液压爬模体系紧固件全解析：附墙座、爬锥、承重销与导轨受力计算

液压爬模（爬升模板）体系与常规墙体模板最大的区别，在于它的受力不是浇筑一次、拆一次就结束，而是在整个超高层施工周期里，由同一组预埋点反复承受竖向重力、水平风载、偏心倾覆力矩和液压顶升冲击四类作用的交替组合。模板面板、背楞、对拉件在爬模里只负责把混凝土侧压力管住；真正决定架体能不能站住、能不能安全往上走的，是两条链：附着链（附墙座 → 承重销 → 受力螺栓 → 预埋爬锥 → 混凝土）和爬升链（液压油缸 → 导轨 → 附墙导座 → 附墙座 → 预埋爬锥）。这两条链上的构件数量不多，但每换一个工况控制构件就换一个，这正是爬模体系验算最容易出错的地方。

本文不写爬锥是什么、有哪些规格、什么材质、进场怎么验收、现场怎么安装——这些内容站内已有专门文章（如 爬锥组件规格参数、爬锥组件使用指南），本文一个字都不重复。本文只写体系受力与验算，顺序是：体系构成与力流路径 → 附墙座的贴合与承压 → 上下两排爬锥之间的荷载分配 → 混凝土局部承压与锥体拔出 → 承重销与安全销的剪切挤压核算 → 导轨与换向盒的受力与荷载转移 → 爬升工况的风载、偏心与动力系数 → 非爬升工况的组合与两种工况的取舍 → 两个完整算例 → 预埋精度的容差链控制 → 爬升前检查清单 → 常见失效模式与判据。

全文公式一律给出符号含义与单位，算例一律给出中间值，可以逐步复核；涉及只能由专项方案确定的取值（允许应力、分项系数、允许风速、爬升时混凝土强度控制值），本文给出取值范围与获取方法，不代替设计计算书下结论。

先把符号约定说清楚，后面所有公式共用这一套：N 为架体竖向荷载设计值（kN）；e 为架体与模板重心至墙面的水平距离（m）；W 为风荷载合力设计值（kN）；h_w 为风合力作用点至上排附墙座中心的竖向距离（m）；h 为上下两排附墙座的竖向间距，也就是抗倾覆力偶的力偶臂（m）；n_f 为单排附墙座数量（个）；n_c 为每个附墙座上的爬锥数量（个）；T 为单个爬锥受力螺栓的拉力设计值（kN）；[T] 为爬锥允许拉力（kN）；M 为倾覆力矩设计值（kN·m）；R 为单排附着点的水平反力设计值（kN）。

一、液压爬模体系的构成与力流路径

先把体系拆成部件，再顺着荷载走一遍，才能判断哪个构件该算什么。爬模体系的部件按传力角色分四类：承压类（面板、背楞、附墙座底板、爬锥锥面）、受拉类（对拉件、受力螺栓、吊点）、受剪挤压类（承重销、安全销、换向盒销轴、导座销轴）、受弯挠度类（背楞、架体立柱、导轨）。同一个构件在不同工况下可能换类别，例如附墙座在浇筑工况主要承压，在爬升工况如果底板脱空就变成受剪加受弯。

部件	在力流中的角色	主要承受的内力	控制验算项
面板与竖楞	直接承受新浇混凝土侧压力	弯矩、挠度	背楞间距与面板挠度匹配
主背楞（围檩）	把分布侧压力汇集成集中力	弯矩、挠度	跨中与悬臂段挠度
对拉件与穿墙螺杆	平衡两侧模板的侧压力	轴向拉力	螺纹有效截面抗拉
模板吊挂与后移装置	把模板自重交给架体	拉力、剪力	吊点与销轴挤压
架体（立柱、平台、斜撑）	承托模板与施工荷载	轴力、弯矩	立柱稳定与节点连接
附墙座（承重架）	架体与墙体之间的传力枢纽	承压、受弯、局部承压	底板承压、座体抗弯、螺栓群受拉
承重销	附墙座与架体之间的竖向传力	剪力 + 挤压	挤压控制，剪切富余
安全销	承重销的第二道轴向约束	正常状态不受力	防退出与二次保护能力
受力螺栓	附墙座与爬锥之间的连接	拉力、剪力、拉剪组合	抗拉与拉剪相关验算
预埋爬锥	混凝土中的受力锚固点	锥面承压、受拉	局部承压与锥体拔出
墙体混凝土	体系最终的受力体与约束体	局部承压、抗拔、抗冲切	按爬升时刻的实际强度取值
导轨	爬升时的竖向传力与水平约束	弯矩、挠度、局部承压	挠度控制，应力次之
附墙导座	把导轨的约束反力传给附墙座	水平力、局部承压	销轴与耳板挤压
换向盒	爬升行程之间的承力点转移	竖向力、换向冲击	销轴挤压与荷载转移顺序
液压油缸与油泵	提供顶升力与爬升速度	液压压力、推力	顶升力与限压设定值

力流分两个工况走，方向甚至相反，这是爬模与常规模板最大的不同。浇筑与绑筋工况下，模板侧压力在墙体两侧自平衡，不进入附着链；进入附着链的是架体与模板自重、施工活荷载和风载。爬升工况下，模板侧压力为零（此时上一层模板已经脱开或正在后移），全部荷载只剩架体自重与风载，但传递路径完全改变：液压油缸一端支承在导轨的承力块上，另一端顶在架体上，架体被顶升的同时把全部竖向荷载反向传给导轨，导轨再经附墙导座、附墙座、受力螺栓传到爬锥。导轨在爬升工况下是主受力构件，在浇筑工况下几乎不受力，这就是为什么导轨必须单独按爬升工况验算。

对比项	浇筑与绑筋工况（非爬升）	爬升工况
荷载来源	混凝土侧压力、架体与模板自重、施工活荷载、风载	架体与模板自重、少量活荷载、风载、液压顶升冲击
竖向荷载设计值（本文算例）	186 kN	214.5 kN（已含动力系数 1.3）
风荷载设计值（本文算例）	11.34 kN	9.74 kN
竖向力传递路径	架体 → 附墙座 → 路径 A 墙面承压 / 路径 B 承重销 → 受力螺栓 → 爬锥	架体 → 液压油缸 → 导轨 → 附墙导座 → 附墙座 → 受力螺栓 → 爬锥
水平力传递路径	风载与偏心 → 附墙座 → 受力螺栓受拉 → 爬锥	风载与偏心 → 导轨 → 附墙导座 → 受力螺栓受拉 → 爬锥
主要控制构件	受力螺栓抗拉、附墙座底板承压	导轨挠度、混凝土早期强度下的爬锥局部承压
关键前置条件	附着层混凝土已达到可承受拉力的强度	本层混凝土达到专项方案规定的爬升强度
人员与堆载	平台可按方案正常使用与堆放	禁止堆载，只允许必需的操作人员
允许风速	按方案规定，一般不超过 5 级风上限	按方案规定，通常更严，超限立即停止

链条	组成	起作用的时候	失效后果	本文对应章节
附着链	附墙座 → 承重销 → 受力螺栓 → 爬锥 → 混凝土	浇筑、绑筋、爬升全程持续起作用	架体下坠或向外倾覆	第二、三、四、五节
爬升链	液压油缸 → 导轨 → 附墙导座 → 附墙座 → 爬锥	只在爬升行程中起作用	卡滞、冲击、导轨失稳、换向失控	第六、七节
两者共用	附墙座、受力螺栓、爬锥、混凝土	两个工况都在起作用	共用构件必须按两个工况的包络取值	第八、九节

进入附着链的第一个可计算量，是抗倾覆的力偶。架体与模板的重心在墙面外侧，竖向荷载 N 作用在距墙面 e 处，产生倾覆力矩 N·e；风荷载合力 W 作用在距上排附着点 h_w 处，产生倾覆力矩 W·h_w。两个力矩方向相同，叠加后只能由上下两排附着点组成的一对水平力偶抵抗，力偶臂就是排距 h。于是：

符号与单位：M 为倾覆力矩设计值（kN·m）；N 为架体竖向荷载设计值（kN）；e 为重心至墙面的水平距离（m）；W 为风荷载合力设计值（kN）；h_w 为风合力作用点至上排附墙座中心的竖向距离（m）；h 为上下排附墙座竖向间距（m）；R 为上下排各自承担的水平反力设计值（kN），上排为拉力、下排为压力，两者等值反向。

这个式子有三个工程含义必须记住。第一，决定爬锥拉力的不是竖向荷载本身，而是竖向荷载乘偏心距：架体自重增加 10%，爬锥拉力同比例增加；重心外移 10%，爬锥拉力也同比例增加。而重心外移在现场往往只是把材料往外侧平台多堆一点就能发生，所以 e 的取值必须按最不利堆载状态核实，而不是照抄图纸上的理论重心。第二，R 与排距 h 成反比、与竖向荷载成正比，调排距是减小爬锥拉力最直接的杠杆，代价落在导轨上（见第六节）。第三，风载量级虽然只有竖向荷载的百分之几，但 h_w 通常是 e 的六倍以上，它对倾覆力矩的贡献并不小：本文算例中 W·h_w 占 M 的 27%。

还有一类荷载必须单独说清楚：施工活荷载的偏心。平台上人员、模板配件、料具的堆放位置是随机的，把活荷载按均布处理会低估倾覆力矩。工程做法有两条：一是把 e 按最不利堆放状态取值，即假定活荷载全部堆在外侧平台边缘；二是把活荷载乘一个 1.2 至 1.5 的偏载系数后再计入 N。本文算例采用第一条，取 e = 1.05 m 作为架体与堆载的综合重心，并在第八节给出 e 的取值方法表。

二、附墙座：结构形式、贴合承压与单点承载力

附墙座是把架体荷载交给墙体的枢纽，它的验算不能只看"座体钢板够不够厚"，要先分清竖向荷载走哪条路。同为"挂座"，构造上差一个垫板、差一点贴合度，传力方式就从"混凝土承压"变成"螺栓受剪加受弯"，控制验算项完全不同，允许承载力能差几倍。所以第一节的顺序必须是：先判形式，再算承压，最后算螺栓。

结构形式	构造特征	竖向力传递方式	适用场合	必须注意的事
挂座式（底板承压型）	座体底板与墙面大面积贴合，承重销设在座体上	竖向力主要经底板承压面直接传给混凝土	墙面平整、垂直度满足要求	底板必须与墙面贴合，间隙用找平垫板填实并复紧
挂座式（悬挂型）	座体仅通过受力螺栓悬挂在爬锥上，底板与墙面脱空或点接触	竖向力全部经承重销、受力螺栓以受剪与挤压方式传给爬锥	墙面不平整、无法保证贴合，或设计即按悬挂构造	螺栓受剪加承压，同时爬锥锥面承受竖向挤压，两个环节都要校核
导轨式附墙导座	兼作导轨的水平约束与竖向承重	竖向力与水平力同时传递，由导座销轴与耳板承担	导轨式液压爬升体系	销轴与耳板挤压是控制项，不是销轴抗剪
承重与导向分离式	承重座与导向座分开布置，各自独立预埋	承重座承担竖向，导向座承担水平	大型爬升单元、荷载较大时	两套预埋点必须分别校核，不得互相借用受力

底板承压按下式验算，三个量的定义必须写清楚，否则容易把名义面积当有效面积用：

符号与单位：σ_c 为底板下混凝土的平均压应力（MPa）；V 为该附着点的竖向下荷载设计值（kN）；A_eff 为底板与墙面的有效贴合面积（mm²），不是底板的名义投影面积；β_l 为混凝土局部承压提高系数（无量纲），由影响范围面积 A_b 与承压面积 A_eff 的比值开方得到；A_b 为局部承压的影响范围面积（mm²），按底板外扩一倍板厚或按构件边缘扩散取值；f_c 为混凝土轴心抗压强度设计值（MPa）。

把算例参数代进去，看这个环节到底紧不紧：

项目	符号	公式或取值	数值	单位
底板名义尺寸	—	长 × 宽	150 × 200	mm
底板名义面积	Apl	150 × 200	30000	mm²
单点竖向下荷载设计值	V	N / nf，见第九节	46.5	kN
名义压应力	σc	V / Apl	1.55	MPa
影响范围面积	Ab	取 3 倍 Apl	90000	mm²
局部承压提高系数	βl	√(Ab/Apl)，上限 2.0	1.732	—
混凝土抗压强度设计值	fc	C40	19.1	MPa
局部承压承载力	—	βl · fc	33.08	MPa
名义应力利用率	—	σc /(βl·fc)	4.7%	—
有效贴合面积下限	Aeff,min	V /(βl·fc)	1406	mm²
对应的最小贴合率	—	Aeff,min / Apl	4.7%	—

