delle sollecitazioni nei canali ........................................................................ 25 5.3.3 Stabilità dei canali di acciaio alle sollecitazioni globali nell’impalcato del ponte ....... 29 5.3.4 Valutazione della fatica dei canali di acciaio ............................................................. 30 Eurolink S.C.p.A.
PROGETTO DEFINITIVO
5.3.5 Codice documento
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Protezione anticorrosione.......................................................................................... 31 5.4 Protezione antideragliamento e protezione antiribaltamento................................................... 32 5.5 Evacuazione delle acque meteoriche dall'impalcato ferroviario .............................................. 34 5.6 Messa in opera del Edilon ERS ............................................................................................... 34 5.7 Manutenzione e sostituzione ................................................................................................... 37 6 Collaudi.................................................................................................................................... 38 7 Interazione ponte/binario ......................................................................................................... 38 7.1 Effetti della temperatura differenziale ...................................................................................... 39 7.2 Verifica della stabilità della rotaia ............................................................................................ 41 7.3 Effetto della frenata ed accelerazione dei treni........................................................................ 44 7.4 Effetti della flessione globale e locale sull’impalcato del ponte ............................................... 45 7.5 Combinazione di effetti ............................................................................................................ 48 8 Giunti di dilatazione ferroviari .................................................................................................. 49 9 Altre installazioni ferroviarie..................................................................................................... 50 9.1 Sistema di catenaria ................................................................................................................ 50 9.2 Gestione del traffico, compreso il segnalamento..................................................................... 50 10 Analisi del rumore da rotaia ..................................................................................................... 51 11 Appendici ................................................................................................................................. 52 11.1 Appendice 1: Lista delle norme ............................................................................................... 53 11.2 Appendice 2: Sistema di rotaia a incasso Edilon Corkelast
Linee-guida per la progettazione
del ponte ......................................................................................................................................... 60 11.3 Appendice 3: Sistema di rotaia a incasso Edilon Corkelast
11.4 Appendice 4: Collaudi del sistemi di rotaie a incasso
11.5 Appendice 5: Analisi del rumore da rotaia
Manutenzione e rinnovamento 61 Doc. no. A9055-MEM-6-003 ............. 62 Doc. no. A9055-NOT-6-002 ....................... 63 11.6 Appendix 6: Risultati delle prove, Relazione Intermedia
Doc. no. A9055-MEM-6-007......... 64 Ponte sullo Stretto di Messina
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Relazione di sintesi
La presente relazione descrive il sistema per la sovrastruttura del binario proposto per la ferrovia
sul Ponte sullo Stretto di Messina.
La linea ferroviaria che attraversa il Ponte sullo Stretto di Messina forma il collegamento fra la
futura linea ad alta velocità Salerno-Reggio Calabria e le linee siciliane Messina-Palermo e
Messina-Catania nell'ambito della rete convenzionale. Nel documento contrattuale GCG.F.03.03,
articolo 3.2, viene precisato che la linea ferroviaria deve essere conforme ai requisiti di categoria II
delle Specifiche Tecniche di Interoperabilità per l'Alta Velocità (AV STI INF - valido per linee
specialmente adattate per l'alta velocità) nell'ordine dei 200 km/h.
I parametri di base per l'infrastruttura ferroviaria sono descritti nelle STI. Tutti i requisiti sono
specificati per linee costruite con scartamento del binario standard europeo di 1435 mm.
Le specifiche per la sopraelevazione, l'indice di variazione della sopraelevazione, l'insufficienza di
sopraelevazione, l'indice di variazione dell'insufficienza di sopraelevazione e la torsione del binario
sono valide per linee aventi tale scartamento nominale del binario e sono citate nel documento
CG.10.00-P-1S-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-02 - Specifiche Prestazionali - Sistema Ferroviario.
Per il Ponte sullo Stretto di Messina i parametri di prestazione sono specificati nei Fondamenti
Progettuali come riportato in seguito:
•
carico - asse:
max. 250kN
•
velocità di linea: 120km/h
•
lunghezza del treno:
750m
Disposizione dei binari
I binari sul ponte sospeso sono realizzati con rotaie continue saldate (CWR) per l'intera lunghezza
del ponte. Alla transizione con le Strutture Terminali alle estremità del ponte giunti di dilatazione
della rotaia sono inseriti nei binari per consentire il movimento fra i binari sull'impalcato sospeso e
sulle Strutture Terminali in corrispondenza di carichi allo SLU. Fra le Strutture Terminali e i viadotti
adiacenti sono inseriti simili dispositivi di dilatazione della rotaia.
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Le linee di rotaia sui viadotti adiacenti sono specificate dal Progettista dei Lavori di terra (SINA) ed
è stata passata l'informazione che i binari qui saranno con ballast e posati su traversine in
cemento. Per i binari sulle Strutture Terminali un sistema di binario senza ballast a soletta è stato
specificato per l'aggancio diretto delle rotaie alla soletta in cemento per mezzo di elementi di
fissaggio per rotaie tipo Vossloh o simile.
Sistema di fissaggio della rotaia sul ponte
Un sistema di fissaggio a incasso della rotaia è stato richiesto nelle Specifiche per il Ponte sullo
Stretto di Messina (rif. F.04.01 par.
4.3.1) ed era mostrato nella documentazione di gara
pubblicata da SdM in Ottobre 2004. Diversi fornitori sono disponibili per sistemi di rotaia a incasso,
tuttavia per il Progetto Definitivo il sistema Edilon Corkelast Embedded Rail System è stato incluso
e verrà descritto nel presente documento.
Edilon Corkelast ERS è un sistema di binario a incasso con soletta (sistema di binario senza
ballast) che può essere applicato su impalcati di ponti e in sezioni di binari incassati su terrapieni,
su passaggi a livello e tunnel. L'ERS offre basse altezze di costruzione, bassi pesi propri e basse
radiazione dei rumori e delle vibrazioni. Il basso peso proprio è di particolare importanza per ponti
a lunga campata.
Su nuovi ponti in acciaio l'applicazione più comune per Edilon ERS è l'utilizzo di canali in acciaio
montati sui cassoni principali o saldati direttamente sulla piattabanda superiore di impalcato.
Questo consiste di un canale rettangolare in acciaio in cui è allineata la rotaia e lo spazio libero
attorno alla rotaia è riempito con una miscela di gomma e sughero che provvedere al supporto
laterale e verticale della rotaia mediante legame fra la rotaia e la gomma e fra la gomma ed il
canale di acciaio. La miscela di gomma e sughero è gettata in situ.
Altri fornitori sono disponibili per sistemi di binari incassati. Sia il sistema CDM che il sistema
Bolidt possono essere paragonati al sistema Edilon. Il sistema di binari integrati è stato sviluppato
per tram e sistemi su rotaia leggeri. L'elenco di referenze del produttore contiene solo tre
riferimenti con carichi di asse sopra 20 ton. La più lunga installazione è per un tunnel in Francia,
dove il sistema è stato utilizzato con "trincee" sul fondo del tunnel.
Verifica dei canali in acciaio
Edilon ERS è installato in canali di acciaio integrati nell'impalcato d'acciaio del cassone ferroviario.
I canali sono realizzati da piatti di acciaio laminato saldati all'impalcato di acciaio tramite saldature
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a cordone d'angolo continue su entrambi i lati. Controrotaie sono state integrate nei canali interni.
I canali interni sono interconnessi attraverso traversi saldati ad intervalli regolari così da assicurare
che il potenziale carico di deragliamento sia distribuito su entrambi i canali. I carichi sul sistema di
fissaggio dei binari sono definiti in AV STI INF, sezione 4.2 con riferimento all'Eurocodice EN
1991-2: Carichi di traffico su ponti e nel documento CG.10.00-P-RG-D-P-GE-00-00-00-00-00-02 Fondamenti Progettuali, Strutturali. Questi carichi, compresi i carichi ruota, carichi di frenata e di
accelerazione, forze di serpeggiamento e deragliamento dovranno essere trasmessi dalla rotaia,
attraverso il sistema di fissaggio della rotaia e i canali in acciaio all'impalcato ferroviario.
Modelli ad elementi finiti 3D sono stati preparati per la verifica dei canali in acciaio e sollecitazioni
ammissibili sono state trovate per entrambi i canali interni ed esterni, le controrotaie integrate e i
traversi. E’ stata verificata e rilevata come accettabile la stabilità all’inflessione dei canali di acciaio.
Inoltre è stata valutata e trovata adeguata la resistenza a fatica causata dal ripetersi dei carichi sul
canale di acciaio esterno.
Protezione contro il deragliamento e il ribaltamento
Protezione dal deragliamento è fornita attraverso controrotaie integrate nei canali di acciaio del
sistema Edilon ERS. La protezione contro il deragliamento comprende sezioni rettangolari cave
saldate ai canali interni ed interconnesse a intervalli regolari.
Lungo i binari ferroviari sono installati percorsi pedonali. Una protezione di sicurezza è installata
come parte integrata nei percorsi pedonali per la protezione contro il ribaltamento di materiale
rotabile sotto forma di sezioni rettangolari cave. Dal momento che i percorsi pedonali, e quindi le
barriere di sicurezza, sono supportati ad intervalli regolari lungo il ponte (a distanza di 1875 mm) i
carichi dovuti al potenziale ribaltamento di un veicolo ferroviario saranno distribuiti su più montanti.
La barriera di sicurezza è stata progettata per reggere un carico di 150 kN agente 0.76 m al di
sopra del piano della rotaia e posizionato in qualunque punto lungo il percorso pedonale. Per il
progetto dettagliato del percorso pedonale e della barriera di sicurezza si rimanda al documento
CG10.00-P-CL-D-P-SS-R4-00-00-00-00-01 - Relazione di Calcolo - Strutture Secondarie .
Evacuazione delle acque meteoriche dall'impalcato ferroviario
Al fine di essere in grado di evacuare le acque meteoriche dall'impalcato ferroviario, aperture sono
previste nei canali in acciaio ad intervalli di 30 m per consentire all'acqua di confluire verso i
pozzetti di scolo inseriti lungo il lato dell'impalcato. L'apertura minima sarà di 250 mm. In questi
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punti le rotaie saranno prive di supporto per una distanza di 300-350 mm, che è una lunghezza
simile alla distanza priva di supporti nei binari con traversine
L'apertura fornirà inoltre spazio sufficiente per facilitare la saldatura della rotaia durante
l'installazione e durante lavori di manutenzione futuri.
Installazione di sistemi di rotaie a incasso
L'installazione dei canali in acciaio inclusi i profili delle controrotaie e i traversi è eseguita in
officina, dove sono realizzate le sezioni in acciaio del ponte. Sufficiente attenzione dovrà essere
prestata al posizionamento dei canali così da assicurare tolleranze di installazione adeguate per i
binari dopo l'erezione e la saldatura dei cassoni del ponte.
Il metodo di installazione comprende processi di integrazione parzialmente industrializzati che
richiedono la preparazione delle superfici di connessione, il posizionamento accurato delle rotaie e
condizioni di getto del materiale Corkelast adeguate.
Si propone che l'installazione e l'aggiustamento delle rotaie siano eseguiti con un metodo topdown per mezzo di portali di installazione dei binari, che supporteranno le rotaie nella posizione
corretta attaccando la testa della rotaia. Le strisce resilienti sono attaccate al lato inferiore della
rotaia. Quando le rotaie sono nella posizione corretta il prodotto Edilon Corkelast è gettato e si
verificherà l'indurimento. Il tempo di presa è di circa 2 ore.
La rapidità di installazione varia naturalmente con i metodi applicati Per il Ponte sullo Stretto di
Messina si prevedranno procedure meccanizzate per il posizionamento delle rotaie ed il getto del
materiale Corkelast ed è previsto l'ottenimento di un ritmo di circa 150 m di binario per giorno.
Manutenzione e sostituzione
La manutenzione e sostituzione dell'Edilon ERS consistono di diverse attività. In alcune di queste
operazioni, la rimozione ed il rinnovamento del ERS potrebbero essere richiesti. Nel caso del
rinnovamento il vecchio Edilon Corkelast ERS dovrà essere rimosso e rimpiazzato con nuovo
materiale all'interno dei canali in acciaio esistenti. Tutti i metodi di manutenzione e rinnovamento
ristabiliscono le prestazioni e la durabilità di Edilon ERS.
I lavori di manutenzione possono essere eseguiti o come manutenzione preventiva o come
manutenzione correttiva.
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Interazione ponte/binario
L'interazione fra ponte e binari, cioè la conseguenza del comportamento dell'uno sull'altro, si
verifica in quanto i binari ed il ponte sono connessi attraverso il sistema di fissaggio della rotaia.
L'interazione prende la forma di azioni indotte nelle rotaie e nell'impalcato così come spostamenti
nei diversi elementi dei binari e del ponte.
L'interazione deve essere presa in considerazione come uno stato limite di servizio (SLS) per il
ponte mentre come condizione di carico allo stato limite ultimo (SLU) per la rotaia. Le forze e gli
spostamenti saranno calcolati utilizzando i coefficienti di sicurezza parziali per i carichi interessati.
La verifica dell'interazione ponte/binari è effettuata in conformità con le specifiche contenute in UIC
Codice 774-3 includendo effetti dovuti alla differenza di temperatura fra rotaia ed impalcato, effetti
di frenate ed accelerazioni dei treni ed effetti derivanti da flessione locale e globale dell'impalcato.
Si è verificato che gli spostamenti relativi della rotaia dovuti a differenze di temperatura e
accelerazione/frenata dei treni sono all'interno dei limiti ammissibili. Inoltre si è verificato che
anche le sollecitazioni aggiuntive indotte nella rotaia a causa della flessione dell'impalcato del
ponte sono ammissibili ed in conformità con i requisiti di UIC Codice 774-3.
E’ stata valutata la stabilità della rotaia a incasso per resistere alle sollecitazioni longitudinali
causate da differenze di temperatura uniforme fra la rotaia e l’impalcato. E’ stato definite un
modello FEMper modellizzare una parte della rotaia a incasso, comprese le deflessioni iniziali della
rotaia. Il supporto elastico della rotaia in direzione laterale e verticale è modellizzato con molle di
supporto di rigidità corrispondente ai valori ottenuti mediante test. La stabilità è stata rilevata
adeguata.
Giunti di dilatazione ferroviari
I binari sul ponte sospeso consistono in rotaie saldate in continuo (CWR) per tutta la lunghezza del
ponte. Al fine di consentire spostamenti relativi in direzione longitudinale fra il ponte sospeso e le
Strutture Terminali, giunti di dilatazione delle rotaie sono previsti nei binari. Fra le Strutture
Terminali ed i viadotti adiacenti sono previsti simili dispositivi di dilatazione delle rotaie.
I dispositivi di dilatazione sono stati progettati per gli spostamenti calcolati per le combinazioni di
carico SLU.
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I dispositivi di dilatazione comprendono scambi di aggiustamento della rotaia per consentire gli
spostamenti longitudinali relativi senza aumentare lo scartamento del binario. Nello spazio fra
strutture adiacenti le rotaie sono sostenute su alcuni supporti scorrevoli interconnessi al fine di
ottenere una distanza uniforme fra gli stessi.
I giunti di dilatazione della ferrovia sono trattati come parte dei sistemi di Articolazione ed ausiliari e
si fa riferimento al documento CG.10.00-P-RX-D-P-SS-A0-00-00-00-00-01 - Articolazioni,
Relazione Tecnica Specialistica per ulteriori informazioni.
Analisi del rumore da rotaia
Un'analisi del rumore dalla ferrovia è stata eseguita. Le vibrazioni nei binari saranno trasmesse
alle strutture in acciaio al passaggio di un treno e i cassoni in acciaio emetteranno vibrazioni
sottoforma di rumore trasportato dall'aria.
Questo rumore prodotto dalla struttura si aggiunge al tipico rumore trasportato dall'aria derivante
dalle ruote del treno, dai motori e dai sistemi di frenata. L'analisi si concentra nella stima della
quantità di rumore aggiuntivo trasmesso dalla struttura del ponte paragonato al rumore atteso del
treno.
Si è verificato che il livello di rumore derivante dal traffico sul ponte sarà governato dal rumore
generato e trasmesso dalla struttura, che si stima essere circa 5dB al di sopra del rumore
trasmesso per via aerea.
Per posizioni ad altezze inferiori la differenza potrebbe essere più alta, a causa dei bordi del ponte
che potrebbero schermare i rumori del treno trasmessi per via aerea in un grado maggiore. In
posizioni vicine e al di sotto del ponte si stima che il rumore sia completamente dominato dal
rumore trasmesso dalla struttura.
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PROGETTO DEFINITIVO
2
Introduzione
2.1
Scopo
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La presente relazione descrive il sistema di binario sulla sovrastruttura proposto per la ferrovia.
Questa relazione tecnica di progetto specialistica tratta in primo luogo del sistema di fissaggio dei
binari ferroviari.
La presente relazione è organizzata nei capitolo seguenti:
•
Il Capitolo 2 comprende questa introduzione, presenta una lista di materiali di riferimento,
comprende le specifiche di progetto, i codici per la progettazione, le specifiche dei materiali, i
disegni di riferimento e le relazioni complementari.
•
Il Capitolo 3 presenta le descrizioni dei parametri fondamentali del sottosistema
infrastrutturale, corrispondenti ai requisiti essenziali.
•
Il Capitolo 4 descrive il sistema di fissaggio proposto nella progettazione.
•
Il Capitolo 6 descrive le operazioni di collaudo proposte, richieste per ottenere l’approvazione
del sistema di fissaggio delle rotaie.
•
Il Capitolo 7 descrive i problemi relativi all’interazione binario/ponte.
•
Il Capitolo 8 descrive altre installazioni ferroviarie.
2.2
Riferimenti
2.2.1
Specifiche di progetto
GCG.F.04.01 “Ingegneria – Progetto definitivo e dettagliato: Fondamenti Progettuali e livelli di
prestazioni previste”, Stretto di Messina, 27 ottobre 2004.
CG.10.00-P-RG-D-P-GE-00-00-00-00-00-02
–
Manuale
applicativo
riferito
ai
fondamenti
progettuali
Unione Europea, Direttiva 96/48/CE – Interoperabilità del sistema ferroviario transeuropeo ad alta
velocità, Specifica tecnica per l’interoperabilità, 2008.
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Raccomandazione UIC per la progettazione ed il calcolo di binario senza ballast, UIC 2008
2.2.2
Codici per la progettazione
EN 13481 parte 1 e 5:
Applicazioni ferroviarie – Binario – Requisiti prestazionali per i
sistemi di fissaggio rotaia
EN 13146 parte 1 - 8:
Applicazioni ferroviarie – Binario – Metodi di prova per i sistemi di
fissaggio rotaia
EN 13232 parte 1 - 9:
Applicazioni ferroviarie – Binario – Scambi e incroci (apparecchi di
dilatazione)
ENV 13803 parte 1:
Applicazioni ferroviarie – Parametri di progettazione dei tracciati dei
binari – Scartamenti del binario 1435 e maggiore – Parte 1: Linea
semplice
EN 13848 parte 1 - 5:
2.2.3
Applicazioni ferroviarie – Qualità della geometria del binario
Specifiche dei materiali
EN 13232 parte 1 - 9:
Applicazioni ferroviarie – Binario – Scambi e incroci (apparecchi di
dilatazione)
EN 13674 part 1 :
Applicazioni ferroviarie – Binario – Rotaia – Parte 1: Rotaie Vignole
di massa maggiore o uguale a 46 kg/m
EN 10025 - 4
Prodotti laminati a caldo di acciai per impieghi strutturali - Parte 4:
Condizioni tecniche di fornitura di acciai per impieghi strutturali
saldabili a grano fine ottenuti mediante laminazione termomeccanica
2.2.4
Documenti di riferimenti
CG.10.00-P-1S-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-02
Specifiche Prestazionali - Sistema Ferroviario
A9055-MEM-6-003
Requisiti di prova per sistemi di rotaie a incasso
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A9055-NOT-6-002
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Analisi del rumore da rotaia trasmesso da elementi
del ponte
2.2.5
Disegni
CG.10.00-P-BX-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-01
Sistema ferroviario, Layout generale
CG.10.00-P-BX-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-02
Sistema ferroviario, Particolari (1)
CG.10.00-P-BX-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-03
Sistema ferroviario, Particolari (2)
3
Parametri fondamentali del sottosistema infrastrutturale
Messina-Catania nell'ambito della rete convenzionale.
Nel documento contrattuale GCG.E.01.11, articolo 4.2, viene precisato che l’infrastruttura
ferroviaria sarà progettata e costruita in conformità alle Specifiche Tecniche di Interoperabilità
(STI) del sistema ferroviario europeo dell’Alta Velocità (AV STI).
