中华人民共和国国家标准烟囱设计规范GB 50051━2002条 文 说 明 2
5 荷载与作用
5.1 荷载与作用的分类
5.1.1 荷载与作用的分类与国家标准《高耸结构设计规范》（GBJ 135）是一致的。与《高耸结构设计规范》相比，本规范有温度作用。对烟囱来讲，温度作用具有准永久性质。但从温度变化的幅度角度看，又具有较大的可变性。因此在荷载与作用的分类时，将温度作用划为可变荷载。
5.2 风 荷 载
5.2.2、5.2.3 塔架内有3 个或4 个排烟筒时，排烟筒的风荷载体型系数，目前有关资料很少，且缺乏通用性。因此，在条文中规定：应进行模拟试验来确定。
当然，这样规定将给设计工作带来一定困难，因此，在此介绍一些情况，可供设计时参考。
1 上海东方明珠电视塔塔身为3柱式，设计前进行了模拟风洞试验。试件直径30mm，高200mm，柱间净距0.75d，相当于ψ=0.727，风速17m/s。测定结果如图1。
因此，在无法进行试验的情况下，对3 个排烟筒的整体风荷载体型系数，可取：
μs =1+0.4ψ （4）
2 4个排烟筒的情况，日本做过风洞试验。该试验是为某电厂200m 塔架式钢烟囱而做的，排烟筒布置情况如图2。
3 关于排烟筒与塔架对μs的互相影响问题，各国规范均未考虑。冶金部建筑研究总院为宝钢200m 塔架式钢烟囱所做的风洞试验，塔内为两个排烟筒的情况下，在某些风向下，塔架反而使烟囱体型系数有所增大。但一般情况，排烟简体型系数大致降低0.09～0.13，平均降低0.11。因此，一般可不考虑塔架与排烟筒的相互作用。
5.2.4 本条对烟囱的横风向风振计算做了具体规定，在原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）中没有此项规定。近年来虽未发现由于横风向风振导致烟囱破坏，但在烟囱使用情况调查中，发现钢筋混凝土烟囱上部，普遍出现水平裂缝，这除了与温度作用有关外，也不能排除与横风向风振有关。对于钢烟囱，由于阻尼系数较小，横风向风振起控制作用的情况更容易发生。本规范增加了钢烟囱，因此考虑横风向风振是必要的。
当跨临界横风向风振发生时，并不能肯定横风向风振起控制作用。因此在条文中给出了判断第一振型横风向风振是否起控制作用的判别公式。本规范条文中（5.2.4-1）式，是根据在临界风速下，横风向风振的组合效应是否大于设计风速顺风效应推导出的。推导过程为：
组合效应：
如果烟囱顶端风压wh＞S ，则仍为顺风向设计风压控制，可不必对第一振型进行计算，这一判别是偏于安全的。因为横风向风振效应自上而下成四次方递减，而顺风效应为指数递减，前者快于后者。
5.5 地 震 作 用
5.5.2～5.5.5 由于国家标准《建筑抗震设计规范》（GB 50011）己不再包括烟囱内容，故将原国家标准《建筑抗震设计规范》（GBJ 11-89）中有关烟囱水平抗震内容纳入本规范。
5.5.6 本规范给出的烟囱在竖向地震作用下的计算方法，是根据冲量原理推导的。对于烟囱等高耸构筑物，根据上述理论，推导出的竖向地震作用计算公式为：
用上述公式计算的竖向地震力的绝对值，沿高度的分布规律为：在烟囱上部和下部相对较小，而在烟囱中下部h/3附近（在烟囱质量重心处）竖向地震力最大。
对（13）公式进行整理得：
由（15）公式可以看出，竖向地震力与结构自重荷载的比值，自下而上呈线性增大规律。这与地震震害及地震时在高层建筑上的实测结果是相符合的。
针对上述计算公式，规范组进行了验证性试验。做了180m 钢筋混凝土烟囱和45m 砖烟囱模拟试验，模型比例分别为1/40 和1/15。竖向地震力沿高度的分布规律，试验结果与理论计算结果吻合较好（见图3）。其最大竖向地震力的绝对值，发生在烟囱质量重心处，在烟囱的上部和下部相对较小。
为了偏于安全，本规范规定：烟囱根部取FEvo=avGE ，而其余截面按（13）公式计算，但在烟囱下部，当计算的竖向地震力小于FEvo时，取等于FEvo（见图4）。
用本规范提出的竖向地震力计算方法得到的竖向地震作用，与原国家标准《建筑抗震设计规范》（GBJ 11-89）计算的竖向地震作用对比如下：
1 国家标准《建筑抗震设计规范》（GBJ 11-89）给出的竖向地震力最大值在烟囱根部，数值为：
FEvk=αmaxGeq (16)
符号意义见该规范。同时该规范第11.1.5 条规定，烟囱竖向地震作用效应的增大系数，采用2.5。因此烟囱根部最大竖向地震力标准值为：
3 将结构弹性恢复系数代入公式（18）得到两种计算方法计算的竖向地震力最大值比较，见表3 。
