乌鲁木齐地窝堡国际机场位于新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市西北郊,本期新建航站区北区工程包括了航站楼、交通中心、旅客过夜用房等单体。交通中心工程位于航站楼东侧(图1),包括了换乘中心、停车库,总面积约35万m²(图2)。

　　 工程抗震设防烈度为8度,设计基本加速度值为0.20g,设计地震分组为第二组,建筑场地类别为Ⅱ类,特征周期0.40s ^[1]。

　　 换乘中心属于重点设防类建筑,平面尺寸约360m×80m,地上4层,主要功能是换乘通道和商业设施,通过连桥与航站楼、敞开式车库相连,屋面最大高度约36.5m。主体结构采用钢筋混凝土框架结构,屋盖为钢管柱支撑的双向交叉空间网格体系。结构典型柱网为9m×18m和18m×18m。

　　 本项目隔震采用基底隔震,隔震层下方局部有2层地下地铁站(图3)。

　　 建筑结构的隔震层位置一般可以选择层间或基础顶。为提高整体结构的抗震性能并系统性降低超长结构的温度应力,同时改善结构扭转性能,本工程选取基础顶隔震的方式,隔震层单独设为一层,兼做机电设备转换层,层高4.220m。地铁站范围地铁顶板兼做隔震层底板。图4为地铁范围内的典型隔震剖面图。

　　 依据上部结构荷载、刚度分布,隔震层由天然橡胶支座(LNR)、铅芯橡胶支座(LRB)、黏滞阻尼器组成。在地震下位移相对较大的外周四排柱位下设置耗能能力强的铅芯橡胶支座,铅芯橡胶支座水平刚度较大,设在外侧可以提高结构抗扭刚度,内部为天然橡胶支座,在相对位移最大的长向端部设置了黏滞阻尼器来减小扭转。具体数量为天然橡胶支座74个,铅芯橡胶支座331个,支座直径最小为900mm,最大为1 300mm; 黏滞阻尼器12个,隔震支座的布置见图5。

　　 对于隔震层相关构件,明确了抗震性能目标:隔震层上下支墩、支撑隔震支座的承台为中震弹性,大震抗剪弹性、抗弯不屈服。隔震后传至承台的基底弯矩减小,隔震层上支墩柱间的基础梁需平衡剩余的柱底弯矩。天然橡胶支座的水平剪力和水平位移的关系近似为弹性,计算取为线弹性模型,铅芯橡胶支座具有非线性特质,计算模型中取为双线性模型,典型支座具体参数如表1所示,水平荷载与位移曲线模型 ^[2,3]如图6所示。

　　 采用黏滞阻尼器不改变隔震结构的自振特性,又可有效降低隔震层的变形和上部结构的反应,改善狭长主体结构的扭转刚度,黏滞阻尼器布置在结构长向两端。在对黏滞阻尼器进行分析时,采用Maxwell模型 ^[4],即阻尼器的弹簧与阻尼为串联关系,力学本构关系见图7。

　　 由于隔震层抗扭转能力相对薄弱,为了减小扭转效应对结构的影响,布置隔震支座时,应尽量使隔震层的刚度中心与上部结构的总质量中心重合。本工程各个阶段隔震层的偏心率计算结果如表2所示。

　　 设防地震作用下,隔震结构与非隔震结构的周期对比见表3,各模型中第一周期为X向平动,第二周期为Y向平动,第三周期为整体扭转。采取隔震设计后,结构周期明显延长,两个方向的基本周期都由隔震层决定,基本相同,均有效避开了场地卓越周期。

　　 按《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[5](简称抗规)式(12.2.5)相关规定,为达到降低1度的目标,水平向减震系数β需满足:β =α_max1×ψ/α_max=0.086×(0.85-0.05)/0.172=0.4。

　　 在设防地震作用下,对非隔震及隔震模型分别进行非线性时程分析,分析选用五条天然波和两条人工波 ^[6]。天然波分别为C34,N17,N18,N29,S10,特征周期T_g为0.40s; 人工波为REN1和REN2,特征周期T_g=0.40s。得到隔震结构的减震系数如图8,9及表4所示,最大减震系数为0.273,小于0.4,满足隔震设计预期目标。

　　 橡胶隔震支座在重力荷载代表值作用下(1.0D+0.5L+E_V)的最大压应力为11.6MPa,小于规范限值12MPa; X,Y,Z向罕遇地震下最大压应力21MPa,小于30MPa限值; 罕遇地震下个别支座出现拉应力,最大拉应力为0.12MPa,小于1MPa限值; 大震弹性时程作用下,隔震支座最大水平位移为482mm,小于0.55D=495mm(D为最小隔震支座直径,换乘中心采用隔震支座最小直径为900mm)及3T_r=501mm(T_r为橡胶层总厚度)中的较小值,满足抗规要求。隔震层X,Y向位移比分别为1.04和1.08。

　　 阻尼器的设置目的是减小端部的位移、减小扭转,设计目标为:出力控制在700～1 000kN,端部Y向位移值减小10%左右。设计中采用了12个黏滞阻尼器,阻尼系数为1 000kN/(m/s),阻尼指数为1.0。本工程中布置黏滞阻尼器主要为了控制隔震层位移和扭转分量,经分析比较,阻尼器对减震系数的改善很小,故目前采用线性黏滞阻尼器。

