2010年上海世博会国家馆结构分析

2010年上海世博会国家馆结构分析

1部分组成2010年上海世博会的中国馆位于浦东区的主入口，由中华人民共和国馆、地区馆和台湾馆组成。其中国家馆被称为“东方之冠”,底部架空,展区部分层叠出挑,呈四棱台斗冠状。国家馆地下1层,地面以上总高度为69.9m,平面尺寸由底部的69.9m×69.9m伸展到屋面的139.4m×139.4m,建筑面积约为9.0万m2,其效果图见图1。2结构体系2.1钢结构楼设计采用钢筋混凝土筒体+组合楼盖结构体系。利用落地的楼电梯间设置四个18.6m×18.6m的钢筋混凝土筒体作为抗侧力结构。四个落地筒体除承担竖向荷载外,还承担风荷载及水平地震作用。依建筑的倒梯形造型,设置了20根800×1500的矩形钢管混凝土斜柱,为楼盖大跨度钢梁提供竖向支承,满足了室内没有柱子的大空间建筑使用功能要求。结构模型和剖面示意见图2,3。楼盖一般采用密肋钢梁-混凝土板组合楼盖,楼板厚度一般为130mm,焊接工字型蜂窝钢梁间距3.6m,截面为2000×350×16×35,由于剪力不大,按构造设置横向加劲肋。斜柱引起33.3m标高处楼盖受压,49.5,60.3m标高处楼盖受拉。为避免满堂高支模,提高33.3m标高处楼盖的轴向刚度,33.3m标高处楼盖采用型钢混凝土梁-混凝土板,板厚180mm,梁截面尺寸一般为400×2380,受力较大处适当加大梁宽。标高为60.3m处的屋盖,板厚度140mm,板内设置ϕs15.2@500无粘结预应力筋。屋盖主梁采用钢桁架,除斜向布置的外,桁架上弦贯通整个屋盖,使拉力的传力途径更为直接。其它梁采用焊接工字型蜂窝钢梁。计算楼板时展厅活荷载取12kN/m2,整体计算时取9kN/m2,一般部位的楼板配双层双向○‖—12@150的通长筋,以加强楼板的承载力和整体性。某层展厅结构平面布置示意见图4,世博会后将去掉图中心虚线范围内的楼盖,以丰富建筑空间。结构剖面见图3。根据主要质量分布,将结构划分成7个楼层,在统计层间刚度、层间位移等与层有关的指标时使用。竖向荷载所引起的斜柱根部水平向压力通过33.3m标高处楼盖自相平衡。为让楼盖受压来承担更多的斜柱水平分力,尽可能减小剪力墙承受的剪力,除增加33.3m标高处楼盖刚度外,还将该标高处筒体内连梁的尺寸加大至700×3500,以增强其轴向刚度,如图3所示。2.2灌注桩基础方案为减少对地铁M8线的扰动,采用钻孔混凝土灌注桩基础,桩底后压浆,并将桩径加大至850mm,桩长加长至65m,以层⑨粉细砂层为桩端持力层,并适当降低了桩的承载力取值。3抗疲劳性能分析与设计3.1地震动设计及检测结果对比工程位于7度抗震设防区,抗震设防类别为乙类,设计地震分组为第一组,Ⅳ类场地。设计基准期为50年,结构设计耐久性年限为100年,安全等级为一级。《中国2010年上海世博会中国馆工程场地地震安全性评价报告》(简称《安评报告》)和上海市《建筑抗震设计规程》(DGJ08-9—2003)(简称《抗震规程》)提供的场地水平地震动参数见表1。《建筑抗震设计规范》(GB50011—2001)(简称《抗震规范》)、《抗震规程》、《安评报告》给出的多遇水平地震影响系数曲线见图5。计算结果表明,采用《安评报告》曲线得到的结构底部剪力比采用《抗震规程》曲线得到的结构底部剪力约小35%,为安全起见,设计时采用《抗震规程》曲线。抗震性能目标为:小震时,结构处于弹性阶段;中震时,斜柱处于弹性,剪力墙不屈服,允许连梁受弯屈服但不出现剪切破坏,筒体底部不应出现拉应力;大震时,斜柱不屈服,控制剪力墙在预估大震弹性作用下的的剪应力水平,保证剪力墙不发生剪切破坏,实现大震不倒。3.2剪力墙和抗剪承载力国家馆与地区馆地下均为1层,在±0.000以下连成一个整体,±0.000以上由防震缝分为独立的结构单元。取地下室底板作为上部结构的计算嵌固端。