ICS 93. 020
P 72
备案号：J1012-2010
SH/T 3030—2009
代替 SH 3030—1997
SPeCifiCatiOn for design Of tower-type equipment foundation in PetrOChemiCaI industry
2009-12-04 发布
2010-06-01 实施
B075896
附录B （资料性附录）顶部弯矩Mr作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式
及水平圆弧梁在集中竖向荷载作用下弯矩、纹力、扭矩计算公式
附录C （资料性附录）方形框架梁弯矩（MT）作用卜-地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布
本规范是根据国家发展和改革委员会办公厅《2004年行业标准项目补充计划》（发改办工业 [2004] 1951号），由中国石油化工集团公司组织中国石化集团洛阳石油化工工程公司对原SH 3030—1997 《石油化工塔型设备基础设计规范》进行修订而成。
本规范共分卜章（范围、规范性引用文件、主要符号、结构形式、材料、荷载及地震作用、荷载和 地震效应组合、结构计算、地基与基础及构造要求）和三个附录，其中附录A为规范性附录，附录B、 附录C为资料性附录。
本规范与SH 3030-1997《石油化工塔型设备基础设计规范》相比，主要变化如下：
—根据近年来颁布实施的国家结构专业设计规范，对原规范进行了全面修订：
—对原规范在执行过程中各单位反馈来的问题进行修订和补充；
——将近年来经工程实践验证，技术上已经成熟的新材料、新结构形式等补充进本规范；
——为使用方便，将原规范中引用其它规范，常用的部分内容，直接列入本规范。
本规范以黑体字标志的条文为强制性条文，必须严格执行。
本规范由中国石油化工集团公司建筑设计技术中心站管理，由中国石化集团洛阳石油化工工程公司 负责解释。
本规范在实施过程中，如发现需要修改补充之处,请将意见和有关资料提供给管理单位和主编单位, 以便今后修订时参考。
管理单位：中国石油化工集团公司建筑设计技术中心站
通讯地址：河南省洛阳市中州西路27号
邮政编码：471003
电 话：0379-64887187
传 真：0379-64887187
主编単位：中国石化集团洛阳石油化工工程公司
通讯地址：河南省洛阳市中州西路27号
邮政编码：471003
参编单位：长岭炼化岳阳工程设计有限公司
湖南百利工程科技有限公司
主要起草人：苏军伟于文章王松生刘德文熊英
主要审査人：黄左坚吴绍平徐慎王松生任意王超嵇转平田大齐 韩根荣王耀东黄月年马振明
本规范1991年首次发布，1997年第1次修订，本次为第2次修订。
1范围
本规范规定了石油化工企业塔型设备基础的结构形式、材料要求、荷载及地震作用、结构计算、地 基与基础以及构造要求等。
本规范适用J-•石油化工企业塔型设备基础及地面以上总高度大于或等于IOm的立式容器基础（均 简称塔基础）设计。
2规范性引用文件
下列文件中的条款通过本规范的引用而成为本规范的条款。凡是注日期的引用文件，其随后所有的 修改单（不包括勘误的内容）或修订版均不适用于本规范，然而，鼓励根据本规范达成协议的各方研究 是否可使用这些文件的最新版本。凡是不注日期的引用文件，其新版本适用于本规范。
GB 50007建筑地基基础设计规范
GB 50009建筑结构荷载规范
GB 50010—2002混凝土结构设计规范
GB 50011建筑抗震设计规范
GB 50017钢结构设计规范
GB 50046工业建筑防腐蚀设计规范
GB 50119混凝土外加剂应用技术规范
GB/T 5313厚度方向性能钢板
SH 3135石油化工钢结构防火保护技术规范
SH/T 3147石油化工构筑物抗震设计规范
3主要符号
F列符号适用于本规范。
3. 1作用、作用效应及相关系数
FEVi——塔型设备作用于基础或框架顶部总眼向地震作用标准值；
片——相应于荷载效应标准组合时，上部结构传至基础顶面的竖向力值：
FT——框架顶部总竖向荷载设计值：
FT^ Γτ2——框架顶部塔一1、2的竖向荷载设计值；
GI——环梁自重设计值；
G2——柱自重设计值；
G囱——塔型设备在正常操作状态下重力荷载代表值；
Gk——基础自重及其上部土重；
MO——在板顶总竖向荷载及弯矩作用下，板跨中弯矩设计值；
Λ∕01, M02——血截面处板横向跨中弯矩设计值；
M03——柱宽4范围内的弯矩设计值：
MOF一在板顶总竖向荷载作用下，板跨中弯矩设计值；
Mn——在板顶弯矩作用下，板跨中弯矩设计值；
MX、 M2——框架底层柱上、下端弯矩设计值；
Mba、MBC——B支座处梁左、右端的弯矩设计值;
M
虬、
MED、
ʌ/ BA、M BC
极限状态荷载效应蛆合设计值;
财力设计值;
任以
高 结构重襲性 冰平地震 •竖向地震作用 重力荷载分项系数;
MEF——E支座处梁左、右端的弯矩设j MD——梁端弯矩设计值；
Mi——框架底层以
ʌʃk---相应于j
材E
Mq
I系数:
系数;
卜K ⅛⅛Ht值计9 乍用效应值
∙'f 我标准值计
按基本风
按停产检
梁端扭知
切破坏
设计值;
柱IN最大
用
参
L. 0. 150
修状态
役计值;
计体以外K
组合庄
基础庵面
夜计值:
设计值;
塔一I、2的弯矩设计值;
力设订值:
计值;
,vmaχ
L
YO
YEh YEV
YG
上下端弯矩设计值;
用下，板跨中弯矩设计值;
吊史力奇理⅛ι%时m古応外⅛¾左
■/• 1 地脚，栓处竖向荷哉设计值;
V脚螺栓姓竖向荷载设计值:
谶致应标相翅合时，比础瓶板处的平均压h
，，'顶.「. Z l不出现■应
力区，计算基础底板承载
当基础底面与地基土之计算基础底板承载力时询荷毂跡t值;
相应「仙栽效应标准组《反边缘的最λ和最小压丿J值:
板面的触紹亂
LUS
——塔型设
4 一结构构棉
—承载能,
—按塔基。
——按塔基础雙零里傍准值虫
一按正常 载
——按平台M -
—按塔基砧
按风荷載
而载mH值计WLflE用敬钏L 自重.及丄上部
抓准值讣了 ；效应值;
之和标准值计算的作用效*
i .压状态
In JM的作用效
E用效应值
Wm
%
:用于框架各层节点上的水平荷载设计
数的最大值;
γQ——平台活荷载分项系数;
YRE——承载力抗震调整系数；
TW--风荷载分项系数才■j'
μe 塔型设备风喬載扩大系数：
A5 ―塔型设务叫荷戰体型系数住_
μl~ 衆殮底敦爰花系数；
外一*台活荷栽组合系数：
%——F⅛⅛荷栈准永久值系数；
险-——风荷载组合系数。
材柏玄能、「飾该数尹其它
a---Ly，.底面受压面积的宽度；
b--矩形基础底板沿倾斜方向的边长:
「气、1\ —塔型设备外径、内径；
d, -/-IS环I板)形基础底板的外径；
/a √~经修正后的地基承载力特征值；
I ((! -地基抗点承载力特征福；
∙. -——混凝Ei心抗拉強度没'计值；
-二=U
--从 鲫底板■面至设备顶面的总高度；
Ii-—书E架裕层顶面到基础底板顶面的高度；
b---截囱的有效高度；
妇-——基础底板总厚度；
.—础底極外蛍缘麽度；
a - 一圆环形斑底板航遅畀度：，一二zz_ jf√--框架各展⅛¾层高；
V—础底耗的惯性矩；I \ /34 — -杠截面|x、y轴的惯性糾： *i4——钢筋锚戸长度：r "'广■■L一筋搭蜂氏度；
⅛-一谑脚螺栓数量；j
柱的根数；
q⅛^环梁上飯脚螺栓所W的半径；/
也A⅜圆形基柯底板半径版圆环形基础底板牲半径;
「筒外*径或圆柱半径；
-—圆溜内径：
4 ―-≡环形基础底板内半径；
\\ 'κ―VBl
∖*A噸
V
V
，"——圆孔洵卞径厂
TC础外梁中心姓半径；
々一一塔得底座螺栓中心圆周的半经
月、&…一版棉他斜力E两蝙f遂的最终
5s- 一冲而破坏锥仏載血L2固R：
St-—冲如；E:锥体截面卜一边周长：
7]---塔型设备的基木自;損一周期；
HZ--基础底板的抵抗矩；
⅜——塔型设备保温层厚度；
C——地基抗震承载力调整系数；
ω——柱中心和塔基础中心的连线与水平荷载方向之间的夹角。
4结构形式
4.1塔基础宜采用下列结构形式：
a） 钢筋混凝土塔基础：圆筒式、圆柱式、环形框架式、方形框架式、板式框架式的独立和联合塔 基础（图1）；
b） 钢结构塔基础：方形有支撑框架结构和方形无支撑框架结构。
选用 ，、垣
表1塔基础结构形式
|
h∖, m |
Do, In |
J蠹遍结构形式 |
|
Λ1≤0.5 |
A≤3. 0 |
圆柱式 |
|
Dβ>3. 0 |
F 圆筒式 | |
|
gw |
Zλ>≤l. 8 |
圆柱式 |
|
矽片.8 |
圆筒式 | |
|
ιr⅛Γ |
Dβ≤1.8 |
________圆柱式________ |
|
知 >3.0 |
1. 8<D0≤3. 0 |
圆筒式 |
|
_______v___ |
A>3. 0 |
环形、方形框架式或板式框架式 |
|
注1：知一塔基础顶面至设计地面的高度。 注2： Zλ-塔型设备外径。 |
5材料
0板式框架式 g）板式框架联合式
图1塔基础结构形式
4.2圆筒式、圆柱式塔基础的简（柱）身和基础底板的外形宜釆用圆形或多边形。
4.3钢筋混凝上方形框架式塔基础顶部宜釆用正八边形梁系结构；当塔型设备直径较小或梁系结构不 能满足地脚螺栓布置的要求时，宜釆用板式框架结构。
4.4当塔基础地面以上部分采用钢结构时，宜优先采用方形有支撑框架结构，当不能满足设备及管线 布置要求时，也可釆用方形无支撑框架结构，但框架梁柱连接均应为刚接；连接肯点宜釆用焊接或高强 螺栓连接。
4.5钢筋混凝土塔基础结构形式，应考虑生产要求、结构构件布置合理、施工方便等因素，宜按表1
5. 1塔基础混凝土的强度等级除应满足GB 50010—2002规定的设计使用年限为50年的结构混凝土耐 久性的基本要求外，尚应符合下列规定：
a）钢筋混凝土圆筒（柱）及框架的梁、板、柱不应低于C25；当结构处于严寒和寒冷地区时，或框
架结构抗震等级为一级时，不应低于C30：
5.2
5. 3
b）基础底板或桩承台不应低于a<*≡朝垫层术际 混凝土中掺用外加剂，应符夕4^0119的有关规定。 钢筋选用应符合下列规必
a）纵向受力钢筋宜方
IRB335 ®
3 HRB335 级或 HPB235
5.4
级热轧钢筋 b）结构抗震辱£
测值的
钢框架钢伊5早 钢框旳Y 钢哄梁、柱, 采M焊接矣 的
5.5 ；
5.6 \ -20'C 5. 7 150C,∣
混凝土框架，其纵向 ⅜d^l∙25,且钢筋屈服强度的实测值与强疝WH ，合下列规定： \
应
斜将 I] Q2Y -
■购*备础孑度祢至■物貞新極耕教甜丿向的NJJ
不应4 B GB I VtiJ m 4 i ZIs ¾⅛<i>τ⅛.,l 伯； 尹求时，RSWffft ∕⅛φ =SL Y
L且伸长率应大于20‰ \
焊剂、高强螺栓等钢框架■用，应符合GB 50017中純 玳用Q235或Q345钢制作________
!* 用沸腾钢制钢。
⅛⅛*况下，混凝
f,frft虑强度折减，
*测值与屈服强度实 汰，不应大于1.3。
B Q235、钢;
厚度方向
应有明显
■应梗用4冷加工处理的钢材。Tl E
土构牛表面的受热温度不宜高于60*C,钢构卅Λ '「 或采取有效的隔热措施.