可见，对于砖烟囱和钢筋混凝土烟囱而言，两种计算方法所得竖向地震力最大值基本相等。两种计算方法的最大区别，在于竖向地震作用的最大值位置不在同一点，用本规范给出的计算方法计算的最大竖向地震力作用点，发生在大约距烟囱根部h/3 处。 因此，在上部约2h/3 范围内，按本规范计算的竖向地震力较国家标准《建筑抗震设计规范》（GBJ 11-89）计算结果偏大，这是符合震害规律的。
5.6 温 度 作 用
5.6.4 内衬、隔热层和筒壁任意点受热温度计算，原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）是按平壁法计算的，假定热流按稳定条件下传热，即随时间变化，烟气的温度及热流大小是常数，材料假定为匀质体，且四周为无限长的平面墙壁（平壁），根据热量平衡条件推导出温度计算公式。
烟囱实际是截头圆锥体，其直径在各个截面上均不一致，与习惯采用平面墙壁法，即四周无限长的平面假定不相符。致使温度计算结果有误差。
采用平壁法计算温度，对于高大的钢筋混凝土烟囱，筒壁外径大，相对来说筒壁厚度较小时，其计算结果误差较小。以高度180m 钢筋混凝土烟囱为例，平壁法与环壁法温度计算结果一般相差小于5％。当烟囱高度低、外直径较小且壁较厚的砖烟囱，外直径与壁厚之比小于10 时，平壁法温度计算结果误差过大，是设计上不允许的。原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）采用了修正系数进行调整。此次，采用环壁法计算温度可避免计算的误差或修正系数的调整。
6 砖 烟 囱
6.1 一 般 规 定
6.1.1 本条与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相比，取消了两项内容：
1 取消了不配环箍或环筋的控制条件，即一律需要构造配置环箍或环筋。原《烟囱设计规范》规定：当ΔT≤55r2/r1 时（r2 为外半径，r1 为内半径），可不配环箍或环筋。原规范认为满足上述条件时，筒壁不会出现裂缝。此时筒壁环向按砌体纯弯构件考虑，外侧拉应力不会超过抗拉强度。实际上在烟囱使用期间，烟气温度因各种原因（因燃料变化等）会产生变化。内衬或隔热层失效，也会导致筒壁内侧温度升高。筒壁外侧的拉应力，有可能超过砌体抗拉强度，造成筒壁开裂。根据有关资料介绍，有的烟囱在使用过程中，还会发生煤气爆炸现象，配有环箍的砖烟囱，出现局部炸裂情况。如果不配环箍或环筋，就有可能大范围炸裂。
因此，为了保证烟囱的安全使用，删除了原规范的规定，当计算不需要配环箍或环筋时，也一律按构造配置。
2 取消了环箍和环筋的应力验算公式，仅给出计算环箍和环筋截面积公式，避免重复。
6.2 水平截面计算
6.2.1 筒壁水平截面承载力极限状态计算，与国家标准《砌体结构设计规范》（GB 50003）进行了协调，由原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）的计算公式：
公式（19）中的ψ为考虑偏心构件挠曲系数，α 为偏心距影响系数。公式（20）中的ψ为考虑偏心距影响的构件挠曲系数，即考虑了公式（19）中的纵向挠曲和偏心距影响两因素。这样比原规范更符合构件的实际情况。
与原《烟囱设计规范）（GBJ 51-83）相比，承载能力有所降低，大致降低15％～30％。对砖烟囱来讲，一般很少由承载能力控制，所以承载能力降低，并不影响最终结果。
6.3 环 箍 计 算
6.3.1 环箍截面积计算公式，对原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）进行了修改。原规范在公式中采用了受压区应力图形系数ω=0.57，来调整平截面假定之不足。本次修订采用了环形筒壁在温度差值作用下，计算环箍的理论公式（6.3.1-1）。
6.4 环 筋 计 算
6.4.1 环筋的截面积计算与环箍计算原则相同。此次修订将原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）不统一的地方（如εt）进行了统一。将与配筋根数有关的系数（原规范为m ，本规范为η）进行了修改。原规范当为一根钢筋时，取m=0.95，两根钢筋时，取m= 1.0。其实配一根钢筋为正常情况，宜取m=1，两根钢筋时，由于钢筋重心向中和轴方向靠近，对抗裂不利，应取m ＞1。
本次改为：当为一根钢筋时，取η=1.0；当为两根钢筋时，取η=1.05。
6.5 竖向钢筋计算
