中华人民共和国国家标准高耸结构设计规范GB 50135-2006条文说明
1 总 则
1．0．2 本规范的适用范围扩大了两项：输电高塔和通信塔。关于输电高塔的定义可参见行业标准。
1．0．5 与本规范有关的现行国家标准有《建筑结构荷载规范》GB50009、《钢结构设计规范》GB 50017、《混凝土结构设计规范》GB50010、《建筑地基基础设计规范》GB 50007、《构筑物抗震设计规范》GB 50191和《建筑抗震设计规范》GB 50011。
2术语和符号
2．0．1根据规范编制的统一标准及正文中出现的主要术语和符号重新编制本章。
2．0．2 本章中出现的符号、计量单位和基本术语是按现行国家标准《建筑结构设计术语和符号标准》GB/T 50083的有关规定采用的。
3 基本规定
3．0．4 结构破坏可能产生的严重性后果主要体现在对人生命的危害、经济损失及社会影响等方面。
3．0．6 可变荷载组合值系数表3．0．6-2中关于覆冰荷载下风荷载的组合值系数α原规范中为0．25。但根据电力部门的实测和与国外规范的对比，觉得原规范中取值偏小，因而综合实测和国外规范，此系数取为0．25～0．7，由设计者根据实际调查选取。
安装检修荷载(包括结构的整个安装过程，尚未形成完整的结构体系时)下风的组合值系数与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中风的组合值系数统一取为0．6。
在温度作用下，风的组合值系数在北方地区实际较大，原规范取0．25显然太小。本规范考虑实际情况并与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中风的组合值系数统一取值为0．6。
对桅杆结构，不应简单套用式(3．0．6-1)先做各种荷载效应计算，再将各种效应做线性迭加，而应先将桅杆的荷载与作用做不利组合再计算非线性结构效应，然后与结构抗力比较。
3．0．8 本条参照现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009的系数取值和高耸结构的特点明确列出高耸结构常见荷载的组合值系数、频遇值系数和准永久值系数，以便设计人员采用。
3．0．9 本条对各类高耸结构按正常使用极限状态设计时可变荷载代表值的选取作了明确规定。其中，既考虑了与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009、《建筑地基基础设计规范》GB50007的协调，也考虑了高耸结构的特点。
3．0．10高耸结构正常使用极限状态下的控制条件作了如下调整：
2 《高耸结构设计规范》GBJ 135(以下简称原规范)的风载计算中对风的标准值未作明确定义。而工程技术人员在计算变形时往往
不计动力系数，故对高耸结构在风载作用下的变形计算也不考虑风振系数。如对广播电视塔的计算，以广电总局《广播电视塔设计规程》
为例。以此为条件，原规范限定高耸结构在风载作用下任意点的水平位移不得大于该点离地高度的1/100。多年的工程实践证明这一限定
条件是合理的，未因此造成高耸结构使用条件的不满足或者因变形影响结构的安全性。此次修编在本规范中明确风载标准值的定义，与
现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009一致，其中包括风振系数。因而计算变形时的荷载实际上加大了。为了与原规范基本连续，
故根据统计将原定的水平变形限值由H/100改为H/75。对于桅杆结构的变形限值也作了类似的修改。
3 对于有游览设施或有人员值班的塔，本规范参见国内外的研究资料，当加速度幅值达到150mm／s2，就达到
人不能忍受的程度，故明确限定在风载标准值作用下塔楼处振动加速度幅值Akωι2不应大于150mm／s2。
4 混凝土塔的筒身有可能是抗裂控制。在这种情况下，可采用预应力或部分预应力技术提高抗裂度，满足规范要求。
6 考虑到某些高耸结构的实际正常使用条件限制较宽(如输电塔，行业规程认定可不做变形计算)。对于这类高耸结构，限定变形的目的
仅仅是为了限定非线性变形对结构的不利作用。若在计算中考虑非线性变形对结构的不利作用，则可将变形限制条件适当放宽。本规
范因此而将按非线性方法计算的高耸结构的最大变形限值放宽为H／50。当然前提是变形须满足使用工艺要求。对于单管塔，由于其用途
很多，变形一般较大，在本规范中不宜给出一个统一的变形限度标准，故将这一问题留给使用单管塔的各行业标准制定者。
3．0．11 由于振动控制技术在国内高耸结构领域内已有一些应用，且通过实测对振动控制技术的有效性作了认定。故本规范本着实事求是的原则，提出在适当的条件下宜采用振动控制技术减小结构变形和加速度，以节约工程造价。
4 荷载与作用
4．1 荷载与作用分类
