大型交通樞紐地下V型柱體系轉換變形監測分析
——以黃木崗綜合交通樞紐工程為例

楊錦程，朱 旻，周偉明，陳登偉，洪成雨

(1.中鐵西南科學研究院有限公司，四川 成都 611731; 2.深圳大學土木與交通工程學院，廣東 深圳 518060; 3.深圳大學 濱海城市韌性基礎設施教育部重點實驗室，廣東 深圳 518060; 4.中鐵南方投資集團有限公司，廣東 深圳 518054)

0 引言

隨著我國超大城市地鐵網絡日益密集，建設一批以多線地鐵換乘車站為基礎的城市綜合交通樞紐成為城市軌道交通進一步發展的迫切需求[1]。深圳市作為社會主義先行示范區和粵港澳大灣區核心城市，在城市軌道交通建設方面更應發揮示范引領作用。根據《深圳市國民經濟和社會發展第十四個五年規劃和二〇三五年遠景目標綱要》，深圳正加快推進前海、崗廈北、黃木崗、大運、平湖等一批綜合交通樞紐的規劃和建設。相比于普通地鐵車站，綜合交通樞紐的結構體系各具特色，施工流程復雜[2]。例如：黃木崗綜合交通樞紐首次在地下空間中采用魚腹形V型柱體系，其建造過程面臨一系列技術難題。

目前地上建筑已廣泛采用大直徑斜柱結構體系[3-4]，但鮮有在地下結構中應用斜柱結構體系的工程案例。受地下空間施工條件限制，一般無法直接進行斜柱施工，需要先施作臨時支柱完成基坑開挖，再進行永久—臨時結構體系轉換。針對地上結構在體系轉換過程中的響應問題已開展大量研究：Yuan等[5]研究了多種體系轉換方案對大跨空間桁架結構受力行為的影響；Shao等[6]研究了臨時支撐卸載方案下大跨度屋蓋結構力學狀態；Zheng等[7]研究了體系轉換過程中大型體育館結構受力性能演變規律。雖然地上結構型式復雜，但材料本構關系和荷載工況明確，因此體系轉換過程結構受力分析較為精確；而地下結構處于周邊地質環境中，地層本構關系和地層-結構相互作用復雜。部分學者針對深基坑[8]、暗挖地下車站[9]、地下停車場[10-11]等研究了臨時支撐體系—永久結構轉換時地下結構應力和變形規律。秦學鋒等[12]、林泓志等[13]依托崗廈北綜合交通樞紐工程，研究了多重體系轉換對大跨度無柱地下空間結構力學行為影響，并優化了體系轉換方案。目前，地下基坑臨時支撐—永久結構轉換的理論和技術已趨成熟，但大跨度地下結構體系轉換的案例較少，特別是大傾角斜柱應用更為鮮見，且在體系轉換過程中結構受復雜變化的軸力-彎矩作用，安全風險更大。

本文以黃木崗綜合交通樞紐V型柱體系轉換為工程背景，提出V型柱分批體系轉換和多級加卸載方案，并采用測量機器人和機器視覺技術對關鍵結構構件位移進行實時自動化監測和預警，以期為V型柱施工安全提供技術支撐。

1 黃木崗綜合交通樞紐V型柱施工方案

1.1 工程概況

黃木崗綜合交通樞紐為深圳地鐵7號線(已建)、14號線(在建)以及24號線(規劃)三線換乘樞紐，如圖1所示。樞紐核心區包括既有7號線車站、14號線和24號線基坑3部分。沿24號線方向的中庭首次在地下空間中采用大直徑型鋼混凝土V型柱體系，上端魚腹形的下沉車道和下端直線排列的24號線站臺自然形成柱網。在V型柱中間處設置天窗，形成開闊空間感的同時實現引光入城。24號線V型柱布置見圖2，共計25組50根V型柱呈魚腹形布置在24號線5—31軸，其中，西區26根，直徑1.6 m；中區16根，直徑1.8 m；東區8根，直徑1.4 m。V型柱采用十字型鋼柱外包C60鋼筋混凝土，型鋼柱單根最大長度為38.5 m，質量約為87 t，與豎向夾角為1.3°～13°。

