0 引言

　　高空累积滑移是一种常用的大跨度网架结构施工方法，尤其适用于施工场地有限、难以在地面整体拼装且屋盖下方不允许搭建满堂脚手架的情况。采用高空累积滑移法滑移完成时，网架结构通过滑靴支承在滑移轨道上，还需通过合适的落架方案，将网架结构自重荷载从滑靴转移至永久支座上。由于网架结构滑移阶段和落架阶段的支承条件不同，杆件内力和变形也随之发生变化，因此，需对结构落架过程进行模拟，验证施工方案可行性，确保落架过程中结构安全。

　　工程中常将网架滑移过程和落架过程单独进行模拟分析，但无法将网架结构在滑移过程中积累的内力和局部变形引入后续落架分析中，导致对落架过程的分析不够准确。本文建立包含屋盖结构、临时支承结构和永久支承结构的整体有限元模型，对屋盖滑移和落架2个施工阶段进行协同时变分析，任何施工操作对结构后续状态的影响均被考虑在内，因此，可得到更准确的分析结果。

　　1 工程概况

　　本文研究对象为安阳曹操高陵本体保护与展示工程B区遗址保护棚钢屋盖结构(见图1)。屋盖东西方向长140m，南北方向宽119m，每边附加挑檐10m。结构中心矢高7.275m，四边矢高4.300m，下弦呈水平布置，上弦向四周找坡。

　　

　　图1 钢屋盖结构施工完成效果 

　　 

　　如图2所示，滑移结束时，钢屋盖通过滑靴支承在2条长及6条短滑移轨道上。其中，屋盖后端受到全部8条滑移轨道支承，屋盖前端仅支承在2条长滑移轨道上，但还受到加强桁架的加强作用，其主要目的是减小施工过程中屋盖前端应力和挠度。落架过程为将钢屋盖自重荷载从滑靴转移至永久支座的过程。永久支座安装在混凝土柱上，混凝土柱截面尺寸为2 000mm×2 000mm，既是滑移过程中滑移轨道支撑，又是项目投入使用后的钢屋盖结构支撑。

　　

　　图2 钢屋盖及支撑结构示意  

　　 

　　通过有限元分析方法，对钢屋盖结构落架过程进行模拟。首先对钢屋盖拼装、滑移和落架过程进行协同分析，真实地展现钢屋盖在施工全过程中的状态。针对落架过程，主要研究屋盖支承点与永久支座接触情况及屋盖杆件应力及变形。作为对比，再将钢屋盖直接放置于滑移结束位置，单独对钢屋盖落架过程进行分析，以研究滑移过程中屋盖积累内力和局部变形对屋盖落架过程的影响。此后，针对钢屋盖落架完成的最终状态，对比滑移与落架协同分析、单独的落架分析及直接将屋盖放置于落架完成状态三种分析的结果，考查施工过程对屋盖最终状态的影响。最后在研究的基础上，考查施工方案可行性，并提出针对性的优化建议。

　　2 卸载方案

　　钢屋盖分为3个分区依次进行落架施工:加强桁架所在屋盖前端为分区1、6条短轨道上方屋盖后端为分区2、两侧长滑移轨道上方屋盖为分区3(见图3)。

　　

　　图3 钢屋盖落架分区 

　　 

　　2.1 分区1

　　分区1进行落架施工时，首先利用千斤顶顶起支承点，在混凝土柱上安装永久支座，再按从两侧向中间的顺序拆除千斤顶(见图4)。千斤顶全部拆除后，8个支承点未必全部下挠至与永久支座接触，再拆除加强桁架杆件，减小屋盖前端刚度，直到支承点全部落架到位。

　　

　　图4 分区1,2落架过程  

　　 

　　对加强桁架杆件进行拆除时，首先拆除2榀加强桁架之间斜向支撑，然后拆除加强桁架平面内斜向支撑，最后将加强桁架所有剩余杆件全部拆除。上述操作均按从中间至两侧的顺序进行(见图5)。

　　