本节对高耸结构上的荷载分为永久荷载、可变荷载、偶然荷载三类，并对各类荷载包括的内容作出具体规定。
4．2 风 荷 载
4．2．1 对于主要承重结构，风荷载标准值的表达可有两种形式：一种为平均风压加上由脉动风引起的导致结构风振的等效风压；另一种为平均风压乘以风振系数。由于在结构的风振计算中，一般往往是第一振型起主要作用，因而我国与大多数国家一样，采用后一种表达形式，即采用风振系数βz。它综合考虑了结构在风荷载作用下的动力响应，其中包括风速随时间、空间的变异性和结构的阻尼特性等因素。显然，随着建设的发展，新的高耸结构的体型复杂性大大增加，而计算机更普及到每个单位和个人，因而第一种方法将在风工程中普遍使用。
4．2．2基本风压ωo。是根据全国各气象台站历年的最大风速记录，按基本风压的标准要求，将不同风仪高度和时次时距的年最大风速，统一换算为离地10m高，自记10min平均年最大风速(m／s)。根据该风速数据，经统计分析确定重现期为50年的最大风速，作为当地的基本风速υo。再按贝努利公式： 确定基本风压。以往，国内的风速记录大多是根据风压板的观测结果和刻度所反映的风速，统一根据标准的空气密度ρ＝1．25kg／m3按上述公式反算而得，因此在按该风速确定风压时，可统一按公式计算。
鉴于当前各气象台站已累积了较多的根据风杯式自记风速仪记录的10min平均年最大风速数据，已具有合理计算的基础。但是要特别注意的是，按基本风压的标准要求，应以当地比较空旷平坦地面为计算依据。随着建设的发展，很多气象台站不再具备以比较空旷平坦地面为计算依据的条件，应用时应特别注意。
荷载规范将基本风压的重现期由以往的30年统一改为50年，这样，在标准上将与国外大部分国家取得一致。由于荷载规范对各地也给出100年重现期的值，不需将50年重现期的值乘以重现期调整系数，因而原重现期调整系数取消。
现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009第7．1．2条规定："对高层建筑、高耸结构以及对风荷载比较敏感的其他结构，基本风压应适当提高，并应由有关的结构设计规范具体规定"。对于高耸结构，经大量的调查和研究认为应当把基本风压提高到不小于0．35kN／m2。对于ωo在0．35 kN／m2及以上的风压，没有必要再另行增大ωo。
4．2．4 对于山间盆地和谷地一般可按推荐系数的平均值取，当地形对风的影响很大时，应做具体调查后确定。对于与风向一致的谷口、山口，根据欧洲钢结构协会标准ECCS／T12，如果山谷狭窄，其收缩作用使风产生加速度，为考虑这种现象，对最不利情况，相应的系数最大可取到1．5。国内一些资料也有到1．4。规范建议应通过实地调查和对比观察分析确定，如因故未进行上述工作，也可取较大系数1．4。
4．2．6 随着我国建设事业的蓬勃发展，城市房屋的高度和密度日益增大，因此，对大城市中心地区，其粗糙程度也有不同程度的提高。考虑到大多数发达国家，诸如美、英、日等国家的规范，以及国际标准ISO 4354和欧洲统一规范EN 1991-2-4都将地面粗糙度等级划分为四类，甚至于五类(日本)。为适应当前发展形势，荷载规范已将地面粗糙度由三类改成四类，其中A、B两类的有关参数不变，C类指有密集建筑群的城市市区，其粗糙度指数α 由0．2改为0．22，梯度风高度HG仍取400m；新增添的D类，指有密集建筑群且有大量高层建筑的大城市市区，其粗糙度指数α 取0．3，HG取450m。
根据地面粗糙度指数及梯度风高度，即可得出风压高度变化系数如下：
在确定城区的地面粗糙度类别时，若无α的实测可按本条第2款的原则近似确定：
对于山区的建筑物，原规范采用系数对其基本风压进行调整，并对山峰和山坡也是根据山麓的基本风压，按高差的风压高度变化系数予以调整。这些规定缺乏根据，没有得到实际观测资料的验证。
关于山区风荷载考虑地形影响的问题，目前能作为设计依据的最可靠的方法是直接在建设场地进行与邻近气象站的风速对比观测，但这种做法不一定可行。在国内，华北电力设计院与中国气象科学研究院合作，采用Taylor-Lee的模型，结合华北地区的山峰风速的实测资料，对山顶与山下气象站的风速关系进行研究(见《电力勘测》1997．1)，但其成果仍有一定的局限性。
国外的规范对山区风荷载的规定一般有两种形式：一种也是规定建筑物地面的起算点，建筑物上的风荷载直接按规定的风压高度变化系数计算，这种方法比较陈旧。另一种是按地形条件，对风荷载给出地形系数，或对风压高度变化系数给出修正系数。荷载规范采用后一种形式，并参考澳大利亚、英国和加拿大的相应规范，以及欧洲钢结构协会ECCS的规定(房屋与结构的风效应计算建议)，对山峰和山坡上的建筑物，给出风压高度变化系数的修正系数。由于ECCS规定是由国际著名的风工程专家AG．DaVen-port根据试验资料制定的，这里采用ECCS规定的数据制成计算用表列出。
