大型交通枢纽地下V型柱体系转换变形监测分析——以黄木岗综合交通枢纽工程为例

杨锦程，朱 旻，周伟明，陈登伟，洪成雨

(1.中铁西南科学研究院有限公司，四川 成都 611731; 2.深圳大学土木与交通工程学院，广东 深圳 518060; 3.深圳大学 滨海城市韧性基础设施教育部重点实验室，广东 深圳 518060; 4.中铁南方投资集团有限公司，广东 深圳 518054)

0 引言

随着我国超大城市地铁网络日益密集，建设一批以多线地铁换乘车站为基础的城市综合交通枢纽成为城市轨道交通进一步发展的迫切需求[1]。深圳市作为社会主义先行示范区和粤港澳大湾区核心城市，在城市轨道交通建设方面更应发挥示范引领作用。根据《深圳市国民经济和社会发展第十四个五年规划和二〇三五年远景目标纲要》，深圳正加快推进前海、岗厦北、黄木岗、大运、平湖等一批综合交通枢纽的规划和建设。相比于普通地铁车站，综合交通枢纽的结构体系各具特色，施工流程复杂[2]。例如：黄木岗综合交通枢纽首次在地下空间中采用鱼腹形V型柱体系，其建造过程面临一系列技术难题。

目前地上建筑已广泛采用大直径斜柱结构体系[3-4]，但鲜有在地下结构中应用斜柱结构体系的工程案例。受地下空间施工条件限制，一般无法直接进行斜柱施工，需要先施作临时支柱完成基坑开挖，再进行永久—临时结构体系转换。针对地上结构在体系转换过程中的响应问题已开展大量研究：Yuan等[5]研究了多种体系转换方案对大跨空间桁架结构受力行为的影响；Shao等[6]研究了临时支撑卸载方案下大跨度屋盖结构力学状态；Zheng等[7]研究了体系转换过程中大型体育馆结构受力性能演变规律。虽然地上结构型式复杂，但材料本构关系和荷载工况明确，因此体系转换过程结构受力分析较为精确；而地下结构处于周边地质环境中，地层本构关系和地层-结构相互作用复杂。部分学者针对深基坑[8]、暗挖地下车站[9]、地下停车场[10-11]等研究了临时支撑体系—永久结构转换时地下结构应力和变形规律。秦学锋等[12]、林泓志等[13]依托岗厦北综合交通枢纽工程，研究了多重体系转换对大跨度无柱地下空间结构力学行为影响，并优化了体系转换方案。目前，地下基坑临时支撑—永久结构转换的理论和技术已趋成熟，但大跨度地下结构体系转换的案例较少，特别是大倾角斜柱应用更为鲜见，且在体系转换过程中结构受复杂变化的轴力-弯矩作用，安全风险更大。

本文以黄木岗综合交通枢纽V型柱体系转换为工程背景，提出V型柱分批体系转换和多级加卸载方案，并采用测量机器人和机器视觉技术对关键结构构件位移进行实时自动化监测和预警，以期为V型柱施工安全提供技术支撑。

1 黄木岗综合交通枢纽V型柱施工方案

1.1 工程概况

黄木岗综合交通枢纽为深圳地铁7号线(已建)、14号线(在建)以及24号线(规划)三线换乘枢纽，如图1所示。枢纽核心区包括既有7号线车站、14号线和24号线基坑3部分。沿24号线方向的中庭首次在地下空间中采用大直径型钢混凝土V型柱体系，上端鱼腹形的下沉车道和下端直线排列的24号线站台自然形成柱网。在V型柱中间处设置天窗，形成开阔空间感的同时实现引光入城。24号线V型柱布置见图2，共计25组50根V型柱呈鱼腹形布置在24号线5—31轴，其中，西区26根，直径1.6 m；中区16根，直径1.8 m；东区8根，直径1.4 m。V型柱采用十字型钢柱外包C60钢筋混凝土，型钢柱单根最大长度为38.5 m，质量约为87 t，与竖向夹角为1.3°～13°。

