付 河 靈,王 欣*,羅 凱

(1.大連理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 遼寧 大連 116024； 2.湖南中聯(lián)重科履帶起重機(jī)股份有限公司， 湖南 長沙 410000 )

0 引 言

隨著社會經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展，尤其是在核電工程、風(fēng)力發(fā)電、石油化工、市政工程、交通建設(shè)等需求的帶動下，市場對性能優(yōu)越、作業(yè)空間大的履帶起重機(jī)的需求也越來越大．桁架結(jié)構(gòu)具有自重輕、剛度好、抗彎性能好、受力合理、迎風(fēng)面積小等優(yōu)點(diǎn)[1]，因此廣泛應(yīng)用于工程起重機(jī)械產(chǎn)品中，如履帶起重機(jī)、塔式起重機(jī)的臂架系統(tǒng)．臂架是履帶起重機(jī)的主要承載結(jié)構(gòu)，但結(jié)構(gòu)的初始缺陷會對其承載能力產(chǎn)生一定的影響且不可避免．

初始缺陷可分為3類：材料性能缺陷、幾何缺陷和力學(xué)缺陷．材料性能缺陷主要由工藝問題導(dǎo)致，如鋼材的結(jié)疤、夾雜、裂紋、劃痕、脫碳、麻點(diǎn)等，其影響了材料的屈服強(qiáng)度，以及材料的密度．幾何缺陷是指實(shí)際結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)與理想結(jié)構(gòu)間存在的差異，主要包括結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)空間位置偏差、桿件的初撓曲、節(jié)點(diǎn)初偏心、構(gòu)件截面形狀和截面特征差異等．結(jié)構(gòu)在制造焊接的過程中會產(chǎn)生較高的殘余應(yīng)力和變形，在承受荷載之前就會受到殘余應(yīng)力的影響，此影響可看作結(jié)構(gòu)的力學(xué)缺陷[2]．

董森[3]的研究表明在考慮加強(qiáng)筋殘余應(yīng)力時，不同形式加強(qiáng)筋的結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度影響不盡相同，其中扁鋼式加強(qiáng)筋對極限強(qiáng)度影響最大，使結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度降低6.6%．

熊忠平[4]的研究表明焊接殘余應(yīng)力對焊縫附近區(qū)域材料的臨界屈服荷載有較大影響，部分節(jié)點(diǎn)位置最大影響量達(dá)到60%．而在單條焊縫條件下，焊接殘余應(yīng)力對結(jié)構(gòu)整體極限承載能力影響較小．裴云亮[5]的研究表明桿件初撓曲幾何缺陷對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的承載力有較大影響，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的最終破壞源于帶有彎曲桿件的率先失穩(wěn)．陳哲武[6]的研究表明受彎梁、軸壓桿和壓彎構(gòu)件對初撓曲較為敏感，臨界承載能力偏差在15%范圍內(nèi)．殘余應(yīng)力可使受彎梁、軸壓桿和壓彎構(gòu)件穩(wěn)定承載力分別降低8%、4%和6%．綜上可知，由于加工制造導(dǎo)致桿件空間節(jié)點(diǎn)位置偏差和桿件初撓曲以及由于焊接導(dǎo)致的焊接殘余應(yīng)力不容忽視．為此，本文通過熱-結(jié)構(gòu)耦合分析模擬焊接殘余應(yīng)力對臂架的影響，并將缺陷模態(tài)法引入臂架幾何缺陷模擬中，通過算例來表征焊接殘余應(yīng)力和幾何缺陷對臂架穩(wěn)定性的影響．

1 有限元建模

為分析焊接殘余應(yīng)力對臂架承載力的影響，本文建立了K型相貫的實(shí)體單元精細(xì)化模型，進(jìn)行焊接過程的數(shù)值模擬．其余部分采用梁單元，利用多點(diǎn)約束方法MPC技術(shù)實(shí)現(xiàn)實(shí)體單元和梁單元之間的連接．

1.1 臂節(jié)多尺度模型

通常履帶起重機(jī)桁架臂的弦桿和腹桿采用Beam單元建模，但是Beam單元不是熱分析單元類型，無法進(jìn)行鋼管相貫處的焊接模擬，故本文選用Solid單元在鋼管相貫處進(jìn)行建模．