4．2．7 风荷载体型系数涉及的是关于固体与流体相互作用的流体动力学问题，对于不规则形状的固体，问题尤为复杂，无法给出理论上的结果。由于用计算流体动力学分析目前尚未成熟，至今仍由试验确定。鉴于真型实测的方法对结构设计的不现实性，目前只能采用相似原理，在边界层风洞内对拟建的建筑物模型进行测试。
表4．2．7列出了不同类型的建筑物和各类结构体型及其体型系数，这些都是根据国内外的试验资料和外国规范中的建议性规定整理而成，当建筑物与4．2．7中列出的体型类同时可参考应用。否则仍应由风洞试验确定。
在表4．2．7项次3、4中，挡风系数ф只列到0．5为止。对于大于0．5的体型系数，如无参考资料，也可取ф为0．5时较大值的体型系数。
在表4．2．7项次5中，索线与地面夹角一般在40°～60°之间，根据高耸结构实践，体型系数值与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中体型系数项次38中的数值略有不同。
4．2．8 参考国外规范并结合我国当前的具体情况，当结构自振基本周期T≥0．25s时，风振影响增大，应该考虑风振影响。
4．2．9 风振系数应根据随机振动理论导出。规范列出的式(4．2．9)是根据荷载规范针对只考虑第一振型影响的结构的有关公式转换而来。应该说明，随着计算机的普及应用和结构形式愈来愈多样性和复杂性，只考虑第一振型影响已不能满足要求，而且也无必要，可根据基本原理考虑多振型影响进行电算。
表4．2．9-3中变化范围数字为A类地貌至D类地貌，例如Z／H＝0．6，ιx(H)／ιx(0)＝0．5时，B类可取ε2＝0．54或0．55，C类ε2＝0．58。
4．2．10 拉绳钢桅杆风振系数根据随机振动理论导出。考虑前4阶自振频率和振型，桅杆杆身的风振系数为：
其中，εn为n阶频率对应的脉动增大系数，按照表4．2．9-1采用；фn(z)为n阶振型。
令各阶振型在悬臂端处数值фn(H)＝1，则悬臂端处风振系数为：
其中，
ε1w仅与地貌类别和结构高度有关，可以编制相应表格4．2．10-l。
ε2w仅与结构频率和振型有关，考虑纤绳与杆身相对刚度的变化，求得相应数值，并编制表格4．2．10-2。值得注意的是，当悬臂段较长时，鞭梢效应比较明显，因此考虑悬臂端不同相对长度的情况。而对于桅杆杆身其余部分，则根据第一振型在该处数值进行相应调整。对于桅杆纤绳，统一考虑地貌类别、结构高度和振型的影响(即统一考虑ε1和ε2的影响)，可以得到纤绳不同高度处的风振系数。考虑到工程应用中，仅关心纤绳动张力，因此可以将非均布动力风荷载等效为均布荷载，求得换算的均布荷载的风振系数，并编制相应表格4．2．10-3。
4．2．11 当建筑物受到风力作用时，不但顺风向可能发生风振，而且也能发生横风向的风振。横风向风振都是由不稳定的空气动力形成，其性质远比顺风向更为复杂，其中包括旋涡脱落(vortex-shedding)、颤振(flutter)等空气动力现象。
对圆截面柱体结构，当发生旋涡脱落时，若脱落频率与结构自振频率相符，将出现共振。大量试验表明，旋涡脱落频率fs与风速υ成正比，与截面的直径d成反比。同时，雷诺数(v为空气运动粘性系数，约为1．45X10-5m2／s)，斯托罗哈数，它们在识别其振动规律方面有重要意义。当风速较低，即Re<3X105时，一旦fs与结构自振频率相符，即发生亚临界的微风共振，对圆截面柱体，St≈O．2；当风速增大而处于超临界范围，即3X105≤Re<3．5X106时，旋涡脱落没有明显的周期，结构的横向振动也呈随机性；当风更大，Re≥3．5X105，即进入跨临界范围，重新出现规则的周期性旋涡脱落，一旦与结构自振频率接近，结构将发生强风共振。
一般情况下，当风速在亚临界或超临界范围内时，不会对结构产生严重影响，即使发生微风共振，结构可能对正常使用有些影
响，但也不至于破坏。设计时，只要采取适当构造措施，或按微风共振控制要求控制结构顶部风速即可。
当风速进入跨临界范围内时，结构有可能出现严重的振动，甚至于破坏，国内外都曾发生过很多这类损坏和破坏的事例，对此必
须引起注意。
4．2．12 对亚临界的微风共振，微风共振时结构会发生共振声响，但一般不会对结构产生破坏。此时可采用调整结构布置以使结构基本周期T1改变而不发生微风共振，或者控制结构的临界风速υcr,1不小于15m／s，以降低共振的发生率。