计算结果表明,结构的抗剪承载力由剪力墙提供,四个筒体剪力墙沿竖向连续,没有突变;结构刚重比为19.1,满足不小于1.4的要求;加强部位剪力墙的最大轴压比为0.39,满足不宜超过0.5的要求。其他结果见表2。最不利地震作用方向为-17°,其计算结果与X,Y,45°方向的计算结果接近。在考虑偶然偏心地震作用下,楼盖竖向构件的最大水平位移为屋面两端竖向构件弹性水平位移平均值的1.18倍,小于1.2,属扭转规则结构。3.3结构抗疲劳性能分析3.3.1筒体剪力墙水平向削弱,调整后的结构布置由于建筑造型上的需要,由下至上随着展厅范围的伸展,质量分布范围增大,转动惯量加大,导致结构扭转周期成为第1周期。第1扭转周期Tt与第1平动周期T1之比为1.10,未能满足《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3—2002)(简称《高规》)4.3.5条不应大于0.9的要求。由于建筑造型和功能要求限制了竖向构件的布置,抗侧力构件的调整只能在4个筒体内进行。如果要满足规程规定的周期比Tt/T1≤0.9的要求,在Tt不变的情况下,可增大平动周期T1,即削弱结构的水平刚度,且只能削弱一个方向的水平刚度。如两个方向的水平刚度同时削弱,虽然T1增大,但Tt也同时增大,周期比仍然难以满足规程的要求。以下为一组对比分析,将4个筒体中原本基本对称布置的剪力墙水平向削弱,即取消图6(a)中水平向带斜线的剪力墙,削弱后的结构布置如图6(b)所示。此时结构的前三阶周期及地震作用下的结构计算指标见表3。当单方向削弱结构刚度时,周期比Tt/T1为0.87,可满足不大于0.9的要求,但此时结构x向的水平刚度约减小80%,扭转角约增大95%,且原本为基本对称布置的抗侧力构件人为地变成不对称布置,对结构抗震不利。因此,对该工程来说,以削弱结构一个方向的平动刚度来满足规程的周期比要求是不明智的。结构的整体变形是各结构单元变形协调的结果。国家馆结构由4个平面尺寸18.6m×18.6m的混凝土筒体通过组合楼盖连成整体,结构平面规则对称。由偶然偏心引起的扭转更主要的是由4个筒体的抗侧平动刚度来抵抗。计算结果表明,就单个混凝土筒体而言,最大弹性水平位移仅为平均水平位移的1.01倍,可见就单个筒体来说,其扭转效应并不明显。这表明更重要的是由4个筒体的“公转”而不是单个筒体的“自转”来抵抗整个结构的扭转。计算结果还表明,虽然扭转振型是第一振型,但第一扭转振型引起的扭矩仅为第一平动振型考虑偶然偏心引起的11%。另外,虽然展厅的楼层数少,但筒体内沿竖向的连梁较多,弹塑性分析和振动台试验结果已经证明,大震下多处连梁屈服,结构具有良好的耗能机制。甚至在8度大震的作用下,结构模型的最大层间位移角仍远小于极限弹塑性位移角。可见,对工程来说,虽然扭转周期是第一周期,但结构的扭转反应并不严重,对结构的抗震性能影响不大。根据以上计算分析,采取了以下加强措施:1)通过加强结构的抗侧刚度,控制结构的扭转变形,从对比分析可以看出结构抗侧刚度增大后,扭转角约减少了49%,结构的扭转位移比小于1.2,满足了规范关于扭转规则性指标的要求;2)在各混凝土筒体的转角部位设置方钢管,除方便与钢管混凝土斜柱的连接,缓解局部的应力集中外,更主要的是可提高混凝土筒体的极限变形能力,提高结构的抗震性能;3)剪力墙的抗震等级提高至特一级,适当提高底部加强区剪力墙的配筋率至0.6%,控制筒体剪力墙在大震弹性作用下的剪应力水平不大于0.1fck,控制筒体剪力墙的轴压比不大于0.4,连梁内增设型钢;4)加强建筑外围的桁架与斜柱的连接。3.3.2gj3—对结构侧向刚度的分析地震作用下楼层的水平位移见图7。层间位移角如图8所示,由图(a)可知沿建筑竖向的水平位移基本呈线性,没有突变,侧向刚度是均匀的。虽然按规程(JGJ3—2002)中等效剪切刚度的算法,楼层侧向刚度与相邻上部楼层侧向刚度比值的最小值为0.33(竖向构件面积相等,层高比为0.33),但其根本原因在于层高差别较大。