海口美兰国际机场位于海南省海口市美兰区, 是国内大型机场和区域枢纽机场, 同时是海南航空公司和南方航空公司的基地机场。航站楼总建筑面积约29.6万m², 其中地上建筑面积27.52万m², 地下建筑面积2.06万m², 由中心区和4个指廊组成。中心区地上4层, 局部地下1层;指廊区地上3层, 无地下室。中心区基础上设隔震层。

　　 主体混凝土结构分为9个单元, 单元之间设置防震缝。中心区为一个结构单元, 中间不设结构缝, 平面尺寸较大, 为450m×195m。为满足建筑灵活布局的需要, 主体结构均采用钢筋混凝土框架结构, 混凝土柱网为9m×9m和9m×18m, 钢筋混凝土柱均为圆柱, 楼盖采用钢筋混凝土全现浇主次梁楼盖体系。钢结构屋盖采用主次桁架+支撑结构体系, 支承结构为锥形钢管柱。

　　 建筑效果图如图1所示, 中心区剖面图详见图2, 混凝土结构分段示意图详见图3 (其中A区为中心区, B1, B2, C1, C2, D1, D2, E1, E2均为指廊区) 。

　　 设计基准期为50年;结构设计使用年限为50年;混凝土结构耐久性为50年。建筑结构安全等级为一级, 结构重要性系数为1.1;抗震设防烈度为8度, 设计基本地震加速度值为0.3g, 设计地震分组为第一组, 场地类别为Ⅱ类, 建筑抗震设防类别为乙类。《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[1]规定的特征周期为0.35s, 安评报告的特征周期为0.40s, 实际分析时按大值0.40s进行计算。地基基础设计等级为甲级。基本风压:0.75kN/m² (50年一遇) 、0.90kN/m² (100年一遇) 。地面粗糙度类别为B类;风压高度变化系数的高度值从地面标高算起, 体型系数根据数值风洞试验提供的数据结果进行细化设计。

　　 设计相对标高±0.000对应的绝对标高为16.15m, 主要部分槽底标高:相对标高-3.15m对应的绝对标高为13.0m (无地下室) , 相对标高-9.15m对应的绝对标高为7.0m (有地下室) 。

　　 基础采用桩基, 采用旋挖钻孔灌注桩, 以 (12) 粉质黏土层作为桩基持力层。

　　 主体结构采用钢筋混凝土框架结构, 钢筋混凝土柱均为圆柱。中心区采用跨层设置隔震层的隔震方案, 隔震层采用普通橡胶支座、铅芯橡胶支座及弹性滑板支座组合, 通过隔震相关的计算分析及验算, 在设防地震作用下, 隔震后上部结构楼层剪力及楼层加速度降低至非隔震时的35%以下, 达到隔震层上部的混凝土框架及屋盖钢结构支承结构满足降低设防烈度一度设计的相关要求。

　　 混凝土结构楼盖均采用钢筋混凝土全现浇主次梁楼盖体系。中心区钢结构屋盖采用主次桁架+支撑结构体系, 支承结构为锥形钢管柱。指廊区屋盖采用平面桁架支承单层交叉网格结构, 支承结构为钢管柱。钢管柱柱底按嵌固条件设计, 下插一层。

　　 本工程结构荷载差异大, 地层复杂, 基础隔震沉降限制要求高, 故采用桩基础。

　　 根据勘察报告, 场区 (11) 大层 ( (11) ₁贝壳碎屑岩、 (11) ₂贝壳碎屑碎石、 (11) ₃贝壳碎屑岩) 桩端极限端阻力标准值q_pk为2 000～3 000kPa。相对其他层, 该层q_pk较高。但由于该层“孔洞发育、钻进漏水严重”, 故不宜作为桩端持力层, 因此穿过该层, 桩端进入其下稳定的 (12) 粉质黏土层。地层剖面及桩基设计示意图见图4。

　　 工程80m钻探范围的基底以下地基土力学及设计参数勘察报告建议值见表1。勘察期间场地浅层潜水稳定水位埋深为 0.00～12.50m, 稳定水位高程为10.28～14.22m。勘察报告建议抗浮设防水位标高为16.00m。

