λ J 西安热工研究所 △t 这是偏大的 自然通风冷却塔的荷载及内力计算 下环梁为附加组合控制 ω 2） B类为2.0 ω——塔顶风压标准值（kPa） （3）使用阶段在短期荷载作用下受拉区出现裂缝的刚度B 为便于对比分析 当最高辐射强度为912W/（m 组合产生的环向 对环向钢筋上 1 S 德国（VGB）规范 并取消了原规范中有肋塔的风压分布系数 （z 作用在冷却塔表面上的等效设计风荷载 S——荷载效应组合的设计值 a 当需要验算夏季日照下的温度应力时 验算时承载能力极限状态荷载组合应按下式计算 如 目前总的倾向是南方地区夏季日照下温度差较大时应进行计算 式中 ψ 20世纪80年代初期做的这个研究 ф 风压高度变化系数应按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB bO 大多数单位采用1.3W/4作为均布轴对称内力计算 位于0＝90°处 max 考虑到风的随机性 对于ω 荷载效应组合的设计值应按下式计算 两端固定柱 xx ——传热系数[W/（m σ ω ＝0.2708 是按《荷载规范》取用的 起吊塔架的缆绳锚固力等 应按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 2 ＝600Pa 是按原水利电力部1984年在西安对《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应的研究》（卢文达 应采用23.26W/ 为倒数关系） 3.5.11 bO Tkk 1 如英国（BS） -30℃时 其值为0.052 冷却塔截面尺寸允许偏差 在地震作用组合中取1.2 美国（ACI-334）规范仅考虑了F 取1.0 S 即为 ≤6.9×10 当其效应对结构有利时取1.0 865W/（m 对上述给出的3个数值按降低约5％进行修正 0.28）/2≈0.6作为刚度（温度工况）折减系数是较安全的 如原联邦德国Herzog博士建议风压乘以系数1.25 ＝400Pa θ 此外 “实测与模型拟合曲线”计算值较为合理 （1）多年来国内在冷却塔设计中 地震作用 本规范可靠度指数为 ——承载力抗震调整系数 2月的地区 故本规范将最大壁温差定为10℃～15℃ 2 σ 3.5.7 1983年）的鉴定意见制定的 a 上端 开裂后 其固 3 E 本条文仅规定在S 双曲线冷却塔平均风压分布系数可按下式计算 ψ γ 一般为58.2W/（m 经参照有关资料所提供的参数 ＋ 基础不应上拔 3.5.9 ＝0.9L 故冷却塔地基承载能力验算时应考虑荷载分项系数 ＝0.6是偏于安全的 ＝0.28EJ 类地面粗糙度K和湍流度σ β值随塔面积的改变其值变化不大 应取1.35 比德国规范用钢量增加6.3t ——基本风速（m/s） e 也同时表明了K 其他均为构造配筋 其值见表44 室外最低计算气温为-25℃两种典型算例 体 3.5.3 塔的实际测定结果与风洞模型试验结果拟合曲线（北大 混凝土徐变降低了结构刚度 应采用地基土的三轴试验不排水模量（弹性模量）代替变形模量 K 2 3.5.16 曲线）见图2 L——斜支柱长度（m） 根据东北电力设计院对赤峰站31年气象资料（见表52）和西北电力设计院对西安 未能增补这方面的具体规定 C——经验系数 自新中国成立以来 2 cr2 （a）沿半圆按△t 根据调查 5 其他计算暂未要求考虑内吸力 超大型冷却塔设计中考虑不小于1的塔间干扰系数 ——按计入徐变系数的温度作用标准值计算的效应值 显然 o 当遇有不均匀地基时 温带如计算可取较小值 在S r s 对由永久荷载效应控制的组合 斜支柱 将有关内容介绍如下 ν——混凝土泊松比 ＝25℃ 在缺乏资料时 斜支柱内力可按下列公式计算 h 永久荷载的分项系数 ——冬季停运时柱端产生的内力（M 因此本条未规定何时应验算 3.5.17 θ ω 2 ——按永久荷载标准值计算的荷载效应值 淋水面积 1 s c 按富氏级数（多项式）展开 其中无肋塔采用的是原规范风压分布系数 一端铰接 这里S 近年来 切向L 按极限状态设计时 取 2.568t ·℃） a 式中 应对承载能力和正常使用两种极限状态分别进行荷载效应组合 K 考虑到温度内力随筒壁刚度成线性关系 故建议 应由施工单位提出并委托设计单位验算 K 西北电力设计院在工作验算中发现 在验算上 ch 下刚性环处均可不验算裂缝 1月 ≥5 h——筒壁厚度（m） 塔基划分若干个典型地质地段 B 柱底内力按承载能力和正常使用极限状态计算 A.于冷却塔壳体的设计 2 3.5.19 ——基本风压（kPa） μZ——风压高度变化系数 从计算结果看 S B 其计算结果较为正确 对于冷却塔及其支承结构的设计 由于日照是太阳辐射不稳定导热过程 自然通风冷却塔塔筒内力计算应选用下列荷载 沿高度为恒值 v——混凝土泊松比 o Q ψ 下端的内力进行组合计算 4）[英]《冷却塔规范》BS 式中 当为环板基础时即为停运时柱下端实际温度 ——短期最大裂缝宽度（mm） WKK 在基本组合中对由可变荷载效应控制的组合应取1.2 在采取地基处理及加强塔体构造措施之后 / 式中 ） 布置有竖向小肋 系指茂名3500m s C类为2.4 厚为0.235m～0.275m时 d S 3 K 本次修订未予采用 2 冷却塔风荷载计算时相关参数的选用应符合下列规定 下刚性环是塔筒的重要部位 制定本条时 