邵珂夫

(福州市规划设计研究院 福建福州 350000)

0 引言

市政高架桥改造工程常位于城区核心地带，由于受用地、净空及地下构筑物等多种边界条件限制，需要控制桥梁长度，致使路桥过渡段处填筑高度较大，增加基底应力[1]。路桥过渡段常用的处理形式有设置挡墙或道路放坡，但因软弱地基或台后填料压缩所导致的不均匀沉降将影响行车舒适性，也会增加后期养护难度和经济投入。

基于此，本文结合福州市杨桥江滨节点改造工程项目，提出了一种新颖的用于路桥过渡段的箱体结构，对方案设计思路和结构力学特性进行阐述，并依据计算结果优化断面。优化后的箱体结构有效减少了基底应力，实现柔性路基与刚性基础的合理衔接[2]，解决了市政桥梁墩台布置中的常见问题，可供广大设计同仁参考。

1 概述

1.1 工程背景

福州市杨桥路江滨节点改造工程采用“快出慢进”思想，新建杨桥路出城方向跨路口高架桥A匝道桥(总长600m)和江滨路与杨桥路左转B匝道桥(总长270m)，实现杨桥路、江滨路出城交通快速疏散，增加进城及分流通道，缓解杨桥西路与江滨西大道交叉口的交通压力，进一步平衡路网流量。高架桥均采用8m宽等截面钢箱梁结构，箱体设于A0、A12和B5桥台处，长度33m～64m，项目地理位置如图1所示，本文以A0桥台后箱体为例进行分析研究。

图1 杨桥江滨节点改造总平面图

福州市地铁4#线金牛山站规划线位与该项目A匝道桥交叉，道路与地铁关系如图2所示。若维持桥梁方案，桩基跨越地铁结构需增加约60m桥梁长度，跨度增大导致梁高过高，从与辅路衔接及经济性角度均不具备可行性。因此，将A0桥台桩基设于满足与地铁结构最小净距要求的位置最具合理性，通过增加桥台后填筑高度，实现桥梁与道路过渡。

图2 A0桥台后箱体平面布置详图

桥下辅路于A2和A3墩间设桥下掉头车道，距离桥台60m，在满足掉头车道桥下5m净高的前提下，桥面纵坡按规范的最大限值(5.5%)与道路顺接。依据以上设计思路，桥台处桥面标高与辅路高差为5.1m，设置高挡墙为工程中常见的处理方式，如图3所示。

图3 挡墙方案断面图

1.2 方案比选

道路放坡对于用地空间受限的城市核心地带无实施条件，且景观效果较差。基此，本文仅选择挡墙方案进行综合对比。

常用的挡墙墙型有重力式、加筋土式、扶壁式和悬臂式[3]，前两者体积较大，不适于用地受限的城市道路；后两种挡墙均属轻型支挡结构，施工便捷[4],但存在以下问题：

(1)挡墙内回填量大，对地基承载力要求更高，若因填料选择不合理[5]导致固结度不足[6]，运营期间路桥过渡段容易出现不均匀沉降。

(2)挡墙基础与现状电力管冲突，管线迁改将大幅增加项目投资。

(3)围挡占地宽度11m，对施工期间交通影响较大。

(4)挡墙的设置将导致匝道与辅路间的绿化带被压缩，影响工程整体景观效果。

图4 箱体方案断面图

针对挡墙方案所涉及的诸多问题，本研究提出采用现浇钢筋混凝土箱体结构的过渡方案，参考8m宽匝道桥常用断面，如图4所示。两种处理路桥过渡段的方案对比由表1所示，箱体结构回填量小，可减少基底应力，降低后期路面凹陷、搭板脱空等病害风险[7]。同时能有效解决挡墙基础与地下管线的冲突，减少施工期间占地，也具有更强经济性。

表1 挡墙和箱体方案对比一览表

2 箱体结构构造

箱体设计顶板宽8m，板厚25cm；腹板厚40cm，箱室净高1.5m～5m；悬臂长1.5m，悬臂端部厚20cm，悬臂根部厚45cm；底板宽5m，板厚30cm。该工程箱体结构底板以下7m为粉质黏土层，地基采用1m厚碎石灌砂换填处理，处理后的地基承载力要求为120kPa，底板埋深≥70cm。