固定设
重、正常■
:包括风荷
b)
6.2 ψfefe
6. 2. 1 k⅛
4. OkN/ml'
6.2.2 τ⅛
kN/m2,塔再I*
6. 2. 3当晞
6. 3风荷载、 ________
6.3.1
\ ***. ∖
：■；.：、附设在设；r
护房重、七重：
充水荷载
低于
咛IF台板、次壬W
IlUIO. 5 仍 台话荷载可取零.
肾载标
式中： XZT
-塔型溢出J>
•高度 z<5∣MV 塔型设备风矗W •高度Z处风压论 塔型设备风荷载扩扁y •塔型设备外径，对变截面韓
梯时，活
我f准值.可技厂""•
，风荷载标准值，kN/m：
考虑，框'
平台活间
宜小于
寸计算，m；
δ2——塔型设备保温层厚度，m；
6.3.2
a)
b)
呼O--基本风压，kN∕m∖
高度Z处的风振系数，
当塔型设备的基本自
备的基本自振周出
I结构高度Z处怀県
独立塔型设芻扇&
应按
汙威定确定： r*∙> 興N0.25s时，应考虑风兩 貝e占駆9的五斂⅛; 索数取0.6,对于多塔排
甲題构顺风向风振的影响。塔型设 段争分NF荷载体型系数，按
系数按表2采用•
6.3.3
GB 50009的有关:
6. 3.4塔型设备」
|
______/S6 Z |
衣V 妇土 ⅛R¾<*1W啾刀 人歩ΛX"e | |||||||||
|
D / / |
C |
0. 7 |
0. 8 |
0. 9 |
1.0 |
1.6 | ||||
|
独立平台呼/ |
0 |
47 |
0. 43 |
0.40 |
0.38 |
0. 35 |
0.28 | |||
|
联合平/（离蜃 |
0 |
74 |
0.66 |
0.60 |
0.56 |
0. 52 |
[<⅝λ |
0. 40 | ||
|
联合平g（⅛¾⅞f |
L 07 |
0. 96 |
0.88 |
C |
.81 |
0.74 |
0.66 \ |
0.55 | ||
|
注1： ZG为审设备内径，当为变直径时，可 注2：僵 M载影响已包括在内。 注3：灘E卷用于平台平均垂直间距如W3, |
按务段高度和卩 5m,当平台』 |
［径求加权平均值。 E均垂直间距知>3∙5m时，i |
\折减系 | |||||||
可用插入法计算。
I. 5∕⅛. 卩中间值时,
表2（续）塔型设备风荷载扩大系数^
2. 0
2.8
3. 2
独立% 联合日
%梯) ⅜⅞) m)
0. 30
3. 8
4.0
0. 18
0.23
0. 21
0. 20
0.20
10.25
0.35
>6. 0
0. 27
0. 26
GB 50009取值,但不应小]0.35kN∕m∖
6. 3. 5基飛
6.4地震梢 ______________ _________
1框架整筋咿（博高世j 柱式塔基础等混作X* 6.4.2计算塔與發彦侖蝇震作用时，可只考虑塔型设备作用于基的竖向地震作用, 其标准值按下式计鬼上、 /卜"/
射饵的圆筒或圆
^EVk = VmaXGEq
式中； X.
性Vk——塔型设备作甫炭略，架顶部总竖向地震作£ αvmM——贤向地震影响系袞应巫項，取水平地震影响系' GEq——塔型设备在正常操作忑f⅛苟將代表""
:值的65%；
6.4.3塔型设备正常操作状态下重力荷载代表值，应取设备永久重力荷载的标准值与设备平台活荷载 的组合值之和。设备平台活荷载的组合系数采用0.5。
7荷载和地震效应组合
■ ； ■ - *
7.1计算结构构件的强度、稳定性和连接强度时，应釆用承载能力极限状态下荷载效应的基本组合。 验算钢构件变形时,应釆用正常使用极限状态下荷载效应的标准组合.验算钢筋混凝土构件裂缝宽度时, 应釆用正常使用极限状态下荷载效应的标准蛆合，并考虑长期作用的影响。
7.2承载能力极限状态下，塔基础应分别按正常操作、充水试压、停产检修、地震作用四种工况进行 效应组合，取其最不利情况进行构件设计。
7.3荷载名称及代号见表3,塔基础荷载和地震效应组合内容见我4，
表3荷载名称及代号
|
______荷载名称 |
,荷载名称 |
代号 | |||
|
塔体自重 |
(1)： |
祎及.钢梯専- |
- |
(8) | |
|
塔体防火及保温层重____________ |
(2) |
沖範 ， 一 |
⑼ | ||
|
塔内操作介质重_______________ |
⑶ |
基本风压取0.15kN∕m≈的风荷载 |
(10) | ||
|
塔内充水重_________________ |
(4) |
赢作一 ~~ |
(11) | ||
|
管线自重及保温层重 一 |
⑸ |
根篥平台活荷载 ■ |
(12) | ||
|
管线内操作介原重 |
________J_____________ |
(6) |
塔体平台活荷载 |
(13) | |
|
管线内充水重 |
___ |
塔基础自重"闻.：J '_______________ |
(14) | ||
■ l∙ ⅛ -* . ■ ■ , ' '⅛- '∙ ,, *■ 1 . I ' - 一 - - .
表4塔基础荷载和地震效应组合内容
|
荷载状态 |
组合 |
内容 | ||||
|
正常操作 |
+ ⑵、(3) |
+ (5) + |
(6) + |
(8) + |
⑼ |
+ (12) + (13) + (14) |
|
充水试压 |
(1) +.(2) + 【4) |
+ (5) ÷ |
⑺+ |
⑻+ |
(10) |
+ (12) + (13) + (14) |
|
____停产检修____ |
q> + .(2) |
+坦，+ |
(8) + |
(9) + |
(12) |
+ (13) + (14) |
|
地震作用 |
(1) + (2) + (3) + (5) + (6) |
+ (8) +0.2x∙(9) + |
(11) + (12) + (13) + (14) | |||
7.4塔基础在正常操作、充水试压和停产检修状态下，结构构件的承载力成符合下式规定:
YIiSWR .......................................... (3)
式中：
S——承载能力极限状态清载效应组合设计值：
γ0——结构重要性系数，取1.0：
R——结构构件抗力设计值。
7.5正常操作状态下，塔基础荷载效应组合设计值，应按下式计算：
S = ∕G∙S,Gk + + ..............................⑷
式中：
yc——重力荷载分項系数，按表5取值；
SGk——按正常操作状态下重力荷载标准值计算的作用效应值；
yw--风荷载分项系数，按表5取值：
SW一按风荷载标准值计算的作用效应值；
Yq—平台活荷载分项系数，按表5取值；
Ψt——平台活荷载组合系数，按表5取值；
SQk——按平台活荷载标准值计算的作用效应值。
7.6充水试压状态下，塔基础荷载效应组合设计值，应按下式计算：
S = TgSgk+ 疽可+僦兩 ................................. ⑸
式中：
SGK—按充水试压状态下重力荷载标准值计算的作用效应值；
SW——按基本风压0∙ 15kN∕m2计算的作用效应值。
7.7停产检修状态下，塔基础荷载效应组合设计值，应按下式计算：
S = 70⅛k + >,w^w + .................................⑹
式中：
SlGk——按停产检修状态下重力荷载标准值计算的作用效应值。
7 8荷载分项系数、组合系数、准永久值系数，应按表5规定取值。
表5荷载分项系数、组合系数、准永久值系数
|
荷载名称 |
分項系数 |
组合系数 |
准永久值系数 |
_____备 注_____ |
|
塔体自重、防火及保温层重 管线自重及保温层重. 塔体上平台及钢梯重 上部结构和基础重 |
对由可变荷载效应控制 的组合取1. 20 对由永久荷载效应控制 的组合取1.35 |
— |
、.，.--■T. ,•- — | |
|
- 充水重 |
1. 1 |
— |
⅜ — | |
|
平台活荷载_________ |
1.4 |
0,7 (0.5) |
0.6 |
括号内数字用于地震组合 |
|
风荷载___________ |
1.4 |
1.0 (0.2) |
0 |
括号内数字用于地震组合 |
|
注：釆用安装（检修）平台活荷载时，其分项系数取1.3.________________________________ | ||||
8结构计算
8. 1 一般规定
8.1.1塔型设备基础的结构安全等级均为二级。
8.1.2框架式塔基础框架应按乙类构筑物进行抗震设计。
8. 1.3现浇钢筋混凝土框架式塔基础的结构抗震等级，应按SH/T 3147的有关规定确定。
8.1.4钢框架式塔基础受压构件的长细比不应大于15Q；钢框架式塔基础受拉构件的长细比不应大于 250；当有抗震要求时，还应满足GB 50011中有关长细比的规定。
8.1.5钢框架式塔基础的主要受弯构件（框架梁、设备梁）的最大挠度，不应大于计算跨度的1/400； 次要受弯构件（平台梁）的最大挠度，不应大于计算跨度的1/25OO
8.1.6钢框架要求焊透的对接焊縫的质量等级不应低于二级；主要构件的貼角焊缝的外观质量等级不 应低于二级；其它焊缝的质量等级不应低于三级。
8.1.7框架式塔基础均不进行结构的疲劳验算。
8. 1.8塔基础结构计算时，应考虑管道荷载对塔基础产生的偏心影响。
8.2圆筒.圆柱结构
圆筒结构应按沿周边均匀配置钢筋的钢筋混凝七圆环形偏心受田构件设计，圆柱结构应按沿周边均 匀配置钢筋的钢筋混凝土圆柱形偏心受压构件设计，其正截面受压承载力按GB 50010的规定计算。
8.3环形框架结构
8.3. 1
8,3.2
8.3.3
当水平荷载力
个地脚螺栓间的中心线上时
水平荷戡
.用方向重合于:
,脚螺栓軸线
水平荷载作用方向位于相临肌卜地阳螺用问勺
上地'
栓处
竖向荷载作
梁在均布
可按表6
用下
祖扭矩设计值
载作用
丑矩计算
些脚螺栓所在圆的半径
A顺序数；
部弯矩设计值，kN∙m.
向荷载设计值 设计值.kN；
幽栓纠 竖向荷
泰大扭矩 处与跨中 轴线夹角
φ
环形框架宜按空间计算，也可简化为兰酔血嶙楚内力分析。 环梁的竖向荷载设计值，可尊牙投寓爲
'--Eg-亠亠独线时（图 2a））.