压 ＝0.5 下端温度 o 静力分析必须根据公认的薄弹性壳体弯曲理论进行 作用在双曲线冷却塔外表面上的等效风荷载标准值应按下式计算 q 这样的风压在塔筒上经富氏级数展开后 3.5.16 GE 随着电子计算机和计算方法的不断发展 以往在无整体计算程序的情况下 4 宁 C 2 从而改变了塔表面的风压分布及大小 ＝0.0014 系数a （VGB）规范和美国富罗公司的规程则考虑了F 湖南 （2）[美国]《富罗先锋公司自然通风双曲线冷却塔结构规范》 即KB＝q 曾对东北电力设计院设计的伊敏电厂冷却塔进行了验算 /ω 包括 （2）子午向配筋由承载能力极限状态计算中主要组合控制 应考虑烟道对塔筒的作用 裂缝验算应符合下列规定 式 ＝0.6L S 3 1 德国（VGB）规范提出了局部稳定公式 a——系数 ——系数 目前国外除美国（ACI-334）取值标准较高外 并计算壳 增加幅度较大 2 垂直于塔筒表面方向 相应钢筋总用量为292.764t S 设计双曲线冷却塔塔筒时 亦是偏于安全的 日照产生的温度内力是否计算 “柱子和基础能有限度对子午向内力重分布” 风振系数为1.9 但各类塔在不同条件下的数值是基本相同的 a a 风振系数随塔高的变化和影响风振系数的参数等三方面的情况 故本规范采用图6（a）所示的半圆分布 下刚性环处常用配筋率范围为0.002～0.015 B 斜支柱及基础的承载能力和裂缝宽度的影响 根据《荷载规范》的要求 1974年） 为简化计算 （3）关于地震产生的基础内的环向拉力 修正曲线要比拟合曲线在子午向的拉 而且也不难看出 GK ＋ 1/0.2＝5（K 本条系在原规范第2.6.11条的基础上修改而成 数采用0.6 分别对罗比锡 但由于各单位具体计算中取值不一致 o ·℃） 考虑到南北界线难以划 A ——作用在塔外表面上的等效风荷载标准值（kPa） 在冷却塔上自重超载远小于10％ 可不验算地基变形 子午向的计算应力 2）实测与模型试验拟合曲线（简称拟合曲线） 斜支柱可按下端固定上端铰支 smax 同时 ψ 荷载组合下 近 由于各国冷却塔设计规范及历次《火力 对于历年最大风速出现在最冷季节即12月 各风压分布曲线体形系数正 见表48 但半圆分布较为符合实际日照分布情况 ＝700Pa 而且所采用的上 3）当塔高于105m并遇有不均匀地基时 f 式中 m O （3）筒壁日照温差分布见图6 ＝0.56kPa） 1 其筒壁内外温差计算应符合下列要求 cr 对于超大型冷却塔不得小于0.35kPa 这个经验公式是验算冷却塔壳体塔顶的临界失稳压力的 应复核地基不均匀沉降对各部结构的承载能力和裂缝宽度的影响原则 a S＝S 2）[美]《钢筋混凝土冷却塔薄壳-实用方法与注解》ACI-334第4.2.2.1条规定 它包括各种不利因素 因此地震作用在基础内产生环拉力比例较大 冬季塔外计算气温应按30年一遇极端最低气温计算 ——长期作用扩大系数 包括 只有在缺乏整体分析程序时 C——经验系数 其有关参数主要是根据《建筑结构荷载规范》GB 由于内 但配筋影响较小 wk 5）本规范算例分析的基本气象参数为 ——环向 对于斜支柱及环基取1.0 C ——混凝土的线膨胀系数 ＝0.6752 a ω ——塔间干扰系数 （5）冷却塔动力分析中 经计算 经按《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应研究》报告中 ——风筒喉部半径（m） 为 ） 的两倍 本条将作用在塔筒上的风荷载进行了划分 下伸展 给出了不同的永久荷载分项系数 o 水与池壁的热交换 smax 然而 2 （2）关于风载产生的环向拉力 气温幅值及平均值等资料 两个综合因素 3.5.6 使用阶段在受拉区出现裂缝的矩形截面短期刚度可采用以下简化公式 t ） 比较符合实际 O 不过是子午向主要组合控制配筋段向上 h ·℃） 目前认为采用0.052较为合理 这种方法即是原联邦德国Bochum大学的试验成果 故本规范中重要建（构）筑物系数采用1.0 见表51 设计时应视其效应进行选取 烟道对塔筒的作用 C三种不同地形 在伊敏冷却塔工况条件下采用（0.85 并非同一时刻的相应值 b 在一般工况下温度内力乘以0.6的折减系数后可不验算裂缝 指向塔内的吸力 B ＋1.4S 原联邦德国和法国有的规定塔群影响系数采用1～1.15 本条是冷却塔风筒冬季运行工况筒壁计算温度应力的依据 为确定混凝土的热工参数参阅的规范及资料见表50 计算自重时 风压沿0°～180°各曲线的分布情况见图4 风荷载效应S 均最大风速计算 2 ω WK 整体分析计算中的环拉力远小于自重（轴对称荷载）产生的环拉力 速度 塔筒筒壁内外表面温度差应按下列公式计算 当按连续支承计算时 5）在地震作用效应的偶然组合中 且自重G产生的压力与风荷载W产生的上拔力之比不应小于1.2 o h——筒壁厚度 对于混凝土的导热系数λ 应按《建筑地基基础设计规范》 虑裂缝后刚度降低为0.6E /ω ＋8mm 地震作用组合应满足S≤R/YRE 可按表3.5.4-4规定取值 和ф 在编制过程中 风振系数8采用2左右 已考虑塔内气温为＋10℃）并非同—时刻出现 ψ 对塔群的排列和布置提出了一些建议 湿度等条件 “壳体有部分内力重分布和吸收局部风荷裁效应峰值的结构作用” 地基承载力f亦采用设计值 3.5.17 气温及风载应是冬季实际的数据 K d （5）壁温差△t 50007-2011进行 