Inoltre, nel documento
GCG.F.03.03, articolo 3.2, si richiede che la linea debba risultare conforme ai requisiti della
categoria II delle STI per l’alta velocità (linee particolarmente adatte per l’alta velocità) dell’ordine
V=200km/h.
3.1
Specifiche tecniche di interoperabilità (STI) del sistema ferroviario
europeo Alta Velocità (V)
Il sistema ferroviario transeuropeo ad alta velocità a cui si applica la Direttiva 2008/57/CE e del
quale costituiscono parte l'infrastruttura ed i sottosistemi di manutenzione, è un sistema integrato
di cui deve essere verificata la congruenza, con l'obiettivo di garantire l’interoperabilità del sistema
rispetto ai requisiti essenziali.
L’articolo 5 (4) della Direttiva recita “ le STI non costituiranno un impedimento alle decisioni degli
Stati Membri circa l’utilizzo di infrastrutture per il movimento di veicoli non coperte dalle STI".
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Pertanto nella progettazione di una linea ad alta velocità nuova o adattata occorrerà tenere conto
degli altri treni che possono essere autorizzati sulla linea stessa.
I valori di limitazione esposti nella presente STI non sono intesi come valori imposti in qualità di
valori di progetto consueti. Tuttavia i valori di progetto devono essere entro i limiti indicati nella STI.
Le specifiche tecniche e funzionali del sottosistema e delle sue interfacce descritti ai capitoli 4.2 e
4.3. nella STI non impongono l’adozione di tecnologie specifiche o soluzioni tecniche specifiche,
salvo laddove questo risulti strettamente necessario per l’interoperabilità delle rete ferroviaria
transeuropea ad alta velocità. Ma le soluzioni innovative per l’interoperabilità potrebbero richiedere
nuove specifiche e/o nuovi metodi di valutazione. Al fine di consentire l’innovazione tecnologica,
questa specifiche e metodi di valutazione dovranno essere sviluppati con il processo descritto al
capitolo 6.2.2.
3.1.1
Requisiti per i parametri fondamentali
I requisiti di base sono descritti nei paragrafi della STI.
Tutti i requisiti sono specificati per linee costruite con scartamento del binario standard europeo di
1.435 mm.
Le specifiche per la sopraelevazione, l'indice di variazione della sopraelevazione, l'insufficienza di
sopraelevazione, l'indice di variazione dell'insufficienza di sopraelevazione e la torsione del binario
sono applicabili alle linee che hanno questo scartamento nominale del binario.
Sono descritti i requisiti per il sottosistema alle normali condizioni di servizio. Le eventuali
conseguenze dell’esecuzione dei lavori che possano richiedere esenzioni temporanee per quanto
riguarda le prestazioni del sottosistema sono trattate al capitolo 4.4 della STI.
Le prestazioni dei treni ad alta velocità possono anche essere potenziate mediante l’adozione di
sistemi specifici, come i dispositivi di cassa oscillante. Possono essere stabilite condizioni
particolari per la circolazione dei treni così equipaggiati, purché esse non comportino restrizioni
alla circolazione dei treni ad alta velocità privi di simili dispositivi.
Per la valutazione dei parametri fondamentali esposti nella STI AV Capitolo 4, si rimanda al
documento CG.10.00-P-1S-D-P-SS-P2-FE-00-00-00-02
- Specifiche prestazionali – Sistema
ferroviario.
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3.2
Specifiche tecniche e funzionali del sottosistema infrastrutturale
3.2.1
Categorie di linea ferroviaria
I requisiti a cui dovrà soddisfare il sottosistema infrastrutturale sono specificati per ciascuna della
Categorie di Linea pertinenti del sistema ferroviario transeuropeo ad alta velocità.
•
Categoria I: linee appositamente costruite per l’alta velocità, attrezzate per velocità
generalmente pari o superiori a 250 km/h.
•
Categoria II: linee appositamente adattate per l’alta velocità, attrezzate per velocità dell’ordine
di 200 km/h.
•
Categoria III: linee appositamente adattate o linee appositamente costruite per l’alta velocità,
che hanno caratteristiche specifiche legate a vincoli topografici, ai rilievi, ai vincoli ambientali o
urbanistici, sulle quali la velocità deve essere adattata caso per caso.
Tutte le categorie di linee devono consentire la circolazione di treni lunghi 400 m e di peso
massimo pari a 1000 t.
Per il Ponte sullo Stretto di Messina, la linea sarà conforme alla categoria II.
La Categoria di linea per ogni sezione di binario sarà pubblicata nel Registro dell’Infrastruttura.
3.2.2
Parametri prestazionali
I livelli prestazionali delle categorie di linee definiti al capitolo 3.2.1 sono caratterizzati dai seguenti
parametri prestazionali:
•
Sagoma cinematica (profilo limite)
•
Carico assiale
•
Velocità di linea
•
Lunghezza del treno ammessa
Le linee nuove e adattate del sistema ferroviario transeuropeo ad alta velocità saranno progettate
per possedere almeno i livelli prestazionali indicati al capitolo 4.2 della STI.
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E’ ammesso progettare linee nuove o adattate in modo da poter ammettere sagome maggiori,
carichi assiali maggiori, maggiori velocità e treni più lunghi di quanto specificato.
Le STI non costituiranno un elemento ostativo alle decisioni degli Stati Membri in materia di utilizzo
di infrastrutture per la circolazione di veicoli non coperte delle STI.
Per il Ponte sullo Stretto di Messina i principali parametri prestazionali sono specificati nei
Fondamenti Progettuali come riportato in seguito:
•
Sagoma cinematica:
UIC GC, ved. in seguito
•
Carico assiale:
max. 250kN
•
Velocità di linea:
•
Lunghezza del treno:
120km/h
750m
L’articolo 5, comma 7 delle Direttiva 2008/57/CE recita:
L’infrastruttura progettata per i requisiti minimi della STI non prevede la capacità di soddisfare alla
velocità massima ed al carico assiale minimo in combinazione. L’infrastruttura presenta solo la
capacità di essere utilizzata alla velocità massima per i carichi assiali inferiori al massimo
dichiarato, e parimenti l’infrastruttura è soltanto in grado di essere utilizzata al carico assiale
massimo per velocità inferiori alla massima.
Il profilo limite da utilizzare è in generale il P.M.O No. 1 - (Sagoma C – Nuovo impianto), ma sul
ponte, come richiesto da RFI su tutti i ponti ferroviari, deve essere prevista una ulteriore luce di
300 mm e 500 mm nella zona al di sopra del livello PF + 700 mm. Il profilo limite che ne risulta è
illustrato alla figura seguente.
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Figura 1
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Profilo limite sul Ponte
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3.2.3
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La rete europea TEN in Italia
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Disposizione dei binari
Messina-Catania.
ponte. Alla transizione con le Strutture Terminali alle estremità del ponte, giunti di dilatazione della
rotaia sono inseriti nei binari per consentire il movimento fra i binari sull'impalcato sospeso e sulle
Strutture Terminali in corrispondenza di carichi allo SLU. Fra le Strutture Terminali e i viadotti
adiacenti sono inseriti simili dispositivi di dilatazione della rotaia.
Le linee di rotaia sui viadotti adiacenti sono specificate dal Progettista dei Lavori di terra (SINA) ed
è stata passata l'informazione che i binari qui saranno con ballast e posati su traversine in
cemento. Per i binari sulle Strutture Terminali un sistema di binari senza ballast a soletta è stato
specificato per l'aggancio diretto delle rotaie alla soletta in cemento per mezzo di elementi di
fissaggio per rotaie tipo Vossloh o simile.
5
Sistema di fissaggio della rotaia sul ponte
Un sistema di fissaggio a incasso della rotaia è stato richiesto nelle Specifiche per il Ponte sullo
Stretto di Messina (rif. F.04.01 par. 4.3.1). Per i sistemi di rotaia a incasso sono disponibili diversi
fornitori, tuttavia per questo Progetto Definitivo è stato indicato il sistema Edilon Corkelast
Embedded Rail System (ERS), che sarà descritto sui in seguito.
5.1
Descrizione
Questo sistema di fissaggio delle rotaie a incasso era stato presentato originariamente nel
documento di gara emesso da SdM nell’ottobre 2004 e successivamente incluso nei disegni di
progetto della gara degli appaltatori nel maggio 2005.
Edilon Corkelast ERS è un sistema di binario a incasso con soletta (sistema di binario senza
ballast) che può essere applicato su impalcati di ponti e in sezioni di binari incassati su terrapieni,
su passaggi a livello e tunnel. L'ERS offre basse altezze di costruzione, bassi pesi propri e bassa
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irradiazione dei rumori e delle vibrazioni. Il basso peso proprio è di particolare importanza per
ponti a lunga campata.
Su nuovi ponti in acciaio l'applicazione più comune è l'utilizzo di canali in acciaio montati sui
cassoni principali e imbullonati o saldati direttamente sulla piattabanda superiore di impalcato.
Consiste di un canale rettangolare in acciaio in cui è allineata la rotaia e lo spazio libero attorno
alla rotaia è riempito con una miscela di gomma e sughero che costituisce il supporto verticale e
laterale della rotaia mediante il legame fra la rotaia e la gomma e fra la gomma ed il canale di
acciaio. La miscela di gomma e sughero è gettata in situ.
L’Appendice 2 riporta una descrizione generale del sistema Edilon Corkelast ERS di Edilon Sedra.
5.2
Caratteristiche del Edilon ERS
5.2.1
Rigidità verticale
La rigidezza verticale è impostata a ca. 1,5mm con carico assiale nominale. Il valore effettivo sarà
misurato nel programma di collaudo, ved. Capitolo 6 seguente.
5.2.2
Resistenza contro il sollevamento
La resistenza al sollevamento dell’ERS è necessaria per resistere al carico mobile senza
danneggiare il sistema. Si definisce sollevamento lo spostamento relativo verticale della rotaia
rispetto al canale in acciaio. Il sollevamento sarà limitato a 3mm.
Il sollevamento è dato dal legame della resina con rispettivamente la rotaia ed i canali di acciaio. Il
legame è assicurato dalla corretta pulizia delle superficie e dall’applicazione di un primer speciale
alla rotaia ed al canale di acciaio.
5.2.3
Rigidità e stabilità laterali
Il movimento laterale della testa della rotaia dell’ERS è limitato a 2mm in direzione esterna sotto
carico statico nominale di singole ruote. Questo spostamento relativo del binario rispetto al canale
di acciaio è misurato 14mm al di sotto del piano di rotaia.
Nelle norme EN 13481-5 e EN 13146-4 sono specificate le condizioni di carico ed i metodi di prova
per i test di resistenza a carichi ripetuti ed al carico angolare. Al livello di carichi nominali questi
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test possono essere utilizzati per misurare la rigidità e la stabilità laterali. La rigidità e stabilità
laterali e la resistenza ai carichi ripetuti saranno misurate nell’ambito dei programmi di collaudo,
vedere Capitolo 6 seguente.
5.2.4
Rigidità longitudinali e spostamenti massimi delle rotaie
Per l’ERS può essere tollerato un movimento longitudinale di ±7mm rispetto al canale di acciaio,
senza che ne risultino danni al sistema di fissaggio. La resistenza del sistema di fissaggio è
diversa fra i binari non caricati e quelli caricati. I valori previsti di rigidità longitudinale sono indicati
qui in seguito:
Rigidità longitudinale
Spostamento massimo
[kN/mm per m di binario]
della rotaia [mm]
ERS non caricato
13
7
ERS caricato
19
7
Tabella 1
Rigidità laterale dell’ERS
La rigidità sarà misurata nel programma di collaudo, ved. Capitolo 6 seguente.
5.2.5
Isolamento elettrico
L’isolamento elettrico per l’ERS soddisfa ai requisiti della norma EN 13481-5 (> 5Ω) e sarà
misurato nell’ambito del programma di collaudo, vedere Capitolo 6 seguente.
5.3
Canali di acciaio sul cassone ferroviario
L’ERS è installato in canali di acciaio integrati nell’impalcato di acciaio del cassone ferroviario
come indicato alla figura seguente:
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Figura 2
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Sistema di rotaia a incasso (ERS) sul cassone ferroviario in acciaio
In canali sono realizzati con lamiera di acciaio laminata (S460), saldata all’impalcato mediante
saldature a cordone d'angolo continue su entrambi i lati. Le controrotaie consistono in un profilato
di acciaio rettangolare cavo continuo (S460) saldato ai canali interni. I canali interni sono
interconnessi attraverso traversi saldati (S355) ad intervalli regolari, in modo da assicurare che i
potenziali carichi di deragliamento siano distribuiti su entrambi i canali.
5.3.1
Carichi sui canali
I criteri di progettazione sono definiti nel documento CG.10.00-P-RG-D-P-GE-00-00-00-00-00-02 Fondamenti Progettuali, Strutturali. I carichi di progetto sulle strutture ferroviarie sono:

Carichi verticali:
•
Longitudinale – trazione 33(kN/m) x L(m), max. 1000kN
•
Longitudinale – frenata: 20(kN/m) x L(m), max. 6.000kN
ved. Figura 3 seguente
35(kN/m) x L (m)
•
Serpeggiamento
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(LM71, SW/0)
(SW/0)
100kN, applicato al piano del ferro della rotaia.
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I carichi suddetti saranno moltiplicati con α=1.1.
Figura 3
Modello di carico 71, comprendente α=1.1
I carichi sul sistema di fissaggio dei binari sono definiti in AV STI INF, sezione 4.2 con riferimento
all'Eurocodice EN 1991-2: Carichi di traffico sui ponti.
I carichi che agiscono sui canali sono illustrati alla figura seguente.
Figura 5
Carichi sui canali
Canale esterno:
La forza di serpeggiamento che agisce sulla rotaia sarà trasferita al canale esterno attraverso la
rotaia ed il material Corkelast. Anche se il carico che agisce sulla rotaia è concentrato nel punto di
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contatto, il carico sarà distribuito su una superficie più ampia del canale, grazie alla rigidità della
rotaia ed al materiale elastomerico. Per valutare l’introduzione del carico sul canale esterno è stato
creato un modello FEM semplificato, introducendo una coppia di carichi di serpeggiamento laterali,
con una distanza di 1600mm, che agiscono lateralmente alla rotaia, che è sostenuta da molle che
presentano una rigidità corrispondente alla rigidità del Corkelast (18kN/mm·m, ved. capitolo 7.2).
Le reazioni risultanti dal Corkelast sono esposte nella figura seguente.
20
Reaction from ERS {kN/m]
0
‐20
0
2500
5000
7500
10000
12500
15000
17500
20000
22500
25000
27500
30000
‐40
‐60
‐80
‐100
‐120
Figura 5
Position [mm]
Reazione calcolate dell’ERS
Dalla figura precedente si rileva che la lunghezza di distribuzione nella direzione longitudinale può
essere stimata prudenzialmente ad un minimo di 1000mm. Nella verifica del canale esterno,
tuttavia, si assume che il carico di serpeggiamento sia distribuito su una superficie di 100mm x
200mm.
Il carico di serpeggiamento coesiste con il carico verticale della ruota, con un distanziamento di
1600mm lungo la rotaia. Il carico statico di serpeggiamento applicato è:
N = α · γf · 100kN, in cui α = 1.1 and γf = 1.4
=>
N = 154kN
Il carico di serpeggiamento sarà sempre coesistente con il carico verticale della ruota. Dato che il
Corkelast è legato all’impalcato in acciaio, si può assumere che il coefficiente minimo di attrito fra il
Corkelast e l’impalcato sia μ = 0.5-0.7. Prudenzialmente, il carico di serpeggiamento applicato al
canale esterno è fissato a:
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N = 154kN - 0.5 · 1.1 · 125kN = 85kN
Canale interno:
La protezione antideragliamento è stata integrata nella struttura del canale interno sotto forma di
un profilato di acciaio continuo che agisce come controrotaia. Carichi di deragliamento orizzontali
sono stati applicati alla controrotaia, distanziati di 1600mm lungo la rotaia. I carichi laterali sono
stati distribuiti in direzione longitudinale su una lunghezza di 300mm, tenendo conto della misura
della ruota a contatto con il profilo della controrotaia. Inoltre, sono state introdotte le sollecitazioni
dovute alle azioni globali, calcolate dal modello FEM globale.
Sono stati applicati i seguenti carichi:
Fderail = 175kN (distribuiti su una lunghezza di 300mm)
5.3.2
Verifica delle sollecitazioni nei canali
Per la verifica dei canali di acciaio sono stati definiti dei modelli tridimensionali locali per i canali
esterni ed interni, servendosi del software ROBOT. Le strutture sono state modellizzate mediante
elementi di shell.
Sono stati applicati i carichi descritti in 5.3.1, a cui sono state sovrapposte le sollecitazioni dovute
ad azioni globali sul ponte, calcolate con il modello IBDAS globale.
Sono state calcolate le
sollecitazioni von Mises combinate.
Canale esterno:
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Figura 6
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Canale esterno – modello tridimensionale
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Figura 7
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Sollecitazioni calcolate nel canale esterno
La massima sollecitazione di picco combinata viene rilevata sul bordo superiore della flangia in
corrispondenza della posizione del carico e localmente risulta pari a ca. 327MPa. In
corrispondenza della connessione del canale con l'impalcato, la sollecitazione calcolata è pari a
115MPa.
Il carico di serpeggiamento è il carico statico massimo da applicare per la progettazione del canale
di acciaio. La resistenza a fatica è stata valutata qui in seguito e sarà verificata durante i collaudi
del sistema di rotaia a incasso.
Nell’ambito delle prove svolte presso il Politecnico di Milano, sono state misurate mediante
estensimetri le sollecitazioni nel canale interno per combinazioni di carichi verticali e laterali. La
sollecitazione massima viene rilevata, per V=200kN e L=100kN , in corrispondenza del lato interno
della piastra di contenimento della rotaia, ca. 6.5mm al di sopra della saldatura all’impalcato. Qui
viene misurata una sollecitazione di 60MPa, che è notevolmente inferiore a quella teorica
calcolata. Si ritiene che questo sia dovuto alla natura del sistemi di rotaia a incasso, in cui una gran
parte dei carichi laterali è trasferita sui lati ed il fondo del confinamento dallo sforzo di taglio nella
resina. Una relazione preliminare dei risultati delle prove è riportata nell’Appendice 6.
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Canali interni e traversi:
Figura 8
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Canali interni e traverso, modello tridimensionale
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Figura 9
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Sollecitazioni calcolate nel canale interno e traverso
Le sollecitazioni combinate massime sono rilevate localmente in corrispondenza della parte
superiore del profilo della controrotaia, e risultano localmente pari a 340MPa. In corrispondenza
del fondo del canale opposto sono stati rilevati punti locali soggetti ad elevata sollecitazione, dove
può verificarsi snervamento, che tuttavia risulta accettabile, in quanto l’area soggetta a tali
sollecitazioni è molto limitata.
Le sollecitazioni nei traversi risultano relativamente basse per questo carico e ben al di sotto del
limite accettabile.
5.3.3
Stabilità dei canali di acciaio alle sollecitazioni globali nell’impalcato del ponte
Dato che i canali di acciaio costituiscono parte integrale del cassone ferroviario, le sollecitazioni
saranno introdotte nei canali a seguito dei carichi globali e delle deflessioni dell’impalcato. Il livello
delle sollecitazioni nei canali di acciaio sarà simile al livello di sollecitazione nell’impalcato del
cassone ferroviario.
Per verificare la resistenza all’inflessione dei canali soggetti a compressione, è stata fatta la
valutazione prudenziale seguente. Solo la parte superiore dei canali è stata inclusa nel modello,
non tenendo quindi conto del supporto longitudinale in corrispondenza delle lamiere verticali dei
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canali. Le sezioni assunte sono riprodotte nella figura seguente. La lunghezza di inflessione
corrisponde alla distanza fra i rinforzi, ossia 1250mm.
Figura 10
Resistenza all’inflessione dei canali di acciaio
Con questo approccio prudenziale si è rilevato che lo sforzo di inflessione critico è pari a 0.76 · fyd
= 350MPa per il canale esterno e a 0.92 · fyd = 424MPa per il canale interno.
Dal modello FEM globale, le sollecitazione da compressione massime calcolate nei canali di
contenimento delle rotaie del cassone ferroviario risultano pari a 230MPa, per
cui si hanno
rapporti di utilizzazione rispettivamente pari a 0.66 e 0.54 per i canali esterni ed interni. La stabilità
all’inflessione dei profili di contenimento della rotaia è pertanto ritenuta adeguata.
5.3.4
Valutazione della fatica dei canali di acciaio
Il canale esterno può essere esposto alla fatica, data la ripetuta applicazione del carico di
serpeggiamento prodotto dalle ruote del treno. Il carico di serpeggiamento introdurrà la flessione
dei canale esterno, che va da 0 alla sollecitazione da fatica calcolata. Sul lato interno della lamiera
del canale verrà rilevata tensione. La sollecitazione di flessione dovuta ai carichi di
serpeggiamento statici è stata calcolata oltre 235MPa.