上述式中:/Q Pi——唳上地I 片一j≡≡⅝∕j
%
__ɪ
跨中MC
kN∙ m
0. UO7gro4
21 I6gro∙
25°48'
0. 7854
0. 0262 gr02
-0. 09
Tk 0519 gr0'
筋混凝
'.5°
弧梁上单位长度的均布荷载设计値 无环梁梁髙不小于梁宽的坯#
8. 3.4顶部弯矩（MT）作用 竖向荷载作用下的弯矩、剪力、扭刺 8.3.5环形框架柱的轴向力设计值，可披
沸环梁上地脚螺栓所产 可按附录B计算。
17o16'
12o58,
0. 392
史吳佝荷载及水平圆弧梁在集中
a）当水平荷载方向对称并重合于柱轴线时（图3a））:
'〃2 ，的L 旳 5 滅2
b）当水平荷载方向軒称但不就咅于雲蝶虞K图3b））七 ―* m="丄也海 A⅞≡M≡（⅛⅛ ,您 n2r0 n2 ¾歹,幼様
// 7
上述式中：F
Nj •柱4勺軸冋Λt⅛,r!值，kN；
W2——年的根数;/
GI——球梁自重设计值，kN：
G—柱自重设计值，kN；
J十瘙為鬲顺序数!；
吧一一计算房以上作用于框架各烷节点上的水平荷载设nn: 如-框架各层顶面到基础底板顼面的高度，m. I
水平荷義 X
a）柱最大竖向荷载方位」
!■ I 1
图3柱和环梁的最大竖向荷载方位
水T荷*作用F的年端弯矩，司-采用发弯点法近似计算,各柱承受的翦力可按图3的相拔方位
卜列公式计算
V-…柱的載力队异T，kN； .
3——柱中心和塔基础中心的達线与水平荷载方向之闾的夷制
IV-帯袖省值总利，kN*.生£（刍）
Jx、JY- 面浪辨我∕⅛性扇〉⅛F浩环商⅛架平面的箱板為y轴，切和为X轴.
8.3.6.2柱的最大剪力，可按将巾公式计算：
a） ¾ K<,>l 时， 3=0°、涂0二 A
b) 当 K0<l 时，(包=90°、270° )
C)当 Ko=I 时,
':max
二2M w+κ°)
g n2(i + K0)
V =-5k zmax
(13)
•(14)
•(15)
上述式中：
Vg——拄的最大剪力设计值，kN.
8- 3. 6. 3柱端弯矩，可按下列公式计算： 底层柱上端：
a)
Ml =V
⑹
/(X
b)
底层柱下端:
C)
其余各层柱的上、下端:
8. 3. 6.4 a)
上述式中：
、M2——框架底层柱上、下端弯矩设计值，kN *m；
Mi——框架底层以上各层柱上下端弯矩设计值，kN ∙ m；
%——框架各层的层高，m°
在柱端弯矩作用下，梁端所产生的弯矩和扭矩，可按下列公式计算: 梁端弯距：
M _ Mn +Mn+l
MD- 2
Sin切
b）梁端扭距：
F Λ∕n+ Λ∕λ+.
TD =—《一。E COStu 2
上述式中：
虬、—节点上、下柱端弯矩设计值，kN∙mi
MD——梁端弯矩设计值，kN∙m;
TD——梁端扭矩设计值，kN∙m.
8.4方形框架结构
(17)
(18)
(19)
(20)
8- 4∙ 1方形框架可按平面框架计算。在竖向荷载作用下框架横梁上竖向荷载设计值,可按下式计算（图4）。
(21)
4
式中：
Pλ——框架横梁上地脚螺栓姓的竖向荷载设计值，kN,
为一框架横梁上斜梁姓的竖向荷载设计值
图4方形框架横梁上在竖向荷载作用下的竖向荷载分布示意
8.4.2顶部弯矩作用下在框架梁上所产生的竖向荷载设计值（图5）,可按附录C所列公式计算。
图5方形框架弯距作用下在横梁上所产生的竖向荷载分布示意
8.5板式框架结构
8.5.1等厚的板式框架，其板的内力可按弹性理论分析计算。当板厚度不超过1/5板边长时，板可简 化为二维计算，超过1/5时，宜按三维计算。板的开桐直径与柱距之比不宜大于0. 85,也不宜小于0. 3. 板的厚度不宜小于柱截面高度。
8.5.2板的内力计算也可釆用有限元法，划分网格时，柱中心及螺栓位置必须在划分单元的节点上： 且所划分单元的边长比，不应超过1:3。
8.5.3当塔型设备的地脚螺栓多于10个时,板的内力可釆用8. 5. 3. 1至8. 5. 3. 4所述下列简化计算方 法。
8. 5. 3. 1塔居中布置的单跨正方形板（图6）的跨中弯矩设计值，可按下列公式计算：
a)在板顶总竖向荷载及弯矩作用下： 当A1=2rA时
MQ = 0. 09 ∖Fτrll + 0. 159Λ∕τ .................................(22)
当Z0>2rq时
MO =(0. 125 Zo -0. 159rq)Fτ +0.159 (但-I)MT ..................(23)
b）在板顶均布荷载作用下:
当妇=2%时
A/ = — qLn3 q 4o 当4>2气且54少佃分__
当 Zυ>2r√iZ∕⅜Z∕3⅛<
/¢/
当
上述式/：, Mo 4— MqF
学总竖向
夕均布荷载作用下，板跨r '底座螺栓中心圆周的半径, 的均布荷载（包括自重及活
,板跨中弯矩设计值
kN∙m
荷载的设计
kN/m
乩洞半径
8. 5. 3. 2
跨正方
平血
中弯矩
旺•卜同公式计算:
(24)
(25)
(26)
(27)
a)在板顶总竖向荷载作用下:
睥胡丄34樂渺如 ............
在板顶弯矩作用下：不，W '≥ ,1
'WOl=^≡4⅛-0∙⅛⅛;/''- ..........
在板顶均布商贏曲下："’ ' 严
V
,•/. > "∙,'-¾- '■ - Mq- (O- 15-3-+O. 333-⅛-0∙
//缶://' 妇 A)
上述式W空"
M(JF—声在板‘風总缪向荷载作用下，板跨中弯矩设计值，kN∙m;
AfOT 在板项鸯矩作用下，板跨中弯矩设计值，kN-m,
S 5 3. 3上：√∙J.. fʌ &纵向可视为支承在钗接支座上的等截面连续梁.霍宽輯也到板边的距 离；板祯荷祯该J简支梁。当每跨板仅有一个塔，且其中心与板的纵向戒心轴重合时.(图8〉，板的 内力可按好方袪计算：
c¾ I
I l-⅛¾ I
在板顶总竖向荷载及弯矩作用Tf板的纵向弯矩
( A∕ >a ÷ A/ BC)
ʌʃBA = KnFTiLi KmMfI .................................(33)
ʌ/BC = KbFj2L2 + τ2 .................................(34)
——跨中处
跨中弯矩可按在集中荷载作用下的简支梁计算，但计算出的弯矩应乘以扩大系数1.2。其梁上的集 中荷载（见图9）可按下列公式计算（公式及图9中有括号者适用于BC跨）：
ZlLG(LLG) C∣(q)
--
图9简支梁集中荷载
(Pi = Q. 0625Fr2 + 0. 0948 処ɪ)
b）在板顶总竖向荷载及弯矩作用下，板的横向跨中弯矩（图8）可按下列公式计算：
--边跨（风向3或风向4）:
对截面m—nι
ʌʃoɪ = （θ∙ 125Z3-0. 159q∣）e+ — Mτι
对截面m-n2
Mg = （0∙ 125Z3 — 0.15%2 ）呂2 + ^⅛—Λ∕j2
--中跨:
对截面S—"3和截面S—他的弯矩可分别取用Mn和MI2»
在柱宽R范围内弯矩值可按下列公式计算：
M03= -■ -ʌ~ WQl + W02） ...........................（43）
C1+C2-ζ,ι-⅛
上述式中：
归BA、财BC——B支座处梁左、右端的弯矩设计值，kN ∙ mi
MED. MEf——E支座处梁左、右端的弯矩设计值，kN∙mi
λ7ba、MSC-- 定中支座固定时中支座处梁左、右端的弯矩设计值，kN∙m;
Am ■> krι----系数，见表7：
4、4、扃——梁的纵、横向各跨跨度，m；
月I、S—框架顶部塔一1、2的竖向荷载设计值，kN；
Λ∕τι, Mτ2——框架顶部塔一 1、2的弯矩设计值，kN∙m;（塔一1、2塔裙底座处弯矩，对B 支座弯矩风向1,对E支座弯矩为风向2）；
R、乌、Pi——梁上各点的集中竖向荷载设计值，kN；
%1、——塔裙底座塔一1、2螺栓中心所在圆周的半径，m；
Mtn、M02---/Ji，珀截面处板横向跨中弯矩设计值，kN ∙ m；
M03——柱宽岛范围内的弯矩设计值，kN∙m;
⅛——柱的截面宽度，m；
0、C2——中柱至塔一 1、2中心的距离，m»
C）在板面均布荷载作用下、纵横向跨中弯矩可分别按式（24）、式（25）、式（26）、式（27）、式（3。）
计算。..................................
8. 5. 3. 4板跨中弯矩沿洞截面非均匀分布，洞边到板边缘由大逐渐减小，其差值约为15%,配置钢筋 时，应按此值调整。
表7 &、Km系数值
|
参数 |
CJrql （或 GΛq2） | ||||||||||
|
1. 1 |
1.2 |
1.3 |
1.4 |
1.5 | |||||||
|
Kn |
Km |
Kn |
Km |
Kni |
Kn |
Ktn |
KIB | ||||
|
A 或 全 4 |
1/2. 1 |
0. 04729 |
0. 1570 | ||||||||
|
1/2.2 |
0. 05092 |
0. 1700 |
0. 05122 |
0. 1565 | |||||||
|
1/2.3 |
0. 05404 |
0, 1846 |
0. 05474 |
0. 1794 |
O- 05407 |
0.1731 | |||||
|
1/2.4 |
0. 05776 |
0. 1924 |
0. 05752 |
0. 1875 |
0. 05609 |
0. 1789 | |||||
|
1/2.5 |
0. 06036 |
0. 2048 |
0.06051 |
0.2013 |
0. 05952 |
0. 1948 |
0. 05746 |
0, 1856 | |||
|
1/2.6 |
0. 06309 |
0. 2143 |
0. 06250 |
0. 2091 |
0. 06089 |
0. 2012 | |||||
|
1/2.7 |
0. 06508 |
0. 2228 |
0. 06389 |
0.2161 | |||||||
|
1/2.8 |
0. 06731 |
0, 2358 |
0.06650 |
0. 2303 | |||||||
|
1/2.9 |
0. 06876 |
0. 2439 | |||||||||
|
1/3.0 |
0. 07072 |
0. 2570 | |||||||||
8. 6结构抗震验算
8. 6. 1塔基础的抗震验算，应符合SH/T 3147的有关规定。
8. 6. 2抗震设防烈度为6度以及抗震设防烈度为7度且场地类别为I类、II类的圆筒式、圆柱式塔基
(45)
8取值
水平地震作用分项系数
孕虑水平地震作
虑上向地露作■
地震作用为
用于基础底面
应按下列规定
Fk+ Glc
IE歹厩礴强度系薮 液防烈度的罕遇地震作用卞 构件的承载力应符合下式规定
分项系数，按表8取值：
作冃标准值计算的作用效应值 按表5取值。
水试压工况下，基础底面不成出现零应力3 代及地震作用下，基础底面允许出现零
水平地震作用：抗震设
/地震作用的分项系数
也基础水平變塑竺亶
「向地震作用—
塔基础竖向，
,荷载组合系
础，可不进行抗震验算，但应满足抗庭 8.6.3抗震设防烈度为7度时， 向地震作用和水平地震作用的4 8.6.4抗震设防烈度为 GB 50011中有关规与船 8.6.5塔基础在地泌4
5 8度和9度时，应同时考虑竖
湫框架式塔基础，宜按 的抗震验算。
,寇釆用正常使
厂""W 系数，按SH.T31J7f 也仇,
8.6.6地：「福效盧的组合设计值.