图1 黄木岗综合交通枢纽平面图

图2 24号线V型柱布置图(单位：mm)

1.2 整体施工流程

24号线核心区典型断面如图3所示。由于14、24号线组成的异形基坑紧邻东侧7号线运营车站施工，为减小深基坑开挖对既有车站结构的影响，基坑采用盖挖逆作法施工，不具备直接施作V型柱的条件。因此，在V型柱形成受力体系前，各层板依靠临时钢管柱提供竖向支撑。在V型柱施工完成后，利用临时柱顶伺服系统完成受力体系转换，并拆除临时钢管柱。主要流程如下：

图3 24号线核心区典型断面图(单位：mm)

1)围护结构施工。依次进行地下连续墙、临时钢管柱和抗拔桩施工。

2)主体结构施工。首先从负1层到负4层逆作各层板、柱和V型柱节点。V型柱节点和顶板的型钢混凝土梁节点焊接形成整体(见图4)，吊装到位后焊接型钢梁并完成混凝土浇筑。V型柱柱脚板通过螺栓和底板中的预定位钢板连接，并通过型钢梁和其他V型柱、钢管柱柱脚相连，混凝土浇筑后与临时钢管混凝土柱下桩形成整体。待施工完成后，再从负4层到负1层依次顺作各层板中间V型柱段。

图4 V型柱和梁连接节点

3)体系转换施工。通过临时柱的柱顶伺服系统将临时柱略微顶升不超过3 mm(方便拆除柱顶的钢棒和法兰盘)，然后拆除临时钢管柱，完成结构体系转换。

1.3 体系转换重难点分析

1)V型柱柱顶最大跨度为25.6 m，在结构自重和上覆土荷载作用下，型钢梁挠度偏大。

2)V型柱为鱼腹形布置，倾角为1.3°～13°，与直柱不同，在荷载作用下受到轴力和弯矩共同作用。在梁跨度最大的截面(25.6 m)，斜柱倾角最大(13°)，长度超过30 m，在较大轴力和弯矩作用下存在变形和开裂风险。

3)采用V型柱-临时钢管柱永临分离+体系转换的方式，相比于永临合一结构体系，施工过程中结构体系多次变换存在较大安全风险。

2 V型柱体系转换施工方案

2.1 体系转换整体方案

根据现场施工进度，首先对中区进行V型柱结构体系转换，转换方案如图5所示。根据有限元建模计算结果，结构转换的主要影响范围为当前跨和东西方向各相邻1跨。结合现场人员、设备条件，中区16根V型柱共分8批，每批完成2根V型柱和其相邻3～5根临时柱之间的体系转换。体系转换从中间21轴向东西两侧逐批进行，尽可能减小转换对西侧钢便桥拆除施工、东侧既有7号线车站改造施工的影响。

图5 中区V型柱体系转换方案

2.2 分级加载值

以第1批21轴和第2批22轴V型柱结构转换为例，对应的1—8号共8根临时钢管柱分级加卸载的荷载值如表1所示。荷载工况分为最小0级(仅框架自重)到最大7级(恒载+活载)共8种。以荷载工况7级为例，建立V型柱三维有限元模型，在结构上施加自重+上覆土重+侧向水土压力+1.0倍活载后，1)计算此时1—4号临时柱轴力，作为第1批转换1—4号临时柱的7级荷载；2)移除1—4号临时柱，随后计算5—8号临时柱轴力，作为第2批转换时5—8号临时柱的7级荷载；3)按照以上方法逐次计算剩余其他临时柱的7级荷载。

表1 临时钢管柱分级加卸载统计表

2.3 加卸载流程

中区V型柱体系转换现场照片如图6所示。临时柱柱顶由法兰盘、钢棒、垫块和千斤顶组成。每批临时钢管柱加卸载时，各柱顶均安装2～4个(按极限加载值配置)400 t液压千斤顶。

