立体车库梁柱节点对接焊缝风致疲劳性能分析

Wind-induced Fatigue Performance Analysis of Butt Weld in Beam-column Joint of Three-dimensional Garage

摘要

建立基于子结构法的整体钢框架多尺度模型，利用Matlab软件模拟600 s良态风以进行动力时程分析，运用等效结构应力法分析细部构造的疲劳特性，探究了立体车库风致疲劳危险点所在位置；分析了基于子结构法的多尺度模型研究整体结构的合理性；计算了翼缘对接方式、过渡区转折角度和梁柱节点悬臂段长度对结构疲劳寿命的影响.结果表明，立体车库风致疲劳危险位置在次顶层迎风面中榀梁柱节点的柱弱轴侧悬臂段与钢梁下翼缘对接焊缝边缘处；基于子结构法多尺度模型结构的计算结果与二阶实体单元模型吻合较好，符合工程精度要求；翼缘间以居中对齐方式焊接有效改善了对接焊缝应力集中，整体结构疲劳寿命随着过渡区转折角度与悬臂段长度的增加而增加.

Abstract

A multi-scale model of the whole steel frame based on the substructure method was established. Matlab was used to simulate a 600 s synoptic wind for conducting the dynamic time-history analysis. The fatigue characteristic of the detailed structure was analyzed using the equivalent structural stress method. The critical point of wind-induced fatigue in the three-dimensional garage was explored. The rationality of using a multi-scale model based on the substructure method for analyzing the whole structure was assessed. The effects of flange docking mode， transition angle and cantilever beam length on the fatigue life of the structure were calculated. The results show that the wind-induced fatigue danger position of the three-dimensional garage is at the edge of butt weld between the lower flange of the beam and the cantilever segment on the weak axis side of the middle beam-column joint in the windward surface of the top second layer. The predictions from the multi-scale model structure based on substructure method are in good agreement with the second-order solid element model， satisfying engineering accuracy requirements. The stress concentration at the butt weld is effectively reduced by adopting a center-aligned flange welding mode. The fatigue life of the whole structure increases with the increase of the angle of the transition zone and the length of the cantilever beam segment.

Graphical abstract

关键词

子结构法 / 多尺度模型 / 等效结构应力 / 疲劳损伤

随着国民经济发展，居民收入增长与城镇化推进，我国汽车保有量持续上升，但“车多位少”供需矛盾突出，立体车库成为解决“停车难”问题的重要方向. 但立体车库作为一种“高柔”结构，抵抗水平荷载能力较弱，风荷载使其承受反复应力，进而引发风致疲劳破坏.

目前风致疲劳研究主要集中在桥梁、传统高耸结构领域. 李岩等^［1］对风车联合作用下斜拉桥拉索进行疲劳研究，提出考虑腐蚀的斜拉索疲劳抗力模型，研究腐蚀因素对风车联合作用下拉索疲劳可靠性影响程度；赵俭斌等^［2］模拟随机脉动风荷载，基于概率密度演化方法提出疲劳概率计算方法，得到风机基础风致疲劳可靠度随时间降低的结论. 为了研究高层建筑风致疲劳，方钊等^［3-5］以子模型法建立多尺度有限元模型，以名义应力法判断高层钢结构疲劳破坏发生位置，分别采用等效应力法、热点应力法以及应变能密度等方法计算高层钢结构焊接节点风致疲劳寿命，为后续计算钢结构焊缝风致疲劳寿命提供了思路和方法. 张建勋^［6］以黏滞流体阻尼器为减震控制手段，提高了高层钢结构风致疲劳寿命，为钢结构抗疲劳设计提供了参考和建议. 对于立体车库这种新型钢框架结构因缺少楼板等构件导致的水平刚度弱，Xiang等^［7-8］及罗春波等^［9］提出了多种构造形式来提高立体车库水平刚度，进而研究了立体车库静力、抗震与抗冲击等性能，但尚未涉及风荷载引发结构疲劳破坏的研究. 其一，相较于工业厂房等普通钢结构，立体车库更为高耸，而其又比风力发电机等传统高耸结构体积大，导致有限元软件难以承载大规模钢框架结构有限元模型的计算需求，进而使得针对风荷载下立体车库整体响应的研究较少；其二，结构疲劳破坏领域发展历程较短，理论体系尚未完善，传统的疲劳设计方法如名义应力法等无法对结构应力集中区域进行精准的疲劳分析，这使得风荷载引发立体车库风致疲劳相关研究深度不足.