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La AV STI INF, sezione 4.2 con riferimento all'Eurocodice EN 1991-2: Carichi di traffico sui ponti,
specifica soltanto i carichi di serpeggiamento statici. Per questa valutazione si assume che il
carico da fatica corrispondente sia il 30% del carico statico. La valutazione si basa sulla classe di
fatica 80, con γMf = 1.35 e γFf = 1.0. Il campo di sollecitazione da fatica è quindi:
Δσ = 0.3 · 235MPa / 1.4 = 50.4MPa
Il criterio di verifica è conforme alla EN 1993-1-9, sezione 8:
Il rapporto di utilizzo per il canale di acciaio esterno è quindi
I canali interni sono soggetti solo a carichi dovuti al deragliamento dei treni e pertanto non sono
ritenuti esposti a fatica.
Per la verifica della resistenza a fatica dell’impalcato ferroviario viene fatto riferimento al
documento CG1000-P-CL-D-P-SV-I3-00-00-00-04 “Relazione di progetto – Valutazione della fatica
dell’impalcato sospeso”.
5.3.5
Protezione anticorrosione
Il concetto di protezione extra delle superfici è stato sviluppato a seguito di diversi progetti
realizzati in Danimarca negli anni ’90. Sulla base di una combinazione di test di identificazione,
collaudi meccanici e studi preliminari, sono state conseguite buone prestazioni, durabilità e facile
manutenzione soprattutto mediante il rivestimento delle superfici.
Per il Ponte di Messina la protezione anticorrosione dell’impalcato ferroviario sarà realizzata
mediante l’applicazione di una membrana impermeabile. Si rimanda al documento CG10.00-P-RXD-P-SS-P2-00-00-00-00-01 – Specifica tecnica – Rivestimenti dell’impalcato stradale e ferroviario.
Tuttavia nei canali le superfici sono protette mediante l’applicazione di primer specificato per
l’Edilon ERS.
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Protezione antideragliamento e protezione antiribaltamento
La protezione dal deragliamento, come indicato in precedenza è data dalle controrotaie integrate
nei canali di acciaio del sistema Edilon ERS. La protezione antideragliamento comprende profilati
di acciaio rettangolari cavi continui saldati ai canali interni ed intercollegati a intervalli regolari.
Si possono applicare in linea di massima due diversi tipi di protezione antideragliamento. Le
controrotaie, che sono rotaie poste a distanza ravvicinata delle rotaie di scorrimento, servono a:
•
impedire che un veicolo deragli nelle zone in cui questo sarebbe in pericolo di urtare una
struttura, con conseguenti danni alle persone o alle cose, oppure
•
impedire che un veicolo deragli dove esiste il pericolo di ricadere sul lato di un cavalcavia.
Le controrotaie poste ad una distanza fra 130mm e 300mm dalla rotaia di scorrimento trattengono i
veicoli dal deviare rispetto all’allineamento generale del binario e sono normalmente installate
secondo le direttive riportate qui in seguito:
•
dove la rotaia di scorrimento più vicina si trova ad una distanza inferiore a 3.5m dal supporto
privo di protezione di una struttura sovrastante o adiacente;
•
su tutti i ponti a impalcato aperto (ossia senza letto in ballast) con una campata superiore a
6m:
•
in qualsiasi altro punto in cui, in caso di deragliamento, è necessario trattenere in veicolo
deragliato dal deviare rispetto all’allineamento generale del binario.
Per il Ponte di Messina sono state previste controrotaie su tutta la lunghezza del ponte, come
richiesto dalla autorità ferroviarie, e queste saranno installate secondo i requisiti illustrati qui in
seguito:
•
Le controrotaie saranno posate a coppie con le estremità delle controrotaie perpendicolari al
binario.
•
La parte superiore della controrotaia sarà a livello della superficie della rotaia di scorrimento
adiacente (±5mm).
•
Le controrotaie saranno fissate preferibilmente ad ogni traversina o ogni intervallo di fissaggio
sul binario a soletta, ma saranno fissate almeno ogni due traversine o intervallo di fissaggio.
•
I giunti delle controrotaie saranno realizzati conformemente ai requisiti per le rotaie di
scorrimento (rotaie e giunti di rotaie).
Lungo i binari ferroviari sono previsti percorsi pedonali di emergenza. Una protezione di sicurezza
è installata come parte integrale dei percorsi pedonali per la protezione contro il ribaltamento di
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materiale rotabile, ed è formata da profilati rettangolari cavi continui. Dal momento che i percorsi
pedonali, e quindi le barriere di sicurezza, sono supportati ad intervalli regolari lungo il ponte (a
distanza di 1875 mm) i carichi dovuti al potenziale ribaltamento di un veicolo ferroviario saranno
distribuiti su più montanti.
La barriera di sicurezza è stata progettata per resistere ad un carico laterale di 150kN che agisce
al di sopra del piano della rotaie in combinazione con un carico verticale coesistente di 100kN e
che si trovi in qualsiasi posizione lungo il percorso pedonale. Per il progetto dettagliato del
percorso pedonale e della barriera di sicurezza si rimanda al documento CG10.00-P-CL-D-P-SSR4-00-00-00-00-01 - Relazione di Calcolo - Strutture Secondarie .
Figura 11
Percorso pedonale di emergenza e barriera di sicurezza
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5.5
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Evacuazione delle acque meteoriche dall'impalcato ferroviario
Al fine di essere in grado di evacuare le acque meteoriche dall'impalcato ferroviario, sono previste
delle aperture nei canali in acciaio, poste ad intervalli di 10m per consentire all'acqua di defluire
verso i pozzetti di scolo inseriti lungo il lato dell'impalcato. In queste posizioni le rotaie saranno
prive di supporto su una distanza di 300-350mm.
L'apertura fornirà inoltre spazio sufficiente per facilitare la saldatura della rotaia durante
l'installazione e durante lavori di manutenzione futuri.
Figura 12
Aperture di evacuazione dell’acqua nel canali di acciaio
Da notare che nei punti delle aperture di evacuazione acque le controrotaie saranno continue.
5.6
Messa in opera del Edilon ERS
La sequenza di costruzione dell’impalcato in acciaio e del sistema di rotaie è prevista con le
modalità seguenti:
1.
Fabbricazione dei profilati in acciaio dell’impalcato, compresi i sistemi di contenimento rotaie
2.
Montaggio dei profilati dell’impalcato in cantiere
3.
Saldatura dei profilati per realizzare un cassone ferroviario continuo
4.
Installazione e posizionamento delle rotaie continue saldate (CWR) con il metodo top-down e
per mezzo di portali di installazione La tolleranza laterale per il posizionamento della rotaia
dentro i sistemi di contenimento è ±25mm.
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PROGETTO DEFINITIVO
5.
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Gettata della resina
Il controllo geometrico della fabbricazione e durante l'installazione è importante, tuttavia è possibile
compensare alcuni difetti di geometria prima della gettata della resina sul posto. L’aggiustamento
delle rotaie deve essere eseguito in condizione di temperatura controllate, per essere certi che
durante la gettata della resina non siano presenti deformazioni fra l’impalcato di acciaio e la rotaia.
L'installazione dei canali in acciaio compresi i profili delle controrotaie ed i traversi è eseguita in
officina, dove sono prodotti i profilati in acciaio del ponte. Sufficiente attenzione dovrà essere
prestata al posizionamento dei canali così da assicurare tolleranze di installazione adeguate per i
binari dopo il montaggio e la saldatura dei cassoni del ponte.
Il metodo di installazione comprende processi di integrazione parzialmente industrializzati che
richiedono la preparazione delle superfici di connessione, il posizionamento accurato delle rotaie e
condizioni di gettata del materiale Corkelast adeguate.
La messa in opera ha inizio con la gettata dello strato livellante di polimero dentro il fondo dei
canali. Lo strato di livellamento elimina tutte le imprecisioni sulla superficie dell’acciaio e fornisce
una superficie uniforme su cui possono essere montate le rotaie.
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PROGETTO DEFINITIVO
Figura 13
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Messa in opera delle rotaie con il sistema top-down
Si propone di eseguire la messa in opera e aggiustamento delle rotaie con il metodo top-down
mediante portali per la posa di rotaie. Le strisce resilienti sono attaccate al lato inferiore della
rotaia. Quando le rotaie sono nella posizione corretta, viene gettata il prodotto Edilon Corkelast è
gettato ed avverrà l'indurimento. Il tempo di presa è di circa 2 ore.
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PROGETTO DEFINITIVO
Figura 14
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Gettata dell’Edilon Corkelast
La rapidità di installazione varia naturalmente con i metodi applicati. Per il Ponte sullo Stretto di
Messina si prevedranno procedure meccanizzate per il posizionamento delle rotaie e la gettata del
materiale Corkelast ed è previsto la posa ad un ritmo di circa 150 m di binario al giorno.
5.7
Manutenzione e sostituzione
La manutenzione e sostituzione dell'Edilon ERS consistono di diverse attività. In alcune di queste
operazioni potrebbero essere richiesti la rimozione ed il rinnovamento del ERS. Nel caso del
rinnovamento, il vecchio Edilon Corkelast ERS dovrà essere rimosso e sostituito con nuovo
materiale all'interno dei canali in acciaio esistenti. Tutti i metodi di manutenzione e rinnovamento
ristabiliscono le prestazioni e la durabilità di Edilon ERS.
I lavori di manutenzione possono essere eseguiti o come manutenzione preventiva o come
manutenzione correttiva.
Manutenzione preventiva:
Lo scopo di questo tipo di manutenzione è preservare la durata di vita del sistemi e prevenire la
manutenzione correttiva. Pertanto sono utilizzati metodi di manutenzione facili e semplici, quali:
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PROGETTO DEFINITIVO
•
Pulire la scanalatura attorno alla rotaia
•
Levigatura e riformatura delle rotaie
•
Pulizia dei punti di evacuazione acqua
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Manutenzione correttiva e rinnovamento:
In caso di usura eccessiva e/o danni, possono essere richieste la riparazione o la sostituzione
dell’ERS. Naturalmente per questo tipo di attività manutentive saranno applicati metodo più pesanti
e invasivi. Potrebbero essere previste operazioni dei tipi seguenti:
•
Correzione della superficie dell’ERS
•
Saldatura della superficie delle teste delle rotaie
•
Sostituzione completa dell’ERS
•
Rinnovamento delle rotaia a seguito di usura eccessiva
•
Riallineamento dell’ERS
L’Appendice 3 riporta le descrizioni dettagliate delle procedure di manutenzione e rinnovamento
applicabili.
6
Collaudi
Si rimanda al documento A9055-MEM-6-003 che descrive il programma di collaudi proposto per il
sistema di rotaia a incasso. Questo documento è allegato in Appendice 4.
7
Interazione ponte/binario
Quando i binari ed il ponte sono connessi attraverso il sistema di fissaggio della rotaia, si verifica
l'interazione fra ponte e binari, cioè la conseguenza del comportamento dell'uno sull'altro.
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L'interazione prende la forma di azioni indotte nelle rotaie e nell'impalcato ed anche di spostamenti
nei diversi elementi dei binari e del ponte.
L'interazione deve essere presa in considerazione come uno stato limite di servizio (SLS) per il
ponte ed anche come condizione di carico allo stato limite ultimo (SLU) per la rotaia. Le forze e gli
spostamenti saranno calcolati utilizzando i coefficienti di sicurezza parziali per i carichi interessati.
La verifica dell’interazione ponte/binario deve essere eseguita attenendosi alle raccomandazioni
del Codice UIS 774-3.
7.1
Effetti della temperatura differenziale
Le differenze di temperature fra la rotaia e le strutture che circondano le rotaie possono dar luogo
a movimenti relativi e possono causare ulteriori sollecitazioni nelle rotaie e nelle strutture. Per il
Ponte di Messina, in cui le strutture dell’impalcato e le rotaie sono in acciaio, si prevede che le
differenze di temperatura fra l'impalcato e le rotaie sia modeste, dato che il comportamento termico
e l’esposizione alla temperatura dei materiali sono simili.
Nella UIC 744-3 si raccomanda però che l’interazione ponte/binario sia verificata per l'evento, in
questo caso piuttosto improbabile, che la differenza di temperatura sia di 20°C.
La dilatazione/contrazione termica della rotaia dovuta a temperature differenziali sarà limitata dalla
resistenza longitudinale dell’ERS. La forza limitatrice per ciascuna rotaia può essere calcola in
questo modo:
RERS = ½ · K · ΔL · L, in cui
K = resistenza longitudinale, ved. Tabella 1
Rigidità laterale dell’ERS
(kN/mm per m di binario)
ΔL = dilatazione termica della rotaia (mm)
L = lunghezza della sezione di rotaia (m)
La forza limitatrice introdurrà una compressione elastica nella rotaia, dovuta all’adesione fra la
rotaia, il materiale a base di gomma ed il canale di acciaio, riducendo in tal modo il movimento
della rotaia che ne deriva.
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Per simulare il comportamento dell’ERS e stimare i relativi movimento e sollecitazioni generati nel
binario, è stato predisposto un modello beam semplificato utilizzando il software ROBOT. Una
rotaia continua sopra una metà del ponte sospeso è sostenuta in direzione longitudinale da
supporti a molle che simulano la rigidità dell’ERS. Anche se l’ERS fornirà un supporto elastico
continuo, le molle sono sistemate ogni 30m. Per simulare più correttamente il comportamento dei
supporti nelle aree prossime all’estremità della rotaia la distanza qui viene però ridotta a 10m. Il
modello è illustrato nella figura seguente.
Figura 15
Calcolo di movimenti e sollecitazioni, modello computerizzato semplificato
La rigidità delle molle è calcolata in base alla rigidità non caricata dell’ERS dalla Tabella 1,
corrispondente a 30m di rotaia.
K = ½ · 13kN/m·mm · 30m = 195kN/mm.
I movimenti relativi della rotaia causati da una differenza di temperatura uniforme di +20°C sono
stati calcolati e sono riportati nella Figura 16 seguente.
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Relative rail movement (mm)
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4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Position (m)
Figura 16
Movimento relativo nella rotaia per ΔT = 20°C
Da questa figura si osserva che la rotaia sarà fissata nell’ERS per quasi tutta la sua lunghezza,
salvo gli ultimi 110m ca., in cui avvengono i movimenti relativi. All’estremità della rotaia si rileva il
movimento relativo di 3.7mm, che è considerato accettabile.
Il fissaggio della rotaia con l'ERS comporterà sollecitazioni assiali nella rotaia. A fissaggio
completo, la sollecitazione può essere calcolata nel modo seguente:
σA = α · ΔT · E = 1.2·10-5 °C-1 · 20°C · 2.1·10-5MPa = 50.4MPa
Qui in seguito sono illustrate le sollecitazioni calcolate lungo la rotaia, a conferma che di fatto la
rotaia è completamente fissata sulla maggior parte della sua lunghezza.
Axial stress in rail (MPa)
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Position (m)
Figura 17
7.2
Sollecitazioni assiali nella rotaia per ΔT = 20°C
Verifica della stabilità della rotaia
E’ stata valutata la stabilità della rotaia soggetta alla compressione generata dal differenziale di
temperatura fra rotaia e impalcato di acciaio descritta in precedenza. Il supporto elastico della
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rotaia in direzione laterale e verticale, fornito dall’ERS, è stato inserito in un modello FEM in
ROBOT che comprende un tratto della rotaia lungo 30m. La rotaia è sostenuta in direzione assiale
su entrambe le estremità e nel modello è compresa una deformazione verticale iniziale della rotaia,
corrispondente a 10mm su una lunghezza di 10m. La geometria iniziale è mostrata qui in seguito.
Figura 18
Stabilità della rotaia, modello FEM
La rigidità dell’ERS inserito nel modello FEM si basa su risultati di prova ottenuti dal fornitore su
configurazioni di rotaie analoghe.
kLATERAL
= 18.0 kN/m·mm
kVERTICAL. DOWN = 48.0 kN/m·mm
kVERTICAL. UP
= 20,0 kN/m·mm
Nel modello FEM, la rigidità dei supporti verticali in entrambe le direzioni è stabilita
prudenzialmente pari a KVERTICAL = 20.0 kN/m·mm. Il modello è soggetto a temperatura uniforme
aumentata, introducendo nella rotaia dei carichi assiali. Le sollecitazioni assiali dovuto alla
deflessione globale del ponte sono state incluse aggiungendo sollecitazione uniforme nella rotaia.
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Il caso di carico LC1 descrive il carico “puro” a temperatura uniforme ΔT=20°C, senza contributi
dall’effetto globale. I casi di carico LC2 e LC3 corrispondono alla temperatura uniforme in aggiunta
alle sollecitazioni assiali sovrapposte, dovute agli effetti globale, come segue:
LC1:
ΔT=20°C
LC2:
ΔT=20°C + 50MPa
LC3:
ΔT=20°C + 100MPa (~ΔT=60°C)
LC3:
ΔT=35°C + 60MPa
(~ΔT=40°C)
Le deflessioni e reazioni sull’ERS, basate su un’analisi lineare di primo ordine, sono illustrate nella
figura seguente.
0.08
0.06
Deflection [mm]
0.04
0.02
LC1
0
‐0.02
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
LC2
LC3
‐0.04
‐0.06
‐0.08
Figura 19
Position [mm]
Deflessioni in direzione z
La deflessione della rotaia calcolata è molto piccolo per tutti e tre i casi di carico e ciò indica che la
stabilità della rotaia è adeguata. Per la verifica della stabilità della rotaia è stata effettuata
un’analisi lineare della deformazione in ROBOT. Il carico assiale critico è risultato essere 9.3 MN,
corrispondente a 1210 MPa. Lo sforzo ultimo a trazione della rotaia (grado R260) è 880 MPa, si
verifica rottura della rotaia prima di raggiungere l’instabilità.
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1.5
Reaction in ERS [kN/m]
1
0.5
LC1
0
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
‐0.5
LC2
LC3
‐1
‐1.5
Position [mm]
Figura 20
Reazioni nell’ERS
Dalla precedente figura si rileva che la reazione massima sull’ERS per impedire il sollevamento
della rotaia è 1.15kN/m (LC3). Assumendo una capacità legante minima dell’EDILON ERS con
EDILON Corkelast VA60 pari a 0.8MPa (come comunicato dal fornitore), la capacità legante totale
è 0.8MPa · 0.250m · 1.0m = 200kN/m e la resistenza contro il sollevamento della rotaia è ritenuta
adeguata. La resistenza al sollevamento effettiva sarà misurata nel corso delle prove presso il
Politecnico di Milano.
7.3
Effetto della frenata ed accelerazione dei treni
Nei Fondamenti Progettuali le forze di frenata e accelerazione (trazione) sono definite come
segue:
Forza di trazione:
Qlak = 33 [kN/m] L[m]<1000 [kN]
per il modello di carico 71, SW/0 e SW/2
Forza di frenata:
Qlbk = 20 [kN/m] L [m] < 6000 [kN]
per il modello di carico 71 e SW/0
Qlbk = 35 [kN/m] L [m]
per il modello di carico SW/2
In cui:
L
è la lunghezza di influenza in m degli effetti del carico dell’elemento considerato
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Per il modello di carico SW/0 e SW/2 saranno prese in considerazione soltanto quelle parti della
struttura che sono caricate.
I carichi di trazione e frenata sopra specificati saranno moltiplicati per un fattore:
 =1.1
per LM71
 =1.1
per SW/0
 =1.0
per SW/2
Le forze di frenata e accelerazione saranno trasferite dalla rotaia, attraverso il materiale a base di
gomma, ai canali di acciaio e quindi all’impalcato in acciaio.
I valori teorici della rigidità longitudinale dell’ERS sono riportati nella Tabella 1. In base a questi
valori si può calcolare il corrispondente movimento longitudinale relativo della rotaia.
uacceleration =
1.1 · 33kN/m / 0.5 · 19kN/mm m = 3.8mm
ubraking =
1.1 · 20kN/m / 0.5 · 19kN/mm m = 2.3mm (LM71 and SW/0)
1.0 · 35kN/m / 0.5 · 19kN/mm m = 3.7mm (SW/2)
I movimenti relativi calcolati sono al di sotto dei limiti indicate nella Tabella 1 e sono quindi ritenuti
accettabili
7.4
Effetti della flessione globale e locale sull’impalcato del ponte
A seguito dei carichi di traffico, dei carichi del vento, ecc, si produrrà deflessione del cassone del
ponte e questa può indurre sollecitazioni aggiuntive nelle rotaie e nelle strutture dell’impalcato. Dai
risultati dei calcoli del modello IBDAS globale, è stato previsto un profilo limite delle forze
interagenti nel cassone ferroviario. Inoltre i treni in transito indurranno la flessione locale
dell’impalcato, che può causare anch’essa sollecitazioni nelle rotaie. Per valutazione queste
sollecitazioni addizionali, si è assunto prudenzialmente che le rotaie siano connesse rigidamente
all’impalcato di acciaio, senza tenere conto del supporto elastico dato dal sistema di rotaia a
incasso.