同时考虐栩幄向V _
，地
9. 1地基点_____________
9-1.1验算站础在我荷
用极限状态下疏哄谖
9.1.2塔基础敬输
9. 1.3塔基础在1>*对
大于基础底面积的Iw遍
9.1.4在偏心荷载作用
(46)
Pg ---；— + -Tr W1. 2£
, 片+Gk M
'∕)t . = —— K
Pk 守荷籤兹应标准组合时，基础底板处坦平均压为値，kPa；
PknM、Z⅞曲"义相应于荷载效应标准组合时，基础底板边缘的最大淑蟻小压力值，kPa； " 顶鱼于荷载效应标准组合时，上部结.构传至基⅛≡的财句力值，kN； 基础自重及其±≡⅛⅛--⅛h- -q \
. 相应于荷载效应标准组合时，作用于基础底面的弯始值，kN∙'nn
",六一基础底板的抵抗矩，mJ；
兌一经$正后的地基承载力特征值，kPao 的圆形 , I r
上述式中:
¢47)
.....(48)
i压面积宽度按下式计算:
a=τrι
1.¾
坦础底面受压面积的宽度，m 系数，见表9。
(SO)
• (49)
表9(⅛)八"索数横
____________: r -I
|
e∕r∖ |
0. 40! |
0.41 |
0 |
.42 |
∕θ. 43 |
0. 44 J I |
J |
.45 |
0. 46 |
0. 47 |
0⅛,4¾ |
M" |
0. 50 | ||
|
⅜v |
1.513 __________________1_ |
1.482 |
1. |
455 _______________________________________1 |
i 1. 428 |
1. 399 |
1. |
371 |
1.343 |
L 316 |
1. Z北 |
牌.例 |
L 234 | ||
|
ξ |
17& ___∖k |
I. 142 |
1. 115 |
— 1. |
.09Q∕ |
1. 064 |
l,∕308 ! L |
1. |
OlO |
0.984 |
；0. 959 Z |
φθ8 |
0.883 | ||
|
表9(续)ξj 了素数值 -- I I I |
// /ʌ /! | ||||||||||||||
|
0,51 V |
、' ….`r |
0. 54 |
0.55 |
0. 56 |
0. 57 |
0.58 |
0. 59 |
0. 62 |
OT 63 | ||||||
|
T |
1.207 |
li.>8-Γ- |
L⅛4 |
1. 128 |
~h 102 |
L 075； |
1.049^ |
L 023 |
0. 998z |
0.972 |
Oj46 • . r____________ |
0. 921 |
0. 895 | ||
|
ξ |
0. 857 |
0.漁: |
务级8 ■. |
Q. 784 |
0. 759 |
0, 735 |
11711 |
0. 688 |
Q.,殮: |
0∕¾41 |
().618 |
0. 596 |
0. 573 | ||
|
e∕rι |
0. 64 |
机65 |
O. 6⅛ |
r—~ib-*η m 68 |
二位虹 |
二立市) |
「0. •，. L 二 L : |
板73 |
0. 74 |
0, 75 |
0.76 | ||
|
τ |
0.870 |
0. 845 |
0. 820 |
0. 794 |
'6. 769 |
0. 744 |
0. 720 |
O. β⅛⅛ |
0.670 |
0. 645 |
0. 621 |
0. 596 |
0. 572 |
|
Ot 551 |
0. 529 |
0. 507 |
0. 486 |
0.岐 |
0.444 二二：__ |
0.42⅛ |
.0:403 |
0. 382 |
0. 363 |
0. 343 |
0. 324 |
0. 305 |
9.1.5当釆用地震作用效应进行天然地基承载力验算时，地基抗震承载力的特征值，应按下式计算： -ZaE = GJtL ........................................⑸）
式中：
faE——基础自重及其上部土重，kN,地基抗震承载力特征值； ζa——地基抗震承载力调整系数，按GB 50011有关规定取值。
9.2地基变形计算
9. 2.1塔基础应进行地基变形计算，且不应大于表10规定的地基变形允许值。
9. 2.2计算塔基础的地基变形时，作用于基础底面上的荷载效应，应釆用正常使用极限状态下荷载效 应的准永久组合值，不考虑风及地震作用的影响，按下式计算：
S = SGk+Sτk+% Sq∣c .................................... （52）
式中：
STk——按塔基础自重及其上部土重之和标准值计算的作用效应值；
― 台活荷载的准永久值系数，按表5取值。
9. 2. 3地基的最终沉降量，应按GB 50007中有关规定计算。
9. 2.4塔基础的地基变形允许值应符合表10的规定，基础的倾斜值，应按下式计算: tg° = &A ...........................
(53)
4（或幻
式中：
§、S2一础倾斜方向两端边缘的最终沉降值，mm；
d`——圆环（板）形基础底板的外径，mm；
b——矩形基础底板沿倾斜方向的边长，mm。
表10塔基础的地基变形允许值
|
变形特征 |
地基土类别 | ||
|
砂土和中、低压缩性點性土 |
高压缩性黏性土 | ||
|
_ ____________基础沉降笊，mm |
100 |
200 | |
|
一般塔型设备I立式容器、壊料塔和折流塔等）基础的倾斜 |
0. 004 | ||
|
分憶类的塔型设备（板式塔、常压 塔、减压塔类等）基础的倾斜 |
Di>3 200(mm) |
0.0025 | |
|
Di≤3 200 (nun) |
0. 004 | ||
9 2.5当生产有特殊要求时，塔基础的地基变形应满足工艺要求。
9. 2.6框架式塔基础的柱基为独立基础时，相邻柱基间的沉降差不宜大于0.002倍柱间距。
9.3基础设计与计算
9 3.1计算圆筒、圆柱及圆环式塔基础底板强度时，底板土压力视为均布荷我，其计算简图见图10、 图11、图12,其值按以下公式计算：
a） 当基础底面压力P NO时：
ɪ nun
b） 当基础底面与地基土之间出现零应力区时；
Za A
上述式中：
Pl——当基础底面与地基土之间不出现零应力区，计算基础底板承载力时的荷载设计值，kN/m'：
P2——当基础底面与地基土之间出现零应力区，计算基础底板承载力时的荷载设计值，kN∕mii
I——基础底板的惯性矩，m∖
图10圆筒形基础底板计算荷载
图11圆环形基础底板计算荷载
9.3.2
图12圆柱形基础底板计算荷载
，，讦'j底札3：接处的冲切强度按下式计算:
式中:
Pi
b)
七W 0 35 f. (S-+ S.仇、
〃破5..外的荷载设计值.
* !:轴心抗扑强度设讣值，N
画下边周长
£坏锥体截
Λ~AO)；
W效高度 鬼外的荷
—由 Pι∖, 当验算筒勤
筒壁
周长
，mπ.e
载设才值.
，"丄缘处底板的",时：
HC = PiM - ( j+ A,I )2
下公式订
(57)
圆形基础底板的瓯Wl 圆筒式基础底板的収 底板各点正负弯矩最大 大值验算截面；
的AO时：
∖v -C=PiJr(z⅛ -A0 )2
华做铲式基础底板的内力)，按 Λ⅛∕面各点上下层的钢筋面w⅛sms?力，按两组荷载计算，取
第一组荷载：Pi取用用、,2中大值计算（图13）；
第二组
础底板
筒式基础.
圆筒式基础底板计算荷栽之
均布荷
9.3.5
9. 3. &
■强度验算
枚W：.JKj""垂时，
后屈础底板的计算应符合卜列规定
泗Ml E勺联舍塔基础底板，宜采用刚性筏板；
匸, 「小于80Omm,并不应小于柱截而边&
础的悬挑长
H川極板基础顶面的竖向重力荷载的合力重心"EK
9.3.1
确定｝
9. 3. 8’
础连券
9.3.9
基承载丿*肉 倍板厚度∖t 9.3.10
生产时， .......________ ....—…—……
:筏板基础的内力可按弹性地基刚性板方法计算；筏极基础应验算抗冲切
区计算征板*
虑筏板基状 '的埋深，应
础内力时不考 自重及其上部 衆虐地基情况、
基础自重及其
素综合
K塔基础采.
毕应在纵曲 §半基础釆
取小4
两向设置 冃整板式基■
,抗震等 匡架应沿E 宜釆用刚，
）,且不宜 J、I 0. 6m. H 1 净悬挑长度小宜小于板厚J 或环形板扩展基础时，图:
［向设*
k底板「 ；应小］
级的钢
筋混凝土
环形板基础
..板的厚度 ,柱截面边
不宜小于 頌板的J
gι嘆〜1/6 （地 焉/宜大于2. 5
础尺才宜符合V列规定
(59)
(60)
(61)
-1 一尸2
(62)
(63)
m：
2.2
Ata>λa∕2≤Λ2.
上述式中：
rc——基础环梁中心处半径，m；
圆形基础底板半径或圆环形基础底板外半径, 圆筒外半径或圆柱半径，m；
圆筒内半径，m：
圆环形基础底板内半径，m；
基础底板总厚度，m:
•基础底板外边缘厚度，m；
圆环形基础底板内边缘厚度，m； 圆环形板基础底板的外形系数，可依据4/%按图15査得。
玄 1.0
|
\ | ||||||||
|
ʌ | ||||||||
|
X | ||||||||
°∙9
°-8
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
1，0 1.1 L 2 1.3 1.4 1.5 1.6 L 7 疗/揑
图15圆环形基础底板外形系数
9. 3. 11圆柱式塔基础底板悬挑部分的宽髙比（图12）,宜满足tgα ≤2. 5的要求.
9. 3.12进行基础底板的内力计算和抗冲切强度验算时，上部结构传来的荷载效应组合，应采用承载力 极限状态下荷载效应组合的设计值。
9 3. 13当采用桩基础时，可按GB 50007中桩基础部分有关规定进行设计与计算。
10构造要求
10. 1 一般规定
IOl-I塔基础结构顶面二次浇灌层宜采用高于基础一个强度等级的细石混凝土或髙强无收缩灌浆料, 其厚度宜为30mm〜50mm。
10.1.2混凝土保护层最小厚度应符合表11的规定，且不小于受力钢筋的直径。
表11混凝土保护层最小厚度 单位：mm
|
构件名称 |
圆筒的筒壁 |
圆 柱 |
框架结构 |
基础底板和底梁 | ||
|
板 |
梁、柱 |
有垫层 |
无垫层 | |||
|
最小保护层厚度 |
35 |
35 |
25 |
35 |
40 |
70 |
|
注R当结构处于三类环境时，表中保护层厚度应再増加5mm. 注2：梁柱中箍筋和构造钢筋的保护层不应小于15mmo | ||||||
10. 1.3钢筋的锚固、接头、焊接、弯钩、配筋率，均应符合GB 50010的规定。
10.1.4根据地下水、上的腐蚀程度，设计地面以下的结构构件表面需要防腐蚀时，应按GB50046的 有关规定进行防腐处理，
10.1.5当塔型设备的介质有腐蚀性时，与其接触的结构构件表面，应根据塔内介质的腐蚀性质，应按 GB 50046的有关规定进行防腐设计。
10. 2圆筒式塔基础的构造
10. 2.1筒壁结构的构造（图16）,应符合下列规定：
a） 筒壁的厚度，应根据塔型设备裙座宽度确定，且不应小于30Ommo地脚螺栓中心到边缘距
离不应小于4倍地脚螺栓直径，也不应小于】5。响，地脚螺栓应埋设在筒壁受力钢筋网以 内;_________
b） 筒壁按双层钢筋配置；
C）筒壁内回填砂或土，顶部浇灌80rrnn厚强度等级为CIO的混凝土。
7
8OJ字C】0索混微上
填砂或填土
Olɔ淒'A
≥Φ12^100~200
N150<4d)m50(4d)
图16圆筒式塔基础筒壁的构造及配筋
10.2.2基础底板的构造，应符合下列规定：
a） 基础底板边缘厚度不应小于250mm；
b） 基础底板的配筋，应根据受力情况确定，一般可按图17、图18.图19三种受力情况配置，当
有其中两种以上受力情况者，各种受力情况分别取最大值配置钢筋。
10. 2.3地脚螺栓宜釆用直埋；当直径小于等无 径；当直径大于32mm时，宜采用 12釆用。锚板式地脚螺栓的锚 10.3圆柱式塔基础的构造/
聞式。地脚跡 寸可按表13采用。
国J宜釆用直钩式，弯钩长度釆用4倍螺栓直 度从二次浇灌层底面算起，可按表
圆柱式塔基础
圆柱式竖向 地脚螺栓方 在圆柱功 地脚螺施
ZJk应满足下列要求丁、ʃ` 歹最于0. 05%； >√
不应小于4倍地脚螺栓直径，也不》
地脚螺栓应埋设
10.3.2
10.4框架式*基础'
10. 4. 1
10. 4. 2
18mm I
10. 4.3
@100-2!