圖1 黃木崗綜合交通樞紐平面圖

圖2 24號線V型柱布置圖(單位：mm)

1.2 整體施工流程

24號線核心區典型斷面如圖3所示。由于14、24號線組成的異形基坑緊鄰東側7號線運營車站施工，為減小深基坑開挖對既有車站結構的影響，基坑采用蓋挖逆作法施工，不具備直接施作V型柱的條件。因此，在V型柱形成受力體系前，各層板依靠臨時鋼管柱提供豎向支撐。在V型柱施工完成后，利用臨時柱頂伺服系統完成受力體系轉換，并拆除臨時鋼管柱。主要流程如下：

圖3 24號線核心區典型斷面圖(單位：mm)

1)圍護結構施工。依次進行地下連續墻、臨時鋼管柱和抗拔樁施工。

2)主體結構施工。首先從負1層到負4層逆作各層板、柱和V型柱節點。V型柱節點和頂板的型鋼混凝土梁節點焊接形成整體(見圖4)，吊裝到位后焊接型鋼梁并完成混凝土澆筑。V型柱柱腳板通過螺栓和底板中的預定位鋼板連接，并通過型鋼梁和其他V型柱、鋼管柱柱腳相連，混凝土澆筑后與臨時鋼管混凝土柱下樁形成整體。待施工完成后，再從負4層到負1層依次順作各層板中間V型柱段。

圖4 V型柱和梁連接節點

3)體系轉換施工。通過臨時柱的柱頂伺服系統將臨時柱略微頂升不超過3 mm(方便拆除柱頂的鋼棒和法蘭盤)，然后拆除臨時鋼管柱，完成結構體系轉換。

1.3 體系轉換重難點分析

1)V型柱柱頂最大跨度為25.6 m，在結構自重和上覆土荷載作用下，型鋼梁撓度偏大。

2)V型柱為魚腹形布置，傾角為1.3°～13°，與直柱不同，在荷載作用下受到軸力和彎矩共同作用。在梁跨度最大的截面(25.6 m)，斜柱傾角最大(13°)，長度超過30 m，在較大軸力和彎矩作用下存在變形和開裂風險。

3)采用V型柱-臨時鋼管柱永臨分離+體系轉換的方式，相比于永臨合一結構體系，施工過程中結構體系多次變換存在較大安全風險。

2 V型柱體系轉換施工方案

2.1 體系轉換整體方案

根據現場施工進度，首先對中區進行V型柱結構體系轉換，轉換方案如圖5所示。根據有限元建模計算結果，結構轉換的主要影響范圍為當前跨和東西方向各相鄰1跨。結合現場人員、設備條件，中區16根V型柱共分8批，每批完成2根V型柱和其相鄰3～5根臨時柱之間的體系轉換。體系轉換從中間21軸向東西兩側逐批進行，盡可能減小轉換對西側鋼便橋拆除施工、東側既有7號線車站改造施工的影響。

圖5 中區V型柱體系轉換方案

2.2 分級加載值

以第1批21軸和第2批22軸V型柱結構轉換為例，對應的1—8號共8根臨時鋼管柱分級加卸載的荷載值如表1所示。荷載工況分為最小0級(僅框架自重)到最大7級(恒載+活載)共8種。以荷載工況7級為例，建立V型柱三維有限元模型，在結構上施加自重+上覆土重+側向水土壓力+1.0倍活載后，1)計算此時1—4號臨時柱軸力，作為第1批轉換1—4號臨時柱的7級荷載；2)移除1—4號臨時柱，隨后計算5—8號臨時柱軸力，作為第2批轉換時5—8號臨時柱的7級荷載；3)按照以上方法逐次計算剩余其他臨時柱的7級荷載。

表1 臨時鋼管柱分級加卸載統計表

2.3 加卸載流程

中區V型柱體系轉換現場照片如圖6所示。臨時柱柱頂由法蘭盤、鋼棒、墊塊和千斤頂組成。每批臨時鋼管柱加卸載時，各柱頂均安裝2～4個(按極限加載值配置)400 t液壓千斤頂。