6.5.1 竖向钢筋截面面积计算公式未进行修改，仅将《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）（5.5.2）式中的砌体强度降低系数取消。在原规范编制时，确定强度降低系数为0.8。当时取值依据不足。在这次修订时的试设计中，发现由于其他因素（如：竖向地震作用、材料强度等）的改变，如再考虑强度降低0.8 倍，则配筋量将有较大幅度增加。而现有配筋砖烟囱一般在7 度或8 度地震区，并未发生破坏。因此，在此次修订中取消了强度降低系数。
6.6 构 造 规 定
6.6.1 本规范编制过程中，对砖筒壁环形截面按极限状态设计表达式进行了可靠指标β值的计算。对砖砌体筒壁，按不同直径、壁厚和砌体强度共组合了168 组环形截面。在计算中发现直径大而厚度小的截面其可靠指标β远小于规定值3.7。如直径为4m，壁厚为24cm 的环形截面。可靠指标最小值仅为2.08。其原困是偏心受压影响系数与壁厚成反比。壁厚小，受压影响系数反而大。为保证可靠度，对砖筒壁直径和厚度作了一定限制。由此得β平均值为3.566，接近于规定值。
7 单筒式钢筋混凝土烟囱
7.1 一 般 规 定
7.1.1 根据建设部令第81号《实施工程建设强制性标准监督规定》，凡建设高度大于210m 的钢筋混凝土烟囱，应进行专项审查。
7.2 附加弯矩计算
7.2.2 在地震区的钢筋混凝土烟囱，应在极限状态承载能力计算中，考虑地震作用（水平和竖向）及风荷载、日照和基础倾斜产生的附加弯矩，称之为P-Δ地震效应，规范中定义为地震附加弯矩MEai。
在水平地震作用下，烟囱的振型可能出现高振型（特别是高烟囱）。通过计算分析，烟囱多振型的组合振型位移曲线，与第一振型的位移δij曲线基本相吻合（图5），其位移差对计算筒身的P-Δ效应影响甚小，可用曲率系数加以调整。因此，仍可按第一振型等曲率（地震作用终曲率）计算地震作用下的附加弯矩。
由于考虑竖向地震与水平地震共同作用，在竖向地震力项考虑了分项系数γEv 。
7.2.3 本条给出了烟囱筒身折算线分布重力qi值的计算公式。筒身（含筒壁、隔热层、内衬）重力荷载沿高度线分布qi值是不规律的，虽呈上小下大的分布形式，但呈非直线变化。为了简化计算，采用了呈直线分布代替其实际分布，使其计算结果基本等效（图6）。
7.2.7 本条规定了筒身代表截面位置的选择方法。筒身的曲率沿高度是变化的。为了简化计算，采用某一截面的曲率，代表筒身的实际曲率，然后按等曲率计算附加弯矩。这个截面定义为代表截面。代表截面的确定，是以等曲率和实际曲率计算出的筒身顶部位移近似相等确定的。代表截面的确定，是通过对工程实例和预计烟囱的发展趋势，进行分析和计算后确定的。
用代表截面曲率计算出的筒顶位移，一般比实际曲率算得的筒顶位移大1.6％～15.2%。
7.3 烟囱筒壁承载能力极限状态计算
7.3.1 钢筋混凝土烟囱筒壁水平截面承载能力极限状态计算公式，与国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010）、《高耸结构设计规范》（GB 50135）中的环形截面计算公式相同。与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）有较大区别。其中最主要的差别是：原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）的计算公式，分为大偏心和小偏心两套计算公式，在两种偏心距交界处，两套计算公式计算结果不连续，出现跳动情况，从理论上无法解释。
现在采用的计算公式，不分大小偏心，均用一套公式计算，避免了原计算方法的缺陷。
国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010）计算公式，是针对小型环形断面而言，即环壁厚度与环形截面半径之比是比较大的。而钢筋混凝土烟囱筒壁，为大型薄壁环形构件，直接采用国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010）公式是否合适，是个关键问题。为此，在本规范正式进行修订之前，针对上述问题进行了大型模拟试验。
试验所得的极限弯矩均大于原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）及《高耸结构设计规范》（GBJ 135-90）的极限承载能力计算值。对比情况列于表4。