塔基
!、柱和基础的构造均应符合GB
板的上下层均应配置八字筋，每角单层不
L7'∣'mm ⅛S 21 ` . :,
板箍筋宜为封闭式,直径胸小于0ιm
(850-300
@!00、250
0100-250
锚固长度；4一钢筋搭接
50010 游定。、
少于4
不应小于
@100(50
底板下层間筋
图17底板受力情况一的配筋
图18底板受力情况二的配筋
150(4 J)
3网d)
<⅞?T
@100-250
@ii?0-250
@1(M)-250
圆柱式塔基础I
底板受力情况三的配筋
A f加;•置在纵横向受力就N侧
* f ⅛18.(g≤150πm3
板式框架顶板配筋;
J I >Φ8
U @100^50
、KIO @100-250
底板上房配筋
冲0 商 50 二 300
地脚螺栓形式
表12地脚螺栓锚固长度
地脚螺栓简胃
Lm
Q235 钢 Q345 钢
25d(30rf) 3(W(35Λ
15rf(18<∕) 20d(23d)
15d(l⅛Λ 20rf(23<Λ
注1： d为地脚螺栓直径.
注2: Zm为地脚螺栓備固长度。
注3： 4为地脚螺栓面积"
注4, &为爪枝总面积.
注5：括号内数值用于地震区.
表13锚板式地脚螺栓的锚板形式及尺寸 单位：mm
|
地脚螺栓型号 |
锚板尺寸 | ||
|
C |
δ |
Jc | |
|
M20 |
80 |
10 |
6 |
|
M22 |
80 |
10 |
6 |
|
M24 |
80 |
10 |
6 |
|
M27 |
100 |
10 |
8 |
|
M30 |
100 |
10 |
8 |
|
M36 |
100 |
12 |
8 |
|
M42 |
120 |
14 |
8 |
|
M48 |
150 |
16 |
10 |
|
__ |
180 |
20 |
10 |
|
M64 |
200 |
25 |
— 10 |
|
M68 |
250 |
25 |
12 |
|
M72 |
250 |
25 |
12 |
|
M76 |
280 |
26 |
12 |
|
M80 |
280 |
28 |
14 |
|
M85 |
300 |
30 |
14 |
|
M90 |
320 |
32 |
14 |
|
M95 |
350 |
V 34 |
16 |
|
MIOO |
350 |
36 |
16 |
10. 4.4板式框架的板柱连接处，板上层钢筋沿外侧每个方向伸入柱内不少于4根，柱钢筋可不伸入板 内。
10. 4.5钢筋混凝土框架式塔基础的顶层梁（板）上的地脚螺栓中心距梁（板）边距离不宜小于120Inm, 且宜釆用预埋套管式，上下均采用双螺帽固定，其构造及套管规格见表1轧
表14套管式地脚螺栓
单位;mm
60×8
70X10
75X10
80X12
)0X12
垫板规格 （边长X板厚）
套管规格 螳X壁厚）
O
111X16
2]
°50X
057X3
。57 X 3
070X3
©70X3
©76X3
©83X3.5
,5 3
©95X3.5
⅛i 102X3.
0102X3.
114×4
SlLlX4
0127X4
0127X4
230 ：36
"钢筋 l'. f -1 ■ J> J 12mm 应双层双向配筋.
K ..度大于30m时，宜设置-
10.4.6 ?
不应小于0. VI
10. 4. 7当攝
级髙一级的微g
框架式璀曾!嶙
钢筋混凝NW焼
顶层设备梁
度不宜小于梁派E
下层梁的宽度不嬴年蠻¥形柱拾 柱子净髙度与截面高#5曼皿小于4； 平台板厚度不宜小于IOOnJ
10. 4.8
10. 4.9
a)
b)
C)
d)
混账
间距
:为 IOOmm
4后浇带，板
X题结构构件尺寸，宜符合下列规定： 町責火于计算跨度的1/5, □净跨度以
至 200ι
小配筋百分率
10.4.10基础内插筋与框架柱纵向钢筋连接，应符合卜,列规定:
a）基础内预埋插筋的数號、直径、间距以及钢筋种类，应与柱内纵向钢筋相同:
10. 4. 11 a)
插筋与柱内纵向筋连接，寡釆招机械连接或焊接，'胃受型钢筋白.径不小于2bm>n.受压钢筋直 径不小于32mm时，不宜采想绑扎捂接；
采用焊接或机械连接时•同 接头区段内的接头面积寧不应•大Γ 50%,接头区段长度为35必 当釆用绑扎搭接时•侮侧钢筋少于∙4根时，可在同-•平面壬措接,：牴接长度取1∙60每侧钢 筋4根至8根时，应在两个平面上依次搭接，搭接仁度取1.4厶：每侧钢筋多于8根时，应在 三个平面1:依次措接.搭接长度取1.2Za.
钢框架柱華础的构造，应符合下列规定*
地脚螺栓中心至基础边缘的距离,小应小丁，4倍地脚蛛栓直径，且不应小T .15OmmS柱脚底 板就缘至墓础边缘材距离，不应小于50mm；
.∣j,!∣i'!∣ ∣⅛ Jli地评不宜小于20Omm,顶面宜预留40mm厚的二次浇带U 角裾柱亥装找正后, .命无收缩谶浆料或高出基础混凝土一个强度等级的细石混凝土浇灌； 基础短柱.宙的配筋由计算确定十竖向钢筋直径不宜小手-16mm,：「'” 直L荏不宜小于8mm,地脚螺栓范围内的箍筋间距不宜大于100mm；
d）柱脚底板下宜设置抗剪键。
10. 4. 12钢框架柱基础的地.脚螺检宜采用直埋。
10. 4. 13所右钠结构构件应采取有效的防腐措施。
10.4 14钢推架的耐火制庐，应符合现行SH 3135的有关规定。
附录A
（规范性附录）
塔型设备的基本自振周期计算
A. 1计算风荷载时，塔型设备的基本自振周期，可按下列公式计算：
a） 圆筒（柱）式塔基础，塔的壁厚们W30mm：
当 Az∕Z>o <70O 时，
h2
7； =0∙35 + 0. 85x10—3二 .................................... （A 1）
DO
当 A2∕no⅛7OO 时，
J⅛2
η= 0.25 + 0. 99xl0~3 — .................................... （A.2）
DQ
式中：
TX——塔型设备的基本自振周期，s；
h——从棊础底板顶面至设备顶面的总高度，m；
Dq——塔型设备外径，对变直径塔，可按各段高度和外径求加权平均外径，m。
b） 框架式塔基础，塔的壁厚∕W30mm:
η=0,56÷0.40xl0-⅛ ....................................... （A∙3）
_________________________ ... . 一. °
C）当数个塔由联合平台连成一排时，垂直于排列方向的各塔的基本自振周期（τυ值可釆用主塔 （即周期最大的塔）的基本自振周期。平行于排列方向的各塔基本自振周期（孔）值，则采用 主塔基本自振周期乘以折减系数0. 9„
A-2地震作用时塔型设备的基本自振周期，按本规范公式（A. 1）、（A.2）, （A.3）计算时，应乘以震 时周期加长系数1.15。
注：对于壁厚们>30mm的塔型设备，尚无统一计算方法，其自振周期可按现行有关理论计算；
附录B
（资料性附录） I
顶部弯矩Mr作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水平圆弧梁在集中竖向荷'载作用下弯矩、剪力、扭矩计算公式
顶部弯矩Mr作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水平圆弧梁在集中竖向荷载作用下弯矩、剪力、扭矩可按表B.1计算。
表B.1顶部弯矩Mr作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水平圆弧梁在集中竖'向荷载作用下弯矩、敢力、扭矩计算公式
圆弧 梁支 柱数
地脚 螺栓 数
荷载简图
框架顶部弯矩作用下地脚螺栓处 产生的集中竖向荷载
kN
最大剪力
^maX ■
R
4. 33,0
身+均+24
4 + R
MT 史16为
|
A ■ 3___ |
B 一 | ||
|
d |
I |
C- |
22,5° |
|
匸 |
K |
|
A |
B | ||
|
ɛ % % |
C- |
r 30° | |
|
'X |
Pz Pi P' Pz
|
J | |||
|
⅞ |
C |
、 |
r 33. 75。 |
|
1. 25° |
MT
MT
“6. 93n,
M 9∕62τι
环梁高宽比
跨中弯矩 MC kN∙m
支座弯矩
Ma、MB kN∙m
最大扭矩 ■^kmax kN∙m
最大扭矩处 与跨中轴线 ；夹角。
1.0
1.2
1.5
1.75
2.0
1.0
0. 08145(&+乙)布
0.07951(乌+R )祐
0. 07653(R+∕ζ)%
0.074 (P1 +PJp
0. 07161(*+"
[0.18357(马+ R)
+ 0. 03392(片+4)"
[0. 18i84(η+/ɪ)
+ 0. O3287(R+g)]0
-0. 32509(月+g)e
—0. 32646(R+R)%
-0. 32857(R+R)e
.-0. 33036(7? +PJrQ
-0. 33205(A+ R)e
0. 03391(A+R )。
0. 03304(g+4 )々
0.0317 W+R)η,∙
0. 03059(用+小
0.02953(R + ∕ζ)q
26o4Γ
26o35,
26o26,
26019,
26o Hz
^ + P2 + 1.5Pa
1.5
1.75
2.0
1.0
1.2
1.5
1. 75
2.0
[0.17916(*+R)
+ 0. 03125(R+R)戋
[0.17689(鸟+另)
+ 0. 02987(^ + 4)岛 I
[0. 17474(*+鸟)
+ 0. 02857(j¾ + E)*
[0. 19708(*+月)
+ 0. 01837(3+ 乌加
[0.19403街+4)
+ 0.01772(耳 + 碱)
D l8934(Λ + R)[ + 0.01672(5 碱 [0. W535(^+Jζ) I .
+ 0.01587(乌+4*
[0.18159(4+4) I
+ 0.01507(鸟+ 4 )]»
40. 22375(JJ+R) ÷0. 23483(耳+R)R3 40. 22498(4+4) + 0. 23558(R+也火)
-[0. 22687(4+R) + 0. 23672(月+钏
-[0. 22848(A +也
+ 0.2377(E+R⅛¾
-[0. 22999(/；+乌) + 0. 2¾862(∕¾ + R)ko —[0.41622(*+ 4)
+ 0.1821(^ /1837(*+%
+ 0.18256(R+R)]∣b
一 [0.42168(4+ R)
+ 0. 18327® +E)如 一[0. 42451(R + R) ÷θ∙ 18387(^+g)]ιb
T0. 42717(*+£) + 0.18444® + %]%
[0.03172(W+乙) + 0∙01354(7⅞ + R)⅛¾ [0. 03118(g+ R) J + 0.01297(月+R)>b [0. 03035(鸟+£) + 0.01212(∕⅞ + g)]q [0.02965(片+乙) + 0.01142(∕⅞ + RM
O 02899(* + 乌) + O.OlO76(R + 4)]0 [0.05615(月+ 4) + 0. 00709(均 + &)出 [0. 05503(g + A) + 0.00679(勺+叫 [0.05332(4+E) + 0. 00633(g + 4)]e [0. 05188(月+ 乌) + 0. 00595(尺+g)m
[0. 05054(4+%
+ 0. 00559(尺 + R)]e
23o3Γ
23o15,
22°50'
22o28,
22°8'
22°43'
:22o32,
22015,
22°
21°47'
表B. 1 （续）顶部弯矩MT作用下在环梁上诂脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水平圆弧梁在集中竖向荷载作用下弯矩、剪力、扭矩计算公式
__________________________Γ _________
弧支数
圆梁柱
S?数
图 简 载 荷
框架顶部弯矩作用下地脚螺栓处 产生的集中竖向荷载 kN I
T ɪ
IOZQ 10.52% 12.36?Q
Mt
12. Iro
MT
6. 21∕θ
12. 99%
MT 15.13zθ
最大剪力..
