腾讯滨海大厦由南、北两栋塔楼组成，南塔50层，屋面高度246m;北塔39层，屋面高度195m，两栋塔楼通过低、中、高三道连接体相连。连接体主要由钢桁架组成，通过钢桁架上托或下挂部分楼层，其建筑剖面见文献[1]。桁架与柱的汇交节点处，连接的杆件数目较多，节点受力及构造非常复杂，初步设计阶段，汇交节点采用铸钢节点。

　　 以中区连接体桁架下弦处(21层)某汇交节点为例，该节点位于两榀钢桁架与北塔框架柱的交点处，平面位置及节点组成如图1所示。

　　 图1中，水平杆1为MLTr1桁架下弦杆，水平杆2为MLTr2桁架下弦杆，斜杆2为MLTr2桁架斜腹杆，水平杆3及斜杆3分别为与核心筒相连桁架的下弦杆及斜杆，水平杆4及水平杆5为楼层梁，水平支撑2～4为楼层水平支撑。各杆件截面尺寸见表1。

　　 初步设计阶段，杆件汇交处的节点考虑采用铸钢节点，铸钢节点存在以下缺点:1)项目节点数量、类型多，需要单独定制铸钢模型，加工成本高昂;2)重量大，最大节点重量约70t，运输及吊装成本高;3)铸钢节点上下对接钢骨混凝土柱(SRC柱)时，SRC柱主材连续性被切断。为克服上述缺点，施工图设计阶段，将铸钢节点优化为SRC柱过渡至钢管混凝土柱(CFT柱)的汇交过渡节点。

　　 汇交过渡节点主要设计要求为:1)受力与变形能满足既定性能目标及“强节点、弱构件”要求;2)焊接变形可控;3)适宜加工、制作、运输、安装。

　　 节点上下连接的柱为SRC柱，截面为1.20m×1.20m，如节点处仍采用SRC柱，节点的连接无法实现，因为汇交的杆件几乎将SRC柱的混凝土和钢筋完全切断。初步设计采用的铸钢节点存在1.1节提到的缺点。施工图设计阶段，经多方案比较，采用将SRC柱渐变过渡为CFT柱的汇交过渡节点方案，节点顶部采用对称的方式，从CFT柱过渡回SRC柱。该方案节点示意及现场照片如图2所示。

　　 汇交过渡节点材料如下:SRC柱的钢骨采用Q345B钢，CFT柱的钢管采用Q345GJ-B钢;SRC柱及CFT柱的混凝土强度等级在高区连体楼层为C50，中区连体楼层为C55;节点楼层楼板混凝土强度等级为C35。

　　 设计中采取以下措施确保节点处主要受力材料的连续性:1)下部SRC柱每个角部的三根主筋穿进CFT柱内，其余侧向纵筋焊接在梯形加劲肋上，焊缝长度满足单面焊不小于10d(d为钢筋直径)的要求，如图3所示。为保证节点区域混凝土能对主筋进行有效握裹，角部主筋伸入CFT柱内的长度不小于并筋的抗震锚固长度，通过上述措施保证下部SRC柱钢筋在上部CFT柱内的连续性。2)下部SRC柱的翼缘斜向过渡成上部CFT柱的外壁。3)柱混凝土在过渡区连续、密实地浇筑，确保可靠传递轴压力。

　　 SRC柱过渡为CFT柱后，连接面加大，为多杆件汇交提供了条件。杆件连接时，采取受力大的杆件优先贯通原则，首先保证CFT柱及主桁架的连接，CFT柱贯通，主桁架焊接到CFT柱上;其次保证次桁架及框架梁的连接，次桁架及框架梁焊接到CFT柱或主桁架上;最后保证水平支撑的连接，水平支撑焊接到次桁架或框架梁上，如图4所示。

　　 杆件翼缘与CFT柱相交处，在CFT柱内部设置加劲肋，加劲肋厚度不小于翼缘板厚度，加劲肋可保障杆件受力能可靠传递到CFT柱上，如图5所示。

　　 为减少焊接变形，节点按照柱→主桁架→次桁架→框架梁→水平支撑的先后顺序进行焊接。焊接时，组成杆件的板件之间采用双面剖口熔透焊，同位置多道施焊时，正反交替进行。施工单位遵循上述原则，进行了细致的焊接工艺组织、评定，实现了良好的焊接变形控制。