基于子结构法提出立体车库多尺度模型，利用Abaqus软件建立14层钢框架立体车库结构，并对其施加脉动风进行动力时程分析，采用等效结构应力法探究立体车库风致疲劳危险点位置，分析了对接焊缝几何参数对疲劳寿命的影响，为大型立体结构研究风致疲劳寿命提供参考，并为实际工程设计提供推荐参数.

1 疲劳分析方法

受工艺与构造影响，焊缝普遍存在应力集中现象，且焊缝内部常伴随微小缺陷，这使得焊缝在拉应力作用下易发生疲劳破坏. 针对焊缝应力集中现象的描述，Dong^［10］基于结构力学原理，忽略剪切应力的影响，对外力作用下焊缝截面沿厚度方向的应力进行分解，得到结构应力表达式，以此表征外力在焊趾上的应力集中效应，并采用等效结构应力法计算焊缝疲劳寿命. Dong提出结构应力σ_s为膜应力σ_m与弯曲应力σ_b之和，即：

{\sigma }_{\mathrm{s}}={\sigma }_{\mathrm{m}}+{\sigma }_{\mathrm{b}}=\frac{f_y}{t}+\frac{\mathrm{6}{m}_x}{t^{\mathrm{2}}}（1）

式中：f_y 和m_x 分别为焊线（焊缝区域及热影响区中自行定义的的线）单位长度上的力和力矩；t为板厚.

为应用于各类焊缝构造，采用基础的K估值方法，结合统一的Paris断裂力学裂纹扩展准则提出了等效结构应力范围ΔS_si，即：

\mathrm{\Delta }{S}_{\mathrm{s}i}=\frac{\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{s}i}}{t^{\left(\mathrm{2}-m\right)/\mathrm{2}m}I{\left(r\right)}^{-\mathrm{1}/m}}（2）

式中：t为板厚，由规范^［11］可知，当t≤16 mm时取t= 16 mm；m为常数，m=3.6；载荷弯曲比r为弯曲应力变化范围与结构应力变化范围之比，即r=\frac{\left|\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{b}}\right|}{\left|\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{s}}\right|}；I{\left(r\right)}^{-\mathrm{1}/m}^［12］是一个关于载荷弯曲比r的无量纲函数，根据实际情况选取.

最后提出等效结构应力法计算疲劳循环次数公式，即：

N_i={\left(\mathrm{\Delta }{S}_{\mathrm{s}i}/C_{\mathrm{d}}\right)}^{-\mathrm{1}/h}（3）

式中：C_d和h为试验常数，对于钢材查表可得C_d= 19 930.2，h=0.32^［11］.

将有限元结果文件导入Fe-safe软件中，在Fe-safe软件中对焊缝焊线与焊缝单元进行定义，经过Fe-safe软件计算得到焊线上膜应力、弯曲应力与应力分布情况，代入式（1）得到该焊缝最大结构应力值，统计后得到良态风荷载时程中焊缝结构应力谱. 利用雨流计数法得到M个结构应力幅值Δσ_si 及其对应作用次数n_i . 将各结构应力幅值Δσ_si 分别代入式（2）、式（3），得到该结构应力幅值下等效结构应力范围ΔS_si 与疲劳循环次数N_i，根据Palmgren-Miner线性损伤理论，可得各结构应力幅值下疲劳损伤D_i 为：

D_i=n_i/N_i（4）

将各结构应力幅值对应疲劳损伤线性累积，则600 s内风荷载对结构造成的疲劳损伤D₆₀₀为：

D_{\mathrm{600}}={\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^M}{D}_i（5）

故结构风荷载疲劳寿命公式为：

N=t/\left(D_{\mathrm{600}}\times t_{\mathrm{y}}\right)（6）

式中：N的单位为年；t为荷载作用时间，即600 s；t_y为一年的总时间，即31 536 000 s. 疲劳寿命的计算过程如图1所示.

