整體鋼平臺模架裝備液壓同步頂升性能分析

龔 劍 李增輝 施雯鈺 徐 磊

1. 上海建工集團股份有限公司 上海 200080；2. 上海建工一建集團有限公司 上海 200120

0 前言

超高層結(jié)構(gòu)建造領(lǐng)域選用合理、先進(jìn)的整體腳手模板體系，對施工質(zhì)量的提升、施工周期的縮短以及高空施工安全性的保障具有重要意義。一般常選用大模板、滑模和爬模等體系。大模板體系因安裝支模過程需要塔吊輔助，難以適應(yīng)超高建筑快速施工的要求?；ｓw系難以適應(yīng)當(dāng)前超高建筑結(jié)構(gòu)平面布置、截面厚度的復(fù)雜變化，且其邊澆混凝土邊提升模板的工藝決定了難以保證混凝土的施工質(zhì)量，這兩類已經(jīng)很少使用。液壓爬模體系能實現(xiàn)模板和腳手的自行爬升，但基于分片設(shè)計的方法難以保證施工空間的全封閉性，影響到高空作業(yè)的安全性，腳手架和爬架不能承受較大的負(fù)荷，其上不能堆放鋼筋等荷載，也暴露出許多不足[1]。

為了彌補以上模板腳手體系的諸多不足，上海建工集團在適應(yīng)超高層建筑施工的整體模板腳手體系方面進(jìn)行了長期探索。在上海東方明珠電視塔的施工中，根據(jù)升板結(jié)構(gòu)工藝研制出一種內(nèi)筒外架式整體鋼平臺模板腳手體系。隨后在上海金茂大廈、南京紫峰大廈、上海環(huán)球金融中心、廣州新電視塔等工程施工期間，研發(fā)出格構(gòu)柱支撐式整體鋼平臺模板腳手體系，滿足了當(dāng)時超高建筑的建造要求[2-5]。

上海中心大廈等工程的出現(xiàn)，對整體模板腳手體系的適應(yīng)性提出了進(jìn)一步要求。上海中心大廈總高度632 m，核心筒高度580 m，設(shè)備避難層的核心筒墻體內(nèi)暗埋8 道桁架。核心筒在平面上有3 次較大的變形，經(jīng)過3 次墻體收分由正方形九宮格變成十字形五宮格。墻體厚度經(jīng)過5 次墻面收分，腹墻厚度從900 mm變化至500 mm，厚度從1 200 mm變化至500 mm[6]。為此上海建工集團通過技術(shù)集成，研發(fā)出筒架支撐式液壓整體鋼平臺腳手模板裝備用以這一超級工程的施工[7-8]。該裝備具有工程針對性強、承載力大、施工作業(yè)空間全封閉等優(yōu)點，并摒棄了以往的機械式動力技術(shù)，采用先進(jìn)的整體頂升液壓動力系統(tǒng)，適應(yīng)了當(dāng)前綠色建造的時代發(fā)展趨勢。為保證這套模架裝備的安全性與適用性，動力系統(tǒng)的設(shè)計及整體同步頂升技術(shù)的研究成為本裝備成功實施的關(guān)鍵。

1 整體頂升鋼平臺動力系統(tǒng)設(shè)計

本裝備由五大系統(tǒng)組成，分別為鋼平臺系統(tǒng)、腳手架系統(tǒng)、支撐系統(tǒng)、動力系統(tǒng)與模板系統(tǒng)。鋼平臺位于整個模板腳手體系的最上端，由縱橫向受力鋼梁框、鋼蓋板、格柵板、外側(cè)圍護網(wǎng)等組成，為施工期間材料、施工設(shè)備等的堆放場所。腳手架系統(tǒng)分為外腳手架、內(nèi)腳手架，腳手架系統(tǒng)共分為6 層，由槽鋼、鋼管組成。外腳手架懸掛在鋼平臺的懸挑鋼梁下方，位于核心筒外側(cè)。內(nèi)腳手架位于支撐筒架內(nèi)部，與外腳手架共同形成一個封閉的作業(yè)空間。支撐系統(tǒng)由內(nèi)外支撐筒架組成，二者分別在正常工作狀態(tài)及爬升狀態(tài)受力，將載荷通過支撐牛腿傳遞到核心筒剪力墻。內(nèi)外支撐筒架之間采用液壓頂升油缸聯(lián)系，油缸頂升時通過內(nèi)筒架的支撐受力將外筒架頂升一個行程，油缸回提時外筒架支撐受力，將內(nèi)筒架回提一個行程，從而完成一次爬升。