　　 综上，将铸钢节点优化为过渡节点后，避免了铸钢节点存在的不足，大大减轻了节点重量，有效解决了节点处杆件与SRC柱的连接问题，降低了制作、安装成本，缩短了加工时间及工期，也为类似工程提供了设计参考。

　　 主要采用ABAQUS软件(6.9版本)进行分析。此外，采用ANSYS软件(12.0版本)对ABAQUS的计算结果进行复核。

　　 节点设计的性能目标为节点域(CFT柱)中震弹性，与节点域连接的杆件中震不屈服。同时，应满足“强节点、弱构件”的要求。

　　 根据受力情况，区分主动力杆件和被动力杆件，在主动力杆件处施加荷载，在被动力杆件处设置支座。本文图1中节点的支座条件如下:1)柱底固定，约束三个方向位移及三个方向转动;2)水平杆3及水平杆4端部铰接，约束三个方向位移;3)其余杆件无约束。

　　 施加荷载前，先统计各杆件在单工况下(包括恒荷载、活荷载、X向风荷载、Y向风荷载、X向地震作用、Y向地震作用共计六种，其中地震作用采用设防地震(中震))的内力标准值。然后按表2的荷载工况组合系数对重力荷载代表值及中震下的地震作用标准值进行组合，得到相应荷载设计值及各杆件内力设计值。

　　 需注意的是，地震作用产生的内力标准值是采用CQC算法得到的，其数值均为正值。在进行内力标准值组合前，对于X向地震作用，须先根据X向风荷载下杆件内力标准值的正负，对产生的内力标准值的正负进行调整，使其正负与风荷载下的一致，再用调整正负后产生的内力标准值与重力荷载代表值产生的内力标准值进行组合，Y向地震作用产生的内力标准值做法与X向相同。

　　 结构分析模型仅考虑钢构件，不考虑混凝土。但在加载CFT柱柱顶轴力时，根据钢材及混凝土的截面面积和弹性模量对柱顶轴力进行折减。

　　 加载轴力时，采用ABAQUS软件时，将轴力按杆件截面的周长折算成均布线荷载在杆件端部进行输入;采用ANSYS软件时，将轴力按照杆件与整体坐标系的夹角及杆件端部节点数量，分解成X,Y,Z向三个方向的节点力进行输入。

　　 加载弯矩时，采用ABAQUS软件及ANSYS软件时，均按弯矩=力×力臂的原则，将弯矩除以力臂(杆件长度)折算成集中力，再将集中力按照节点数量等效成节点力在杆件端部进行输入。

　　 计算分析采用面单元。ABAQUS软件选取壳单元S4(四边形单元)及S3(三角形单元)^[2]，以S4单元为主，局部采用S3单元。ANSYS软件选取壳单元Shell63^[3]。网格划分时，网格最大尺寸为50mm。

　　 节点材料均采用钢材，钢材应力-应变曲线采用双线性随动强化准则，即假定屈服面的大小保持不变，仅在屈服方向移动，某个方向的屈服应力升高时，其相反方向的屈服应力降低，见图6。定义该准则时，ABAQUS软件中输入的是材料的屈服强度、极限强度及对应的塑性应变;ANSYS软件中输入的是弹性模量、屈服强度及剪切模量。

　　 计算时，勾选大变形参数选项，考虑构件的几何非线性;材料按照2.2节的随动强化准则，考虑材料非线性。通过调整增量步(incrementation)(如减小最小增量步步长、加大增量步最大步数)、调整荷载放大速率(如增加时间总长，减小荷载放大倍数)的方式来保证计算的收敛。

　　 节点设计的性能目标为节点域(CFT柱)中震弹性，与节点域连接的杆件中震不屈服。在荷载效应最大的荷载组合工况下，如节点域von Mises等效应力均小于屈服应力设计值，与节点域连接的杆件von Mises等效应力均小于屈服应力标准值，则满足性能目标要求，反之，不满足。