实际上,四个筒体的截面尺寸由下至上保持不变,连梁位置由下至上基本不变,结构的侧向刚度是均匀的。如以层间位移角比来衡量,则其层间侧向刚度比值为0.91。尽管如此,设计时仍将地震剪力放大1.15倍,并将剪力墙的抗震等级提高至特一级,比规范要求更为严格(规范要求为一级)。3.4结构力学分析：中地震作用下的结构考虑到工程的重要性,设计时令斜柱在中震作用下保持弹性,混凝土筒体不屈服。中震作用下结构的受力可以近似按弹性计算。3.4.1竖向构件抗剪性能竖向荷载和小震、中震作用下剪力墙墙肢的最大剪力标准值、剪压比如表4所示,该墙肢截面为800×4200,混凝土设计强度等级为C50。剪力墙在底部加强部位的水平分布钢筋配筋率取为0.6%(水平分布钢筋为○‖—18@150(3排)),其抗剪承载力设计值为11200kN,满足中震作用下剪力墙的抗剪承载力要求,且具有较大的安全储备。剪力墙的正截面承载力也满足中震不屈服的要求。以图6中具有代表性的竖向构件Wa,Wb为例,二者在恒载+活载作用下压力标准值分别为43800,15600kN,水平中震作用下拉(压)力标准值分别为±39800,±15600kN。中震作用引起的拉力均不大于竖向荷载引起的压力,未出现受拉情况;当竖向荷载引起的压应力标准值与水平中震作用引起的压应力标准值组合后,该竖向构件的平均压应力标准值为13.8MPa,对于C50混凝土来说仍具有较高的安全储备。3.4.2斜柱的侧向刚度斜柱为截面800×1500的矩形钢管混凝土柱,钢管壁厚35mm,钢材为Q345B,混凝土强度等级为C60。水平荷载(风荷载和地震作用)主要由楼盖传给混凝土筒体,再由混凝土筒体传到地基基础。相对于四个混凝土筒体,斜柱的侧向刚度很小。因此,由水平荷载引起的斜柱内力较小。在竖向荷载、小震、中震作用下,轴力最大的斜柱(内力中轴力起控制作用)的内力如表5所示。由表5可知,地震作用包括中震作用引起的斜柱内力(尤其是轴力)比竖向荷载引起的斜柱内力小很多,小震引起的轴力仅为竖向荷载的5.6%;中震引起的轴力仅为竖向荷载的16%,加上竖向地震作用,也不过为25%。经验算,斜柱承载力满足中震弹性要求,且有较大的安全储备。3.4.3斜截面承载力控制以中震不屈服为条件进行计算的结果表明:剪力墙连梁的最大剪压比τ/fck=0.15,可满足斜截面承载力要求,但部分剪力墙连梁会受弯屈服。要控制连梁在中震作用下保持弹性也是可能的,但无必要。通过对连梁进行设计,实现强剪弱弯,使连梁在中震作用下受弯屈服而不发生抗剪破坏,既可保证结构的安全,起到部分的耗能作用,也比较经济。3.5推覆结构的位移对大震作用下结构的弹塑性静力分析,采用的侧推荷载分别为倒三角形和矩形分布模式,求得的需求层间位移角分别为1/319,1/354,远小于1/100的要求。需求点对应的水平位移与层间位移角曲线见图7,8。在推覆过程中,在底部剪力达171000kN时,9～28.5m高度范围内连梁首先出现塑性铰;在底部剪力达192000kN时,塑性铰扩展到9m以下的连梁;在底部剪力达210000kN时,塑性铰扩展到28.5m以上(斗冠)部分;在底部剪力达262000kN时,达到需求点,此时单片墙肢的最大剪力为12300kN。由于连梁塑性铰的不断出现,各墙肢受力趋于均匀,在过了大震下的需求点后,又继续给结构施加一个较大的位移,剪力墙仍未破坏。斜柱也始终未出现塑性铰。在振动台试验中,33.3m标高处连梁的塑性铰出现也较早。3.6弹性和弹塑性动力学时间分析3.6.1时程分析时采用的地震波计算结果表明,采用《安评报告》地震影响系数曲线得到的底部剪力约为采用《抗震规程》地震影响系数曲线得到的底部剪力的65%;采用《安评报告》给出的3条地震波(Aqaba-Eilat波、Nothri波、多遇地震人工波)得到的底部剪力平均值约为《安评报告》参数反应谱法的91%;采用《抗震规程》中3条地震波(SHW2,SHW3,SHW4)得到的底部剪力平均值约为《抗震规程》参数反应谱法的89%。