Nella UIC 774-3 le sollecitazioni addizionali nella rotaia dovute alla flessione dell’impalcato sono
limitate, per ragioni di stabilità, a 92MPa in tensione e 72MPa in compressione per binari dotati di
ballast su traversine in calcestruzzo. Requisiti simili si trovano nelle EN 1991-2. Per il sistema di
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rotaia a incasso con supporto laterale continuo della rotaia, questi limiti sono considerati
prudenziali.
Gli effetti globali sulla rotaia indotti dalla deflessione del cassone del ponte sono stati calcolati
applicando le combinazioni di carico definite alla Tabella 23 A dei Fondamenti Progettuali. Le
combinazioni di carico comprendono i carichi ambientali, quali vento e temperatura, ed anche i
carichi del traffico sui cassoni stradali e sul cassone ferroviario. Basandosi su queste combinazioni
di carico è stato estrapolato un profilo delle forze interagenti nel cassone ferroviario. Assumendo
che le rotaie siano connesse rigidamente al cassone ferroviario, si possono calcolare le
sollecitazioni corrispondenti nelle rotaie. Tale assunto è considerato prudenziale, in quanto la
rotaia è in una certa misura supportata elasticamente dal sistema di rotaia a incasso e si può
quindi ritenere che le sollecitazioni calcolate siano sul “lato alto”.
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Le sollecitazioni calcolate causate dalla deflessione globale del cassone del ponte sono riportate
nella figura seguente.
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Geometry:
Distance
Gauge
Rail head
Rail height
Z0‐rail
H‐girder
Z0‐girder
TOR
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Inner rail
σMz(+)
σMz(‐)
[MPa]
[MPa]
0.11
‐0.11
0.08
‐0.08
2.48
‐2.48
‐1.44
1.44
‐20.07
20.07
20.06
‐20.06
‐12.74
12.74
12.74
‐12.74
3.95
‐3.95
‐11.81
11.81
12.57
‐12.57
‐12.59
12.59
MAX
MIN
σ‐comb
[MPa]
[MPa]
‐20.60
‐20.82
9.62
9.46
‐52.67
‐57.62
96.61
99.49
‐26.32
13.82
13.81
‐26.31
‐12.02
13.47
13.47
‐12.01
‐28.99
‐36.89
‐33.00
‐9.39
6.34
‐18.81
‐18.82
6.35
99.49
‐57.62
2000 mm
1435 mm
72 mm
172 mm
80.92 mm
2285 mm
1395 mm
199 mm
Position rails:
Outer rail
Inner rail
y (m)
2.754
1.247
z (m)
0.833
0.833
Section properties:
A
0.438 m2
Iy
0.363 m4
Iz
2.368 m4
A‐rail
0.008 m2
L‐embed
0.498 m
Elimination y/n
Case
Criteria
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
6650
min NS
max NS
min MY
max MY
min MZ
max MZ
min VY
max VY
min VZ
max VZ
min MT
max MT
n
n
Ns
[MN]
‐9.372
7.744
‐2.048
‐2.875
‐0.589
‐0.590
‐0.686
‐0.685
‐3.486
‐2.654
‐1.787
‐1.787
Figura 21
n
My
[MNm]
0.310
‐3.557
‐21.992
45.592
‐2.137
‐2.136
1.000
1.000
‐10.882
‐6.592
‐0.937
‐0.937
Mz
[MNm]
0.208
0.152
4.703
‐2.735
‐38.123
38.121
‐24.209
24.209
7.505
‐22.429
23.889
‐23.914
σN
[MPa]
‐21.42
17.70
‐4.68
‐6.57
‐1.35
‐1.35
‐1.57
‐1.57
‐7.97
‐6.07
‐4.08
‐4.08
σMy
[MPa]
0.71
‐8.16
‐50.47
104.62
‐4.90
‐4.90
2.29
2.29
‐24.97
‐15.13
‐2.15
‐2.15
Outer rail
σMz(+)
σMz(‐)
[MPa]
[MPa]
0.24
‐0.24
0.18
‐0.18
5.47
‐5.47
‐3.18
3.18
‐44.32
44.32
44.32
‐44.32
‐28.15
28.15
28.15
‐28.15
8.73
‐8.73
‐26.08
26.08
27.77
‐27.77
‐27.80
27.80
MAX
MIN
σ‐comb
[MPa]
[MPa]
‐20.47
‐20.95
9.71
9.36
‐49.68
‐60.62
94.87
101.23
‐50.57
38.07
38.07
‐50.57
‐27.42
28.87
28.88
‐27.42
‐24.21
‐41.66
‐47.27
4.88
21.54
‐34.01
‐34.04
21.57
101.23
‐60.62
σN
[MPa]
‐21.42
17.70
‐4.68
‐6.57
‐1.35
‐1.35
‐1.57
‐1.57
‐7.97
‐6.07
‐4.08
‐4.08
σMy
[MPa]
0.71
‐8.16
‐50.47
104.62
‐4.90
‐4.90
2.29
2.29
‐24.97
‐15.13
‐2.15
‐2.15
Calcolo delle sollecitazioni nella rotaia dovute alla flessione globale
E’ stato rilevato che le sollecitazioni addizionali da tensione nella rotaia, dovute alla deflessione del
cassone del ponte, sono leggermente superiori al limite previsto nella UIC 774-3, cosa che
comunque è considerata accettabile, dati gli assunti prudenziali applicati per il calcolo. Le
sollecitazioni addizionali da compressione sono risultate inferiori al limite.
7.5
Combinazione di effetti
Sono stati stimati i movimenti relativi della rotaia per una differenza di temperatura tra la rotaia ed il
cassone del ponte di acciaio pari a 20°C e per i carichi di frenata e accelerazione specificati nella
STI e nei Fondamenti Progettuali. Dato che si ritiene che il caso di carico differenziale sia
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abbastanza improbabile, non sarebbe corretto sommare gli effetti completi di entrambi i casi di
carico.
E’ stato pertanto considerato il seguente caso di carico:
1.0 · frenata + 0.5 · diff. temp.
Il movimento relativo della rotaia per questo carico è quindi
1.0 · 3.8mm + 0.5 · 3.7mm = 5.7mm < 7mm (rif. Tabella 1)
8
Giunti di dilatazione ferroviari
ponte. Al fine di consentire spostamenti relativi in direzione longitudinale fra il ponte sospeso e le
Strutture Terminali, nei binari sono previsti giunti di dilatazione delle rotaie. Fra le Strutture
Terminali ed i viadotti adiacenti sono previsti simili dispositivi di dilatazione delle rotaie.
I dispositivi di dilatazione sono stati progettati per gli spostamenti calcolati per le combinazioni di
carico SLU.
I dispositivi di dilatazione comprendono scambi di aggiustamento della rotaia per consentire gli
spostamenti longitudinali relativi senza aumentare lo scartamento del binario. Nello spazio fra le
strutture adiacenti, le rotaie sono sostenute su alcuni supporti scorrevoli interconnessi al fine di
ottenere una distanza uniforme fra gli stessi.
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Terminal Structure
Viaduct
Suspension Bridge
Sicilia
Figura 22
Layout – giunto di dilatazione ferroviario
I giunti di dilatazione della ferrovia sono trattati nell’ambito dei sistemi di Articolazione ed ausiliari e
si fa riferimento al documento CG.10.00-P-RX-D-P-SS-A0-00-00-00-00-01 - Articolazioni,
Relazione Tecnica Specialistica per ulteriori informazioni.
9
Altre installazioni ferroviarie
9.1
Sistema di catenaria
Il sistema di catenaria comprendente i portali di supporto, è progettato dal progettista dei lavori di
terra SINA, ma si deve comunque provvedere alla sua predisposizione sul ponte per facilitarne
l'installazione.
I portali per la catenaria sono collocati in corrispondenza di ogni traverso lungo l'impalcato del
ponte, previsti tipicamente a distanze di 30m. Nella sezione presso le torri la distanza fra i traversi
è di 60m e per l’installazione della catenaria saranno disposte staffe aggiuntive sui lati del cassone
ferroviario.
I portali per catenaria saranno riportati nel disegno CG10.00-P-AX-D-P-SS-R4-00-00-00-00-05,
tuttavia per la verifica del progetto dei portali si rimanda ai documenti di progetto prodotti da SINA.
9.2
Gestione del traffico, compreso il segnalamento
Il sistema di gestione del traffico è progettato dal progettista dei lavori di terra SINA. Si rimanda ai
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documenti pertinenti prodotti da SINA
10
Analisi del rumore da rotaia
È stata eseguita un'analisi del rumore generato dalla ferrovia. Le vibrazioni nei binari saranno
trasmesse alle strutture in acciaio al passaggio di un treno e i cassoni in acciaio emetteranno
vibrazioni sottoforma di rumore trasportato dall'aria.
Questo rumore trasmesso dalla struttura si aggiunge al tipico rumore trasportato dall'aria derivante
dalle ruote del treno, dai motori e dai sistemi di frenata. L'analisi si concentra sulla stima della
quantità di rumore aggiuntivo trasmesso dalla struttura del ponte paragonato al rumore trasmesso
per via aerea previsto per il treno.
La descrizione dell’analisi ed i risultati sono riportati nel documento A9055-NOT-6-002 e allegati
all'Appendice 5.
Dai risultati si può constatare che il livello di rumore derivante dal traffico ferroviario sul ponte sarà
predominato dal rumore trasmesso dalla struttura, che si stima in circa 5dB al di sopra del rumore
trasmesso per via aerea.
Per posizioni ad altezze inferiori la differenza potrebbe essere più alta, a causa dei bordi del ponte
che potrebbero schermare maggiormente i rumori del treno trasmessi per via aerea . In posizioni
vicine e al di sotto del ponte si stima che il rumore sia completamente dominato dal rumore
trasmesso dalla struttura.
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Appendici
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11.1
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Appendice 1: Lista delle norme
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PROGETTO DEFINITIVO
Specialist Technical Design Report. Annex
11.2
Appendix 2:
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0
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Edilon Corkelast Embedded Rail System
Guideline for Bridge Design
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PROGETTO DEFINITIVO
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13-04-2011
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System information sheet
EDILON Corkelast® Embedded Rail System
EDILON Corkelast Embedded Rail Systems installed on various bridge types
1 DESCRIPTION
This information sheet describes the application of EDILON Corkelast Embedded Rail System
(ERS) on railway bridges. The information in this document is not solely restricted to Light Rail or
to Heavy Rail, but can be applied on any type of rail traffic. This information sheet makes no basic
difference for any of the different designs of the EDILON Corkelast Embedded Rail System, but is
universally applicable.
2 INTENDED USE
The EDILON Corkelast Embedded Rail System is a slab track system (ballastless track system)
which is applied on bridge decks and in slab track sections on embankments, in level-crossings
and in tunnels. The application of the EDILON Corkelast Embedded Rail System is possible on
new and on existing bridges. ERS offers low construction height, low self weight and low noise
and vibration radiation. The scope of application of ERS on bridges is as follows:
ON NEW STEEL BRIDGES
Most common application is the use of steel channels, mounted on the main girders or welded on
the deck plate. Integral deck plates mounted on the main girders or an integral bridge design, e.g.
Silent Bridge, are widely used for new bridges as well.
ON NEW CONCRETE OR STEEL-CONCRETE BRIDGES
Most common application is the use of concrete channels made with slipform paving, formwork or
moulds, or the use of prefabricated concrete channel elements. The track superstructure is usually
constructed separately over the bridge structure.
ON EXISTING STEEL BRIDGES FEATURING SLAB TRACK SYSTEMS
The bridge structure can remain either mainly or completely unaffected after the removal of
(longitudinal) wooden sleepers, direct fastenings or baseplate fastenings. The most common
application is the use of steel channels mounted on the cleaned girders, or the use of integral
deck plates.
ON EXISTING STEEL OR CONCRETE BRIDGES FEATURING BALLASTED TRACK
The bridge structure can remain either mainly or completely unaffected, but because of a height
difference of the two superstructures (ballasted track and ERS), height changes in the abutment
are necessary. The bridge structure has generally sufficient strength to bear a concrete deck. The
most common application is the use of concrete channels integrated in the concrete deck, or steel
channels mounted on the concrete deck.
edilon)(sedra bv
Nijverheidsweg 23
NL-2031 CN Haarlem
P.O. Box 1000
NL-2003 RZ Haarlem
EDILON Corkelast Embedded Rail System
T +31 / (0)23 / 531 95 19
F +31 / (0)23 / 531 07 51
Reference:
Page:
mail@edilonsedra.com
www.edilonsedra.com
DATA ERS Bridge Design (GB) 080317 rev 00
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2 INTENDED USE
- continued -
Track and bridge renewal will require to some extent abutment improvement. If the abutment is
substantially improved, track needs to be reinstalled. Throughout this “Guideline for Bridge
Design” attention is also paid to the structural design of the abutment.
The EDILON Corkelast Embedded Rail System is suitable for application on bridges of any
length. However in case of CWR (Continuous Welded Rail), the maximum dilatation length
(=single span bridge length with 1 fixed and 1 roll support) is limited to 30 to 35 meters. For
bridges with longer dilatation length, expansion joints and devices will be necessary. More
attention is paid to this subject in the sections “Bridge design” and “Track design”.
3 SYSTEM DESIGNS
The EDILON Corkelast Embedded Rail Systems are divided in the following four basic designs
for application on bridges:
•
Steel channels on a steel bridge
•
Steel channels on a concrete bridge (deck)
•
Steel channels integrated in a steel bridge (deck), including Silent Bridge (full integration)
•
Concrete channels integrated in a concrete bridge (deck)
Note: In the first, second and third design fixation of the channels to the bridge is done by
means of (glued) anchor bolts.
4 BRIDGE DESIGN
Typical issues for the bridge design equipped with the EDILON Corkelast Embedded Rail
System are addressed in this section.
•
Bridge loads
The application of ERS on bridges brings neither any addition nor any reduction of train loads
for the design of bridges. Vertical and lateral loads on the rail should be applied as prescribed
e.g. in the UIC load configurations [UIC700], or SW/0 and LM71 [UIC702] or specific train or rail
vehicle types. Dynamic load amplification due to live train load is equal or less for ERS than for
other slab track systems [EN1992-2], [EN1993-2].
•
Self weight reduction
The design of bridge structures equipped with ERS is not different from any other slab track
system. However, compared to ballasted track, the self weight of ERS is substantially lower.
The self weight of bridges with ERS can be reduced further in case of integral design, e.g.
Silent Bridge.
A reduction of the self weight has a consequence for the determination of natural frequencies
of the bridge structure [UIC776-3], in particular when the design of a bridge with ballasted track
is transferred into a bridge with ballastless track.
Reference:
Page:
2 of 10
4
BRIDGE DESIGN
-continued-
•
Force transfer
As ERS is installed in separated channels for left and right rail, the track and rail alignment is
controlled per rail. However the horizontal alignment of the second rail can be taken from the
position of the first when this rail has been secured. Because of the continuous support in
vertical and lateral direction, the train forces are more evenly distributed over the supporting
structure, the girders and the bridge deck.
•
Bridge length
Based on design calculations and supported by practical experience, the dilatation length of
bridges with CWR track in ERS should be limited to 30m for steel bridges and 35m for concrete
bridge in order to avoid excessive rail stresses and differential displacement.
For longer bridges one has to consider the use of a series of bridge decks and/or expansion
joints or devices. More information about the expansion joints is retrieved in the system
information sheet of EDILON Corkelast Embedded Expansion Joints and Devices.
Single span bridge: max. length 30-35m
Multiple span bridges: Ldilat < 30m
•
Bridge supports and bridge end rotation
Supports of bridge decks are generally located at an offset u=300mm from the bridge end.
Bridge end rotation under live load cause longitudinal bridge end displacements, uplift and
compression stresses as indicated in the figure below.
If displacements are larger than δ=3mm at rail level or bridge end rotation are larger than
φ=0.005 rad [UIC776-3], a so-called bridging/sliding slab with a slab track fastening system
should be installed between the abutment and the position of the bridge support [Eisenmann &
Leykauf, FFS]. A slab track system (e.g. a baseplate system) is usually installed on the
bridging/sliding slab and on the abutment. If this slab track system is only installed on the
abutment, it should have a reduced longitudinal restraint and a vertical and horizontal support
stiffness comparable to ERS. The minimum length depends on the length of the bridge and the
structural strength of the abutment.
δ
STRESSES
MOVEMENTS
u
Uplift tension
Compression
Rail
Bridge
Rail
Η
Bridge
ϕ
Abutment
Uplift tension
Abutment
ALTERNATIVE 1
Compression: ~0
ALTERNATIVE 2
Uplift tension: ~0 Compression: ~0
Rail
Baseplates
Rail
Baseplates
Bridge
Bridge
ϕ
ϕ
Abutment
Abutment
•
Vertical track position relative to bridge neutral axis
The vertical position of ERS relative to the neutral axis of the deck sets the bending conditions
of the rail and the channel due to bridge bending. In case of application of deck plates, an
analysis should be carried out to establish the effect on structural stability and strength of the
connection between deck plates and the bridge.
Typical bridge designs, e.g. box girders, channel girders and arch bridges, create typical stress
conditions in track and bridge. Standard bridge design rules apply to control stress levels. Due
to the low height of ERS, some benefits may apply, which are not taken into consideration for a
general bridge design, but might be used later in a detailed design.
Reference:
Page:
3 of 10
4
BRIDGE DESIGN
-continued-
•
Skewness of bridge deck
The majority of bridges have straight bridge ends and abutments perpendicular to the track
axis. In that case sleepers in ballasted track are placed as close as possible to the bridge end
and over the abutment.
In case of an offset between left and right rail, creating an skewness of more than approx. 8
degrees, a slab track system (e.g. baseplate system) on the abutment is preferred, if necessary
in a wedge shape to compensate for the skewness of the bridge end. The slab track system
should have a reduced longitudinal restraint (sliding) at the expanding end and a vertical and
horizontal support stiffness comparable to ERS. The minimum length of the abutment supports
depends on the structural strength and skewness of the abutment.
Alternatively the bridge is extended and fits within a longer abutment. In that case the bridge
deck can keep its straight ends.
Extended bridge deck with straight ends
and extended (skew) abutments
Straight bridge ends
Small skewness:
No rail abutment support needed
Large skewness:
Rail supports on abutment (baseplates)
•
Curved, inclined, canted or twisted bridge decks
The large number of bridges are designed for straight track. In a number of cases, the track is
curved, inclined or canted, and an intentionally shaped bridge deck may be considered.
Shaped bridges require very accurate construction and installation.
In order to allow some playroom for the track aligning and levelling at complicated locations,
ERS has the possibility of final accurate adjustment of the track level and alignment when the
channels have been widened and deepened a bit more than for straight track. This facilitates
track construction.
It is preferred to fix the short length modular steel channels with levelling plates. In case of
concrete channels, short length modular formwork or prefabricated elements should be used.
Fine adjustment of the rail and track alignment and level is performed inside these channels.
ERS has no other limitations in curves, inclined track and cant track other than those of other
rail fastening systems. For increased lateral stability the outer side of the rail is usually more
embedded.
•
Bridge and rail temperatures at installation
Bridges and rails are exposed to different temperatures, which effect the performance. See for
more details the remarks of this subject at track design.
Reference:
Page:
4 of 10
5 TRACK DESIGN
Typical issues for the track design of the EDILON Corkelast Embedded Rail System are
addressed in this section.
•
Vertical stiffness
The vertical stiffness of ERS is tuned to approximately 1.5mm deflection under nominal static
axle load (for Heavy Rail: 22.5 tonnes axle load, for LR Metro: 16 tonnes axle load, for LR Tram
12 tonnes axle load). edilon)(sedra qualifies this deflection for all types of rail traffic as Medium
Stiffness. Alternative systems with less and more deflection are available, which are qualified at
Standard Stiffness and Low Stiffness respectively.
Most of the mechanical properties, including vertical stiffness are measured in accordance with
the European standard for slab track fastening systems [EN 13481-5], and more information is
found in the system information sheets of the various designs of the EDILON Corkelast
Embedded Rail System.
The deflection is a displacement of the rail relative to the channel or the bridge deck. Specific
standards put limits to the change of vertical stiffness under sinusoidal loading, before and after
repeated loading and for extreme temperatures e.g. – 20 °C and + 50 °C [EN13481-5, DB,
AFKK].