2 风荷载模拟

利用Matlab软件模拟城区内近地良态风Davenport谱.本地区50年重现期基本风压为0.35 kN/m^2［13］，由于立体车库为高耸结构，对风荷载较敏感，故采用100年重现期基本风压ω₀=0.40 kN/m². 为了进行风荷载模拟，需要将基本风压转化为基本风速，根据规范^［13］，基本风压与基本风速转化公式如下：

{\omega }_{\mathrm{0}}=v_{\mathrm{0}}^{\mathrm{2}}/\mathrm{1}\mathrm{600}（7）

通过公式将基本风压换算成基本风速v₀=25.30 m/s，考虑立体车库一般建在商圈、医院等城市建筑密集区域，则需将基本风压地面粗糙度类别由B级转化为C级，其换算系数为0.738^［13］，故本地区距离地面10 m高处基本风速v₀=18.67 m/s. 风荷载模拟程序时长600 s，采样点数1 500个，截断频率8π，时间步长0.2 s^［14］，对于高耸结构，模拟脉动风荷载仅考虑高度方向即Z轴空间相关性即可，通过谐波合成法，模拟得到风速时程曲线与其功率谱曲线和目标谱对比图，例如2.2 m高处风速时程曲线与其功率谱曲线和目标谱对比图如图2、图3所示.

据功率谱对比图可得：脉动风模拟效果良好，整体趋势与目标谱吻合，脉动风低频段与高频段都有较高的相似度，表明所模拟风速时程曲线具有较大的参考价值和实际意义.

在动力分析下，结构各层风速v_i （z， t）为与高度z有关的平均风速{\overline{\upsilon }}_i\left(z\right)和与高度z、时间t有关的脉动风速{\upsilon }_i\left(z,t\right)之和^［6］，即：

v_i\left(z,t\right)={\overline{\upsilon }}_i\left(z\right)+{\upsilon }_i\left(z,t\right)（8）

低速运动的空气视为不可压缩的流体，根据伯努利方程，则立体车库各层节点风荷载公式为：

F_i\left(z,t\right)=\mathrm{0.5}{\mu }_{\mathrm{s}}\rho v_i^{\mathrm{2}}\left(z,t\right)A（9）

式中：μ_s为风荷载体型系数，μ_s=1.3；ρ为空气密度，ρ=1.25 kg/m³；A为节点区域面积，节点区域宽为左右半榀之和，区域高为上下半层之和.

3 结构构成与有限元模型

3.1 结构构成与尺寸

本文重点研究14层垂直升降式立体车库钢结构框架，该立体车库停车位宽2.5 m、长6 m，提升井宽3 m、长6 m，立体车库层高2.2 m，钢柱采用HW300×300×10×15（mm×mm×mm×mm）宽翼缘H型钢，钢梁采用HM200×150×6×9（mm×mm×mm×mm）中翼缘H型钢，支撑采用ϕ89 mm×5 mm的圆钢管，钢材采用Q355，整体框架示意图如图4所示. 梁与柱强轴方向全焊接连接，如图5所示. 悬臂段与钢柱弱轴侧和与梁均为全焊接连接，角焊缝尺寸为8 mm，如图6所示.

3.2 有限元模型建立

针对立体车库钢结构进行仿真建模，取梁柱节点x、y、z方向各500 mm以实体单元建模，对目标梁柱节点采用二阶缩减积分实体单元（C3D20R）建模，以满足梁柱节点应力集中现象的仿真需求. 其他梁柱节点采用一阶缩减积分实体单元（C3D8R）建模，并通过子结构法（Substructure）超单元化，减少计算资源的使用，提高计算速度. 梁柱节点焊缝等重点部位以3 mm网格划分，非重点部位以50 mm网格划分. 结构梁柱等其余部位采用梁单元建模，以100 mm网格进行划分. 利用耦合约束（Coupling）将所有梁柱节点边界自由度耦合至一点，然后采用多点约束法（MPCs-tie）使得实体单元与梁单元连接，整体结构底柱采用完全固结的边界条件.

假设在良态风荷载下立体车库钢材处于完全弹性阶段，钢材为双线性理想弹塑性本构关系，杨氏模量为206 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为355 MPa，梁、柱及焊缝均简化为同一种材料^［15］.

对整体模型施加600 s良态风荷载，仅考虑良态风向为z轴方向且风荷载方向平行于z轴；考虑车辆自重、车辆支撑移动结构、围护结构与提升装置等重量，在各层柱顶施加8 kN集中竖向荷载^［16］，有限元模型如图7所示.

