招商银行上海大厦连桥结构设计

曲 宏周 春

(1．上海天华建筑设计有限公司，上海200235;2．上海建筑设计研究院有限公司，上海 200041)

1 工程概述

招商银行上海大厦位于上海浦东新区陆家嘴B3－2，B3－4地段，坐落于金融贸易区银城路以东，滨江大道以南，浦东南路以西。本工程于2009年完成设计，2013年12月竣工。

总建筑面积为12．4万m2，其中，地上建筑面积7．5万m2，地下室面积4．9万m2。上部结构由抗震缝分为南塔楼、连桥、北塔楼三个独立的结构单元，如图3所示。

图1 招商银行上海大厦效果图Fig．1 Building design sketch of CMB Shanghai building

图2 招商银行上海大厦连桥实景Fig．2 The link-bridge of CMB Shanghai building

图3 结构分块示意Fig．3 Structure block schematic

本工程的连桥部分呈长形，约110 m长、15 m宽，建筑高度为34．5～79．5 m，其中连接体高度为57．7 ～69．40 m，跨度达56．6 m，右侧框架部分为办公用房，连接体部分为多功能厅及会议厅，并在屋面有大面积绿化。

2 连桥结构设计

2．1 结构布置

连桥计算模型见图4，连接体部分下部设置18 m高度钢桁架作为承重结构，钢桁架支撑在两端的钢筋混凝土筒体的5～7层处，左侧混凝土筒体外还附带部分钢框架，钢桁架与混凝土筒体通过混凝土内设置型钢实现刚性连接，左侧钢框架部分与混凝土筒体采用铰接连接。

连接体楼板是两侧筒体之间重要的水平向传力构件，在加强楼板刚度及配筋的基础上，在板底设置水平桁架作为第二道防线，以使连接体能更有效地抵抗板内拉力。连桥两端筒体顶面有较大高差，故在顶面设置水平钢桁架，增强结构的整体性。

图4 连桥模型Fig．4 Model of the link-bridge

2．2 抗震性能目标

针对连桥结构特点，对重要构件及节点制定了表1所示的具体性能化目标。

2．3 结构分析

目前类似工程在国内外抗震设防区应用较少，鉴于本结构体系复杂程度超出现行规范［1－2］范畴，设计中采用了计算分析和试验分析相结合的方法进行设计研究，结构风荷载通过风洞试验获得。

表1 性能目标Table 1 Seismic performance objectives

采用MIDAS GEN进行结构的整体分析及施工过程分析，分析中考虑不同施工方案及支座沉降差的影响。为此在基础设计时，采用桩底注浆措施，严格控制两侧混凝土筒体的沉降差，减小其对桁架杆件内力的影响。

采用SAP2000进行弹塑性动力时程分析，并与振动台试验结果进行对比，总体上掌握结构抵抗水平力的能力，得到结构构件从弹性—开裂—屈服—弹塑性—承载力下降的全过程，了解结构构件出现塑性铰的先后顺序、塑性铰的分布及结构的薄弱部位，有针对性的进行结构加强。

采用ANSYS软件进行重要部位节点分析，并与试验结果进行对比，采取必要的节点加强措施。

3 主要结构分析结果

3．1 小震弹性分析

采用MIDAS软件对结构进行了小震下的弹性分析，连接体部分楼板采用弹性楼板，其余部分采用刚性楼板，考虑双向地震作用和偶然偏心。结果显示承载力及变形满足表1要求。表2为结构的自振周期，图5为对应的振型图。

表2 自振周期Table 2 Natural period of vibration

从上述结果看出，虽第二周期为扭转周期，但周期比满足规范要求，第二周期为扭转周期与结构体型相吻合。

图5 连桥前三阶振型图Fig．5 Vibration mode of the link-bridge

3．2 动力弹塑性分析

分析采用通用有限元程序 SAP2000(ver．11．0)，由于该软件无法直接对剪力墙单元设置塑性铰来进行动力弹塑性分析，模型中的剪力墙单元等效替换为截面相同的柱单元，并用刚性梁将各柱单元进行连接，配筋根据配筋率相同的原则进行设置。等效后模型与原模型周期相差5%左右，振型相同。