•
Uplift resistance
The uplift resistance of ERS is necessary to withstand for live loading without any damage. This
is a relative vertical displacement of the rail versus the channel or the deck. It may occur at the
connection of two bridge decks or of bridge deck and abutment. Vertical uplift of the rails in
ballasted track at the abutment should also be limited to 3mm, and ERS can resist such uplift
displacement [UIC776-3].
wz
wz
wy
wz
•
Lateral stiffness and rail stability
The lateral rail head movement of ERS is limited to 2mm in outer direction under nominal static
single wheel load. This is the relative displacement of the rail versus the channel or the deck at
14 mm under Top Of Rail (TOR) under typical load conditions. Such depend on radius of curve,
train speed, track cant and cant deficiency.
In the European Standards [EN13481-5] and [EN13146-4] the load conditions and the test
method are specified for repeated loading testing and angular loading angles of H/V = 0.49,
0.65 or even more may apply. At nominal loading level this test can be used also for lateral
stiffness and rail stability. More information is found in the system information sheets of the
various designs of the EDILON Corkelast Embedded Rail System.
Due to lateral forces on the bridge, at the track on the abutment and the embankment is
exposed to (shear) forces in the horizontal plane. In bridge design a lateral rotation of bridge
ends of φ=0.035 rad is allowed. ERS can resist 5mm lateral rail head deflection without any
damage.
ERS has larger lateral stability than ballasted track and most of the slab track systems. For the
lateral stability of bridge decks the same standards for ERS as for any other track system
should be applied [UIC776-3].
ur
ub
ϕb
ϕr
Reference:
Page:
5 of 10
5 TRACK DESIGN
-continued-
•
Longitudinal resistance, stiffness and maximum rail displacement
For ERS 7.0 mm rail movement, either positive or negative, is possible without any damage.
This is a relative longitudinal displacement of the rail versus the channel. Different resistance
values for loaded and unloaded track apply. The European Standards [EN 13481-5] and
[EN13146-1] define the test method for longitudinal resistance. The following values are taken
from [UIC774-3]:
Longitudinal Longitudinal
Maximum rail
For displacements
stiffness
resistance
displacement
larger than maximum
[kN/mm per [kN per meter
[mm]
rail displacement
meter track]
track]
13
7.0
Damage
ERS unloaded
19
7.0
Damage
ERS loaded
12-20
2.0
Rail slip
Ballast unloaded
40-60
2.0
Rail slip
Ballast loaded
40
0.5
Rail slip
Ballastless unloaded
60
0.5
Rail slip
Ballastless loaded
Note: The above values apply per track and are only general design values: specific values may
apply. More information is found in the system information sheets of the various designs of the
EDILON Corkelast Embedded Rail System.
Track system
•
Transfer of impact forces and high frequency vibrations
A typical qualification of ERS is on insulation of impact forces and high-frequency vibrations.
The embedding materials provide energy absorption over the entire length of the rail in vertical
and lateral direction. The loss factor (tangent delta) of most of the embedded rail systems is
between 6 and 12%. Natural or resonant frequencies between 100 and 400 Hz for unloaded
track and between 40 and 80 Hz for loaded track apply. One of the methods to characterise the
loss factor is under impact load testing or by dynamic testing [EN13481-3].
•
Energy transfer
The generation of dynamic forces in the track structure will create vibration energy transfer to
the bridge structure. As stated in above, the natural frequency of ERS is between 40 and 80 Hz
when loaded. This means that the dynamic forces below 40 to 80 Hz are certainly transferred
into the bridge deck, while the rail is retained mainly the dynamic forces over 100 to 400 Hz.
The majority of dynamic forces between both limits is transferred into the bridge deck as well.
Compared to other slab track systems, ERS provides a high energy absorption capacity and a
good spatial distribution of these forces to the bridge structure. On the other hand ballasted
track and some of the slab track systems may provide lower natural frequencies because of a
substantially higher track mass. The low frequency energy, which is transferred into the bridge,
is part of the bridge design [UIC776-3], [EN1992-3].
•
Preferred rail profiles
It is generally preferred to use the same rail profile on short span bridges as in the adjoining
track on the embankments. ERS is applicable to all commonly available rail profiles (vignole,
flat-bottom, grooved, as well as bull-head and block rail).
•
Check rails, guide rails and anti-derailment devices
The use of additional rails and anti-derailment devices, which are not carrying wheel loads in
normal operational conditions, should not interfere with ERS. In most cases, arrangements
which are applied for other track systems, can also be applied for ERS.
In a number of cases the concrete or steel channel design is extended and equipped with an
additional anti-derailment device (strip or plinth).
In case of check rail a replaceable rail is advised fixed on adjustable supports.
Reference:
Page:
6 of 10
5 TRACK DESIGN
-continued-
•
Third rail arrangements, electrical insulation and stray-currents
The use of third rails for power supply does not influence the application of ERS. Either steel or
concrete channels are generally positioned sufficiently far from the third rail support stools.
ERS in integrated steel or concrete bridge decks may require low depth third rail stools. The
electrical insulation of ERS, measured between the two rails as well as between rail and steel
channel, amply fulfils the requirements [EN13146-5], [EN13481-5], [RT/CE/S/040], [DB, AFKK].
ERS is completely insulated from reinforcement in concrete: even in wet conditions the
volumetric resistivity of the material is high and stray-current requirements are well fulfilled [EN
50122-2].
•
Flangeway, grinding and reprofiling
The open space at either side of the railhead is reduced in ERS compared to most other
ballasted and slab track systems. At the inner and the outer side of the rail, the ERS materials
have to support the rail, which limits the open space.
Requirements, which come forward from various wheel flangeways, grinding and reprofiling
should be verified in advance, including applicable rail wear limits. In general an envelope of
80mm under TOR and 300mm wide at the inner rail side is sufficient for most common rail
grinding and reprofiling machines.
•
Rail joints and welds
There is no need to interrupt the channel for rail welds. However, the dimensions of insulated or
non-insulated rail joints (mechanical rail joints with fishplates) may require a wider channel.
Maintenance and inspection requirements may prescribe full access to these joints. For that
reason rail joints in ERS are often reduced to an encasing of the rail foot. Alternatively the rail
joints are installed on a baseplate fastening system.
•
Channel dimensions
ERS is generally installed in a number of short, fixed-length channel sections along the bridge.
The spacing between two steel or concrete channels often serve as drainage ducts for rain
water and for pockets for rail replacement (cutting and thermit welding). Such pockets are
generally 300 to 500mm in length, and support of the rail within the pocket is not explicitly
necessary.
•
Settlements in the bridge abutment
The necessary resistance against settlements is achieved primarily by well-controlled treatment
and/or compaction of the backfill of the bridge abutment and secondarily by application of load
spreading layers and track stabilizing measures (asphalt, slab, ballast gluing, double Hsleepers, additional rails). In any case the self weight of the additional measure should be kept
as low as possible and track alignment should be monitored during operation.
The settlements of the abutments are less acceptable for any kind of slab track system,
including ERS, than e.g. for ballasted track [DB, AKFF].
Rail
Ballast gluing
H-shaped double sleepers
Extended abutment
Bridge
Rail
Bridge
Compacted back-fill
Asphalt layer
Abutment
Abutment
Rail
Additional rails
Rail
Bridge
Transition slab
Bridge
Compacted back-fill
Abutment
Abutment
Note: Not all countermeasures are necessarily applied together as shown here.
Reference:
Page:
7 of 10
5 TRACK DESIGN
-continued-
•
Conservation and waterproofing coatings
Railway bridges, including steel and concrete decks, are typically treated with coatings for
conservation and waterproofing. In order to ensure adhesion of ERS to these materials, advice
must be obtained first. This may include testing the adhesion in the lab. A large number of
suitable products is already available.
•
Changes in type of superstructure
The support stiffness of ERS is usually matched with the support stiffness of the adjoining track
structure. This illustrates that a gradual change of support stiffness is not needed. In case of a
substantial difference in support stiffness, a gradual change is desired on the condition that it
does not increase the risk of settlements at the abutment. Such a change should start at
sufficient distance before the abutment, and continue after [DB, AKFF].
•
Bridge and rail temperatures at installation
Bridges and rails are exposed to different temperatures, which effect the performance:
If the rail will not become part of CWR (the expansion joints in the rail are over the
dilatations of the bridge), the different temperatures will not create longitudinal stresses
transferred between rail and bridge. At the moment of installation it is necessary to
install at no more than 10 degrees Celsius temperature difference between rail and
deck, and at surface temperatures of rail and deck between +5 and +25 degrees
Celsius.
If the rails are welded later to CWR, the same conditions apply. Welding is only
possible after sufficient hardening of ERS and at least 3.0m beyond the bridge end.
In short span bridges (less than 12m) the rails can be welded first to CWR, but the
temperature conditions of the bridge and the rail should be carefully observed.
Installation is only possible at neutral bridge and rail temperature with no more than 5
degrees Celsius temperature difference.
•
Location of expansion joints
The location of the expansion joint in longer bridges (longer than 30 to 35m) is within the first
few meters either on the bridge deck, on the embankment or on the abutment. Low-restraint
fastenings should be installed along the extending rail up to the expansion joint. The length of
such bridges is limited by the displacement capacity of the expansion joint. More information
about the expansion joints is retrieved in the system information sheet of EDILON Corkelast
Embedded Expansion Joints and Devices.
Single span bridge in CWR: max. length 30-35m
Single span bridge with expansion joint
Reference:
Page:
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6 DESIGN STANDARDS
The following references have been used for the two previous sections on bridge and track
design issues:
•
International standards
UIC700: Classification of lines and resulting load limits, 9th edition, July 1987
UIC702: Static load diagrams […] for the design of load carrying structures […], 3rd edition,
March 2003
UIC774-3: Track-bridge interaction, 2nd edition, October 2001
UIC776-3: Deformation of bridges, 1st edition, January 1989
EN 1990-1999: Eurocodes on the design of structures.
EN 1992-2: Eurocode 2 Design of concrete structures: part 2 - concrete bridges
EN 1993-2: Eurocode 3 Design of steel structures: part 2 - steel bridges
EN 13146-1/-8: Railway applications: Test methods for fastening systems, February 2003
EN 13481-1/-7: Railway applications: Fastening systems, August 2002
in particular:
EN 13481-5: Railway applications: Fastening systems for slab track, August 2002
•
National standards
British or Railtrack standards
BS 5400/2: Bridge loading
RT/CE/P/027 01-96 Use of ballast gluing to increase the lateral resistance of track
RT/CE/P/003 04-01 Company code of practice (page 129 on transition slabs)
RT/CE/S/011 02-02 Continuous Welded Rail (CWR) Track
RT/CE/S/038 10-01 Longitudinal sleepers – Design, Installation and Maintenance
RT/CE/S/039 02-02 Specification RT98 - Protective Treatments for Railtrack Infrastructure
RT/CE/S/040 12-97 Level crossing surface systems
RT/CE/S/101 10-97 Track Design Requirements
RT/CE/S/102 02-02 Track Construction Standards
RT/CE/S/103 04-01 Track Inspection Requirements
RT/CE/S/104 06-00 Track Maintenance Requirements
RT/CE/C/003 04-01 Installation and Maintenance of Longitudinal Sleepers
German or DB standards
DIN 45673-1 Elastische Elementen im Oberbaubereich von Schienenbahnen
Deutsche Bundesbahn AG: Anforderungskatalog Feste Fahrbahn AKFF, 4th edition, August 2002
Deutsche Bundesbahn AG: DS 820 01 34 Anordnung von Schienenauszügen
Dutch or ProRail standards
PVE00121 Programma van Eisen Bevestigingssysteem ingegoten spoorstaven voor ballastloos
Spoor, 3rd edition, January 2006
•
Other relevant literature
Eisenmann & Leykauf: Feste Fahrbahn für Schienenbahnen, Betonkalender 2000
Reference:
Page:
9 of 10
7 SYSTEM REFERENCES
The EDILON Corkelast Embedded Rail System for Light Rail and for Heavy Rail are applied,
have been installed and are in operation in numerous railway networks. Applications of the
system on steel and concrete bridges are found in:
the Heavy Rail networks of:
one or more Light Rail networks in:
•
Banverket (SE)
•
Belgium
•
DB AG (DE)
•
France
•
FS (IT)
•
Germany
•
Irish Rail (IRL)
•
Hungary
•
MAV (HU)
•
Japan
•
Network Rail (UK)
•
the Netherlands
•
ÖBB (AT)
•
Poland
•
ProRail (NL)
•
Spain
•
REFER (PT)
•
Sweden
•
RENFE/ADIF (ES)
•
Switzerland
•
United Kingdom
8 SERVICE LIFE
The EDILON Corkelast Embedded Rail Systems have a service life at least equal to the rail
service life. As local conditions in installation, operation, maintenance, climate and supporting
and adjacent civil structures can influence the short-term and long-term performance of the
system, the service life is not unconditionally guaranteed by edilon)(sedra bv. Selection of the
most appropriate Embedded Rail System takes place on the basis of the best available
information and experience.
9 REFERENCES
Please refer to the following documents for information about the EDILON Corkelast Embedded
Rail System:
•
EDILON General Installation Instruction ERS
•
EDILON ERS system information sheets
•
any other applicable product information sheet
10 SYSTEM ADVICE
Before deciding upon the use of the EDILON Corkelast Embedded Rail System for an
application, we strongly advise contacting edilon)(sedra to discuss the correct system choice
and at the same time to take advantage of our extensive experience in design and application.
All technical information given in this System Information Sheet is based on many years
experience and is correct to the best of our knowledge. As the technical information given here
is of a general nature, it is therefore not intended for specification purposes.
The edilon)(sedra advice in regard to technical applications either verbal, written or by means of experiments is given in good faith and to
the best of our knowledge. It is given as a general indication and without obligation, also in respect of third party protection. This does not
remove the users obligation to control that the delivered edilon)(sedra product is suitable for the intended purpose and that the necessary
precautionary measures have been taken. Application, use and processing of the edilon)(sedra products take place outside the control
possibilities of edilon)(sedra. They therefore fall under the responsibility of the end user. Naturally, edilon)(sedra stands by its guarantee of
the quality of its products. We kindly refer you to our standard sales conditions. It is sometimes useful to perform application tests or to
develop special variations for certain projects. For more detailed or specific information concerning specifications and applications please
contact edilon)(sedra. By issue of this product information sheet earlier revisions are no longer valid. Applicable sampling and test methods
are subject to change without notice.
All rights reserved. No part of this publication may be reproduced and/or published by print, photo print, microfilm or any other
means without the prior written consent of edilon)(sedra bv.
EDILON Corkelast® is a registered trademark
| = CHANGES COMPARED TO THE PREVIOUS VERSION, ALWAYS CHECK THAT YOU HAVE THE MOST RECENT REVISION.
080317/T2005-0405/0308 rev 00
Date of issue: 25-03-2008
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10 of 10
PROGETTO DEFINITIVO
11.3
Appendix 3:
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Edilon Corkelast Embedded Rail System
Maintenance and renewal
Eurolink S.C.p.A.
Pagina 61 di 70
PROGETTO DEFINITIVO
Pagina 62 di 70
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Eurolink S.C.p.A.
EDILON Corkelast® Embedded Rail System
Maintenance & Renewal
EDILON Corkelast ERS cutting disk
EDILON Corkelast ERS pneumatic scrapers
1 DESCRIPTION
This information sheet describes the maintenance and the renewal of an EDILON Corkelast
Embedded Rail System (ERS). This document contains all activities necessary to perform these
methods and is applicable to all different designs of EDILON Corkelast Embedded Rail Systems.
2 SCOPE OF WORK
Maintenance and renewal of the EDILON Corkelast Embedded Rail System consists of a large
number of different activities. In a number of these, the removal and the re-application of EDILON
Corkelast is necessary. In case of renewal, old EDILON Corkelast ERS need to be removed and
new EDILON Corkelast ERS to be installed into the existing channel. All maintenance and renewal
methods re-establish the visual appearance, the performance and the durability of the EDILON
Corkelast ERS.
Maintenance of an EDILON Corkelast Embedded Rail System can be carried out either
preventively or correctively. Renewal of an EDILON Corkelast ERS is described under corrective
maintenance.
PREVENTIVE MAINTENANCE:
This type of maintenance of an EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to conserve
the technical lifetime of the system and to prevent corrective maintenance. Therefore only typically
light and simple maintenance methods are used. In this information sheet 3 types of preventive
maintenance are addressed:
1. cleaning groove
2. grinding rail
3. cleaning drainage points
CORRECTIVE MAINTENANCE AND RENEWAL:
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to improve or
to renew of (parts of) the system when it has reached its technical lifetime. It is evident that heavier
and more intrusive techniques will be used compared to preventive maintenance. This information
sheet pays attention to the following 6 types of corrective maintenance and renewal:
1. correcting ERS surface
2. surface welding rail head
3. renew ERS surface
4. renew connections
5. renew rail due to rail wear
6. renew ERS due to geometrical corrections (re-alignment)
Please be aware that all these types of preventive and corrective maintenance are not applicable
to every single design or application of an EDILON Corkelast Embedded Rail System.
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DATA ERS M+R (GB) 080120 rev 00
1 of 5
3 WORKING
INSTRUCTIONS
PREVENTIVE
MAINTENANCE
METHODS
1: CLEANING GROOVE
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System is applicable to
paved-in track structures (tramways with rail and road traffic) and to level-crossings. The rail
groove will get filled or polluted and this hinders the free run of wheel flanges and the run-off of
storm water. There is also the possibility of imprints of waste particles in the top surface of
EDILON Corkelast. This might cause crack initiation. For larger waste particles, rising of wheels
may occur, eventually leading to derailment.
Edilon)(sedra advises condition-driven preventive maintenance for cleaning the rail groove. It is
necessary to use cleaning substances and techniques which do not affect the EDILON Corkelast
Embedded Rail System.
It is not necessary to take additional safety and protective measures than usually taken for
cleaning the rail groove.
2: GRINDING RAIL
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System is applicable to
railway networks in which rail grinding is mainly performed to control uniform rail wear and to
reduce noise emission caused at the wheel-rail interface. Rail grinding equipment is available for
any system, regardless of the surface levels at both sides of the rail head and the width of the rail
channel. The range of grinding equipment consists of small-scale manual equipment, profiled
grinding stones (in particular for grooved rail) and grinding trains with rotating grinding stones.
Edilon)(sedra advises to design a system, taking into account the envisaged rail grinding method
and equipment with respect to the system dimensions (surface level and rail channel width). The
rail grinding process may cause imprints of glowing sparkles of ground steel or colour change at
the surface of EDILON Corkelast. These issues will not lead to a change in properties of the
EDILON Corkelast Embedded Rail System.
grinding the rail.
3: CLEANING DRAINAGE POINTS
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to preserve
the drainage points in good condition in order to avoid filling and pollution of the rail groove by
exposure to waste particles and liquids (see Cleaning groove).
Edilon)(sedra advises condition-driven preventive maintenance for cleaning the drainage points. It
is necessary to use cleaning substances and techniques which do not affect the EDILON
Corkelast Embedded Rail System.
cleaning the drainage points.
4 WORKING
INSTRUCTIONS
CORRECTIVE
MAINTENANCE
METHODS AND
RENEWAL
1: CORRECTING ERS SURFACE
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to lower the
surface levels at either side of the rail in order to guarantee the free run of wheel flanges or wheel
tires. The reasons for correcting the surface levels could be: initially too high pouring of EDILON
Corkelast, rail wear, change or wheel profile, etc.
Edilon)(sedra advises incident-driven maintenance by means of mechanical wire brush, angular
grinding or similar equipment which can be adjusted and fixed relative to Top Of Rail (TOR). It is
compulsory to contact edilon)(sedra beforehand and to discuss the method and the equipment.
It is necessary to take adequate safety and protection measures, suitable for the method and the
equipment to be used. Edilon)(sedra can give advice.
Reference:
Page:
2 of 5
4 WORKING
INSTRUCTIONS
CORRECTIVE
MAINTENANCE
METHODS AND
RENEWAL
-continued-
2: SURFACE WELDING RAIL HEAD
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to reduce the
surface wear of the rail head, or to increase the lifetime of the rail being part of the EDILON
Corkelast Embedded Rail System. The cause of rail wear is intensive use under less favourable
rail-wheel interface conditions.
Edilon)(sedra advises incident-driven maintenance by means of commonly used equipment for rail
head surface welding. If EDILON Corkelast is present along the rail head, it should be removed
beforehand (see Correcting ERS surface). The EDILON Corkelast surface should be protected
with thin metal strips during rail head welding. After rail head welding a new layer of EDILON
Corkelast should be applied where needed (see Renew ERS surface). For grinding the rail head
after welding, commonly used equipment can be used (see Grinding rail).
It is not necessary to take additional safety and protective measures than usually taken for welding
the rail head.
3: RENEW ERS SURFACE
This type of maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to renew the
top layer in order to restore the durability and the envisaged lifetime of the EDILON Corkelast
Embedded Rail System. The cause of surface damage can be diverse and originate from failures
in installation, operation or maintenance.