由于臂架結(jié)構(gòu)龐大，相貫節(jié)點(diǎn)眾多，如果所有相貫處都采用實(shí)體單元建模，會造成單元數(shù)量眾多，難以計算．本文首先對臂架進(jìn)行屈曲分析，選取發(fā)生局部失穩(wěn)的臂節(jié)并在失穩(wěn)處建立梁-實(shí)體單元的多尺度有限元模型[7]．失穩(wěn)臂節(jié)如圖1所示，臂節(jié)多尺度模型如圖2所示，臂架有限元模型如圖3所示．模型單元總數(shù)為180 706，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為298 232．臂架變幅拉板末端施加全位移約束，在臂架根部鉸點(diǎn)處施加靜定位移和角位移約束．

圖1 臂節(jié)失穩(wěn)模態(tài)Fig.1 Instability mode of boom section

圖2 臂節(jié)多尺度模型Fig.2 Multi-scale model of boom section

1.2 K型節(jié)點(diǎn)相貫?zāi)Ｐ?/h3>

焊接數(shù)值模擬過程中，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，焊接溫度場和應(yīng)力場的分布較為均勻，受焊接熱源的影響較小．本文在分析焊接位置的溫度場和應(yīng)力場時，取相貫處弦桿長800 mm，腹桿長400 mm 作為研究對象，將幾何模型劃分為焊縫區(qū)、過渡區(qū)、邊緣區(qū)，如圖4所示．

圖3 臂架有限元模型Fig.3 Finite element model of boom

圖4 相貫幾何模型Fig.4 Intersecting geometry model

為了方便計算，把相貫焊縫簡化為同腹桿壁厚的柱體．焊縫區(qū)受溫度影響較大，采用映射方式對焊縫區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分的網(wǎng)格比較規(guī)整有序，方便后續(xù)的焊縫單元排序，并且保證所有焊縫劃分規(guī)格相同；邊緣區(qū)也采用映射劃分；由于過渡區(qū)比較復(fù)雜，采用自由劃分．邊緣區(qū)和焊縫區(qū)采用Solid70單元，過渡區(qū)采用Solid90單元．相貫有限元模型如圖5所示．焊縫單元俯視圖如圖6所示．

1.3 多點(diǎn)約束方法

Beam188單元每個節(jié)點(diǎn)有3個移動自由度和3個轉(zhuǎn)動自由度，而Solid單元每個節(jié)點(diǎn)只有3個移動自由度．要想真實(shí)模擬梁和實(shí)體單元之間力和力矩的傳遞，連接方法至關(guān)重要．梁-實(shí)體MPC接觸對的建立很好地解決了這個問題．

圖5 相貫有限元模型Fig.5 Intersecting finite element model

圖6 焊縫單元俯視圖Fig.6 Top view of weld unit

多點(diǎn)約束是以一個節(jié)點(diǎn)的某幾個自由度為標(biāo)準(zhǔn)值，然后將其他節(jié)點(diǎn)的某幾個自由度與這個標(biāo)準(zhǔn)值建立關(guān)系，如下式：

式中：Cj為權(quán)系數(shù)，uj為主節(jié)點(diǎn)自由度，ui為從節(jié)點(diǎn)自由度，C0為常數(shù)．

本文選用CONTA175單元作為接觸單元，設(shè)置接觸算法(k2)為MPC algorithm，面的約束類型為力分配面約束，設(shè)置接觸面行為為綁定．目標(biāo)單元選擇TARGET170單元，并建立依附于TARGET170單元的空實(shí)常數(shù)，MPC約束對的數(shù)量與空實(shí)常數(shù)保持一致．TARGET170和CONTA175 依靠空實(shí)常數(shù)建立聯(lián)系．MPC連接對如圖7所示，顯示截面后的單元連接如圖8所示．

圖7 MPC連接Fig.7 MPC connection

圖8 顯示截面后單元連接Fig.8 Element connection after section display

2 焊接過程模擬

焊接過程數(shù)值模擬采用熱-結(jié)構(gòu)耦合方法進(jìn)行，首先對結(jié)構(gòu)溫度場進(jìn)行分析，然后將溫度場計算結(jié)果作為荷載，對結(jié)構(gòu)應(yīng)力場進(jìn)行求解．