圖6 中區V型柱體系轉換現場照片

2.3.1 千斤頂加載

在準備工作就緒后，按表1中的分級加載要求同步頂升。首先開始1級加載，加載值按照分級加載值及油表讀數值進行控制，在穩壓持荷30 min內，對臨時柱頂板位移、V型柱節點沉降及V型柱型鋼梁跨中沉降進行監測并記錄數據。觀察員利用曲臂車對千斤頂完好性、頂鐵是否松脫、頂板結構及V型柱結構是否開裂等進行檢查。前一級監測數據變化較小，在設計允許范圍內；且檢查千斤頂及主體結構無異常后，即可進行2級加載。重復上述步驟，直至加載至設計給予的加載控制極限值或千斤頂頂鐵松動達到脫離條件(頂板上升不超過3 mm)，將鋼墊塊抽出停止加載，不可超加載致使頂板結構破壞。

2.3.2 分級卸載

各項數據及檢查無異常情況后開始5級分級卸載。先按照最終加載值的10%進行第1級卸載，穩壓30 min；再對各項監測數據進行采集整理，對周邊結構進行檢查，無異常后按照最終加載值的15%、20%、25%、30%繼續進行分級卸載；每級卸載后穩壓30 min，現場觀察結構有無變化情況，最終完成單批受力體系轉換。

2.4 頂板裂縫驗算

在800 mm厚鋼筋混凝土頂板上、下各布置2層φ32 mm@150 mm縱筋，混凝土強度等級為C35，鋼筋為HRB400E。由型鋼梁和鋼筋混凝土梁形成主次梁體系，板最大尺寸為11.5 m×7.7 m，可視作多跨連續雙向板。以恒載(結構自重25 kN/m2×0.8 m+上覆土重17 kN/m2×1.2 m=40.4 kN/m2)+1.0活載(20 kN/m2)驗算混凝土板裂縫寬度，單位板寬最大正、負彎矩分別為151.7 kN·m和-268.6 kN·m。根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》[14]，所處環境類別為二a，裂縫控制等級為三級，裂縫寬度限值wlim=0.2 mm。計算得到最大裂縫寬度wmax=0.014 mm，小于規范控制值。

3 體系轉換關鍵結構構件位移監測與分析

3.1 監測方案

采用測量機器人對臨時柱柱頂、V型柱柱頂和型鋼梁跨中位移進行自動化監測。以22軸為例，監測點位布置如圖7所示。在4根臨時柱柱頂對應的頂板位置、2根V型柱柱頂和型鋼梁跨中共布置7個自動化監測棱鏡，通過固定在負1層板上的測量機器人對棱鏡位移進行自動化監測。

圖7 22軸監測點位布置圖(單位：m)

測量機器人采用Leica TM50自動化全站儀，測角精度為0.5″，測距精度為0.6 mm+1×10-6D(D為實際測量距離)。柏文鋒[15]的研究成果表明，采用極坐標法測量50 m范圍內盾構隧道標靶垂直位移時，最大測量誤差在0.5 mm以內。為了驗證測量機器人監測結果的可靠性，布置一套機器視覺裝置對21、22軸V型柱柱頂和型鋼梁跨中位移進行自動化監測。相機焦距選為8 mm，對應視角37°，在30 m安裝距離下，測量面寬和測量面高分別為20 m和12 m，室內標定的最大測量誤差在1 mm以內，相關參數可滿足現場監測需要。在V型柱柱頂和型鋼梁跨中設置標靶，相機固定在變形相對獨立的行車道側墻上，與待測標靶的垂直距離為26 m。

3.2 臨時柱柱頂位移

圖8(a)和(b)示出了第1批(21軸)和第2批(22軸)V型柱轉換時臨時柱柱頂位移。加載階段同一批4根臨時柱柱頂均產生向上位移，其中，第1批1—4號臨時柱加載到4級(恒載+0.4活載)時，第2批5—8號臨時柱加載到5級(恒載+0.6活載)時，所有臨時柱柱頂的鋼墊塊均順利脫開，頂升位移均未超過設計給出的控制值3 mm，證明了頂升荷載和頂升位移控制值準確合理。