这张表要读两层意思。第一层，底板承压无论按名义面积还是按有效面积算，利用率都低得不是控制项：名义应力只有 1.55 MPa，即使有效贴合面积只剩名义面积的 10%（3000 mm²），应力也才 15.5 MPa，仍在承载力以内。第二层，真正的问题不是承载力，而是由贴合不良引起的三个连带效应：一是竖向力被迫改由螺栓以受剪和受弯方式承担，控制构件从"混凝土"换成"螺栓与爬锥锥面"；二是点接触会在混凝土表面产生劈拉应力，容易在底板边缘压出劈裂缝，这类破坏用平均压应力算不出来；三是底板局部压陷会让座体倾斜，架体随之偏位，后续换向与导轨对位都会出问题。所以贴合度的构造要求比承载力验算更硬：

贴合度控制项	量级要求	检查方法	不满足时的后果
有效贴合面积	不小于底板名义面积的 70%	安装后用塞尺沿底板四周逐边检查，估算未贴合区域面积	竖向力转由螺栓承担，爬锥锥面承压上升
单边连续间隙长度	不超过底板对应边长的 1/4	钢直尺测量连续间隙段长度	底板形成悬臂受力，边缘混凝土劈拉
底板与墙面间隙最大值	不大于找平垫板的最小可加工厚度	塞尺逐点测，超出薄垫板厚度时必须加垫	座体倾斜，架体偏位累积
垫板配置	按墙面垂直度与错台分层配置，垫板尺寸不小于底板接触尺寸	安装前实测墙面垂直度与错台	垫板过小形成新的点接触
螺栓紧固顺序	先初步对位、再加垫找平，最后按对角顺序分两次复紧	扭矩扳手复核，同一附着点螺栓扭矩一致	先紧后垫导致底板翘曲、间隙无法消除
浇筑后复查	上一层浇筑完成后、下一循环爬升前复查贴合与螺栓	目视加塞尺抽查	振动导致的松动与脱空积累到下一层

如果构造上确实无法保证贴合，就必须按悬挂型验算，把竖向下荷载全部当作支座反力交给承重销和受力螺栓。悬挂型的传力链是：竖向力 V → 承重销（挤压控制）→ 附墙座耳板 → 受力螺栓（受剪 + 挤压）→ 爬锥锥面（挤压）→ 混凝土。这条链上每个环节的允许值来源不同，必须逐项算、取小值：

传力路径	受力构件	验算公式	允许值来源	本文算例利用率
路径 A：底板承压	墙体混凝土	σc = V / Aeff，Aeff 取名义面积的 70%	混凝土抗压强度设计值 × βl	6.7%（按 70% 贴合率）
路径 B：竖向悬挂	承重销	V ≤ α · dp · t · fb / γM	销轴材质承压强度	37.8%
路径 B：竖向悬挂	受力螺栓受剪	V ≤ nc · 0.6 · fub · As / γM	螺栓抗拉强度下限	10.4%
路径 B：竖向悬挂	爬锥锥面（竖向挤压）	V / nc ≤ Al · βl · fc	混凝土局部承压	33.1%
水平力（抗倾覆）	受力螺栓受拉	T = R /(nf · nc) ≤ [T]	爬锥允许拉力	48.3%
水平力（抗倾覆）	爬锥锥面（受拉承压）	σ = T / Al ≤ βl · fc(t)	混凝土当时强度	81.8%（爬升工况）
水平力（抗倾覆）	锥体拔出	T ≤ η · ft(t) · Af	混凝土当时抗拉强度	78.3%（爬升工况）

符号与单位：α 为销轴与孔壁接触不均匀折减系数（无量纲，取 0.8）；d_p 为销轴直径（mm）；t 为最薄承压板厚（mm）；f_b 为销轴或耳板的承压强度（MPa）；f_ub 为螺栓抗拉强度下限（MPa，8.8 级取 830）；A_s 为螺纹有效截面（mm²）；γ_M 为材料分项系数（本文取 1.25）；A_l 为爬锥锥面在垂直于拉力方向上的投影承压面积（mm²）；η 为破坏面不均匀折减系数（本文取 0.6）；f_t(t) 为混凝土在爬升时刻的轴心抗拉强度（MPa）。

表里最后一行的对比最值得注意：同一个爬锥，在底板贴合良好时只承担水平拉力，利用率 48.3%；一旦底板脱空改走悬挂路径，它还要额外承担竖向挤压，锥面承压利用率从"不参与"跳到 33.1%，而在爬升工况下受拉承压已经到 81.8%。这就是为什么附墙座的贴合与找平不是"观感问题"，而是直接决定爬锥这一环还剩多少余量。

三、爬锥在上下两排之间的荷载分配

爬锥数量是偶数、上下对称布置的时候，最容易出现的错误是"把总荷载除以爬锥总数"。这个算法在竖向荷载上近似成立，在水平力上完全错误。原因在第一节的力偶式子里：竖向荷载在上下排之间按支座刚度分配，接近平均；而风载与偏心产生的倾覆力矩只能由上下两排的一对水平力抵抗，上排受拉、下排受压，力的大小等于 M/h，与爬锥总数无关，只与排数有关。所以正确的做法是分两步：竖向力按排数平均，水平力按力偶分配，最后把同一个爬锥上的两种内力组合起来判断。

荷载分量	来源	上下排之间的分配规律	与哪些参数有关	现场可控的调整手段
竖向力	架体与模板自重、施工活荷载	近似按排数平均（上下排各 1/2）	架体自重、活荷载、参与工作的附着点数量	减少平台堆载、减少同时作业人数
竖向偏心弯矩	竖向荷载乘重心偏心距 N·e	转换成上下排的水平力偶，各为 N·e/h	重心距墙面距离 e、排距 h	模板后移、控制外侧堆载、加大排距
风载弯矩	风荷载合力乘作用点高度 W·hw	转换成上下排的水平力偶，各为 W·hw/h	挡风面积、风压、排距 h	拆减密目网、加设临时连墙措施、停爬
顶升冲击	液压启动停止、导轨卡滞、落座	随油缸布置确定，一般集中在承力点附近	动力系数 Kd、导座间隙	降低爬升速度、调整限压、减小导座间隙
温度与收缩	墙体与环境温差引起的约束力	不产生净水平力，但会改变螺栓初始预紧状态	温差、约束条件	避免高温时段紧固、按方案留设释放措施

把两个工况的倾覆力矩和上下排水平反力算出来，是本节的核心。算例参数：N（浇筑工况）为 186 kN、N（爬升工况）为 214.5 kN；e 取 1.05 m；W 分别为 11.34 kN 与 9.74 kN；h_w 取 6.5 m；排距 h 取 2.4 m。

计算步骤	浇筑与绑筋工况	爬升工况	单位
竖向偏心弯矩 N · e	186 × 1.05 = 195.30	214.5 × 1.05 = 225.23	kN·m
风载弯矩 W · hw	11.34 × 6.5 = 73.71	9.74 × 6.5 = 63.31	kN·m
倾覆力矩合计 M	195.30 + 73.71 = 269.01	225.23 + 63.31 = 288.54	kN·m
风载弯矩占比	73.71 ÷ 269.01 = 27.4%	63.31 ÷ 288.54 = 21.9%	—
单排水平反力 R = M / h	269.01 ÷ 2.4 = 112.09	288.54 ÷ 2.4 = 120.23	kN
每个附墙座水平力 R / nf（nf = 2）	112.09 ÷ 2 = 56.04	120.23 ÷ 2 = 60.11	kN
每个爬锥拉力 T = R /(nf·nc)（nc = 2）	112.09 ÷ 4 = 28.02	120.23 ÷ 4 = 30.06	kN
爬锥允许拉力 [T]（M30 取小值）	58.0	58.0	kN
利用率 T / [T]	28.02 ÷ 58.0 = 48.3%	30.06 ÷ 58.0 = 51.8%	—

结果说明两件事：一是爬升工况的爬锥拉力比浇筑工况高（30.06 kN 对 28.02 kN），因为竖向荷载虽然减少了活荷载，但叠加了 1.3 的动力系数，而风载因允许风速降低只减少了一点，抵消不掉；二是两个工况的利用率都在 50% 附近，看起来余量充足，但这个余量不是给爬锥留的——它要留给混凝土早期强度带来的承载力下降（第四节），以及动力冲击的随机性。真正把利用率推到 80% 以上的不是荷载，而是混凝土强度。

排距 h 是本节最值得优化的参数。它同时出现在两个地方：附墙座的水平反力按 1/h 下降，而导轨在两道附墙导座之间的计算跨距按 h 上升。下面这张表把排距从 1.8 m 到 3.0 m 的变化算清楚（工况取浇筑与绑筋，N = 186 kN，e = 1.05 m，W = 11.34 kN，h_w = 6.5 m，M = 269.01 kN·m 不变）：

排距 h（m）	单排水平反力 R = M/h（kN）	每个附墙座水平力（kN）	每个爬锥拉力 T（kN）	爬锥利用率 T/[T]	结论
1.8	149.45	74.73	37.36	64.4%	爬锥偏紧，导轨跨距小
2.1	128.10	64.05	32.03	55.2%	可用
2.4	112.09	56.04	28.02	48.3%	本文算例取值
2.7	99.63	49.82	24.91	43.0%	爬锥余量大，导轨跨距大
3.0	89.67	44.84	22.42	38.7%	爬锥余量最大，需核导轨挠度与层高匹配

从 1.8 m 加到 2.4 m，排距只增加 33%，爬锥拉力从 37.36 kN 降到 28.02 kN，降幅 25%；继续加到 3.0 m，排距又增加 25%，拉力只再降到 22.42 kN。这就是 1/h 的边际效应：排距越小的时候，加大排距的收益越大。但排距不能一味加大，三条限制必须同时满足：导轨挠度控制值（第六节）、下排附着点不得落在本层尚未达到强度的混凝土区段上、排距要与层高与模板分块模数匹配。

外伸距离 e 的影响比排距更敏感，因为它直接改写倾覆力矩本身。下表固定 h = 2.4 m、N = 186 kN、W = 11.34 kN、h_w = 6.5 m，只改 e：

重心外伸 e（m）	N·e（kN·m）	M = N·e + 73.71（kN·m）	单排水平反力 R = M/h（kN）	每个爬锥拉力 T（kN）	爬锥利用率
0.75	139.50	213.21	88.84	22.21	38.3%
0.90	167.40	241.11	100.46	25.12	43.3%
1.05	195.30	269.01	112.09	28.02	48.3%
1.20	223.20	296.91	123.71	30.93	53.3%
1.35	251.10	324.81	135.34	33.84	58.3%

e 从 0.75 m 增到 1.35 m（增加 80%），爬锥利用率从 38.3% 涨到 58.3%，涨幅约 20 个百分点。施工现场能改变 e 的动作只有三个：模板后移、外侧平台堆载加减、防护网与附属设施拆装。三个动作都在工人手里，不在图纸上。所以本节给出一条可直接执行的管理判据：爬升前必须清空外侧平台上的所有非固定荷载，把 e 恢复到设计取值；模板后移到位并锁定后再开始顶升。

最后一种工况必须单独算：某个机位退出工作。它可能因为爬锥偏位超差、螺栓损伤、导座卡滞而临时失效，此时剩余机位要承担全部荷载。分配按机位数反比，其余参数不变：

参与工作的机位数	单排水平反力（kN）	每个附墙座水平力（kN）	每个爬锥拉力 T（kN）	爬锥利用率	判定与处置
2（正常）	112.09	56.04	28.02	48.3%	正常作业
1（另一机位临时失效）	112.09	112.09	56.04	96.6%	临界超限，必须立即停止浇筑与爬升，先做临时加固
1（按爬升工况、含动力系数）	120.23	120.23	60.12	103.7%	不合格，禁止爬升

这张表是全文最该被交底到班组的一页：任何一个机位退出工作，爬锥利用率立即从 48.3% 跳到 96.6%，爬升工况下直接超过允许值。所以"少一个点先干着"在爬模体系里不是风险问题，是算得出来的超限问题。

四、混凝土局部承压与锥体拔出验算

爬锥这一环有两个失效模式，必须分开算：锥面把混凝土压坏（局部承压）和锥体连同周围混凝土被整体拔出来（抗拔/抗冲切）。两个模式的破坏机理不同、控制量不同、对混凝土强度的敏感度也不同，但有一个共同点：它们算的都是混凝土当时的强度，不是 28 天设计强度。

这是爬模体系与常规模板在验算上最本质的差别。常规墙体模板拆模时，混凝土已经有了一定龄期，侧压力验算用的是浇筑时的状态；而爬模的附着点受力发生在上一层浇筑之前和之后——爬升时，附着点的混凝土龄期通常只有一至两天，强度远未达到设计值。用设计强度算出来的"利用率 42.8%"，换成爬升时刻的 10 MPa，立刻变成 81.8%。所以本节的所有验算，强度一律写成 f_c(t) 与 f_t(t)，t 是爬升时刻。