通过试验可以看出：按《高耸结构设计规范》（GB 50135）（即本规范采用的）公式进行承载能力计算是偏于安全的。原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）的计算公式，在大偏心情况下，与原《高耸结构设计规范》（GBJ 135-90）是基本一致的。
本条给出了在烟囱筒壁上开设一个和两个孔洞计算公式。在原《烟囱设计规范》（GBJ51-83）中没有给出开设两个孔洞计算公式。本规范根据实际工程需要，增加了这项内容。
7.4 烟囱筒壁正常使用极限状态计算
7.4.1 正常使用极限状态的计算内容包括：在荷载标准值和温度共同作用下的水平截面背风侧混凝土及迎风侧钢筋的应力计算；垂直截面环向钢筋在温度作用下的应力及混凝土裂缝开展宽度计算。与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）比较，本规范增加了适用于水平截面有两个孔洞与筒壁为双侧配筋的计算公式。
关于钢筋及混凝土的应力允许值，原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）是通过温度折减和考虑施工影响等因素来确定的。此次修改直接给出了允许值。与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相比较，平均差值小于1％，单值的最大差值小于10％。参照国外有关规范，其取值标准也大致相同。
7.4.2～7.4.5 在荷载标准值作用下，筒壁水平截面混凝土压应力及竖向钢筋拉应力的计算公式采用了以下假定：
1 全截面受压时，截面应力呈梯形或三角形分布。局部受压时，压区和拉区应力都呈三角形分布；
2 平均应变和开裂截面应变都符合平截面假定；
3 受拉区混凝土不参与工作；
4 考虑高温与荷载长期作用下对混凝土产生塑性的影响；
5 竖向钢筋按截面等效的钢筒考虑，其分布半径等于环形截面的平均半径。
7.4.6～7.4.9 在荷载标准值和温度共同作用下的筒壁水平截面应力值通常为正常使用极限状态起控制作用。计算公式采用了以下假定：
1 截面应变符合平截面假定；
2 温度单独作用下压区应力图形呈三角形；
3 受拉区混凝土不参与工作；
4 计算混凝土压应力时，不考虑截面开裂后钢筋的应变不均匀系数ψst ，即ψst =1 及混凝土应变不均匀系数，即ψct =1。在计算钢筋的拉应力时考虑ψst 。但不考虑ψct ；
5 烟囱筒壁能自由伸缩变形但不能自由转动。因此温度应力只需计算由筒壁内外表面温差引起的弯曲约束下的应力值；
6 计算方法为分别计算温度作用和荷载标准值作用下的应力值后进行叠加。在叠加时考虑荷载标准值作用对温度作用下的混凝土压应力及钢筋拉应力的降低。荷载标准值作用下的应力值按本规范7.4.2～7.4.5 条规定计算。
为验证钢筋混凝土烟囱筒壁在荷载标准值和温度共同作用下应力及裂缝计算公式的正确性，规范组进行了烟囱筒壁模型的检验性试验。试验结果表明，无论是在荷载标准值和温度共同作用下或是在温度单独作用下，受拉钢筋的应变实测值都与原《烟囱设计规范）（GBJ 51-83）建立的公式计算结果十分接近。说明原《烟囱设计规范）（CBJ51-83）所建立的基本假设和理论推导都是合理的。
7.4.10 裂缝计算公式引用了国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010）的公式。但公式中增加了一个大于1 的工作条件系数k，其理由是：
1 烟囱处于室外环境及温度作用下，混凝土的收缩比室内结构大得多。在长期高温作用下，钢筋与混凝土间的粘结强度有所降低，滑移增大。这些均可导致裂缝宽度增加。
2 烟囱筒壁模型试验结果表明，烟囱筒壁外表面由温度作用造成的竖向裂缝并不是沿圆周均匀分布，而是集中在局部区域，应是由于混凝土的非匀质性引起的，而混凝土设计规范公式中，裂缝间距计算部分，与烟囱实际情况不甚符合，以致裂缝开展宽度的实测值大部分大于国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010）公式的计算值。重庆电厂240m 烟囱的竖向裂缝亦远非均匀分布，实测值也大于计算值。
3 模型试验表明，在荷载固定温度保持恒温时，水平裂缝仍继续增大。估计是裂缝间钢筋与混凝土的膨胀差所致。
4 根据西北电力设计院和西安建筑科技大学对国内4 个混凝土烟囱钢筋保护层的实测结果，都大于设计值。即使施工偏差在验收规范许可范围内，也不能保证沿周长均匀分布，这必将影响裂缝宽度。