然后计算各段沉降值 基本代替了“薄膜”理论的计算 s 当有差异沉降 冬季塔内计算温度应按进风口 （1）由于风荷载是瞬时荷载 自然通风冷却塔的基本风压的取值规定了按50年一遇气象资料来取用 《高耸结构设计规范编制说明》中指 θ＝0°～180°逆时针增大 为使本规范能与国内 bo 按照国内外有关资料和风洞试验 利用风洞试验研究塔群 本规范推荐采用实测与模型试验的拟合曲线 考虑到环板型和倒T型基础底面上 外壁温差及边缘干扰在此处产生较大的环向温度轴力和力矩 50009的有关规定执行 2 （m ·℃） 318当有风载组合时 式中 斜支柱截面尺寸及池壁厚度控制亦较严 参考国外β取值情况 （4）冷却塔上 7 其荷载组合应按下式计算 塔体基础上拔力平衡验算应符合下列规定 ＝-0.1499 其塔筒底部支承条件可按离散考虑 本条指出冷却塔塔筒按正常使用极限状态计算时 塔体基础内力应按塔筒 按简化公式计算 取0.85 a r 径向L 1）最小固有频率的计算 德国（VGB）均按50年一遇取值 温度作用 ＋1.2S 是根据国内多年来在工程设计中长期沿用的结果而制定的 上下边缘干扰 表中数字表明 H 故暂未写入本规范 cm 50135 室外最低气温为-20℃的情况下 《建筑结构荷载规范》GB 当计算冬季运行工况筒壁温度应力时 不同面积的双曲线冷却塔在各类地形 K 本条规定按旋转壳体有矩理论计算 因而可不考虑风振系数 大庆安达 产生“通道”或“屏蔽”效应 （θ）——平均风压分布系数 目前冷却塔进行施工期弹性稳定验算的做法及控制原则尚在研究 比较切合实际的受力情况 1）本规范中考虑日照壁温差10℃与不考虑日照壁温差相比 考虑到在计算中的某些因素（如临界阻尼比的合理取值和计算点的位置上移等）可能使β有所下降 淋水填料及淋水填料以上不同部位分别确定 1 K 自然通风冷却塔的荷载及内力计算 o 下边缘按深梁计算附加应力 该塔高115m 需要说明的是 《混凝土结构设计规范》GB a 式中 验算内容为施工期屈曲稳定和筒体 冬季停运状态的复核 K 应采取局部加固措施 分布 子午向内排钢筋总用量差10.201t h 而北方地区由于日照下温 对于一般地区均采用0.6 e （m/s）计算 d TK 为与现行的《建筑结构荷载规范》GB 50010的相关规定计算 一端自由L＝2L 3.5.15 t 本次修订予以采用 （2）钢筋混凝土构件使用阶段不出现裂缝的刚度B 在冷却塔上 ω 沿塔筒环向及子午向均匀分布 短期最大裂缝宽度应按下式计算 △t 其影响因素很复杂（比如《钢筋混凝土圆形水池设计》一文介绍 一般情况下裂缝宽度均〉0.2mm bo 50191进行了调整 上拔力产生的圆心角不大于30° 两端弹性固定L a （1）《水工钢筋混凝土结构学》（华东水利学院等编 23.26W/（m 对3500m b（ （2）德国（VGB）规范 说明本规范可靠度与德国规范相近 对由可变荷载效应控制的组合 取7/3或2.3 可按下式计 γ 是通过对哈尔滨 cr ＝11.2℃ 3.5.20 故本规范 3.5.19 济南 本次修改中对永久荷载分项系数按照现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB 5 K1.0～K1.2有肋曲线优于原规范有肋曲线 池壁 否则可能导致筒壁内层钢筋偏小 某些施工方法会使筒壁承受施工荷载 r 式中 即A类为1.7 ±0.00处直径为90.314m 并重新按本规范（3.5.12-1～3.5.12-3）式进行正常使用极限状态验算 而且在一般条件h/h 从荷载组合看 2 对于冷却塔壳体的内力分析 3.5.9 至于计算方法 a 有条件时 图3和表40 对于大 d 取值 O 从比较可见 裂缝验算时 结构自重 （2）风压高度变化系数μ按《荷载规范》相应地貌类别分别进行取值 取1.3 A.下部为连续支承冷却塔壳体按薄膜理论分析 ——重力荷载代表值的效应 同时按照各单位不同程序的不同计算习惯 E值为6E W 日照筒壁温差△t 3.5.5 并应分别取其最不利工况进行设计 算比较 贵州等14个省的大部分地区 ——日照筒壁温差最大值 （1）冷却塔内力计算中温度力矩是按均质弹性材料计算的 失效概率P o 我国分A 3.5 GK B.对于支柱的设计 斜支柱纵向弯曲计算长度L a 为满足轴压比的要求 在国内外工程实践中不尽—致 国外有关规范规定如下 筒壁有效温差△t i 除采取上述措施外 G 3.5 其中风载是百年一遇离地面9.144m（即30ft）高处的基本风 式中 在本次修改中对基本组合中的永久荷载分项系数的影响进行了分析计算 室外最低气温-20℃ ＝q ——系数 水平地震为a 本条荷载效应组合均按《建筑结构可靠度设计统一标准》GB W 4）按本规范荷载组合对日照壁温差为0℃ 倾向于用“弯曲”理论 现行国家标准《高耸结构设计规范》GB 表41即是用这3条不同的风压分布曲线对3500m 计算了塔高H＝165m以下 永久荷载分项系数的调整 50009-2012（以下简称《荷载规范》）的规定和近年来国内有关冷却塔风荷载大量试验结果制定的 故暂采用原规定值 沿高度方向壁厚度与壁温差是变化的 均采用设计值 最高气温为34.6℃ h 可按过去借用方法作相应补充 2 2 其不同部位的温度与循环供水系统的方式有关 提出的 并参考《冷却塔规范》BS max ——冬季停运时实际风荷载（计入风振系数）的标准值效应 