青岛胶东国际机场航站楼 (图1) 建筑面积约47.8万m², 平面布局呈海星形, 分为向心布置的A, B, C, D, E区共5个指廊及F区大厅。其中F区大厅地下1层 (局部两层) , 地上4层, 钢结构屋顶最大标高为43.000m, 其平面尺寸最窄处为316m×232m, 最宽处为500m×391m, 主要柱网尺寸为9m×9m, 15.888m×18m。A, B区指廊地上3层, 金属屋面标高为22.000~25.000m, 其平面尺寸约为 (22.9~38.6) m×360m, 主要柱网尺寸为9m×9m, 9m× (12~15) m。C, D, E区指廊地上3层, 金属屋面标高为24.000~26.000m, 平面尺寸为 (40.3~55.4) m×395m, 主要柱网尺寸为9m×9m, (12~15) m×9m。此外, 高铁位于E区指廊侧面, 地铁穿越F区中央大厅。

　　 航站楼下部结构采用现浇钢筋混凝土框架结构, 上部屋盖采用曲面钢网架结构。屋盖共设置5条防震缝, 把整个航站楼分为1个大厅及5个指廊共6个结构单元, 屋盖设缝情况见图2 (a) 。在屋盖设缝的情况下, 每个指廊下部结构各设置2条防震缝, 指廊各结构子单元长度在107~153m之间, 采用普通钢筋混凝土即可满足设计要求;大厅混凝土部分设置了1条防震缝, 大厅框架梁及次梁采用有粘结预应力筋, 在部分温度应力较大的楼板内设置无粘结预应力筋, 混凝土部分设缝情况见图2 (b) 。

　　 结构设计使用年限为50年;建筑抗震设防类别为重点设防类 (简称乙类) ;建筑结构安全等级:屋面钢结构、竖向构件、转换构件、基础及关键节点为一级, 其余为二级;地基基础设计等级为甲级。

　　 2014~2015年工程初步设计时, 《中国地震动参数区划图》 (GB 18306—2015) ^[1]尚未实施, 按《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[2], 本工程位于6度设防区, 从表1及图3可见安评提供的地震动参数在小震及中震下已经非常接近7度水平, 且《中国地震动参数区划图》 (GB 18306—2015) ^[1]中已将该区域的设防烈度提高至7度, 参照《山东省地震重点监视防御区管理办法》^[7]的规定, 对于重要建筑物需提高一度进行抗震设防, 即需按7度 (0.10g) 抗震设防。综合以上因素同时执行超限抗震审查专家意见, 本工程按7度、设计地震分组第三组进行抗震设防, 输入地震动参数 (5%阻尼比) 见表1, 上、下结构单独建模与整体建模计算所采用的阻尼比见表2。

　　 混凝土结构部分考虑50年风压w₀=0.60k N/m²;屋面钢结构部分考虑100年风压w₀=0.70k N/m²;地面粗糙度按B类考虑, 其余风荷载参数 (如体型系数、风振系数等) 按照风洞试验结果取值^[3], 风洞试验实景见图4。

　　 对混凝土结构, 室内考虑升温25℃, 降温20℃, 室外考虑升温28℃, 降温39℃, 楼板一半在室内, 一半在室外的情况取二者平均值;对钢结构, 室内考虑升温30℃, 降温20℃, 室外悬挑雨棚考虑升温30℃, 降温48.3℃, 室外阳光直射钢管混凝土柱考虑升温40℃, 降温48.3℃。

　　 F区大厅平面尺寸大, 开洞较多, 造成平面形状复杂, 竖向各楼层之间差别很大。选择合理的结构分缝可以减小由于温度等作用对结构产生的复杂内力, 有利于抗震设防, 达到降低结构成本, 减少对建筑功能影响的目标。为此进行多方案设缝比较, 计算对比了3种伸缩缝 (兼防震缝) 设置方案:方案一, 在大厅中部位置横向设置1条缝, 竖向设置2条缝, 将F区大厅划分为6个结构单元;方案二, 仅在大厅中部位置横向设置1条伸缩缝 (兼防震缝) , 将其分为2个结构单元, 同时在F1区2层宽度较窄连廊处设置2条永久缝, 以减小该处温度作用引起的应力集中;方案三, F区大厅不设置伸缩缝, 整个F区大厅混凝土结构为1个结构单元。大厅设缝方案见图5, 不同设缝方案结构性能对比见表3。