8 套筒式和多管式烟囱
8.1 一 般 规 定
8.1.1 套筒式和多管式烟囱，国外于20 世纪70 年代就开始采用。而我国的第一座多管（四筒）烟囱，是80 年代初建于秦岭电厂的高210m 烟囱，内筒为分段支承的四筒烟囱。从那时起，在国内建了多座套筒式和多管式烟囱。内筒包括分段支承、自立式砖砌内筒及钢内筒等形式。套筒式和多管式烟囱，至今已有十几年实践经验，此次修订将该部分内容纳入规范。
8.1.2 多管烟囱各排烟筒之间的距离的确定主要从安装、维护及人员通行等方面考虑，不宜小于750mm。
8.1.4 套筒式和多管式烟囱的计算，分为外部承重筒和内部排烟筒两部分。外筒应进行承载能力极限状态计算和水平截面正常使用应力及裂缝宽度计算，不考虑温度作用。除增加了平台荷载外与第7 章的单筒式钢筋混凝土烟囱的计算相同。内筒的计算则需根据内筒的形式，进行受热温度及承载能力极限状态等计算。
8.1.5 钢平台的荷载设计值，是指在进行平台各构件计算时应考虑的荷载。这种荷载均发生在施工或检修时。例如：分段支承的砖砌内筒，在施工时，砖将堆放在平台上。当内筒砌筑完成后，平台上的施工荷载消失，平台梁仅承受砖内筒荷载。即二者不宜同时考虑。在外筒计算时，也应注意此点。
8.2 计 算 规 定
8.2.1 钢筋混凝土外筒计算时，需特别注意的是：平台荷载和吊装荷载。如采用分段支承式砖内筒，平台荷载较大，外筒壁要承受由平台梁传来的集中荷载。关于吊装荷载，是指钢内筒安装时，采用上部吊装方案而言。此项荷载应根据施工方案确定。有的施工单位采用下部顶升方案，此时便没有吊装荷载。
8.2.4 制晃装置加强环的计算公式，均为在实际工程设计中采用的公式，具有一定实践经验。
8.3 构 造 规 定
8.3.1 钢筋混凝土外筒由于半径较大，且承受平台传来的荷载，所以，对筒壁的最小厚度，牛腿附近配筋的加强等规定与单筒式钢筋混凝土烟囱有所不同。
在本条内，除对有特殊要求的内容加以说明外，其余应按第7 章单筒式钢筋混凝土烟囱的有关规定执行。
8.3.2 对套筒式和多管式烟囱，顶层平台有一些特殊要求，其功能主要起封闭作用。在此处积灰严重，烟囱在使用时应定期清灰。另外在多雨地区，必须考虑排水。一般应设置排水管。根据使用经验，排水管的直径应大于或等于300mm，否则易堵塞。
8.3.3 采用钢筋混凝土平台，梁和板的断面尺寸很大，平台的重量过大，且施工也十分困难。而钢平台自重轻且施工方便。
8.3.4 制晃装置仅用于钢内筒情况。因为烟囱很高，相对而言钢内筒较细，必须设置制晃装置，使外筒起到保持内筒稳定的作用。不管是采用刚性制晃装置，还是采用柔性制晃装置，均需要在水平方向起到约束作用。而在竖向，却要满足内筒在烟气温度作用下，能够自由伸缩。
9 钢 烟 囱
9.2 塔架式钢烟囱
9.2.1 在过去的设计中，常用的塔架截面形式主要有三角形和四边形，并优先选用三角形，因为三角形截面塔架为几何不变形状，整体稳定性好、刚度大、抗扭能力强，对基础沉降不敏感。
9.2.2 塔架在风荷载作用下，其弯矩图形近似于折线形。一般将塔架立面形式作成与受力情况相符的折线形，为了方便塔架的制作安装，塔面的坡度不宜过多，一般变坡以3～4 个为宜。
根据《塔桅钢结构设计》一书，对塔架底部宽度按塔架高度的1/4 至1/8 范围内选用，多数按塔架高度的1/5 至1/6 决定其底部尺寸。在此范围内确定的塔架底部宽度，对控制塔架的水平位移，降低结构自振周期，减少基础的内力等都是有利的。
9.2.3 增设拉杆是为了减小塔架底部和节间的变形，并使底部节间有足够的刚度和稳定性。
9.2.4 排烟筒与塔架平台或横隔相连，在风荷载和地震作用下，排烟筒相当于一根连续梁，将风荷载和地震力通过连接点传给钢塔架。但应注意排烟筒在温度作用下可自由变形。
钢塔架与排烟筒采用整体吊装时，顶部吊点的上节间内力往往大于按承载能力极限状态设计时的内力，所以必须进行吊装验算。
9.2.5 对于设有火炬头的排烟筒，由于火炬头伸出塔顶10～20m 高，对塔顶将产生较大的水平集中力，在塔架底部接近地面两个节间又有较大的剪力，可能有扭矩产生。所以在塔架顶层和底层采用刚性k形腹杆，以保证塔架在这两部分具有可靠的刚度。组合截面作成封闭式，除提高杆件的强度和刚度外，更有利于防腐，提高杆件的防腐能力。
采用预加拉紧的柔性交叉腹杆，使交叉腹杆不受长细比的限制，能消除杆件的残余变形，可加强塔架的整体刚度，减小水平变位和横向变形。由于断面减小，降低了用钢量和投资。
