风荷载计算规定讨论方案

风荷载计算规定讨论方案
4 荷载分类和荷载组合
4.1 荷载分类和荷载代表值
4.1.1 荷载分类应符合下列规定：
1 永久荷载：导线及地线、绝缘子及其附件、杆塔结构、各种固定设备等的重力荷载；永久拉线或纤绳的初始张力、预应力等荷载。

2 可变荷载：风和冰（雪）荷载；导线、地线及拉线的张力；安装检修的各种附加荷载；结构变形引起的次生荷载。

3 偶然作用：撞击荷载等。

4 地震作用：水平地震作用；垂直地震作用。

4.1.2 杆塔结构与杆塔基础设计时，应按下列规定对不同荷载采用的代表值：1 对永久荷载应采用标准值作为代表值；
2 对可变荷载应根据设计要求采用标准值、组合值、频遇值或准永久值作为代表值；
3 对偶然荷载，应依据杆塔环境确定其代表值。

4 对地震作用，应依据结构设防目标与荷载组合确定其代表值。

当没有明确的设防目标时，可按中震不坏（中震弹性）设防目标依据设防烈度计算地震作用代表值。

注：中国建筑抗震设计一般采用小震不坏（弹性）、中震可修与大震不倒的抗震设防目标，并采用小震弹性计算，构造措施与抗震措施、抗震概念设计及薄弱层弹塑性变形验算等达到中震设防目标与大
震设防目标的方法，适合一般的具有超静定冗余度较高的钢筋混凝土楼房结构，并不适合输电铁塔，因为首先输电铁塔基本为静定结构体系，小震弹性并不能达到中震可修或大震不倒目标，第二输电铁塔如出现破坏一般不具备修复条件，甚至不会被检测发现，第三由于自重较小，输电铁塔可轻易达到中震弹性甚至大震弹性而无需另外的加强，就是按抗风、抗冰及断线安装工况设计的输电铁塔已完全具备中震弹性甚至大震弹性的抗震能力。

但由于输电铁塔选址不可能完全避开抗震不利地带，大震下的线路地基安全很难完全保证，线路体系很难完全达到大震安全可靠的目标，而线路大震下局部塔位损坏并不会造成人员伤亡，因此对输电线路铁塔仅提出中震不坏（中震弹性）设防目标是较为合适的，实际操作中一般无需计算，对于少量在高烈度区如9度区的极重要杆塔如大跨越塔可提出更高的设防目标如大震不坏（弹性）目标并依据目标进行荷载计算与结构抗震验算。

4.1.3 确定可变荷载时应采用的设计基准期及荷载的标准值应
按各章的规定采用。

4.1.4
4.2 荷载组合
4.2.1 杆塔结构与杆塔基础设计应根据使用过程中在结构上可能同时出现的荷载，按承载力极限状态和正常使用极限状态分别进行荷载组合，并应取各自的最不利组合进行设计。

4.2.2 对于承载能力极限状态，应按荷载的基本组合或偶然组合计算荷载组合的效应设计值，并应采用下列设计表达式进行设计：
(4.2.1)
式中：——结构重要性系数，应按有关架空线路设计规范的规定采用。

——荷载组合的效应设计值
——结构构件抗力的设计值，应按架空线路结构设计规范的规定确定
4.2.3 荷载基本组合的效应设计值，应从下列荷载组合值中取用最不利或规定工况的效应设计值确定：
式中：——第j个永久荷载的分项系数，对于结构构件（包括基础）不利时取
1.1，对于结构构件有利时取0.9。

注：对于一般是重力荷载的永久荷载，中国建筑结构荷载规范采用1.2（不利）的分项系数，但对于输电杆塔，由于导线重量较为精确，铁塔重量一般也不会被低估，因此采用1.1的分项系数更为合适，而对于计算基础拔力等永久荷载为有利的荷载组合时，为确保安全宜对永久荷载标准值折减0.9。

——第i个可变荷载的分项系数，其中为主导可变荷载的分项系数，其数值按本规范各章节规定采用，无具体规定时应取1.4；
注：建议对于不同重要级别如不同电压等级的线路杆塔的抗冰设计，采用不同的可变荷载分项系数以区分不同重要级别杆塔不同的抗冰可靠度水平。