焊接是一個瞬態(tài)傳熱的過程，應(yīng)采用瞬態(tài)熱分析．本文使用生死單元技術(shù)來實(shí)現(xiàn)焊縫金屬的填充過程[8]．首先對焊縫單元進(jìn)行排序，并將所有焊縫單元“殺死”，然后根據(jù)排序逐一將焊縫單元“激活”，并施加焊接熱源．在對下一段焊縫施加焊接熱源時，要將上一段焊縫的焊接熱源消除，而上一段施加焊接熱源后所得的溫度場分布就是下一段焊縫熱源加載的初始溫度條件[9]．由此實(shí)現(xiàn)焊縫金屬的填充過程和模擬移動的焊接熱源．

單元的生死功能是通過修改單元的剛度陣來實(shí)現(xiàn)的．例如殺死單元通過給單元剛度陣乘以一個很小的單元剛度系數(shù)1×10-6，使該單元對總剛度矩陣不產(chǎn)生任何作用來實(shí)現(xiàn)．ANSYS中使用EKILL命令殺死單元，使用EALIVE命令激活單元，使用ESTIF命令設(shè)置單元剛度系數(shù)．

2.1 焊接溫度場計算

以模型中一個K型相貫焊縫為例，進(jìn)行溫度場求解，溫度場求解主要考慮熱傳導(dǎo)和熱對流．環(huán)境溫度設(shè)置為25 ℃，高強(qiáng)材料的焊接需要預(yù)熱與緩冷，因此根據(jù)FGS78WV型號高強(qiáng)度合金鋼的焊接工藝，設(shè)定焊接預(yù)熱溫度為120 ℃，預(yù)熱范圍為以K型節(jié)點(diǎn)為中心，弦桿長800 mm，腹桿長400 mm．焊縫處網(wǎng)格的尺寸為10 mm．為了方便焊接數(shù)值模擬過程中焊縫單元的排序和激活，且根據(jù)相關(guān)焊接工藝以及焊縫處網(wǎng)格大小，設(shè)定焊接速度為10 mm/s，且數(shù)值模擬時一次焊接成功(不考慮補(bǔ)焊及多道焊)．單根腹桿與弦桿焊接時長為46 s，焊接時最高溫度設(shè)為1 500 ℃．對于K型節(jié)點(diǎn)(圖9)，焊接順序為先焊接左側(cè)腹桿，再焊接右側(cè)腹桿，每個腹桿采取逆時針焊接，從0°位置開始焊接(圖6)．兩個腹桿焊接完成，設(shè)定從高溫緩冷到環(huán)境溫度的時間為4 000 s．有限元模擬中，沿逆時針方向施加熱源并激活相應(yīng)單元．左側(cè)腹桿焊接溫度分布云圖如圖9所示．

(a) 1 s時溫度分布云圖

(b) 15 s時溫度分布云圖

(c) 30 s時溫度分布云圖

(d) 45 s時溫度分布云圖

由圖9可知，焊接加熱是一個動態(tài)瞬變的過程，焊接熱源作用位置溫度迅速升高，隨著熱源移動，焊縫溫度迅速下降．在46 s時，左側(cè)腹桿完成焊接．右側(cè)腹桿焊接溫度云圖與左側(cè)腹桿焊接溫度云圖基本一致．92 s后焊件進(jìn)入冷卻階段，冷卻到4 000 s時，模型恢復(fù)到25 ℃，如圖10所示．選擇左側(cè)腹桿環(huán)形焊縫的4個節(jié)點(diǎn)進(jìn)行溫度場分析，每個節(jié)點(diǎn)間隔為90°，如圖6所示．4個節(jié)點(diǎn)的溫度-時間曲線如圖11所示．以0°位置為例，由于焊接熱源作用，開始時溫度瞬時升高，隨著熱源的遠(yuǎn)離，溫度逐漸下降，焊接時熱源作環(huán)形運(yùn)動，隨著焊接的進(jìn)行，熱源距離初始位置越來越近，溫度又逐漸升高，在46 s時熱源又重新回到初始位置(0°)．46～92 s為右側(cè)腹桿焊接，會對左側(cè)環(huán)形焊縫溫度分布產(chǎn)生一定影響，但總體呈下降趨勢．之后進(jìn)入冷卻階段，環(huán)形焊縫溫度逐漸冷卻到室溫．