钢管性能优越于其他截面，它各向同性，对受压受扭均有利，并具有良好的空气动力性能，风阻小，防腐涂料省，施工维修方便，对可能受压，也可能受扭的塔柱和K 形腹杆选用钢管是合理的。
承受拉力的预加拉紧的柔性交叉腹杆，选用风阻小，抗腐蚀能力强，直径小面积大的圆钢，既经济又合理。
9.2.6 滑道式连接是将排烟筒体用滑道与平台梁相连，在垂直方向可自由位移，能抗水平力和扭矩。当排烟筒为悬挂式时，排烟筒底部或靠近底部处与平台梁连接应采用承托式，即将简体支承在平台梁上。承托板须开椭圆螺栓孔，使筒体在水平方向有很小的间隙变位，而在垂直方向能向上自由伸缩。以上部位与平台梁的连接可采用滑道式。
9.3 自立式钢烟囱
9.3.2 强度和稳定性计算公式，基本参照国家标准《钢结构设计规范》（GB 50017）公式，只因钢烟囱一直在较高温度下的不利环境中工作，没有考虑截面塑性发展，在强度和稳定性计算公式中取消了截面塑性发展系数γ。等效弯矩系数βm由于悬臂结构时为1，所以稳定性公式中取消了βm。
9.3.3 规定钢烟囱的最小厚度是为了保证刚度，以避免在制造、运输或吊装时产生变形。对薄壁钢烟囱，刚度不够时，除可增加壁厚外，也可设置加强圈。
9.3.4 温度超过425℃时，碳素钢要产生蠕变，在荷载作用下易产生永久变形。为了控制钢材使用温度，当温度达到400℃时，应设置隔热层，以降低钢筒壁的受热温度。
碳素钢的抗氧化温度上限为560℃，锚固件金属温度不应超过此界限，因为金属锚固件一旦超过抗氧化界限出现氧化现象，将造成连接松动，影响正常使用。
9.3.5 钢烟囱发生横风向风振（共振）现象在实际工程中有所发生，特别是在烟囱刚度较小，临界风速一般小于设计的最大风速，因此，临界风速出现的概率较大。一旦临界风速出现，涡流脱落的频率与烟囱的自振频率相同（或几乎相同），烟囱就要发生横风向共振。因此，在设计中，应尽量避免出现共振现象。如果调整烟囱的刚度难以达到目的时，在烟囱上部设置破风圈是很有效的方法。破风圈能够破坏旋涡脱落的规律性，可以避免发生共振。
10 烟囱的防腐蚀
10.1 一 般 规 定
本章的主要编制依据是我国的工程实践经验。为了获得有关烟囱的运行情况，本规范编制单位西北电力设计院会同西北电力建设总公司，曾对10多座60～240m 烟囱钻孔取样调查，取得一批实测数据。经过分析归纳，写成本章条文。
烟气温度低于150℃，不论是砖烟囱还是钢筋混凝土烟囱，都有腐蚀现象发生。腐蚀程度与燃煤的含硫量密切相关。含流量超过0.75％时，烟气便具有腐蚀性。当燃煤中含硫量越高，烟气的腐蚀性越强。为了确定烟气的腐蚀等级，在条文中给出了弱腐蚀、中等腐蚀和强腐蚀的确定原则。
10.2 排放腐蚀性烟气的烟囱结构型式选择
烟囱结构型式的选择是防腐蚀措施的重要环节。近年来出现的套筒式和多管式烟囱，就是因为单筒式烟囱难以满足防腐蚀要求而出现的新式烟囱。根据十几年的实践经验，证实了套筒式和多管式烟囱，在防腐蚀处理方面，容易保证烟囱质量。当然，采用多管式烟囱，是在同时建设多台发电机组的前提下才能采用。
10.3 砖烟囱的防腐蚀设计
砖烟囱只能用于低烟囱。其主要防腐蚀措施是做好防腐蚀内衬。应根据烟气的腐蚀等级，选择内衬的材料及做法。实践证明水泥砂浆和石灰水泥砂浆是耐腐蚀性最差的。当受到腐蚀后，体积发生膨胀，使内衬的整体性和严密性遭到破坏。只有燃煤含硫量小于或等于1％时才可采用。
普通粘土砖耐腐蚀性也较差，受腐蚀后易出现表面掉皮现象。一般不宜用于强腐蚀情况。
10.4 单筒式钢筋混凝土烟囱的防腐蚀设计
过去设计的单筒式钢筋混凝土单筒式烟囱，一般均采用普通粘土砖和普通砂浆砌筑的内衬。在烟气温度低于或等于150℃的情况下，一般均腐蚀严重。从调查情况，筒壁的腐蚀厚度（1～50mm）不等。如果燃煤含硫量为3％，筒壁的腐蚀速度可达到每年1mm。因此，本章从防腐角度，除了强调内衬材料的选择、增加隔离层外，还规定了考虑腐蚀厚度裕度的要求及对烟气压力的限制等条件。
工程实践发现，单筒烟囱的腐蚀区段一般在中上部，这个范围正是烟气压力较大的区段。烟气正压力过大，不仅易腐蚀，而且烟气压力过大还会穿透内衬，造成筒壁受到烟气的侵蚀，因此，对烟气压力加以限制是必要的。
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0.5 砖内筒的套筒式和多管式烟囱的防腐蚀设计
0.5.1、10.5.2 套筒式和多管式烟囱，当采用砖内筒时，内筒的防腐蚀，主要在于内筒的材料选择和控制烟气压力两个方面。内筒不应采用普通粘土砖和普通水泥砂浆（或普通石灰水泥砂浆）砌筑。在实际工程中已经积累了这方面的经验，如采用普通粘土砖及砂浆砌筑内筒，其腐蚀情况，与单筒式烟囱内衬的腐蚀情况相同。因此，本规范对内衬的材料及烟气压力做出了规定。