動力系統(tǒng)的設(shè)計與布置需考慮以下幾個方面：

1.1 液壓油缸的工作行程

本工程的層高范圍在4.2～5.2 m，如液壓油缸一次頂升到位，則活塞桿長度就要滿足最大的層高要求，并且基于穩(wěn)定性要求的活塞桿直徑也較大，而同時支撐筒架的高度也將較大，勢必會影響到整個體系的穩(wěn)定性，從經(jīng)濟性的角度講也需有較大投入。本文從滿足施工可行性、經(jīng)濟合理性的角度出發(fā)，設(shè)計了最大行程為3.2 m的液壓頂升油缸，通過二次頂升完成1 個層高的爬升，有效降低了筒架支撐的高度，增強了鋼平臺爬升的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，并提高了高空作業(yè)的安全性。

裝備的總高度相當(dāng)于4 個標(biāo)準(zhǔn)樓層高度、施工操作層相當(dāng)于2 個標(biāo)準(zhǔn)樓層高度，能連續(xù)頂升2 個標(biāo)準(zhǔn)層高，對鋼桁架需整體吊裝的樓層來說無需將平臺解體，即可滿足伸臂桁架層結(jié)構(gòu)施工的要求，提高了施工工效和安全性。

1.2 液壓油缸的位置布置

針對核心筒為九宮格平面形狀的特點，將鋼平臺體系分成9 個單元，單元與單元之間通過連系鋼梁連接，使其完成同步頂升。中心單元自身不帶動力系統(tǒng)，懸掛于周邊8 個單元，隨周邊單元的爬升而爬升。周邊4 個單元均布置4 個液壓油缸?？紤]到核心筒平面收分及承載要求，在4 個角部單元均布置5 個液壓油缸，待墻體結(jié)構(gòu)變形后，油缸數(shù)量隨之調(diào)整。每個單元均設(shè)置1 個子泵控制站，8 個子泵站由集中控制系統(tǒng)統(tǒng)一控制。

1.3 頂升能力與工作載荷匹配

液壓油缸數(shù)量的確定基于頂升能力滿足最大載荷要求，同時要根據(jù)可靠性原則具備足夠的頂升能力冗余度，確保個別油缸出現(xiàn)故障時不影響體系的安全，與少支點體系相比具有更高安全性的優(yōu)勢。基于上海中心大廈工程核心筒的3 次平面收分，鋼平臺體系共有4 個形態(tài)。初始狀態(tài)時設(shè)置36 只油缸，油缸額定載荷為45 kN，總載荷能力為16 200 kN；第1次變形后設(shè)置32 只油缸，總載荷能力為14 400 kN；第2次變形后設(shè)置28 只油缸，總載荷能力為12 600 kN；第3次變形后設(shè)置24 只油缸，總載荷能力為10 800 kN。經(jīng)計算分析，單缸頂升能力與群缸頂升能力均滿足載荷要求。

1.4 支撐系統(tǒng)類型

支撐系統(tǒng)是整個頂升鋼平臺的承重構(gòu)件。鋼平臺支撐系統(tǒng)由外筒架支撐系統(tǒng)和內(nèi)筒架支撐系統(tǒng)2 部分組成。其中內(nèi)筒架支撐系統(tǒng)位于8 個筒架第6層至第7層之間，由內(nèi)架牛腿制動裝置、承重鋼梁組成。內(nèi)筒架鋼梁采用HN600 mm×200 mm型鋼組成平面受力框架，作為頂升油缸的底部支承。外筒架支撐位于構(gòu)架筒最底層，由外架牛腿制動裝置、承重鋼梁組成，外筒架鋼梁采用8 根HN500 mm×200 mm型鋼組成平面受力框架。

正常使用狀態(tài)下，外筒架牛腿作為擱置鋼平臺的承重構(gòu)件，頂部鋼平臺及腳手架系統(tǒng)的荷載主要由邊筒支架的型鋼柱傳遞到外架的底部鋼梁，再由安裝在底部鋼梁上的支撐牛腿傳遞到核心筒混凝土墻上。鋼平臺頂升過程中，內(nèi)筒架牛腿作為鋼平臺的承重構(gòu)架，油缸頂升力通過4 層剛性圈梁傳遞給油缸周圍的型鋼柱子，再通過柱子傳遞給頂部鋼平臺，帶動外架及外腳手整體提升。依此原理，通過內(nèi)外筒架牛腿的相互交替受力，完成整個鋼平臺體系的正常使用和爬升。