——第i个可变荷载的组合系数，其数值按本规范各章节规定采用；——第j个永久荷载标准值计算的荷载效应值；
——第i个可变荷载标准值计算的荷载效应值；
4.2.4 对于地基设计、杆塔正常使用状态，应根据不同的设计要求，采用荷载的标准组合、频遇组合或准永久组合，并应按下列设计表达式：
式中：C——结构或结构构件达到正常使用要求的规定限值，例如杆塔变形、基础裂缝等。

4.2.5 荷载偶然组合的效应设计值可按下列规定采用：
1 用于承载能力极限状态计算的效应设计值，应按下式进行计算：
式中：——按偶然荷载标准值计算的荷载效应值
——第1个可变荷载的频遇值系数
——第i种荷载准永久系数
2 用于偶然事件发生后受损结构如地基的整体稳固性验算的效应设计值，应按下式进行计算：
按中震弹性验算（荷载重现期475年）的地震荷载效应按荷载偶然组合效应设计，正常温度，导线张力频遇值系数取1，无风无冰。

中震地震地基液化后(不计入地震荷载)的地基整体稳固性验算，正常温度（年平温度）、导线张力频遇值系数取1，无冰，风荷载的组合
值系数取0.4（风速取值最小20m/s）。

汽车、河道漂浮物、航道船只撞击的杆塔基础验算应按荷载偶然组合效应设计，正常温度（年平温度），导线张力频遇值系数取1，
无风无冰。

4.2.6 荷载标准组合的效应设计值应按下式进行计算：
4.2.7 荷载频遇组合的效应设计值应按下式进行计算：
4.2.8 荷载准永久组合的效应设计值应按下式进行计算：
4.2.9 荷载作用方向
1 杆塔的作用荷载一般分解为：横向荷载、纵向荷载和垂直荷载。

2 杆塔应计算最不利风向，悬垂型铁塔应考虑与铁塔横担轴线成0?、45?(或
60?)及90?的三种基本风速的风向；一般耐张型铁塔可只考虑90?和45°两个风向；终端铁塔除考虑90?风向外，还需考虑0?风向；悬垂转角铁塔和小角度耐张转角铁塔还应考虑与导、地线张力的横向分力相反的风向。

3 风向与导、地线方向或塔面成夹角时，导线、地线风载在垂直和顺线条方向的分量，塔身和横担风载在塔面两垂直方向的分量，按表4.2.1选用。

表4.2.1 角度风吹时风荷载分配表
4.2.9 各类杆塔的正常运行情况，应计算下列荷载的极限状态组合：
1 基本风速、无冰，
2 设计覆冰、相应气温与风速。

风速取值应取当地低温季（日平均气温低于
0°时期）的年最大风速且不得小于15m/s，风荷载组合系数取0.8。

3 导地线不均匀覆冰情况。

4 最低气温、无冰、无风（终端与耐张杆塔）。

4.2.10 悬垂型杆塔应按-50C、有冰、无风的气象条件考虑以下的断线情况荷载极限状态组合：
1 对于同塔导线相数小于等于3的杆塔，单导线断任意一相导线（分裂导线任意一相有纵向不平衡张力），地线未断；断任意一根地线，导线未断。

2 对于同塔导线相数等于4、5、6的杆塔，同一档内，单导线断任意两相导线（分裂导线任意两相导线有不平衡张力）；同一档内，断一根地线，单导线断
任意一相导线（分裂导线任意一相有纵向不平衡张力）。

对于混压共塔、接地极共塔等导线各相规格差异较大的杆塔，当上述组合中有某一组合中断线（或有不平衡张力）的相数在一档内的张力和超过所有相（包括地线）断线（多分裂导线不平衡）张力总和的55%，则此组合应不考虑。

3 对于同塔导线相数超过6的杆塔，同一档内，单导线断任意三相导线（分裂导线有不平衡张力）；同一档内，断任意一根地线，单导线断任意两相导线（分裂导线有不平衡张力）。

对于同塔导线总相数大于6的混压共塔、接地极共塔等各相导线张力差异较大的杆塔，当上述组合中有某一组合中断线（或有不平衡张力）的相数在一档内的张力和超过此档所有相（包括地线）断线（多分裂导线不平衡）张力总和的40%，则此组合应不考虑。

注：混压铁塔包括直流与接地极共塔，对于其应承受的断线情况
组合原规范没有较为清晰的规定，由于断线情况主要为让杆塔在纵向有一个合适的刚度与承载能力，因此对于此类情况宜通过合适的比例予以界定，例如对于直流与接地极共塔，由于接地极导线荷载远小于导线，由于其存在而让计算断2导情况可能是没有必要的，但对于500kV与220kV共塔，220kV导线有时可能与500kV导线荷载相差不远，也可能远小于500kV导线荷载，因此此时断线相数组合应由合适的断线张力比例控制。