　　图5 加强桁架杆件示意及拆除顺序  

　　 

　　2.2 分区2

　　与分区1类似，分区2进行落架施工时，首先将屋盖尾部支承点顶起，然后在混凝土柱上安装永久支座，再按从两侧向中间的顺序拆除千斤顶。此后分7次对○B7/2，○B8，○B8/2轴线的3列滑靴进行火焰切割，最终使屋盖尾部支承点全部下挠至与永久支座接触。

　　分区2滑靴切割方案如表1所示，对每条轴线上滑靴进行切割时，按从中间向两侧的顺序依次切割(见图6)。

　　  

　　表1 分区2落架施工滑靴火焰切割方案mm 

　　 

　　 

　　

　　表1 分区2落架施工滑靴火焰切割方案mm

　　

　　图6 分区2滑靴位置及切割顺序  

　　 

　　2.3 分区3

　　不同于分区1,2，分区3进行落架施工时，由于支承点两侧均有滑靴支承，因此无需使用千斤顶，直接在混凝土柱上安装永久支座(见图7)，并用火焰切割滑靴即可。支座安装完成后，分4次对○BA，○BJ轴线2列滑靴进行火焰切割，最终使钢屋盖两侧支承点全部与永久支座接触。分区3滑靴切割方案如表2所示，滑靴分为○B1～○B2轴和○B2～○B9轴两部分，分别按从中间向两侧的顺序进行切割(见图8)。

　　

　　图7 分区3落架过程 

　　 

　　3 有限元分析

　　有限元分析包括滑移与落架一体化协同时变分析、单独落架过程时变分析及直接将钢屋盖放置于永久支座的静态分析。在这3个分析中有限元模型完全相同，区别只在于各分析所覆盖的施工过程。滑移与落架一体化协同时变分析(以下简称“协同分析”)中，首先根据实际施工方案，对钢屋盖拼装和滑移过程进行模拟，滑移结束时屋盖状态已包含此前所有施工过程的影响。在此基础上对落架过程进行分析，可考虑屋盖在滑移过程中积累的内力和局部变形对落架过程的影响，更加准确地预测结构行为。单独落架过程时变分析(以下简称“单独落架分析”)中，首先将整个钢屋盖直接放置于滑移结束位置，以此为基础进行后续落架过程分析，可考虑落架施工对屋盖最终状态的影响。静态分析则直接使钢屋盖整体处于落架结束状态，且支承在永久支座而非滑移轨道上。静态分析的目的为与前两种分析进行对比，由于完全未考虑施工过程的影响，其结果不能作为施工方案优化的参考。

　　  

　　表2 分区3落架施工滑靴火焰切割方案mm 

　　 

　　 

　　

　　表2 分区3落架施工滑靴火焰切割方案mm

　　

　　图8 分区3滑靴位置及切割顺序  

　　 

　　在有限元软件ABAQUS中建立有限元模型(见图9)。钢屋盖杆件和支承结构主体部分采用梁单元B31进行建模，以提高计算效率;接触位置滑靴底板和滑移轨道采用壳单元S4R进行建模，以准确模拟滑靴与滑移轨道接触行为。模型支承柱采用混凝土材料，其他部分均使用钢材。经试算，3种分析中混凝土最大压应力均<5MPa，钢材von Mises应力均未达到Q345钢材设计强度，因此2种材料均采用理想弹性本构模型。混凝土密度ρ=2.50×10³kg/m³，弹性模量E=27 220MPa;钢材密度ρ=7.85×10³kg/m³，弹性模量E=206 000MPa，热膨胀系数α=1.2×10^-5/℃。梁单元截面根据设计单位提供的模型逐一建立，由于初步设计后，设计单位对部分危险杆件进行针对性加强，因此模型包含的截面形式多达33种。滑靴底板与滑移轨道及永久支座顶板之间设置面面接触，接触面允许有限滑移，摩擦系数根据现场测试结果取为μ=0.038 4，摩擦计算方法采用罚函数法。滑靴杆端与滑靴底板连接及混凝土支承柱顶端与滑移轨道和永久支座下翼缘连接，均为梁单元与壳单元的连接，通过耦合梁单元端部结点与壳单元对应位置结点的三向平动自由度和三向转动自由度实现。