^maX
kN
环梁高宽比
跨中弯矩 MC kN∙m
支座弯矩
Mq M3 kN∙m
最大扭矩 ʌ^ɑnaX kN∙m
最大扭矩处
与跨中轴线
夹角仞
1.0
1.2
≤-+7⅜+7⅞ + 2.5^
Λ+Z⅞+∕⅞+3^
1.5
1.75
2.0
1.0
1.2
1.75
2.0
1.0
1.2
1.5
L 75
2.0
[0. 18357(7]+^)
+ 0. 12115(^+4)
+ 0.01147但+#所.
-[0. 22375(*+ g)
÷0. 36833(R + 4)
+ 0. 14832(鸟+g)]Zb
[0. 03183(4+4)
+ 0. 04365(W+ 〃)
+ 0. 00454(∕¾+j^)⅛
23019,
[0.18184(*+R}
+ 0. 11871(/^+4)
+ 0. 01103(^+A)⅜
-[0. 22498(4 + 4) + 0. 37005(7^+^)
+ 0.14863国+乌)]弁
[0. 03122(R+g)
+ 0. 04264(均+4)
+ 0. 00434(^+^)]∕b
■ 23o10,
[0. 17916 (Pl + 4) + 0.11496 (P2+k)
+ 0"1036 (P3+k)]r0
[0. 17689 (PI + 4)
+ 0.11177 (P2+Pa)
+ 0.00978 (P3+Λ)]r0
[0. 17474(*+ E) + 0. 10876(Z⅞+⅛) +Q00924(R+2)]∕b
[0. 24781(4+冷
+ 0. 08145(3+.)
±0. 00783国+*泓
[ɑ. 24452(*+少
+ 0.07951(7¾ + ∣)
+ 0. 0075 W+办
[0. 23948(R+日)
+ 0. 07653(∕⅞ + P)
+ 0. 00703(R + *)]e
[ɑ- 23518(*』
+ 0. 074街+g)
+ 0. 00661(月+»)协
[0.23112(g+4)-
+ 0. 07161(/^ ÷∣)
+ 0. 00623(R+&)]e 0∙ 0601(*+小 0. 05928(/] +A >o
0. 05791(7>+4)^ _______________________ 4
0. 05666(/5 +4 )r0 --1—
0. 05538(4+4,)布
√0. 22687(*+也
÷0∙ 3727(^+4)
+ 0- 14911(R + g)>b
√0. 22848(R+g)
+ 0. 37495(写+当)
+ 0. 14952(∕⅜+乌)怀
-[0. 22999(鸟+g)
+ 0. 32646(R+4)
÷θ- 12521(鸟+%]∕b
40. 43354(R+4) + 0. 32509(均+g) + 0. 12499(R+∕ζ)]e
-[0. 43586(4+g)
+ 0. 32646(均+7ζ) + 0. 12521(R+4)]z⅛
-[0. 43943(g+均)
+ 0. 32857(旦+均) + 0. 12556(7¾+j^)¼
-[0.44246(*+«)
+ 0. 33036(写+ .) + 0. 12585(7¾+4)怀
40- 44533(4+陽 + 0. 33205(7¾ + q) + O'- 12612停+4)协
-0. 20677(4+4)%
—0. 20748(*+ ∕ζ)e
-0. 20866(4 +4 )e
-0. 20975(1]+/ɪ)/ɑ
-0. 21086(4+4)e
[0, 0303(4+g)
+ 0. 04109(^+4)
+ 0. 00403(7¾+^)H
[0.02952(*+4).
+ 0. 03978(R+g)
+ 0. 00378(R+R)]e
[0. 02879(/}+/ɪ) '+0. 03855(R+g) + 0. 00354(∕¾+71)⅜
[0. 05967街+ R)∙
+ 0.03274(均+R)
+ 0. 00318(R+g)m
[0. 05848(g + 4)
+ 0. Q3183(∕⅛+4)
+ 0. 00303(R + 4)]e
[0. 05666(月+ g)
+ 0. 03045(^ + 4)
+ 0.00281(∕¾÷∕^)⅛
[0. 05513(g+g)
+ 0. 02928(R+4)
+ 0. 00263(∕¾+Zζ)¼
[O- 0537(g +R) + 0. 02817(7⅞+^)
+ 0- 00246(R+E)]%
22o55,
22043,
22°32'
23057,
23o48,
23°36'
23o25,
23o14,
0. 01721(*18o17,
0. 01695(g+7ζ)% 0.01653(鸟+ 4)% 0.01614(g+4X)
18°14'
18°10'
18°6'
0. 01574(4+4)e 18o2,
表B. 1（续）顶部弯矩MT作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水平圆弧梁在集中竖向荷载作用下弯矩、剪力、扭矩V算公式
框架顶部弯矩作用下地脚螺栓处
-产生的集中竖向荷载
kN
最大剪力
荷载简图
Pl
MT
9. 58rr
环梁高宽比
1.0
1.2
1.5
1.75
2.0
1.2
1.5
1.75
2.0
1.0
1.2
1.5
1.75
2.0
圆弧
梁支 .柱数
地脚
'螺栓
数
|
A , |
B | ||
|
L 命 |
C |
r 2θ" | |
|
1 | |||
|
m |
|
dJJ |
B | ||
|
C |
* |
Γτ 22.5° | |
|
XB | |||
|
tχ 7.5° , ∙ | |||
MT
MT
12. IrO
12. 99/
跨中弯矩
MC
kN∙m
支座弯矩
Λ⅛
kN∙m
最大扭矩
MkIηax
kN∙m
最大扭矩处
与跨中轴线
夹角歹
、[0.12679(g+R)
+ 0. 02599(7⅜ ÷Λ)⅛
HO. 1402(J>+n)； + 0.15114(2+也此
[0.01523(妨+4)
+ 0.0076(均+ 4)丸
17°
[0,12605(*+£)' + 0. 02553(g + R)K
[0.12484(R + 只)
+ 0. 02479(3+4)协
[0. 12371 G+g)
+ 0. 0241(玲+g)]e
[0.12257(鸟+ 4)
+ 0. 0234(写+女)也
[0. 13963(4+£)
+ 0.01439(^ + 5
[。.1383面谷
+ 0.014 II(R+E
[0.J3619(^÷JP)
+ 0.01365(»+乌)M)
[Q. 13422(^ + 4)
+ 0. 01322(j⅛ + R)R
[0.13222 (√5÷7^)
+ 0. 01279(号+%扼
0.。963咐+£)%
O. 09603(E+R>b
0. 09543(* +R)%
0.09486(鸟+R )?
0. 09426 (A+R)e
-(0. 14084(A+g) + 0.15154(R +
[0. 01506(*+R) + 0. 00741(4+g)]e
16°52'
-[0.14189(g+g)' + 0.15218(Z⅞+^)]⅛
一 [0. 14286(*+只)
+ 0.15278(∕¾+4)]布
-[0.14385 <η÷¾)
+ 0.15338(品+只)〕咆
-[0. 26176(g+.) + 0.11807(7¾+4)l%
-[0. 26289(耳 + Pa) + 0.11831 (¾ + ^)¼
TO. 26474(月+g): + 0. 11871 (∕¾÷7>)]√
-[0∙.26644(Pι+4) \ + 0.11908(l⅞ + 4)现
40. 26818(* +g) + 0.11945(2+尺所
-0.10229(4+4 )e
-O. 10262(g+4 )为
-0.10317(7>+^)Λb
-0.1037(R+4)∕b
-0.10426(R+月)η1
畋48（耳+% +0.00711（硏七）忻
[0.01456(g+%
+ 0. 00683(均+R)]e
[0. 01431(*+R)
+ 0. 00656(写+g)】e
[0. 0275(8+4)
.+ 0. 00397(7⅞ + 7^)⅛
[0. 02716(5+乌) + 0. 00387(7⅞+7>)]zq
[0. 02661(片+尺)
+ 0. 00372(鸟+R)]e
[0.026W+4) + 0.00357(3+R)>b
[0. 02559(4+4)
+ 0, 00343(均+4)丸
O- 00921(7} +7jχ
0. 00914(4+巴)々
0. 00903(η +/ɪ)zɑ
0. 00892(鸟+ g
0. 00881(再+ E)e
16°40'
16°28'
16o17,
16T'
15°56'
15°48'
15°40'
15o32,
10o55,
10o53,
10o49f
10o45,
10° 41'
表B.I阡顶部弯矩MT作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式及水毛圆弧梁在集中竖向荷载作用下弯矩、剪力、扭矩计算公式
|
圆弧 梁支 柱数 |
地脚 螺栓 数 |
荷载简图 |
~"框架顶部弯矩作用下地脚螺栓处 产生的集中竖向荷载 kN______________ |
最大剪力 ^inaX kN |
环梁高宽比 |
跨中弯矩 MC kN∙m |
支座弯矩 Mg、MB . kN∙m |
最大扭矩 ʌʃkmaX kN∙m |
最大扭矩处与 跨中轴线夹角 φ | ||||||||
|
Pl |
P2 |
R | |||||||||||||||
|
8 |
16 |
Λ∕τ 8. 16/q |
— |
— |
1.0 |
.04677 (R + g |
-0. 15188(PL^PayQ |
0. 01017(∕>+∕ζ)r0 |
13°52' | ||||||||
|
A I |
丿 |
B |
1.2 |
__5 |
.04637 (∕>+∕ζ)zb |
-0. 15225(当+ 4)% |
0. 01007(7>+^)rO |
13o50, | |||||||||
|
— |
1 |
T 11.25° |
1.5 |
* D. 0457(4+R)% |
-0. 15287(3+ 4M) |
0. OO991(7]+7ζ)ro |
13048, | ||||||||||
|
L |
1. 75 |
.04505(R+R)z⅛ |
-0. 15347(∕>+7ζ)Λo. |
0. 00976(∕>+7^)r0 |
13。46' | ||||||||||||
|
φ C |
2.0 |
_ |
.04438 (A+R)% _ |
-0.15409 (Pl + Pa)r0 |
0.0096 (Pl+Pa)r0 |
13o44, | |||||||||||
|
24 |
MT ' 12r0 |
MT |
-- |
~- + P2+l. 5Pa |
1.0 |
[0； 09639(/]+^) +E. 02047(耳+/ɪ)]e |
-[0. 10229(4+均) + o.ιιi6i(均+ R)]e |
[0. 00881(*+R) + 0.00466(4 十 R)]% |
13o10, | ||||||||
|
A A |
¾ / |
>1 P |
B T |
1. 2 |
[Oj 09603 (∕J+∕ζ) + 0.02025(∕¾+^)]r0 ` |
-[0. 10262(*+当) + 0.11182(3+5 |
[0.00875(4+4) ' + 0. 00459(W+R)]% |
13。6‘ | |||||||||
|
■尸。 |
i (P |
C |
15° |
1. 5 |
[01 0?543(4+R) + 0.01988(∕⅞+^)¼ |
-[0. 10317(4+R) + 0. 11216(/^+7ζ)⅛ |
[0. 00865(4+乌) + 0. 00447(R+qm |
13° | |||||||||
|
C . |
R I ■ |
12.42% | |||||||||||||||
|
1.75 |
[01 09486(月 +.) + 0. 01953(7¾+ Zζ)h |
-[0- 1037(R+∕O + 0. 11248(^+Zζ)⅛ |
[0. 00856(4+g) + 0. 00436(R+%]e |
12o53, | |||||||||||||
|
2.0 |
[θ! 09426(/]+ g) + §.61916(均+乌)棚 |
-[0. 10426 (g+乌) + 0. 11282(R+R)>b |
[0. 00846(*+g) + 0.00424(^+4)" |