4 防串倒的加强型悬垂型杆塔，除按常规悬垂型杆塔工况计算外，还应按所有导、地线同侧有断线张力（分裂导线纵向不平衡张力）计算。

4.2.11 耐张型杆塔应按-50C、有冰、无风的气象条件考虑以下的断线情况荷载极限状态组合：
1 对于同塔导线相数不大于6的杆塔，同一档内，单导线断任意两相导线（分裂导线任意两相导线有不平衡张力）；同一档内，断一根地线，单导线断任意一相导线（分裂导线任意一相有纵向不平衡张力）。

2 对于同塔导线相数超过6的杆塔，同一档内，单导线断任意三相导线（分裂导线有不平衡张力）；同一档内，断任意一根地线，单导线断任意两相导线（分裂导线有不平衡张力）。

对于同塔导线总相数大于6的混压共塔、接地极共塔等各相导线张力差异较大的杆塔，当上述组合中有某一组合中断线（或有不平衡张力）的相数在一档内的张力和超过此档所有相（包括地线）断线（多
分裂导线不平衡）张力总和的45%，则此组合应不考虑。

4.2.12 为满足施工安全需要，各类杆塔计算各类施工工况的荷载极限组合效应，施工及施工附加荷载为控制活荷载，气象荷载为无冰、10m/s风（组合系数1.0）。

4.2.13 为满足基础设计等需要，各类杆塔还应计算4.2.9、4.2.10、4.2.11、
4.2.12中各情况的荷载标准组合效应，也可近似采用极限状态基本组合效应除以
1.35获得荷载标准组合效应。

4.2.14 对于极端气象条件下的事故分析验算应按荷载标准组合验算。

4.2.15 耐张转角杆塔验算基础变形、现浇基础裂缝按年平均温度、正常运行张力的荷载准永久组合效应计算，其中冰、风荷载准永久系数取0。

5 风荷载
5.1 线条风荷载
5.1.1 导线及地线、跳线、绝缘子的水平风荷载标准值，应按下式计算：???? ???? ?? ??0 ???? ?????? ?? ???? ?? ??????2??
(5.1.1-1)
10 50??
???? ???? 50 50???? 1 5 ??z z (5.1.1-2)
注：上式??L为导地线阵风响应系数（风振系数），即包含导线脉
动风效应的风总荷载与平均风荷载的比值，按Shiotani提出的与频率无关的水平相关函数??????? ?? ??1 ??2
?? ?? 12
50按水平档距积分计算并忽略导线共振效应得到,更准确的积分应该按前后档作用影响线积分获得，但积分值会略小一点，但与前后档大小相关，为简便取水平档距积分。

按
22风工程理论，风振系数一般可按下式计算α 1 2 gIz z B R, g 为峰值因子按中国建
筑荷载规范取2.5，B为背景响应因子按导线空间相关性积分获得，R 为共振响应因子，一般研究与动力时程仿真表明导线在脉动风作用下共振响应不大，欧美规范导线风荷载计算也均忽略共振响应，故共振响应因子可近似取为0。

原线路规范导地线风荷载计算考虑阵风效应不足，特别是330kV及以下线路，本条文按风工程理论推导计算导地线风荷载，不仅与欧、美、日等标准接轨，更是与采用风振系数表征塔身风荷载阵风（脉动）效应的塔身风荷载计算协调。

湍流度则计算如下式。

22
??
式中：??
???? ?? ??z ?? (5.1.1-3) 1010??——垂直于导线及地线方向的风荷载标准值——导地线阵风响应系数，计算杆塔荷载时按式5.1.1-2计算，B
类地貌的计算值如表5.1.1-1 ，计算导线张力时??均取值为
1。

注：IEC指出对于我们一般采用代表档距计算张力，由于直线塔可依据张力变化自由摆动，导线张力涉及全耐张段范围的阵风影响，因此按代表档距计算出的张力是可以折减的，IEC提出折减不得大于40%，且应注意独立耐张段及悬垂摆动较小的地线是难以有较大折减的。