梁单元在两端设置弯矩塑性铰M3和剪力塑性铰V2;桁架及支撑单元在中部设置轴力塑性铰P;柱单元在两端设置轴力弯矩相关塑性铰PMM;等效剪力墙在两端设置弯矩塑性铰M3和剪力塑性铰V2。

地震波选用上海市《建筑抗震设计规程》(DGJ08－9－2003)推荐 3条波:SHW2、SHW3和 SHW4［2］。

地震波SHW2对连桥横向进行7度罕遇动力弹塑性时程分析，塑性铰出现情况见图6－图9。

图6 SHW2波4．8秒时塑性铰分布Fig．6 Distribution of the plastic hinge at 4．8 s

图7 SHW2波5．2秒时塑性铰分布Fig．7 Distribution of the plastic hinge at 5．2 s

图8 SHW2波5．4秒时塑性铰分布Fig．8 Distribution of the plastic hinge at 5．4 s

分析结果如下:

(1)塑性铰主要集中在剪力墙部分，型钢混凝土柱、钢梁、支撑等均未出现塑性铰;

(2)塑性铰首先出现在靠近北塔楼的剪力墙筒体，然后出现在靠近南塔楼的剪力墙筒体;

(3)塑性铰主要出现在剪力墙筒体的根部及6，7，9层与桁架相连部分筒体的剪力墙构件，且剪力墙筒体根部构件的塑性发展程度较其他部位的更为严重;

(4)连桥各部分的弹塑性层间位移角满足抗震规范的相关规定，结构有较好的刚度。

图9 SHW2波35秒时塑性铰分布Fig．9 Distribution of the plastic hinge at 35 s

3．3 振动台试验

根据结构特点、振动台性能指标，确定试验模型为1∶25，模型见图10，基于等应变原则确定本次模型试验的几个主要动力相似关系(表3［5］)。

表3 相似关系Table 3 Similarity relation

图10 振动台试验结构模型Fig．10 Model of shaking table test

模拟地震试验分三个阶段——多遇地震、设防地震、罕遇地震，采取三向激振，三向加速度幅值之比为 1∶0．85∶0．65。裂缝出现顺序基本与数值分析一致，裂缝首先出现在靠近北塔楼的剪力墙筒体，裂缝较为集中的位置是剪力墙筒体的根部及6层、7层、9层与钢桁架相连的节点部位，桁架与筒体连接节点处型钢外包混凝土层崩裂剥落，出现崩裂剥落的部位与节点数值分析的裂缝分析结果一致。

图11 连接节点处型钢外包混凝土层崩裂剥落Fig．11 Split spalling of concrete layer

通过振动台试验得出如下结论［6］:

(1)由实测结果按模型试验相似律换算得到的原型结构基本自振频率和变形与原型结构设计计算结果较为接近，说明计算模型选取合理。

(2)连桥屋面结构竖向加速度放大倍数尤为显著，最大达到11．33倍，设计时应考虑竖向地震力。

(3)连桥钢构与混凝土筒体连接节点部位在试验过程发生型钢外包混凝土崩裂剥落现象，见图11所示。该节点是连桥的关键部位，结构设计时应给予特别重视，确保安全。

(4)连桥的抗震安全性主要取决于钢桁架以及支撑钢桁架的筒体结构的安全性，试验表明钢桁架结构本身的抗震安全度较高，高于筒体的安全度，由于连桥与两侧主楼采用强连接，在连桥自身强度满足的条件下，应适当加强连接节点。

(5)通过模型试验验证，该项目结构设计可以达到表1所设定的抗震性能目标。

3．4 关键部位节点研究

连桥桁架两侧分别为混凝土剪力墙结构，桁架主要受力的上下弦杆和腹杆为箱形截面，与埋于混凝土剪力墙中的H型钢相连，形成型钢混凝土刚接节点，该类型节点的构造和受力机理复杂。为了验证该节点在设计荷载和强震下的受力特性以及变形能力，对三个典型节点进行了节点试验(节点位置见图12)，同时对节点进行数值分析，与试验结论相互验证。用于节点试验及有限元计算的设计荷载是指在设防烈度条件下的结构构件内力。