　　 F区大厅前半部F1区下部为行李提取厅及旅客迎宾大厅, 从功能上空间要求较高, 2, 3层基本上无楼板, 仅边缘有少量楼板, 直到4层旅客离港大厅才出现大面积楼板;F区大厅后半部F2区下部为行李处理区, 2层基本上无楼板, 到3层才有大面积楼板。大厅楼板的大量缺失造成大厅动力特性较为复杂, 楼板颈缩处容易造成应力集中, 由于大厅尺寸较大, 温度应力的影响也比较大, 见图6。大厅设缝主要考虑对结构动力特性及楼板温度应力的影响。从图6中来看温度应力的分布具有以下特点:1) 由于基础约束的影响, 楼层越低温度应力影响越大, 楼层越高温度应力影响越小;2) 楼板颈缩处容易造成应力集中;3) 大面积楼板的温度应力分布呈现中央大边缘小的特征。从3个设缝方案的温度应力比较可以看出:方案一由于每个结构子单元尺度较小, 温度应力整体比较低, 仅1层在楼板颈缩处由于应力集中应力较大, 方案二、三温度应力基本相当, 方案二略低。从动力特性来看, 由于大厅楼板的大量缺失, 方案一子块分得较小, 各子块楼板在平面的分布不够均衡对称, 尤其是F2b子块上部2, 3层均有楼板, 下部仅3层有楼板, 刚度上大下小, 位移比达到了1.93, 动力特性不好;方案三虽然左右基本对称, 但刚度同样是上大下小, 位移比最大达到1.86, 动力特性不够理想;方案二设置了一道水平缝, 使上下各子块的刚度分布较为均衡, 各子块位移比较小 (最大1.37) , 动力特性较为优良。综合以上考虑, 方案二有较好的动力特性, 温度应力可以控制在一定范围内, 且分缝较少, 更方便运营使用, 最终成为实施方案。

　　 考虑到本工程重要性, 参考山东省人民政府办公厅《关于进一步提升建筑质量的意见》 (鲁政办发[2014]26号) 的相关要求, 经多方案对比分析, 在F区大厅下部混凝土结构中设置速度相关型黏滞阻尼器, 其中在1层布置66个, 2层布置48个, 3层布置20个, 阻尼器参数见表4。

　　 设置阻尼器后, 在多遇地震作用下, 结构层间剪力X向降低32.7%, Y向降低38.4%;结构层间位移角X向降低38.0%, Y向降低36.9%;结构附加阻尼比X向6.8%, Y向6.9%。在罕遇地震作用下, 结构基底剪力减小约12%, 最大层间位移角减小约19%;结构柱出铰情况比未设置阻尼器的情况大幅度减少 (图7) 。计算分析表明:设置阻尼器后, 减小了主体结构承受的地震力, 降低了结构在地震作用下的位移, 增加了结构的抗震防线, 满足多道抗震防线的要求。

　　 本工程平面尺寸较大, 指廊通过合理设缝把下部每个混凝土结构子单元控制在153m以内, 但大厅设缝后下部混凝土结构子单元水平尺寸约为316~500m, 此类超长混凝土结构由于混凝土收缩徐变以及温度造成的结构应力较大, 在地震作用下结构的反应较为复杂, 这是下部混凝土结构设计的主要难点。

　　 针对超长混凝土结构收缩徐变以及温度应力较大的情况, 设计中主要采取了以下措施:1) 合理设置防震缝兼伸缩缝;2) 合理设置施工后浇带, 并尽可能推迟后浇带的封闭时间, 尽量释放混凝土早期收缩应力;3) 采用高性能补偿收缩混凝土, 减少混凝土收缩;4) 大厅梁采用有粘结预应力筋, 并在温度应力较大的板内设置无粘结预应力筋, 通过预应力在混凝土内建立预压应力抵抗温度收缩应力;5) 采取合理的结构构造措施, 如在地下管廊采用诱导缝的结构构造, 适当加强配筋, 并采用细而密的配筋方式;6) 严格控制合拢温度, 减小后期温度应力;7) 要求施工采取措施减少混凝土浇筑及施工过程中微小裂缝的产生, 并加强养护工作, 减小温度收缩应力。

　　 对超长混凝土结构考虑了多点多维地震输入的影响, 通过下部混凝土结构+上部钢结构整体模型的多点多维地震分析, 发现多点多维地震输入对上部钢结构影响较小, 但对下部混凝土结构的影响较大, 必须在设计中充分考虑其影响。针对航站楼楼板缺失比较多、动力特性比较复杂的情况, 在大厅设置黏滞阻尼器, 降低地震反应, 提供结构多道抗震防线。