图6 中区V型柱体系转换现场照片

2.3.1 千斤顶加载

在准备工作就绪后，按表1中的分级加载要求同步顶升。首先开始1级加载，加载值按照分级加载值及油表读数值进行控制，在稳压持荷30 min内，对临时柱顶板位移、V型柱节点沉降及V型柱型钢梁跨中沉降进行监测并记录数据。观察员利用曲臂车对千斤顶完好性、顶铁是否松脱、顶板结构及V型柱结构是否开裂等进行检查。前一级监测数据变化较小，在设计允许范围内；且检查千斤顶及主体结构无异常后，即可进行2级加载。重复上述步骤，直至加载至设计给予的加载控制极限值或千斤顶顶铁松动达到脱离条件(顶板上升不超过3 mm)，将钢垫块抽出停止加载，不可超加载致使顶板结构破坏。

2.3.2 分级卸载

各项数据及检查无异常情况后开始5级分级卸载。先按照最终加载值的10%进行第1级卸载，稳压30 min；再对各项监测数据进行采集整理，对周边结构进行检查，无异常后按照最终加载值的15%、20%、25%、30%继续进行分级卸载；每级卸载后稳压30 min，现场观察结构有无变化情况，最终完成单批受力体系转换。

2.4 顶板裂缝验算

在800 mm厚钢筋混凝土顶板上、下各布置2层φ32 mm@150 mm纵筋，混凝土强度等级为C35，钢筋为HRB400E。由型钢梁和钢筋混凝土梁形成主次梁体系，板最大尺寸为11.5 m×7.7 m，可视作多跨连续双向板。以恒载(结构自重25 kN/m2×0.8 m+上覆土重17 kN/m2×1.2 m=40.4 kN/m2)+1.0活载(20 kN/m2)验算混凝土板裂缝宽度，单位板宽最大正、负弯矩分别为151.7 kN·m和-268.6 kN·m。根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[14]，所处环境类别为二a，裂缝控制等级为三级，裂缝宽度限值wlim=0.2 mm。计算得到最大裂缝宽度wmax=0.014 mm，小于规范控制值。

3 体系转换关键结构构件位移监测与分析

3.1 监测方案

采用测量机器人对临时柱柱顶、V型柱柱顶和型钢梁跨中位移进行自动化监测。以22轴为例，监测点位布置如图7所示。在4根临时柱柱顶对应的顶板位置、2根V型柱柱顶和型钢梁跨中共布置7个自动化监测棱镜，通过固定在负1层板上的测量机器人对棱镜位移进行自动化监测。

图7 22轴监测点位布置图(单位：m)

测量机器人采用Leica TM50自动化全站仪，测角精度为0.5″，测距精度为0.6 mm+1×10-6D(D为实际测量距离)。柏文锋[15]的研究成果表明，采用极坐标法测量50 m范围内盾构隧道标靶垂直位移时，最大测量误差在0.5 mm以内。为了验证测量机器人监测结果的可靠性，布置一套机器视觉装置对21、22轴V型柱柱顶和型钢梁跨中位移进行自动化监测。相机焦距选为8 mm，对应视角37°，在30 m安装距离下，测量面宽和测量面高分别为20 m和12 m，室内标定的最大测量误差在1 mm以内，相关参数可满足现场监测需要。在V型柱柱顶和型钢梁跨中设置标靶，相机固定在变形相对独立的行车道侧墙上，与待测标靶的垂直距离为26 m。

3.2 临时柱柱顶位移

图8(a)和(b)示出了第1批(21轴)和第2批(22轴)V型柱转换时临时柱柱顶位移。加载阶段同一批4根临时柱柱顶均产生向上位移，其中，第1批1—4号临时柱加载到4级(恒载+0.4活载)时，第2批5—8号临时柱加载到5级(恒载+0.6活载)时，所有临时柱柱顶的钢垫块均顺利脱开，顶升位移均未超过设计给出的控制值3 mm，证明了顶升荷载和顶升位移控制值准确合理。