图12 试验节点位置及节点B1示意Fig．12 Test node location，schematic of joint B1

3．4．1 B1 节点有限元分析

采用ANYSYS软件进行有限元分析，模型见图13，在有限元模型中，用SOLID65单元模拟钢筋混凝土，用SOLID45单元模拟型钢，用接触单元来模拟型钢和混凝土之间的接触作用在型钢壁和混凝土的接触模拟中，混凝土壁面作为“目标面”，采用TARGE170单元模拟;型钢壁作为“接触面”，采用CONTA173单元模拟。TARGE170单元和CONTA173单元通过共享一个实常数号形成“接触对”，从而来模拟型钢和混凝土之间的接触作用［7］。节点上端为固定约束，下端X和Y两个方向施加位移荷载来考虑剪力的影响，Z向施加轴力(简图见图14)。

图13 ANSYS模型图Fig．13 The model of ANSYS

图14 边界条件及荷载示意Fig．14 Boundary conditions and loads

应力图显示在设计荷载作用下(图15、图16)，绝大多数区域等效应力在122 MPa和242 MPa之间;约束端区域应力达到了屈服强度是由于模型简化为固定端，但在实际结构中，节点上端是有变形存在的。

图15 设计荷载下型钢应力图Fig．15 Stress contour of steel under design load

在2倍设计荷载作用下(图17、图18)，节点区的上半部和斜腹杆出现较大的塑性区，最大等效应力为460 MPa，等效应力主要集中在157 MPa至410 MPa之间。对于桁架结构，在设计荷载作用下，桁架杆件和暗柱中型钢连接尖角处出现了应力集中，等效应力峰值在283 MPa左右，实际结构中此处采用倒角方式避免尖角的出现，其余区域的等效应力最大值为243 MPa，均处于弹性工作状态。

图16 设计荷载下混凝土应力图Fig．16 Stress contour of concrete under design load

图17 2倍设计荷载下型钢应力Fig．17 Stress contour of steel under 2 times design load

从型钢绝大部分的应力来看，在设计荷载作用下，等效应力均小于型钢的强度设计值，与结构的中震弹性的设计宗旨相吻合。

图18 2倍设计荷载下混凝土应力图Fig．18 Stress contour of concrete under 2 times design load

3．4．2 节点试验研究

节点试验对试件作单调加载试验，研究节点承载能力及变形性能(图19、图20)。由试验机的加载范围确定试件模型比例为1∶4．5，并由量纲分析得出相似常数(见表4)。

试验结论如下［3］:

(1)节点在设计荷载作用下，钢构件表面应变花位置处最大应变为1．40×10－3应变，其他所有主应变的绝对值都小于8．00×10－4应变，仍能进一步承受荷载。

(2)节点在1．5倍设计荷载作用下，钢构件表面应变花位置处最大应变为2．50×10－3应变已经屈服，其他所有主应变的绝对值都小于1．30×10－3应变(对应线弹性应力约为260 MPa)，见图21、图22。

表4 相似关系Table 4 Similarity relation

图19 节点B1试验加载装置Fig．19 Loading device of joint B1

图20 节点B1模型设计荷载Fig．20 Test load of joint B1

图21 节点B1裂缝分布Fig．21 Distribution of cracks in joint B1

有限元分析及节点试验均显示，该节点在设计荷载下能够满足弹性工作的抗震性能目标要求。其它两节点的受力性能均好于B1节点，均能满足设计要求。

图22 节点B1试验后除去混凝土现场照片Fig．22 Concrete scene photo after test

3．5 施工过程分析

根据连廊及上部钢结构构件的具体情况及以往类似工程的实际经验，钢连廊的施工方式、节点的连接方式和混凝土收缩徐变是施工期间对结构受力影响最大的三个因素。

在确定了连桥部分采用整体提升吊装的施工方式，施工阶段连廊与筒体暂时采用铰接连接的前提下，就部分整体吊装(方案A)、全部整体吊装(方案B)两个施工方案进行了施工过程对结构内力及位移的影响分析，目的在于选择较为合理的施工方案，尽可能减小施工阶段的结构构件初始应力。