支撐牛腿為支撐整個鋼平臺體系的主要受力構(gòu)件，是鋼平臺設(shè)計的關(guān)鍵部位。外筒支撐牛腿除要求有足夠的承載能力以外，還需要能在鋼平臺頂升過程中可靠地完成伸縮動作，以達(dá)到使內(nèi)外架交替支承鋼平臺的目的。由于本工程墻體厚度變化次數(shù)較多，墻體厚度變化量大，因此還要求牛腿的舌頭有足夠的長度并能靈活調(diào)整外伸長度。本鋼平臺體系鋼牛腿使用液壓系統(tǒng)完成牛腿外伸與收縮動作，油缸行程430 mm，實現(xiàn)了牛腿動作的全自動化，安全可靠，動作時間短。

2 整體頂升鋼平臺頂升計算分析

2.1 有限元計算模型建立

利用有限元分析軟件SAP2000建立液壓頂升鋼平臺模架裝備的三維有限元分析模型。

鋼平臺裝備隨核心筒平面形狀的變化產(chǎn)生3 次空中變形，為真實分析各種形態(tài)下的鋼平臺裝備的結(jié)構(gòu)動力特性、液壓油缸的頂升力，計算模型建立過程針對每次變形均分別建立有限元模型進(jìn)行分析，如圖1所示。

圖1 有限元計算模型三維形狀

從系統(tǒng)組成的角度，鋼平臺裝備主要受力結(jié)構(gòu)包括：頂部平臺鋼結(jié)構(gòu)、支撐筒架、支撐內(nèi)構(gòu)架及液壓油缸。為保證各受力桿件能簡化的單元符合軟件單元庫的已有的單元類型，將各結(jié)構(gòu)所包含的受力構(gòu)件分包進(jìn)行簡化，結(jié)構(gòu)梁、柱構(gòu)件均按2 節(jié)點12 自由度Beam單元模擬。液壓油缸是聯(lián)系支撐筒架及和支撐內(nèi)構(gòu)架重要構(gòu)件，但考慮到隨著爬升過程其剛度在隨時變化，因此將其按3 自由度解耦LINK單元模擬（U1、R2、R3解耦）。各類板材采用Shell單元（殼單元）模擬，外側(cè)腳手架、內(nèi)側(cè)腳手架、各類鋪板及內(nèi)外圍護側(cè)網(wǎng)等均為非受力結(jié)構(gòu)，有限元模型中不予考慮，將其按永久荷載的形式輸入。鋼平臺裝備與核心筒之間設(shè)置1 道扶墻滾輪聯(lián)系，采用Spring單元模擬（k=20 kN/mm）。計算模型中Beam單元之間連接形式劃分為完全承擔(dān)彎矩的剛接型、承擔(dān)部分彎矩的半剛接型、彎矩全部釋放的鉸接型。Shell與Beam之間的連接為鉸接，Shell與Beam之間指定為邊緣約束。

荷載有永久荷載、可變荷載及風(fēng)荷載3 種。永久荷載包括結(jié)構(gòu)自重、非結(jié)構(gòu)性構(gòu)件自重、液壓油缸及泵站、電氣控制室、支撐牛腿、布料機、內(nèi)外腳手架等，可變荷載包括施工堆載、施工活荷載，各荷載均按實際情況輸入。

考慮到施工安全性，鋼平臺裝備的操作手冊規(guī)定爬升需在6 級風(fēng)力以下進(jìn)行，當(dāng)風(fēng)力超過6 級時，模架裝備必須停止爬升。出于安全的角度考慮，爬升工況結(jié)構(gòu)分析時風(fēng)荷載按8 級風(fēng)計取。根據(jù)風(fēng)力風(fēng)級劃分原則，取8 級風(fēng)的風(fēng)速為高位值v=20.7 m/s，對應(yīng)的風(fēng)壓為0.27 kPa，此風(fēng)壓小于上海當(dāng)?shù)?0年一遇的基本風(fēng)壓，故根據(jù)毗鄰的上海環(huán)球金融中心工程的經(jīng)驗對風(fēng)壓進(jìn)行調(diào)整，取w0=0.54 kN/m2。