a 其富氏级数（多项式）展开式（90）中的系数为 地基切向刚度可采用动剪切刚度 这些均说明双曲线冷却塔的配筋很大部分是构造配筋 ω GK 冷却塔地基承载力验算时 E——混凝土弹性模量（kPa） 考虑到过去工程中未规定此要求 ＝0.5L W 外壁面向空气的放热系数a 由各工程根据气象条件等具体情况确定 ≤0.2mm 2 ·℃） sin ——温度作用分项系数 （3）荷载组合算例分析见表54 1 3.5.11 本条强调冷却塔基础计算方法应按塔筒 t 如环向（上 r 本条对内吸力标准值作了规定 环向应取0.7L 这是比较符合实际的 计算筒壁温度作用时 伊敏筒壁按正常使用极限状态公式（3.5.12-1～3.5.12-3）验算时（未考虑裂缝刚度对温度内力折减）ω （2）建议的地基变形验算范围 由于对不均匀地基均进行了慎重而仔细的地基处理 至于单独基础计算比较简单 这样选用也有利于向国家新规范靠拢 o 符合ω 室外计算气温为-44.27℃ 短期最大裂缝宽度ω -1 因而仅要求在大型 3 对塔筒 可取 （z） 按塔筒外表面是否加肋提供了不同的风压分布系数 ≥5 基础上拔允许平面圆心角不大于30° 冷却塔地基承载力计算时 与ω K 高105m的冷却塔在 一般也可不验算风荷载产生的不均匀沉降 000m 条文规定了应按气象统计资料来确定 基础底面出现上拔力的平面范围应控制圆心角不大于30° 温度收缩变化时 F 所以本规范对A ——永久荷载分项系数 况下 2 B cr 发现在此范围内 θ） 风效应值是按72°处最大一点峰值压力确定的 不小于5 原规范没有给出其值的确定方法 下部边缘按深梁计算附加应力 日照筒壁温差可按沿塔高为恒值 ＝q 故本规范规定在无实测资料时 经过多方面的大量计算分析确定的 ——与地震作用效应组合时 底部向中部伸展而已 正确估算徐变值较为困难 ＝0.0332 该塔上 允许断裂的基底接缝在不大于30°的扇形内 S 0.3kN/m 建议结合工程实际情况进行必要的塔群风洞试验 E值可取3倍E ——恒载 （1）把环板和倒T型基础分列 如采用Ⅰ 它已被“弯矩”分析法所改进……因此 g ω 计算 a 关于加肋塔的风压分布曲线 应以当地较为空旷平坦地貌离地面10m高 ＝400Pa 子午向的临界压力（kPa） 3.5.7 如考 ＝0.7L m——项数 而且控制部位均在壳体中 和8000m 并结合茂名实测的情况 t 当烟道支撑在塔筒上时 1 R——结构构件抗力的设计值 ρ——空气密度（t/m 其中以地面粗糙度K的取值对风振系数的变化最为敏感 0.6可能偏小时 当不考虑日照时 ≥2 当需要复核冬季停运状态时 将0.6的刚度折减系数乘以温度内力 ω 通常容许平面倾斜值0.001D（D为塔基直径） 所以本规范将此列入了条文 基本风压ω ψ ） 有频率随环向谐波数的变化规律（图5）表明 增加了内吸力和塔间干扰系数 冷却塔塔间干扰系数可通过风洞试验确定 才采用手算按斜支柱下传力分别计算 尤其风压分布引起结构应力的变化较明显 此公式说明温度内力与筒壁刚度成线性关系 但正如英国《冷却塔规范》BS-4485第四部分第5.3条指出的那样 地基在风荷载作用下的变形是瞬间的具有弹性变形性的变形 是根据多年来使用的经验数据所制定的 （5）冷却塔下刚性环处使用阶段受拉区出现裂缝的刚度简化计算公式的采用 钢筋混凝土重度可采用25kN/m 混凝土的徐变系数C O 宜采用半圆分布按下式计算 按本规范荷载组合得出的配筋见表55 混凝土可取徐变系数C 几何外形的缺陷 ）/2作为裂缝验算刚度较为安全 ——喉部半径 1 θ 故采用a 在计算荷载组合下 为塔顶风压标准值 我国现行的《荷载规范》规定 s 偏于安全 I——斜支柱断面惯性矩（m 2 h——风筒喉部壁厚（m） t 50011和《构筑物抗震设计规范》GB 富氏级数分布 计算壁温差为10℃～13℃ 钢筋增加量分别为0t 见《荷载规范》中第8.2节的有关规定 ·℃）[即744kcal/（m C三类地貌进行了计算 已增加用钢量10％～14％ 壁厚与壁温差（由于塔内周边有气流短路）变化较大 考虑温度作用的弯曲变形解 应按短期效应组合条件验算裂缝 自重及风荷载是主要荷载 国外的相应规范趋于一致 其 γ ——筒壁外 并结合冷却塔具体情况而制定 （4）关于壁温差沿高度为恒值问题 就有可能随风向的改变而互相干扰 s 并应考虑如下组合 冷却塔局部稳定计算时 其中力矩为M -4 压应力值增加10％～13％ 内壁配筋按最小配筋率控制 风荷载的组合值系数取0.25 热带取较大值 风振系数是根据20世纪80年代初期做的《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应研究》报告并利用“双曲线冷却塔阵风响应TWQ-4计算程序” ＝0.5 青） /F 然而 因而当计算风荷载作用下的地基变形时 本条明确斜支柱应对塔筒下传至柱顶 按正常使用极限状态计算时 ＝ 曾经按60年一遇取用 采用公式（3.5.12-1～3.5.12-3）验算得出如下结果 各塔塔壳的最小固有频率均出现在≈3的地方 喉部附近至下环梁以上为主要组合控制配筋 的单一因素 外表面无肋条的双曲线冷却塔可按表3.5.4-1规定取值 下刚性环除外）及子午向的上 仅在72°处产生最大子午向压力 根据德国（VGB）规范规定 C ——筒壁内外表面温度差（℃） 当施工荷载较大 β——风振系数 2 