对跨临界的强风共振，设计时必须按不同振型对结构予以验算。规范式（4.2.12-4)中的计算系数λj是对j振型情况下考虑与共振锁住区分布有关的折算系数。在临界风速υcr,j起始点高度H1以上至1．3υcr,j一段范围内均为锁住区，风速均为υcr,j共振锁住区的终点高度,式中υH,α为该地貌的结构顶点的风速，H2一般常在顶点高度之上，故锁住区常取到结构顶点，计算系数就根据此点而作出。个别情况如H2<H，可根据实际情况进行计算，此时λj可按λj(H1)一λj(H2)确定，如考虑安全，也可将H2取至顶点。若临界风速起始点在结构底部，整个高度为共振锁住区，它的效应为最严重，系数值最大；若临界风速起始点在结构顶部，不发生共振，也不必验算横风向的风振荷载。公式中的临界风速。计算时，应注意对不同振型是不同的。根据国外资料和我们的计算研究，一般考虑前四个振型就足够了，但以前两个振型的共振为最常见。还应注意到，对跨临界的强风共振验算时，考，虑到结构强风共振的严重性及试验资料的局限性，应尽量提高验算要求。一些国外规范如ISO 4354就要求考虑增大风速验算。这里采用将顶部风速增大到1．2倍以扩大验算范围。
4．2．13 对于非圆截面的柱体，同样也存在旋涡脱落等空气动力不稳定问题，但其规律更为复杂，国外的风荷载规范逐渐趋向于也按随机振动的理论建立计算模型，目前，规范仍建议对重要的柔性结构，应在风洞试验的基础上进行设计。
4．2．14 在风荷载作用下，同时发生的顺风向和横风向风振，其结构效应应予以矢量迭加。当发生横风向强风共振时，顺风向的风力如达到最大的设计风荷载时，横风向的共振临界风速起始高度H1由式(4．2．12-5)可知为最小，此时横风向共振影响最大。所以，当发生横风向强风共振时，横风向风振的效应SL和顺风向风荷载的效应SA按矢量迭加即组合而成的结构效应最为不利。
4．2．15 对于电力行业架空送电线路，由于它的特殊性，可根据该行业的具体情况专列条文确定。
4．3 覆冰荷载
4．3．1 ~ 4．3．3 在原条文中补充了电力行业设计规程的相关内容。
在电力行业中，送电杆塔的导地线覆冰荷载比较复杂，且具有显著的行业特点，有行业的设计技术规程和规定。在电力行业中冰荷载习惯称"覆冰"，建议将"裹冰"改为"覆冰"。
4．4 地震作用和抗震验算
4．4．2 高耸钢塔中在塔楼、塔头部位经常有悬挑距离较大的桁架、梁等，这些部位竖向地震作用可能成为最不利作用，所以在此提出。
4．4．4 弹性反应谱理论仍是现阶段抗震设计的最基本理论，本规范的设计反应谱以地震影响系数曲线的形式给出，并有如下重要
改进：
1 设计反应谱周期延至6s。根据地震学研究和强震观测资料统计分析，在周期6s范围内，有可能给出比较可靠的数据，也基本满足了国内
高耸结构的抗震设计需要。对于长周期大于6s的结构，抗震设计反应谱应进行专门研究。
2 理论上，设计反应谱存在两个下降阶段，即：速度控制段和位移控制段，在加速度反应谱中，前者衰减指数为1，后者衰减指数为2。设
计反应谱是用来预估建筑结构在其设计基准期内可能经受的地震作用，通常根据大量实际地震记录的反应谱进行统计并结合工程经验判
断加以规定。为保持规范的延续性，在T≤5Ｔg范围内与《建筑抗震设计规范》GBJ 11-89相同，把《建筑抗震设计规范》GBJ 11-89的下
平台改为倾斜段，使T>5Ｔg后的反应谱值有所下降，不同场地类别的最小值不同，较符合实际反应谱的统计规律。在T＝6Ｔg附近，新的
反应谱比《建筑抗震设计规范》GBJ 11-89约增加15％，其余范围取值的变动更小。
3 为了与我国地震动参数区划图接轨，根据地震动参数区划的反应谱特征周期分区和不同场地类别确定反应谱特征周期Ｔg，即特征周期不
仅与场地类别有关，而且还与特征周期Ｔg分区有关，同时反应了震级大小、震中距和场地条件的影响。Ｔg分区中的一区、二区、三区分
别反映了近、中、远震影响。为了适当调整和 提高结构的抗震安全度，各分区中I、Ⅱ、Ⅲ类场地的特征周期较《建筑抗震设计规范》
GBJ 11－89的值约增大了0．05s。同理，罕遇地震作用时，特征周期Tg值也适当延长。这样处理比较接近近年来得到的大量地震加速度资
料的统计结果。与《建筑抗震设计规范》GBJ 11－89相比，安全度有一定提高。
4．4．5 考虑到不同结构类型的抗震设计需要，提供了不同阻尼比(0．01～0．20)地震影响系数曲线相对于标准的地震影响系数。(阻尼比为0．05)的修正方法。根据实际强度记录的统计分析结果，这种修正可分两段进行：在反应谱平台阶段(α ＝αmax)，修正幅度最大；在反应谱上升段(T<Tg)和下降段(T>Tg)，修正幅度变小；在曲线两端(0s和6s)，不同阻尼比下的αmax 系数趋向接近。表达式为：
对应于不同阻尼比计算地震影响系数的调整系数如表1所示，条文中规定，当η2小于0．55时取0．55；当η1小于0．0时取0．0。
4．4．6 现阶段采用抗震设防烈度所对应的水平地震影响系数最大值αmax多遇地震烈度和罕遇地震烈度分别对应于50年设计基准期内超越概率为63％和2％～3％的地震烈度，也就是通常所说的小震烈度和大震烈度。为了与新的地震动参数区划图接口，表4．4．6中的αmax沿用《建筑抗震设计规范》GBJ 11-89中6、7、8、9度所对应的设计基本加速度之外，对于7～8度、8～9度之间各增加一档，用括号内的数字表示，分别对应于附录A中的0．15g和0．30g。