(a)第1批轉換

卸載階段，同一批4根臨時柱柱頂均產生向下位移，8根臨時柱總平均沉降量為-5.7 mm，1級到5級卸載下，8根臨時柱平均沉降量分別達到總平均沉降量的50%、68%、86%、95%、100%，表明卸載前期位移發展較為充分，說明采用卸載量逐級遞增的多級卸載方式是合理的。

3.3 V型柱柱頂位移

圖9(a)和(b)示出了第1批和第2批轉換時臨時柱柱頂位移變化曲線。考慮到核心區結構南北方向上整體對稱，第1批轉換時21軸南、北2根V型柱柱頂位移趨勢一致，均在加載階段略有上升，卸載階段明顯沉降。加載階段，21軸北側V型柱柱頂在3級加載時抬升量最大，達到+0.3 mm；21軸南側V型柱柱頂在4級加載時抬升量最大，達到+0.3 mm。卸載階段，21軸北側V型柱柱頂在3級卸載時沉降量最大，達到-1.5 mm；21軸南側V型柱柱頂在5級卸載時沉降量最大，達到-2.1 mm。第1批轉換階段，21軸框架北側頂升和沉降均發生較早，原因可能是北側臨時柱頂升荷載偏大或伺服系統非完全同步加載。

(a)第1批轉換

第2批轉換時，22軸南北側2根V型柱柱頂位移趨勢存在明顯差異，呈現出非對稱結構響應。加載階段，22軸北側V型柱柱頂產生逐漸向上的位移，4級加載時位移值為+0.1 mm；22軸南側V型柱柱頂在加載階段產生明顯的向下沉降，且在4級加載時沉降最大，達到-3.5 mm，這可能是V型柱中間柱段采用焊接，其施工精度存在級差異，導致框架結構初始不平衡。臨時柱柱頂位移與V型柱柱頂位移的趨勢相符，4級加載時框架北側的頂升效果更明顯，5級加載時框架南側的頂升效果更明顯。采用人工觀測22軸V型柱節點處，未見明顯開裂，結構整體仍處于安全狀態。

圖10示出了測量機器人和機器視覺技術測得的21軸和22軸北側V型柱柱頂位移。由圖可知，測量機器人和機器視覺測得的位移值吻合較好。由圖10(a)可知，第1批(21軸)、第2批(22軸)和第4批(20軸)3組轉換對21軸北側V柱柱頂位移影響較大，轉換完之后V型柱柱頂位移均有顯著增長，驗證了結構轉換的影響范圍主要在相鄰1跨范圍以內；第2批轉換和第3批轉換中間間隔時間較長，此階段21軸北側V柱柱頂位移仍在不斷發展；第4批到第6批轉換時間間隔很短，且臨時立柱和支撐快速拆除，此階段因受現場施工擾動影響，數據振動幅度較大。圖10(b)中，由于22軸V型柱柱頂的3號標靶在監測約125 h后受腳手架遮擋，造成機器視覺未能測得整個轉換階段的完整數據。由于第1批轉換時，22軸仍有臨時立柱支撐，因此柱頂位移較小，第2批轉換后柱頂發生明顯下沉，2種監測方式均能有效反映出結構位移趨勢。

(a)21軸北側V型柱

3.4 型鋼梁跨中位移

圖11示出第1批和第2批轉換時相鄰3跨型鋼梁跨中位移變化曲線。由圖11(a)可知，第1批21軸轉換時，20軸和22軸均有臨時柱支撐，因此對應的型鋼梁跨中撓度變化很小。加載階段，21軸型鋼梁跨中產生向上位移，最大值為4級加載后的+3.8 mm；卸載階段，21軸型鋼梁跨中產生向下沉降，最大沉降量為5級卸載后的-7.8 mm。其中，前3級卸載時型鋼梁跨中沉降發展較快，達到總沉降量的89%，這和臨時柱柱頂在卸載階段的沉降規律基本一致。第1批轉換完成后，21軸型鋼梁跨中沉降仍在持續發展，在1 d后沉降量達到-9.1 mm。