　　 “强节点、弱构件”要求如下:与节点域(CFT柱)相连的应力最大的杆件屈服时，节点域保持弹性。

　　 为判断是否满足上述要求，先找到构件应力最大时对应的荷载工况组合。保持重力荷载代表值不变，按比例放大该荷载工况组合的地震作用，将应力最大的杆件加载到屈服，即杆件大部分区域的von Mises等效应力超过屈服应力标准值，此时，加载端节点的位移-时间曲线会出现拐点，部分单元的等效塑性应变会大于0.02。考察此时节点域单元的von Mises等效应力是否小于钢材的屈服强度设计值，等效塑性应变是否为0，如是，则满足“强节点、弱构件”要求，反之，不满足。

　　 为验证计算软件的可靠性，采用ABAQUS软件及ANSYS软件进行计算对比。经计算，在comb3荷载工况组合下，节点应力最大。该荷载工况组合下，节点的位移、von Mises等效应力及支座反力分别如图7、图8及表3所示。

　　 由图7可知，ABAQUS软件计算得到的最大位移为0.005 725m,ANSYS软件为0.005 761m，两者差异为0.6%。

　　 由图8可知，除少量应力集中处两软件计算结果差异稍大外，其余位置计算结果相当。水平杆3及斜杆3的von Mises等效应力最大，水平杆3约为140MPa，斜杆3约为120MPa，均低于钢材(Q345GJ钢)屈服强度标准值325MPa，杆件不屈服。节点域的等效应力大部分为40～80MPa，局部110MPa，低于钢材(Q345GJ钢)屈服强度设计值295MPa，节点域保持弹性，节点设计满足性能目标的要求。

　　 支座处各节点的支座反力汇总后如表3所示。由表3可知，两软件计算所得的支座反力非常接近，差异在0.3%以内。

　　 综上可知:1)ABAQUS软件与ANSYS软件计算得到的结果差异很小，两者的计算结果均是可靠的;2)节点设计满足性能目标的要求。

　　 由2.4节知，ANSYS软件和ABAQUS软件计算结果差异很小，下面仅采用ABAQUS软件进行“强节点、弱构件”的判断。由计算可知，杆件von Mises等效应力最大时，对应的最不利荷载工况组合为comb3，该组合对应1.2×(恒荷载+0.5活荷载)+1.3×Y向地震作用。保持重力荷载代表值(恒荷载+0.5活荷载)不变，按比例放大Y向地震作用，将其放大到comb3荷载工况组合中的某一倍数，来进行“强节点、弱构件”的判断。

　　 首先通过加载端的位移-时间曲线确定Y向地震作用放大倍数。斜杆3加载端的某节点的位移-时间曲线如图9所示。和时间对应的放大系数如表4所示。

　　 由图9知，约2.9s时，位移-时间曲线出现明显拐点，此时对应的放大系数约3.5。拐点的出现说明某些区域杆件的应力超过钢材屈服强度标准值，钢材屈服，进入塑性，产生塑性变形。由于钢材塑性模量远小于弹性模量(约为弹性模量2%)，进入塑性后，相同荷载下，塑性变形远大于弹性变形，因此，加载端处的节点位移随之迅速增大。

　　 根据图9计算结果，保持重力荷载代表值不变，按比例将Y向地震作用放大到comb3组合的3.5倍，即采用1.2×(恒荷载+0.5活荷载)+3.5×1.3×Y向地震作用的荷载工况组合，此时，主要计算结果如图10所示。

　　 由图10可知，水平杆3及斜杆3处的von Mises等效应力最大，水平杆3约为330MPa，超过钢材屈服强度标准值325MPa;斜杆3约为280～300MPa，接近钢材屈服强度标准值。节点域等效应力大部分为130～210MPa，局部达到250MPa，均低于钢材屈服强度设计值295MPa;水平杆3产生等效塑性应变，其数值约为0.005～0.02;节点域等效塑性应变为0。

　　 综上，当水平杆3大部分区域进入屈服时，节点域仍保持弹性，节点设计满足“强节点、弱构件”要求。

　　 (1)将铸钢节点优化为钢骨混凝土柱(SRC柱)过渡至钢管混凝土柱(CFT柱)的汇交过渡节点，能极大地减轻节点重量，降低制作、安装成本，缩短工期。

　　 (2)通过采取相应的构造措施，汇交过渡节点可以良好地实现钢板、钢筋、混凝土的连续性，受力传递可靠。

　　 (3)有限元分析结果显示，汇交过渡节点能够满足节点域中震弹性，与节点域连接的杆件中震不屈服的性能目标，同时满足“强节点、弱构件”的要求。