(a)第1批转换

卸载阶段，同一批4根临时柱柱顶均产生向下位移，8根临时柱总平均沉降量为-5.7 mm，1级到5级卸载下，8根临时柱平均沉降量分别达到总平均沉降量的50%、68%、86%、95%、100%，表明卸载前期位移发展较为充分，说明采用卸载量逐级递增的多级卸载方式是合理的。

3.3 V型柱柱顶位移

图9(a)和(b)示出了第1批和第2批转换时临时柱柱顶位移变化曲线。考虑到核心区结构南北方向上整体对称，第1批转换时21轴南、北2根V型柱柱顶位移趋势一致，均在加载阶段略有上升，卸载阶段明显沉降。加载阶段，21轴北侧V型柱柱顶在3级加载时抬升量最大，达到+0.3 mm；21轴南侧V型柱柱顶在4级加载时抬升量最大，达到+0.3 mm。卸载阶段，21轴北侧V型柱柱顶在3级卸载时沉降量最大，达到-1.5 mm；21轴南侧V型柱柱顶在5级卸载时沉降量最大，达到-2.1 mm。第1批转换阶段，21轴框架北侧顶升和沉降均发生较早，原因可能是北侧临时柱顶升荷载偏大或伺服系统非完全同步加载。

(a)第1批转换

第2批转换时，22轴南北侧2根V型柱柱顶位移趋势存在明显差异，呈现出非对称结构响应。加载阶段，22轴北侧V型柱柱顶产生逐渐向上的位移，4级加载时位移值为+0.1 mm；22轴南侧V型柱柱顶在加载阶段产生明显的向下沉降，且在4级加载时沉降最大，达到-3.5 mm，这可能是V型柱中间柱段采用焊接，其施工精度存在级差异，导致框架结构初始不平衡。临时柱柱顶位移与V型柱柱顶位移的趋势相符，4级加载时框架北侧的顶升效果更明显，5级加载时框架南侧的顶升效果更明显。采用人工观测22轴V型柱节点处，未见明显开裂，结构整体仍处于安全状态。

图10示出了测量机器人和机器视觉技术测得的21轴和22轴北侧V型柱柱顶位移。由图可知，测量机器人和机器视觉测得的位移值吻合较好。由图10(a)可知，第1批(21轴)、第2批(22轴)和第4批(20轴)3组转换对21轴北侧V柱柱顶位移影响较大，转换完之后V型柱柱顶位移均有显著增长，验证了结构转换的影响范围主要在相邻1跨范围以内；第2批转换和第3批转换中间间隔时间较长，此阶段21轴北侧V柱柱顶位移仍在不断发展；第4批到第6批转换时间间隔很短，且临时立柱和支撑快速拆除，此阶段因受现场施工扰动影响，数据振动幅度较大。图10(b)中，由于22轴V型柱柱顶的3号标靶在监测约125 h后受脚手架遮挡，造成机器视觉未能测得整个转换阶段的完整数据。由于第1批转换时，22轴仍有临时立柱支撑，因此柱顶位移较小，第2批转换后柱顶发生明显下沉，2种监测方式均能有效反映出结构位移趋势。

(a)21轴北侧V型柱

3.4 型钢梁跨中位移

图11示出第1批和第2批转换时相邻3跨型钢梁跨中位移变化曲线。由图11(a)可知，第1批21轴转换时，20轴和22轴均有临时柱支撑，因此对应的型钢梁跨中挠度变化很小。加载阶段，21轴型钢梁跨中产生向上位移，最大值为4级加载后的+3.8 mm；卸载阶段，21轴型钢梁跨中产生向下沉降，最大沉降量为5级卸载后的-7.8 mm。其中，前3级卸载时型钢梁跨中沉降发展较快，达到总沉降量的89%，这和临时柱柱顶在卸载阶段的沉降规律基本一致。第1批转换完成后，21轴型钢梁跨中沉降仍在持续发展，在1 d后沉降量达到-9.1 mm。

