中央墩大悬臂盖梁的设计与应用

Design and application of central pier large cantilever cap beam

摘要

为明晰中央墩大悬臂盖梁受力特性与施工要点，解决城市化进程中城市高架交通建设的难题，该文以实体高速公路中采用中央墩大悬臂盖梁的工程项目为研究背景，梳理该结构设计特点与施工方案；开展三类加载工况下的现场缩尺模型试验，监测并分析构件变形特性与裂缝演化规律；剖析施工工艺、结构计算难点及其影响因素；综合评估工程经济与社会效益。试验结果表明：该结构变形幅值与裂缝发展范围均可控，整体承载性能满足桥梁设计安全要求，施工可控性强。相较于传统桥墩结构，中央墩大悬臂盖梁可适配城市高架交通枢纽建设场景，有效破解城区交通工程施工受限难题，具有极强的工程可复制性，可广泛推广应用于城市同类高架桥改扩建及新建项目。

Abstract

To clarify the mechanical behavior and key construction considerations of central pier large cantilever cap beams and address the challenges of urban viaduct construction during urbanization, this paper takes an expressway project using this structure as its engineering background. The structural design characteristics and construction scheme were summarized, and reduced-scale field model tests were conducted under three loading conditions to monitor and analyze member deformation and crack evolution. The construction process, difficulties in structural calculation, and relevant influencing factors were analyzed, and the economic and social benefits were comprehensively evaluated. The test results indicate that structural deformation and the extent of crack development are controllable, overall load-bearing performance meets bridge design safety requirements, and the construction process can be effectively controlled. Compared with traditional pier structures, the central pier large cantilever cap beam is suitable for the construction of urban elevated transportation hubs, effectively addresses the construction constraints encountered in urban transportation projects, and is highly replicable in engineering practice. It can be widely applied to the reconstruction, expansion, and new construction of similar urban viaducts.

Graphical abstract

关键词

中央墩大悬臂盖梁 / 力学性能 / 模拟试验 / 施工工艺 / 综合效益

Key words

central pier large cantilever cap beam / mechanical performance / model test / construction technology / comprehensive benefits

0 引言

随着城市化进程的加快，中央墩大悬臂盖梁可实现城市及周边区域的双层复合立体交通，因而在城市快速路及高架工程中得到广泛应用^［1-2］。然而，与传统盖梁相比，该结构在设计方法、受力特征及施工工艺等方面存在显著差异，且采用单柱式中央墩大悬臂盖梁应用案例较少，尚未形成成熟的结构设计理论、受力分析及施工组织体系^［3］。

近年来，不少学者针对中央墩大悬臂盖梁的结构设计、施工方法及工程应用开展了研究^［4-5］。陈辉^［6］采用钢护筒支撑及塔架吊带作为盖梁施工平台支承体系进行盖梁施工，有效解决了现有施工场地受限的问题；韩国祥^［7］依托某高速公路中央墩大悬臂盖梁施工工程，建立了盖梁支架有限元模型，对各施工关键工况下盖梁支架的强度、位移和稳定性进行了全面评估；黄森华^［8］以上、下层共线设计的超宽整幅式中央双柱墩大悬臂下部结构为例，计算分析了盖梁施工阶段应力状态及正常使用极限状态的安全问题；杨晔^［9］以某工程为背景，通过有限元数值模拟对中央墩大悬臂下部结构进行计算分析，结果表明，在施工阶段及正常使用阶段，结构均满足规范要求；吴伟豪等^［10］采用落地钢管+钢塔斜拉吊带结构，优化设计了中央墩大悬臂盖梁施工方案。

随着工程技术的不断进步，中央墩大悬臂盖梁的设计理念及施工技术在不断优化和完善。根据《中山市干线公路网规划（2012—2030年）》，中山市干线公路系统规划采用“三环十射”的多层级路网架构，其中“三环”高速线路基本走廊为：北环依托广中江高速、东环依托东部外环高速、南环衔接西部沿海高速、西环依托古神公路走廊。中山市西部外环高速公路是广州佛山经中山至珠海方向的又一条南北向通道，可连接至港珠澳大桥连接线，对实现珠中江交通一体化、落实中山市“南北逢源、东联西拓”战略，促进中山西部地区更快更好发展具有重要作用。基于上述工程背景与现有研究基础，本文深入探讨中央墩大悬臂盖梁的设计原理、施工关键技术及实际工程应用效果，结合工程实例开展分析，可为同类桥梁结构的设计与施工提供参考，为大悬臂盖梁技术的推广应用提供工程依据。