2.2 焊接應(yīng)力場計算

首先，把熱單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)單元，設(shè)置結(jié)構(gòu)的材料物理屬性，如屈服強(qiáng)度、熱膨脹系數(shù)等，企業(yè)技術(shù)要求中規(guī)定焊材強(qiáng)度不低于被焊接母材強(qiáng)度，本文設(shè)置焊接材料強(qiáng)度和母材強(qiáng)度相同．其次，將熱分析節(jié)點(diǎn)溫度施加到結(jié)構(gòu)單元，保證時間點(diǎn)和荷載步與溫度場一致，單元的激活順序也要一致．最后，施加約束條件，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行求解．各時刻應(yīng)力場云圖如圖12所示．

通過生死單元技術(shù)實(shí)現(xiàn)焊接過程的動態(tài)變化過程，當(dāng)單元被殺死，單元處于零應(yīng)力狀態(tài)；隨著單元被激活，單元開始承擔(dān)應(yīng)力．當(dāng)冷卻至4 000 s時，焊接溫度場為室溫，此刻的殘余應(yīng)力為最終焊接殘余應(yīng)力．由圖12可知，焊接殘余應(yīng)力分布復(fù)雜，局部達(dá)到鋼材的屈服強(qiáng)度．選擇左側(cè)腹桿環(huán)形焊縫的4個節(jié)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)力場分析，每個節(jié)點(diǎn)間隔為90°，如圖6所示．4個節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力-時間曲線如圖13所示．當(dāng)焊縫單元沒有被激活時，焊縫單元的應(yīng)力為0，只有被激活后(焊接熱源到此位置)，焊縫單元才會有相應(yīng)的應(yīng)力變化．4個節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力隨著熱源的移動不斷發(fā)生變化，第二條焊縫焊接完成(t=92 s)之后，應(yīng)力逐漸趨于平緩．

(a) 300 s時溫度分布云圖

(b) 500 s時溫度分布云圖

(c) 1 200 s時溫度分布云圖

(d) 4 000 s時溫度分布云圖

圖11 溫度-時間曲線Fig.11 Temperature-time curves

本文以左側(cè)腹桿環(huán)形焊縫為研究對象，其沿焊縫中心線方向α最終殘余應(yīng)力分布如圖14所示，殘余應(yīng)力分布呈周期性變化，分布范圍在305～745 MPa．對模型應(yīng)力分布情況進(jìn)行深入分析，計算出沿不同路徑下應(yīng)力變化曲線，路徑如圖15所示．圖16為焊縫中心線處不同時刻殘余應(yīng)力分布曲線，t=25 s時，焊接熱源大約移動到環(huán)形焊縫一半處，在焊縫180°附近，由于后面的焊縫單元沒被激活，應(yīng)力發(fā)生突變，降為0．t=55 s和t=92 s時，應(yīng)力分布曲線基本一致，只是由于焊接熱源位置不同而產(chǎn)生細(xì)微的差別．t=500 s時，殘余應(yīng)力經(jīng)過進(jìn)一步的擴(kuò)散，其峰值相比焊接階段發(fā)生了變化，尤其是焊縫在大約210°附近差值最大，該階段的殘余應(yīng)力分布較為接近最終殘余應(yīng)力的分布情況．圖17為沿弦桿軸線方向不同時刻殘余應(yīng)力分布曲線，圖18為沿腹桿軸線方向不同時刻殘余應(yīng)力分布曲線．由圖可知，沿弦桿軸線方向殘余應(yīng)力變化趨勢較為陡峭，在距離焊接起始點(diǎn)d=40 mm處，殘余應(yīng)力逐漸穩(wěn)定；沿腹桿軸線方向殘余應(yīng)力變化趨勢較為平緩，在距離焊接起始點(diǎn)d=60 mm處殘余應(yīng)力逐漸穩(wěn)定．