当考虑地震作用偶然组合时 近似假定壁温差沿高度为恒值 B 为内吸力引起的压力 以便清晰 影响造成的风压分布变化十分复杂 2 1）实测修正曲线（简称修正曲线） 式中 ＋B k WK 例如 K1.3有肋曲线与原规范有肋曲线相似 3.5.13 而且可以得到塔体上每个环的本身的安全系数 按 2 W 应复核地基不均匀沉降对塔筒 a W 或改进施工方法 考虑测量误差及安全等因素经过修正得到的曲线 （3）容许地基变形值 wk 2 3.5.20 所以 根据这种现状 ＋ 径向L 西北电力设计院在利用哈蒙TSMTOWER程序进行地震分析时 在施工期间 在不同地面粗糙度类别条件下的风振系数β值 B 当考虑基本组合时 结构计算时 ～9000m 1）[英]《冷却塔规范》BS ＝3.2 λ 3 GK 主要修改了荷载效应组合的表达方式 当冷却塔建在不同地形处 即垂直地震为轴对称分布 认为采用值是合适的 裂缝宽度减少为0.165mm ＝0.0615 a 还应提出施工期备龄期混 其中△t 可按照正常使用极限状态下裂缝对刚度的影响 4 O 应根据地形 地貌类别来给出相应的β 取30年一遇最低气温时相应的大风荷载与50年一遇最大风荷载的比值且不小于0.6 4）在基本组合中 塔内气温10℃ 温度效应可乘以0.6的折减系数后再进行验算 ＝1.98与 5369条文中均未规定容许变形值 本规范按茂名实测的三角级数表达 ·h·℃）] 验算了各类塔的最小固有频率和风振系数 应取较大塔的直径 式及拟合曲线（北大S 是在原型塔上的实测结果 修正 地基不均匀沉降影响 塔筒整体稳定验算应按下列公式计算 可查阅《荷载规范》表8.2.1 将会使偶然组合下的斜支柱轴力增大 表值仅为冬季与非冬季一日内最大风速和低温各自极值的统计值 肋间距不大于平均周长的1/50 ＝0.2451 最大裂缝宽度为0.165mm〈0.2mm 塔筒上 o 302.965t和316.513t ＝0.2 WK q 阵风反应系数C＝1 其中略有差异的是C值这个经验系数 则将增加钢筋用量9.76t（增率3.23％） γ ·℃） ——内吸力系数 按30年一遇标准取值 （1）国外几种荷载组合 （2）本规范采用的荷载组合 荷载效应组合选用应符合下列规定 2）风振系数β的计算 当最高辐射强度为 ——风荷载的组合值系数 冷却塔采用的基本风压乘以风振系数后已接近50年一遇的瞬时最大风压 取50年一遇最大风荷载时相应的低气温与30年一遇最低气温的比值且不小于0.6 S 当其效应对结构有利时取1.0 50010-2010第7.2.3条执行 ） 且持续时间较短时可以不计算 （z） 根据现行规范规定 环向L 由子午向薄膜力T 的冷却塔壳体弹性稳定安全系数取用K 目前 考虑到已运行的中小型冷却塔多未计人而能够安全运行 p 应采取措施（如利用基础以上土重或加大基础重量等）解决 ＝700Pa cr 基础 考虑到本规范中风荷载分项系数采用1.4 无试验时可按表49的规定取值 在下刚性环处温度内力折减系 重新内力组合计 3.5.1 冷却塔壳体内力设计时 配筋 F Ⅱ阶段的平均刚度（B C ＝0～△t 1）—般均匀地基 o 分布 内吸力标准值应按下列公式计算 2 W 当冷却塔建在不同的地区时 （2）风荷载分项系数 △t——筒壁内外空气温度差（"℃） 1 1 50573 对环基而言内力和配筋都有所增加 近年来冷却塔的风洞试验表明群塔布置确实存在塔间干扰系数 ＋ cr 安徽 r 并应按本规范附录A取值 0.7L ·℃） 上拔力产生的范围大于圆心角40° 下刚性环裂缝时 分布 4 （1）凡属构造配筋部位 50009采用少ψ 2 冬季冷却塔塔外最低气温 验算 从而使温度内力相应降低 其他荷载的分项系数和组合系数未变 因而此种工况只有在当需要进行复核时采用 ≥5的含意 在本次修订中 t 遇有不均匀地基时 计算表明 表列大风为主相应气温（为极值的0.596～0.716 ＝0.5356 ω 并宜考虑基础与地基的变形协调 风剖面 各 昼夜平均气温为29.8℃ ——计算点处日照筒壁温差（℃） 3.5.1 当其效应对结构不利时 有肋塔的风压分布系数直接引用了德国（VGB）规范 斜支柱和基础的附加内力 由表查得 亦未发现上拔破坏的现象 图2中无肋双曲面冷却塔风压分布曲线 -0.4426 3 基础的上拔力S指风荷载作用下的拉力大于自重作用下的压力时两者的差值 wK 应经计算复核 ——斜支柱上 ＝1.0×10 现将4条K类曲线和原规范的有肋曲线及无肋曲线共6条曲线的富氏余弦级数系数（10项）列于表42中 h——塔筒喉部处壁厚（m） 六个典型塔进行了塔的动力计算 10.201t和23.748t 50010 一般地区可取0.6 实际工程中 暂采用3倍静地基剪切刚度 并应与塔筒自重及实际风荷载作用下传至柱上 是考虑了自重和风荷载同时作用的整体安全系数 ＝23.26W/（m 本条主要明确了内力计算应按现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 因而建议采用I 计算复杂 i a a Gk ——荷载效应标准组合的设计值 3.5.12 可对基底压力环向重分布及调整峰值起空间协调作用 考虑到国内外冷却塔地基验算的习惯经验 2号冷却塔的测试结果 式中 b 3 当考虑日照壁温差10℃时 式中系数 湍流度与《建筑结构荷载规范》GB 以免造成过大的内力 在弹性柱支承和H/d＝2.0～2.6的条件下的近似公式 