Edilon)(sedra advises incident-driven renewal of the surface only when it has been established
that it is not necessary to renew the EDILON Corkelast Embedded Rail System. Renewal of the
surface starts by removing the surface of EDILON Corkelast by means of mechanical wire brush,
angular grinding or similar equipment which can be adjusted and fixed relative to Top Of Rail
(TOR). It is compulsory to contact edilon)(sedra beforehand and to discuss the method and the
equipment. The minimum layer thickness for renewal of EDILON Corkelast is 30mm. For the
application of a new surface layer of EDILON Corkelast the reader is referred to the EDILON
General Installation Instruction ERS.
4: RENEW CONNECTIONS
This type of corrective maintenance of the EDILON Corkelast Embedded Rail System aims to
restore durability and functionality of the additional provisions, integrated into the EDILON
Corkelast Embedded Rail System or to expand it. The cause of such can be either functional or
strategic. The renewal of connections to the rail (cables) or to the rail channel (drainage points)
could be intrusive because it might require structural adaptations of the channel.
Edilon)(sedra advises incident-driven renewal where is concerns sectional removal en installation
of EDILON Corkelast ERS. Adaptations of the rail channel are not considered in the edilon)(sedra
scope of advice. The following equipment is preferred to be used for the removal of EDILON
Corkelast deeper than the surface layer only:
• angular grinding equipment (manual or mechanized)
• chiselling or cutting equipment (removal from channel walls)
• (ultra) high water pressure cleaning equipment (removal along the rail)
• mechanical wire brush equipment (manual)
After removal of the old connections, the rail and the channel must be prepared for the new
one(s). After connecting (and testing), new layer(s) of EDILON Corkelast must be applied. The
reader is referred to the EDILON General Installation Instruction ERS. Pre-treatment of the
surfaces (steel, concrete) is necessary.
Reference:
Page:
3 of 5
4 WORKING
INSTRUCTIONS
CORRECTIVE
MAINTENANCE
METHODS AND
RENEWAL
-continued-
5: RENEW RAIL DUE TO WEAR
replace the entire EDILON Corkelast Embedded Rail System in order to achieve optimum
durability and lifetime. The cause of renewal can be either functional or strategic. Renewal due to
rail wear takes place as an integrally prepared and planned activity.
Edilon)(sedra advises renewals based upon strategic track renewal programs where is concerns
sectional removal and installation of EDILON Corkelast ERS. Adaptations of the rail channel and
connections are not considered within the scope of this advice. The following equipment is
preferred to be used for the removal of EDILON Corkelast Embedded Rail System:
• chiselling or cutting equipment (removal from channel walls)
• (ultra) high water pressure cleaning equipment (removal along the rail)
After removal of the old connections, the new ones will be prepared. The rail is removed sectionwise in such a way that it is possible to make new (thermit) welds at the point where new rails
connects to the existing rails (50cm distance between weld and cured EDILON Corkelast). For
installing the new EDILON Corkelast Embedded Rail System the reader is referred to the
EDILON General Installation Instruction ERS. Pre-treatment of the surfaces (steel, concrete) is
necessary. During aligning of one rail, the other rail can be used for reference.
equipment to be used, in particular for the making of thermit welds in the vicinity of EDILON
Corkelast Embedded Rail System. Edilon)(sedra can give advice.
6: RENEW RAIL DUE TO GEOMETRICAL CORRECTIONS
replace the entire EDILON Corkelast Embedded Rail System and to change or to correct the
alignment. This inherently brings along the optimum durability and lifetime of a new EDILON
Corkelast Embedded Rail System. The cause of renewal can be either functional or strategic.
Renewal due to geometrical corrections generally takes place as an integrally prepared and
planned activity, but sometimes as incident-driven activity.
Edilon)(sedra advises in general the same renewal as due to rail wear (see Renewal rail due to
wear). However, corrections in the rail channel are more likely and one should bear that in mind.
Tolerances, defined by edilon)(sedra. for minimum and maximum distance between rail and
channel, must be closely observed. Structural corrections of channels are not included in this
advice. For more information about the method, please see Renewal rail due to wear.
equipment to be used, in particular for the making of thermit welds in the vicinity of EDILON
Corkelast Embedded Rail System. Edilon)(sedra can give advice.
5 QUALITY CONTROL
The maintenance and renewal methods of the EDILON Corkelast Embedded Rail System make
use of activities that require quality control:
•
correct marking of lengths to be repaired per engineering window
•
control of cleaning and drying
•
control of pre-treatment of channel and rail
•
control of conditions during application of pre-treatment primer EDILON Primer U90WB,
bonding primer EDILON Primer 21 and EDILON Corkelast
•
control of curing EDILON Corkelast
The last 4 items are covered in the EDILON General Installation Instruction ERS.
Reference:
Page:
4 of 5
6 EQUIPMENT
Maintenance and renewal of the EDILON Corkelast Embedded Rail System is performed in-situ.
All standard equipment necessary for maintenance and renewal is made available through the
contractor, whereas the system-specific equipment is made available through the supplier. The
conditions need to be such that the equipment can be operated and used correctly.
7 REFERENCES
Please refer to the following documents for information about the EDILON Corkelast Embedded
Rail System:
•
EDILON General Installation Instruction ERS
•
EDILON ERS system information sheets
•
any other applicable product information sheet
8 SYSTEM ADVICE
Before deciding upon the use of the EDILON Corkelast Embedded Rail System for an
application, we strongly advise contacting edilon)(sedra to discuss the correct system choice
and at the same time to take advantage of our extensive experience in design and application.
All technical information given in this System Information Sheet is based on many years
experience and is correct to the best of our knowledge. As the technical information given here
is of a general nature, it is therefore not intended for specification purposes.
The edilon)(sedra advice in regard to technical applications either verbal, written or by means of experiments is given in good faith and to
the best of our knowledge. It is given as a general indication and without obligation, also in respect of third party protection. This does not
remove the users obligation to control that the delivered edilon)(sedra product is suitable for the intended purpose and that the necessary
precautionary measures have been taken. Application, use and processing of the edilon)(sedra products take place outside the control
possibilities of edilon)(sedra. They therefore fall under the responsibility of the end user. Naturally, edilon)(sedra stands by its guarantee of
the quality of its products. We kindly refer you to our standard sales conditions. It is sometimes useful to perform application tests or to
develop special variations for certain projects. For more detailed or specific information concerning specifications and applications please
contact edilon)(sedra. By issue of this product information sheet earlier revisions are no longer valid. Applicable sampling and test methods
are subject to change without notice.
All rights reserved. No part of this publication may be reproduced and/or published by print, photo print, microfilm or any other
means without the prior written consent of edilon)(sedra bv.
EDILON Corkelast® and EDILON Dex® are registered trademarks
| = CHANGES COMPARED TO THE PREVIOUS VERSION, ALWAYS CHECK THAT YOU HAVE THE MOST RECENT REVISION.
080120/T2005-0405/0801 rev 00
Date of issue: 31-01-2008
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T +31 / (0)23 / 531 95 19
F +31 / (0)23 / 531 07 51
Reference:
Page:
www.edilonsedra.com
5 of 5
PROGETTO DEFINITIVO
Eurolink S.C.p.A.
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Pagina 63 di 70
PROGETTO DEFINITIVO
11.4
Appendix 4:
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Testing of embedded rail system
Doc. no. A9055-MEM-6-003
Pagina 64 di 70
Eurolink S.C.p.A.
PROGETTO DEFINITIVO
Eurolink S.C.p.A.
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Pagina 65 di 70
Memo
Messina Strait Bridge, A009055
COWI A/S
Title
MEM-6-003
Test requirements for embedded rail system
Parallelvej 2
DK-2800 Kongens Lyngby
Denmark
Date
23 September 2010
To
Eurolink (S.Ordannini, A.Poli)
Copy
EMV
From
JNF/SOLA
Tel +45 45 97 22 11
Fax +45 45 97 22 12
www.cowi.com
1 Introduction
This memo includes requirements for testing of embedded rail systems like
EDILON ERS system and similar. The memo is not expected to be fully covering all aspects and requirements for testing as the exact requirements from the
Railway Authorities are not known at this point in time.
2 Performance criteria
2.1 General
The railway infrastructure for the Messina Bridge shall be designed and built in
accordance with to the Technical Specifications of Interoperability (TSI) of the
High Speed (HS) Rail System. The line shall concord with the requirements of
category II of the HS TSI of the order V = 200 km/h, but with the following
limitations:
•
Local line speed limitation: 120 km/h
•
Nominal axle load: 25 ton.
The horizontal alignment is a straight line.
2.2 Track resistance
The track shall be designed to withstand the following forces resulting from a
passing train:
•
Vertical loads ( weight, line speed, track lay-out, rolling stock, etc )
•
Lateral loads (wheels, vehicles, adhesion, wheel distance etc )
•
Longitudinal loads ( braking, accelerating, temperature forces, track creep,
shrinkage stresses from welding )
2.3 Traffic loads on structures
According to the HS TSI INF the structures shall be designed to support the
loads defined in EN 1991-2: Traffic loads on bridges.
•
Vertical loads, acc. to TSI 4.2.14.1 (α=1.1)
http://projects.cowiportal.com/ps/A009055/Documents/4 Comm/4.2_MEMO/4.2.6_Sec.sys/A9055-MEM-6-003_Test requirements for embedded rail system23092010.DOCX
2/7
•
Dynamic analysis, acc. to TSI 4.2.14.2
•
Centrifugal forces, acc. to TSI 4.2.14.3
•
Nosing forces, acc. to TSI 4.2.14.4 (α=1.1)
•
Actions due to traction and braking, acc. to TSI 4.2.14.5
•
Longitudinal forces due to interaction between structures and track , acc. to
TSI 4.2.14.6
2.4 Design criteria for the Messina Bridge
The design criteria are defined in the document CG-1000-P-RG-D-P-CG-0000-00-00-00-13-A "Basis for Design and expected Performance Levels of the
Bridge". The design loads on the railway structures are the following:
•
Vertical loads, see Figure 1 below
•
Longitudinal - traction:
33(kN/m) x L(m), max. 1000kN
•
Longitudinal - braking:
20(kN/m) x L(m), max. 6000kN
•
Nosing:
100kN, applied at the top of the rail
The loads above shall be multiplied with α=1.1.
Figure 1
Load model 71 including α=1.1
3 Testing
3.1 General
The rail fastening system shall comply with the following standard:
EN 13481-5
Railway applications - Track - Performance requirements
for fastening systems
Part 5: Fastening systems for slab track
According to this standard the following parameters shall be verified by testing:
.
3/7
•
Minimum resistance to rail longitudinal slip acc. to EN 13146-1
•
Resistance to repeated loading acc. to EN 13146-4, see also 3.2 below
•
Minimum electric resistance acc. to EN 13146-5
•
Dynamic stiffness of the rail pad acc. to EN 13481-5 Annex A and B
The standard above is presently under revision to include requirement for embedded rail system, especially for tramway applications:
prEN 13481-5
Railway applications - Track - Performance requirements
for fastening systems
Part 5: Fastening systems for slab track with rail on surface
or rail embedded channel
In the absence of test procedures specific for embedded rail systems procedures
derived from discrete and continuous supported rails on slab track have been
used.
3.2 Project specific tests
For the Messina Bridge the track is installed directly on the steel railway girder
comprising of a deck plate with internal longitudinal and transverse stiffeners.
The internal stiffeners will form a grid thus providing inhomogeneous supporting conditions for the rail as harder points will be formed at the locations of the
transverse stiffeners.
The resistance to repeated loading and the durability of the polymer shims and
resilient strips shall be verified under the real supporting conditions as shown in
Appendix 1.
3.2.1 Test of track performance and durability
The purpose of the test is to verify the performance and durability of the track
system under cyclic loading simulating the passage of the railway vehicles. In
particular it is necessary to verify:
•
the long term behavior of the rubber elements around the rails
•
the durability of the welded connections with the supporting plate.
As for fatigue testing, a static and dynamic characterization of the track is carried out before and after a cyclic application of loads on the rails. In this respect
the series of tests are the same indicated in EN 13146-4 where two inclined
load on each individual rail are applied by means of two individual hydraulic
cylinders. This is intended to reproduce the situation of a single wheelset of a
bogie.
Since welded joints in the rails are also involved, following the approach in
doc. RFI TCAR SP AR 03 001 B " Traverse metalliche cave per armament 60
.
4/7
UIC" for steel sleeper fatigue testing, it is necessary to apply an exceptional
load at the beginning and at the end of the fatigue test.
Summarizing, the sequence of test is the following:
•
verification of the welded joint by non-destructive testing (NDE)
•
static and dynamic characterization of the track
•
application of the exceptional load, through a ramp function
•
cyclic loading
•
static and dynamic characterization of the track
•
NDE final verification of the welded joint
The value of the exceptional load correspond to the limits of overturning, under
wind action of SLS1 and SLS2.
The length of the embedded rail to be considered depends of its stiffness characteristics.Therefore it must be calculated in order to consider the effect of a
single wheelset (reproduced by means of a couple of actuators) equivalent to
the effect of the two axles of the same bogie.
In order to consider not only the behavior of the embedded rail, but also its interaction with the upper plate of the railway box, the test set-up must reproduce
as close as possible the stress condition occurring on the real installation. The
embedded track system must be mounted, with the same connections of the real
system, to a steel plate fitted with boundary conditions able to reproduce as
close as possible, the stress condition in which the real plate of the railway
girder works.
To this purpose the plate of the laboratory set-up must be mounted on a frame,
as sketched in Figure 2, in order to reproduce the local deformability of the real
plate of the railway box. The dimensioning of the plate and the supporting
frame must be calculated in order to approximate at the best the stress condition
for the welded connections of the lateral walls containing each rail.
.
5/7
embedded rails and
plate
Boundary
frame
Figure 2
Set-up for testing
3.2.2 Requirements on the actuators, control system
General requirements as in EN 13481-5 must be satisfied, provided the levels
of the forces under specific condition (lateral wind and deck rotation effects)
are applicable. In order to apply exceptional and cyclic loads, 250kN actuators
are recommended. The control system must be able to apply different loads on
the two actuators, and different angles of application of the load must be possible. Force control is required.
3.2.3 Quantities to be monitored
In addition to what is required by EN 13481-5, permanent monitoring of the
vertical, lateral and angular position (roll) of each rail is necessary during the
fatigue test, with periodic memorization of 100s time series, in order to characterize its long term behaviour at specified time intervals.
Strain must also be monitored on the plate, so that the fulfilment of the equivalence between the laboratory test and the simulated situation can be verified.
NDT must be carried out on the welding, before and after the fatigue tests, to
identify eventual failures.
3.2.4 Test of longitudinal restraint
In addition to the tests specified in EN 13481-1 due consideration to braking
and acceleration conditions of the trains is mandatory for the embedded rail
system. In order to verify these conditions the longitudinal and vertical loads
must be applied simultaneously. Longitudinal load must be applied at rail levels
in corresponding to the c.o.g. of rail section. It is recommended that the longitudinal forces are applied as tensile load by means of articulated joints in order
to avoid instability problems in the set-up.
In order to verify the different contact conditions between the rubber, the rail
and the containing walls of the embedded rail system, the test must be carried
out at different vertical load levels, considering the following scenarios:
.
6/7
•
Vertical load in combination with increasing longitudinal loads, until
maximum longitudinal loads as specified in section 2.4 above, unless slippage is found before this limit.
•
Vertical and longitudinal loads monotonously increasing with a ratio according to the deceleration of the train (measured or simulated).
The following data shall be recorded and will be necessary for the processing:
•
Applied loads
•
Longitudinal movements of the rails
•
Vertical movements of the rails in the section where the vertical loads are
applied and at extremities of the rail, in order to verifiy that no significant
rigid body motion occur in the vertical plane.
No slippage must occur during the tests. Moreover, friction coefficients as
function of vertical loads should be also obtained for subsequent calculation on
a full model of the system train + embedded rails.
3.3 References
[1]
EN 13481-5
Railway applications - Track - Performance
requirements for fastening systems
Part 5: Fastening systems for slab track
[2]
prEN 13481-5
Railway applications - Track - Performance
requirements for fastening systems
Part 5: Fastening systems for slab track with
rail on surface or rail embedded channel
[3]
EN 13146-1
Railway applications - Track - Test methods for
fastening systems
Part 1: Determination of longitudinal rail restraint
[4]
EN 13146-4
fastening systems
Part 4: Effect of repeated loading
[5]
EN 13146-5
fastening systems
Part 5: Determination of electrical resistance
[6]
RFI TCAR SP
AR 03 001 B
Traverse metalliche cave per armament 60 UIC
.
7/7
Appendix 1
.
PROGETTO DEFINITIVO
Pagina 66 di 70
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Eurolink S.C.p.A.
PROGETTO DEFINITIVO
11.5
Appendix 5:
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Analysis of rail noise
Doc. no. A9055-NOT-6-002
Eurolink S.C.p.A.
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Eurolink S.C.p.A
COWI A/S
Messina Bridge - Analysis of rail noise
transmitted from bridge elements
Parallelvej 2
Denmark
Tel +45 45 97 22 11
Fax +45 45 97 22 12
www.cowi.com
Background Note
Table of Contents
1
Introduction
1
2
2.1
2.2
Method of analysis
Airborne train noise
Structure-borne noise from bridge structure
1
1
2
3
Results
5
4
Conclusion
5
1
Introduction
The following document describes a noise analysis of the noise from the
planned Straight of Messina Bridge. Only railway noise is considered in the
following.
The planned bridge will be built as a very large steel suspension bridge with
dual railway tracks flanked on both sides by motorway lanes. Vibrations in the
tracks will be transmitted to the steel structure when a train is passing. The
large steel box girders will then emit the vibrations as airborne noise.
This structure-borne noise is in addition to the usual airborne noise from the
train's wheels, engine and braking systems. The following analysis will focus
on determining the amount of additional noise transmitted from the bridge
structure in comparison to the expected airborne train noise.
2
Method of analysis
2.1
Airborne train noise
The noise level of a single heavy freight train has been calculated using the
Nordic Prediction model for trains in SoundPLAN v7.0.
The terrain has been heavily simplified in the vicinity of the bridge, but the
Document no.
http://projects.cowiportal.com/ps/A009055/Documents/3 Project documents/3.1_WORK/6_Second System/6.5_Railway systems/A9055NOT-6-002-Messina structure-borne noise Background note.DOCX
A9055-NOT-6-002
Version
0.1
Date of issue
13th October 2010
Prepared
JNIR
Checked
JVM
Approved
JCA
Messina Bridge - Analysis of rail noise transmitted from bridge elements
2/6
train-part of the Messina Bridge itself has been included. Terrain is chosen to
be acoustically hard / reflecting (water).
The following traffic data has been used:
Train type:
Speed:
Length:
Heavy Freight Train, Type RFI 6 accordingly to design
basis GCG.F.04.01
120 km/h
750 m
The noise levels have been calculated for a number of points near one end of
the bridge (coastal area). The calculation height is 70 m above terrain. There
will be no screening from the bridge edges.
2.2
Structure-borne noise from bridge structure
The theoretical radiated sound power from a bridge element is dependant on
three factors: Vibration of the element, size of the element, and radiation factor
of the element.
The following equation gives the radiated sound power level from these factors:
10 log 10log where
LV is the vibration velocity level
S is the area of the radiating element and
σ is the radiation factor.
For noise emission calculation purposes the bridge has been simplified into 100
identical bridge box girder elements each of size 7,5 x 30 m.
Figure 1 Cross section of a bridge box girder rail element
http://projects.cowiportal.com/ps/A009055/Documents/3 Project documents/3.1_WORK/6_Second System/6.5_Railway systems/A9055-NOT-6-002-Messina
structure-borne noise Background note.DOCX
.
3/6
2.2.1 Vibration Velocity Level
The deck vibration velocity levels just besides the rail fastening system have
been determinate by use of output from the runability, safety and comfort
analysis reported in document No. CG1000-P-RX-D-P-SB-A2-00-00-00-00-02
“Runability, Safety and Comfort Analysis”.
The dynamic interaction of the bridge and train will depend upon stiffness’s,
mass and damping properties of the two parts. The global IBDAS and local
AdTres FE-models used for the runability studies includes full dynamic interaction between bridge and trains.
The bridge as well as the trains has been modelled in the same global FE beam
models, however separate models for global and local behaviour, so that interaction automatically is accounted for. The FE-models can predict elastic behaviour of elements, and takes into account the large deformation effects. The dynamic effects of the train - bridge interaction are based on the modal analysis
capabilities of the FE models used. The systems represent both the governing
response from the bridge to the train as well as the reverse effect, which is of
secondary importance.