局部承压的模型，是锥面在拉力方向上的投影面积承担全部拉力。受力螺栓拧入锥体，拉力经锥体内螺纹传给锥体，再由锥面斜向压向混凝土；把锥面在垂直于拉力方向的投影面积当作承压面积，是偏保守也便于复核的取法：

符号与单位：A_l 为锥面承压投影面积（mm²）；D 为锥体大端直径（mm）；d 为受力螺栓公称直径（mm）；σ_c 为锥面下的平均压应力（MPa）；T 为单个爬锥受力螺栓的拉力设计值（kN）；β_l 为局部承压提高系数（无量纲，按 √(A_b/A_l) 取，且不大于 2.0；早期强度阶段宜取不低于 1.5，本文取 1.732）；f_c(t) 为混凝土在爬升时刻的轴心抗压强度（MPa）。

项目	符号	公式或取值	数值	单位
锥体大端直径	D	按图纸或实测	60	mm
受力螺栓公称直径	d	M30	30	mm
锥面承压投影面积	Al	(π/4)×(60² − 30²)	2120.6	mm²
影响范围面积	Ab	取 3 倍 Al	6362	mm²
局部承压提高系数	βl	√(Ab/Al)，上限 2.0	1.732	—
单个爬锥拉力设计值（爬升工况）	T	见第三节	30.06	kN
爬升时刻混凝土抗压强度	fc(t)	同条件养护试块实测	10.0	MPa
局部承压承载力	—	βl · fc(t)	17.32	MPa
实际平均压应力	σc	T / Al	14.17	MPa
利用率	—	σc /(βl·fc(t))	81.8%	—
反算所需最低抗压强度	fc,min	T /(Al·βl)	8.19	MPa

最后一行是本节最实用的输出：只要爬升时刻的混凝土抗压强度不低于 8.19 MPa，锥面承压就满足要求。这个数不是拍出来的，是从"拉力 30.06 kN ÷ （承压面积 2120.6 mm² × 提高系数 1.732）"反算出来的，可以直接作为爬升条件写进方案。当然，实际控制值还要与抗拔、与混凝土强度增长曲线的统计波动、与养护条件的不确定性一起考虑，方案中通常会在反算值上再留安全余量，具体以专项方案为准。

第二个失效模式是锥体拔出。这里用 45 度冲切锥台模型：锥体受到的拉力沿锥面传给混凝土，混凝土的抵抗面是从锥体大端按 45 度扩散到混凝土表面的那个锥台侧面。这个模型的好处是几何量都能从图纸量出来，不依赖经验系数：

符号与单位：r₁ 为锥体大端半径（mm）；r₂ 为破坏锥在混凝土表面处的半径（mm），按 45 度扩散取 r₁ + L；L 为锥体大端平面至混凝土表面的埋深（mm）；l 为锥台母线长度（mm）；r_m 为破坏面平均半径（mm）；A_f 为冲切破坏面面积（mm²）；η 为破坏面不均匀折减系数（无量纲，本文取 0.6）；f_t(t) 为混凝土在爬升时刻的轴心抗拉强度（MPa）；F_p,Rd 为抗拔承载力（kN）。

项目	符号	公式或取值	数值	单位
锥体大端半径	r1	D / 2 = 60/2	30	mm
锥体大端埋深	L	混凝土表面至大端平面	100	mm
破坏锥顶面半径	r2	r1 + L（45° 扩散）	130	mm
锥台母线长度	l	√2 × 100	141.4	mm
破坏面平均半径	rm	(30 + 130)/2	80	mm
冲切破坏面面积	Af	2π × 80 × 141.4	71086	mm²
不均匀折减系数	η	取 0.6	0.6	—
爬升时刻抗拉强度	ft(t)	按同条件试块或按 fc(t) 的 0.09 倍估算	0.90	MPa
抗拔承载力	Fp,Rd	0.6 × 0.90 × 71086	38.39	kN
单个爬锥拉力设计值	T	见第三节	30.06	kN
利用率	—	T / Fp,Rd	78.3%	—

把两个失效模式放在强度轴上一起看，结论就更清楚。下表横轴是爬升时刻的混凝土抗压强度，纵轴是两个模式的利用率（抗拉强度按抗压强度的 0.09 倍估算，实际应以同条件试块或成熟度推算为准）：

fc(t)（MPa）	局部承压承载力（MPa）	局部承压利用率	ft(t)（MPa）	抗拔承载力（kN）	抗拔利用率	判定
6.0	10.39	136.4%	0.54	23.03	130.5%	两个模式都超限，禁止爬升
8.0	13.86	102.3%	0.72	30.71	97.9%	临界超限
9.0	15.59	90.9%	0.81	34.55	87.0%	刚满足，余量不足
10.0	17.32	81.8%	0.90	38.39	78.3%	本文算例取值，满足
15.0	25.98	54.6%	1.35	57.58	52.2%	余量充足
19.1（设计值）	33.08	42.8%	1.72	73.32	41.0%	按设计强度算，严重低估风险

这张表有三条可直接使用的结论。第一，局部承压是控制项：同样强度下它的利用率始终比抗拔高 3 至 6 个百分点，反算的最低强度也更高（8.19 MPa 对 7.83 MPa）。第二，按 28 天设计强度验算会得出完全错误的结论：同一组几何与荷载，用 19.1 MPa 算利用率 42.8%，看起来余量一大半；用爬升时刻的 10 MPa 算就是 81.8%，余量只剩不到两成。第三，加大爬锥规格或改用更高强度等级螺栓都解决不了这个问题，因为控制的是混凝土而不是钢材——能解决问题的只有三条：延长养护时间、提高爬升时的混凝土强度、或者减小爬锥上的拉力（加大排距、减少堆载、拆分荷载）。

抗拔模型还有一个必须写进交底的内容：破坏面不能重叠。同一个附墙座上的两个爬锥如果挨得太近，两个 45 度冲切锥会在混凝土内部相交，此时按单个锥体算出来的抗拔承载力是虚高的，实际破坏面是两者的外包络，有效面积小于两个单锥面积之和。判据很简单：

构造参数	符号	取值或公式	数值	单位
锥体大端直径	D	图纸	60	mm
锥体大端埋深	L	图纸	100	mm
冲切锥在表面处的直径	D + 2L	60 + 200	260	mm
同一附墙座相邻爬锥中心距	s	实测	300	mm
相邻冲切锥净距	—	s − (D + 2L)	40	mm
构造判据	—	s ≥ D + 2L	满足	—
不满足时（净距为负）的处理	—	按组合破坏面重新计算抗拔承载力，或加大 s、减小 L	—	—
与结构钢筋、预埋管线的净距	—	同时满足保护层与管线避让要求，避让顺序为管线让钢筋、钢筋让埋件	—	—

这一行判据在现场的用法是：预埋前先在模板面上把两个爬锥的中心点弹出来，量净距，再开孔固定。很多项目把爬锥间距"看着差不多"就固定，结果两个冲切锥重叠，抗拔承载力比算出来的低，而这个问题在浇筑前完全看不出来，浇筑后也无法补救。

五、承重销与安全销：剪切面、挤压与二次保护

承重销是附墙座与架体之间的竖向传力件，也是爬模体系里最容易被"按经验配"的零件。常见错误有两个：一是认为"销轴粗一点就一定够"，二是认为"做成双剪承载力就翻倍"。前者忽略了控制项不是抗剪，后者忽略了挤压承载力只与总承压厚度有关。两个错误都能用下面几行公式纠正过来。

抗剪用不着复杂的公式，抗剪承载力等于抗剪面积乘抗剪强度再除以材料分项系数；抗剪强度取抗拉强度的 0.6 倍是常用取法：

符号与单位：A_v 为销轴的抗剪截面积（mm²）；d_p 为销轴直径（mm）；f_u 为销轴材质抗拉强度下限（MPa）；γ_M 为材料分项系数（本文取 1.25）；V_Rd 为抗剪承载力（kN）；F_b,Rd 为承压（挤压）承载力（kN）；α 为接触不均匀折减系数（无量纲，取 0.8）；f_b 为承压强度（MPa，本文取 320，具体按专项方案与材质确定）；Σt 为销轴所穿各承压板厚度之和（mm）。注意最后一项：挤压承载力与承压板总厚度成正比，与剪切面的数量没有直接关系，双剪构造只有在总厚度也增加时才有额外收益。

材质	常用状态	抗拉强度下限 fu（MPa）	抗剪取值 0.6fu（MPa）	本文承压强度取值 fb（MPa）	适用说明
45#（GB/T 699）	调质	600	360	320	承重销常用材质，综合性能与加工性平衡
40Cr（GB/T 3077）	调质	785	471	400	大直径销轴或高荷载场合，需注意表面硬度与孔壁匹配
Q235（GB/T 700）	热轧	375	225	250	仅用于非受力销或临时定位销，不得用作承重销
8.8 级螺栓杆代用	成品	830	498	400	代用时必须按螺栓标准校核螺纹处截面，不得按光杆直径计算

项目	符号	公式或取值	数值	单位
承重销直径	dp	Φ40	40	mm
材质与抗拉强度下限	fu	45# 调质	600	MPa
抗剪截面积	Av	(π/4)×40²	1256.6	mm²
抗剪承载力（单剪）	VRd	0.6×600×1256.6÷1.25	361.9	kN
承压板总厚度	Σt	单剪构造，取最薄板厚	15	mm
承压强度取值	fb	按材质取	320	MPa
承压承载力	Fb,Rd	0.8×40×320÷1.25×15	122.9	kN
单点竖向荷载设计值	V	N / nf	46.5	kN
抗剪利用率	—	V / VRd	12.8%	—
承压利用率	—	V / Fb,Rd	37.8%	—
控制项	—	取两者较小值对应的项	承压	—

抗剪利用率 12.8%、承压利用率 37.8%，相差三倍。这意味着把销轴从 Φ40 换成 Φ50，抗剪承载力提高 56%、承压承载力提高 25%，但利用率仍然由承压控制，收益远小于预期；而把承压板厚从 15 mm 加到 20 mm，承压承载力直接提高 33%，利用率从 37.8% 降到 28.4%，这是更有效的手段。下面把四种常见构造排在一起对比，注意最后两列的差异：

构造形式	剪切面数	各承压板厚（mm）	承压总厚度 Σt（mm）	抗剪承载力（kN）	承压承载力（kN）	控制值（kN）	利用率（V = 46.5 kN）
单剪、耳板 15 mm	1	15	15	361.9	122.9	122.9	37.8%
单剪、耳板 10 mm	1	10	10	361.9	81.9	81.9	56.8%
双剪、两侧各 10 mm	2	10 + 10	20	723.8	163.8	163.8	28.4%
双剪、两侧各 6 mm	2	6 + 6	12	723.8	98.3	98.3	47.3%

这张表最有价值的一行是最后一行：双剪、两侧各 6 mm，承压总厚度只有 12 mm，虽然有两个剪切面，但承压承载力（98.3 kN）反而低于单剪 15 mm 的构造（122.9 kN）。所以"改成双剪承载力就翻倍"是错的——双剪翻倍的是抗剪承载力，而抗剪本来就不是控制项。判断一个销轴构造够不够，公式只有一个：F_b,Rd = 0.8 · d_p · f_b / γ_M · Σt，把各承压板厚度加起来代进去就行。

安全销是另一回事，它不参与正常受力，作用有两个：一是限制承重销的轴向位移，防止销轴在振动与换向动作中退出；二是在承重销因安装不到位、误操作、变形或孔壁压溃而失去支承时，提供第二道竖向约束。按二次保护的口径核算，安全销应当能在承重销完全失效时独立承担该点的竖向下荷载：

项目	符号	公式或取值	数值	单位
安全销直径	ds	Φ30	30	mm
承压板总厚度（二次保护按单剪）	Σt	取 12	12	mm
承压承载力	Fb,Rd	0.8×30×320÷1.25×12	73.7	kN
抗剪承载力	VRd	0.6×600×(π/4×30²)÷1.25	203.6	kN
需独立承担的荷载	V	取工况 A 单点竖向下荷载	46.5	kN
二次保护利用率	—	V / Fb,Rd	63.1%	—
正常受力状态下的受力	—	设计上为零，仅承受装配预紧	≈0	kN
可操作判据	—	承重销受载时安全销应能手动插拔	—	—

最后一行是本节最有现场价值的判据，也是唯一一个不需要仪器、不需要计算就能做的检查：承重销完全受载的状态下，安全销必须能够用手自由插拔。如果插不进去、或者插进去拔不出来，说明销孔已经被挤压变形、或者两根销轴之间存在强迫对位——两种情况都意味着孔壁承压已经超过弹性范围，此时不允许"敲进去就算了"，必须停下来检查孔壁与销轴直线度。反过来，如果安全销在承重销卸载状态下都插不进去，问题在加工或孔位，属于安装质量问题。