1 工程背景

本项目位于珠江三角洲腹地中山，作为粤港澳大湾区高度建成区，地域呈现3个显著特征：① 土地资源稀缺，催生了对交通基础设施附属空间的复合利用需求；② 既有建成工程或建筑物复杂，导致桥下空间活化面临多重技术约束；③ 城乡土地权属交织，使得工程用地整合面临较大实施挑战。为顺利推进工程实施，选择下部结构方案时应满足以上条件。本项目全长约71.14 km，其中与古神公路一期共线段长度约42 km。古神公路一期工程按干线公路技术标准建设，断面设计采用四向分隔式布局，主要技术指标包括：① 道路等级依据《公路工程技术标准》（JTG B01—2014）按一级公路控制；② 纵向线形设计速度v=100 km/h；③ 中央分隔设施净距L_z =2 m，满足道路防眩及防护要求；④ 双侧应急停驻带有效宽度L₀=3 m，满足重型车辆临时停靠需求。

古神公路路权范围内存在多源线性基础设施交叉（含高压能源输送廊道、市政管网系统及生态敏感区，如图1所示），在用地约束条件下，经三维空间叠合分析，本工程采用集约化“中央落墩”的建设方案：① 基于全寿命周期成本（LCC）理论开展多方案技术经济比选；② 优先利用既有公路线形，采用中央分隔带集约布墩技术；③ 通过BIM碰撞检测，规避既有管网冲突风险。该方案可实现三大目标：降低土地权属协调成本、减少临时用地面积、控制工程变更率。

工程选用中央墩搭配大悬臂式盖梁结构设计，通过路幅断面优化重组实现集约化用地。将原设计中央分隔带宽度由2 m优化调整至4 m，同时将两侧硬路肩宽度从3 m缩减至2 m；结合双侧波形护栏0.4 m的结构尺寸参数，最终实现中央墩身横桥向截面尺寸优化至2 m的紧凑布局。但该结构盖梁悬臂尺寸较大，受力较为不利。为保证桥墩结构力学性能满足要求，对桥墩顺桥向截面进行适度扩展设计。

2 设计计算理论

2.1 材料的本构关系

确定模型各个参数，需明确混凝土单轴应力‒应变关系及加载、卸载应力路径。采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）^［11］附录C建议的单轴本构关系，混凝土受拉和受压应力‒应变曲线如图2、图3所示。单轴受压工况下，在弹性阶段采用线性简化模型，弹性模量依据割线模量理论确定；单轴受拉工况下，材料行为在达到强度阈值前保持线性特征，失效判据采用应力控制准则^［12］。对应的本构表达式见式（1）~式（5）。

受压时：

y=(E_{\mathrm{0}}{\epsilon }_{\mathrm{c}}/f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}})x(x\le \mathrm{0.211},\mathrm{即}\sigma \le \mathrm{0.4}{f}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}})（1）

y={\alpha }_{\mathrm{a}}x+(\mathrm{3}-\mathrm{2}{\alpha }_{\mathrm{a}})x^{\mathrm{2}}+({\alpha }_{\mathrm{a}}-\mathrm{2})x^{\mathrm{3}}(\mathrm{0.211}\le x\le \mathrm{1})（2）

y=x/\left[{\alpha }_{\mathrm{d}}{(x-\mathrm{1})}^{\mathrm{2}}+x\right](x>\mathrm{1})（3）

式中：E₀为应力达到\mathrm{0.4}{f}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}时的割线模量；f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}为混凝土的单轴抗压强度；{\epsilon }_{\mathrm{c}}为与f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}相应的混凝土峰压应变，{\alpha }_{\mathrm{a}}=\mathrm{2.4}-\mathrm{0.012}\mathrm{5}{f}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}，{\alpha }_{\mathrm{d}}=\mathrm{0.157}{f}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}-\mathrm{0.905}，x=\epsilon /{\epsilon }_{\mathrm{c}}，y=\sigma /f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{*}}。