The synthetic acceleration time series generated by use of the FE models have
been checked and calibrated by comparing with real measurements carried out
at Limfordsbroen, Aalborg, Denmark. A steel deck railway bridge with slap
track
Attenuation from rail fastening system through girder steel elements to the under side of the orthotropic deck has from the output of the local ADTreS FE
model been assessed to be approximately 15 dB
The source used in the model is the vibrating force from a heavy freight train of
25 % of full length affecting each bridge elements for approximately 14 seconds.
The resulting mean vibration velocity level has been found in a node at the underside of a bridge element from 50-800 Hz. Due to the complexity of calculation the frequencies above 800 Hz has been estimated as a roll off of
6dB/octave:
f [Hz]
50
63
80
100
125
160
200
250
315
LV
110
115
117
116
111
115
116
112
112
f [Hz]
400
500
630
800
1000
1250
1600
2000
2500
LV
111
103
100
93
91
89
87
85
83
.
4/6
f [Hz]
3150
4000
5000
6300
8000
10000
LV
81
79
77
75
73
71
Values in italics (1000-10.000 Hz) are estimates
2.2.2 Radiation factor
The steel box girder can be simplified by a very large steel plate concerning
radiation efficiency. The radiation efficiency of thin plates has been thoroughly
investigated in literature, and the following radiation factor is determined in
accordance with ISO 12354-1 "Building Acoustics - Estimation of acoustic performance of buildings from the performance of building elements".
According to the standard the coincidence frequency of a 12 mm steel plate can
be found to be
344
1074 1,8 1,8 5100 0,012
where
c is the speed of sound in air (344 m/s)
cL is the longitudinal wave velocity of steel (5100 m/s) and
d is the thickness of the plate (0,012 m)
A 12 mm thick steel plate with a size of 225 m2 thus has the radiation factor σ:
f [Hz]
50
63
80
100
125
160
200
250
315
10 log(σ)
-25,6
-25,1
-24,5
-24,0
-23,4
-22,7
-22,0
-21,2
-20,3
f [Hz]
400
500
630
800
1000
1250
1600
2000
2500
10 log(σ)
-19,1
-17,7
-15,7
-12,2
-1,2
3,0
2,3
1,6
1,2
f [Hz]
3150
4000
5000
6300
8000
10000
10 log(σ)
0,9
0,7
0,5
0,4
0,3
0,2
With the previous determined vibration velocity level the total radiated sound
power level for a single 30 m long steel girder section can be found to LW = 126
dB(A) for the 56 seconds it takes a full length freight train to pass the element.
.
5/6
2.2.3 Propagation of structure-borne noise in the air
The structure-borne sound power level has been used in a simple 3D noise
model of the bridge in SoundPLAN v7.0. Terrain is chosen to be acoustically
hard / reflecting (water).
The radiating steel bridge has been modelled as 10 line source segments, with
each segment representing 10 rail box girder sections. The directivity or radiation pattern is simplified to uniform radiation (omni-directional) for each line
source. No screening effect is taken into account, as the bridge itself is the
emitting source.
Calculations of the resulting noise levels have been performed in accordance
with the General Prediction Model for Environmental Noise from Industrial
Plants for a number of points near one end of the bridge (coastal areas) for the
height 70 m above terrain. The calculated values are the equivalent noise levels
over a whole day (24 hours) for the structural noise generated from a single
passing full length (750 m) heavy freight train.
3
Results
The analysis of airborne and structure-borne noise levels gives the following
results for the 24 hour noise level from a single passing freight train:
Table 1 calculated noise levels from passing freight train
Noise level
airborne
Leq,24h air [dB(A)]
Noise level
structure-borne
Leq,24h structure [dB(A)]
Noise level
total
Leq,24h total [dB(A)]
50 m
54
59
60
100 m
50
55
56
250 m
44
49
50
500 m
39
44
45
1000 m
32
38
39
Distance from
bridge
As seen from table 1 above, the calculated structure-borne noise levels are
comparable with the calculated airborne noise levels.
4
Conclusion
From the results it can be seen, that the noise level from train traffic on the
bridge will be dominated by the structure-borne noise, which is expected to be
approximately 5 dB higher than the airborne noise.
.
6/6
For positions at lower heights the differences might be larger, because of the
edges of the bridge screening the airborne train noise to a higher degree. At positions close to and under the bridge the total noise can be expected to be completely dominated by the structure borne noise.
.
PROGETTO DEFINITIVO
11.6
Appendix 6:
Codice documento
Rev
Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Test results, Intermediate report
Doc. no. A9055-MEM-6-007
Eurolink S.C.p.A.
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PROGETTO DEFINITIVO
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Data
PS0251_0.doc
0
13-04-2011
Eurolink S.C.p.A.
Memo
Messina Strait Bridge, A009055
COWI A/S
Title
MEM-6-007
Testing of embedded rail system
Test results, Intermediate report
Parallelvej 2
Denmark
Date
10 March 2011
To
ELK
Tel +45 45 97 22 11
Fax +45 45 97 22 12
www.cowi.com
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From
COWI
1 Introduction
Testing of the embedded rail system is presently ongoing at Politecnico di Milano. This report describes in short the results obtained until now.
2 Test specification
The testing of the embedded rail system is carried out at Politecnico di Milano
in accordance with the test requirements set up in doc. MEM-6-003.
3 Results obtained until primo March 2011
3.1 Design and implementation of the laboratory set up
A desk study has been carried out at Politecnico di Milano with the purpose of
verifying that the test model fabricated for the test series will produce results
which are representative to the actual situation on the bridge. The desk study
includes:
•
A FEM calculation of the railway girder response to static loads
•
Verification of the track supporting structure adopted in the test model
•
Description of the test set up.
The details of this test set up is described in Technical report no. 1 included in
Section 4.1.
It is concluded that the model describes with reasonable precision the actual
conditions and that there will be good accordance between the theoretically calculated and the measured results.
3.2 Test model
The test model has been fabricated by Cimolai and is shown in the figures below.
http://projects.cowiportal.com/ps/A009055/Documents/4 Comm/4.2_MEMO/4.2.6_Sec.sys/A9055-MEM-6-007_Embedded rail system, intermediate test report.DOCX
2 / 10
Figure 1
Test model
The embedded rail system is supplied and installed by Edilon Sedra at the test
facilities at Politecnico di Milano. Some photos are included below.
.
3 / 10
Figure 2
Preparation of steel channel
Figure 3
Placing of tubes for cables
.
4 / 10
Figure 4
Pouring of the Corkelast resin
Figure 5
Edilon Corkelast ERS
.
5 / 10
3.3 Test results
The preliminary test results was discussed at the meeting at Politecnico di Milano on 04 March 2011. Below is found a translation into English of the recorded minutes. The original MoM in Italian is found in Section 4.2.
Minute of meeting held on March the 4th, 2011
Place:
Participants:
Politecnico di Milano - Dipartimento di Meccanica
SdM
G.Diana
Eurolink
S.Ordanini, E.Pagani
Italcertifer
R.Mele, M. Mancini
Italferr
G.Traini, A.Vittozzi, Evangelisti
RFI
Kiepe Electric
R.Pierro
Politecnico di Milano R.Corradi, A.Tosi
1. Inspection on the test-bed of the embedded-rail system
Corradi and Tosi (Politecnico di Milano) illustrated the test-bed, the method of
load application, the sensor systems used and the ongoing tests.
2. Presentation of the project on the test-bed
Corradi showed the calculations carried out by the Politecnico for the test-bed
design underlining how under the same load conditions, the stress induced in
the most critical locations of the test-bed are similar to the ones calculated in
the railway girder (refer to technical report dated 18 February 2011 by Politecnico).
3. Presentation of the first set of the static tests results
Corradi e Tosi showed the results of the test carried out so far (application of
combined static loads, vertical V and horizontal L). In the case of V=200kN
and L=100kN, the maximum measured stress (in the side of the rail containment, at 6.5mm from the fillet weld to the top plate of the girder) is 60MPa.
4. Discussion
The measured stresses are much lower compared to the ones expected by the
calculation from both Politecnico and COWI. The participants agreed on the
fact that such a result are due to the nature of the Edilon embedded-rail, for
which a high amount of the horizontal force applied to the rail is transferred
also to the inner side as well as to the bottom of the rail containment (in the first
instance the resin is in tension and in the second in shear).
Based on Diana proposal, the participants agreed on the opportunity to start the
foreseen fatigue test as soon as the characterization tests have been performed.
Fatigue testing will enable to verify the performance degradation of the rail system and particularly will enable to verify any possible de-bonding of the resin
from the inner side of the rail containment (and consequently the increment of
the stress in the welding spot between the outer side and the top plate of the
girder. Tosi confirmed that the fatigue testing is commencing next week (week
10) and that will last approximately two weeks.
Discussion about load to be applied during the fatigue testing follows. Based on
Traini and Diana proposal, the test will be carried out in combined load condi-
.
6 / 10
tion V=175kN and L=114kN, applied on one rail only. The chosen load V corresponds to the static wheel load of the EN5 (250kN/axle), increased 40% to
take into account the global dynamic factor. The load L corresponds to an angle
α of 33° (as prescribed in prEN 13481-5, 2010, for rail systems of category C).
The total number of cycle will be 3.000.000, with periodic inspections. The
first inspection will be after the first 300.000 cycles.
Once the test will be completed a new meeting will be arranged. During that
meeting the timing and the methods for the longitudinal restraint and vertical
pull-out tests will also be decided.
Results of the static tests
In continuation of the meeting above a description of the results of the static
tests has been prepared by Politecnico di Milano, see Section 4.3.
.
7 / 10
4 Annex
4.1 Technical report no. 1 - Design and implementation of the laboratory
set up
.
Politecnico di Milano – Department of Mechanical Engineering
18 February 2011
Messina Strait Bridge - Laboratory test on the embedded rail track system
Technical report n.1 - Design and implementation of the laboratory setup
1
Scope
This technical report describes the design and implementation of the laboratory setup for the test on the
embedded rail track system for the Messina Strait Bridge.
2
Reference documents
[1]
Dynamic properties of the 6 real trains for runnability analysis of the Messina Bridge, December 2010
[2]
COWI MEM-6-003, Test requirements for embedded rail system, 23 September 2010
[3]
prEN 13481-5, Railway applications - Track - Performance requirements for fastening systems - Part
5: Fastening systems for slab track with rail on the surface or rail embedded in a channel, June 2010
[4]
EN 13146-4, Railway applications - Track - Test methods for fastening systems - Part 4: Effect of
repeated loading, November 2002
[5]
E.Niemi, W.Fricke and S.J.Maddox Fatigue Analysis of Welded Components. Designer’s guide to the
structural hot-spot stress approach (IIW-1430–00), Woodhead Publishing, 2006
[6]
EN 1993-1-9:2005. Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-9: Fatigue
3
Introduction
In the Messina Strait Bridge the track is installed directly on the railway box girder. One of the key items in the
test bench implementation is that of reproducing as close as possible the stress condition in the track welded
connections to the railway girder upper plate, which are influenced by the local deformations in the girder
itself.
Therefore, the embedded rail track system must be fixed, with the same connections of the real system, to a
steel supporting structure (that will be hereinafter addressed as test box) suitable for reproducing as close as
possible the local flexibility of the upper plate of the real railway girder. The design of the test box was
supported by finite element calculations, focusing on the comparison between the results of a finite element
model of the railway girder and those of a finite element model of the test box.
As a consequence, the first step of the activity described in this report consisted in finite element simulation of
the railway girder response to train loading. The implemented finite element model reproduces the actual
geometry of one entire railway box girder between two transverse beams (26.25m total length).
Reference load conditions were defined, which correspond to two different trains (RFI1 and RFI5) among the
ones indicated in [1], and the railway girder static response to the distributed loads transmitted by the
embedded rail system was calculated. This static response was considered as the target for the design of the
test box.
The verification procedure consisted in applying the same static loads to the finite element models of the
railway girder and of the test box and in comparing the results in terms of the stresses induced in the
neighbourhood of the welded connection between the upper plate of the railway girder/test box and the outer
plate of the rail channel.
Once that the final test box design was validated, the results of the finite element simulations were used to
derive guidelines for the instrumentation of the test bench, in terms of number and position of the transducers.
This technical report is organized in the three following sections:
−
finite element calculation of the railway girder response to static loads transmitted by the track;
−
design of the track supporting structure to be adopted in the lab test (test box);
−
test setup implementation.
A. Bernasconi, R. Corradi
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18 February 2011
4
Finite element calculation of the railway girder response to static loads transmitted by the track
4.1
Finite element model
The implemented model is reported in figure 1 (overall model, detail of the basic 3.75m girder module, detail
of the transversal diaphragm). It reproduces the actual geometry of one entire railway box girder between two
transverse beams (26.25m total length) and it consists of 191016 shell elements.
Figure 1. Finite element model of the railway girder: overall model, detail of the basic 3.75m girder module,
detail of the transversal diaphragm.
4.2
Loads and boundary conditions
In order to define reference load conditions for the comparison between the stress distribution on the railway
girder and on the test box, the following two trains, among the ones indicated in [1], were considered:
−
RFI5 (SHIMMNS freight wagons);
−
RFI1 (ETR500 passengers train).
The principal vehicle data and the bogie positions on the 26.25m long railway girder are reported in table 1
and in figures 2 and 3.
In the first case (RFI5 train), the loads associated with 5 bogies act on the railway box girder, the 3rd bogie
being in a centred position with respect to the girder midspan.
In the second case (RFI1 train), the loads associated with the two loco bogies and with one coach bogie act
on the railway box girder, the 3rd loco axle being in a centred position with respect to the girder midspan.
Page 2 of 24
5.04
18 February 2011
12.04
7.0
1.8
V
V
V
V
V
V
V
V
V
V
z
x
3.75
13.125
26.25
Figure 2. Considered bogie positions on the railway girder: RFI5 train (SHIMMNS freight wagon)
7.78
11.45
1.5 1.5
VC
VC
VL
VL
VL
z
VL
x
3.75
13.125
26.25
Figure 3. Considered bogie positions on the railway girder: RFI1 train (ETR500 passengers train)
axle load [kN]
wheel base
pivot pitch
SHIMMNS freight wagon
250
1.8
7.0
ETR500 loco
170
3.0
11.45
ETR500 coach
110
3.0
19.0
Table 1. Principal vehicle data
The loads applied on top of the rail are re-distributed on the box girder upper plate, according to the stiffness
of the embedded rail track system. These distributed loads can be computed by making reference to the
Winkler analytical model of an infinitely long beam on a continuous elastic support.
Since no information on the elastic properties of the embedded rail system is currently available (the
identification of these parameters is one of the objectives of the lab test), a reference value for the track
2
stiffness (per unit length and per rail) equal to 50 MN/m was considered, which corresponds to a static rail
deflection of about 1.5mm under the maximum axle load (250kN).
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0.2
10
0
0
-0.2
-10
-0.4
-20
-0.6
-30
[kN/m]
[mm]
Figures 4 and 5 show the calculated rail deflection under one single bogie and the corresponding load
distribution fV(x), in the case of the SHIMMNS freight wagon and of the ETR500 loco. In the first case, each
rail is loaded by two forces 125kN each, at a distance of 1.8m; in the second case, the rail is loaded by two
forces 85kN each, at a distance of 3.0m. Obviously, in both cases, the integral of the load distribution fV(x)
over the entire rail length is equal to the sum of the two forces acting on the rail itself.
-0.8
-40
-1
-50
-1.2
-60
-1.4
-70
-1.6
-6
-4
-2
0
[m]
2
4
-80
-6
6
-4
-2
0
[m]
2
4
6
0.2
10
0
0
-0.2
-10
[kN/m]
[mm]
Figure 4. Calculated rail deflection under one single bogie and corresponding load distribution fV(x), in the
case of the SHIMMNS freight wagon (V=125kN per wheel)
-0.4
-20
-0.6
-30
-0.8
-40
-1
-8
-6
-4
-2
[m]
0
2
4
-50
-8
-6
-4
-2
[m]
0
2
4
Figure 5. Calculated rail deflection under one single bogie and corresponding load distribution fV(x), in the
case of the ETR500 loco (V=85kN per wheel)
The most severe stress condition for the track and especially for the welded connections to the railway girder
upper plate is that corresponding to the train being subjected to lateral forces due to cross wind. In this case,
the bogie transmits to the track not only vertical forces but also lateral ones. Also the standards [3,4]
recommend inclined test loads (see figure 29) to verify the effect of repeated loading.
A simplified calculation of the steady-state loads transmitted to the track by one single wheelset can be
performed, making reference to figure 6 and the corresponding formulae.
The underlying hypotheses are:
−
the lift wind force on the vehicle is neglected;
−
the total wind lateral force (4L) is uniformly distributed on the four axles of a vehicle (coach/locomotive);
−
the lateral contact force on the upwind wheel is assumed to be zero.
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∆V = L ⋅
h
s
Vunloaded = V0 - ∆V
L
Vloaded = V0 + ∆V
2V0
tanα =
h
L
L
Vloaded
∆V
V0
s
= ⋅
h 1+ ∆V
V0
2V0 = axle load
8V0 = total coach/locomotive weight
V0-∆V
V0+∆V
4L = total wind lateral force
s
h = height of the centre of wind pressure
Figure 6. Simplified calculation of the steady-state loads transmitted to the track by one single wheelset
According to the formulae above, if a reference condition is considered of 60% unloading on the upwind
wheels (i.e. ∆V/V0=0.6), that corresponds to Vloaded=1.6V0 and to tanα=0.3 (α=17°).
As a consequence, the following reference load cases are obtained for the SHIMMNS freight wagons and the
ETR500 train:
Load case 1
axle load
[kN]
h [m]
Vunloaded [kN]
Vloaded [kN]
L [kN]
α
SHIMMNS
freight wagon
250
1.90
50
200
60
17°
ETR500 loco
170
1.85
34
136
41
17°
ETR500 coach
110
1.85
22
88
27
17°
Load case 2
Table 2. Reference load conditions: vertical and lateral wheel loads under the hypothesis of 60% unloading on
the upwind wheels (see figures 2 and 3 for the axle positions along the railway girder)
The vertical and lateral loads applied on top of the rail are re-distributed on the box girder upper plate and on
the outer plate of the rail channel, according to the stiffness of the embedded rail track system. Since no
information on the elastic properties of the embedded rail system is currently available, the simplifying
hypothesis is made that the load distribution computed for the vertical direction (see Figures 4 and 5) is valid
also for the lateral direction. In other words, the function fL(x) is scaled with respect to fV(x) so as to
correspond to the ratio L/Vloaded=0.3.
The two forces per unit length fV(x) and fL(x) correspond to distributed loads p and q (per unit area), acting on
the upper plate of the railway box girder and on the outer plate of the rail channel (see figure 7). According to
the inclination α of the line of load application, the following assumptions are made:
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−
constant distributed load on the upper plate of the railway box girder (p = fV/a);
−
constant distributed load on the outer plate of the rail channel (q = fL/b).
The overall moment of the two distributed loads about point C is zero.
As far as the boundary conditions are concerned, in all finite element simulations the railway girder was
assumed to be clamped at both ends.
f
α F
α
V
C
fV
C
q
L
fL
b
a
p
z
y
Figure 7. Assumed distributed loads p and q (per unit area), acting on the upper plate of the railway box girder
and on the outer plate of the rail channel, as a result of the forces per unit length fV and fL
4.3
Results
The results of the finite-element static calculations carried out for the two reference load conditions indicated
in table 2 are reported in this section (see figures 8-15).
Since the main objective of the laboratory test is that of reproducing as close as possible the stress conditions
in the track welded connections to the railway girder upper plate, the stress maps reported hereafter and in
paragraph 5.3 (which refers to the test box simulations) focus on the outer plate of the rail channel and on the
upper plate of the railway box girder. The maps of the normal stress in the direction perpendicular to the weld
seam are reported in figures 8-15.
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Figure 8. Load case 1: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, inside surface (the plotted plate
portion is in correspondence with the central section of the railway girder, 3.75m long)
Figure 9. Load case 1: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, outside surface (the plotted
plate portion is in correspondence with the central section of the railway girder, 3.75m long)
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Figure 10. Load case 1: normal stress σy on the railway girder upper plate, top surface (the plotted plate
portion is in correspondence with the central section of the girder, 3.75m long)
Figure 11. Load case 1: normal stress σy on the railway girder upper plate, bottom surface (the plotted plate
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Figure 12. Load case 2: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, inside surface (the plotted
Figure 13. Load case 2: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, outside surface (the plotted
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Figure 14. Load case 2: normal stress σy on the railway girder upper plate, top surface (the plotted plate
Figure 15. Load case 2: normal stress σy on the railway girder upper plate, bottom surface (the plotted plate
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5
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Design of the track supporting structure to be adopted in the lab test (test box)
The final design of the test box is reported in the drawings attached to this report (draft prepared by
Politecnico di Milano and final version by Cimolai). The test box structure corresponds to a 3.75m long section
of the railway girder, between two transversal diaphragms. Considering that only one track will be tested, the
test box reproduces only one half of the railway girder. Moreover, since the purpose of the track supporting
structure is that of reproducing the local flexibility of the railway girder upper plate, only the upper part of the
girder itself (including all the longitudinal and transverse stiffeners) is replicated in the test structure.