3 箱体模型建立

为讨论中腹板对结构强度及位移的影响，本研究利用Midas civil2019软件，选择单室、双室两种断面进行纵横向建模分析比选，模型构造如图5～图6所示。纵向模型取箱体总长30m，箱室净高1.5m～5m，共计60个单元；横向模型取1m纵向宽度，单元数56(46)个。桥面设9cm沥青层+10cm防水混凝土，按40kN/m取值；桥面防撞栏杆及声屏障等附属结构荷载按单侧15kN/m取值；整体升降温取±25℃；桥面车辆荷载采用双车道加载。地基竖向抗力系数的比例系数m0按较不利的软塑粘性土取4000kN/m4，可得地基竖向抗力系数C0=m0×h=4×104kN/m3，由单元底面积可分别计算得出不同节点的SDy值。

图5 箱体纵向计算模型

图6 箱体横向计算模型

4 纵向模型计算结果

4.1 承载能力极限状态强度验算

表2～表3中强度验算结果显示，两种纵向模型的抗弯和抗剪承载力均满足规范要求，且具有较大富余量。

表2 正截面抗弯验算结果

表3 斜截面抗剪验算结果

4.2 裂缝宽度验算

纵向模型裂缝计算结果如表4所示，其值均接近0.03mm，远小于规范限值。

表4 纵向模型裂缝验算结果 mm

4.3 竖向位移及基底应力验算(表5)

表5 位移及基底应力验算结果

表5位移结果显示，两种断面在活载作用下的基底位移值接近，位移差主要由自重产生，箱体基底平均应力均小于120kPa，满足地基处理后的承载力要求。

5 横向模型计算结果

图7～图10包括了横向模型正截面抗弯和斜截面抗剪计算结果，可以更准确地反映两种断面最不利的顶板横桥向受力模式，与腹板连接处弯矩值出现峰值，其余节点均具有较大富余量。

图7 单室顶板正截面抗弯计算结果

图8 单室顶板斜截面抗剪计算结果

图9 双室顶板正截面抗弯计算结果

图10 双室顶板斜截面抗剪计算结果

6 计算结果对比

纵向模型体现整体趋势，横向模型描述了结构的内力分布，以上计算结果显示两种建模方式的底板平均位移值相近，体现了模型模拟的准确性和有效性。

如图11及表6、表7，增设中腹板可使底板位移峰值由3.7mm减少为2.7mm，，但对结构强度、裂缝、基底平均应力影响不显著。在满足结构自身强度和基底承载力的前提下，单室断面施工方便、材料用量少，可实施性更强。

图11 两种断面底板位移对比图

表6 底板竖向位移计算结果对比 m

表7 横向模型裂缝验算结果 mm

7 结构优化

边腹板与底板角点附近的较大应力，采用增加底板面积措施扩散，如图12所示。为研究不同底板加宽增量X对应力峰值的影响，依次取X=0.2、0.4、0.6、0.8、1.0、1.5、2m共计7种断面，利用相同荷载工况依次计算底板最大位移值，将计算结果汇总为关于底板增量X和竖向最大位移值Y的变化曲线，如图13所示。

图12 单室断面结构优化图

图13 最大竖向位移与底板长度增量X关系图

最大竖向位移Y与底板加宽长度X的关系在X=[0,1]区间内趋于线性，且随X增大趋于平缓，说明基于调整底板面积的最大位移值优化方法适用于X较小的条件。不同增量X作用下Y的计算值以及Y的变化率见表8。

表8 底板增量X与竖向位移Y一览表

由于城区内道路条件复杂，用地约束条件较多，加宽底板将增加施工期间的开挖范围，兼顾上述优化方法的适用范围，X的取值建议控制在1m内较为合理。增量X在60cm附近单位增量的位移减少率达到最大，可将断面角点的应力峰值由149.2kPa减少为93.9kPa，削减率可达37%。综合占地范围和应力削减值两方面因素的考虑，底板加宽值X取60cm可选为最优的断面。

图14、图15分别为施工期间与建成后的后台箱体结构相片。

图14 施工期间的台后箱体结构

图15 建成后的台后箱体结构

8 结语

本文提出的箱体结构具有以下几方面特点：

(1)相对于常规的挡墙结构，空心箱体自重较轻，基底应力小，对地基承载力要求低，能解决桥头路基段常见的不均匀沉降问题。

(2)可合理避免桥梁下部结构与周边地下构筑物的冲突，减少对地下构筑物迁改、加固和维护等投资。

(3)对于受用地空间限制的市政道路桥梁改造项目，该结构在施工期间占地较少，可减少对交通的影响。

(4)箱体结构悬臂下方可增设绿化带，以提升工程整体景观效果。

综上，箱体结构强度及基底应力计算结果均满足规范要求，技术上安全可行，可广泛应用于桥梁引道段，并为类似工程项目提供启示和参考。

该结构在福州市仅是首创使用，在今后的设计中可采用有限元软件精细化模拟土层和箱体结构，依据更精确的应力分布进一步优化材料使用效率，提出更经济合理的结构尺寸。