(a) 25 s時應(yīng)力分布云圖

(b) 55 s時應(yīng)力分布云圖

(c) 92 s時應(yīng)力分布云圖

(d) 500 s時應(yīng)力分布云圖

(e) 4 000 s時應(yīng)力分布云圖

圖13 應(yīng)力-時間曲線Fig.13 Stress-time curves

圖14 焊縫中心線方向最終殘余應(yīng)力分布曲線Fig.14 The final residual stress distribution curve in the direction of the weld centerline

圖15 路徑示意圖Fig.15 Schematic diagram of the path

圖16 焊縫中心線方向不同時刻殘余應(yīng)力 分布曲線Fig.16 Residual stress distribution curves at different moments in the direction of the weld centerline

圖17 沿弦桿軸線方向不同時刻殘余應(yīng)力 分布曲線Fig.17 Residual stress distribution curves at different moments along the axis of the chord

圖18 沿腹桿軸線方向不同時刻殘余應(yīng)力 分布曲線Fig.18 Residual stress distribution curves at different moments along the axis of the web

3 計算分析

3.1 幾何缺陷對臂架穩(wěn)定性影響

屈曲模態(tài)是臨界點(diǎn)處的結(jié)構(gòu)位移趨勢，理論上，具有N個自由度的結(jié)構(gòu)在某種荷載作用下具有N階屈曲模態(tài)．一致缺陷模態(tài)法認(rèn)為結(jié)構(gòu)的最低階臨界點(diǎn)所對應(yīng)的屈曲模態(tài)為結(jié)構(gòu)的最低階屈曲模態(tài)，結(jié)構(gòu)按該模態(tài)變形將處于勢能最小狀態(tài)[10]，在加載的最初階段即有沿著該模態(tài)變形的趨勢，若結(jié)構(gòu)缺陷分布形式與最低階屈曲模態(tài)相吻合，將對結(jié)構(gòu)受力性能產(chǎn)生最不利影響．本文在一致缺陷模態(tài)法的基礎(chǔ)上，考慮了前6階屈曲模態(tài)作為臂架幾何缺陷分布形式．

為了模擬實(shí)際工程中真實(shí)缺陷幅值，需要對缺陷幅值進(jìn)行調(diào)整．《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017—2017)[11]中規(guī)定缺陷幅值為桿長的1/1 000．臂架整體失穩(wěn)，如圖19所示，本文按單波正弦缺陷模擬，單波正弦臂節(jié)屈曲模態(tài)放大比例因子

ris=L/A

(1)

臂架局部失穩(wěn)，如圖20所示，本文按雙波正弦缺陷模擬，雙波正弦臂節(jié)屈曲模態(tài)放大比例因子

rid=L/(umax-umin)

(2)

結(jié)構(gòu)的初始幾何缺陷

ΔX=riφi

(3)

式(1)～(3)中：L為弦桿長度的1/1 000，A為屈曲模態(tài)中單波正弦的峰值，umax為屈曲模態(tài)中節(jié)點(diǎn)波峰位移的最大值，umin為屈曲模態(tài)中節(jié)點(diǎn)波谷位移的最大值，φi為結(jié)構(gòu)屈曲模態(tài)．