如圖11(b)所示，由于第2批轉換時21軸臨時柱已經卸載完成，因此，22軸臨時柱卸載時，21、22軸型鋼梁跨中同時產生向下位移，而23軸由于臨時柱支撐型鋼梁跨中位移幾乎不變。加載階段，21、22軸型鋼梁跨中在5級加載時分別產生+0.6 mm和+2.0 mm向上位移；整個卸載階段，21、22軸型鋼梁跨中分別產生-5.0 mm和-17.1 mm沉降，并且在4、5級卸載時沉降增長較快。卸載完成后，21、22軸型鋼梁跨中沉降分別達到-13.3 mm和-14.6 mm，數值相差不大，這是由于21軸和22軸型鋼梁跨度基本相同，第2批轉換后兩軸的臨時柱均卸載完成，型鋼梁受力狀態基本一致。第2批轉換完成后，21、22軸型鋼梁跨中沉降進一步發展，并于3 d后分別達到-18.3 mm和-17.1 mm，數值仍較為接近。

圖12示出了測量機器人和機器視覺技術測得的中區轉換全過程22軸型鋼梁跨中位移。其中，382—564 h段受臨時柱拆除施工遮擋影響，監測數據缺失，但第7批轉換后監測數據恢復，這表明機器視覺測量易受現場遮擋的影響，但遮擋解除后監測可恢復。測量機器人和機器視覺測得的型鋼梁跨中位移值吻合較好。第1批(21軸)轉換后，22軸型鋼梁仍由臨時柱支撐，因此跨中位移變化不大；第2批(22軸)轉換后，由于21軸、22軸臨時柱均已經卸載完畢，22軸型鋼梁跨中沉降較大，達到-14.6 mm；由于第2、3批轉換時間間隔較長，125 h左右受地面永久橋施工影響，型鋼梁跨中沉降增長到-20.0 mm左右；第3批(22軸)轉換后，型鋼梁跨中沉降增加至-29.4 mm；第4—7批轉換時，22軸型鋼梁跨中沉降穩定在-30.0 mm左右。這表明型鋼梁跨中沉降僅受當前跨和相鄰1跨轉換施工的影響，驗證了分區轉換施工方案的合理性。22軸型鋼梁跨度l0=25.6 m，根據JGJ 138—2016《型鋼混凝土組合結構技術規程》[16]，型鋼混凝土梁的撓度允許值為l0/400=64.0 mm，整個轉換過程中，型鋼梁處于安全狀態。

圖12 型鋼梁跨中位移(全過程)

4 結論與建議

針對黃木崗綜合交通樞紐地下V型柱施工難題，提出了分批次多級加卸載的永久—臨時結構體系轉換方案，并開展體系轉換過程中關鍵結構構件的變形監測和預警，得到主要結論如下：

1)為保證臨近既有車站結構安全，基坑采用蓋挖逆作法施工，施工方案為先采用臨時鋼管混凝土支撐，再逆作梁、板和V型柱節點，然后順作V型柱主段，最后完成V型柱—臨時柱體系轉換。轉換過程中結構力系變化復雜，主要風險點為型鋼梁下撓、頂板和V型柱節點開裂等。

2)V型柱—臨時柱體系轉換采用分批次多級加卸載方案，臨時柱柱頂分8級加載，分級加載值通過不同恒載-活載組合計算確定。實際加載至4、5級時臨時柱柱頂均已脫開，實測結構變形值小于控制值，經人工觀測檢查梁、板未見明顯開裂，證明體系轉換方案合理可行。

3)體系轉換主要影響當前跨和相鄰跨共計3跨范圍，轉換完成后型鋼梁跨中最大撓度約為30.0 mm，V型柱柱頂最大下沉7.5 mm，結構整體處于安全狀態。受結構施工精度和伺服系統同步性影響，加載階段結構北側抬升較早，南側抬升較晚，22軸南、北側2根V型柱柱頂位移趨勢相反，結構非對稱響應會對結構安全產生一定影響。

4)本工程采用不同恒、活載工況確定分級加載值，未進行精細化施工過程仿真，頂升過程結構受力需進一步分析驗證；現場監測中需補充完善結構內力監測，同時應結合自動化監測數據，加強對結構安全風險的實時評估和預警工作。