高耸结构阻尼比的确定与现行国家标准《构筑物抗震设计规范》GB 50191统一，明确其数值。由于本规范对高于200m以上的塔推荐使用振动控制技术，故此条规定加振动控制设备的高耸结构的阻尼比可按"等效阻尼比"取值。
对于周期大于6．0s的高耸结构所采用的地震影响系数应专门研究。
4．5 温度作用及作用效应
4．5．1原规范对温度效应仅是提及，并不具体。经研究对高寒地区的多功能钢结构电视塔，其塔楼内外结构的温度效应须予考虑。此条确定了室外低温的计算标准值。
5 钢塔架和栀杆结构
5．1 一般规定
5．1．2 本条所指"钢材材质应符合现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017的要求"是要求设计者根据钢结构设计的基本原理并结合高耸钢结构的特点来选择材料及辅助材料。高耸钢结构是承受动力荷载(以风为主)的室外结构，而且绝大部分为焊接结构(小型角钢输电塔不在本规范覆盖范围之内)。所以在选择材料时应考虑以下几点：
1 应选用Q235-B及以上的钢材。
2 对于桅杆纤绳的拉耳设计，应考虑微风时扭转效应引起的疲劳荷载作用，材料和焊缝应比一般高耸钢结构提高一个等级。
3 对于高耸钢结构的悬臂天线段，应考虑鞭梢效应及高频振动作用，适当选用较好的材料或适当降低应力比。
4 对于寒冷地区的高耸钢结构，应考虑冷脆问题，适当提高材料等级。根据经验，冬季极限低温在一20～一40°C的地区，可采用C级钢材。
5钢材的选择应考虑经济性，并易于采购，易于管理。
5．1．3 由于规范适用范围增加了电力高塔，故电力高塔中常用的钢绞线的强度设计值亦予收录。国内电力系统使用螺栓品种、数量较钢结构建筑多，也对各类螺栓的承载能力进行过大量试验，试验结果比现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017提供的承载能力略大，故电力系统普遍采用的螺栓承载力与现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017有所区别。为了尊重试验结果，本规范在基本仍采用现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017数据的前提下，作出说明。即有大量可靠试验依据时，可根据行业内具体情况做适当修正，而修正须在行业内以行业标准形式统一规定。
5．1．4 高耸结构处于室外，大气环境腐蚀影响较大。由于维护费用问题越来越突出，故目前对高耸结构一般均做长效防腐蚀处理。本条所列两种长效防腐蚀方法均已经过大量工程实践验证。其他长效防腐方法如氟碳涂层法、无机富锌涂层法等均有较好的应用前景，但尚需经过一定量实际工程检验。
5．1．5 塔桅结构的防雷接地是普遍性的重要问题，且利用结构主体作为防雷引下线最为经济，防雷接地又与基础的设计与施工有关。故在此作为设计的一般规定。
5．2 钢塔桅结构的内力分析
5．2．1 上世纪80年代，塔架的内力分析采用平面桁架法或分层空间桁架法手算较多。但随着技术的进步，这些不太精确的方法已基本淘汰，精确的整体空间桁架法已被广泛采用。故修改中体现了这一变化，并提出对重要结构做动力分析的要求。
5．2．2 十年前桅杆的静力分析一般按弹性支座连续梁法计算，而目前这种方法已被非线性有限元法所取代。修编后的条文体现了这一技术上的进步。
5．2．3 由于风沿高耸结构高度方向的实际分布状况是多变的，而计算公式无法反映这种复杂的变化，所以当按照一般的方法计算塔架中某些斜杆的内力时，有时会得到非常小的内力值。而实际上当风的分布状况发生变化时，斜杆的内力会大大超过这一值。这一现象称为"埃菲尔效应"。国外塔桅结构设计规范中已对这种不利效应作出对策。在本规范修编过程中，经过研究并与英国规范对比，得出这一条文。即对于计算结果中受力很小的斜杆，要控制其"最小内力"，以免在实际工作状态下内力不稳定造成结构的破坏。
5．5 轴心受拉和轴心受压构件
5．5．3 表5．5．3-2根据近期的研究及电力系统的工程实践作了补充和修改。与表中数据所对应的连接状态是腹杆直接连接在塔柱角钢肢上。
5．5．6 塔桅钢结构一般作为空间桁架计算，其杆件均按二力杆计算，但实际上这些二力杆也会受到局部作用力而受弯，为避免不安全而提出。增加横向集中
力。
5．6 偏心受拉和偏心受压构件
5．6．1 由于高耸钢结构的局部塑性变形会引起其上部位移增大，整体P-△效应增大，故不计塑性发展系数。