　　

　　图9 有限元模型  

　　 

　　在模拟分析全过程中，对结构施加重力荷载，滑移阶段通过位移加载方式对滑靴进行顶推，通过生死单元技术模拟钢屋盖拼装过程;落架阶段通过生死单元技术模拟拆除加强桁架杆件过程，通过对滑靴施加负温度荷载使滑靴缩短，模拟火焰切割滑靴过程。

　　此外，实际结构中永久支座安装在混凝土柱上，钢屋盖逐渐下挠至与永久支座接触。考虑屋盖滑移过程中会涉及滑靴，为简化建模，使用与永久支座等高且位于相同位置的滑靴结构来等效永久支座，将永久支座与钢屋盖连接，支座随屋盖下挠并最终与混凝土柱接触。该简化不会影响支承点与支座的接触情况，因此，不会影响钢屋盖变形和受力。

　　4 有限元结果分析

　　4.1 初始状态分析

　　协同分析中，钢屋盖滑移到位状态即为落架施工的初始状态;而在单独落架分析中，初始时刻直接将整个钢屋盖放置于滑移结束位置。首先对这2种分析中落架开始前屋盖状态进行对比。

　　1)挠度分布协同分析中钢屋盖滑移结束后的最大挠度为181.3mm，而直接将屋盖整体放置于滑移结束位置，钢屋盖最大挠度为197.7mm。最大挠度差异主要来源于钢屋盖拼装滑移过程中在中部形成的拱起，如图10所示。钢屋盖拼装9榀桁架并进行第3次滑移时，屋盖最前端离开6条短滑移轨道，除两侧长滑移轨道的支承，跨度达119m屋盖前端不再受其他支承。由于屋盖最前端安装的加强桁架自重很大，屋盖前端下挠使屋盖后端以最靠近短轨道边缘的1组滑靴为支点被撬起，原本与滑移方向平行的屋盖弦杆处于倾斜状态。而第3次滑移结束后，后一组桁架(第10,11榀桁架)仍以水平角度完成拼装。因此，屋盖中部形成的“拱起”导致滑移结束后该位置挠度偏小。

　　

　　图1 0 屋盖拱起的形成  

　　 

　　此外，滑移结束状态下，所有位于滑移轨道上方的滑靴均与滑移轨道保持接触。而直接将屋盖放置于滑移结束位置后，屋盖整体发生前端下垂、后端被撬起的情况，6条短轨道上方靠近屋盖尾部的滑靴均与滑移轨道脱离接触。挠度及支承条件的不同，既会影响初始状态屋盖应力分布，又会对后续落架过程造成影响。

　　2)应力分布屋盖中部及前端应力状态在2种分析中基本相同，最大应力均位于加强桁架下方跨中下弦杆，协同分析中最大应力值为166.6MPa，单独落架分析中最大应力值为150.8MPa，两者较接近。除加强桁架区域应力较大外，位于加强桁架和6条短轨道之间的部分屋盖应力分布类似于四边简支板，在几何中心应力最大，约130MPa，以此为中心，应力向四周呈环状减小。在6条短轨道边缘位置，屋盖受到短轨道支承，变形受到约束，因此，在2种分析中，该位置屋盖均有较大应力。单独落架分析中，整个屋盖被直接放置于滑移结束位置，屋盖后端被撬起，处于悬空状态;而协同分析中，屋盖滑移结束时该区域受到滑移轨道支承，处于多跨连续梁状态，因此，单独落架分析中，屋盖后端杆件应力普遍更大。

　　4.2 落架过程分析

　　4.2.1 分区1

　　协同分析结果显示，按从两侧向中间的顺序拆除2组千斤顶后，所有支承点均处于悬空状态，未与永久支座接触;拆除3组千斤顶后，从两侧向中间的第2组支承点下挠至与永久支座接触;拆除所有千斤顶后，中间3组支承点与永久支座保持接触，而两端2个支承点仍悬空，距永久支座顶部7.4mm(见图11)。