10.6 钢内筒的套筒式和多管式烟囱的防腐蚀设计
10.6.1～10.6.3 钢内筒的筒首是最易腐蚀的部位，一般采用不锈钢制造（一般按10m左右），筒首以下可采用普通钢板，但除了应进行防腐蚀处理外，还应考虑腐蚀厚度裕度。
钢内筒的防腐蚀措施，近年来已在实际工程中积累了一些经验，本规范引入了这些防腐蚀处理方法。
11 烟 囱 基 础
11.1 一 般 规 定
11.1.1～11.1.3 这一部分规定仍与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相同，仅增加了设置地下烟道的高温板式基础，需对基础进行受热温度计算。在原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）编制时，还无法结出地下温度计算的公式，在这次规范修编过程中，进行了此项试验，在规范中给出了计算公式。与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相比，前进了一步。
11.2 地 基 计 算
11.2.1～11.2.3 这一节完全与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相同，仅是为与新的设计规范系列配套，将基本安全系数的计算方法改为半概率半经验的极限状态设计法，即以荷载分项系数、组合值系数、材料分项系数及结构重要性系数为表达式的近似概率极限状态设计法。
11.3 刚性基础计算
11.3.1 刚性基础在满足底面积的前提下，需确定合理的高度及台阶尺寸，公式（11.3.1-1～11.3.1-4）均与原《烟囱设什规范》（GBJ 51-83）相同，实践已经证明这些公式是合理的。
11.4 板式基础计算
11.4.1～11.4.11 给出板式基础外型尺寸的确定及环形和圆形板式基础的冲切和弯矩的计算公式。所有公式均与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相同。仅在计算基础底板上部弯矩时，环壁支承点位置的取值上，有所改变。原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）取r2处为支承点，本规范改为在r2处（图7）。所以，在计算公式中有的原为r2，本次改为r2。这种修改使计算更为合理，并使弯矩值有所降低。当环壁较厚时，可使弯矩降低10％以上。
11.4.12 设置地下烟道的基础，将直接受到温度作用。由于基础周围为土壤，温度不易扩散，所以基础的温度很高。在原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）编制时，已发现冶金工厂的烟囱基础有烧酥现象，但由于当时未做地下温度试验，一时还提不出地下温度计算公式。故在《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）中的第7.1.5 条规定：考虑温度应力作用的影响，板式基础的底板和壳体基础，配筋宜增加10％～15％。
实际上增加配筋，并不能解决混凝土烧酥。有些高温基础，由于混凝土酥碎，基础开裂严重，已不能形成整体工作，给整个烟囱造成危险。为了解决这个问题，本次规范修编时，进行了模拟地下温度场试验。给出了"计算土层厚度"的计算公式(11.4.12）。
这些简化计算公式计算结果，与试验值及工程实测值进行了对比，现将对比结果分别列于表5～表7。
由表5～表7 的对比结果可知，本规范所给出的温度计算公式，与实测值很接近，说明公式计算结果的可靠性。
在试设计中发现，当烟气温度超过350℃时，采用隔热层的措施，使基础混凝土的受热温度≤150℃，隔热层已相当厚。当烟气温度更高时，采用隔热的办法就更难满足混凝土受热的要求，此时可把烟气入口改在基础顶面以上或采用通风隔热措施以避免基础承受高温。曾考虑过采用耐热混凝土作为基础材料。但由于对耐热混凝土作为在高温（大于150℃）作用下的受力结构，国内还没有完整的试验结果和成熟的使用经验。因此未列入本规范。