2.2 頂升過程的動力特性分析

對應(yīng)于2 種典型工作狀態(tài)，鋼平臺裝備按工作工況劃分為正常工作工況與頂升工況。在頂升期間整個裝備體系由若干液壓油缸支撐，此時側(cè)向穩(wěn)定性較差，成為影響高空抗陣風(fēng)能力及操作安全的薄弱環(huán)節(jié)，設(shè)計中必須予以考慮。對于鋼平臺裝備這樣的多自由度體系，存在自由度的耦合（kx、ky、kw），將側(cè)向剛度進(jìn)行量化評判是極其困難的，因此本文根據(jù)剛度與自振周期的關(guān)系，通過計算結(jié)構(gòu)的自振周期定性評價結(jié)構(gòu)的等效剛度，這樣處理尚可考慮等效質(zhì)量的影響。

自振周期與剛度的關(guān)系為：

式中：——等效質(zhì)量；

——等效剛度。

計算得到鋼平臺裝備同步頂升期間的各階自振周期，初始形態(tài)的前3 階振型及對應(yīng)自振周期示于圖2。伴隨結(jié)構(gòu)核心筒施工高度的增加，鋼平臺裝備將產(chǎn)生3 次空中變形，對其抵抗陣風(fēng)能力的要求進(jìn)一步提高，變形后第1階振型及對應(yīng)自振周期見圖3。鋼平臺結(jié)構(gòu)前3 階振型處于平動與扭轉(zhuǎn)的耦合振動狀態(tài)，自振周期為0.8～0.85 s，鋼平臺具備足夠的抗陣風(fēng)能力。說明結(jié)構(gòu)具有足夠的剛度，不會產(chǎn)生風(fēng)振，且能保證施工期間不會產(chǎn)生明顯的晃動，消除了操作人員的高空恐懼感。

圖2 鋼平臺裝備同步頂升期間前3階振型及自振周期

圖3 鋼平臺裝備變形后第1階振型及自振周期

2.3 頂升工況結(jié)構(gòu)受力及變形分析

對各鋼平臺裝備最初形態(tài)及各次拆分后的整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元計算分析，應(yīng)力比計算結(jié)果見圖4，從計算結(jié)果來看各桿件應(yīng)力比均小于0.7，滿足設(shè)計要求，說明鋼平臺結(jié)構(gòu)具有足夠的安全儲備。

結(jié)構(gòu)豎向變形反應(yīng)趨勢如圖5（a）所示，結(jié)構(gòu)最大豎向變形發(fā)生在懸挑較大部位，變形最大理論計算值約30 mm。 8 級風(fēng)荷載作用下鋼平臺X向、Y向水平位移反應(yīng)見圖5（b）、圖5（c），最大水平位移反應(yīng)為15～20 mm。對鋼平臺裝備變形后形態(tài)頂升過程的豎向變形反應(yīng)均小于40 mm，8 級風(fēng)荷載作用下的水平位移反應(yīng)均不大于30 mm。施工過程中當(dāng)風(fēng)力超過6 級時將停止爬升，實際變形小于計算值，結(jié)構(gòu)剛度具備足夠的安全儲備。