　　按预定施工方案拆除加强桁架杆件，由于加强桁架既对屋盖有加强作用，同时也会对屋盖产生荷载，因此，拆除加强桁架杆件过程中，支承点并非始终靠近永久支座。

　　

　　图1 1 分区1落架过程中支承点示意  

　　 

　　1)拆除2榀加强桁架之间斜向支撑在此过程中，结构刚度减小较明显，因此，两端支承点也越来越接近永久支座，间距缩小至7.0mm。

　　2)拆除2榀加强桁架平面内斜向支撑由于平面内斜向支撑只有在覆盖整个屋盖跨度并形成一个整体时，才对屋盖有较强的加强作用。因此，在拆除前几根斜向支撑时，钢屋盖前端刚度迅速下降，端部支承点逐渐靠近永久支座;而继续拆除桁架平面内斜向支撑时，桁架刚度本身已损失殆尽，拆除支撑反而降低了屋盖前端荷载，因此端部支承点向上回弹，最终与永久支座间隔12.2mm。

　　3)拆除加强桁架所有剩余杆件由于剩余杆件提供的刚度很小，荷载效应却很明显，因此，拆除完毕后两端支承点与永久支座间距增大至13.4mm。

　　综上，分区1按预定方案进行落架施工后，未能达到预期落架效果，其中中间6个支承点下挠至与永久支座接触，而两侧2个支承点仍处于悬空状态。而在单独落架分析中，分区1支承点与滑靴接触情况与协同分析完全一致，区别在于两端支承点与永久支座间距不同。单独落架分析中，加强桁架拆除完成后两端支承点距离永久支座15.2mm。

　　4.2.2 分区2

　　分区2协同分析结果显示，拆除千斤顶后，屋盖尾部自然下垂，此时两端支承点已与永久支座接触并产生作用力，中间3组支承点仍处于悬空状态;第2次切割滑靴后，所有支承点均下挠至与永久支座接触(见图12)。此后仍按预定施工方案将滑靴切割完成。

　　

　　图1 2 协同分析分区2落架过程中支承点示意  

　　 

　　按预定方案切割分区2所有滑靴后，仍有4个滑靴未与短滑移轨道脱离接触，位置如图13a所示。该4个滑靴为屋盖提供了额外支承，将影响后续落架过程及落架完成后钢屋盖受力状态。此外，由于分区1,2屋盖相互作用不明显，分区2落架施工完成后，分区1两端支承点仍未与永久支座接触。

　　分区2是受滑移过程影响最大的区域。而在单独落架分析中，放开千斤顶后最外侧2个支承点落至永久支座上，此后分别经过第3,4,5次滑靴切割后，从外至内的第2,3,4对支承点才分别与永久支座相接触(见图14)。而在预定的落架施工步骤全部完成后，单独落架分析中有1对滑靴未与滑移轨道脱离接触(见图13b)，这对滑靴位于中间2条轨道上方最靠近屋盖前端的位置，与协同分析中未脱离接触的滑靴数量和位置均不同。

　　

　　图1 3 未与滑移轨道脱离接触的滑靴  

　　 

　　

　　图1 4 单独落架分析分区2落架过程中支承点示意  

　　 

　　2种分析得到的结果差异巨大，原因是协同分析考虑了屋盖分块拼装过程，保证了落架施工开始前6条短滑移轨道上方所有滑靴均与滑移轨道保持接触;而直接将整个屋盖放置于滑移结束位置时，屋盖尾部翘起，支承点高度高于协同分析，因此，支承点在更晚的施工阶段才与永久支座接触。此外，由于屋盖后端翘起，越靠近屋盖前端的滑靴高度越低，因此，落架结束后最靠近屋盖前端的滑靴未能与轨道脱离接触。