　　 根据本工程荷载及地层桩基参数, 进行了全区域单桩承载力特征值的计算分析, 具体见图5。

　　 据此进行了试验桩工程, 鉴于本工程占地面积大, 工程地质条件复杂, 结合本工程建筑布置、试验桩型, 分别于中心区东、南、西、北部位各选取了一个区域进行试验桩工程, 其中试验一区和试验三区为对比区域, 分别有3根桩端后注浆, 3根无后注浆;试验二区和试验四区为非对比组, 分别有3根桩端后注浆桩。所有试验区域共计18根桩, 其中12根为桩端后注浆, 6根为无后注浆, 均采用压重平台反力装置加载 (即堆载法) 。试验桩编号规则如下:试验一区TP1-1～TP1-3为桩端后注浆试验桩, TP1-4～TP1-6为无后注浆试验桩, 其他试验区类同。需要说明的是, TP1-6试验桩由于桩头压坏, 检测数据异常, 故未进行统计分析。

　　 试验桩检测成果见图6 (鉴于空间有限, 横坐标省略了试验柱编号前缀TP) , 各试验桩的回弹率见图7。可见:1) 除TP3-3, 采用桩端后注浆施工的试验桩, 其最大加载下沉降量为22.90～29.56mm, 未采用后注浆工艺的试验桩, 其最大加载下的沉降量为30.75～34.2mm, 桩端后注浆试验桩最大加载对应的沉降量整体上要小于未进行后注浆施工的试验桩;2) 从图7试验一区和试验三区各桩回弹率可见, 除试验三区的1根桩, 其余5根采用桩端后注浆的试验桩, 其回弹率均大于其试验区内未采用桩端后注浆的试验桩。

　　 根据试验桩成果可知, 采取桩端后注浆施工工艺可以减小单桩变形, 并增大回弹率, 据此进行了基桩优化设计, 结合隔震技术要求, 基于变刚度调平设计方法的地基基础设计方案如下:均采用桩基独立承台+抗水板基础形式, 柱下布桩, 桩径0.8m, 所有桩基均采用旋挖钻孔灌注施工工艺, 桩端采用后注浆施工工艺。中心区地下1层区域部分承台桩基一桩两用, 即兼作抗拔桩, 桩长L=30m, 单桩竖向抗压承载力特征值R_a=4 000kN, 单桩竖向抗拔承载力特征值R_ta=1 800kN;东南、西南指廊:桩长L=30m, R_a=4 000kN;其余区域:桩长L=30m, R_a=4 500kN。预测最终变形如图8所示。计算所得最大沉降量为4.4cm, 差异沉降小于1‰, 满足设计要求。

　　 工程 (11) 大层贝壳碎屑岩层为泥晶结构, 主要由生物碎屑、石英砂颗粒及泥钙质胶结组成, 主要矿物为方解石、生物化石碎片及微量石英, 生物化石种类为藻类、层孔虫、海百合等, 孔洞发育, 钻进漏水严重, 多呈弱胶结状。在试验桩工程和工程桩施工过程中均发现, 基桩成孔钻至该层时漏浆严重, 必须灌入足够的泥浆才能顺利成孔, 个别桩需要添加化学剂才能成孔。

　　 鉴于试验桩工程施工遇到的钻进漏浆问题, 在设计和施工阶段, 均采取了对应措施。

　　 设计阶段:1) 要求试验桩施工单位整理提交完整的试验桩施工工艺报告, 其中包括施工工艺可行性、每根试验桩施工情况记录、施工注意事项等, 根据该施工工艺报告和试验桩检测报告, 设计人员评估了钻进漏浆对试验桩检测成果的影响;2) 据勘察报告钻孔信息, 整理贝壳碎屑岩平面分布图, 在显示存在贝壳碎屑岩的区域, 适当考虑该影响。

　　 施工阶段, 施工单位依据已整理的贝壳碎屑岩平面分布图, 对位于贝壳碎屑岩区域及其相邻的基桩, 施工前做好充分的预案, 考虑成本及对环境的影响, 采取以下应对措施:成孔时遇到漏浆问题时, 首先增大泥浆比重, 如仍难以达到目的, 采取灌注水泥浆替代泥浆方案。

　　 在周全考虑、精心设计和施工尽可能全过程把控下, 工程桩检测成果达到设计要求。以西南指廊为例, 179根桩中, Ⅰ类桩占95%, Ⅱ类桩占5%, 极限荷载下总沉降量为19.95～21.61mm, 回弹率为8.47%～9.07%, 单桩承载力检测成果见图9。