冷却塔塔筒是薄壳结构 3.5.5 最小基本风压值 取1.4 50191等现行规定 1 一般地区可取0.6 伊敏电厂冷却塔下刚性环如不考虑温度内力折减 ν 2 ——风筒弹性临界压力（kPa） 且下压力与上拔力之比不小于1.2 ≤ B 但影响徐变因素较多 ＝0.5623 2 O 2 B 以弯曲理论为基础的有限单元法解 （z） S＝S 内蒙古则基本上可分 并取其最不利情况设计 西北（甘 按正常使用极限状态短期荷裁效应组合 水平地震呈 S≤R 而只考虑法向力和切向力的作用 主要参考以下资料 3.5.15 为铰接 取30年一遇最低气温时相应的大风荷载与50年一遇最大风荷载的比值且不小于0.6 起主要控制作用 分 1）风荷载基本风压按50年一遇离地面10m高处的10min平 切力为Q 根据《双曲线冷却塔施工与质量验收规范》GB 对于5 这表明 不易满足小于30°的条件 而德国 进风口上檐5m以上壁厚与壁温差的变化幅度逐渐变小 不宜过度增大塔筒厚度 这时 σ 3.2以上 对于历年最大风速出现在最冷季节即12月 可取-0.5 因原规范中有肋塔的风压分布对冷却塔的受力状态改善有限 建议采用它 但应验算自重产生的不均匀沉降 3.5.14 各国规范均未载有此种核算 β（不包括内吸力） ω 斜支柱纵向弯曲的计算长度L 目前采用有限元整体弹性屈曲稳定分析 50009—致 以上两种方法的风振系数计算表明 适用于河南 引起塔筒厚度变化或材料增加过多时 对冷却塔壳体的弹性稳定（或称为整体屈曲稳定） 3.5.8 σ 故采用ψ 取a 为此采用 故本规范采取壁温差建议值 试验中很难得到一种确切的方法来表达塔群的实际影响 两端完全固定L o 结果表明 具有广泛的代表性 a 3.5.4 塔筒的支承条件可按离散支承计算 （4）结论 其雷诺数约为Re＝4.0×10 ——小时平均风荷载 O ——相应的环向 内吸力 C.下部为非连续（离散）支承冷却塔壳体按弯曲理论分析 7 系指茂名3500m 为压力 S ≥5 最高气温为36.8℃ 该项试验研究尚须继续进行 G 可取1.98W/（m 基本风压 ＝400Pa 发现在8度 不小于2 裂缝宽度为0.319mm 按承载能力极限状态设计时 1 ） 风筒下环梁应迭加按深梁计算由风筒自重及风荷载等所产生的内力 f 对于w （3）上 地貌的不同对基本风压值进行修正 式中 采用这种方法计算的弹性稳定 本规范比德国规范用钢量少3.9t 3.5.6 本次给出了计算方法 式中 需要考虑内吸力 罗比锡三项式 塔高为190m及以下的双曲线冷却塔 以公认的弹性薄壳弯矩理论为基础的分析方法被认为是最适当的 基本组合应满足γ 及以上 λ 2）塔高在105m及以下的冷却塔 支柱的内力有一定的影响 ——环向 在正常工作极限状态下 的 （z） 5 ≤1.15内 为拉力 大于或等于1.0 ψ 关于裂缝验算中温度内力计算时刚度取值问题 7 按气象统计资料确定 i 故一般工况条件下可不验算裂缝宽度 1984年通过鉴定的西安热工所等单位在茂名实测的无肋塔风压分布曲线8项 风荷载的分项系数取1.4 2 xx ＝2.37W/（m·℃）的钢筋用量仅差 因此 S a 可将地震区冷却塔斜支柱的混凝土强度等级提高到C35～C40 o 风荷载取值可采用最大日照作用时相应风荷载取值进行内力组合 温差内力折减后 切向L 2）本规范与德国（VGB）规范相比 算 美国《富罗先锋公司冷却塔结构规范》规定 ——几何参数 在制定本条例及说明时 B θ]＝ 4 3.5.4 ·℃）] 本条是根据国外有关规范及我国情况制定的 当相毗邻的两座塔的规模不同时 cr 冷却塔壳底直径和喉部直径的平均值dm可按下式计算 S B 此系数采用0.4 ＝0.12 50009的有关规定执行 经比较算出结果两者基本一样 3 3.5.10 冷却塔斜支柱应对塔筒下传至柱上 当有地震荷载时 室外最低气温为-30℃的配筋见表56 下端温度差（斜支柱上端温度即停运时气温 发电厂水工设计规范》DL/T ＝0.9L 式中 塔的实际测定结果 o 当其效应对结构不利时 压为0.687kN/m 风压沿着圆周的变化 B.下部为连续支承冷却塔壳体按弯曲理论分析 从以上两表分析 本条规定了在遇到不均匀地基和受采矿塌陷影响的地区 尽管以近似公式计算的值变化规律尚差 ——风荷载分项系数 式中 △t 其稳定安全系数K σ 由此可见 2月的地区 ——按地震作用标准值计算的效应值 6 1.2S 4485第四部分冷却塔结构设计指出 ——混凝土计算弹性模量 只需按A 室外计算温度为—20℃时子午向钢筋顶部和底部为构造配筋 O 计算中分别验算了自重对风振系数的影响 ＝0.0105 ——结构重要性系数 环基 西藏 o O E 1 该刚度由勘测部门根据剪切波速计算提出 据计算 在工程设计中 并需要太阳辐射强度 J——未开裂的匀质截面惯性矩 根据冷却塔斜支柱的支承特点 公式（3.5.18）中S 按气象统计资料确定 可见 据在秦岭电厂二期工程1 取1.0 ——按风荷载标准值计算的荷载效应值 1月 筒壁 q（H）——塔顶处的风压设计值 在正常工作极限状态下 应采用更为合理的施工方式以减小施工荷载对塔筒的影响 ——塔顶标高处风压高度变化系数 ＝0.22时 0.2即可 两个塔型的计算比较结果（基本风压值ω 1 （4）在所有环拉力计算中均应考虑地基与基础变形协调 Gk 对于东北 σ k / q 塔筒局部弹性稳定安全系数应满足K 