　　4.2.3 分区3

　　位于分区3下方的2条长滑移轨道为钢屋盖结构最主要的支承，在滑移过程中未出现过滑靴脱离滑移轨道的情况，因此，其落架过程受滑移过程的影响较小，具体体现为协同分析与单独落架分析中滑靴与轨道的接触情况相同。第2次切割滑靴后，从钢屋盖前端起，第3,4组支承点落至永久支座上，第3次切割滑靴后，所有支承点均落至永久支座上(见图15)。

　　此外，在协同分析和单独落架分析中，第3次切割滑靴后，分区1未落架到位的2个支承点均下落至与永久支座接触。而在分区3落架施工完成后，分区2未与滑移轨道脱离接触的滑靴仍与轨道保持接触。

　　

　　图1 5 分区3落架过程中支承点示意  

　　 

　　4.3 应力与挠度分析

　　4.3.1 整体分析

　　落架过程为钢屋盖从两侧简支、后端竖向支承加转动弹簧约束、前端自由的状态逐步转变为四边简支状态的过程。落架过程中，钢屋盖支承条件不断变化，其应力与变形也发生变化。在协同分析中，钢屋盖杆件最大应力为166.6MPa，出现在滑移结束后、落架开始前的加强桁架下部跨中下弦杆中，与Q345钢材设计强度还有较大差距，因此，在整个落架过程中，钢屋盖所有杆件均处于弹性状态。而在单独落架分析中，最大应力出现在利用千斤顶顶起支承点时，分区1短滑移轨道上方屋盖的下弦杆中，应力为165.0MPa，结构同样处于弹性状态。

　　协同分析中，钢屋盖结构按预定施工方案拼装滑移结束并完成预定落架流程时，钢屋盖杆件最大应力为148.0MPa，出现在钢屋盖几何中心略靠近屋盖后端下弦杆内，应力较大区域近似为1个椭圆，以此为中心应力向四周呈环状减小。由于6条短滑移轨道所在区域仍有4个滑靴为屋盖提供额外的支承，若不考虑滑移阶段对落架阶段的影响，则最大应力应出现在屋盖中心区域靠近前端位置。但由于滑移阶段屋盖内部累积内力和不协调变形，屋盖最大内力实际出现在中心区域略靠后位置。此外，钢屋盖四边竖向斜腹杆和水平斜腹杆均具有较大应力，应力值达30MPa左右。这是由于悬空部分屋盖重力荷载由屋盖四边竖向剪力承担，进而转化为竖向斜腹杆轴力。而悬空部分屋盖下挠又使屋盖四边具有向屋盖中心水平移动的趋势，该水平运动在屋盖角部受到约束，因此，屋盖沿侧边产生水平剪力，进而引起水平斜腹杆轴力。

　　与协同分析的结果相比，单独落架分析中预定落架步骤完成时的应力分布有很大差异。单独落架分析得到的最大应力仅为96.9MPa，出现在屋盖中心区域靠近前端位置，而协同分析得到的最大应力为148.0MPa，出现在中心区域靠后位置，且100MPa以上应力普遍存在于屋盖中心区域杆件中。单独落架分析由于不能考虑屋盖滑移过程发生的拱起变形，也不能考虑该区域杆件累积内力，进而低估了屋盖应力水平，因此，协同分析能更真实地反映钢屋盖受力状况。

　　预定落架施工步骤完成后，2种分析得到的挠度分布形式基本一致，最大挠度位于屋盖悬空部分几何中心附近，挠度呈环状向四周减小，在屋盖四边位置减小至0，再向外屋盖挑檐部分向上翘起。但由于落架完成后未与滑移轨道脱离接触的滑靴数量与位置均有所不同，两者最大挠度位置略有差异，协同分析结果中最大挠度点更靠近屋盖后端。协同分析得到的最大挠度为215.8mm，略小于单独落架分析得到的挠度(225.8mm)，这一差异由屋盖中部的拱起引起，拱起发生位置接近屋盖中心，使其周围杆件向上运动，进而使挠度减小。由于挠度反映屋盖整体状态，受局部影响较小，因此，两种分析结果的差异没有应力分布的差异明显。