圖4 鋼平臺裝備同步頂升結(jié)構(gòu)壓力比

圖5 鋼平臺裝備初始形態(tài)同步頂升過程變形情況

2.4 液壓油缸頂升力動態(tài)分析

鋼平臺模架在同步頂升期間，受供油流量誤差的影響，各液壓油缸的瞬時頂升速度出現(xiàn)一定的差異性，使得鋼平臺裝備成為多自由度的隨機性結(jié)構(gòu)，其作用機理相當(dāng)于多支座非均勻沉陷的連續(xù)結(jié)構(gòu)，由此將形成結(jié)構(gòu)內(nèi)力的重分配。結(jié)構(gòu)內(nèi)力的重新分配將進(jìn)一步形成液壓油缸頂升力的瞬時變化，成為同步頂升控制技術(shù)的難點。為保證液壓油缸頂升力不超過額定載荷，本裝備設(shè)置了溢流裝置，當(dāng)系統(tǒng)壓力達(dá)到設(shè)定值后將自動停止工作，起到保護液壓油缸的作用。為保證同步頂升的連續(xù)性，對同步頂升期間液壓油缸的頂升力進(jìn)行了基于誤差限定與搜索動態(tài)分析，基于鋼平臺裝備施工中標(biāo)準(zhǔn)形成為2 250 mm、最大頂升形成為2 750 mm，因此按頂升步距分別為500 mm、1 000 mm、1 500 mm、2 000 mm進(jìn)行了頂升力的動態(tài)計算。各頂升步距的各液壓油缸的頂升力示于圖6。從圖可見，各油缸頂升力分步較為均勻，說明頂升前可通過頂升力調(diào)平技術(shù)實現(xiàn)均勻化，實現(xiàn)各油缸均勻受力；各油缸中最大頂升力為390 kN，均滿足其最大額定載荷450 kN的要求；角部油缸分配的頂升力大于中間油缸，與裝備的荷載分步基本一致，說明頂升期間結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分配趨勢較小，不會引起較大的附加內(nèi)力；隨頂升步距的增大，各油缸頂升力沒有明顯的變化，說明液壓油缸的設(shè)計布置是成功的，符合結(jié)構(gòu)受力的要求。為保證同步頂升的連續(xù)性，施工期間應(yīng)注意：嚴(yán)格控制施工活荷載，尤其不能出現(xiàn)較大堆載，防止局部油缸超載運行；頂升前進(jìn)行預(yù)頂升，實現(xiàn)頂升力的配平；控制施工誤差，支撐牛腿處水平標(biāo)高相對一致，避免裝備結(jié)構(gòu)出現(xiàn)次內(nèi)力。

圖6 鋼平臺裝備初始形態(tài)各步距頂升力分布（單位：kN）

對各次變形后鋼平臺裝備頂升時液壓油缸的頂升力進(jìn)行了計算分析，第1次、第3次變形后頂升步距為500 mm，各液壓油缸的頂升力分布見圖7。從圖可見第1次變形后頂升力最大值約為390 kN，第3次變形后頂升力最大值約為420 kN，各油缸頂升力均滿足其最大額定載荷450 kN的要求。當(dāng)頂升步距增大后，隨頂升步距的增大，最大油缸頂升力沒有明顯的變化。

圖7 第1、3次變形后頂升步距為500 mm的頂升力分布（單位：kN）

2.5 內(nèi)構(gòu)架支撐結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析

在整體同步頂升狀態(tài)下，所有荷載通過液壓油缸將荷載傳遞給內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)，并最終通過支撐鋼牛腿傳遞至混凝土剪力墻，內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)成為整個傳力途徑的關(guān)鍵一環(huán)，有必要對這該系統(tǒng)受力性能進(jìn)行分析。基于SAP2000軟件建立內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)分析模型，內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)采用Q345鋼，受力主梁為HN600mm×200mm×11mm×17 mm型鋼，鋼構(gòu)件采用Beam單元模擬，內(nèi)構(gòu)架結(jié)構(gòu)主梁、次梁連接成整體。

內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)的變形計算結(jié)果見圖8，跨中最大變形為4 mm。內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力比分析結(jié)果見圖9，最大應(yīng)力比為0.796。內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)的受力與變形均滿足要求。

圖8 內(nèi)構(gòu)架支撐系統(tǒng)變形

圖9 內(nèi)構(gòu)架支撐結(jié)構(gòu)應(yīng)力比

3 同步頂升實施效果

3.1 保證同步頂升的技術(shù)措施

（a）通過PLC控制系統(tǒng)進(jìn)行實時測量、傳輸、設(shè)定、控制，實現(xiàn)系統(tǒng)各部分的協(xié)調(diào)動作，保證頂升的同步性?；赑ID閉環(huán)控制系統(tǒng)理論，將頂升點的壓力及位移信號作為受控參數(shù)，通過傳感器采集信號，將這些信號傳輸?shù)絇LC系統(tǒng)，PLC接受并處理這些信號，當(dāng)某一受控點有超值的可能時，控制器發(fā)出信號讓該點的二位二通電磁閥工作，關(guān)閉液壓油路，從而限制該點的油缸上升或者下降動作；同樣當(dāng)信號反饋表明該點有滯后現(xiàn)象時，控制器發(fā)出信號讓該點的二位二通電磁閥工作，開啟液壓油路，讓該點的油缸上升或者下降動作。通過各受控點間的精密的動作控制，使整個系統(tǒng)達(dá)到同步控制的要求。