依据风空间相关作用道理除独立耐张段外对导线阵风响应在较长的整个耐张段的总影响应趋于接近平均风响应，考虑到独立耐张段一般采用放松手段、而地线在体型系数上已经保守
考虑，因此计算导地线张力时α均取值为1。

由于耐张塔结构计算时将荷载标准值放大1.4倍作为荷载设计值，由于初始张力的存在此荷载数值大于1.4倍风压产生的导线荷载，因此导线瞬间张力的略微低估并不会导致耐张塔可靠性低于直线塔，考虑到与原设计规范的对应，故α取值为1，高风速区耐张塔张力计算与结构设计较原规范仍略有增大加强，但必须注意对于独立耐张段如未放松则导线计算张力对于瞬间风作用时仍是低估的。

表5.1.1-1 导地线、金具、绝缘子、跳线阵风响应系数??
??表（B类地貌）
β——重要级别调整系数，普通线路应按线路设计电压等级采用对应重要级别按表5.1.1-2取值，对于各电压等级大跨越塔可采用
高一级电压等级对应的重要级别取值，对于核电重要通道、差异化设计重要线路也可采用提高一级电压等级对应重要级别取值。

在杆塔结构计算中大跨越、特高压铁塔、重要交叉跨越、同塔多回路（3回路
以上）宜另外增加结构重要性系数1.1进行结构应力计算。

中国建筑结构设计规范采用半概率设计的极限状态设计方法，其中以近似于使用期限的重现期风荷载设计正常使用状态风荷载标准值（特征值），在表征一定概率值的正常使用状态标准值基础上乘以分项系数作为荷载设计值对应结构材料设计值的方式进行承载能力极限状态设计，由于分项系数单一且尚未与概率联系因此结构承载极限力状态下的风荷载设计值与重现期对应并不明确，与欧美线路结构规范相比其结构抗风可靠水平较为模糊。

表5.1.2通过统计计算在分项系数作用下承载力极限状态下结构所抗风荷载大致的对应重现期，从而为中国规范与欧美、IEC等国际通用规范较为明确的抗风可靠级别或风荷载设计重现期可进行对应比较，同时保留了中国结构可靠度标准体系中相关正常使用极限状态计算即标准值计算，为基础设计、结构变形提供数值依据，同时保留原设计规范中导线张力安全设计体系，即以张力标准值、安全系数（大风可取2～2.5左右）等指标设计导线力学结构。

风偏计算一样考虑了阵风效应，通过折减使其仅略高于原规范或与原规范相近，请电气专业斟酌测算，同样表中给出了折减后风偏计算风荷载大致对应的重现期，从而使风偏设计荷载被超越概率有一个粗略的概念，不致于规范使应用者对风偏保证率有不合实际的期望。

按照以上取值标准，最低抗风级别线路配网、110kV线路极限风荷载重现期为100年，相当于IEC、欧标的最低可靠度级别1（50年荷载重现期）与可靠度级别2（150年荷载重现期）之间；220kV线
路达到IEC、欧标的中位可靠度级别2（150年荷载重现期）；500kV 线路极限风荷载重现期为300年，达到IEC、欧标的中位可靠度级别2（150年）与最高可靠度级别3（500年）中间；而对于特高压线路，考虑到欧美线路并未有此级别线路，因此极限风荷载重现期超过其最高可靠度级别3（500年荷载重现期）。

这样的抗风可靠级别符合我国现有经济水平与大电网安全可靠需求，与国际通行规范（欧标、美标、IEC）对线路安全可靠性需求看法也基本相当，例如IEC标准建议对于230kV电压以上线路至少采用可靠度2（150年重现期风荷载设计），对230kV以下线路但是为地区唯一供电通道的也应至少按可靠度2
设计，显然在中国将220kV线路采用可靠度2进行设计是基本合适且满足IEC要求的。

W0 ——基本风压，由线路所在地区B类地貌10m高50年重现期风速V50所计算的风压，对架空输电线路设计取值不得小于
0.36kN/m2（对应基准风速24m/s）。

μz ——风压高度变化系数,应根据地貌（地面粗糙度）类别确定采用，对于A类地貌，??
?? 1 284 0 24,（5m≤Z≤300m），对于B类地貌，??10Z 0 3,10Z
（10m≤Z≤350m）；数值可参见表5.2.1。

A类指近海海面和海岛、海岸、湖岸、及沙漠地区，大跨越江面等；B类指田野、乡村、丛林、丘陵以及房屋比较稀疏的乡镇；C 类指有密集建筑群的城市市区；
D类指有密集建筑群且房屋较高的城市市区。

