城市高架橋引道箱體結構設計與優化
——以福州市楊橋路江濱節點改造為例

邵珂夫

(福州市規劃設計研究院 福建福州 350000)

0 引言

市政高架橋改造工程常位于城區核心地帶，由于受用地、凈空及地下構筑物等多種邊界條件限制，需要控制橋梁長度，致使路橋過渡段處填筑高度較大，增加基底應力[1]。路橋過渡段常用的處理形式有設置擋墻或道路放坡，但因軟弱地基或臺后填料壓縮所導致的不均勻沉降將影響行車舒適性，也會增加后期養護難度和經濟投入。

基于此，本文結合福州市楊橋江濱節點改造工程項目，提出了一種新穎的用于路橋過渡段的箱體結構，對方案設計思路和結構力學特性進行闡述，并依據計算結果優化斷面。優化后的箱體結構有效減少了基底應力，實現柔性路基與剛性基礎的合理銜接[2]，解決了市政橋梁墩臺布置中的常見問題，可供廣大設計同仁參考。

1 概述

1.1 工程背景

福州市楊橋路江濱節點改造工程采用“快出慢進”思想，新建楊橋路出城方向跨路口高架橋A匝道橋(總長600m)和江濱路與楊橋路左轉B匝道橋(總長270m)，實現楊橋路、江濱路出城交通快速疏散，增加進城及分流通道，緩解楊橋西路與江濱西大道交叉口的交通壓力，進一步平衡路網流量。高架橋均采用8m寬等截面鋼箱梁結構，箱體設于A0、A12和B5橋臺處，長度33m～64m，項目地理位置如圖1所示，本文以A0橋臺后箱體為例進行分析研究。

圖1 楊橋江濱節點改造總平面圖

福州市地鐵4#線金牛山站規劃線位與該項目A匝道橋交叉，道路與地鐵關系如圖2所示。若維持橋梁方案，樁基跨越地鐵結構需增加約60m橋梁長度，跨度增大導致梁高過高，從與輔路銜接及經濟性角度均不具備可行性。因此，將A0橋臺樁基設于滿足與地鐵結構最小凈距要求的位置最具合理性，通過增加橋臺后填筑高度，實現橋梁與道路過渡。

圖2 A0橋臺后箱體平面布置詳圖

橋下輔路于A2和A3墩間設橋下掉頭車道，距離橋臺60m，在滿足掉頭車道橋下5m凈高的前提下，橋面縱坡按規范的最大限值(5.5%)與道路順接。依據以上設計思路，橋臺處橋面標高與輔路高差為5.1m，設置高擋墻為工程中常見的處理方式，如圖3所示。

圖3 擋墻方案斷面圖

1.2 方案比選

道路放坡對于用地空間受限的城市核心地帶無實施條件，且景觀效果較差?；?，本文僅選擇擋墻方案進行綜合對比。

常用的擋墻墻型有重力式、加筋土式、扶壁式和懸臂式[3]，前兩者體積較大，不適于用地受限的城市道路；后兩種擋墻均屬輕型支擋結構，施工便捷[4],但存在以下問題：

(1)擋墻內回填量大，對地基承載力要求更高，若因填料選擇不合理[5]導致固結度不足[6]，運營期間路橋過渡段容易出現不均勻沉降。

(2)擋墻基礎與現狀電力管沖突，管線遷改將大幅增加項目投資。

(3)圍擋占地寬度11m，對施工期間交通影響較大。

(4)擋墻的設置將導致匝道與輔路間的綠化帶被壓縮，影響工程整體景觀效果。

圖4 箱體方案斷面圖

針對擋墻方案所涉及的諸多問題，本研究提出采用現澆鋼筋混凝土箱體結構的過渡方案，參考8m寬匝道橋常用斷面，如圖4所示。兩種處理路橋過渡段的方案對比由表1所示，箱體結構回填量小，可減少基底應力，降低后期路面凹陷、搭板脫空等病害風險[7]。同時能有效解決擋墻基礎與地下管線的沖突，減少施工期間占地，也具有更強經濟性。

表1 擋墻和箱體方案對比一覽表

2 箱體結構構造

箱體設計頂板寬8m，板厚25cm；腹板厚40cm，箱室凈高1.5m～5m；懸臂長1.5m，懸臂端部厚20cm，懸臂根部厚45cm；底板寬5m，板厚30cm。該工程箱體結構底板以下7m為粉質黏土層，地基采用1m厚碎石灌砂換填處理，處理后的地基承載力要求為120kPa，底板埋深≥70cm。