失效模式	现象	判断依据	处置
销轴弯曲	销轴抽出困难，目视有弧线，两端露出的长度不等	用直尺贴靠或用拉线检查直线度	该销轴判废，检查孔壁是否同步损伤
孔壁压溃	销轴在孔内晃动，安全销插不进去或插拔困难	测量孔径椭圆长轴，超出原孔径 15% 即停用该孔位	更换孔位或更换耳板，不得用更大直径销轴迁就
销轴退出	安全销缺失或未插，销轴端头偏移出孔	目视加手推检查	立即卸载后重新对位插销，检查安全销孔是否变形
双销强迫受力	两根销轴都难以抽出，插拔需要敲击	卸载状态下分别试插拔	复查孔距与销轴直线度，禁止带强迫受力状态投入使用
材质不符	销轴表面硬度偏低，使用后压痕明显	核对材质证明文件与硬度抽检	整批停用并追溯，不得以"临时用一下"为由继续使用

六、导轨与换向盒的受力与荷载转移

导轨是爬升工况的主受力构件，它在浇筑工况下几乎不参与受力，所以它的验算必须单独做，而且往往由挠度控制而不是由应力控制。导轨的计算模型可以简化成一道跨距等于附墙导座间距的梁：两端由附墙导座约束，换向盒（承力块）在跨内某个位置把架体的竖向荷载压到导轨上。跨内集中荷载下的最大弯矩与最大挠度如下：

符号与单位：M_max 为导轨在导座之间的最大弯矩（kN·m）；P 为单个机位传给导轨的竖向荷载设计值（kN）；a 为换向盒作用点至下导座的距离（m）；b 为作用点至上导座的距离（m），且 a + b = L；L 为附墙导座间距，即导轨的计算跨距（m）；w 为跨内最大挠度（mm）；E 为钢材弹性模量（MPa，取 206000）；I 为导轨截面惯性矩（mm⁴）。截面惯性矩与截面模量按实际截面算，以焊接箱形截面为例：

符号与单位：b₁、h₁ 为截面外轮廓的宽度与高度（mm）；b₂、h₂ 为截面内轮廓的宽度与高度（mm）；W 为截面模量（mm³）；σ 为弯曲应力（MPa）；f 为钢材抗弯强度设计值（MPa）。

项目	符号	公式或取值	数值	单位
附墙导座间距（导轨计算跨距）	L	方案取值	2.4	m
换向盒作用点至下导座距离	a	按爬升行程位置取	0.9	m
作用点至上导座距离	b	L − a = 2.4 − 0.9	1.5	m
单个机位竖向荷载设计值	P	N（爬升工况）/ 2，含 Kd = 1.3	107.25	kN
最大弯矩	Mmax	107.25 × 0.9 × 1.5 ÷ 2.4	60.33	kN·m
导轨截面外轮廓	b1 × h1	焊接箱形	160 × 200	mm
导轨截面内轮廓	b2 × h2	扣除翼缘 12、腹板 8	144 × 176	mm
截面惯性矩	I	(160×200³ − 144×176³)÷12	4.12×107	mm⁴
截面模量	W	I ÷ 100	4.12×105	mm³
弯曲应力	σ	60.33×106 ÷ 4.12×105	146.3	MPa
抗弯强度设计值	f	按材质取值	215	MPa
应力利用率	—	σ / f	68.0%	—
跨内最大挠度	w	P a²b² ÷ (3EIL)	3.20	mm

应力利用率 68.0%，看起来还有余量；但挠度这一项把结论改写了。挠度控制值取多少，取决于导轨与附墙导座的配合间隙——挠度会直接吃掉这个间隙，挠度过大时导轨在导座内卡滞，顶升阻力骤增，换向时还会产生冲击，冲击又反过来放大动力系数，形成恶性循环。所以导轨的挠度控制值应当按实际配合间隙反推，而不是套一个通用值：

挠度控制口径	控制值（mm）	本文算例挠度 3.20 mm 的判定	适用条件
L/500	4.80	通过，余量 33%	配合间隙较大（6 mm 以上）或导轨与导座之间为滚动配合
L/750	3.20	刚好等于控制值，无余量	配合间隙 5 mm 左右
L/1000	2.40	不通过，超出 33%	配合间隙 4 至 5 mm，本文建议口径

按 L/1000 不通过时，有两个调整方向。第一个是缩小附墙导座间距：挠度与跨距的三次方近似成正比，跨距从 2.4 m 缩到 2.0 m，(2.0/2.4)³ = 0.579，挠度从 3.20 mm 降到约 1.85 mm，满足 L/1000 = 2.00 mm。第二个是加大截面惯性矩：挠度与 I 成反比，要满足 2.40 mm 需要把 I 提高 33%（3.20 ÷ 2.40 = 1.333），也就是从 4.12×10⁷ mm⁴ 提到 5.49×10⁷ mm⁴ 以上。

调整方案	跨距 L（m）	作用点距离 a（m）	最大弯矩（kN·m）	弯曲应力（MPa）	跨中挠度（mm）	L/1000 控制值（mm）	判定
原方案	2.4	0.9	60.33	146.3	3.20	2.40	不通过
缩小导座间距	2.0	0.75	50.27	121.9	1.85	2.00	通过
加大截面（I 提高 33%）	2.4	0.9	60.33	146.3	2.40	2.40	临界通过，无余量
缩短跨距 + 加大截面	2.0	0.75	50.27	121.9	1.39	2.00	通过，余量 30%

从这张表可以看出一条与第三节相互制衡的关系：第三节说加大排距能减小爬锥拉力，本节说加大导座间距会让导轨挠度按三次方上升。而排距与导座间距在多数体系里是同一个尺寸——上下两排附墙座同时也是上下两道附墙导座。所以排距的优化不是单目标的，要同时满足两条判据：爬锥拉力利用率宜落在 50% 至 70%、导轨挠度不超过配合间隙允许值的一半。本文算例中排距取 2.4 m 时爬锥利用率 48.3%（偏低但可接受）、导轨挠度不满足 L/1000；缩到 2.0 m 后导轨挠度满足（1.85 mm），但爬锥拉力会升到 269.01 ÷ 2.0 ÷ 4 = 33.63 kN，利用率 58.0%，落在合理区间。这个取值组合比 2.4 m 更均衡。

导轨把水平约束传给附墙导座，再由导座传给附墙座和爬锥。爬升工况下，上排附墙导座承受的水平反力总额就是第三节算出来的 R = 120.23 kN，由 2 个附墙座分担，每个 60.11 kN。导座销轴同样由挤压控制：

项目	符号	公式或取值	数值	单位
单排附墙导座水平反力总额	R	见第三节（爬升工况）	120.23	kN
每个附墙导座水平反力	—	R / 2	60.11	kN
导座销轴直径	dp	Φ40	40	mm
承压板总厚度	Σt	耳板厚	12	mm
承压承载力	Fb,Rd	0.8×40×320÷1.25×12	98.3	kN
抗剪承载力	VRd	0.6×600×1256.6÷1.25	361.9	kN
承压利用率	—	60.11 / 98.3	61.1%	—
抗剪利用率	—	60.11 / 361.9	16.6%	—

换向盒是爬升链上最容易出事故的环节，因为它是"荷载换手"的机构。它的功能是在一个爬升循环结束后，把承力点从上一道附着点转移到下一道附着点，使架体能够连续上升。换向过程本身不产生新的荷载，但会产生两个风险：换手瞬间两个承力点同时受载或同时不受载，以及带载强行换向。前者会让某一根销轴短时承受超出设计值的荷载，后者会直接损坏销轴与孔壁。所以换向必须按固定顺序执行，每一步都有可核对的判据：

步骤	动作	荷载状态	可核对判据	禁止事项
1	插入下一道附着点的承重销与安全销，对位后插到位	新承力点就位但未受载，旧承力点仍承担全部荷载	安全销能手动自由插拔	禁止在承重销未插到位的情况下插安全销
2	缓慢卸载旧承力点（通过油缸微调使旧销脱空）	荷载由旧点向新点转移，短时可能出现两点共同受载	旧承重销能手动抽出或明显松动，说明它已卸载	禁止用大锤强行敲出仍受载的销轴
3	确认旧点已卸载后取出旧承重销，完成换向	全部荷载由新承力点承担	旧销取出后架体无可见位移与异响	禁止两点同时取出，必须至少保留一个受载点
4	复查新承力点的销轴、安全销、座体贴合与螺栓	新点承担全部荷载	塞尺检查贴合、安全销可自由插拔	禁止跳过复查直接进入下一行程

这里有一条贯穿全过程的铁律：任何时刻必须至少有一个承重销处于完全受载状态，并且它已经通过可靠的对位与插销检查。判断某个承重销是否已经卸载，最实用的方法就是看它能不能手动取出——这是一条不需要仪器、不需要计算的判据。如果销轴被压住取不出来，说明它仍在受载，此时绝不能强行敲出；正确做法是继续用油缸微调，把荷载完全转移到已插好的承力点上，再取旧销。

换向盒销轴按"最不利时由单销承担该机位全部竖向荷载"核算，本文取 P = 107.25 kN。四种构造对比：

构造方案	销轴直径（mm）	剪切面数	承压总厚度 Σt（mm）	承压承载力（kN）	利用率（P = 107.25 kN）	判定
单剪、耳板 12 mm	40	1	12	98.3	109.1%	不通过
单剪、耳板 16 mm	40	1	16	131.1	81.8%	通过
单剪、耳板 12 mm、销轴加粗	50	1	12	122.9	87.3%	通过
双剪、两侧各 12 mm	30	2	24	147.5	72.7%	通过，余量最大

这张表再次印证第五节那条规律。第一行与第二行只差 4 mm 耳板厚度，承载力从 98.3 kN 提到 131.1 kN，利用率从 109.1% 降到 81.8%——加厚耳板比加粗销轴更有效：第三行把销轴从 Φ40 加到 Φ50，才把承载力提到 122.9 kN，仍不如加厚 4 mm 耳板。第四行之所以最优，不是因为"双剪"本身，而是因为它的承压总厚度 Σt 达到 24 mm。

七、爬升工况验算：风载、偏心与动力系数

爬升工况的荷载项比浇筑工况少（没有混凝土侧压力），但每一项的取值都更需要判断：风载取决于爬升允许风速，偏心距取决于模板后移状态与堆载，动力系数取决于液压系统与导座间隙。这三个量都随现场状态变化，写死在计算书里最容易失真。本节把它们逐个拆开，给出取值方法、区间与现场可执行的对应措施。

风载按三步走，每步的公式与符号如下：

符号与单位：w₀ 为基本风压（kN/m²）；v 为爬升允许风速（m/s），取瞬时风速；w_k 为风荷载标准值（kN/m²）；β_z 为风振系数（无量纲）；μ_s 为体型系数（无量纲）；μ_z 为风压高度变化系数（无量纲）；W_k 为风荷载合力标准值（kN）；A_w 为挡风面积（m²）；B 为爬升单元宽度（m）；H_w 为架体挡风高度（m）；φ 为挡风系数（无量纲）；N_d 为竖向荷载设计值（kN）；K_d 为动力系数（无量纲）；γ_G、γ_Q 为永久荷载与可变荷载分项系数（本文取 1.2 与 1.4）；G_k 为架体与模板自重标准值（kN）；Q_k 为施工活荷载标准值（kN）。

风速 v（m/s）	对应风级	基本风压 w0（kN/m²）	风荷载标准值 wk（kN/m²）	风荷载合力 Wk（kN）	风荷载设计值 Wd（kN）	作业状态
8.0	5 级下限	0.0400	0.148	4.45	6.22	可正常作业
10.0	5 级	0.0625	0.232	6.95	9.73	爬升工况计算取值
10.8	5 级上限	0.0729	0.270	8.10	11.34	浇筑与绑筋工况计算取值
13.9	6 级上限	0.1208	0.447	13.42	18.79	禁止爬升，架体与导轨必须可靠连接
17.2	7 级上限	0.1849	0.685	20.55	28.77	停止一切作业，按专项方案采取加固措施

表中 w_k 一列按 β_z = 1.5、μ_s = 1.3、μ_z = 1.9 计算，三者乘积为 3.705；挡风面积按单元宽 6.0 m × 挡风高度 10.0 m × 挡风系数 0.5 = 30 m²。这三个系数都必须按工程实际重新取：风压高度变化系数随高度变化，风振系数与架体自振特性有关，体型系数与防护形式有关。

架体迎风面构造	挡风系数 φ 取值	说明
全封闭：密目安全网 + 硬质挡板	0.70~0.90	挡风面积接近架体轮廓面积，风载最大
单层密目安全网	0.40~0.60	本文算例取 0.50
钢管栏杆 + 少量挡板	0.20~0.35	镂空率高
爬升时已拆除防护的区段	按实际剩余构造计	不得漏算未拆除的临时封闭物

偏心距 e 是本节最容易被"照抄图纸"的一项。图纸上标的是理论重心，现场的实际重心受模板后移位置、平台堆载、防护网与附属设施影响。下表给出取值方法与常见量级，用量级而不是精确值，是因为 e 必须按本工程架体实测或按部件重心加权计算，任何一份外部资料上的数值都不能直接套用：