5.1
Finite element model of the test box
The implemented model is reported in figure 16. It reproduces the actual geometry of the test box and it
consists of 7870 shell elements.
Figure 16. Finite element model of the test box: top view of the full model and bottom view of one half of it
5.2
Loads and boundary conditions
The same reference load conditions already considered for the railway girder finite element simulations were
taken into account also for the test box simulations.
The loads to be applied during the lab test have to reproduce the same stress conditions generated by a bogie
on the real railway girder. In the lab test, the loads applied by the hydraulic actuators will simulate the loads
produced by each wheelset within a bogie. The loads will be applied on top of the rail, in the middle of the test
box (see figure 17).
V
z
x
3.75
Figure 17. Position of the loading section during the lab test: the loads will be applied on top of the rail, in the
middle of the test box
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The loads applied on top of the rail are re-distributed along the test box, according to the stiffness of the
embedded rail track system. Since in the case of the test box the track length is only 3.75m, the calculation of
the distributed loads can no more be performed by means of the Winkler analytical model, but a finite element
model of a 3.75m long beam on continuous elastic support has to be used.
Figure 18 shows the calculated vertical rail deflection in the case of the SHIMMNS freight wagon and of the
ETR500 loco. The rail deflection diagrams are compared with the previously shown ones, which correspond to
the rail deflection in case of an infinitely long track, loaded by one single bogie.
Based on the calculations made, in the first case (SHIMMNS freight wagon), the vertical load to be applied on
the 3.75m long track in order to obtain the same maximum rail deflection of an infinite track under bogie
loading is equal to the one of the real bogie (i.e. 250kN per axle).
In the second case (ETR500 loco), due to the longer wheelbase and to the consequent limited superposition
of the load distributions produced by each single axle, the vertical load to be applied on the 3.75m long track
is 92% of the bogie axle load (i.e. 156kN per axle).
0.4
2 axles on infinite rail (250kN/axle)
1 axle on 3.75m rail (250kN/axle)
2 axles on infinite rail (170kN/axle)
1 axle on 3.75m rail (156kN/axle)
0.4
0.2
0.2
0
0
-0.2
-0.2
[mm]
[mm]
-0.4
-0.6
-0.4
-0.8
-1
-0.6
-1.2
-0.8
-1.4
-1.6
-6
-4
-2
0
[m]
2
4
6
-1
-8
-6
-4
-2
[m]
0
2
4
Figure 18. Calculated vertical rail deflection in the case of the SHIMMNS freight wagon (250kN/axle) and of
the ETR500 loco (170kN/axle)
Since the objective of the finite element calculations consists in checking that, under equivalent load
conditions, analogous stress conditions are obtained on the test box and on the full railway girder, the
following loads were considered in the test box simulations:
Vloaded [kN]
L [kN]
α
Load case 1
SHIMMNS freight wagon
200
60
17°
Load case 2
ETR500 loco
125
38
17°
Table 3. Reference load conditions: vertical and lateral wheel loads for the test box finite element simulations
(the loads are positioned in the middle of the outer rail)
The loads in table 3 are identical to those of table 2 for the SHIMMNS freight wagon, while in the case of the
ETR500 loco, they are scaled in the ratio 0.92.
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Once that the concentrated loads on the rail are defined, the corresponding distributed loads to be applied to
the test box finite element model are calculated. Again the simplifying hypothesis is made that the load
distribution computed for the vertical direction is valid also for the lateral direction (i.e. the function fL(x) is
scaled with respect to fV(x) so as to correspond to the ratio L/Vloaded=0.3). Finally, the two forces per unit length
fV(x) and fL(x) result in distributed loads p and q (per unit area), acting on the upper plate of the railway box
girder and on the outer plate of the rail channel (see figure 7).
As far as the boundary conditions are concerned, in all finite element simulations the test box base was
assumed to be clamped.
5.3
Results
The results of the finite-element static calculations carried out for the two reference load conditions indicated
in table 3 are reported in this section (see figures 19-26).
Since the main objective of the laboratory test is that of reproducing as close as possible the stress conditions
in the track welded connections to the railway girder upper plate, the stress maps reported hereafter and in
paragraph 4.3 (which refers to the 26.25m railway girder) focus on the outer plate of the rail channel and on
the upper plate of the railway box girder. The maps of the normal stress in the direction perpendicular to the
weld seam are reported in figures 19-26.
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Figure 19. Load case 1: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, inside surface
Figure 20. Load case 1: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, outside surface
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Figure 21. Load case 1: normal stress σy on the test box upper plate, top surface
Figure 22. Load case 1: normal stress σy on the test box upper plate, bottom surface
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Figure 23. Load case 2: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, inside surface
Figure 24. Load case 2: normal stress σz on the outer plate of the rail channel, outside surface
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Figure 25. Load case 2: normal stress σy on the test box upper plate, top surface
Figure 26. Load case 2: normal stress σy on the test box upper plate, bottom surface
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5.4
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Comparison with the results of the finite element model of the 26.25m long railway girder
In this paragraph comments are made on the comparison between the stresses calculated through the two
finite element models, i.e. the model of the 26.25m long railway girder and that of the test box.
First of all, it is important to recall that the comparison is based on the reference load cases indicated in tables
2 and 3. The corresponding distributed loads applied to the finite element models of the railway girder and of
the test box are based on the simplifying hypotheses introduced in paragraphs 4.2 and 5.2. Although these
load distributions can be regarded as a realistic input to the two finite element models, the considered load
cases are not representative of all possible load conditions that may occur. For this reason, the main objective
of the comparison consists in verifying that the stresses induced on the test box are close to those of the full
railway girder (especially in the vicinity of the welded joint between the outer plate of the rail channel and the
girder upper plate), so as to validate the test box design.
Comparing the two groups of figures 8-15 and 19-26, it can be observed how the stress maps calculated
through the two finite element models are very similar in terms of both general distribution and maximum
values. Consequently, the test box can definitely be considered suitable for performing the test on the
embedded-rail track system, in that the actual stress conditions for assigned loads can be properly simulated.
The stress levels reached (see figures 8-15 and 19-26) are indicative of a possible realistic situation, but do
not represent any particular stress condition for structural verification. The actual stresses in the most
critical/significant positions will be measured during the laboratory test (see paragraph 6), for different
combinations of vertical and lateral loads applied on top of the rail.
6.
Test setup implementation
The purpose of the laboratory test is to verify the performance and durability of the embedded-rail track
system under the cyclic loading corresponding to repeated passages of railway vehicles. In particular, the test
will focus on:
−
the durability of the welded connections with the upper plate of the test box;
−
the long term behaviour of the rubber jacket around the rails.
The test will be run in two steps:
−
measurement of the stress conditions in the most critical/significant positions and track stiffness
characterization;
−
fatigue test.
Actually the test program includes also the rail longitudinal restraint test, which will be carried out at the end of
the two steps above and which is not described in this technical report. The rail longitudinal restraint test will
be covered by a dedicated report.
In the two steps listed above, the test box will be loaded by means of hydraulic actuators, suitable for applying
vertical and lateral loads on top of the rail. As already pointed out in paragraph 5.2, the test loads are intended
to reproduce the load conditions generated by each wheelset within a bogie.
Figure 27 shows a sketch of the test bench, which includes the test box, the steel portal across it and the load
application system. The test configuration reported in figure 27 refers to the first test step, i.e. measurement of
the stress conditions and track stiffness characterization. During this test, the loads will be applied on top of
one single rail, using two 250kN hydraulic actuators, so that purely vertical or inclined loads can be applied (in
the latter case, the inclination can be adjusted by properly combining the vertical and the lateral load). During
the second test step (fatigue test) loads can be applied on both rails, by means of four 250kN actuators.
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hydraulic
actuators
steel portal
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steel frame for lateral
load application
test box
Figure 27. Schematic view of the test bench
A detailed view of the load application system is reported in figure 28: a steel frame is used to apply the lateral
traction force L, while the vertical compression load is directly applied on top of the rail. In both cases the link
to the rail is obtained by means of a spherical joint made of two parts, which are rigidly linked to the rail and to
the piston rod respectively.
V
L
L
Figure 28. Detail of the load application system
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The positions of the two spherical joints were chosen so as to satisfy the requirements indicated in [3].
According to this standard (see figure 29), in the case of embedded rail, the distance X between the line of
load application (1) and the centre of the gauge corner radius of the rail head (2) must be set to zero. In other
words, the line of load application must exactly cross the centre of the gauge corner radius.
Figure 29. Load application position (from prEN 13481-5, ref. [3])
In compliance with [2], the following quantities will be monitored during the test:
−
applied loads;
−
rail displacements in vertical, lateral and roll direction, in three sections along the rail itself (at the two
extremities and in the middle);
−
stresses in the test box upper plate and in the outer plate of the rail channel (so as to collect the data
necessary for the fatigue analysis of the welded connections of the track to the railway girder upper
plate).
In addition to the measurements listed above, NDT will be carried out, before and after the fatigue test, on the
same welded connections, so as to identify possible failures.
The loads applied on top of the rail will be measured by means of load cells mounted at the end of each piston
rod.
The relative motion of the rail with respect to the channel will be measured by means of three displacement
transducers (laser sensors or LVDTs) for each one of the selected measurement sections.
Finally, the stresses in the test box and in the outer plate of the rail channel will be measured by means of
electrical-resistance strain gages. A complete list of the installed strain gages is reported in table 4.
All strain gages are positioned in the portion of the test box indicated with the red rectangle in figure 30. This
choice is based on two simple considerations: the maximum stresses are expected in this area and, due to the
symmetry of the test box and of the applied loads, the stresses too will be symmetric with respect to the y
axis. The strain gages are distributed in five sections along the track, which are indicated with blue lines in
figure 30. The majority of the strain gages are located close to the welded joint between the outer plate of the
rail channel and the test box upper plate, where the maximum stresses are expected (see paragraph 5.3) and
where detailed information is needed for the assessment of the fatigue strength of the welded joint. Additional
strain gages are installed for a general mapping of the stress conditions in the test box and for collecting data
for the validation of the implemented finite element model.
As an example, the layout of the strain gages installed in section 3 is reported in figure 31. An image of the ten
strain gages (no. 21-30) installed on the outer plate of the rail channel is shown in figure 32.
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y
x
section 1: x=0
section 2: x=78mm
section 3: x=156mm
section 4: x=234mm
section 5: x=312mm
Figure 30. Top view of the test box and location of the strain gages (see also table 4): all strain gages are
installed in the portion within the red rectangle and are distributed in 5 sections along the track (blue lines)
27
28
29
12
11
10 30
9
43
2
1
Figure 31. Layout of the strain gages in section 3
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No.
measurement
direction
section
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position
1
y
3
test box upper plate, bottom surface, inside the channel, 105mm from the weld toe
2
y
3
test box upper plate, bottom surface, inside the channel, 42.5mm from the weld toe
3
y
3
4
y
3
5
y
5
6
y
5
7
y
5
8
y
5
9
y
3
test box upper plate, top surface, outside the channel, 6.4mm from the weld toe
10
y
3
test box upper plate, top surface, outside the channel, 16mm from the weld toe
11
y
3
12
y
3
13
y
5
test box upper plate, top surface, outside the channel, 6.4mm from the weld toe
14
y
5
15
y
5
16
y
5
17
y
5
18
y
5
19
x
4
20
x
4
21
z
1
outer plate of the rail channel, outside surface, 113mm above the weld toe
22
z
1
outer plate of the rail channel, outside surface, 70.5mm above the weld toe
23
z
1
24
z
1
25
z
2
26
z
2
27
z
3
28
z
3
29
z
3
30
z
3
31
x
3
longitudinal stiffener below the outer plate of the rail channel, inside surface,
460mm below the top surface of the test box upper plate
32
x
3
longitudinal stiffener below the outer plate of the rail channel, outside surface,
460mm below the top surface of the test box upper plate
Table 4. List of the strain gages
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Figure 32. Strain gages no. 21-30 installed on the outer plate of the rail channel
Reference was made to [5] for the installation criterion of the strain gages which are located close to the
welded joints between the outer plate of the rail channel and the test box upper plate. In order to assess the
fatigue strength of the welded joints, strain gages have been placed in proximity of the weld seams. The
number, position and alignment of the strain gauges at this points have been chosen on the basis of the
requirements set by IIW (International Institute of Welding) in ref [5], concerning the application of the hot spot
method. The hot spot method allows for the evaluation of the structural stress/strain acting at the toe of a
weld, by extrapolation of the stress values recorded at two locations close to the weld toe: at the distance 0.4t
(t = thickness of the base plate) and 1.0t from the weld toe, along the direction perpendicular to the weld line.
The hot spot strain is then evaluated by linear extrapolation over the values recorded at the distances 0.4t and
1.0t (see figure 33). The hot spot strain can then be transformed into the corresponding hot spot stress by
applying the Hooke’s law.
Figure 33. Linear extrapolation to the weld toe in order to estimate the structural hot spot strain (from ref. [5])
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The hot spot method is mentioned in Eurocode 3, part 9 [6], under the name of geometric stress method.
Geometric stress method, hot spot method and structural stress approach are synonyms. For various weld
6
types, detail categories, allowable stress values at 2⋅10 cycles to failure are reported in Eurocode 3, Table
B.1.
With reference to figure 33, since strain gages can not be installed inside the rail channel and based on the
observation that both the test box upper plate and the outer plate of the rail channel are subjected to bending
stress (see figures 19-26), the strain gages are installed on the outer surfaces of the rail channel (see figure
31 and table 4).
7.
Conclusions
The design and implementation of the laboratory setup for the test on the embedded rail track system for the
Messina Strait Bridge are described in this report.
The design of the test box was based on finite element modelling. It has been shown in the report that, for
given load conditions, the stresses calculated in the vicinity of the welded joint between the outer plate of the
rail channel and the upper plate of the test box are very close to those obtained through the model of the
26.25m railway girder. Therefore the test box can definitely be considered suitable for performing the test on
the embedded-rail track system.
The calculated maximum stress values (see figures 8-15 and 19-26) correspond to the particular reference
load cases which have been considered and are the result of calculation hypotheses concerning the stiffness
of the embedded rail system and the load distribution on the outer and bottom plates of the rail channel. The
stress levels reached are indicative of a possible realistic situation, but do not represent any particular stress
condition for structural verification.
The real track stiffness and the actual stresses in the most critical/significant positions will be measured during
the laboratory test, for different combinations of vertical and lateral loads applied on top of the rail.
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8 / 10
4.2 Verbale Riunione del 4 marzo 2011
Sede:
Partecipanti:
Politecnico di Milano - Dipartimento di Meccanica
SdM
G.Diana
Eurolink
S.Ordanini, E.Pagani
Italcertifer
R.Mele, M. Mancini
Italferr
G.Traini, A.Vittozzi, Evangelisti
RFI
Kiepe Electric
R.Pierro
Politecnico di Milano
R.Corradi, A.Tosi
1. Sopralluogo sul banco prova per il test sull’armamento embedded-rail
Corradi e Tosi (Politecnico di Milano) hanno illustrato il banco prova, il sistema di applicazione dei carichi, la sensoristica impiegata e le prove in corso.
2. Presentazione del progetto del banco prova
Corradi ha illustrato i calcoli eseguiti dal Politecnico per il progetto del banco
prova, sottolineando come, a parità di condizioni di carico, le sollecitazioni indotte sul banco, nelle zone maggiormente critiche, siano analoghe a quelle calcolate sul cassone ferroviario (si veda relazione tecnica Politecnico del 18 febbraio 2011).
3. Presentazione dei primi risultati delle prove statiche
Corradi e Tosi hanno illustrato i risultati delle prove fin qui eseguite (applicazione di carichi statici combinati, verticale V e laterale L). Nel caso in cui
V=200kN e L=100kN, la massima sollecitazione misurata (sulla parete della
vasca, a 6.5mm dal cordone di saldatura con la piattabanda superiore del cassone) è pari a 60MPa.
4. Discussione
Le sollecitazioni misurate risultano decisamente inferiori rispetto a quelle previste a calcolo, sia dal Politecnico sia da COWI. I presenti concordano sul fatto
che tale risultato sia legato al fatto che, rispetto alle ipotesi di calcolo, nella
realtà, per come è realizzato il sistema embedded-rail di Edilon, buona parte del
carico laterale applicato alla rotaia viene trasferito anche alla parete interna e al
fondo della vasca (nel primo caso, la resina è sollecitata a trazione, nel secondo
a taglio).
Su proposta di Diana, i presenti convengono sull’opportunità di iniziare la prevista prova a fatica non appena ultimati i test di caratterizzazione. La prova di
fatica consentirà di verificare l’eventuale degrado delle prestazioni
dell’armamento e, in particolare, permetterà di verificare l’eventuale distacco
della resina dalla parete interna della vasca (con conseguente aumento delle
sollecitazioni nella zona della saldatura tra la parete esterna e la piattabanda
superiore del cassone). Tosi conferma che la prova di fatica avrà inizio la prossima settimana (settimana 10) e che avrà una durata di circa due settimane.
Segue discussione sui carichi da applicare durante la prova a fatica. Su proposta
di Traini e Diana, la prova sarà eseguita in condizioni di carico combinato verticale V=175kN e laterale L=114kN, applicati su una sola rotaia. Il carico V
scelto corrisponde al carico statico per ruota del treno RFI5 (250kN/asse), incrementato del 40% per tener conto del coefficiente di amplificazione dinamica
.
9 / 10
locale. Il carico L corrisponde ad un angolo α di inclinazione del carico risultante pari a 33° (come previsto dalla norma prEN 13481-5, 2010, per armamento di categoria C). Il numero totale di cicli sarà pari a 3.000.000, con ispezioni periodiche. La prima verifica avverrà dopo i primi 300.000 cicli.
Ultimata la prova a fatica, sarà convocata una nuova riunione. Durante tale riunione si deciderà anche in merito a tempi e modalità di esecuzione delle prove
di longitudinal restraint e di vertical pull-out.
.
10 / 10
4.3 Static tests - combined vertical and lateral load
.
8 March 2011
Messina Strait Bridge - Laboratory test on the embedded rail track system
Static tests – combined vertical and lateral load
Figure 1
Figure 2
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8 March 2011
Figure 3
Figure 4
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8 March 2011
A list of the performed tests is reported in Table 1.
V (kN)
α = 17°
α = 21°
α = 26°
α = 33°
L/V = 0.3
L/V = 0.38
L/V = 0.5
L/V = 0.65
100
30
38
50
65
150
45
57
75
98
200
60
76
100
130
Table 1. Lateral load L (kN) as a function of the vertical load V and of the inclination angle α
The vertical load V is applied at a rate of 120 kN/min. The lateral load L is applied in phase with V.
For each one of the 12 tests listed in Table 1, 5 load cycles are performed (see Figure 5).
attuatore verticale
0
[kN]
-50
-100
-150
-200
-250
0
200
400
600
800
1000
1200
0
200
400
600
tempo [s]
800
1000
1200
2
[mm]
0
-2
-4
-6
-8
Figure 5
The test results are shown in Figures 6-11. Reference is made to PoliMi’s technical report n.1
(Design and implementation of the laboratory setup, 18 February 2011) for the location of the 32
strain gages on the test box. Stress is positive in compression.
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8 March 2011
midspan vertical rail displacement
2,50
2,00
17deg
1,50
mm
21deg
26deg
1,00
33deg
0,50
0,00
100
150
200
vertical load (kN)
Figure 6
midspan lateral rail displacement
6,00
5,00
4,00
mm
17deg
21deg
3,00
26deg
33deg
2,00
1,00
0,00
100
150
200
vertical load (kN)
Figure 7
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8 March 2011
alfa=17deg
40,00
30,00
20,00
V=100kN
MPa
10,00
V=150kN
0,00
V=200kN
1
3
5
7
9
11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31
-10,00
-20,00
-30,00
gage #
Figure 8
alfa=21deg
50
40
30
20
MPa
V=100kN
10
V=150kN
V=200kN
0
1
3
5
7
9
11
13 15 17
19 21 23
25 27 29
31
-10
-20
-30
gage #
Figure 9
Page 5 of 6
8 March 2011
alfa=26deg
70
60
50
40
MPa
30
V=100kN
20
V=150kN
V=200kN
10
0
-10
1
3
5
7
9
11
13 15 17
19 21 23
25 27 29
31
-20
-30
gage #
Figure 10
alfa=33deg
100
80
60
V=100kN
MPa
40
V=150kN
20
V=200kN
0
1
3
5
7
9
11
13 15 17 19 21 23 25 27
29 31
-20
-40
gage #
Figure 11
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- Valutazioni Ambientali - VAS

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