3.3 模型验证

3.3.1 结构构成及尺寸

本文采用多尺度建模方法建立立体车库有限元模型，以精细化模型作为对照验证多尺度模型. 但立体车库规模较大，若采用实体单元建立立体车库精细化模型较为困难，计算时间漫长且耗费大量计算资源，故选择二层立体车库框架结构为例进行建模，以实体单元单一尺度模型为对照模型进行对比^［5］. 结构宽2.5 m、长6 m，层高为2.2 m，柱子采用HW200×200×8×12（mm×mm×mm×mm）宽翼缘H型钢，梁采用HM150×100×6×9（mm×mm×mm×mm）中翼缘H型钢，钢材采用Q355，整体框架示意图如图8所示.

框架横梁与H型钢柱强轴方向全焊接连接，悬臂段与钢柱弱轴侧和与梁均为全焊接连接，角焊缝尺寸为6 mm，对结构z轴方向施加60 s良态风荷载并进行动力时程分析，竖直方向各层柱顶施加8 kN集中荷载^［16］，对比分析多尺度模型并验证其合理性.

3.3.2 模型对比

将上述结构作为研究对象，重点关注焊缝区域，在Abaqus建立多种模型.

对照模型：整个模型采用二阶缩减积分实体单元（C3D20R）进行建模；对梁柱节点焊缝等重点区域采用局部加密网格方式划分3 mm网格，其余部位采用整体网格方式划分50 mm网格，底柱底部采用完全固结的边界条件.

多尺度模型：取梁柱节点x方向300 mm，y、z方向各200 mm建立实体模型，采用二阶减缩积分实体单元（C3D20R）进行建模，对焊缝等重点区域采用局部加密网格方式划分3 mm网格，其余部位采用整体网格方式划分50 mm网格，除目标梁柱节点外，其余梁柱节点均进行超单元化；其余部件采用梁单元（B31）进行建模，划分50 mm网格，利用耦合约束（Coupling）将实体单元边界自由度耦合为一点后，采用多点约束法（MPCs-tie）将实体单元与梁单元两种单元连接，底柱采用完全固结的边界条件. 两种模型示意图如图9所示.

两种模型钢材均为双线性理想弹塑性本构关系，杨氏模量为206 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为355 MPa，钢柱、钢梁及焊缝均简化为同一种材料^［15］.

3.3.3 应力结果验证

拉应力是使得焊缝产生疲劳破坏的主要因素，故采用模型的最大主应力为对比参数来判断有限元计算的正确性. 由于顶层受力面积较小，中间层梁柱节点比顶层梁柱节点承受风荷载更大，引起该节点应力值较大，故选取中间层梁柱节点钢柱强轴侧钢梁翼缘对接焊缝焊根处的最大主应力σ₁作为对比参数，选取点位置如图9（c）所示.

利用Abaqus软件的场输出功能，导出对照模型和多尺度模型选取点位置上的最大主应力时程曲线，计算同一时刻多尺度模型选取点最大主应力与对照模型最大主应力之差和两者之比得到误差率，统计60 s风荷载下301个时间点误差率分布情况，误差率分布如图10所示.

多尺度模型与对照模型最大误差率为18.21%，最小误差率为-5.27%，89%的数据误差率绝对值小于5%.考虑到选取点位于梁柱节点对接焊缝焊根处，且采用了二阶单元进行建模，使得应力集中现象特别明显，导致有限元数据差异较大，但总体而言，大部分数据误差率处于工程实际允许误差范围内，说明有限元计算结果较准确，建立的多尺度模型合理.

4 立体车库疲劳危险点位置分析

4.1 梁柱节点疲劳危险点位置分析

立体车库受到风荷载引起整体响应，局部应力集中位置产生较大幅值荷载循环，高周次循环后发生局部疲劳破坏导致整体结构损伤，故将应力集中位置发生疲劳破坏点称为疲劳危险点.

首先研究立体车库同层梁柱节点疲劳寿命情况.立体车库结构对称，所受风荷载对称，故讨论立体车库一侧边榀与中榀梁柱节点即可，对梁柱节点编号加以区分，如图4（b）所示. 以13层一侧梁柱节点为例，在良态风荷载下，各梁柱节点出现不同的疲劳危险点位置，如图11所示.

1号梁柱节点（边榀背风面）和2号梁柱节点（边榀迎风面）最大主应力点出现在型钢柱强轴方向与横梁上翼缘对接焊缝根部，3号梁柱节点（中榀背风面）最大主应力点出现在型钢柱弱轴侧悬臂段与梁上翼缘对接焊缝处，4号梁柱节点（中榀迎风面）最大主应力出现在型钢柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘对接焊缝处.