5．6．7近几年来在国内通讯、输电及其他领域中大量出现了单管杆塔。其共同特点是使用对刚度要求较低，按径厚比D／t<100设计时强度利用明显不足。而国外这类单管杆塔用得很多，其径厚比也突破100的限定。修编组以美国规范相应条文为蓝本，进一步考虑单管塔固有的部分轴压力不利作用，对美国规范计算公式作了适当调整(更趋向于安全)，得到本条文。在电力部门，美国规范的公式已在国内大量使用，未发生工程问题。那么本条文公式的使用应该更是可行的。而本条文的实施对与单管塔的建设可以节约大量材料和资金。
5．7 焊缝连接计算
5．7．1 一般高耸结构主要承受风载，不属疲劳荷载，但对于石油钻探塔等有长期机械作用的塔以及桅杆的纤绳拉耳部位，仍有疲劳作用。根据高耸钢结构的实际状况提出了焊缝形式及等级的确定原则，并要求做相应的检验。本条文根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017的规定，焊缝形式和等级应在设计图中注明。条文中仅对工厂焊缝作出规定，说明高耸结构不提倡工地施焊，特殊情况必须工地施焊时，焊缝等级由设计者确定，但不宜取过高等级。
5．9 法兰盘连接计算
I 刚性法兰盘的计算
5．9．1 式(5．9. 1)考虑厚板的部分塑性发展作了调整，由。本条增加了对单位宽度最大弯矩值Mmax的定义。
5．9．2法兰连接受力较小时用普通螺栓，受力较大时用承压型高强螺栓，均不保证法兰面始终受压。本条公式根据强度极限状态条件推出。
Ⅱ 柔性法兰盘的计算
5．9．4～5．9．6 在工程实践中，为了简化钢结构连接制作，减少焊接变形，提高效率而用无加劲肋(柔性)法兰代替刚性法兰。为此进行了理论分析和大量试验。在此基础上提出了柔性法兰的设计方法，用以指导工程实践。
5．10 钢塔桅结构的构造要求
I 一般规定
5．10．2增加了热浸锌时锌液宜滞留的部位应设溢流孔的要求。
5．10．3 要求节点构造简单紧凑的目的主要是减小受风面积，同时也可以简化制作节约钢材。
5．10．5 对钢塔主要受力构件圆钢最小直径的限定由ф12改为ф16。
5．10．6 区分了按计算要求设横膈和按构造要求设横膈这两种不同情况。实际上横膈有时在计算中是必须的，如"K"形腹杆中点，必须有横膈支撑。
Ⅲ 螺栓连接
5．10．13 每一杆件在接头一边的螺栓数不宜少于2个，但对于相 当于精制螺栓的销连接，可以只用一个螺栓。因这种连接螺栓(销)加工精度高，受力状态较理想化，质量可靠。而这在柔性杆连接中为常用构造。安装很方便，且节约节点用材。
5．10．15 增加规定受剪螺栓的螺纹不应进入剪切面，以提高螺栓抗剪的可靠性。本条还强调由于高耸钢结构受风振作用，故重要螺栓连接，特别是有可能受拉压循环作用的螺栓，必须要有防松措施。一般螺栓也要用扣紧螺母防松。
6 混凝土圆筒形塔
6．1 一般规定
6．1．1本章适用于普通混凝土和预应力混凝土圆筒形塔的设计。原规范不包括预应力混凝土塔。近年来，塔形结构越来越高，为了减轻结构自重，减少塔身裂缝，提高塔身的刚度，在工程实践中，已建造了许多预应力混凝土塔，因此，在规范修订中，增加了预应力混凝土塔的设计内容。在施工条件允许的情况下，建议采用预应力混凝土塔。
6．2 塔身变形和塔筒截面内力计算
6．2．1 相邻质点间的塔身截面刚度取该区段的平均截面刚度，可不考虑开孔和局部加强措施(如洞口扶壁柱等)的影响。
6．2．6～6．2．12 塔身的附加弯矩计算，原规范在条文中仅给出理论公式(5．2．6)，而将详细计算公式列于附录四。这次修订，将详细计算公式移至正式条文中。这些计算公式与现行国家标准《烟囱设计规范》GB 50051基本相同，仅增加了塔身上集中荷载，如塔楼等。
6．2．13 本条规定了塔身代表截面位置的选择。一般塔身是有坡度的，塔身的曲率沿高度也是变化的。为了计算简化，采用某一截面的变形曲率，代表塔身的实际曲率，然后按等曲率计算附加曲矩，这个截面定义为代表截面。代表截面的确定，是通过工程实例并预测工程的发展趋势，进行分析和计算后确定的。用代表截面曲率计算出的塔顶变位，一般比实际曲率算得的塔顶变位大1．6％～15．2％。
如塔身不符合本条选择代表截面条件时，应按实际情况采用第6．2．6条计算附加弯矩。
6．3 塔筒极限承载能力计算
6．3．1 沿环形截面均匀配筋塔筒的极限承截能力计算，与现行国家标准《烟囱设计规范》GB 50051的计算原则相同。烟囱和电视塔筒，都属于大型环形截面，与现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的环形截面沿截面均匀配筋的计算公式也是相同的。
现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010一般是指小型构件，如电线杆等。其计算公式用于大型环形截面是否合适尚有疑问。在原《烟囱设计规范》GBJ 51修订之前，针对这个问题进行了大型构件模拟试验。
试验工作由包头钢铁设计研究总院与西安建筑科技大学合作完成。试验共做四个试件，试件尺寸均为：高度h＝5．8m，外直径d＝1．3m，壁厚160mm。配筋分为光面钢筋和变形钢筋各2个。试验是在荷载与温度共同作用下进行的。试件内表面加温至200℃，恒温24h后，分级加载直至破坏。