受拉时：

y=(E_{\mathrm{0}}{\epsilon }_{\mathrm{t}}/f_{\mathrm{t}}^{\mathrm{*}})x(x\le \mathrm{1})（4）

y=x/[{\alpha }_{\mathrm{t}}{(x-\mathrm{1})}^{\mathrm{1.7}}+x](x>\mathrm{1})（5）

式中：{\alpha }_{\mathrm{t}}为单轴受拉应力‒应变曲线下降段的参数值；f_{\mathrm{t}}^{\mathrm{*}}为混凝土的单轴抗拉强度；{\epsilon }_{\mathrm{t}}为与f_{\mathrm{t}}^{\mathrm{*}}相应的混凝土峰值拉应变，x=\epsilon /{\epsilon }_{\mathrm{t}},y=\sigma /f_{\mathrm{t}}^{\mathrm{*}}。

钢筋采用理想弹塑性模型，当应力σ<σ_y（σ_y为屈服应力）时，钢筋处于线弹性阶段，弹性模量取E_s；当σ≥σ_y时，钢筋进入理想塑性阶段，弹性模量取0。普通钢筋选用HRB400级钢筋，E_s和σ_y均按照原材料试验结果取值。

预应力钢绞线采用标准抗拉强度f_pk=1 860 MPa的高强低松弛钢绞线，E_s和σ_y同样按照原材料试验结果取值。

2.2 混凝土损伤塑性模型

混凝土在单轴拉伸荷载作用下，其力学行为可分为两个典型阶段：初始加载阶段应力满足σ<σ_t0，材料表现为线弹性；荷载超过弹性极限后进入应力软化阶段，并伴随刚度退化效应，该过程可通过损伤应力与裂纹扩展应变之间的非线性本构关系表征^［12］。开裂应变为：

{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{c}\mathrm{k}}={\epsilon }_{\mathrm{t}}-{\epsilon }_{\mathrm{0}\mathrm{t}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}},{\epsilon }_{\mathrm{0}\mathrm{t}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}}={\sigma }_{\mathrm{t}}/E_{\mathrm{0}}（6）

式中：{\epsilon }_{\mathrm{t}}为当前时刻总应变；{\epsilon }_{\mathrm{0}\mathrm{t}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}}为弹性应变；{\sigma }_{\mathrm{t}}为当前时刻弹性应力。其变化规律如图4所示。

以开裂应变作为基础变量，进一步推导得到受拉塑性应变，计算公式如式（7）所示：

{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}={\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{c}\mathrm{k}}-\frac{d_{\mathrm{t}}}{(\mathrm{1}-d_{\mathrm{t}})}\cdot \frac{{\sigma }_{\mathrm{t}}}{E_{\mathrm{0}}}（7）

式中：d_t为受拉损伤因子。

混凝土承受单轴压缩荷载时，其力学响应可划分为3个连续演化阶段：① 线弹性变形阶段（σ<σ_c0）；② 应力强化阶段（σ_c0≤σ<σ_cu）；③ 软化阶段（σ≥σ_cu）。模型采用非弹性应变（{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}）作为表征硬化行为的控制变量，其定义为：

{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}={\epsilon }_{\mathrm{c}}-{\epsilon }_{\mathrm{0}\mathrm{c}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}}（8）

式中：{\epsilon }_{\mathrm{0}\mathrm{c}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}}={\sigma }_{\mathrm{0}}/E_{\mathrm{0}}。其演化规律如图5所示。

基于非弹性应变可推导受压塑性应变，计算公式见式（9）：

{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}={\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}-\frac{d_{\mathrm{c}}}{(\mathrm{1}-d_{\mathrm{c}})}\cdot \frac{{\sigma }_{\mathrm{c}}}{E_{\mathrm{0}}}（9）

式中：d_c为受压损伤因子。

综上，混凝土单轴受拉、受压状态下的应力‒应变关系可分别表示为：

{\sigma }_{\mathrm{t}}=(\mathrm{1}-d_{\mathrm{t}})E_{\mathrm{0}}({\epsilon }_{\mathrm{t}}-{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}})（10）