寒冷及严寒地区可不考虑日照温度应力 本规定考虑下端为固定 柱支承柔度以及自重影响等 —般不应出现上拔力 刚度随裂缝宽度降低 （z） 与德国VGB规范可靠度相 按[英]《冷却塔规范》BS 可根据基础下地质情况 可采用10℃～15℃ 可初步将0.6乘以温度内力后重新按本规范第3.5.12条的相关规定验算裂缝宽度 这两者表示出来的安全度有很大的差别 公式揭示了K 3）ψ 差不大 B 计算塔筒斜支柱纵向弯曲长度时 m ＝-0.4675 “薄膜”分析法假定壳体的一切弯矩可以忽略 o -0.1384 当永久荷载分项系数大于1时 式中 这远远大 筒壁自重所占塔总重的比例最大 为此 免去太阳辐射不稳定导热计算 2 可参考现行国家标准《高耸结构设计规范》GB 应取1.35 o 至于塔内向内壁面的放热系数则应取决于塔内介质的 然而 于表中所列出的a 其基本风压值应按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB o 冷却塔塔间干扰系数宜通过风洞试验确定 ） （3）双曲线冷却塔平均风压分布系数 [美]《钢筋混凝土冷却塔薄壳-实用方法与注解》ACI-334 10℃和20℃分别作了计算 壁 ＝0.7L 仅是过去没有条件进行整体计算斜支柱内力的情况下沿用的方法 下刚性环环向验算时 中 子午向压力（kPa） 故条文中未作具体规定 （4）计算不均匀沉降及其影响时 中 G 短期效应组合应按下列公式计算 “实测修正曲线”计算值偏大 h 双曲线冷却塔塔筒的弹性稳定验算应符合下列规定 荷载效应组合的设计值应按下列公式计算 K 支柱 风压分布曲线基本采用 50135进一步明确了当计算风荷载作用下的地基变形时 当为倒T型基础时取池壁内外平均温度）（℃） cr ——临界风压的降低系数 6 2 地貌下的风振系数 5009-2012均有差异 σ W r 壳体 冷却塔壁厚为0.16m～0.25m时 烟道对塔筒的作用是排烟冷却塔特有的 3 对于这样的瞬间风荷载效应的峰值 bo -5mm t ＝a h——筒壁厚度（m） 3.5.3 而美国（ACI-384）规范却提出 i ＋S WK WK 按该规范第5.2条基础底面压力P（P GK 拟合这3条曲线进行了计算和比较 ＝ ω ≤0.2mm 1 并遵照《建筑结构荷载规范》GB 引起地基变形及承载力破坏是来不及的 ——弹性稳定安全系数 （v） o 英国（BS）和美国（ACI）及美国富罗先锋公司等有关规程规范 ＝0.16和a 规定 本规范未在条文中列出容许值 当冷却塔的间距能满足本规范时可以不考虑塔群对风压的影响 2月）的某些地区 现对其荷载分项系数取值说明如下 壁厚尺寸由用以穿对销螺栓的混凝土撑杆及塑料管的长度控制 双曲线冷却塔塔筒内力计算 的取值 对于历年最大风速出现在最冷季节（12月 内面向空气的换热系数 外表面有肋条的双曲线冷却塔可按表3.5.4-2和表3.5.4-3规定取值 室外最低气温为 其基本风压ω 3）[美]《富罗先锋公司自然通风双曲线冷却塔结构规范》第2.2.1.1条规定 当其效应对结构不利时取1.2 （b）沿全圆按△t λ ＝700Pa 但是 在我国已建成的冷却塔中 基础底面不应出现净上拔力 以薄壳的薄膜理论为基础的分析方法如果能用适当的方法进行局部弯曲计算也是可以使设计满意的 ＝0.8L 应取1.2 以节约筒壁配筋 t 并分别取其最不利的荷载组合进行计算 F 基本风压按50年一遇取值 D四类不同的地貌 pi 在下环梁及其以上附近范围内 计算中仅考虑与脉动风压不完全相关的与子午向（θ＝0）对应的风振系数β 采用0.5 F i 国内目前在工程 综上所述 强度 内吸力为作用于塔筒 算 ——塔筒底部半径（m） 1月 在风载稍大的地区 凝土早期强度及E值等资料 即当其效应对结构有利时取1.0 应按有限单元法或旋转壳体有矩理论计算 1 50135在短期荷载作用下的自重抗拔安全系数 并建议基础环的施工接缝应大于30°圆心角 （1）[德国]《冷却塔规范》（VGB） 失效概率P 1 的影响 [ 断裂的基底接缝是不允许的 其中1.2引自现行国家标准《高耸结构物设计规范》GB （m GB 3.5.14 τ 近年来设计院也曾与高校院所合作 ——温度作用组合值系数 4 下端的内力进行组合计算 对于单独基础 对于单独基础则要求在正常工作极限状态下不出现上拔力 RE 见表46和表47 3 GK θ——计算点与日照筒壁温差为0处的夹角（°） 裂缝宽度不再发展或减少 3.5.8 （1）据调查冷却塔风筒内力分析理论 -0.0022 6 悬挂或爬升脚手架的荷载 最高壁温差为11.3℃～12.2℃ 3.5.18 荷载组合下 说明本规范具有相当的安全保证 基本风 对由永久荷载效应控制的组合 超大型冷却塔宜进行施工期稳定验算 故自重分项系数采用1.1是偏于安全的 （2）在我国多年来也是以“薄膜”和“弯曲”理论并用的 对作用于双曲线冷却塔外表面上的等效风荷载ω 《混凝土与钢筋混凝土设计规范》ACI 其结果见表45 cr t 在荷载组合中应考虑第2.2条所提及的荷载 在式（3.5.18）中 取50年一遇最大风荷载时相应的低气温与30年一遇最低气温的比值且不小于0.6 ψ 2 ω 超过此容许值 其安全系数的衡量和判断标准尚需研究 一端为不移动铰接L 施工荷载 -5 ＝q 当多个冷却塔构成的塔群其间距小于上述规定时 本规范在计算温度应力时 对于超大型冷却塔必要时可进行研究论证 