为安全起见,时程分析时采用《抗震规程》中的地震波。地震波作用下及CQC法的层间位移角见图7(b)。3.6.2结构弹塑性分析采用SHW2波、SHW3波、SHW4波和《安评报告》提供的1条罕遇地震人工波对结构进行了弹塑性动力时程分析,最大层间位移角分别为1/360,1/224,1/374和1/309,远小于规范要求的极限弹塑性位移角1/100。在罕遇地震人工波作用下的最大楼层位移曲线见图7。3.7模型试验结果委托同济大学土木工程防灾国家重点实验室进行整体结构模型模拟地震振动台试验,模型满足动力相似关系及重力相似关系。试验模型与实际结构的几何相似比为1/27,加速度相似比为1,应力相似比为1/7,钢筋混凝土部分由微粒混凝土、镀锌铁丝模拟,钢结构部分由紫铜模拟。试验选用了ElCentro波、Pasadena波、上海SHW2人工地震波共3条地震波,在单向、双向、三向地震作用下,7度小、中、大震和8度大震下依次进行了模拟地震的振动台试验。试验结果显示,7度大震后原型结构频率最大下降23.8%,8度大震后频率最大下降38.1%。其他结果见表6。振动台试验结果验证了结构设计达到了拟定的抗震性能目标。4其他结构外进方案的计算与分析4.1斜柱数量与斜柱的关系结构受力最大区域与计算长度最长区域的钢管混凝土斜柱的内力及斜柱几何长度如表7所示。表中斜柱编号与斜柱的对应关系见图9。计算结果表明,若斜柱失稳则首先发生在斜柱BR3上,通过特征值法得到的该斜柱的计算长度为0.6l,对应的理想材料的稳定临界压力达到了760000kN,远大于材料强度决定的构件承载力。4.2垂直振动舒适分析4.2.1竖向自振特性分析人行走的频率一般为1.4～2.5Hz,楼盖的自振频率应大于2.5Hz,避开人员行走的频率范围。在分析该楼盖竖向振动时,楼盖的有效荷载取结构自重+3.5kN/m2(附加荷载),偏保守以楼盖刚度稍差的简支梁进行验算,简支梁竖向自振频率f=18/Δj−−√=3.02f=18/Δj=3.02Hz,大于2.5Hz,可避开人员行走的频率。式中Δj为有效重力荷载作用下梁的跨中挠度/mm。4.2.2荷载和楼盖阻尼比竖向振动加速度的舒适度限值为0.15m/s2。可用施加单点激振荷载的方法计算楼盖竖向振动的加速度,荷载值取0.3kN,楼盖阻尼比取0.05。当在图4中的“*”点上同时施加0.3kN集中力的白噪声荷载时,由SAP2000软件得到的楼盖竖向振动的最大加速度为0.0305m/s2,远小于0.15m/s2的要求。该点竖向振动加速度与激振荷载频率的关系曲线见图10。4.3建筑物盖的厚度分析4.3.1平面应力组合结构应力分布计算表明,竖向荷载作用下斜柱引起的33.3m标高平面中楼板的x向最大受压正应力(标准值)为4.50N/mm2。平面中楼板的y向应力分布与x向的相似。60.3m标高处楼板内的预应力与竖向荷载作用下斜柱引起的该楼板应力组合后的受拉正应力除局部应力集中区域外,基本在1.0N/mm2以下。通过适当提高板的配筋率,控制板筋的应力水平及施加无粘结预应力等措施,可达到满足承载力要求并控制楼板裂缝宽度的目的。4.3.2由地震作用产生的楼盖高度由弹性动力时程分析得到的楼板的应力基本在0.2N/mm2以内。4.3.3混凝土等效高差计算表明,温度应力由施工阶段结构整体升降温控制,而不是由使用阶段结构室内外温差控制的。根据文,上海市最热月平均温度为27.8℃,最冷月平均温度为3.5℃,计算时取季节温差为27.8-3.5≈24℃,混凝土收缩的当量温差约为3.24×10-4/(1.0×10-5)≈32℃,故总温差为56℃。由于施工阶段结构的整体升降温是个渐变的过程,考虑混凝土徐变特性,取应力松弛系数为0.3,实际计算等效温差为17℃。60.3m标高处楼板最大拉应力为0.40N/mm2。4.4钢板节点的压应力斜柱交汇处节点钢板形状及在斜柱所承担的静力荷载设计值作用下钢板的竖向应力如图1