　　4.3.2 代表性杆件应力分析

　　选取2根代表性杆件，分析其在落架全过程中应力变化情况，并将协同分析和单独落架分析结果进行对比，考察拼装滑移过程对落架过程中杆件应力的影响。

　　1)滑移结束时应力最大杆件根据协同分析结果，滑移结束时应力最大杆件位于○1/B1轴线(加强桁架下侧，为垂直于滑移方向的跨中下弦杆)。

　　2种分析中，该杆件应力随时间变化趋势总体相同，如图16所示。分区1利用千斤顶顶起钢屋盖前端的过程中，由于屋盖跨度从119m缩小至17m，该杆件应力迅速从160MPa左右下降至约50MPa;释放分区1靠近两侧的3组千斤顶后，有1对支承点下挠至与永久支座接触，该杆件应力进一步降低至约30MPa;而释放中间位置千斤顶后，该杆件失去支承发生下挠，使其自身及周边杆件变形增大，应力回升至60MPa左右。

　　

　　图1 6 滑移结束时应力最大杆件的应力-荷载步曲线 

　　 

　　开始拆除加强桁架杆件后，2种分析中杆件应力变化趋势开始出现差异。协同分析中，随着加强桁架杆件逐步拆除，杆件应力也随之下降，而在单独落架分析中，拆除绝大多数加强桁架杆件时，该杆件应力变化很小，直到杆件即将拆除完毕时，应力才迅速下降。产生这一差异的原因是滑移过程中，只有部分滑靴受到爬行器顶推，其他滑靴由于受到摩擦力作用，其位移与预定滑移距离有微小差异，滑靴滑移不到位会进一步影响加强桁架区域杆件受力，因此屋盖前端在滑移结束时由于变形不协调积累了局部应力。随着加强桁架拆除，屋盖前端刚度减小，不协调变形逐步释放，局部应力也随之下降。而在单独落架分析中，初始状态时结构内部无不协调变形，应力减小只是由于屋盖前端刚度减小，使屋盖应力不再集中于该区域，因此，应力变化趋势有所不同。

　　由于该杆件距离分区2,3均较远，因此，分区1落架完成后，该杆件应力几乎保持恒定，在协同分析和单独落架分析中杆件应力分别保持约13,7MPa。

　　2)落架完成后应力最大杆件单独落架分析中，落架完成后应力最大杆件位于钢屋盖○B3～○B3/1轴线，为平行于滑移方向的下弦杆。

　　该杆件在落架全过程中应力变化如图17所示。在协同分析和单独落架分析中，应力变化趋势基本一致。分区1千斤顶将支承点顶起后，该杆件应力上升至100～110MPa;释放分区1靠近两侧的千斤顶对其应力影响不大，释放中心2个千斤顶后，其应力降低约5MPa;随着分区2落架施工的进行，6条短滑移轨道上方滑靴逐渐与滑移轨道脱离接触，该杆件逐渐远离屋盖沿滑移方向的跨中位置，应力也逐渐降低至85MPa左右;而随着分区3落架施工的进行，杆件应力有所回升，最终达到约90MPa。

　　在整个落架过程中，协同分析得到的应力值均低于单独落架分析，两者差值在10MPa以内。产生差异的原因是屋盖拼装滑移过程中屋盖中部发生拱起，拱起效应使平行于滑移方向的杆件内部产生附加压应力，进而缓解下弦杆拉力。

　　

　　图1 7 落架完成后应力最大杆件的应力-荷载步曲线 

　　 

　　4.4 拓展分析

　　按预定落架方案拆除加强桁架杆件并用火焰切割滑靴后，在协同分析中还有4个滑靴与滑移轨道保持接触，而在单独落架分析中，有2个滑靴仍与滑移轨道保持接触。为将屋盖落架到位，进一步对6条短滑移轨道上方滑靴进行切割，保证所有滑靴均与滑移轨道脱离接触。