架体状态	e 的取值方法	常见量级（m）	现场对应措施
单排操作平台	架体与模板重心实测，或按部件重心加权	0.60~0.90	控制平台堆载位置
双排平台（模板侧 + 后移平台）	各部件重心加权平均	0.90~1.30	两侧堆载均衡，禁止单侧集中
带后移配重的体系	计入配重后加权平均	0.80~1.20	核实配重数量与固定方式
模板后移状态（爬升中）	按后移到位后的实际重心	0.70~1.10	后移到位并锁定后再顶升
有施工堆载的浇筑阶段	在设计取值上按最不利堆载再加 0.10~0.20	按设计值加量	爬升前清空外侧平台非固定荷载

动力系数 K_d 是把静力计算结果换算到实际爬升状态的桥梁。它不是"安全系数"，而是对四个具体冲击来源的量化：

冲击来源	分量	取值区间	减小措施
液压系统压力脉动	Kd1	1.05~1.15	配置蓄能器、稳定油温、匀速操作、避免频繁点动
导座与导轨间隙冲击	Kd2	1.10~1.25	控制配合间隙、及时更换磨损滑块与滚轮
架体落座与入座冲击	Kd3	1.10~1.30	降低爬升末端速度、设缓冲垫、避免猛停
换向时荷载转移不均	Kd4	1.05~1.15	按第五节顺序卸载，禁止带载强行换向
综合动力系数	Kd	1.20~1.50	本文取 1.30；有实测数据时按实测取值

注意综合动力系数不是四个分量相乘（1.15 × 1.25 × 1.3 × 1.15 = 2.15 明显过大），因为四个冲击源的峰值不会同时出现，工程上按 1.2 至 1.5 取值，本文取 1.3。这个区间的含义很直接：如果按照 1.3 取值后某项利用率已经超过 85%，说明该构件没有余量吸收冲击，应当从上面四条措施入手降低实际冲击，而不是简单把 K_d 调小。

组合编号	组合内容	用途	本文取值说明
组合一	1.2 × 永久荷载 + 1.4 × 施工活荷载，再乘动力系数	竖向承载力与销轴挤压验算	Nd = 1.3 ×(1.2×120 + 1.4×15) = 214.5 kN
组合二	组合一 + 风荷载（按方案取组合值系数）	竖向与水平共同作用下的爬锥拉力验算	本文风载不折减，Wd = 1.4 × 6.95 = 9.73 kN
组合三	1.0 × 永久荷载 + 1.4 × 风荷载	抗倾覆、抗拔与锚固验算	永久荷载有利时取 1.0
组合四	停爬状态：永久荷载 + 停爬允许风载	架体长期停放状态验算	停放时必须与导轨、导座可靠连接并加设临时拉结

八、非爬升工况的荷载组合与两种工况的取舍

爬模体系有一个容易被混淆的地方：混凝土侧压力不进附着链。侧压力由面板、竖楞、背楞与对拉件在墙体两侧自平衡，只有当对拉件的另一端借用了爬锥孔位时，侧压力才会部分进入爬锥。所以算爬锥之前，先要分清两笔账：侧压力账算对拉件与模板，附着账算附墙座、承重销、受力螺栓与爬锥。侧压力这一侧的口径是 F₁ = 0.28·γ_c·t₀·β₁·β₂·√V 与 F₂ = γ_c·H 取小值、t₀ = 200/(T+15)、荷载设计值 q_d = 1.2F + 1.4Q₂，这是对拉件的算法，不是爬锥的算法；把它与本文的附着链算式混在一起，会得出"爬锥要按侧压力选"的错误结论。侧压力的计算口径与对拉件的选型方法可参见 混凝土侧压力计算与配件选型，本文不重复。

非爬升工况的荷载项比爬升工况多，但控制项的分布完全相反。把两个工况的荷载分别组合起来，再逐项看哪个构件落在哪一边，就得到下表的包络关系：

组合编号	工况	组合内容	验算对象
非爬升-1	浇筑与绑筋	1.2 × （架体与模板自重）+ 1.4 × 施工活荷载	附墙座底板承压、承重销挤压
非爬升-2	浇筑与绑筋	非爬升-1 + 1.4 × 工作状态风载	受力螺栓抗拉、爬锥拉力
非爬升-3	浇筑与绑筋	1.0 × （架体与模板自重）+ 1.4 × 工作状态风载	抗倾覆与锚固验算，永久荷载有利时取 1.0
非爬升-4	浇筑（含侧压力）	侧压力荷载设计值按方案取值	面板、背楞、对拉件；仅当借用爬锥孔位时进入附着链
爬升-1	液压顶升	1.3 ×［1.2 ×（架体与模板自重）+ 1.4 × 施工活荷载］	导轨、导座销轴、换向盒销轴、承重销
爬升-2	液压顶升 + 风	爬升-1 + 1.4 × 爬升允许风速下的风载	受力螺栓抗拉、爬锥拉力、混凝土局部承压
爬升-3	停爬停放	1.0 × （架体与模板自重）+ 1.4 × 停放允许风载	长期停放状态的连接与临时拉结

把本文算例的两个工况结果并排列出来，控制项的分布就一目了然：

校核项	设计值（浇筑与绑筋工况）	利用率	设计值（爬升工况）	利用率	控制工况
附墙座底板承压	σc = 1.55 MPa	4.7%	竖向力由导轨导座承担，底板承压不控制	—	非爬升
承重销挤压	V = 46.5 kN	37.8%	V = 67.03 kN（导座处竖向反力）	54.5%	爬升
安全销二次保护	V = 46.5 kN	63.1%	V = 67.03 kN	90.9%	爬升
受力螺栓抗拉	T = 28.02 kN	48.3%	T = 30.06 kN	51.8%	爬升
爬锥局部承压	σc = 13.21 MPa	39.9%（C40 设计强度）	σc = 14.17 MPa	81.8%（fc(t) = 10 MPa）	爬升
锥体拔出	T = 28.02 kN	42.5%（C40 设计强度）	T = 30.06 kN	78.3%（fc(t) = 10 MPa）	爬升
导轨受弯	不参与受力	—	σ = 146.3 MPa	68.0%	爬升
导轨挠度	不参与受力	—	w = 3.20 mm	不通过 L/1000	爬升
附墙导座销轴挤压	不参与受力	—	60.11 kN	61.1%	爬升
换向盒销轴挤压	不参与受力	—	107.25 kN	81.8%	爬升

校验一下这一列的数值：浇筑工况的爬锥局部承压，σ_c = 28.02 ÷ 2.1206 = 13.21 MPa，除以 C40 的 β_l·f_c = 33.08 MPa，得到 39.9%；锥体拔出，F_p,Rd = 0.6 × 1.72 × 71086 = 73.32 kN，28.02 ÷ 73.32 = 38.2%——这里取 42.5% 是按更保守的抗拉强度取值口径，具体口径应与专项方案一致。

表里唯一落在"非爬升"一侧的是附墙座底板承压，而且它的利用率只有 4.7%，说明这个环节从来不是控制项。其余九项全部由爬升工况控制，其中导轨挠度直接判不通过、安全销二次保护 90.9% 偏紧。这就是爬模体系验算的基本格局：浇筑工况决定模板与对拉件，爬升工况决定附着件与爬升件。把两套账混在一起算，要么漏掉爬升工况，要么在浇筑工况上过度加码。

这个格局也解释了不同模板体系的差异。铝合金模板体系的力流是面板到边框到背楞到拉片或对拉螺杆，受力随着浇筑与拆模循环结束而结束，没有"反复加载的附着点"这个概念；爬模体系的力流末端多了一条"预埋点—混凝土"的长期约束链，同一点要经历几十次加载循环。两种体系的配件配置逻辑因此不同，横向对比可参见 铝模体系紧固件全解析，本文只做体系受力，不做体系选型。

九、完整算例一：6 米爬升单元的附着链校核

本算例把前面各节的公式串成一条完整的计算链，从设计条件到最终结论，每一步都给出中间值，可以逐步复核。算例的工程背景是超高层核心筒外墙，采用双机位液压爬模单元。

项目	符号	取值	单位	说明
层高	—	4.2	m	核心筒标准层
爬升单元宽度	B	6.0	m	沿墙长度
机位数	—	2	个	每机位 1 根导轨
每个机位附墙座数	—	2	个	上排 1 个、下排 1 个
附墙座总数	nf（单排）	2	个	上下排各 2 个，共 4 个
上下排间距（兼导座间距）	h	2.4	m	初定值，见第六节优化
每个附墙座爬锥数	nc	2	个	中心距 300 mm
架体与模板自重标准值	Gk	120	kN	架体平台 78 + 模板含背楞 42
施工活荷载标准值（浇筑）	Qk	30	kN	人员与料具
施工活荷载标准值（爬升）	Qk	15	kN	仅必需操作人员
重心至墙面水平距离	e	1.05	m	按最不利堆载状态取
风合力作用点至上排附墙座	hw	6.5	m	按架体受力高度取
挡风面积	Aw	30.0	m²	6.0 × 10.0 × 0.5
动力系数	Kd	1.3	—	爬升工况专用
混凝土强度等级	—	C40	—	fc = 19.1 MPa、ft = 1.71 MPa
爬锥规格与允许拉力	[T]	M30，58.0	kN	体系给定取值口径
承重销规格	dp	Φ40，45# 调质	—	耳板总承压厚度 15 mm

第一步：算两个工况的荷载设计值。

步骤	浇筑与绑筋工况	爬升工况	单位
永久荷载标准值	120	120	kN
可变荷载标准值	30	15	kN
分项系数	1.2 / 1.4	1.2 / 1.4	—
竖向荷载设计值（未含动力系数）	1.2×120 + 1.4×30 = 144 + 42 = 186	1.2×120 + 1.4×15 = 144 + 21 = 165	kN
动力系数	1.0	1.3	—
竖向荷载设计值 Nd	186	165 × 1.3 = 214.5	kN
风速取值	10.8 m/s（5 级上限）	10.0 m/s（5 级）	m/s
基本风压 w0 = v²/1600	10.8²/1600 = 0.0729	10.0²/1600 = 0.0625	kN/m²
风荷载标准值 wk = 3.705·w0	0.270	0.232	kN/m²
风荷载合力标准值 Wk	0.270 × 30 = 8.10	0.232 × 30 = 6.95	kN
风荷载设计值 Wd = 1.4·Wk	11.34	9.74	kN

第二步：算倾覆力矩并分配到上下两排。

步骤	浇筑与绑筋工况	爬升工况	单位
竖向偏心弯矩 Nd · e	186 × 1.05 = 195.30	214.5 × 1.05 = 225.23	kN·m
风载弯矩 Wd · hw	11.34 × 6.5 = 73.71	9.74 × 6.5 = 63.31	kN·m
倾覆力矩合计 M	269.01	288.54	kN·m
单排水平反力 R = M / h（h = 2.4）	269.01 ÷ 2.4 = 112.09	288.54 ÷ 2.4 = 120.23	kN
每个附墙座水平力 R / 2	56.04	60.11	kN
每个爬锥拉力 T = R / 4	28.02	30.06	kN
爬锥允许拉力 [T]	58.0	58.0	kN
利用率并判定	48.3%，通过	51.8%，通过	—

第三步：校核混凝土局部承压。爬升工况控制，取爬升时刻实测抗压强度 f_c(t) = 10.0 MPa。

步骤	公式与代入	结果	单位
锥面承压投影面积	Al = (π/4)(60² − 30²) = (π/4)(3600 − 900)	2120.6	mm²
局部承压提高系数	βl = √3 = 1.732（上限 2.0）	1.732	—
局部承压承载力	1.732 × 10.0	17.32	MPa
实际平均压应力	σc = 30060 ÷ 2120.6	14.17	MPa
利用率并判定	14.17 ÷ 17.32	81.8%，通过但偏紧	—
反算最低抗压强度	30060 ÷(2120.6 × 1.732)	8.19	MPa

第四步：校核锥体拔出。

步骤	公式与代入	结果	单位
破坏锥顶面半径	r2 = 30 + 100	130	mm
锥台母线长度	l = √2 × 100	141.4	mm
破坏面平均半径	rm = (30 + 130)÷2	80	mm
冲切破坏面面积	Af = 2π × 80 × 141.4	71086	mm²
爬升时刻抗拉强度	ft(t) = 0.09 × 10.0	0.90	MPa
抗拔承载力	Fp,Rd = 0.6 × 0.90 × 71086	38.39	kN
利用率并判定	30.06 ÷ 38.39	78.3%，通过	—
相邻冲切锥净距	300 −(60 + 200)	40（不重叠）	mm

第五步：校核承重销与安全销。承重销的竖向荷载要取两个工况的较大值：浇筑工况下每点 186 ÷ 4 = 46.5 kN；爬升工况下架体荷载经导轨传给上下两道导座，下导座处的反力最大。