4.2 中榀梁柱节点疲劳危险点位置分析

为满足结构内部车辆搬运需求，立体车库仅在结构边榀设立中心支撑而中榀不设立中心支撑，因此在风荷载作用下中榀z轴负方向位移比边榀位移大，故中榀柱弱轴侧横梁向z轴负方向弯曲，从而在横梁负z轴侧边产生较大的拉应力. 中榀柱强轴侧横梁拉应力主要由风荷载引起压杆变形而产生，比柱弱轴侧横梁因侧移产生的拉应力小，故中榀疲劳危险点位置皆位于柱弱轴侧横梁处. 而迎风面中榀4号梁柱节点存在上下层风力差，导致疲劳危险点位置发生在横梁下翼缘对接焊缝处，背风面中榀3号梁柱节点由于重力缘故，疲劳危险点位置位于横梁上翼缘对接焊缝处.

4.3 边榀梁柱节点疲劳危险点位置分析

边榀柱强轴侧横梁由风荷载引起压杆变形产生拉应力，且由于重力缘故边榀1、2号梁柱节点疲劳危险点皆出现在柱强轴侧横梁上翼缘对接焊缝处根部.

5 立体车库疲劳寿命分析

5.1 同层梁柱节点疲劳寿命分析

根据四个梁柱节点疲劳危险点位置，选取以疲劳危险点为起点的四条焊线，如图12所示.

经Fe-safe软件计算后，某时刻各梁柱节点焊线对应焊缝结构应力分布如图13所示. 各梁柱节点焊缝结构应力均呈现两端大、中间小的分布，结构应力最大点与结构最大主应力点重合.

统计各时刻结构应力最大值得到结构应力时程曲线，如图14所示. 从图中看出，在良态风荷载下立体车库梁柱节点危险点间处于拉应力状态且最大结构应力值为63.71 MPa，明显小于钢材屈服强度，在良态风荷载下结构焊缝处于弹性阶段.

利用雨流计数法统计结构应力时程曲线得到同层各梁柱节点结构应力幅值及其对应作用次数. 假设风致疲劳极限σ_f为1 MPa，小于疲劳极限的结构应力幅值对结构风致疲劳作用忽略不计. 代入式（2）~ 式（6）后得到其风致疲劳寿命，同层梁柱节点600 s累计疲劳损伤D₆₀₀和疲劳寿命如表1所示，同层梁柱节点疲劳寿命分布如图15所示.

结果表明，在同层情况下，立体车库4号梁柱节点风致疲劳情况最危险，最危险位置位于柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘对接焊缝边缘处.

5.2 不同层对应梁柱疲劳寿命分析

研究立体车库不同层疲劳分布情况. 根据上文以4号梁柱节点为例，分析其在垂直方向上风致疲劳寿命，各层4号梁柱节点600 s累计疲劳损伤D₆₀₀和疲劳寿命如表2所示，各层梁柱节点疲劳寿命分布如图16所示.

当疲劳寿命大于500年时可视为无限寿命. 从图中可以看出梁柱节点疲劳寿命随着层数的增加而不断减小，底层梁柱节点疲劳寿命最大，13层梁柱节点疲劳寿命最小，故立体车库风致疲劳危险点位于13层. 这是因为风速廓线中风速随高度增加而指数增加，使得风荷载逐层变大，在时程内形成大幅值荷载循环，使结构产生较严重的疲劳损伤；顶层虽然建筑高度最高，但受荷面积是一般层的1/2，故疲劳程度下降，疲劳寿命上升.

综上所述，垂直升降式立体车库风致疲劳危险点位于次顶层4号中榀迎风面梁柱节点柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘对接焊缝边缘处.

5.3 梁柱节点对接焊缝疲劳因素参数分析

5.3.1 翼缘对接方式

当立体车库钢柱采用HW300×300×10×15（mm×mm×mm×mm）宽翼缘H型钢时，钢梁采用HM200×150×6×9（mm×mm×mm×mm）中翼缘H型钢时，规范^［17］要求悬臂段翼缘厚度大于或等于梁翼缘厚度加2 mm，故上述次顶层4号梁柱节点柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘存在上对齐、居中对齐、下对齐三种对接方式，如图17所示.