11.4.14 地下基础在温度作用下，基础内外表面将产生温度差，即有温度应力产生。温度应力与荷载应力进行组合。由于板式基础在荷载作用下所产生的内力，是按极限平衡理论计算的。其计算假定：在极限状态下，基础已充分开裂，开裂成几个极限平衡体。在这种充分开裂的情况下，已无法求解整体基础的温度应力。所以，对于温度应力与荷载应力，本规范未给出应力组合计算公式。根据原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）的规定原则，仅在配筋数量上适当考虑温度作用的影响。本条所规定的考虑温度用所增加的配筋量没有突破《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）的数值。
11.5 壳体基础计算
11.5.1～11.5.5 与原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）相比较，对于壳体基础做了如下修改：一是取消了M型组合壳，二是对正倒锥组合壳的计算方法进行了简化。
正倒锥组合壳和M型组合壳，原《烟囱设计规范》（GBJ 51-83）中按弹性力学的有矩理论计算，公式繁琐，不便于应用。本次规范修订时，将正倒锥组合壳改为采用极限平衡理论，而M型组合壳采用该理论还不十分成熟，为了本规范自身的统一协调，故未列入M型组合壳。对于M型组合壳，设计人员可根据需要采用弹性理论或其他成熟计算方法进行设计。
本规范编制时，根据有关试验和实际工程设计经验，并参照《建筑地基基础设计规范》（GBJ 7-89），对正倒锥组合壳的"正截锥"（上下环梁之间的截锥体），按"无矩"理论计算。"倒截锥"（底板壳）按极限平衡理论进行内力计算。环梁按内力平衡条件计算。由于"正截锥"壳是按无矩理论计算的，忽略了壳的边缘效应（弯矩M，水平力V ）对环梁的影响。但是，由于按无矩理论计算的薄膜径向力，大于按有矩理论的计算值，使两种计算方法的结果，在壳的边缘处比较接近，为了安全起见，在壳基础的构造的11.6.12 条，特别强调"上壳的上下边缘附近构造环向钢筋应适当加强"。
12 烟 道
12.1 一 般 规 定
12.1.1 本条是对实际工程经验的总结。由于烟道的材料、计算方法均与烟道的类型有关，故首先明确烟道从工艺角度分为地下烟道、地面烟道和架空烟道。架空烟道一般用于电厂烟囱。
12.1.5 地下烟道与地下构筑物之间的最小距离，是按已有工程经验确定的。在设计工作中满足此项规定的前提下，可根据实践经验确定。
12.2 烟道的计算和构造
12.2.1 地下烟道应对其受热温度进行计算，本条给出了地下温度场土层影响厚度的计算公式。土层影响厚度计算公式是根据试验确定的。计算出的温度应小于材料受热温度允许值。
12.2.6 地面烟道的计算（一般为砖砌烟道），一般按封闭框架考虑。拱形顶宜做成半圆形，因为半圆拱的水平推力较小。
12.2.7 架空烟道的计算中应考虑自重荷载、风荷载、积灰荷载和烟道内的烟气压力。在地震区还应考虑地震作用。其中积灰荷载和烟气压力是根据电厂烟囱给出的，根据"火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程"烟道内的烟气压力一般按±2.5kN/m2 考虑。其他工厂的烟气压力和积灰荷载应另行考虑。
在架空烟道的温度作用计算中，要求对烟道侧墙的温度差进行计算，可按本规范5.6节的平壁法计算温度差。当温度差大12.2.7 条第4 款的规定时，应采用隔热措施，以免烟道开裂漏烟。
12.2.8 钢烟道胀缩，对多管式的钢内筒水平推力较大，在连接引风机和烟囱之间的一段钢烟道内设置补偿器，可减小钢烟道对钢内筒的推力，设置补偿器后，仅在构造上考虑钢内筒与基础的连接。
13 航空障碍灯和标志
13.1 一 般 规 定
13.1.1 烟囱对空中航空飞行器视为障碍物，是造成飞行安全的隐患，因此烟囱应设置障碍标志。我国政府颁布的《民用航空法》国务院、中央军委发布的《关于保护机场净空》文件等一系列行政法规都规定了航空障碍灯应设置的场所和范围。民用机场净空保护区域是指在民用机场及其周围区域上空，依据《民用机场飞行区技术标准》（MH 5001）规定的障碍物限制面划定的空间范围。在该范围内的烟囱应设置航空障碍灯和标志。
13.2 障碍灯和标志
13.2.1～13.2.3 国际民用航空公约《附件十四》，针对烟囱尤其是高烟囱有严格的技术要求和规定。中国民用航空总局制定的《民用机场飞行区技术标准》和国务院、中央军委国发[2001]29 号《军用机场净空规定》对障碍灯和标志都有明确规定。本节的制定参照了上述标准。
13.3 障碍灯的分布
13.3.1～13.3.7 航空障碍灯的分布及标志可参照图8 进行设置。