表5.2.1 风压高度变化系数?z
输电线路杆塔作为风敏感结构，为确保安全，对于C类与D类地貌，除非有充分论证，否则均保守采用B类地貌粗糙度参数。

??
——地线、导线体型系数，地线取1.1，导线取1.0；
注：按日本标准JEC-127-1979建立在风洞试验基础上的导地线体型系数，导线、地线体型系数都小于1或在1左右（极低设计风速地线略大于1），美标等国外标准也多数建议采用1，我国原线路规范则较为保守的取值为1.2（地线）、1.1（导线），部分弥补了阵风效应考虑的不足，为了与原线路设计规范的导地线配合接洽，因此采用上述的体型系数，地线体型系数的偏保守也考虑到在导地线张力方面地线由于缺乏悬垂串释放阵风作用宜考虑大一些，另外
地线在导线上层不存在相关性折减风振系数也宜大一些，因此地线体型系数取值仍保留较导线保守。

d ——导地线直径
——水平档距(m)
B ——覆冰增大系数
??
??z z ——导线平均高z米处的湍流度，按式5.1.1-4计算——10米高的名义湍流度，对A、B类地貌分别取0.12、0.14 10
?? ——地面粗糙度指数，对A、B类地貌分别取0.12、0.15
5.1.2 导地线平均高度z一般按铁塔计算呼高与对地高度考虑，当实际地形应用导致导地线对地高度远高于计算模型所考虑情况时，应通过加大计算风速、折减使用档距等方式予以考虑，对于山地隘口等局部风通道微地形也应适当考虑设计风速的增大。

5.2 铁塔风荷载
5.2.1 铁塔风荷载的标准值，应按下式计算：
??
式中：??T ?? ??0 ??2 (5.2.1-1)
??
??
??
??2——铁塔风荷载标准值，kN；——塔架的体型系数,取1.3（1＋η）；——铁塔构件覆冰风荷载增大系数，5mm冰区取1.1，10mm 冰区取1.2，15mm冰区取1.6，20mm 取1.8，20mm以上冰区取2.0～2.5；——迎风面构件的投影面积计算值，m2；
η——塔架背风面荷载降低系数，按表5.8-1选用；
??
T
——铁塔阵风响应系数，可按下式计算并全塔取相等。

??
T
?? ??
??
(5.2.1-2)
?? ?? ?? ?? (5.2.1-3)
?? ?? (5.2.1-4) ??
(5.2.1-5) ??
:铁塔风荷载脉动量（已乘峰值因子）：导线风荷载脉动量（已乘峰值因子）
??：导线铁塔耦合风荷载脉动量（已乘峰值因子）
：导线与铁塔脉动相关系数，忽略竖向相关性折减，仅考虑水平向相关性。

?? :铁塔全塔平均风荷载，等于?? ??T
?? :全塔导地线平均风荷载和，等于???? ????
??
?? ??
???? ?? (5.2.1-6)
??
??
: 导地线风振系数
?? :按解耦计算的铁塔风振系数（全塔平均值）
??
也可按下表5.2-2近似取值：
表5.2-2 铁塔脉动增大调整系数
注：由于塔线体系动力的复杂性，解析计算一般仅能考虑解耦计算（即塔线分算）。

对于铁塔单独计算时风振系数一般在1.55~1.70
之间（不考虑迎风面与背风面相关性折减），且高塔与矮塔相差不大，因此取铁塔风振系数?? 为1.6，计算200~1000m线档距下各导线铁
塔平均风荷载比?? ?? 下的铁塔等效风振系数并保守取大值可得
上表5.2-2。

欧美日本等一般将塔线按完全不相关考虑，但中国标准
峰值因子、塔身体型系数取值偏低，因此宜偏保守计算。

解耦计算无论是中国建筑荷载规范考虑第一振型的风振系数计
算方法还是按时程计算，塔头风振系数都大于塔底，这是由于底部存在相关性折减问题，其中高塔由于较柔且相关性折减较为厉害而相对塔头与塔底风振系数相差大一些，但在塔线荷载叠加计算中，由于越靠近塔头，线与塔部分的平均荷载比越大，其叠加相关性折减越厉害，因此塔头风振系数除地线以下、导线以上部位，其风振系数均反而小于全塔或接近于全塔计算，因此按铁塔上下一致风振系数产生的误差并不会产生影响安全。