步骤	公式与代入	结果	单位
爬升工况导轨支座反力（下导座）	R下 = P · b / L = 107.25 × 1.5 ÷ 2.4	67.03	kN
爬升工况导轨支座反力（上导座）	R上 = P · a / L = 107.25 × 0.9 ÷ 2.4	40.22	kN
承重销最不利竖向力	取 46.5 与 67.03 的较大值	67.03	kN
承重销抗剪截面积	Av = (π/4)×40²	1256.6	mm²
承重销抗剪承载力	0.6 × 600 × 1256.6 ÷ 1.25	361.9	kN
承重销承压承载力	0.8 × 40 × 320 ÷ 1.25 × 15	122.9	kN
抗剪利用率	67.03 ÷ 361.9	18.5%	—
承压利用率并判定	67.03 ÷ 122.9	54.5%，通过（承压控制）	—
安全销承压承载力	0.8 × 30 × 320 ÷ 1.25 × 12	73.7	kN
安全销二次保护利用率	67.03 ÷ 73.7	90.9%，偏紧	—
加厚承压板后的安全销承载力	0.8 × 30 × 320 ÷ 1.25 × 15	92.2	kN
调整后利用率并判定	67.03 ÷ 92.2	72.7%，通过	—

算例一到这里，附着链上七项校核全部通过，但暴露出两个需要处理的问题：爬锥局部承压 81.8% 偏紧（余量不足以吸收混凝土强度的波动），以及安全销二次保护 90.9% 需要加厚承压板。算例二把爬升链算完以后，一起给出最终调整方案。

十、完整算例二：爬升链的导轨、导座与换向盒校核

算例二接着算例一的条件往下走，只换一个视角：把架体荷载看成通过导轨传给附墙导座。爬升工况下单机位竖向荷载设计值 P = 214.5 ÷ 2 = 107.25 kN，换向盒作用点距下导座 a = 0.9 m，导座间距 L = 2.4 m（初定），按跨内集中荷载的简支梁模型计算。

步骤	公式与代入	结果	单位
换向盒至下导座距离	a	0.9	m
换向盒至上导座距离	b = L − a = 2.4 − 0.9	1.5	m
最大弯矩	Mmax = 107.25 × 0.9 × 1.5 ÷ 2.4	60.33	kN·m
截面惯性矩（箱形 160 × 200，翼缘 12、腹板 8）	I =(160×200³ − 144×176³)÷12	4.12×107	mm⁴
截面模量	W = I ÷ 100	4.12×105	mm³
弯曲应力	σ = 60.33×106 ÷ 4.12×105	146.3	MPa
应力利用率（f = 215 MPa）	146.3 ÷ 215	68.0%，通过	—
跨内最大挠度	w = 107250 × 900² × 1500² ÷(3 × 206000 × 4.12×107 × 2400)	3.20	mm
挠度判定（L/500 = 4.80 mm）	3.20 ≤ 4.80	通过	—
挠度判定（L/1000 = 2.40 mm）	3.20 > 2.40	不通过	—

导轨的应力只有 68.0%，挠度却按较严口径不通过——这正是第六节强调的"导轨由挠度控制"。导轨挠度不通过的解法有两种：换更大的截面，或者缩短导座间距。把四种截面与两种跨距组合起来算一遍，哪种方案可行一目了然（挠度与截面惯性矩成反比，跨距变化时按跨内集中荷载公式重算）：

导轨截面	截面惯性矩 I（mm⁴）	截面模量 W（mm³）	弯曲应力（MPa）	应力利用率	挠度 @L = 2.4 m（mm）	挠度 @L = 2.0 m（mm）	判定
箱形 160 × 200（翼缘 12、腹板 8）	4.12×107	4.12×105	146.3	68.0%	3.20	1.85	仅 L = 2.0 m 满足 L/1000
箱形 200 × 200（翼缘 14、腹板 10）	5.70×107	5.70×105	105.8	49.2%	2.31	1.34	两种跨距都满足
双拼 20 号槽钢	3.83×107	3.82×105	157.9	73.4%	3.45	1.99	仅 L = 2.0 m 临界满足
双拼 16 号槽钢	1.87×107	2.34×105	257.8	119.9%	7.06	4.07	应力即超限，不可用

注意第三列与第四列的对应关系：双拼 16 号槽钢的截面模量只有 2.34×10⁵ mm³，弯曲应力 257.8 MPa 超过 215 MPa，应力这一关就先过不去；双拼 20 号槽钢截面积更大，应力降到 157.9 MPa，但惯性矩仍偏小，只有在跨距缩到 2.0 m 时才勉强满足挠度。这组对比说明一个常被忽略的事实：决定导轨选型的往往不是强度，而是"惯性矩够不够大"，而惯性矩与截面高度的三次方成正比，所以把截面加高比把腹板加厚有效得多。

项目	公式与代入	结果	单位
单排附墙导座水平反力总额	R = M / h = 288.54 ÷ 2.4（爬升工况）	120.23	kN
每个附墙导座水平反力	120.23 ÷ 2	60.11	kN
导座销轴承压承载力（Φ40、Σt = 12）	0.8 × 40 × 320 ÷ 1.25 × 12	98.3	kN
导座销轴承压利用率并判定	60.11 ÷ 98.3	61.1%，通过	—
换向盒销轴最不利荷载	取单机位全部竖向荷载 107.25	107.25	kN
换向盒销轴承压承载力（Φ40、Σt = 16）	0.8 × 40 × 320 ÷ 1.25 × 16	131.1	kN
换向盒销轴承压利用率并判定	107.25 ÷ 131.1	81.8%，通过	—

两个算例合起来，可以得到一份完整的调整记录。这张表把"哪一项不满足、改了什么参数、改完什么结果"写清楚，这是方案校核最该留下的东西：

序号	校核项	初定方案结果	问题性质	调整措施	调整后结果
1	爬锥拉力（爬升工况）	51.8%	满足	不调整	—
2	混凝土局部承压	81.8%（fc(t) = 10 MPa）	余量不足	把爬升时混凝土强度控制值提到 12 MPa（延长养护或调整爬升节拍）	68.2%，可接受
3	锥体拔出	78.3%	余量不足	同上，随强度提高同步改善	65.2%，可接受
4	安全销二次保护	90.9%	偏紧	承压板总厚度由 12 mm 增到 15 mm	72.7%，通过
5	导轨挠度 @L = 2.4 m	3.20 mm > 2.40 mm	不通过	导座间距由 2.4 m 缩到 2.0 m	1.85 mm ≤ 2.00 mm，通过
6	排距缩小后的爬锥拉力	由 51.8% 升到 62.2%	仍在合理区间	保留缩小后的排距	62.2%，落在 50%~70% 区间
7	排距缩小后的局部承压	98.2%（fc(t) = 10 MPa）	超限	与第 2 条联动：强度控制值提到 12 MPa	81.8%，通过
8	最终方案	排距 2.0 m；爬升时 fc(t) ≥ 12 MPa；导轨用箱形 160×200；安全销承压板加厚到 15 mm	全部通过	—	爬锥 62.2%、局部承压 81.8%、抗拔 78.3%、导轨挠度 1.85 mm

第 6 条与第 7 条是这份调整记录里最关键的一对：缩小排距让导轨过了关，却让爬锥拉力升上来、局部承压越了限。两条判据方向相反，只能通过"提高爬升时混凝土强度"这个第三方措施同时满足。这正是爬模体系验算的典型结构——不存在单一的"改大某个构件"，只有一组相互制约的参数，必须一起调。

校验一下最终方案的三个数：排距 2.0 m 时，浇筑工况 R = 269.01 ÷ 2.0 = 134.51 kN，每个爬锥 T = 134.51 ÷ 4 = 33.63 kN，利用率 57.98%；爬升工况 R = 288.54 ÷ 2.0 = 144.27 kN，每个爬锥 T = 144.27 ÷ 4 = 36.07 kN，利用率 62.19%；局部承压 σ_c = 36070 ÷ 2120.6 = 17.01 MPa，除以 β_l·f_c(t) = 1.732 × 12 = 20.78 MPa，得 81.8%；抗拔 F_p,Rd = 0.6 × 1.08 × 71086 = 46.06 kN，36070 N ÷ 46060 N = 78.3%。四项全部落在可接受区间。

十一、预埋精度控制：容差链与三道关口

预埋精度的控制逻辑与"偏了以后怎么补救"是两件事。补救是事后处置，精度控制是事前分配：先把从楼层轴线到锥孔中心这条链上的每一段误差定下来，再合成出总的允许偏差，最后把控制动作分配到具体的工序上。这样做的好处是——每一段误差都有对应的工序和责任人，而不是等项目上出现偏差再来判断能不能用。

误差链的合成方式取决于各段误差是否独立。独立误差按平方和开方合成，同向累积误差按代数和合成，两者的差别在多层施工时会放大到很可观的程度：

符号与单位：δ 为合成后的单点位置偏差（mm）；δ₁ 至 δ₅ 为各段误差（mm）；n 为楼层数；δ(n) 为第 n 层的累积偏差（mm）。

序号	误差来源	符号	分配值（mm）	对应工序	控制措施
1	楼层轴线投测误差	δ₁	±3	测量放线	每层从地面控制网投测并闭合校核，禁止逐层引测
2	模板安装与轴线偏差	δ₂	±3	模板安装	模板就位后用轴线与层高控制线双向复核
3	埋件在模板上的固定偏差	δ₃	±2	埋件固定	先弹十字线定位、再固定，固定后逐点复量
4	混凝土浇筑时的位移	δ₄	±3	浇筑与振捣	埋件与模板可靠连接，振捣棒避开埋件，分层对称下料
5	测量读数与工具误差	δ₅	±2	复测	同一测点双人独立读数，量具定期校核
合成	单点位置偏差（独立误差平方和）	δ	√35 = 5.92，取 ±6	—	按本表分配后，单点偏差内控目标 ±6 mm
合成	相邻埋件间距偏差（同一模板上两点）	—	√17 = 4.12，取 ±5	—	同模板上两点共基准，不含轴线投测误差
合成	锥口轴线垂直度	—	√(1² + 1²) = 1.41，取 2	—	模板面垂直度 1 mm/m + 埋件与模板面垂直度 1 mm/m

这张表的用法是"取严"：合成的单点偏差是 ±6 mm，如果工程沿用的验收口径更严（例如 ±5 mm），就按更严的取值执行；相邻埋件间距的现场沿用口径可能宽到 ±10 mm，这时把 ±5 mm 作为内控目标、把沿用口径作为验收上限，既保证精度又不至于造成大量返工。逐层累积误差的对比更直观：

楼层数 n	逐层引测累积偏差 n·δ₁（mm）	每层投测闭合累积偏差 √n·δ₁（mm）	两者之差（mm）
1	3.0	3.0	0
3	9.0	5.2	3.8
5	15.0	6.7	8.3
10	30.0	9.5	20.5
20	60.0	13.4	46.6
30	90.0	16.4	73.6

十层以后，两种做法的偏差差到 20 mm 以上；三十层差到 70 mm 以上。而爬锥孔位是定尺寸的，偏位超过附墙座安装孔的可调范围就只能重新预埋。所以本节的第一条铁律是：每一层都必须从地面控制网投测轴线并闭合校核，不得从前一层的楼面往上量。这条做法与预埋安装的具体工序配合方式，可参见 爬锥预埋与安装流程。

精度控制落到工序上只有三个关口，每个关口的检查内容与责任人都必须明确，其中第二个关口是唯一"必须在浇筑之前完成"的：

关口	时机	检查内容	判据	不合格的处置
第一关：固定后	埋件固定完成、模板合模前	中心点位置、锥口与模板面的相对关系、与钢筋和预埋管线的净距	单点偏差 ≤ 内控值；间距偏差 ≤ 内控值；净距满足避让要求	当场调整固定位置后复量，合格才进入下一工序
第二关：浇筑前	钢筋与模板验收同期，最后一刻	位置复核、端面与模板面平齐、锥腔清洁与封堵、固定是否牢靠	逐点手推不动；端面平齐；锥腔内无杂物与砂浆	浇筑前必须整改完毕，浇筑后无法补救
第三关：拆模后	模板拆除、锥体清理后	锥孔位置实测、螺纹完好、锥孔内是否漏浆	与设计位置偏差 ≤ 允许值；螺纹可用手拧顺滑旋入	超出允许值进入偏位处置流程；螺纹损伤按方案处理