{\sigma }_{\mathrm{c}}=(\mathrm{1}-d_{\mathrm{c}})E_{\mathrm{0}}({\epsilon }_{\mathrm{c}}-{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}})（11）

混凝土在单轴压缩与拉伸荷载下的力学响应特性存在显著差异，需基于损伤力学理论分别构建其本构关系。由式（11）可推导出受压损伤因子d_c表达式，如式（12）所示：

d_{\mathrm{c}}=\mathrm{1}-{\sigma }_{\mathrm{c}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}/({\epsilon }_{\mathrm{c}}-{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}})（12）

将{\epsilon }_{\mathrm{c}}={\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}+{\epsilon }_{\mathrm{o}\mathrm{c}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}},{\epsilon }_{\mathrm{o}\mathrm{c}}^{\mathrm{e}\mathrm{l}}={\sigma }_{\mathrm{c}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}代入式（12）可得：

d_{\mathrm{c}}=\mathrm{1}-\frac{{\sigma }_{\mathrm{c}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}}{{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}(\mathrm{1}/b_{\mathrm{c}}-\mathrm{1})+{\sigma }_{\mathrm{c}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}}（13）

式中：b_{\mathrm{c}}^{}={\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}/{\epsilon }_{\mathrm{c}}^{\mathrm{i}\mathrm{n}}。

同理，可得到受拉损伤因子的计算公式：

d_{\mathrm{t}}=\mathrm{1}-\frac{{\sigma }_{\mathrm{t}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}}{{\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}(\mathrm{1}/b_{\mathrm{t}}-\mathrm{1})+{\sigma }_{\mathrm{t}}{E}_{\mathrm{0}}^{-\mathrm{1}}}（14）

式中：b_{\mathrm{t}}={\tilde{\epsilon }}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{p}\mathrm{l}}-{\epsilon }_{\mathrm{t}}^{\mathrm{c}\mathrm{k}}。

b_c、b_t数值均由循环荷载卸载再加载应力路径标定，本文取试验标定值b_c=0.7，b_t=0.1。

3 设计方案

3.1 结构设计

中山西部外环高速公路主线采用双向六车道高速公路标准，设计速度100 km/h。上部结构采用先张工字梁，下部结构采用中央墩大悬臂盖梁，如图6所示。

全线中央墩大悬臂盖梁分为25 m、30 m、35 m三种跨径形式，各类中央墩大悬臂盖梁合计757个，其中35 m跨中央墩大悬臂盖梁占比90%以上。本文以标准35 m跨径为例，介绍中央墩大悬臂盖梁的设计方案。

盖梁为预应力混凝土构件，采用C50混凝土，横向全宽16.65 m，采用双折线形，增加整体景观效果。盖梁支点处高度5.5 m，端部高2 m，顺向宽度为4.2 m；单个盖梁布设24束15-A13预应力钢束，锚固系统均采用单端张拉的方式。基于预应力损失补偿机制，钢绞线分序张拉设计为两阶段实施：① 首次张拉在主梁架设前完成12 束钢绞线的预应力施加，确保结构初始承载力；② 二次张拉在上部预制梁完成吊装后，对剩余12束钢绞线进行张拉，实现荷载平衡调整。

墩身采用C50混凝土，墩底截面尺寸为4.2 m（横）×5.0 m（顺），墩顶截面尺寸为4.2 m（横）×4.2 m（顺）；采用矩形承台+群桩基础方案，单个承台下设4根直径1.8 m的钻孔灌注桩，承台平面尺寸为8.0 m×8.0 m，承台厚度2.8 m，承台采用C35混凝土，桩基采用C30水下混凝土。

3.2 设计标准

中央墩大悬臂盖梁设计考虑两种荷载工况：正常使用荷载工况和超载工况。不同工况对应的荷载组合及预应力控制标准如表1所示。

桥墩、承台、桩基按钢筋混凝土结构设计，正常使用荷载工况和超载工况均需满足《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362—2018）^［13］中关于承载能力极限状态和正常使用极限状态的相关要求。