如图11(b)所示，由于第2批转换时21轴临时柱已经卸载完成，因此，22轴临时柱卸载时，21、22轴型钢梁跨中同时产生向下位移，而23轴由于临时柱支撑型钢梁跨中位移几乎不变。加载阶段，21、22轴型钢梁跨中在5级加载时分别产生+0.6 mm和+2.0 mm向上位移；整个卸载阶段，21、22轴型钢梁跨中分别产生-5.0 mm和-17.1 mm沉降，并且在4、5级卸载时沉降增长较快。卸载完成后，21、22轴型钢梁跨中沉降分别达到-13.3 mm和-14.6 mm，数值相差不大，这是由于21轴和22轴型钢梁跨度基本相同，第2批转换后两轴的临时柱均卸载完成，型钢梁受力状态基本一致。第2批转换完成后，21、22轴型钢梁跨中沉降进一步发展，并于3 d后分别达到-18.3 mm和-17.1 mm，数值仍较为接近。

图12示出了测量机器人和机器视觉技术测得的中区转换全过程22轴型钢梁跨中位移。其中，382—564 h段受临时柱拆除施工遮挡影响，监测数据缺失，但第7批转换后监测数据恢复，这表明机器视觉测量易受现场遮挡的影响，但遮挡解除后监测可恢复。测量机器人和机器视觉测得的型钢梁跨中位移值吻合较好。第1批(21轴)转换后，22轴型钢梁仍由临时柱支撑，因此跨中位移变化不大；第2批(22轴)转换后，由于21轴、22轴临时柱均已经卸载完毕，22轴型钢梁跨中沉降较大，达到-14.6 mm；由于第2、3批转换时间间隔较长，125 h左右受地面永久桥施工影响，型钢梁跨中沉降增长到-20.0 mm左右；第3批(22轴)转换后，型钢梁跨中沉降增加至-29.4 mm；第4—7批转换时，22轴型钢梁跨中沉降稳定在-30.0 mm左右。这表明型钢梁跨中沉降仅受当前跨和相邻1跨转换施工的影响，验证了分区转换施工方案的合理性。22轴型钢梁跨度l0=25.6 m，根据JGJ 138—2016《型钢混凝土组合结构技术规程》[16]，型钢混凝土梁的挠度允许值为l0/400=64.0 mm，整个转换过程中，型钢梁处于安全状态。

图12 型钢梁跨中位移(全过程)

4 结论与建议

针对黄木岗综合交通枢纽地下V型柱施工难题，提出了分批次多级加卸载的永久—临时结构体系转换方案，并开展体系转换过程中关键结构构件的变形监测和预警，得到主要结论如下：

1)为保证临近既有车站结构安全，基坑采用盖挖逆作法施工，施工方案为先采用临时钢管混凝土支撑，再逆作梁、板和V型柱节点，然后顺作V型柱主段，最后完成V型柱—临时柱体系转换。转换过程中结构力系变化复杂，主要风险点为型钢梁下挠、顶板和V型柱节点开裂等。

2)V型柱—临时柱体系转换采用分批次多级加卸载方案，临时柱柱顶分8级加载，分级加载值通过不同恒载-活载组合计算确定。实际加载至4、5级时临时柱柱顶均已脱开，实测结构变形值小于控制值，经人工观测检查梁、板未见明显开裂，证明体系转换方案合理可行。

3)体系转换主要影响当前跨和相邻跨共计3跨范围，转换完成后型钢梁跨中最大挠度约为30.0 mm，V型柱柱顶最大下沉7.5 mm，结构整体处于安全状态。受结构施工精度和伺服系统同步性影响，加载阶段结构北侧抬升较早，南侧抬升较晚，22轴南、北侧2根V型柱柱顶位移趋势相反，结构非对称响应会对结构安全产生一定影响。

4)本工程采用不同恒、活载工况确定分级加载值，未进行精细化施工过程仿真，顶升过程结构受力需进一步分析验证；现场监测中需补充完善结构内力监测，同时应结合自动化监测数据，加强对结构安全风险的实时评估和预警工作。