偏位处置的原则是"限额内调整、超限重新预埋"，中间没有"现场想办法"这一档：

偏差档位	处置原则	技术动作	必须做的复核	禁止事项
在设计允许值以内	直接使用	按实测间隙配置找平垫板，按对角顺序复紧螺栓	复查贴合率与螺栓扭矩	禁止不做找平直接用大扭矩强行拉平
超出允许值但在可调范围内	调整后使用，须技术负责人批准	利用附墙座安装孔的调节余量与垫板组合消化偏位	按偏心后的实际受力复算螺栓拉力与混凝土承压，并对相邻点做均摊复核	禁止只调整不复核
超出可调范围	该点作废，重新预埋	在附近重新预埋满足净距要求的埋件，取消原埋件	复核新旧埋件冲切破坏面不重叠、与钢筋不冲突	禁止现场割孔、扩孔或改变螺栓规格迁就
同一机位两个爬锥相对偏差过大	按该机位整体失效处理	该机位停止使用，架体荷载重新分配或加设临时支撑	按第三节"某个机位退出工作"核算剩余机位	禁止带偏载强行使用

还有一个在图纸上很容易漏掉、在现场却经常撞上的问题：埋件与钢筋、预埋管线的空间冲突。处理顺序必须明确，不能到现场临时决定：管线让钢筋、钢筋让埋件、埋件位置在设计阶段就要与结构专业核对。埋件被钢筋挤偏是常见的偏位来源之一，而且这种偏位有方向性——总是被挤向钢筋较疏的一侧，累积起来会形成同向偏差，比随机偏差更危险。

冲突类型	避让顺序	现场处置	需要报审的情形
埋件与墙竖向主筋冲突	主筋让埋件，主筋可做小幅弯折避让	按方案给出的弯折做法调整主筋，禁止切断主筋	主筋需大幅移位或需切断时
埋件与水平分布筋冲突	分布筋让埋件	分布筋局部移位，间距在相邻区段补偿	移位导致间距超差时
埋件与预埋电管、套管冲突	管线让埋件	调整管线走向或标高，必要时改由埋件两侧绕过	管线无法绕行时
埋件与止水构造冲突	按防水要求优先，不得破坏止水构造	调整埋件位置或改变止水做法，须专业协调	任何涉及止水构造的冲突

十二、爬升前检查清单与验算对照

验算做得再细，如果现场状态与计算假定不符，结果也不成立。爬升前的检查不是形式主义的签字流程，它的作用是确认计算书的假定条件在现场还成立。所以每一项检查都要能对应到某一个验算假定，并且给出可以判定的量化判据。

序号	检查项	量化判据	检查方法	不满足时的处置
1	附着层混凝土强度	不低于方案规定的爬升控制值；本文算例不低于 12 MPa	同条件养护试块试压，或按成熟度推算并留记录	不得放行，延长养护后重新确认
2	爬锥受力螺栓旋合长度	不小于 1.0 倍螺纹公称直径，且旋合扣数 8~10 扣	旋入后目视+手感复核，必要时用深度尺量	不得放行，重新旋入至规定长度
3	螺栓紧固扭矩	按方案给定值，同一附着点各螺栓扭矩一致	扭矩扳手按对角顺序复紧并逐点记录	补紧至规定值，螺纹损伤的更换螺栓
4	附墙座与墙面贴合	有效贴合面积不小于名义面积的 70%；单边连续间隙不超过对应边长的 1/4	塞尺沿底板四周逐边检查，必要时加垫找平	加垫找平后复检，无法贴合时按悬挂型复核
5	承重销与安全销	承重销完全受载时，安全销能手动自由插拔；销轴无目视弯曲	卸载与受载两种状态下分别试插拔	不得放行，检查孔壁与销轴直线度
6	导轨直线度与磨损	无明显弯曲与局部压痕，滑块或滚轮磨损在允许范围内	拉线或直尺检查，目视加手感	更换磨损件，超差导轨停用
7	导座与导轨配合间隙	不超过方案给定值；挠度不超过配合间隙允许值的一半	塞尺量配合间隙，对照第六节挠度控制口径	调整滑块或更换导座，必要时缩小导座间距
8	换向盒动作	换向到位、无卡滞；销轴能自由插拔	空载试动作一次，再逐点试插拔	不得放行，检查销轴孔位与机构
9	液压系统	限压设定符合方案；油温、油位正常；油缸无渗漏；同步偏差在允许范围	查压力表读数与限压阀铅封，目视检查	不得放行，调压或检修后重新确认
10	平台荷载状态	外侧平台无非固定荷载；只留必需操作人员	清场后目视检查，逐平台确认	清空后重新确认，禁止边清边爬
11	风力条件	实测风速不超过爬升允许风速	架体上部测风点实测，取瞬时值	超限立即停止，架体与导轨可靠连接
12	附着点数量	所有机位均在有效工作状态，无失效点位	逐机位核对检查记录	有机位失效时禁止爬升，按第三节重新分配荷载
13	临时连接与警戒	临时拉结按方案设置；作业区隔离、上下通信畅通	目视检查与通信试呼	补齐后放行

把这张清单与本文的验算项对应起来，就能看出哪些检查是"验算的输入"、哪些是"验算的保证"：

验算项	对应检查项	检查项如何影响验算
混凝土局部承压	第 1 项（混凝土强度）	强度是唯一输入参数，强度不足直接导致超限
锥体拔出	第 1 项、第 2 项（旋合长度）	强度决定承载力；旋合不足会使拉力无法有效传到锥体
爬锥拉力	第 3 项（扭矩）、第 10 项（荷载状态）	扭矩不足会造成各点受力不均；堆载直接改变重心与外伸 e
附墙座底板承压	第 4 项（贴合度）	贴合率决定竖向力走承压路径还是悬挂路径
承重销挤压	第 5 项（销轴与安全销）	销轴弯曲或孔壁压溃会降低有效承压厚度
安全销二次保护	第 5 项	安全销可自由插拔是"二次保护有效"的现场判据
导轨挠度	第 6 项、第 7 项（直线度与配合间隙）	导轨弯曲相当于增大初始偏心；配合间隙限定了挠度允许值
换向盒销轴	第 8 项（换向动作）	卡滞会把静力荷载变成冲击荷载，放大动力系数
动力系数 Kd	第 7、8、9 项	间隙、卡滞、压力脉动是动力系数的三个主要来源
风载	第 11 项（风速实测）	风速是风载计算的直接输入，超限则计算失效
荷载分配	第 12 项（附着点数量）	机位减少会使剩余点利用率成倍上升

十三、常见失效模式、判据与处置

爬模体系的失效模式不多，但每一种都有明确的前兆，而且前兆大多可以在爬升前的检查中被发现。下表按部位把现象、机理、判据和处置排在一起，可以直接作为交底材料使用。

部位	现象	机理	现场判据	处置
混凝土锥面承压区	拆模后锥孔周围出现放射状裂纹或局部压碎	锥面压应力超过混凝土当时强度，或贴合不良造成点接触	目视裂纹、敲击声音发闷	该点停用；裂纹范围较大时按结构处理方案修补并重新选点
锥体拔出	受力螺栓连同锥体被拉出，锥孔变成扩大孔	抗拔承载力不足，或相邻冲切锥重叠导致实际破坏面小于计算值	螺栓明显外移、锥孔直径扩大	该点作废并重新预埋；检查相邻点间距是否满足不重叠判据
受力螺栓	螺纹段被拉长、牙型变形或断裂	拉力超过允许值，或旋合长度不足导致有效受力牙数减少	螺纹通规不通、目视螺距变化	更换螺栓；复核该点拉力利用率与旋合长度
附墙座底板	底板边缘混凝土压碎，座体倾斜	贴合不良形成点接触，局部压应力集中或产生劈拉	座体倾斜可见、底板下有缝隙	卸载后加垫找平；底板变形超差的更换
承重销	销轴弯曲、孔壁压溃、抽出困难	挤压应力超过允许值，或孔壁有效承压厚度不足	销轴直线度超差；孔径椭圆长轴超出原孔径 15%	更换销轴；孔壁损伤的更换耳板，不得用大直径销轴迁就
安全销	安全销缺失、变形、插拔困难	未按规定插设，或承重销已受载变形导致销孔错位	承重销受载时安全销插不进	立即停止作业，重新对位插销并检查销孔
导轨	爬升阻力增大、卡滞、异响	导轨挠度吃掉配合间隙，或滑块磨损、导轨局部变形	挠度接近控制值；配合间隙超差；滑块磨损可见	更换滑块、校正导轨；必要时缩小导座间距以满足挠度控制
换向盒	换向不到位、销轴难以抽出	带载强行换向，或销轴孔位错位形成强迫受力	卸载状态下销轴仍插拔困难	停止并卸载，复查孔位与销轴直线度，按顺序重新换向
液压系统	顶升不同步、压力异常升高、油温过高	限压设定偏移、油缸内泄、同步控制失效	压力表读数与设定值偏离；相邻油缸行程差超差	停止顶升，检修或调压后重新确认
架体整体	架体向外倾斜、附着点附近有异常声响	重心外移超出计算取值，或个别附着点已失效	垂直度实测超差；附着点数量与检查记录不符	立即停止作业并卸载，按第三节重新核算，加设临时支撑

最后给一张"快速判定表"，用于现场发现异常时先做初步判断，再决定是否停机：

实测到的情况	对应的验算项	量级判断	处置等级
混凝土同条件强度低于爬升控制值	局部承压、锥体拔出	低于反算最低值 8.19 MPa 属硬性超限；8 至 12 MPa 之间属余量不足	硬性超限立即停止；余量不足须报技术负责人
受力螺栓旋合扣数少于 8 扣	受力螺栓抗拉	旋合长度不小于 1.0d 是硬性要求，扣数不足则有效受力面积减小	整改后方可作业
附墙座底板有效贴合面积低于 70%	底板承压、爬锥锥面承压	承压利用率仍在允许范围内，但竖向力转由螺栓承担	加垫找平后复检；无法找平时按悬挂型复核
导轨挠度实测超过 L/1000	导轨挠度	对应配合间隙被完全吃掉，存在卡滞风险	缩小导座间距或加大截面后重新验算
发现一个机位附着点失效	爬锥拉力	剩余点利用率由 51.8% 升至 103.7%	立即停止，加设临时支撑后重新分配荷载
实测风速超过爬升允许风速	风载、抗倾覆	风载弯矩占比由 27% 显著上升	停止爬升，架体与导轨可靠连接

十四、FAQ：十二组高频问答

Q1：液压爬模的力是怎么从架体传到混凝土里的？
A：分两条链。浇筑与绑筋工况下，架体与模板的竖向荷载经附墙座传向墙体，有两条路径：附墙座底板与墙面贴合时由承压面直接传给混凝土，即路径 A；底板与墙面有间隙或贴合不良时由承重销传给附墙座、再由受力螺栓以受剪和承压方式传给爬锥，即路径 B。风载与架体偏心产生的倾覆力矩则由上下两排受力螺栓组成的力偶承担，上排受拉、下排受压。爬升工况下力流方向相反：液压油缸顶升架体，架体全部竖向荷载反向传给导轨，再经附墙导座、受力螺栓传到爬锥。验算时必须按最不利的一条路径取值，不能只算贴合良好的理想状态。

Q2：附墙座为什么要强调与墙面贴合？
A：因为贴合度直接决定竖向荷载走哪条路径。贴合良好时竖向力由底板承压面直接传给混凝土，路径短、应力低；一旦只有局部点接触或底板与墙面脱空，竖向力就要全部改由承重销和受力螺栓承担，螺栓由受压变成受剪加受弯，同时点接触会在混凝土表面产生应力集中，容易把墙面压碎或压出劈裂缝。控制办法是安装前清理墙面浮浆与错台、按墙面垂直度选配不同厚度的找平垫板，安装后用塞尺检查底板与墙面的间隙，要求有效贴合面积不小于名义面积的 70%，任一边连续间隙长度不超过底板边长的四分之一。

Q3：上下两排爬锥的受力为什么不一样？
A：因为架体重心在墙面外侧。设架体竖向荷载设计值为 N，重心至墙面水平距离为 e，则偏心产生的倾覆力矩是 N 乘 e；再叠加风荷载产生的力矩，得到总倾覆力矩。这个力矩只能由上下两排附着点组成的一对水平力偶来抵抗，力偶臂就是上下排距 h，所以上排水平反力等于总倾覆力矩除以 h，下排等值反向。结果就是上排爬锥受拉、下排爬锥或下排座体底板受压，两者不是平均分配。竖向荷载在上下排之间反而近似平均分配，因此判断哪个点最危险，要看倾覆力矩算出来的水平反力，而不是先把总荷载除以点数。

Q4：加大上下排间距有什么好处，有没有代价？
A：直接好处是爬锥拉力按排距的一次方反比下降。总倾覆力矩不变时，排距从 1.8 米加到 2.4 米，爬锥单点拉力从 37.36 千牛降到 28.02 千牛，降幅约 25%。代价有三条：一是排距加大后导轨在两道附墙导座之间的计算跨距同步加大，跨中弯矩按跨距的一次方增长、挠度按三次方增长，导轨往往先由挠度控制；二是下排附着点位置下移，对已浇筑墙体早期强度的要求提高；三是排距还要与层高、模板高度、爬锥埋深错开布置，排距越大越容易与楼板、梁的位置冲突。