圖19 臂架整體失穩(wěn)云圖Fig.19 The overall instability cloud diagram of the boom

圖20 臂架局部失穩(wěn)云圖Fig.20 Local instability cloud diagram of boom

首先對不含缺陷的理想臂架進(jìn)行穩(wěn)定性分析，本文考慮了幾何非線性和材料非線性[12]，利用弧長法對臂架結(jié)構(gòu)進(jìn)行穩(wěn)定性分析，得出理想臂架的臨界失穩(wěn)荷載為3 842 kN，荷載-位移曲線如圖21所示．在時刻1之前，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性變化，曲線近似為直線，非線性在此階段不明顯．時刻1到時刻2階段應(yīng)力-應(yīng)變開始呈非線性變化，由直線向曲線過渡，曲線斜率逐漸變小，此階段由位移產(chǎn)生的二階效應(yīng)作用明顯，同時在此階段，材料所受應(yīng)力大于其屈服極限，材料發(fā)生塑性變形，剛度下降，材料非線性在此階段也開始作用．在時刻2臂架達(dá)到其臨界失穩(wěn)荷載，這時任意微小擾動都可能會使臂架坍塌．時刻2到時刻3階段，由于拉板約束及弦桿彎曲作用，臂頭發(fā)生回彈導(dǎo)致位移減小，荷載開始迅速下降，臂架結(jié)構(gòu)破壞，失去承載能力．以臂架各階屈曲模態(tài)的節(jié)點(diǎn)位移模式作為理想臂架的幾何缺陷，將其更新到理想臂架上，由此建立含幾何缺陷的臂架模型．各階缺陷模態(tài)下臂架臨界失穩(wěn)荷載如圖22所示，考慮幾何缺陷后，各階模態(tài)缺陷下臂架失穩(wěn)荷載普遍低于理想臂架的，整體失穩(wěn)缺陷模態(tài)對臂架承載能力的影響普遍低于局部失穩(wěn)缺陷模態(tài)，其中以第三階模態(tài)作為幾何缺陷時，所得臂架臨界失穩(wěn)荷載最低，為3 606 kN，相比理想臂架，承載能力降低了6.1%．

圖21 荷載-位移曲線Fig.21 Load-displacement curve

圖22 各階模態(tài)缺陷臨界失穩(wěn)荷載Fig.22 Critical instability load of various mode defects

3.2 幾何缺陷和殘余應(yīng)力對臂架穩(wěn)定性影響

第三階模態(tài)為臂節(jié)失穩(wěn)，且以第三階模態(tài)作為幾何缺陷對臂架承載能力影響最大，故本文在第三階模態(tài)失穩(wěn)處，建立了多尺度有限元模型，考慮焊接殘余應(yīng)力對臂架穩(wěn)定性的影響．

首先在理想模型上計算出殘余應(yīng)力，把焊接殘余應(yīng)力作為初始荷載施加到臂架中去，通過INISTATE命令實(shí)現(xiàn)初應(yīng)力的寫入與讀取，初應(yīng)力荷載只能在第一個荷載步中施加，臂節(jié)應(yīng)力分布云圖如圖23所示．然后以第三階屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷施加到模型中，最后得到含幾何缺陷和殘余應(yīng)力的臂架模型．

圖23 應(yīng)力分布云圖Fig.23 Stress distribution cloud diagram

理想臂架、僅考慮幾何缺陷、僅考慮殘余應(yīng)力和同時考慮幾何缺陷和殘余應(yīng)力荷載-位移曲線如圖24所示，發(fā)現(xiàn)其荷載-位移曲線基本一致，僅考慮殘余應(yīng)力臂架的臨界失穩(wěn)荷載為3 636 kN．同時考慮幾何缺陷和殘余應(yīng)力臂架的臨界失穩(wěn)荷載為3 459 kN，相比于僅考慮幾何缺陷，臂架承載能力降低了4.1%；相比于僅考慮殘余應(yīng)力，臂架承載能力降低了4.9%．殘余應(yīng)力的存在，使弦桿與腹桿相貫處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，會導(dǎo)致臂架提前屈曲，降低了臂架的承載能力．殘余應(yīng)力對臂架結(jié)構(gòu)臨界承載力的影響與幾何缺陷的影響相當(dāng)．因此兩者在分析時都不應(yīng)忽視．

圖24 荷載-位移曲線對比Fig.24 Comparison of load-displacement curves

4 結(jié) 論

(1)在考慮單階缺陷模態(tài)的情況下，整體失穩(wěn)缺陷模態(tài)對臂架承載能力的影響要弱于局部失穩(wěn)模態(tài)的．以第三階局部失穩(wěn)缺陷模態(tài)為例，可使理想臂架的承載能力降低6.1%．桿件的初撓曲以及節(jié)點(diǎn)空間位置的偏差，對結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性影響很大．

(2)焊接殘余應(yīng)力會使弦桿和腹桿連接位置產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致臂架提前失穩(wěn)．考慮雙重缺陷后臂架的承載能力相比于理想臂架降低了9.9%．且焊接殘余應(yīng)力對臂架結(jié)構(gòu)臨界承載力的影響與幾何缺陷的影響相當(dāng)．