（b）頂升期間采用人機交互工作界面進(jìn)行控制，控制系統(tǒng)界面顯示見圖10。在每次鋼平臺頂升前，進(jìn)行5 cm預(yù)頂升，實現(xiàn)頂升力的配平，作為每個油缸初始受力狀態(tài)的控制基準(zhǔn)。頂升期間通過觀察工作界面顯示的油缸受力、工作行程同步性差異，當(dāng)出現(xiàn)異常時手動調(diào)整個別油缸，實現(xiàn)頂升過程油缸受力的配平。

圖10 控制系統(tǒng)界面

3.2 同步頂升實測效果施工

上海中心核心筒鋼平臺模架裝備施工有4 個狀態(tài)，在爬升過程中均實時全程記錄頂升力、位移參數(shù)。為便于比較，爬升步距按500 mm、1 000 mm、1 500 mm、2 000 mm考慮。

由于實時監(jiān)測措施得當(dāng)、人工干預(yù)及時，各液壓油缸的最大頂升力均不大于450 kN，不超過額定載荷，滿足要求。各油缸間同步性較好，非一致性位移極差不超過5 mm，保證了同步頂升的順利進(jìn)行。

將監(jiān)測數(shù)據(jù)與理論計算結(jié)果進(jìn)行對比，各階段的對比結(jié)果為：

（a）初始狀態(tài)：理論計算得到的總荷載為10 950 kN，最大油缸頂升力為390 kN；實際頂升期間總荷載介于11 720～11 830 kN，油缸最大頂升力440 kN。

（b）第1次變形狀態(tài)：理論計算得到的總荷載為9 760 kN，油缸最大頂升力390 kN；實際頂升期間總荷載介于10 600～10 650 kN，油缸最大頂升力440 kN。

（c）第3次變形狀態(tài)：理論計算得到的總荷載為9 765 kN，油缸最大頂升力420 kN；實際頂升期間總荷載介于7 470～7 480 kN，油缸最大頂升力440 kN。

從實測記錄與理論分析對比可知，二者基本相符，說明理論計算的正確性。實際頂升期間的總載荷大于理論計算結(jié)果，這是由于施工堆載超過操作規(guī)程的要求，進(jìn)一步驗證控制施工荷載對裝備安全使用的極為關(guān)鍵的要素。記錄到的總載荷波動于某一區(qū)間，是因為油缸的供油系統(tǒng)通過機械機構(gòu)完成，傳感器電信號的記錄存在一定滯后效應(yīng)，造成實際測得數(shù)據(jù)存在波動。隨頂升步距的增大，各油缸頂升力沒有明顯的變化，說明液壓油缸的設(shè)計布置是合理的，與實際荷載分布基本一致。

4 結(jié)語

研發(fā)出的筒架與筒架交替支撐式液壓爬升整體鋼平臺模架裝備適用于復(fù)雜結(jié)構(gòu)超高建筑的建造，適應(yīng)于上海中心大廈的結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體型多變核心筒建造。本文根據(jù)施工過程該裝備各階段頂升過程，分別建立有限元分析模型對其頂升工況進(jìn)行了計算分析，在實施中對計算結(jié)果進(jìn)行驗證。主要得到以下結(jié)論：

（a）鋼平臺模架裝備的結(jié)構(gòu)動力特性合理，不會產(chǎn)生風(fēng)振效應(yīng)，確保了高空頂升作業(yè)的安全。

（b）在整個頂升建造過程中模架結(jié)構(gòu)及支撐系統(tǒng)受力、變形均滿足要求，安全可靠。

（c）頂升期間采用人機交互工作界面進(jìn)行實時監(jiān)控及人工干預(yù)，取得了較好的效果，也驗證了計算結(jié)果的正確性。

本裝備較好地解決了上海中心大廈超高、復(fù)雜、異形核心筒的施工難題，確保了項目安全、高效、快速施工，為項目的順利實施提供了重要支撐。產(chǎn)生了良好的社會效益和經(jīng)濟效益，也符合國家可持續(xù)發(fā)展的政策，可為類似的超高層建筑施工提供很好的借鑒。

鳴謝：本項研究工作得到了上海市科學(xué)技術(shù)委員會的大力資助，資助課題名稱為《上海高大結(jié)構(gòu)建造工藝與裝備工程技術(shù)研究中心》，編號為12DZ2251500。