对比分析三种对接方式以取得最优疲劳性能，各对接方式对应结构疲劳寿命如图18所示. 由图18可知，居中对齐疲劳性能最优，其次是下对齐，最差是上对齐. 相较于居中对齐，上对齐和下对齐的疲劳寿命分别降低了33%和31%，上对齐和下对齐两种边缘对齐焊接的方式加大了过渡区应力集中程度，使得疲劳寿命大幅度降低，特别是上对齐方式，翼缘过渡区转折点设置在下翼缘下部，进一步增加了下翼缘应力集中程度，因此应尽量避免以边缘对齐进行焊接，推荐采用居中对齐方式进行焊接.

5.3.2 过渡区转折角度

以上述居中对齐方式焊接悬臂段翼缘与框架梁翼缘时，规范^［17］推荐不同厚度翼缘需将较厚翼缘削薄至同厚度后进行焊接，要求过渡区转折角度正切值大于2.5，分别计算过渡区转折角度正切值tanθ为2.5、3.0、3.5、4.0、4.5、5.0时焊缝疲劳寿命，计算结果如图19所示.

由图19可以看出，过渡区转折角度的增加缓解了过渡区应力集中程度，提高了该结构疲劳寿命. 过渡区转折角度提高一倍，疲劳寿命提高了12.3%. 且过渡区转折角度正切值每提高0.5，疲劳寿命均提高约2.8年，过渡区转折角度提升对疲劳寿命的影响效果较大，在考虑工程实际下应选择较大的过渡区转折角度，既充分满足国家规范要求，又能提高结构抗疲劳性能.

5.3.3 悬臂段长度

当立体车库钢柱采用HW300×300×10×15（mm×mm×mm×mm）宽翼缘H型钢，钢梁采用HM200×150×6×9（mm×mm×mm×mm）时，规范^［17］推荐悬臂段超出钢柱边缘75 mm，则悬臂段长度L至少为220 mm，故分别计算L为220、230、240、250、260 mm的结构焊缝疲劳寿命，如图20所示.

由图20可知，随着悬臂段长度L增加，结构疲劳寿命延长，疲劳性能提升. 悬臂段长度L=260 mm时的疲劳寿命与L=220 mm时相比增加了28.3%，增加L有助于提高结构风致疲劳寿命. 这是因为悬臂梁的增长使得焊缝远离梁柱节点，减少了焊缝应力，降低了疲劳危险点应力集中程度，有效改善了结构的疲劳性能. 但悬臂段每增加10 mm，疲劳寿命提高率从7.54%减少至4.62%，考虑经济性与安全性，建议L取250 mm.

6 结 论

立体车库作为新兴高耸钢框架结构，既有高耸结构对风荷载敏感的特点，又有钢结构易受疲劳破坏的特点，因此，存在风致疲劳的问题. 定量分析立体车库风致疲劳位置及疲劳寿命，为立体车库抗变幅疲劳提供了研究思路，为立体车库抗风设计提出了建议. 本文建立了整体钢框架子结构法模型，模拟600 s良态风荷载，运用等效结构应力法计算风致疲劳寿命，分析立体车库风致疲劳位置及其疲劳性能，并验证多尺度模型，得到以下结论：

1）垂直升降式立体车库风致疲劳危险点位于次顶层迎风面中榀柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘对接焊缝边缘处.

2）基于子结构法建立的大型整体模型，适用于研究分析结构整体受力状态及应力集中情况，可有效节约计算资源，计算速度快且准确性较高，有较好的适用性.

3）次顶层迎风面中榀柱弱轴侧悬臂段与梁下翼缘对接焊缝边缘应力集中程度最高，焊缝边缘结构应力值高于焊缝中心28 MPa；翼缘对接方式是影响风致疲劳寿命的主要因素，居中对齐焊接有效减缓应力集中程度33%；该处风致疲劳寿命随着过渡区转折角度和悬臂段长度的增加而增加，推荐采用过渡区转折角度正切值为5.0、悬臂段长度L为250 mm.

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[19] Load code for the design of building structures：GB 50009—2012 ［S］．Beijing：China Architecture & Building Press，2012．（in Chinese）

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[23] ZHANG Q ．Simulation research on the law of angular distortion of D36 steel for shipbuilding during multi-pass welding［D］．Harbin：Harbin Institute of Technology， 2016．（in Chinese）

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[26] 多、高层民用建筑钢结构节点构造详图： 16G519 ［S］．北京：中国计划出版社，2016．

[27] Comparison table between the standards of the fastener department and the standards of the first hospital：16G519 ［S］．Beijing：China Planning Press，2016．（in Chinese）

基金资助

国家自然科学基金资助项目（52478170）