　　 青岛胶东国际机场航站楼屋盖为大跨度钢结构屋盖, 大厅屋盖平面尺寸最窄处为326m×388m, 最宽处为507m×415m, 呈海星形, 中部采光及通风要求设置9道贯穿的天窗带, 如图8所示。屋盖采用空间网壳结构, 网格形式为正放四角锥, 在9道天窗带位置局部抽空杆件, 以确保天窗带视觉通透性且具有良好的采光性。屋盖最高点高度43.5m, 大厅入口雨棚悬挑25~35m, 网壳厚度3.5~4m, 入口雨棚悬挑根部厚度约6m。杆件采用高频直缝焊管, 材质为Q345B, 节点采用焊接球节点。

　　 网架下部支承于钢管混凝土柱上, 大厅钢管混凝土柱主要柱网尺寸为36m×62m, 采用钢管混凝土柱确保屋盖具有良好的抗震性能及抗连续倒塌能力。钢管柱与网架间大部分采用固定铰接支座, 为释放大尺寸钢屋盖温度应力, 在钢屋盖周边采用了水平可滑动弹簧支座 (图9) 。

　　 A, B指廊的钢网架结构呈对称关系 (图10) , C, D, E指廊的屋盖钢结构部分完全相同。A, B指廊屋盖平面尺寸约为365m× (37~72) m, C, D, E指廊平面尺寸约为401m× (53~69) m, 均由位于幕墙外的两排柱支承, 横向为单跨, A, B指廊跨度为26~45m, C, D, E指廊跨度为44~57m, 沿纵向柱距36m。支承柱全部采用钢管混凝土柱, 钢管规格均为1 600×30, 钢管柱在混凝土楼面位置通过设置水平V形支撑与指廊混凝土楼面连接 (图11) 。指廊屋盖为空间曲面, 采用正交正放四角锥网格, 基本厚度为2.5m, A, B指廊在与大厅衔接的位置局部厚度渐变为3.5m, 在悬挑位置局部厚度增大为5.0m。杆件采用高频直缝焊管, 材质为Q345B, 节点采用焊接球节点。支承柱柱顶与网架下弦节点均采用成品球铰支座连接。为减小温度应力, 指廊两端部分柱顶支座采用单向的水平可滑动弹簧支座 (图12) 。

　　 将上部钢结构抗震性能目标设定为《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[2]附录M中表M.1.1-1所列的性能2, 即多遇地震 (小震) 时上部钢结构处于完好, 满足现行规范要求, 按常规设计;设防烈度地震 (中震) 时上部钢结构基本完好, 处于弹性阶段;罕遇地震 (大震) 时上部钢结构轻微损坏, 处于不屈服阶段。

　　 上部钢结构+下部混凝土结构总装模型 (图13, 14) 与上部钢结构单独模型的计算分析结果见表5, 6。由表5可知, 大厅总装模型与单独模型振动模态相近, 基本周期总装模型稍长, 总装模型在温度、风荷载作用下柱顶最大水平力较单独模型要小, 地震作用下总装模型与单体模型柱顶最大水平力相近;对于B区指廊 (横向计算简图见图15) , 由于在钢结构单体模型中将水平V形支撑简化为一个水平弹性支座, 其中支座刚度值由下部混凝土结构计算得到 (图16) , 在下部混凝土模型水平V形支撑处施加水平力F, 计算分析^[2]得到在该水平力F作用下的水平位移Δ, 则等效水平弹性支座的刚度K=F/Δ;而总装模型中直接包含了下部混凝土结构和水平V形支撑, 因此能更有效地反映结构的实际力学性能, 从表6可知, 两者的计算结果大致相当, 说明B区指廊单体模型的计算精度基本能满足要求。无论总装模型或单独模型, 计算结果均满足相关规范要求, 构件设计按整体模型和单体模型的包络进行。

　　 由于采光及通风的要求, 大厅钢屋盖需设置9道天窗带, 建筑从美观的考虑要求天窗带的杆件尽量简洁, 达到通透的建筑效果。结构在此位置设置了9道空间桁架, 桁架横剖面为菱形, 菱形对角线设置1道钢连杆, 整个横剖面形成一稳定形体 (图17) ;天窗侧面由于建筑设置金属屋面板遮挡, 可连续布置支撑杆件加强钢桁架刚度;由于天窗顶面及底面为主要的采光透气通道, 每隔一段距离设置水平V形撑杆, 其余为平行四边形, 既保证了钢桁架的刚度, 又确保了通透简洁的建筑效果。天窗侧面、顶面及底面示意见图18。

　　 机场航站楼作为重要的航空枢纽港和客货运集散基地, 有必要对航站楼大厅钢结构屋盖进行抗连续倒塌分析。分析考虑由于意外偶然荷载导致某根钢管混凝土柱破坏, 采用拆除法分别拆除大厅中部、高架桥一侧主入口中间柱及高架桥一侧角部柱等3根钢管混凝土柱 (图19) , 分析了屋盖在3种情况下的破坏情况, 以了解结构的防连续倒塌能力并作出相应的加强处理。