　　 国内大型机场的结构形式通常为屋面采用大跨空间钢结构而下部采用钢筋混凝土结构。为满足支承钢屋面的钢柱柱底嵌固条件, 需将钢柱下插到下层钢筋混凝土柱中, 由此产生了钢筋混凝土梁与型钢混凝土柱连接的问题。标准构造图集给出的连接方式有套筒连接、短牛腿焊接、搭接三种形式。

　　 针对海口美兰国际机场T2航站楼的梁钢筋直径大、根数多且工期紧张等情况, 套筒连接形式可大量减少现场焊接, 是最优选择, 但标准图集中未给出圆钢管柱上焊接套筒的做法, 因此本工程尝试了一种新的连接方式, 将焊接短牛腿和套筒连接整合在一起。由于此节点构造较复杂且没有其他工程经验借鉴, 因此采用ANSYS软件对此节点形式进行有限元分析, 研究了节点的受力性能和破坏形式, 并且验证了此节点形式在工程中使用的可靠性。

　　 在海口美兰国际机场T2航站楼工程中所采用的钢筋混凝土梁与型钢混凝土柱连接的标准节点大样见图10和图11, 轴线交点为型钢混凝土柱, 柱内圆钢管截面有D1 100×30, D1 300×35, D1 500×40等几种, 材质为Q345B, 柱混凝土强度为C50, 与之相连的钢筋混凝土梁有600×600, 600×800, 1 200×1 200等多种截面规格, 梁混凝土强度为C40。

　　 在钢筋混凝土梁端设置钢牛腿与柱内圆钢管等强焊接, 钢牛腿形式为焊接H型钢, 长度取从型钢混凝土柱外表面开始算起往外1倍混凝土梁高, 钢牛腿截面高度取混凝土梁高减去340mm (钢筋保护层厚度+箍筋直径+双排梁纵筋的高度=170mm) , 宽度取混凝土梁宽减去100mm。在钢牛腿上下翼缘的根部, 即型钢混凝土柱外皮的位置设置竖向肋板, 高度150mm, 厚度50mm, 其侧面根据梁纵筋的排布在工厂内焊上相应数量的机械连接套筒。为了使梁纵筋的力实现有效传递, 分别在对应梁上、下最外排套筒的高度设置30mm厚的水平肋板, 相应圆钢管柱内也要设置30mm厚的水平内隔板。根据混凝土梁内力包络图可知, 钢牛腿上翼缘受拉, 圆钢管柱内相应位置也应该设置水平内隔板, 但是由于此内隔板与其上排的内隔板间距太近, 两隔板间混凝土很难浇实, 因此把此内隔板下移至距离上排套筒隔板200mm的位置。另外由于50mm厚竖肋板承受的由钢筋传来的侧向力很大, 因此在竖肋板中心位置, 在其与圆钢管柱之间增加一道竖向加劲肋, 厚度同钢牛腿腹板厚度为30mm。

　　 混凝土梁端截面实际成为了型钢混凝土梁, 而梁配筋是根据普通混凝土梁进行设计的, 因此梁受弯承载力肯定是满足要求的。由于梁端部钢牛腿的存在, 取消了梁端的内肢箍, 内肢箍所受剪力由钢牛腿承受, 由于钢牛腿截面受剪承载力远大于内肢箍所受的剪力, 故梁端受剪承载力也满足要求。因此仅需解决的问题是钢筋受力是否可以得到可靠的传递。在节点设计的过程中, 先后考虑了以下三种节点形式:1) 节点形式A (图12) , 其构造与上节中的型钢标准节点基本一致, 唯一不同的是在侧板与圆钢管柱之间没有设置竖向肋板;2) 节点形式B (图13) , 其构造在节点形式A的基础上取消水平肋板, 取而代之的是在侧板和圆钢管柱之间设置了3道厚度为30mm的竖向肋板;3) 节点形式C, 即为本工程最终采用的标准节点做法, 如图10和图11所示。

　　 下面通过有限元软件ANSYS 17.2建立三维实体节点模型, 分析以上三种节点形式的内力分布和变形特点, 从中选择出最佳的节点形式。

　　 选取整体结构中最典型的一处正交梁柱节点为例进行计算。圆钢管型钢混凝土柱直径为1 600mm, 柱内型钢为D1 300×35, 4个方向混凝土主梁的截面尺寸为600×600。钢牛腿采用焊接H型钢, 尺寸为H260×500×30×30, 长度为800mm。钢牛腿上下翼缘外侧的侧板高度为150mm, 厚度为50mm。钢柱和钢牛腿材质均采用Q345B。梁配筋率按2.5%考虑, 即上、下纵筋分别为12根直径为32mm的钢筋, 均按双排排布, 纵筋强度为HRB400。