4 现场试验研究

中山西部外环高速公路有限公司联合西南交通大学开展中央墩大悬臂盖梁现场试验研究，试验采用1∶4缩尺模型。盖梁加载试验现场如图7所示。

4.1 试验意义

中央墩大悬臂盖梁具有占地面积小、造型优美等特点，在城市桥梁建设中应用逐渐增多。但该悬臂结构体系庞大，内部体系受力复杂，在实际工程项目中应用较少。通过足尺试验可验证中央墩大悬臂盖梁的实际受力性能，揭示设计荷载下的力学行为。

4.2 试验方案

大悬臂盖梁缩尺模型的外形尺寸按原总体模型的尺寸1/4缩尺设计。缩尺模型的预应力钢束配置，在满足《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60—2015）^［14］的前提下，遵循缩尺模型的截面应力等效、正截面抗弯承载能力、斜截面抗剪承载能力等效原则进行设计。缩尺模型采用公称直径6根型号15-4预应力钢筋，抗拉强度f_pk=1 860 MPa。模型缩尺后自重减小为原型结构的1/64，为了保证缩尺模型在自重作用下截面应力与原模型等效，在缩尺模型上施加3倍模型自重的配重。

此次缩尺模型试验通过反力架、地锚索及千斤顶加载，加载装置能够在必要的时候实现快速卸载。

盖梁及桥墩的试验截面如图8、图9所示，试验加载工况如表2所示。

利用Midas有限元模型，基于混凝土损伤塑性模型，分别对正常使用、超载及破坏工况进行缩尺模型计算，同时将理论分析与试验结果进行对比。计算结果表明，偏载作用下破坏形式为盖梁与桥墩连接处混凝土发生压溃破坏，如图10、图11所示，墩顶截面为破坏截面。因此，结构极限承载力由墩顶截面弯矩和轴力组合控制，破坏工况下结构为大偏压构件，破坏时弯矩起主要控制作用。

4.3 试验结果

试验加载至极限状态时，加载侧盖梁与桥墩连接处混凝土发生压溃破坏。由于施工质量及局部缺陷问题，盖梁与桥墩连接处产生局部错动，并伴随部分混凝土块脱落。

破坏工况下截面弯矩与对应试验工况截面弯矩的比值为结构安全系数，各关键截面安全系数见表3。

对比正常工况、超载工况下典型截面的受力、变形及裂缝发展规律，得到如下结论：

（1） 在试验工况及破坏工况下，桩基钢筋均处于弹性状态。

（2） 试验加载至超载工况时，盖梁及桥墩均未出现裂缝，结构完好。

（3） 破坏工况下，桥墩出现裂缝，随着荷载的增加，桥墩水平裂缝贯穿，长度和宽度均持续扩展，裂缝最大宽度为0.14 mm，但结构未破坏。

（4） 破坏工况下，墩顶截面受压侧混凝土压溃，结构发生破坏；盖梁最大竖向位移31 cm，墩顶最大水平位移5.91 mm；卸载后盖梁竖向最大残余变形24 cm。

模型试验结果证实，该中央墩大悬臂盖梁各项指标均满足结构安全要求。

5 施工方案

5.1 施工主要影响因素

（1） 中山西部外环高速公路主线段与古神公路呈上下共线的空间布置形式，需采用围蔽施工，施工范围狭窄，作业协调难度高，工期紧张，城市道路外观要求高。

（2） 施工区域内的过往车辆较多，主要体现在古神公路段，车流量较大，对施工过程的安全要求较高，必须保证盖梁支架在施工过程中的安全性。

（3） 周边居民生活和作业区域部分离施工区域较近，如古神公路沿线林场较多，运送林木的大型车辆较多，易出现超高、超宽货运车辆，对盖梁支架形式设计要求较高。

（4） 项目路线有部分交叉路口、跨线等部位，施工过程中需考虑材料转运以及周转等因素，还需结合盖梁施工经济性和工序的合理性，做到文明施工、科学施工。

5.2 施工方法

中央墩大悬臂盖梁采用围蔽施工，古神公路宽24 m，两边各留一车道，围蔽净宽为15 m。为减少盖梁施工对原古神公路行车道的影响，盖梁支架主要搭设在围蔽范围内。单个施工点以7个墩为一个施工流水，侧模板周转周期控制在3 d以内，底模与支架一同周转使用。盖梁支架安装拆除、钢筋笼吊装、模板安装拆除均采用汽车吊进行吊装，支架搭设拆除、钢筋笼吊装、模板安装拆除时，采取临时封闭交通的方式，整体施工工艺流程如图12所示。