部分整体吊装是指:三层连廊先吊装，再安装屋盖及支撑屋盖的钢柱，全部整体吊装是指:三层连廊、屋盖及支撑屋盖的钢柱同时吊装。

3．5．1 施工过程对结构内力的影响

从表5可以得到以下结论:

(1)对于连廊四角的型钢柱，方案B轴力和弯矩都较方案A更小，方案B更为有利。

(2)筒体内部的平面梁构件，两种施工方案的结果极为接近，说明筒体内的平面梁构件对连廊的贡献较小，受到连廊的影响也较小，制定施工方案时可以忽略此因素的影响。

(3)剪力墙和连廊的相互作用比较紧密，也是连廊荷载的主要承担者，连廊的施工方案会对剪力墙的轴力，X向剪力墙的强轴剪力和弯矩，Y向剪力墙的弱轴弯矩产生较大的影响，施工方案A在墙体内产生的响应较方案B大，施工方案B更为有利。

表5 方案A与方案B内力对比表Table 5 Internal force comparison between scheme A and B

3．5．2 施工过程对结构位移的影响分析

从表6可以得到以下结论:

(1)方案A的1号筒体的顶点位移较大，方案B的1号筒体的顶点位移相同，2号筒体的顶点位移两种施工方案基本相同。

表6 方案A、B位移对比表(表格中1号筒体为较高一侧)Table 6 Displacement comparison between scheme A and B(Tube 1 for higher tube) mm

(2)方钢管的安装顺序直接决定了其水平位移。

(3)方案A中，连廊独立吊装，因此其受到的约束小于整体起吊的情况，所以产生较方案B略大的位移。

(4)综合对比两种方案，采用整体吊装的B方案，产生的位移较小，非荷载因素产生的内力变化也随之变小，对施工较为有利。同时值得注意的是，当采用整体吊装的方案时，需充分考虑屋盖处(即两个筒体的顶点处)的相对位移，例如方案B，会有10 mm的X方向位移，屋盖的制作和安装要考虑这个变形，防止位移产生过大的应力。

通过以上计算分析，选择三层连廊、屋盖及支撑屋盖的钢柱地面拼装，然后整体同时提升安装，该方案更为合理。

4 结语

(1)类似招商银行上海大厦连桥这类复杂结构体系和节点构造，采用振动台试验、节点试验和理论计算分析相结合，可以获得较为准确的结构受力和变形特点，明确结构薄弱部位，指导结构设计。

(2)大跨度结构，楼面结构竖向加速度放大尤为显著，中低烈度区的抗震设计也应考虑竖向地震力的影响。

(3)对于类似钢桁架与型钢混凝土柱或剪力墙相连的结构，连接节点的设计成为设计成败的关键，应尤为重视。

(4)对于大跨度钢桁架结构，必须重视施工阶段的验算。通过多种可行安装方案的对比分析，确定更为合理的施工顺序。

致谢:本工程是笔者在上海建筑设计研究院有限公司工作期间负责完成的项目。在此，非常感谢本项目结构设计组其他成员:王湧高工、王沁平高工以及贾京工程师，感谢大家的大力支持、帮助和通力协作。

［1］ 中华人民共和国住房和城乡建设部．GB 50011—2001建筑抗震设计规范［S］．北京:中国建筑工业出版社，2001．Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China．GB 50011—2001 Code for seismic design of building［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2001．(in Chinese)

［2］ 上海市城乡建设和交通委员会．DJG 08—9—2003建筑抗震设计规程［S］．上海，2003．Ministry of Construction of Shanghai．DJG08—9—2003 Code for seismic design of building［S］．Shanghai，2003．(in Chinese)

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［5］ 程绍革，白雪霜，王齐．招商银行上海大厦结构模型模拟地震振动台试验报告［R］．北京:中国建筑科学研究院工程抗震研究所，2009．Cheng Shaoge，Bai Xueshuang，Wang Qi．The report of the CMB Shanghai Building shaking table test［R］．Beijing:Earthquake Engineering Research Institute of Building China，2009．(in Chinese)

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