　　将协同分析和单独落架分析中进一步切割滑靴后的屋盖状态进行对比，再直接将整个屋盖放置于落架结束状态，以该静态分析结果作为参照。

　　分析结果显示，单独落架分析与静态分析得到的应力分布较接近，最大应力分别为91.6,98.8MPa。2种分析结果中，应力均对称分布，在屋盖几何中心前部和后部各有1个应力最大点，以这2个点为中心，应力向四周呈环状降低。最大应力未出现在屋盖中心，是由于屋盖中心桁架矢高最大，截面惯性矩最大，因此虽然具有最大弯矩，但杆件应力并未达到最大。而在协同分析中，屋盖杆件最大应力达145.8MPa，远大于前面2种分析方式得到的结果。分布形式上，屋盖在1个较大的椭圆范围内均具有较高应力，以此为中心应力向四周呈环状减小。

　　单独落架分析与静态分析得到相似的结果，是因为落架过程不包含强非线性行为，且最终状态下屋盖受到约束很少，落架过程中可能出现的不协调变形均得到释放，因此，最终状态较接近。而协同分析中，由于滑移过程中屋盖中部形成的拱起不会在后续步骤中消失，与此相关的杆件局部应力也不能得到释放，因此，其对屋盖受力的影响始终存在。

　　挠度分布上，单独落架分析与静态分析结果仍较接近，两者得到的最大挠度分别为242.5,242.0mm，分布形式均与四边简支板类似，等挠度线圆滑规整，表明结构中基本不存在局部变形。协同分析得到的最大挠度为222.8mm，小于另外2种分析方式得到的结果。挠度整体分布形式依然类似于四边简支板，以最大挠度点为中心向四周呈环状减小，在四边位置减小至0，外侧挑檐略有上翘。

　　进一步切割滑靴后，屋盖支承条件接近四边简支，几乎不存在多余约束，因此，屋盖在施工过程中产生的绝大多数不协调变形均得到释放，最终的挠度分布均接近四边简支板。而协同分析中，屋盖在滑移过程中形成的拱起无法释放，即使将滑移结束屋盖置于不受任何外力的条件下，拱起依然存在，因此，最终挠度分布有所不同。

　　5 结语

　　1)单独落架分析中，落架全过程中屋盖杆件最大应力为165.0MPa，出现在利用千斤顶顶起支承点时，分区1短滑移轨道上方屋盖的下弦杆中;最大挠度为242.5mm，出现在落架完成后的屋盖中心。协同分析中，落架全过程中屋盖杆件最大应力为166.6MPa，出现在滑移结束后、落架开始前的加强桁架下部跨中下弦杆中;最大挠度为222.8mm，出现在落架完成后的屋盖中心。2种分析结果均表明，屋盖在落架全过程中均处于弹性状态，挠度处于可接受范围，既不影响落架施工，也不影响后续施工流程，落架方案安全可行。

　　2)单独落架分析中，屋盖杆件最大应力随着落架进行逐步下降，落架结束时减小至96.9MPa，最终挠度242.5mm。而在滑移与落架一体化协同时变分析中，落架完成时最大杆件应力仍有148.0MPa，最大挠度222.8mm。产生差异的主要原因是屋盖拼装滑移过程中，在中部形成拱起，既减小了屋盖中部挠度，又使该区域杆件产生额外内力。2种分析中，应力与变形的显著差异说明对施工过程某些部分单独进行分析并不能得到可靠结果，贯穿整个施工过程的有限元模拟分析很有必要，其结果能更准确地反映结构实际内力和变形分布。

　　3)根据协同分析结果，分区1进行落架施工时，两侧支承点未按预期与永久支座接触，直至分区3对滑靴进行3次切割后才下挠至与永久支座接触，实际施工过程中应引起重视，避免出现安全问题。分区2有4个滑靴直到落架完成仍与滑移轨道保持接触，应修改施工方案，增大对这4个滑靴的切割量，使其按预期与滑移轨道脱离接触。