试件的破坏标志，其受压区最大压应变εs＝0．0033，受拉区钢筋拉应变εs＝0．01。本次4个试件，当受拉区钢筋拉应变εs＝0．01时，受拉区混凝土已严重开裂，裂缝宽度ω≥2mm，而受压区混凝土的最大压应变ε均小于0．002。在此情况下，再增加少量水平荷载(增大弯矩)，混凝土受压区就发生崩溃。受压区崩溃后，荷载再加不上去了。
通过本次试验认为：其极限承载能力状态可取钢筋拉应变εs＝0．01，与此相对应的混凝土压应变εs<0．002。以上述变形为极限变形，试验所得的极限弯矩均大于原《烟囱设计规范)>GBJ 51及《高耸结构设计规范》GBJ 135计算的极限承载能力计算值。试件的计算与试验情况列于表2中。
可见，采用现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的计算公式是完全可以的。
本规范与现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的区别在于在塔身上有开设孔洞截面，并考虑在计算截面开设一个孔洞和两个孔洞的情况。本规范分别给出了计算公式。根据常规做法，配有预应力钢筋时，也在公式中给出了配有非预应力筋和同时配有预应力筋的通用公式。当不配预应力筋时，令预应力筋项的值为零即可。
应当指出：在计算公式中，当仅开设一个孔洞时，是按孔洞在受压区给出的。当开设两个孔洞时，其中较大的孔洞在受压区。
6．4 塔筒正常使用极限状态计算
6．4．1预应力混凝土塔筒的抗裂验算，应按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的有关规定进行计算。本规范未作新规定。
6．4．2 为计算混凝土和预应力混凝土塔筒的裂缝开展宽度，需要计算在正常使用极限状态下的混凝土压应力和钢筋拉应力。为此，应首先判别或因为这两种不同情况，应力的计算公式是不同的。其中截面核心距rco，又分为截面无孔洞及有一个孔洞和有两个孔洞等情况，应分别加以判断。本条给出了有关计算公式。
6．4．3 本条给出了当时，混凝土压应力的计算公式。由于迎风侧钢筋拉应力小于零，此种状态，无需验算裂缝。
6．4．4 当时，应分别求出混凝土压应力和受拉区钢筋拉应力。求出钢筋拉应力才能验算裂缝开展宽度。本条计算公式与现行国家标准《烟囱设计规范》GB 50051不同之处，在于增加了预应力钢筋。
6．4．5 本条给出了塔筒在标准荷载和温度共同作用下产生的水平裂缝宽度计算公式。裂缝开展宽度的计算公式与现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010相同。但由于在自然温度作用下，筒壁的内侧与外侧有一定的温度差，此温度差使受拉钢筋增大了拉应力。由温度产生的钢筋拉应力，反映在式(6．4．5-2)中。
6．4．6 塔筒的竖向裂缝，仅由筒壁内外温度差产生。本条给出了有关计算公式。对于塔筒由于温度差较小，不像烟囱筒壁内外侧温度差很大，如有一定的环向配筋，一般裂缝不会很大。
6．5 混凝土塔筒的构造要求
6．5．1～6．5．12 本节的有关构造要求，与原规范相比，仅增加了有关预应力混凝土的一些要求。这些要求参考了现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010。
7 地基与基础
7．1 一般规定
7．1．1 根据现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB 50007的规定及高耸结构的使用特点，增列了"可不做地基变形计算的高耸结构"。将地基变形的计算控制在合适的范围。其余要求同原规范。
7．1．3 增加了高耸结构地基基础设计前应进行岩土工程勘察的规定，以保证基础设计的科学性。
7．1．4 根据现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB 50007的新规定，将设计高耸结构地基基础不同内容时所取用的荷载与作用的不同代表值，以及抗力的代表值作出明确规定，以免混淆。某些方面还考虑了高耸结构的特点。
7．1．5 提出要计算地下水浮力对基础及覆土的抗拔力的影响，并提出应调查地下水的腐蚀作用。
7．1．6 明确了地基土工程特征指标的三种代表值，以免使用时混淆。
7．2 地基计算
7．2．1按现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB 50007，在地基计算中，用荷载效应标准组合为代表值，以特征值(承载力)为抗力代表值。其余同原规范。
7．2．2～7．2．4与7．2．1作同样变化。