　　 换乘中心纵向长度约360m,横向约80m,结构长宽比4.5,小于规范限值5.0,但较大的长宽比还是引起了较大的扭转效应。设计中通过在东西侧端部设置横向剪力墙来增加抗扭刚度,同时隔震支座的布置方式可以大幅减小结构的扭转效应 ^[7,8]。

　　 设计时选择非隔震设计中扭转效应最大的钢屋盖层进行了分析。选择东西向端点1和点2,南北向端点3和点4作为统计参考点,提取点2相对于点1的位移时程来评估Y向的扭转,提取点4相对于点3的位移时程来评估X向的扭转。钢屋盖扭转效应评估参考点见图10。

　　 图11为点1,2 Y向地震作用下非隔震和隔震模型钢屋盖端点变形差时程曲线。由图11可知,Y向地震作用下,隔震结构的端点变形差由600mm变为100mm,减小约83%。非隔震结构钢屋盖Y向扭转位移比为1.40,隔震设计后Y向扭转位移比为1.23。计算结果显示,采取隔震设计后钢屋盖结构的扭转效应水平较低,有效提高了屋盖的抗震能力。

　　 温度效应对超长结构受力影响较大。乌鲁木齐市昼夜温差大,寒暑变化剧烈,50年一遇的月平均最高气温为34℃,月平均最低气温为-23℃ ^[9]。本工程混凝土结构合拢温度定为8～22℃,对于使用阶段,冬季室内最低温度为10℃,夏季室内最高温度为25℃,隔震层非空调供应区域的最低温度为-5℃。故对于室内区域的主体混凝土结构,温度作用为升温17℃,降温12℃; 对于隔震层非空调供应区域,温度作用为升温17℃,降温27℃; 对于外露区域的主体混凝土结构,温度作用为升温26℃,降温45℃。在混凝土结构施工阶段,要求结构后浇带混凝土应在主体结构施工封顶后浇筑,且在冬季时要求采取温度保护措施以使混凝土构件温度不低于0℃,故在施工阶段局部结构单元温度作用为升温26℃,降温34℃,施工阶段仅考虑混凝土的温度作用(钢屋盖施工阶段设置施工缝,不考虑温度作用),混凝土结构全部同时考虑升温,同时考虑降温。考虑混凝土徐变和混凝土收缩开裂的影响,温度应力的松弛系数长期按0.4取值,施工期间按0.6取值 ^[10]。

　　 对比计算了非隔震模型与隔震模型温度应力,以首层为例,隔震模型首层最大温度应力为1.5MPa,相比非隔震模型的5.3MPa,温度应力显著降低,见图12。温度作用下结构纵向端部隔震支座最大的变形为24.5mm。

　　 采用ABAQUS软件进行罕遇地震弹塑性时程分析,考察了隔震结构在罕遇地震作用下的受力性能,计算时考虑几何非线性和材料非线性,采用直接积分法。主体结构在X向和Y向的平均层间位移角最大值分别为1/264和1/420,出现在隔震层,满足钢筋混凝土框架-剪力墙层间位移角小于1/100的规范限值要求。顶部钢屋盖在X向和Y向的平均层间位移角最大值分别为1/144和1/156,满足层间位移角小于1/50的抗震性能目标要求。不同地震波作用下主体结构层间位移角曲线见图13。

　　 地震波的有效持续时间为结构基本周期的6.1～15.4倍,多组时程波的平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所用的地震影响系数曲线相比,在对应于结构主要振型的周期点上差异为0.94%～3.67%,地震波的选择满足抗规的要求。

　　 隔震层支座在罕遇弹塑性时程下的最大位移均值分别为361mm和350mm,小于0.55D (495mm)及3T_r(501mm)中的较小值,满足规范要求。典型隔震支座在C34地震波X向作用下滞回曲线如图14所示。

　　 结构抗侧力构件在罕遇地震下基本处于弹性状态,仅局部框架梁和楼板出现了一定的塑性变形,整体为轻度破坏。隔震支座、黏滞阻尼器、系统阻尼、材料塑性变形在典型地震波下的耗能情况见图15,16。由图15,16可知,结构耗能主要集中在隔震支座和结构本身系统阻尼耗能,端部黏滞阻尼器的存在降低了扭转效应,也因为扭转效应小,黏滞阻尼器的耗能也较小。由于结构材料在罕遇地震作用下损伤很小,因此材料进入塑性而产生的能耗很少。通过罕遇地震弹塑性时程分析可知,通过隔震设计,结构主要竖向抗侧构件实现了大震弹性。

　　 采取隔震设计,隔震单元与非隔震单元之间需设置隔震缝。隔震缝的宽度按罕遇地震作用下的变形值的1.2倍来设定,隔震缝做法关系到结构的隔震效果及建筑功能的使用,设计中应给予足够的重视。本项目换乘中心与航站楼结构均采用隔震设计,在它们交接处最大隔震缝宽度为1 200mm,换乘中心与相邻场地的隔震缝宽度为600mm(图17)。

　　 根据国家和新疆维吾尔自治区的相关要求,鼓励重点设防类建筑采用减隔震技术。乌鲁木齐地窝堡国际机场交通中心工程设计基于提高结构抗震性能、保护非结构构件、实现建筑功能、结构经济性等诸多原因,采用了基础隔震技术和黏滞阻尼减震技术。

　　 设计结果表明,隔震和减震可以有效耗散能量,提高主体结构的抗震性能,主要抗侧构件可实现大震弹性; 隔震结构可大幅降低温度应力和改善抗扭性能,实现超长结构不设缝的目标。