例如对于一个200m高的大跨越塔，档距1000m，导线风振系数1.153，线平均风荷载与铁塔平均风荷载比?? ?? 为0.7，全塔风振系数平均值?? 约为1.6，叠加计算可得铁塔风振系
数为1.51。

铁塔单独计算中导线横担及以上塔头风振系数高达2.2，而塔头平均风荷载在整塔平均中占比为0.1，即此以上部分线塔平均风荷载比为0.7/0.1=7,则按叠加折减计算可得此时此塔头风振系数为1.62，这远小于铁塔单独计算结果且与叠加计算中的整塔系数相近，而由于此时导线占比较大，其线加塔头的总荷载误差小于2%，因此
并不影响铁塔塔头以下杆件安全。

对于一个100m高铁塔，档距600m，导线风振系数1.222，线平均风荷载与铁塔平均风荷载比?? ?? 为2，全塔风振系数平均值?? 约为1.6，叠加计算可得铁塔风振系数为1.36（表中数值为1.39）。

铁塔单独计算中导线横担及以上塔头风振系数高达2.0，而塔头平均风荷载在整塔中占比为0.2，即此以上部分线塔平均风荷载比为2/0.2=10,则按叠加折减计算可得此时此塔头风振系数为1.36，这与叠加计算中的整塔系数几乎相等，因此可见铁塔上下取一致的风振系数并不影响安全且有一定精度。

日本新导则对塔线叠加结果取折减系数0.8，即对导线、铁塔的脉动部分进行共同折减0.8，其依据是根据解析式在塔线平均风荷载比为3:1时塔线脉动量非同步折减系数约为0.8，这对于整塔是如此，但对于塔头由于此时塔头风荷载在塔线总风荷载中占比极小，显然对导线折减0.8对于塔头材料是偏不安全的，例如地线架第一根主材仅与地线风荷载相关而与铁塔塔身风荷载无关，地线脉动荷载折减0.8显然偏不安全。

另外对于铁塔导线平均风荷载比例不是3:1此折减也并不合理，例如对于大跨越塔塔身风荷载甚至可能大于导线风荷载，此时全塔折减0.8显然折多了，另外中国规范峰值因子仅取2.5，而日本新导则取值在3.5以上，因此不宜类似日本导则对导线脉动量折减，而是应该折减铁塔而不折减几乎对全塔作用的导线，保持对铁塔上部材料的保守计算（此保守也使铁塔取上下一致的风振系数不会低估铁塔上部风荷载计算）。

美标风振峰值因子取值为0.36折减至0.27即取0.75的折减系数，这是在塔线不相关且线塔平均风荷载比约为
2:1得出的结果，其结果对塔底即整塔计算是可以的，但对塔头显然也是偏小的，而且在高塔计算忽略共振项计算更是如此。

对于大跨越铁塔，铁塔风荷载占比较大，此时计算铁塔脉动影响时采用0.8~0.75的折减可能也是不符合实际情况的。

日本标准、美标、欧标对于塔线叠加而采取的脉动折减（折减峰值因子）不考虑导地线与铁塔风荷载比例，并对导地线与铁塔一起折减，显然不仅精度较差，且对于塔头脉动影响
计算偏小。

按照中国建筑荷载规范计算输电铁塔风振系数一般仅1.4左右，这与中国规范在背景项中考虑塔架迎风面与背风面相关性而折减0.7有关，由于在塔架体型系数等方面中国规范偏小（无论是与欧美规范相比还是我们掌握的风洞试验结果），因此按不考虑折减的保守的铁塔风振系数约1.6考虑单独（即未考虑导线时）计算时的铁塔整塔风振系数。

塔架正背面相关性折减在背风面风荷载降低系数η为1（即正背面风荷载比例1:1），正面与背风面考虑为完全不相关时达到最小值0.707,塔架正背面距离不大，不可能完全不相关，显然0.7折减数值偏小，而我国荷载规范峰值因子又仅考虑2.5，这使我国建筑荷载风脉动考虑低于欧美等国，因此在单独计算铁塔风振系数时建议对背景项计算不考虑正背面相关性产生的折减，这样获得的铁塔整塔风振系数约为1.5~1.65左右，近似取1.6对塔线体系计算仍有一定的精度。

日本新导则还考虑了非90°风如60°风与塔身的正相关性与负相关性问题及不同层导地线相关问题，但我们认为这些对计算精度的。