　　 通过整体结构计算模型的初步分析发现, 在各种组合工况下, 梁端弯矩包络值为负值, 即梁上部纵筋受拉, 下部纵筋受压。因此, 在节点有限元模型分析中, 按梁钢筋全部达到承载能力极限状态施加荷载, 梁上部钢筋每根施加290kN的拉力, 梁下部钢筋每根施加290kN的压力。

　　 在计算时不考虑混凝土的有利作用, 仅建立圆钢管柱和钢牛腿的模型, 分析在钢筋达到承载能力极限状态时, 钢牛腿与圆钢管的受力状态和内力分布。

　　 节点形式A的计算结果如图14所示。上排水平肋板和钢牛腿上翼缘受拉, 上排水平肋板拉应力约为100～425MPa, 应力最大位置在水平肋板的边缘。钢牛腿上翼缘拉应力约为30～140MPa, 应力最大位置在钢牛腿根部的边缘位置。下排水平肋板和钢牛腿下翼缘受压, 应力大小和分布特点与上排水平肋板和钢牛腿上翼缘基本一致。钢牛腿腹板应力较小, 应力最大位置在钢牛腿根部, 约为60MPa。侧板受弯, 应力最大位置在侧板与水平肋板交界处, 约为200MPa。圆钢管柱中内隔板应力约为90～200MPa, 应力最大位置在灌浆孔的周边。

　　 从以上计算结果可以看出, 绝大部分的钢筋内力均由水平肋板承受, 且水平肋板应力分布不均匀, 在肋板宽度方向上呈现出中间小两端大的分布特点, 且两端的应力超过了Q345B钢材的屈服强度。若要保证水平肋板满足设计要求, 则需要把板厚增加到40mm以上。

　　 节点形式B的计算结果如图15所示, 三道竖向肋板为拉弯 (或压弯) 构件, 最大应力为488MPa。钢牛腿上翼缘受拉, 下翼缘受压, 最大应力均为150MPa左右。侧板受弯, 最大应力约为300MPa。节点形式B的竖向肋板应力超过了Q345B钢材的屈服强度。若要保证竖向肋板满足设计要求, 则需要把竖向肋板的数量至少增加到5道。

　　 节点形式C的计算结果如图16所示, 水平肋板和钢牛腿翼缘应力最大位置仍在板件两端的边缘位置, 水平肋板应力约为100～250MPa, 钢牛腿翼缘应力约为40～150MPa。竖向肋板应力最大位置在其与水平肋板和侧板的交角处, 约为140MPa。侧板和内隔板应力大小和分布与节点形式A的计算模型相比变化不大。节点各部分均能满足设计要求。

　　 节点形式A的优点是力的传递路径比较直接, 缺点是钢筋内力过于集中地传递给了水平肋板, 且水平肋板内力分布不均匀;节点形式B的优点是由于没有水平肋板, 混凝土更容易浇捣密实, 缺点是传力路径不直接, 竖向肋板和侧板应力均较大, 为了达到设计要求需要加密竖向肋板的间距, 不经济。而节点形式C在节点形式A的基础上通过增加一道竖向肋板, 有效减小了水平肋板的应力, 使其应力分布更为均匀, 节点传力更加合理、可靠, 此种型钢节点做法可以为今后其他工程中的类似情况提供参考。

　　 缓粘结预应力技术是一项新颖但尚未广泛应用的结构技术。缓粘结预应力是通过缓粘结剂的固化实现预应力筋与混凝土之间从无粘结逐渐过渡到有粘结的一种预应力形式^[2]。缓粘结预应力筋的受力性能与有粘结预应力筋相同, 但施工与无粘结预应力筋一样方便, 不需要后灌浆。在海口美兰国际机场T2航站楼结构设计中, 应用这一技术解决了钢绞线穿过型钢梁柱节点的难题。