针对盖梁纵向延伸超出施工防护区边界的工况，采取多级协同支撑技术方案：即在围蔽范围内设置钢护筒支撑支架，对于超出围蔽范围的盖梁支架，采用门式塔架支撑体系与预应力钢绞线吊装系统形成反拉承力结构。

盖梁支架采用落地钢管+斜拉钢带的支架结构，其支架布置如图13所示。支架采用ϕ630×8 mm、ϕ820×8 mm钢管作为支撑，在围蔽范围内沿桥梁横向布设4排，每排2根；钢管设置不同的调节段，可根据墩身高度进行调整立柱安装高度，钢管节段间通过法兰和螺栓连接。支架主梁采用双拼I56a工字钢，中心间距6.0 m，单根总长度30 m，分为两节，每节长为15 m，通过法兰和10.9级M24螺栓连接。围蔽外侧主梁支点通过300 mm×30 mm（宽×厚）吊带和ϕ100 mm吊杆将外侧支点荷载传递至塔架；塔架、支撑钢管和主梁使用螺栓连接成整体，并进行局部加劲。

塔架由钢护筒、槽钢、钢吊带和工字钢组成，塔架预先在地面按照图纸拼装焊接完成，待盖梁钢筋和模板安装完成后，开始吊装。塔架钢管采用ϕ630×8 mm钢管制作，高9.4 m，钢管顶部0.6 m范围内采用C40混凝土填充。钢管采用法兰与主梁、平衡梁连接。平衡梁采用双拼I56工字钢，长度6 m，上部根据吊杆位置开孔，并焊接楔形钢块。

钢吊带长为6.8 m，采用300 mm宽、30 mm厚的Q345B钢板制作；吊杆长4.0 m，直径ϕ100 mm，采用Cr40钢棒调质加工。吊带与吊杆间采用联结器、连接板和ϕ100 mm销轴连接。

6 社会经济效益分析

6.1 社会效益

（1） 中央墩大悬臂盖梁作为桥梁下部结构可以有效节约土地资源，保护环境。

（2） 中央墩大悬臂盖梁增加了桥下通透度，有助于两侧土地的后续开发利用，提升了两侧土地的潜在价值；同时不会阻碍桥下道路日后升级扩建。

（3） 在保证行车视距和净空的同时，中央墩大悬臂盖梁也提升了城市居民的出行安全感。

（4） 中央墩大悬臂盖梁造型优美，改善了城市面貌，提升了城市品质。

6.2 经济效益

中央墩大悬臂盖梁占地面积小，减少了城市高速公路土地面积征用范围，显著降低了征地拆迁成本。经测算，中山西环应用“6+4”双层交通体系节约用地133.33 hm²以上；同时通过优化中央墩大悬臂盖梁支架系统，承台结构土方开挖回填施工工程量减少31%；在狭窄施工空间内整体化、装配化、模块化施工等方面钢材料投入节省约500 t，大大降低了项目建设资金和劳动力、材料及建设成本。

7 结论

城镇密集区高速采用上层六车道+下层四车道的双层断面，下部结构采用中央墩大悬臂盖梁方案，对于高速公路项目穿越城镇密集区、城市化程度高、城市地少人多的区域具有较强的实用性，可实现车辆根据需求选择上层高速公路与下层地方道路。具有较强的借鉴和推广价值。主要优势如下：

（1） 在既有的城市干道上新建高架高速公路桥梁时，通过拓宽改造中分带和重新划分行车道，可避免旧路、旧桥加宽改造带来的征地拆迁协调工作量，减少项目的征地面积。

（2） 新建高速公路项目采用中央墩大悬臂盖梁结构体系，可最大限度节省桥下用地，对桥下空间的综合利用开发具有很强的经济效益。

（3） 中央墩大悬臂盖梁方案可大幅节约占地面积，避免征拆产生的社会矛盾，方案实施难度小，社会效益突出。

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