7．2．5 高耸结构地基变形允许值与现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB 50007协调，并在分类上作适当变更。
7．2．6 对高耸结构内相邻基础间的沉降差作出限定。这样一是为了减小由于沉降差引起附加应力，二是为了防止沉降差造成使用状态的恶化及管线的损坏。这回总沉降差往往在井道基础和塔柱基础之间产生。对于中低压缩性土，以压缩系数值。α<0．5MPa－１为标准，当α≥0．5MPa－１时为高压缩性土。
7．2．7 对山坡地上的高耸结构要分析地基的稳定性，并对此作出科学的评价。
7．3 基础设计
I 一般规定
7．3．1 增加了高耸结构地基基础选型表，以利设计人员对方案做合适的选择。表7．3．1中关于中低压缩性和高压缩性土的意义同第7．2．6条条文说明。
Ⅱ 天然地基基础
7．3．3 提出了斜立式基础的适用范围及大致形式。
7．3．4 对构架式塔的独立基础加连系梁的基础形式的设计方法作了明确规定。这种基础在高耸钢结构中用得最多，而原规范中却没有列入。
7．3．5～7．3．7 重点阐述了原规范中的"板式基础"，即本规范中的"扩展基础"。此种基础在天然地基上的高耸结构基础中最为常见，有圆形、方形、环形等。公式根据图7．3．5-3曲线拟合而成。
7．3．8 提出高耸结构扩展基础的一个最重要特点，即在基础受拔力作用(靠自重、覆土重及土的抗剪切性能)时，底板反向受弯。因而在底板上表面也要做配筋验算。这种情况对其他结构相当独特，但在高耸结构中却很普遍，原规范并未提及。
7．3．9 高耸结构一般很少用"刚性基础"，即"无筋扩展基础"。故说明其使用范围后，将原规范中具体条文略去，仅用此条说明万一遇到该如何设计。
7．3．10 高耸钢结构的锚栓是上部结构与基础之间的重要连接件，设计时应考虑对钢结构和混凝土结构兼容。而两者的施工标准差异很大，本条根据高耸结构的特点及设计经验，提出了锚栓设计的具体要求。
Ⅲ 桩 基 础
7．3．11、7．3．12 对高耸结构桩基础的适用条件、形式、持力层选择、计算要求作一般规定。
7．3．13本条对高耸结构中常见的承受水平力的桩及承台的具体设计方法及构造要求作了明确规定。
7．3．14 本条对高耸结构中常见而在其他结构中较少遇到的承受压力-拔力交变作用的桩及承台的具体设计方法、公式作出明确规定。
7．3．15 本条规定了高耸结构抗拔桩及承台的具体构造要求，这是原规范未涉及而实际设计中又经常要遇到的问题。
Ⅳ 岩石锚杆基础
7．3．16～7．3．20 对在岩石地基上的高耸结构所常用的锚杆基础的设计计算及构造要求作出具体规定。弥补了原规范的缺项。
7．4 基础的抗拔稳定和抗滑稳定
7．4．1～7．4．6 与原规范条文说明基本一致，仅对原规范公式中的代表值按新的标准作了注释。
附录A 材料及连接
1 对表A．1的解释：
在高耸钢结构中，大量使用20＃钢无缝管材，而这种材料的性能在现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017中未列出。为适用工程需要，在备注中对20＃钢的强度取值作了说明。根据机械工业部的标准，20＃钢的强度、延性、可焊性等主要结构参数均优于Q235钢，但属于同一强度等级，故为简化起见，规定20＃钢的设计强度同Q235钢。
2 对表A．3的解释：
在大量的角钢塔中，螺栓强度等级不限于现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017规定的4. 8级、8．8级、10．9级，还有6．8级。为适应高耸结构工程的要求，特根据机械工业部标准，将6．8级列入本表。在锚栓设计中，Q235锚栓强度低，Q345圆钢又很难采购，故本规范按现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017中关于锚栓设计强度的换算方法，并参照现行国家标准《优质碳素结构钢》GB／T 699的规定，确定了35＃钢、45＃钢锚栓的抗拉强度值，并规定对35＃钢不宜焊接，对45＃钢不应焊接。我国电力系统钢塔设计及施工中有大量使用优质碳素结构钢作锚栓的经验。
3 根据高耸结构设计的需要，增加了表A．6～A．12，其内容为镀锌钢绞线、钢丝绳强度设计值以及混凝土、钢筋强度设计值和弹性模量。
附录B 轴心受压钢构件的稳定系数
1 对表B．1的解释：
根据现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017对截面的分类作了调整，然而真正用于高耸结构轴压构件的截面仍为a、b两类，其他均略去。
2 表B．2、B．3为a、b两类截面轴心受压构件的稳定系数，参照现行国家标准《钢结构设计规范》GB 50017。
3关于圆筒形混凝土塔、烟囱的附录不必要，故取消。其余同原规范。