　　 缓粘结预应力技术是继无粘结、有粘结预应力技术之后发展起来的一项新预应力技术。缓粘结预应力吸收了无粘结的施工特点、有粘结的力学特点, 其施工与无粘结预应力相同, 布置灵活, 采用单孔锚具, 不需要穿波纹管、不需要灌浆, 缓凝粘合剂固化后, 在力学上最终达到有粘结的效果。这种新型预应力技术突破了传统的预应力理念, 以其承载力高、抗震延性能好、施工工艺简单、抗裂性好、节点布置灵活等优点, 受到业内关注。缓粘结预应力筋构造见图17。

　　 海口美兰国际机场T2航站楼^[3]中心区由于建筑使用功能的要求, 行李机房及行李提取大厅为18m柱网, 部分4层柱落在3层框架梁上, 形成梁托柱结构, 见图18。这些大跨度框架梁均采用缓粘结预应力技术。由于缓粘结预应力钢绞线与无粘结预应力钢绞线都是单根布置、单根锚固的, 与有粘结钢绞线相比, 张拉端布置起来更加灵活, 尤其对张拉端在框架梁端且非预应力钢筋布置比较密集的情况, 有效解决了有粘结的波纹管布置及钢绞线群锚相对困难的问题。

　　 航站楼屋顶钢结构支承柱采用锥形圆钢管柱, 该圆钢管柱需要下插1层满足柱底嵌固条件, 下层型钢混凝土柱与混凝土梁连接采用在梁端设置钢牛腿的做法 (图19) , 这样的节点就给有粘结预应力筋的布置带来困难, 构造比较复杂, 考虑到缓粘结预应力钢绞线的自身特点, 可以很好地解决上述问题。

　　 若型钢混凝土节点区域布置有粘结预应力筋, 预应力筋需要穿过牛腿腹板, 腹板需要开洞处理。当改为缓粘结预应力筋时, 因缓粘结预应力筋布置与无粘结预应力筋布置相同, 采用单孔锚具, 单根预应力筋可以从型钢牛腿上方穿过, 避免有粘结预应力筋波纹管需要穿型钢腹板的缺点, 这样给施工带来极大的方便, 具体做法如图20所示。

　　 由于缓粘结预应力技术有张拉时效限制, 对于大型建筑长周期施工提出了新的要求。这样设计单位应参与施工单位制定施工组织设计, 控制每个施工区段的作业周期, 在无法保证张拉时效的区域采用有粘结预应力技术。

　　 本工程由于面积大、施工作业面有限, 根据施工单位施工组织设计, 需要在中心区设置临时钢筋加工场, 这样一来钢筋加工场范围为施工后做区, 其浇筑时间的不确定性给该区域布置预应力筋提出新的要求。由于缓粘结预应力筋不同于有粘结筋, 无法实现先埋管后穿筋, 不适用于跨后浇带或分多次浇筑的结构施工, 所以将该后浇区域相邻跨的缓粘结预应力筋深化为有粘结预应力筋。在加强带和施工后做区采用有粘结预应力筋可以预先埋置波纹管, 等预留部分施工时可对接波纹管然后再穿钢绞线, 波纹管连接大样见图21。

　　 根据现场情况对使用缓粘结预应力技术总结如下:

　　 (1) 温度关系较大。温度低, 导致摩擦系数大, 难以确保设计要求的预期效果;温度高, 现场施工难免出现护套破损, 制作安装不到位, 导致混凝剂流出, 也无法确保设计要求。

　　 (2) 对于预应力施工操作不当或者钢绞线不合格, 导致断丝、滑丝等情况无法处理 (有粘结对于两

　　 端张拉的可更换预应力筋) , 只能采取加固措施, 造价较高。

　　 (3) 制作要求高, 一端张拉, 固定端要处理好, 要保证护套圈封闭, 以防高温暴晒导致混凝剂流出, 成品保护要求较高。

　　 (4) 当缓粘结预应力筋布置较多时, 需要分批锚固, 因张拉端间距要求500mm, 这样框架梁锚固段长度会很长。

　　 (5) 不适应于跨后浇带或分多次浇筑的结构施工。期限要求:例如以30t为一批, 生产商生产周期10d, 运送15d, 现场制作5d, 现场安装5d, 浇筑达混凝土龄期28d, 等待后浇带浇筑45d, 后浇带混凝土达强度28d, 张拉10d, 合计共146d, 约5个月。

　　 海口美兰国际机场T2航站楼主体结构计划于2018年12月封顶, 2019年10月投入使用。本工程的结构设计, 通过结构方案选取、合理结构布置、对新节点新技术的研究和计算分析, 确保了结构的整体安全。