12o47, | |||||||||||||
|
32 |
- |
MT |
MT |
— |
4+互+2女 |
1.0 |
[θ! 10713 侶+乌) + 0.01141(7¾+^)]^ |
-[0. 19131 (鸟+乌) + 0. 08747 (R +4)]% |
[0.01605(7J+^) + 0. 00243(均+/ɪ)]e |
12o17, | |||||||
|
1 |
2 8 |
⅛ . |
1.2 |
[θ!lO651(^ + ^) + j).01128(∕⅞+g)>⅛ |
τ{0. 19188(% + 乌) + 0∙ 0876(R + 4)]∕b |
[0. 01592(g+£) + 0. 00239(R+g)]e |
12014, | ||||||||||
|
φ |
'c |
-B |
1.5 |
[0 + |
10545(g+R) ).01105(^+5 |
一 [0. 19286(*+R) + 0. 08781(乌+&)]% |
[0. 01571(4+E) + 0. 00233(R+R)]∕¾ |
12o10, | |||||||||
|
16.875° |
16. 08/q |
16. 72zθ | |||||||||||||||
|
C |
1 |
1. 75 |
[0 + |
10445 (R+R) ).01083国+也忸 |
40. 19379(*+均) + 0.08801(^+∕ζ)⅛ |
[0. 01552(*+¢) + 0.00227(R+4)]e |
12o6, | ||||||||||
|
Y 5. 625° |
2.0 |
[( + |
.10339 (g+乌) 0.0106(∕¾+∕ζ)¼ |
40- 19477(4 + 4) + 0. 08822(互 + 乌所 |
[0. 01531 (g+4) + 0.00221(均+/QR |
12。2' | |||||||||||
|
注 1：表中 P^Fτ∕n1. 注2：表中最大扭矩计算公式及最大扭矩与跨中轴线夹角因与FT及Afr的大小有关，表中取近似值。 注3：可釆用内插法求出表中钢筋混凝土环梁高宽比没有列出的计算公式。 -• -一 ----- 一 ' ------------------ • • | |||||||||||||||||
附录C
(资料性附录)
方形框架梁弯矩(A∕τ)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布计算公式 方形框架梁弯矩(MT)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载，可按表C. 1计算。
表C. 1方形框架梁弯矩(Mr)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布计算公式
Pj
地脚螺
栓数量
集中
简 图
向荷
-I莉裁
6.93%
水平荷载
|
I Pl |
Zr |
I—ir | |
|
^n I |
'---------Γ | ||
|
I~1 |
I |
I— |
水平荷载
4.33%
水平荷载
只 P
6. 21∕q0
Mτ
10. 45%
MT
8. 49f⅛
附录C
(资料性附录)
方形框架梁弯矩(Mr)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布计算公式
方形框架梁弯矩(Mr)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载，可按表C. 1计算。
表C, 1 (续)方形框架梁奄矩(MT)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布计算公式
—竖 向 荷 载
, •二、 = ______________________
地灘数
表C. 1 C续)方形框架梁弯矩(ΛA∙)作用下地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载分布计算公式
地脚
Pi
荷我
/'斗
12. 42%
紿
46. 3G戒
13. 8饥
20. 7z¾
2¾
18.成
16?97^
PS
Ml
15. KVr
19. 7 Irn
'A∕τ
瓦疝b
16. 72 r0
久'
W1-J
Fr 16.3b∙∏
41. 8、
-ɔ
163. 23
FfT-l9Γ2¼
Jt∕l _
82. 0h¾
对本规范条文中要求执行严格程度用的助动词，说明如下：
(-)表示要求很严格、非这样做不可并具有法定责任时，用的助动词为“必须”(must)；
(二)表示要准确地符合规范而应严格遵守时，用的助动词为：
正面词釆用“应” (Shan)J
反面词采用“不应”或“不得” (ShaUnot).
(Ξ)表示在几种可能性中推荐特别合适的一种，不提及也不排除其他可能性，或表示是首选的但
未必是所要求的，或表示不赞成但也不禁止某种可能性时，用的助动词为：
正面词釆用“宜”(should)；
反面词釆用“不宜”(ShOUldnOt)O
(四)表示在规范的界限内所允许的行动步骤时，用的助动词为；
正面词釆用“可”(may)：
反面词釆用“不必n (need not)o
对本规范条文中要求执行严格程度用的助动词，说明如下：
（■）表示要求很严格、非这样做不可并具有法定责任时，用的助动词为“必须"（must）:
（二） 表示要准确地符合规范而应严格遵守时，用的助动词为：
正面词釆用“应” （shall）；
反面词釆用“不应”或“不得” （ShalInOt）O
（三） 表示在儿种可能性中推荐特别合适的一种，不提及也不排除其他可能性，或表示是首选的但
未必是所要求的，或表示不赞成但也不禁止某种可能性时，用的助动词为：
正面词釆用“宜”（ShoUId）；
反面词采用“不宜”（should not）。
（四） 表示在规范的界限内所允许的行动步骤时，用的助动词为：
正面词釆用“可”（may）；
反面词釆用“不必”（need not）。
中华人民共和国石油化工行业标准
SH/T 3030—2009
2009 北京
附录B （资料性附录）顶部弯距的作用下在环梁上地脚螺栓处所产生的集中竖向荷载计算公式
4结构形式
结构选型主要是根据生产要求而定，在满足生产要求的前提下，根据实践经验定出表1作为选型的 参考范围。
关于圆柱式和圆筒式的分界线，经过调査并和施工单位结合认为，为了装卸模板方便，圆筒的最小 净空内径以1.0OnI至1.2Om为宜。当基础较高时应适当加大，故确定以净空直径1.6Om作圆柱和圆筒 式基础的分界，1∙6Om才可做成圆筒基础。如表1中Qo=I.80m,是以筒壁净空直径为1.6OnI换算而 来的。
圆筒式和构架式的分界线采用塔型设备外径Z>o>3. Om是考虑构件的合理布置，比例协调和经济效 果，直径小的塔，如采用构架式，其柱子布置太密，梁的跨度太小，断面尺寸不合理，又不经济。以基 础髙出地面3m作为选型的分界线，是从经济、美观、使用方便出发，并考虑人通行方便，保证构架的 净空使用和操作方便而确定的。如基础过高的塔用圆筒（柱）式则显得粗大笨，直径大于3m应选用构 架式*但是小直径塔的基础没有条件做成构架式，不论基础多高，仍应选用圆筒（柱）式基础；其高出 地面小于0.5Om者，由于目前装置大型化，部分塔基础最大直径近IOm,若都按圆柱式基础，则体枳 庞大，也容易开裂，故本次修订将高出地面小于O. 50m的塔基础，根据经济指标及施工难易程度综合 分析，将塔型设备外径Q（I = 3. Om作为圆筒、圆柱的分界条件，QoW3. Om时，选用圆柱式基础，Do> 3. Om时，选用圆筒式基础。
当塔基础地面以上部分釆用钢结构时，一般采用方形有支撑框架结构，以充分发挥钢结构的受力 优势；因钢框架一般断面较大，钢板较厚，需要有一支有经验的施工队伍，从施工顺序、施工手段、施 工质量等方面给予保证.
5材料
5.1结构安全等级为二级的建（构）筑物，规范明确规定其使用年限为50年。现行GB 50010《混凝 土结构设计规范》专门增加了有关混凝土材料耐久性的规定，对各类环境中结构混凝土耐久性的基本要 求包括：最大水灰比、最小水泥用量、最低混凝土强度等级、最大氯离子含量以及最大碱含量等都作了 明确规定。
5.2据统计，大处理量的塔基础，基础底板直径达21m,基础底板厚度超过2m；构架式塔基础柱的 截面尺寸达到1.5m,顶层板（梁）的高度己近2m。为减少大体积混凝土施工过程中的开裂，一些工 程开始掺用外加剂，如膨胀剂、减水剂、缓凝剂等。为了合理选择和正确使用外加剂，使之能真正改善 混凝土性能，达到预期效果，现行GB50119《混凝土外加剂应用技术规范》中，对各类外加剂的种类、 性能、掺入比，对水泥品种的适应性以及施工要求等都作了明确规定。
5.7现行规范给出的材料强度，均为常温下的试验结果，它将随着温度的升髙而折减。现行GB 50051 《烟囱设计规范》中详细给出了不同温度下混凝土、钢筋、钢材的强度和弹性模量的折减情况。例如： C30混凝土在60C时强度折减为80%,钢材在150。C时，强度折减为90%。温度越高，折减越多，当温 度达到200∙C时，混擬上强度折减为70%,其弾性模量几乎折半。所以不少规范都将60C和150,C分别 作为混凝土和钢材表面受热温度的界线，大于它时应考虑强度折减，或应采取相应的隔热措施。
6荷载及地震作用
6. 2 因为在停产检修与正常生产两种状态下，塔体附设钢平台上的活荷载不可能太大，故在对框架作
规范50年一遇的基本风压比原规范30年一遇的基
结构分析时，其值取0.5kN∕n√能够满足设计要求。
b)
C)
6- 3 经对大型石化企业所在的40个城市统计,
本风想大约提高了 10%,而且还规定了
a)
产生严
中完全
当≡≡Re
跚况
时，可在构
专振，此
根据 向风 标准
2倍大于临界
玉较高的地区
叫采取适当的构造措施，橫
'、也的，∕n
hɪ笏
，Ii- 1 ⅛∣h¾∣ LJ：
P
基本风压不得小
的重现期系数，这与现行GB 50 参考国外规范，并结合我 对于r,<0. 25s的塔型设 具有较大刚度，因而-设计，这个范围内
0. 25s考虑风振是必， 按现行GB
振：
5kN∕m2,所以修订时取消了原规范中
造止采取
律J耸结构设计规范》也是
F⅛Tjι∣风压脉动旳影响ZB
影响。另外本规范适用范 当一部分的基本自振周期是在0. 25：
Q. 25s,建议考虑风振影响， 匂造要求进行设计，结构 Iom的塔型设备基础 可，因此控制TiN
青况Xr能发生横向风
寸结构
实际工程
实算， 振对齿
GB 50<∣0l 当
一振型 风压控
■ 10'外，还必须具备结构顶部■速土的■
，且高径比较人的塔,很容易满足发圭强风J Ilmq响较大。同此塔基础
,结构荷载规范》的规定验算横风向风振影响。
GB 50009
Xl
■, ，
.，顶端及计风压值L满足下式时，塔基础承朝
LH 目囱设计规范》)
0.0
,跨临界强风步 能力极状态以
M
骐计算:
总
÷A
于第
设计
|
上述式I | |
|
Wh — |
-也顶 |
|
VCrl — |
-第/ |
|
《L |
-风振L |
|
A- |
-设备顶 |
6.4基础底板顶面到设*照 系，属于弯曲型结构，所戒 与框架接近，质量和刚度沿高，
因圆筒式、圆柱式塔型设备在昴
kN/ m ： GB 50009 < 型结构阻尼比，按0.035考虑；
A国家标准GB 50009《建筑结构 艸定计算。
旧理£65m的圆興冬M状态接近于单质点体 钥臨⅞础的水平地震反应特征 胄匀，因此，宜采用振茹歩縞!法计算水平地震作用。
∣⅛迎用F的受力特隹与斯鹵命似，故本规范给出的塔型设备在
πl
竖向地震作用下的计算方法是参照GB 50051《烟囱设计规范》的计算方法，它是根据冲量原理推导的。
根据理论计算及实验实測结果，最大竖向地震力的绝对值，发生在烟囱的质量重心处，在烟囱的上部和
下部相对较小。框架式塔基础塔型经"职钢结构或前筋遍 且两者之间是通过螺栓连接起多哆甚向地震力不可能象钢呼 递。对框架来说，最不利形是务⅛吃項位作用雙架飽 仅考虑设备作用于框架娇（如腿茄S>⅛T
土结构）的质量和刚度均有很大差异， Z 烟囱那样完全按冲量法计算和传 考虑到以上情况，规范规定 狀部。
7荷载和地震效应値夸
塔型设备"滿縄•呼I 检修时荷载组 可能充水试g 塔
我们参考的要求/根据i 进行，充而压回职E施工;
充水试困
在, 荷载必/
场，当风荷载与怛我:组含时，风荷载仲可降叭q
役备来讲，充水试压也没仃彩少次,所以4 “ 匸规程规定，风压超过七级（相当于0. 15kb m !% 鉗術期间进行，我们认为可以和吊装同样要匡匸
设计.