3 箱體模型建立

為討論中腹板對結構強度及位移的影響，本研究利用Midas civil2019軟件，選擇單室、雙室兩種斷面進行縱橫向建模分析比選，模型構造如圖5～圖6所示?？v向模型取箱體總長30m，箱室凈高1.5m～5m，共計60個單元；橫向模型取1m縱向寬度，單元數56(46)個。橋面設9cm瀝青層+10cm防水混凝土，按40kN/m取值；橋面防撞欄桿及聲屏障等附屬結構荷載按單側15kN/m取值；整體升降溫取±25℃；橋面車輛荷載采用雙車道加載。地基豎向抗力系數的比例系數m0按較不利的軟塑粘性土取4000kN/m4，可得地基豎向抗力系數C0=m0×h=4×104kN/m3，由單元底面積可分別計算得出不同節點的SDy值。

圖5 箱體縱向計算模型

圖6 箱體橫向計算模型

4 縱向模型計算結果

4.1 承載能力極限狀態強度驗算

表2～表3中強度驗算結果顯示，兩種縱向模型的抗彎和抗剪承載力均滿足規范要求，且具有較大富余量。

表2 正截面抗彎驗算結果

表3 斜截面抗剪驗算結果

4.2 裂縫寬度驗算

縱向模型裂縫計算結果如表4所示，其值均接近0.03mm，遠小于規范限值。

表4 縱向模型裂縫驗算結果 mm

4.3 豎向位移及基底應力驗算(表5)

表5 位移及基底應力驗算結果

表5位移結果顯示，兩種斷面在活載作用下的基底位移值接近，位移差主要由自重產生，箱體基底平均應力均小于120kPa，滿足地基處理后的承載力要求。

5 橫向模型計算結果

圖7～圖10包括了橫向模型正截面抗彎和斜截面抗剪計算結果，可以更準確地反映兩種斷面最不利的頂板橫橋向受力模式，與腹板連接處彎矩值出現峰值，其余節點均具有較大富余量。

圖7 單室頂板正截面抗彎計算結果

圖8 單室頂板斜截面抗剪計算結果

圖9 雙室頂板正截面抗彎計算結果

圖10 雙室頂板斜截面抗剪計算結果

6 計算結果對比

縱向模型體現整體趨勢，橫向模型描述了結構的內力分布，以上計算結果顯示兩種建模方式的底板平均位移值相近，體現了模型模擬的準確性和有效性。

如圖11及表6、表7，增設中腹板可使底板位移峰值由3.7mm減少為2.7mm，，但對結構強度、裂縫、基底平均應力影響不顯著。在滿足結構自身強度和基底承載力的前提下，單室斷面施工方便、材料用量少，可實施性更強。

圖11 兩種斷面底板位移對比圖

表6 底板豎向位移計算結果對比 m

表7 橫向模型裂縫驗算結果 mm

7 結構優化

邊腹板與底板角點附近的較大應力，采用增加底板面積措施擴散，如圖12所示。為研究不同底板加寬增量X對應力峰值的影響，依次取X=0.2、0.4、0.6、0.8、1.0、1.5、2m共計7種斷面，利用相同荷載工況依次計算底板最大位移值，將計算結果匯總為關于底板增量X和豎向最大位移值Y的變化曲線，如圖13所示。

圖12 單室斷面結構優化圖

圖13 最大豎向位移與底板長度增量X關系圖

最大豎向位移Y與底板加寬長度X的關系在X=[0,1]區間內趨于線性，且隨X增大趨于平緩，說明基于調整底板面積的最大位移值優化方法適用于X較小的條件。不同增量X作用下Y的計算值以及Y的變化率見表8。

表8 底板增量X與豎向位移Y一覽表

由于城區內道路條件復雜，用地約束條件較多，加寬底板將增加施工期間的開挖范圍，兼顧上述優化方法的適用范圍，X的取值建議控制在1m內較為合理。增量X在60cm附近單位增量的位移減少率達到最大，可將斷面角點的應力峰值由149.2kPa減少為93.9kPa，削減率可達37%。綜合占地范圍和應力削減值兩方面因素的考慮，底板加寬值X取60cm可選為最優的斷面。

圖14、圖15分別為施工期間與建成后的后臺箱體結構相片。

圖14 施工期間的臺后箱體結構

圖15 建成后的臺后箱體結構

8 結語

本文提出的箱體結構具有以下幾方面特點：

(1)相對于常規的擋墻結構，空心箱體自重較輕，基底應力小，對地基承載力要求低，能解決橋頭路基段常見的不均勻沉降問題。

(2)可合理避免橋梁下部結構與周邊地下構筑物的沖突，減少對地下構筑物遷改、加固和維護等投資。

(3)對于受用地空間限制的市政道路橋梁改造項目，該結構在施工期間占地較少，可減少對交通的影響。

(4)箱體結構懸臂下方可增設綠化帶，以提升工程整體景觀效果。

綜上，箱體結構強度及基底應力計算結果均滿足規范要求，技術上安全可行，可廣泛應用于橋梁引道段，并為類似工程項目提供啟示和參考。

該結構在福州市僅是首創使用，在今后的設計中可采用有限元軟件精細化模擬土層和箱體結構，依據更精確的應力分布進一步優化材料使用效率，提出更經濟合理的結構尺寸。