　　 计算采用了MIDAS/Gen V8.2软件, 利用竖向Push-down方法进行分析。钢管混凝土柱采用空间梁单元, 网架杆件采用桁架单元。所有钢管混凝土柱均设置轴力-弯矩铰 (P-M-M铰) , 网架杆件设置轴力铰 (P铰) 。轴力铰的应力-应变骨架曲线采用了三折线模型, 材料在达到强度极限后的应力-应变曲线割线刚度取为0.05。

　　 通过分析屋盖分别拆除大厅中部柱、高架桥一侧中间柱及角部柱后的出铰情况, 发现作为屋面支承构件的钢管混凝土柱均保持弹性状态, 塑性铰主要集中在拆除柱附近的网架杆件上, 且产生塑性铰区域的范围均低于网架面积的15%, 网架其他部位的杆件依然保持弹性。本工程钢网架屋盖具有较强的抗连续倒塌的能力。

　　 从打造交通换乘枢纽的要求出发, 高铁、地铁需从青岛胶东国际机场航站楼正下方穿过, 尤其是高铁以250km/h的速度从地下穿越 (图20) , 如此高的速度对航站楼上部结构的振动影响是否能满足旅客舒适度要求是本项目设计的关键之一。

　　 地铁穿越航站楼所有区域及高铁穿越航站楼大部分区域均为隧道段, 可从航站楼柱网间穿越通过 (图21) , 但航站楼南侧与高铁重叠部分为高铁站厅的一部分, 高铁站厅尺度较大, 航站楼部分柱只能落在高铁顶板上 (图22) , 由于与高铁站厅直接接触, 高铁高速通过的振动通过结构构件传递给航站楼主体结构, 导致较大的振动舒适度问题。对此, 设计院与业主分别委托哈尔滨工业大学及建研科技股份有限公司分别独立对振动问题进行专项研究, 得出结论为:当高铁以250km/h的速度从地下穿越及会车时, 若航站楼放置于高铁顶板上的基础未进行隔振处理, 则振动加速度不满足规范要求, 当此部分基础按设计采取隔振措施后, 相关参数能控制在规范允许的范围内^[4,5]。隔振支座布置示意图见图23, 典型隔振支座大样图见图24。

　　 根据消防审批要求, 本工程中支承钢屋盖的钢管混凝土柱的耐火极限不低于3h。根据以往工程经验, 采用膨胀型防火涂料的钢结构柱耐火极限无法达到3h, 只有非膨胀型防火涂料保护的钢结构柱耐火极限才能达到。但非膨胀型防火涂料厚度大 (耐火极限要达到3h厚度一般要20~30mm) , 使用过程中容易出现空鼓开裂脱落, 后期维护难度较大, 而且非膨胀型防火涂料表面粗糙影响建筑美观, 需再做额外的建筑装饰层, 经济性较差。而膨胀型防火涂料厚度薄, 后期维护简单, 外观相对平整, 容易满足建筑美观要求。通常膨胀型防火涂料仅能够为钢构件提供2.5h的耐火保护, 本工程采用钢管混凝土柱, 内部混凝土的吸热作用使钢管混凝土柱具有较好的耐火性能, 优于普通钢管柱, 在膨胀型防火涂料的保护下钢管混凝土柱达到3h的耐火极限是有可能的, 为此, 本工程委托清华大学土木工程系对采用膨胀型防火涂料的钢管混凝土柱的耐火性能, 通过试验及理论分析的方法进行了深入研究。

　　 钢管混凝土柱耐火试验在公安部天津消防研究所国家固定灭火系统和耐火构件质量监督检验中心进行。试验结果表明:无保护的两个试样在标准升温条件下仅达到70min和80min的耐火极限;受防火涂层保护的试样在标准升温条件下经历了连续3h燃烧试验, 试件未破坏尚有一定承载力, 未达到试样自身极限, 涂层对试样的保护完好, 钢管混凝土柱耐火试验前后实景见图25。

　　 在获取试验检测关键数据的基础上建立有限元模型对钢管混凝土柱模型试件进行了理论分析, 并与原型构件试验进行对比分析研究。结果表明:在青岛胶东国际机场工程中选定的最不利荷载比和荷载偏心作用下, 无保护的钢管混凝土柱结构构件无法达到3h耐火极限, 而膨胀型防火保护涂层能对钢管混凝土柱形成有效保护, 并使试件达到符合规范3h耐火极限要求^[6]。

　　 目前青岛胶东国际机场正在紧张施工中, 整个航站楼计划2019年投入使用。目前航站楼主体结构已基本施工完成, 进入设备安装及装修阶段。