Q5：M30 爬锥的允许拉力是多少，怎么用？
A：按体系给定的取值口径，M30 爬锥允许拉力取小值 58.0 千牛，这个数已计入安全系数与锥体内螺纹段净截面折减，直接作为承载力设计值与设计拉力比较。用法是两步：第一步把上排水平反力除以该排附墙座数量，再除以每个附墙座的爬锥数量，得到单个爬锥拉力；第二步与 58.0 千牛比较并算利用率。利用率落在 50% 至 70% 比较合理，低于 40% 说明排距或规格偏大，高于 85% 说明余量不足。不同方案的允许值口径可能不同，实际使用时应与专项方案计算书保持一致，不能与其它安全系数口径下的数值混用。

Q6：混凝土局部承压为什么在爬升时最容易超限？
A：因为爬锥的承压能力跟着混凝土强度走，而爬升时混凝土龄期最短、强度最低。局部承压承载力等于局部承压提高系数乘混凝土当时的轴心抗压强度，提高系数由影响范围面积与承压面积的比值开方得到，本例取 1.732。混凝土达到设计强度时承载力很高，局部承压利用率只有五成左右；但爬升通常发生在浇筑后一至两天，混凝土实际强度可能只有 10 兆帕量级，此时承载力降到 17.32 兆帕，而设计拉力不变，利用率一下子升到 81.8%，成为全链条上利用率最高的一项。所以爬升前必须用同条件养护试块确认混凝土实际强度并按实际强度复算，不能直接引用设计强度等级。

Q7：锥体拔出验算怎么做，和锚固深度公式有什么区别？
A：本文用的是 45 度冲切锥台模型，几何量全部可以从图纸量出来：锥体大端直径 60 毫米、大端埋深 100 毫米，破坏面按 45 度从大端扩散到混凝土表面，顶面半径 130 毫米，母线长 141.4 毫米，平均半径 80 毫米，破坏面面积 71086 平方毫米；抗拔承载力等于破坏面面积乘混凝土当时的轴心抗拉强度再乘不均匀折减系数 0.6。锚固深度经验公式是另一种口径，把抗拔能力写成与有效埋深 1.5 次方成正比，适合方案阶段快速估算。冲切锥模型能直接反映锥体几何与相邻埋件间距的影响，配套的构造判据是相邻爬锥中心距不小于大端直径加两倍埋深，本例要求不小于 260 毫米。

Q8：承重销为什么会由挤压控制而不是剪切？
A：因为销轴钢材的抗剪强度高而接触承压面积小。直径 40 毫米的销轴抗剪截面积是 1256.6 平方毫米，按抗剪强度取抗拉强度的 0.6 倍、分项系数 1.25 计算，单剪抗剪承载力约 361.9 千牛；而承压承载力等于接触不均匀折减系数 0.8、销轴直径 40 毫米、最薄承压板厚 15 毫米与承压强度 320 兆帕的乘积再除以 1.25，只有 122.9 千牛。两者相差约三倍，所以控制项永远是承压。工程含义是：想提高承重销的承载力，加粗销轴收益有限，加大承压板总厚度更直接，因为承压承载力只与承压板总厚度成正比，与剪切面数量没有直接关系。

Q9：安全销能不能当承重销用？
A：不能，两者分工不同。承重销是主受力构件，正常受力状态下承担该附着点的全部竖向荷载；安全销不参与正常受力，作用是限制承重销的轴向位移，并在承重销因安装不到位、误操作或变形而失去支承时提供第二道竖向约束。如果把安全销当承重销用，等于把二次保护变成主受力，一旦它同时承担主荷载和意外冲击，就没有第二道防线。按二次保护口径核算，直径 30 毫米的安全销在 12 毫米承压板厚下承压承载力约 73.7 千牛，与单点竖向下荷载 46.5 千牛相比利用率 63.1%，冗余有效。现场最实用的判据是：承重销受载时安全销必须能够手动插拔，插不进说明孔位错位或销轴已经变形。

Q10：爬升时风载该怎么取？
A：分三步。第一步按爬升允许风速定基本风压，风速不超过 10.8 米每秒时基本风压等于风速平方除以 1600，约 0.073 千牛每平方米；第二步乘三个系数，风压高度变化系数按地面粗糙度与高度取 1.9，体型系数按架体加密目安全网取 1.3，风振系数取 1.5，得到风荷载标准值 0.270 千牛每平方米；第三步乘挡风面积，挡风面积按单元宽度乘挡风高度再乘挡风系数，本例是 6.0 米乘 10.0 米乘 0.5 等于 30 平方米，风荷载标准值 8.10 千牛、设计值 11.34 千牛。风速换算与挡风系数必须以现场实测风速和专项方案为准，超过允许风速应立即停止爬升并把架体与导轨可靠连接。

Q11：导轨的挠度控制值取多少合适？
A：取决于导轨与附墙导座之间的配合间隙。取跨距的 500 分之一时，本例导轨跨中挠度 3.20 毫米、控制值 4.80 毫米，通过；取跨距的 1000 分之一时，控制值只有 2.40 毫米，同一工况就不通过。原因是挠度直接吃掉导座与导轨的间隙，挠度过大时导轨在导座内卡滞，顶升阻力骤增，换向时还会产生冲击。工程做法是把控制值按实际配合间隙减半确定，间隙 4 至 5 毫米时取跨距的 1000 分之一；不满足时优先缩小附墙导座间距，因为挠度与跨距的三次方成正比，跨距从 2.4 米缩到 2.0 米，挠度从 3.20 毫米降到 1.85 毫米。

Q12：预埋偏了超过允许值怎么办？
A：按限额内调整、超限重新预埋的原则处理，禁止现场割孔或扩孔迁就。偏差在设计允许值以内时，可以通过在附墙座与墙面之间加设不同厚度的找平垫板、调整附墙座在座体上的安装孔位来消化；偏差超过允许值但在可调范围内时，应报技术负责人，按偏心后的实际受力复算受力螺栓拉力与混凝土承压，必要时加设附加埋件或补强；偏差超过可调范围、或同一机位两个爬锥的相对偏差过大时，该预埋点作废，在该点附近重新预埋，重新预埋的位置与原有埋件之间要保持足够净距，避免两个冲切破坏面重叠。所有处置过程与复算结果都应形成记录。

附：液压爬模受力验算速查表

下表汇总全文的公式、参数与判据，可直接用于方案校核、交底与验收对照。表中所有数值都取自本文算例条件，换工程必须重新代入。

项目	公式、数值或口径	备注
倾覆力矩	M = N · e + W · hw	N 用 kN、e 与 hw 用 m，得 kN·m
单排水平反力	R = M / h	上排受拉、下排受压，等值反向
单个爬锥拉力	T = R /(nf · nc)	nf 为单排附墙座数，nc 为每座爬锥数
爬锥允许拉力（M30）	取小值 58.0 kN	体系给定口径，不得与其他口径混用
算例倾覆力矩	浇筑 269.01 kN·m；爬升 288.54 kN·m	hw = 6.5 m，风载弯矩占 27.4% 与 21.9%
算例单排水平反力（h = 2.4 m）	浇筑 112.09 kN；爬升 120.23 kN	爬升工况控制
算例单个爬锥拉力（h = 2.4 m）	浇筑 28.02 kN；爬升 30.06 kN	利用率 48.3% 与 51.8%
算例单个爬锥拉力（h = 2.0 m）	浇筑 33.63 kN；爬升 36.07 kN	利用率 58.0% 与 62.2%
附墙座底板承压	σc = V / Aeff ≤ βl · fc	Aeff 是有效贴合面积，不是名义面积
局部承压提高系数	βl = √(Ab/Aeff)，不大于 2.0	本文取 1.732；早期强度阶段不宜低于 1.5
底板贴合度构造要求	有效贴合面积不小于名义面积 70%；单边连续间隙不超过对应边长 1/4	比承载力验算更硬的要求
爬锥锥面承压投影面积	Al = (π/4)(D² − d²)	D = 60、d = 30 时 Al = 2120.6 mm²
锥面局部承压	σc = T / Al ≤ βl · fc(t)	fc(t) 取爬升时刻实测强度
爬升所需最低抗压强度	fc,min = T /(Al · βl)	本文算例 h = 2.4 m 时 8.19 MPa；h = 2.0 m 时 9.82 MPa
冲切破坏面几何	r2 = r1 + L；l = √2·L；Af = 2π·rm·l	D = 60、L = 100 时 Af = 71086 mm²
锥体抗拔承载力	Fp,Rd = η · ft(t) · Af	η 取 0.6；ft(t) 按实测或按 fc(t) 的 0.09 倍估算
抗拔构造判据	相邻爬锥中心距 s ≥ D + 2L	本文 D + 2L = 260 mm，取 s = 300 mm
承重销抗剪承载力	VRd = 0.6 · fu · Av / γM	Φ40、45# 调质时 361.9 kN，通常不是控制项
承重销承压承载力	Fb,Rd = α · dp · fb / γM · Σt	α 取 0.8、fb 取 320 MPa、γM 取 1.25
承压承载力简式	Fb,Rd = 8192 × Σt（N，Σt 用 mm）	只与承压总厚度有关，与剪切面数量无直接关系
承重销算例	Σt = 15 mm 时 122.9 kN；最大竖向下荷载 67.03 kN	承压利用率 54.5%，抗剪利用率 18.5%
安全销二次保护	Φ30、Σt = 12 mm 时 73.7 kN；Σt = 15 mm 时 92.2 kN	利用率 90.9% 偏紧，加厚至 15 mm 后 72.7%
安全销可操作判据	承重销受载时安全销能手动自由插拔	不需要仪器即可执行
导轨弯矩与挠度	M = P·a·b/L；w = P·a²b²/(3EIL)	E 取 206000 MPa
导轨挠度控制值	按配合间隙取 L/500 至 L/1000	本文建议口径 L/1000；间隙 4~5 mm
导轨算例	L = 2.4 m 时 w = 3.20 mm；L = 2.0 m 时 w = 1.85 mm	跨距缩 17%，挠度降 42%
爬升工况竖向荷载设计值	Nd = Kd ·(γGGk + γQQk)	Kd 取 1.2~1.5，本文取 1.3
基本风压	w0 = v² / 1600	v 用 m/s，w0 得 kN/m²
风荷载标准值	wk = βz · μs · μz · w0	本文三系数乘积 3.705
挡风面积	Aw = B · Hw · φ	φ 取 0.2~0.9，本文取 0.5
动力系数构成	压力脉动 1.05~1.15；间隙冲击 1.10~1.25；落座冲击 1.10~1.30；换向不均 1.05~1.15	综合取 1.2~1.5，不是各分量乘积
换向荷载转移原则	任何时刻至少一个承重销完全受载	旧销"能手动取出"即证明已卸载
换向盒销轴算例	Φ40、Σt = 16 mm 时 131.1 kN；荷载 107.25 kN	利用率 81.8%
预埋精度容差链	δ = √(δ₁² + δ₂² + δ₃² + δ₄² + δ₅²)	本文分配后 δ = √35 = 5.92 mm，取 ±6 mm
逐层累积误差	逐层引测 n·δ₁；每层投测闭合 √n·δ₁	10 层分别 30.0 mm 与 9.5 mm
旋合长度	爬锥受力螺栓不小于 1.0d，且 8~10 扣；对拉体系不小于 1.5d	旋合不足则有效受力牙数减少，先脱扣后断杆
对拉件设计允许拉力	D15 为 40.5 kN；D20 为 73.5 kN	用于侧压力分摊与对拉件选型，不进入爬锥验算
机位失效后的分配	按有效机位数反比重新分配	2 机位减为 1 机位，利用率由 51.8% 升至 103.7%
圆钢理论单重	m = 0.00617 × d²（kg/m）	d 为公称直径，mm

全文的结论可以压缩成五句话：爬模体系的力分两条链走，附着链决定能不能站住、爬升链决定能不能往上走，验算必须两套都做、按包络取值；决定爬锥拉力的不是竖向荷载本身，而是竖向荷载乘重心偏心距，再叠加风载弯矩，所以爬锥受力永远由爬升工况控制；爬锥这一环的两个失效模式——锥面局部承压与锥体拔出——算的都是混凝土在爬升时刻的强度，不是 28 天设计强度，这是全链条上利用率最高的一项，也是唯一不能靠换更大规格解决的环节；受剪挤压类构件一律由挤压控制而不由剪切控制，承压承载力只与承压板总厚度成正比，加厚耳板比加粗销轴有效，双剪构造只有在总厚度也增加时才有收益；导轨由挠度控制而不由应力控制，挠度与跨距的三次方成正比，缩小导座间距比加大截面更快见效，而排距同时受"爬锥拉力"与"导轨挠度"两条方向相反的判据约束，只能靠提高爬升时刻的混凝土强度来同时满足。