正常生产与停产 f=后大检修也有 （载进行组合， 摆工工序不能 4；策风不能进行
怛次数不多；停产检粳国伸少，地震 震作用组合计算是完全能⅛遞V*求的。
归*载分项
系数
i脾中，荷载組合时充水试］
E起控制作用，所以只考虑
⅛09《建筑结构荷载规范》由可变荷载效应控制的组V?
永久荷载效応疆瞄編含
8. 1
严重
订时
50年
8.3
'0 Iwl- W海申，塔基础结构-般按二级安全等级设计：牛•，"川龙应阪 殳计“若按-级安个等级设i∣,新规范规定IL
找平眞
垫铁小
使用年限应为
E础的实际情况,罗考虑与其他规范堡调，峪全等级均调整为二级, &风压，与现fJ EE135■耸
切环梁与塔He程梁顶找 力的作用，
以髒向荷車"抜均布荷我仕籍环梁。我们，
螺向置以集中” 亜⅜犒⅜-在环梁载是按行设计，® *生的不平I矩相比是&
可不考虑此种,平,肖♦科
打案计算。
我作用
算并考F
8.4方形幌痂
当受工观求』
力明确，计算遍4
8.5板式框架盈N
板式框架板中）
难（除用电算外），实队
板连成整体，从而加大τ⅛硕隼 板可视为刚性杆，反弯点接泌处 形状的特殊性，弯矩在截面上的赤
齢设计所
扭矩，即
” 成受的煎力.应按刚度分B 一聲*
后果很
*次修 -使用
饱满， 座通过 不梁上。 在风荷
析那
邮少了简化计
XJ 0置按单跨
基础，为使受
为!夕/时，将会带来不少困 E辍會芯，且设备乂通过螺栓与
…1~- 一一 aTrk∙钗接'在水平荷载作用下，
n置条件限制，不宜釆用环”推架式基础时,∏.
的刚度沿框架的跨度为高次乃 燮、容器设备、大板冈IW%
』点。板的跨中（开孔⅛≤2⅛⅛⅜≡面），由于荷载偏心和结构 g丕均匀的，-般外侧帽詠命矩平均值为小，内側（朝开孔的
一侧）较其平均值为大（一般增加约10%至15%）o
9 地基与基础
9.1验算地基承载力时，作用于基础底面上的荷载效应，采用正常使用极限状态下荷载效应标准组合 值。这与GB 50007《建筑地基基础设计规范》相统一。
对石油化工塔基础，在正常生产和充水试压状态下，要确保工艺生产正常进行，因此要求地基反力 PmiD≥0o如果在正常生产状态下，由于各种荷载的作用（包括偏心荷载及地面荷载）使塔基础底板与 地基土之间出现零应力区段，加之地基土的不均匀和相邻基础的影响等各种因素，使其相应的基础倾斜 值增加，工艺要求是不允许的。以Pmin=O为控制条件综合考虑各种因素的影响，折算为三角形荷载作 用（控制条件）分析对基础倾斜的影响。对各种不同的高、中压缩性粘性地基土的230个塔基础，在三 角形荷载作用下计算地基沉降所产生的基础倾斜还是不小的,对塔基础而言有相当一部分接近和超过了 容许倾斜值，这是不允许的，所以，设计塔基础正常生产时控制Fmin>0是完全必要的。
对停产检修状态下，基础底面与地基土之间零应力区的面积不应超过基底总面积15%,符合高耸结 构抗倾复安全系数不小于2的规定。对地震作用荷载组合，基础底面与地基土之间零应力区的面积不应 超过基底总面积15%,符合建筑抗震设计规范的有关规定。
9. 2计算塔基础最终沉降量釆用荷载标准值，可以用正常生产状态下的荷载，不必用最大竖向荷载（-般指充水时的竖向荷载），因为荷载传递给基础是逐步增加的，因而基础沉降也是逐步进行的。各种土 质，在施工期间，都能完成一定的最终沉降量。所以按正常生产情况F的竖向荷载计算最终沉降量完全 能满足设计要求。另外有的工程充水试压是在吊装以前在地面进行的，更不必考虑，但在特殊情况下， 既是高压缩性粘土地区，又是天然地基，吊装后立即充水试压，此时就应该根据具体情况确定。
关于地基变形计算不考虑风荷载问题。塔基础的地基变形包括沉降量和倾斜值两个部分。风载是短 期荷载，不应作为长期荷载考虑，风向及塔体摆动方向是变动的，所以风载对塔基础的地基变形影响甚 小。根据土力学理论，风载作用下所产生的地基变形应按瞬时变形考虑。因此计算地基变形的E值应 是土的弹性模量，而不是压缩模量，土的弹性模量比压缩模量大的很多，有的资料指出：饱和软土地基 一般相差可达6倍〜7倍或更大。如上海地区的弹性模量值一般在20MPa至40MPa之间,如果按40MPa 计算风荷载作用下产生的地基沉降和倾斜是很小的。通过验算一个饱和软土上的塔基础地基沉降量，风 荷载作用下的瞬时变形为固结变形（长期荷载作用下）的12%,其倾斜值就更小了，对某炼厂一个高 34.3m、直径5.8m的减压分儒塔的钢筋混凝土圆筒式基础（高11.2m）,进行沉降观测20余年，其结 果是最大沉降量为14.85mm,最小沉降量为13.38mm,其倾斜值为0.0022,可是，倾斜的方向不是平 行于主导风向，而是垂直于主导风向。这是因相邻较重的缓冲罐长期荷载作用下互相影响的结果。因此， 可以认为影响塔基础的沉降和倾斜的主要因素是塔体本身的长期荷载和相邻设备的长期荷载,而风荷载 作用的影响却很小。所以，塔基础的变形（沉降量和倾斜值）计算是可以不考虑风荷载的。地震荷载是 瞬时荷载，地基变形计算亦可不予考虑。
目前我国石油化工最高的塔，其总高度基本未超过100m,从地基及基础的安全度考虑，地基变形 不超过现行国家标准有关规范中规定的容许变形值，是完全满足设计要求的。但是，石油化工塔基础的 地基容许变形值还应符合生产工艺的特殊要求，以保证生产的正常运转。根据大量的实测数据，运用地 基变形的规律性与实际生产的关系综合分析，定出符合实际的地基变形控制值。
建在低压缩性粘性土上的塔基础，从大量的沉降观测资料看，其总沉降量多在30mm以内，最大 倾斜值小于0. 001,对正常生产均无影响。
地基承载力特征值益为200kN∕'π√,压缩模量E不大于15MPa的粘性土，一般属于中压缩性粘性 土，石油化工塔建在这类粘性土的地基上，也基本能满足设计要求，一般不必作特殊处理，按天然地基 设计即可。这类塔基础的地基最终沉降量不超过100mm,故本规范规定中压缩性粘性土最终沉降量的 容许值为IOOmmO
对高压缩性粘性软土地基上的石油化工塔的基础沉降，达到稳定需要相当长的时间，沉降速率是 很慢的。对建在淤泥质亚粘土上的石油化工塔先后进行近二十余年的沉降实测，对实测资料进行分析后 认为，当地基为高压缩性粘性软土地基时，为确保塔基础最终沉降量不致过大，应釆用桩基为宜，根据 计算分析，石油化工塔基础建在高压缩性粘性软土地基上最终沉降:量不得大于200mm。如现场条件所 限，釆用桩基施工确有困难，而釆用天然地基，其最终容许沉降值可考虑为300mm,但相对沉降仍要 满足生产工艺的要求。
以上所述的控制指标，由于高压缩性粘性软土地基上的沉降速率是缓慢的，从实测数据看，施工 阶段完成的沉降量，桩基时，占最终沉降最的13%〜39%,天然地基时，占最终沉降量的24%〜30%。投 产后第一年的最大沉降量，桩基为30mm,天然地基为40mm。沉降量对设备的影响不是主要因素。相 对沉降差是影响设备的关键，但从实测数据分析，其相对沉降差是小得多，并且石油化工塔大约1年至 1.5年检修一次，在检修期间可以由人们调整设备以及设计时釆用柔性管接头、圆形管膨胀接头、弹簧 支座及悬挂弹簧吊架等等，以满足生产的要求，因此到目前为止，投产数十年的石油化工塔生产状况未 因地基变形而造成异常，说明其控制值是可靠的•
石油化工塔一般分二大类，一是分憎类的塔，二是立式容器、填料塔等，分馋塔是石油化工厂关 键设备之一，塔里面装有若干层塔盘（塔盘根据工艺要求选型和计算确定），每一层塔盘上在生产过程 中必须保证有一定高度的液体介质，假如塔的倾斜过大，液体高度在塔盘上的分布不均或部分脱空，影 响分憶效率，因此，塔对基础的倾斜要有较严格的要求，根据实测数据的分析和工艺生产的要求，综合 考虑提出了石汕化工塔基础的倾斜控制值，见本规范表10.
Di≤3 20Omm的石油化工塔基础容许倾斜，对分馋类塔及一般塔均定为tg0WO.OO4,由实测倾斜 产生的沉降差都能保证塔盘液体髙度分布的要求，使生产不受其影响。
对Di >3 200mm的石油化工塔，当基础倾斜控制在tg^≤O. 0025时，其产生的沉降差，只有 Z）i>6 000mm的塔略有超过特殊工艺生产要求的塔盘液体高度，其他的均在三条工艺生产要求的控制 线的下面，如考虑风荷载作用的影响，加大地基的不均匀永久变形而带来0. 0003的倾斜增筮（按总量 的12%考虑）,Ig即为0. 0028也仅有Di>5400mm的塔在分懦类塔特殊工艺生产要求线之上。另外塔 径大于2 80Omm者，其塔盘系为两边泄液孔，这样，塔产生倾斜时，塔盘可减少其一半的影响，液面 髙度还有一定的富余量，仍能保证生产正常运行。如确实个别工艺有特殊要求的、而直径又大的塔，其 倾斜的控制值可另行确定，本规范条文中也作了说明。
10构造要求
10.2.3表13中地脚螺栓锚固长度是按C20混凝土计算所得，因此不能用于强度等级低于C20的混凝 土。
附录B
顶部弯矩材I*用下在环梁上地脚螺栓颁产生的
集中竖向荷载计算公式及*平网J梁在集中竖向荷载作用下弯矩、剪力、扭矩计算公式
附录B是对SH 3030-1997 ≡⅜,Φ表6. 2. 4的修改与补充，根据静力计算平册公式,弯矩、扭矩 , … .. ...... .
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