3）关于重要建（构）筑物系数 情 ——混凝土的热传导系数 相应的风速剖面幂指数为a 因此塔筒传至基础的风载内力为非轴对称分布 当相毗邻的两座塔的规模不同时 如强度不够 B σ ——地震作用分项系数 应满足K 并应按下列公式计算 1 ——为冷却塔壳底直径（m） 分布 “柱的风荷载效应可取相邻两柱平均值的85％” 4485-1996第四部分冷却塔结构设计第2.3.1条 或采取临时措施解决 （1＋cosθ） 各规范差异较大 式中 实际上 O 冬季冷却塔塔内温度的取值 由于垂直 ——临界风压的安全系数 式中 （4）风振系数 径向应取0.9L 室外最低计算温度为-30℃和 u 1）德国VGB规范第1.2.1条规定 t 如该系数考虑为1.1 风荷载分项系数采用1是可取的 ） 本规范可靠度β （kN·m） E——混凝土弹性模量（kPa） （z 子午向临界压力 Tk 风荷载所使用的系数1.5是在BS8110中的系数为1.4的基础上考虑到壳体结构对风荷载较为敏感而加大的 四川 为此 ＝ 本条文规定了冷却塔地基承载能力验算时的荷载组合 50068 ≥2的意思 ——局部稳定安全系数 cr1 ω 2 i 河北 o 根据以上验算 小型冷却塔不得小于0.3kPa 径向L ·℃）～145.4W/（m 风荷载 荷载效应组合系数 由于塔筒上承受风载呈 Ⅱ阶段平均刚度折减系数 —端固定柱 美国富罗先锋公司的《自然通风双曲线冷却塔结构规范》第2.5.1条规定双曲线冷却塔塔顶最大允许风压 在承载能力极限状态下 7 WE 本条主要列出了自然通风冷却塔塔筒内力计算应考虑的荷载 2 ＋5mm 还应验算自重及风载产生的不均匀沉降 施工所引起的塔筒附加荷载必要时应进行验算 b 应用地基土的弹性模量E而不用地基土的压缩模量E 对于 故在环向方面 b（θ） 一般地区系指历年最大风速均不出现在冬季的地区 这对于一些位于大风地区的塔不易满足 （℃ 2 均规定按下式计算 应按表3.5.15规定取值 h b —端固定 重现期为50年的10min平均最大风速ν ——塔筒喉部半径（m） 50009 ——为冷却塔喉部直径（m） K 50068进行承载能力和正常使用两种极限状态计算 负值及负压相对比较见表43 国外通常采用加大风压系数来考虑塔群的影响 i K 5 经过试 则为 德国（VGB）规范指出 直接影响风振系数的大小 γ 斜支柱基础组成一个较大的环 μ O ＝ 是从等风速图上相应标高的最大基本风速（mile/h）计算得出 平均辐射强度为292W/ 故今后对日照壁温差及荷载组合应作进一步研究 s 1 k 但由于塔群的互相 分布 风荷载效应在环向是不均匀的 o cos 一般不宜过多地加大结构断面及配筋 环向附加组合控制配筋段由顶 其中 1.5S 下部 （kN） 新疆 湖北 ——由G＋ω 下端温度 O 塔结构设计第2.3.5.2条要求取值 3 （1）自重荷载分项系数 k 用相关的图表来验算筒壳的弹性稳定 （z） ——塔筒屈曲临界压力值（kPa） ≥5是有据可依的 《构筑物抗震设计规范》GB 可供参考 多次计算日照配筋时 ＋ 基础和地基整体分析计算 而过小则偏于保守 3.5.2 出 3.5.10 u 6 smax ——最大裂缝宽度（mm） 3.5.12 本次修改 斜支柱 下刚性环处环向钢筋由承载能力极根状态计算中附加组合控制 筒壁日照温度沿半圆按sinθ 当上拔力范围不能满足时 △t 混凝土裂缝 smax a WK 需要进一步研究 故本规范表3.5.4-3中的加肋双曲面沿用了德国规范（VGB）中的富氏级数展开式中的系数（不包括内吸力） 3.5.18 英国BS-4485规定塔群影响风压系数取用1～1.3 在进行日照温度工况内力组合时 1 塔高和风载增加使应力增大的幅度更大 4485-1996的规定 温度内力随之降低 a —端固定 条文内未列 并将验算结果反馈给施工单位 相邻柱容许不均匀沉降值为5mm 3 地基整体分析 故很少发生地基严重变形而导致损坏的情况 ＝0.7852 秦岭等电厂的冷却塔在冬季运行时实测的结果整理而定的 3.5.13 1 对于塔筒取1.5 即为本规范提出的风振系数 E 不宜出现较大的裂缝宽度 中软场地地震作用在基础环中的环拉力有可能大于风载引起的环拉力而成为地震组合控制 具体可根据各地气温而定 沿 S ＋ 应取较大塔的直径 由于火电厂和自然通风冷却塔一般不会建在高大密集建筑群的市区内（即D类地貌区） 因国内尚缺乏模型试验及原体测定的曲线 按《混凝土结构设计规范》GB 4485-1996第四部分冷却 WK 它仍是验算筒壳局部稳定的比较成熟的方法 / γ ≤6.9×10 ＝0.4/2＝0.2 -4 已考虑风振系数 同时对塔筒这样高耸结构上部自重正负偏差值传至基底会相互抵消 验算了东北电力设计院设计的伊敏电厂冷却塔下刚性环的环向裂缝（其工况条件见后）宽度为0.32mm 温度 F ＝0.7L ＝ 在水温6℃～15℃时 在S 式中 应至少为ω smax 表列低温为主相应大风仅为极值的0.09～0.266 在工作荷载组合下 相应开裂刚度（不考虑温度内力折减）B S ω 济宁等地资料（见表53）分析 t 该系数 ＝0.065 这时需要验算筒壁在未达到100％强度前能否承担施工荷载 此荷载组合主要考虑了下列因素 ＝1.98W/（m·℃） 2 水利电力出版社 2）温度作用效应已考虑混凝土徐变系数C bo 对于环板型和倒T型基础 并分别取其最不利情况进行设计