8 风荷载

8.1.1 影响结构风荷载因素较多，计算方法也可以有多种多样，但是它们将直接关系到风荷载的取值和结构安全，要以强制性条文分别规定主体结构和围护结构风荷载标准值的确定方法，以达到保证结构安全的最低要求。

对于主要受力结构，风荷载标准值的表达可有两种形式，其一为平均风压加上由脉动风引起结构风振的等效风压；另一种为平均风压乘以风振系数。由于在高层建筑和高耸结构等悬臂型结构的风振计算中，往往是第1振型起主要作用，因而我国与大多数国家相同，采用后一种表达形式，即采用平均风压乘以风振系数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。对非悬臂型的结构，如大跨空间结构，计算公式（8.1.1—1）中风荷载标准值也可理解为结构的静力等效风荷载。

对于围护结构，由于其刚性一般较大，在结构效应中可不必考虑其共振分量，此时可仅在平均风压的基础上，近似考虑脉动风瞬间的增大因素，可通过局部风压体型系数μsl和阵风系数βgz来计算其风荷载。

8.1.2 基本风压的确定方法和重现期直接关系到当地基本风压值的大小，因而也直接关系到建筑结构在风荷载作用下的安全，必须以强制性条文作规定。确定基本风压的方法包括对观测场地、风速仪的类型和高度以及统计方法的规定，重现期为50年的风压即为传统意义上的50年一遇的最大风压。

基本风压w0是根据当地气象台站历年来的最大风速记录，按基本风速的标准要求，将不同风速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v0，再按以下贝努利公式计算得到：

$$w_{0}=\frac{1}{2}ρ v_{0}^{2} $$

详细方法见本规范附录E。

对风荷载比较敏感的高层建筑和高耸结构，以及自重较轻的钢木主体结构，这类结构风荷载很重要，计算风荷载的各种因素和方法还不十分确定，因此基本风压应适当提高。如何提高基本风压值，仍可由各结构设计规范，根据结构的自身特点作出规定，没有规定的可以考虑适当提高其重现期来确定基本风压。对于此类结构物中的围护结构，其重要性与主体结构相比要低些，可仍取50年重现期的基本风压。对于其他设计情况，其重现期也可由有关的设计规范另行规定，或由设计人员自行选用，附录E给出了不同重现期风压的换算公式。

本规范附录E表E.5中提供的50年重现期的基本风压值是根据全国672个地点的基本气象台（站）的最大风速资料，按附录E规定的方法经统计和换算得到的风压。本次修订在原规范数据的基础上，补充了全国各台站自1995年至2008年的年极值风速数据，进行了基本风压的重新统计。虽然部分城市在采用新的极值风速数据统计后，得到的基本风压比原规范小，但考虑到近年来气象台站地形地貌的变化等因素，在没有可靠依据情况下一般保持原值不变。少量城市在补充新的气象资料重新统计后，基本风压有所提高。

20世纪60年代前，国内的风速记录大多数根据风压板的观测结果，刻度所反映的风速，实际上是统一根据标准的空气密度p＝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w0＝v02/1600（kN/㎡）计算。

鉴于通过风压板的观测，人为的观测误差较大，再加上时次时距换算中的误差，其结果就不太可靠。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，现在的基本风速统计基本上都是以自记的数据为依据。因此在确定风压时，必须考虑各台站观测当时的空气密度，当缺乏资料时，也可参考附录E的规定采用。

8.2.1 在大气边界层内，风速随离地面高度增加而增大。当气压场随高度不变时，风速随高度增大的规律，主要取决于地面粗糙度和温度垂直梯度。通常认为在离地面高度为300m～550m时，风速不再受地面粗糙度的影响，也即达到所谓“梯度风速”，该高度称之梯度风高度HG。地面粗糙度等级低的地区，其梯度风高度比等级高的地区为低。

风速剖面主要与地面粗糙度和风气候有关。根据气象观测和研究，不同的风气候和风结构对应的风速剖面是不同的。建筑结构要承受多种风气候条件下的风荷载的作用，从工程应用的角度出发，采用统一的风速剖面表达式是可行和合适的。因此规范在规定风剖面和统计各地基本风压时，对风的性质并不加以区分。主导我国设计风荷载的极端风气候为台风或冷锋风，在建筑结构关注的近地面范围，风速剖面基本符合指数律。自GBJ9—87以来，本规范一直采用如下的指数律作为风速剖面的表达式：

$$v_{z}=v_{10}(\frac{z}{10})^{α} $$

GBJ9—87将地面粗糙度类别划分为海上、乡村和城市3类，GB50009—2001修订时将地面粗糙度类别规定为海上、乡村、城市和大城市中心4类，指数分别取0.12、0.16、0.22和0.30，梯度高度分别取300m、350m、400m和450m，基本上适应了各类工程建设的需要。

但随着国内城市发展，尤其是诸如北京、上海、广州等超大型城市群的发展，城市涵盖的范围越来越大，使得城市地貌下的大气边界层厚度与原来相比有显著增加。本次修订在保持划分4类粗糙度类别不变的情况下，适当提高了C、D两类粗糙度类别的梯度风高度，由400m和450m分别修改为450m和550m。B类风速剖面指数由0.16修改为0.15，适当降低了标准场地类别的平均风荷载。

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：

$$μ_{z}^{A}=1.284 (\frac{z}{10})^{0.24} $$ $$μ_{z}^{B}=1.000 (\frac{z}{10})^{0.30} $$ $$μ_{z}^{C}=0.544 (\frac{z}{10})^{0.44} $$ $$μ_{z}^{D}=0.262 (\frac{z}{10})^{0.60} $$

针对4类地貌，风压高度变化系数分别规定了各自的截断高度，对应A、B、C、D类分别取为5m、10m、15m和30m，即高度变化系数取值分别不小于1.09、1.00、0.65和0.51。

在确定城区的地面粗糙度类别时，若无α的实测可按下述原则近似确定：

1 以拟建房2km为半径的迎风半圆影响范围内的房屋高度和密集度来区分粗糙度类别，风向原则上应以该地区最大风的风向为准，但也可取其主导风；

2 以半圆影响范围内建筑物的平均高度h¯来划分地面粗糙度类别，当h¯≥18m，为D类，9m＜h¯＜18m，为C类，h¯≤9m， 为B类；

3 影响范围内不同高度的面域可按下述原则确定，即每座建筑物向外延伸距离为其高度的面域内均为该高度，当不同高度的面域相交时，交叠部分的高度取大者；

4 平均高度h¯取各面域面积为权数计算。

8.2.2 地形对风荷载的影响较为复杂。原规范参考加拿大、澳大利亚和英国的相关规范，以及欧洲钢结构协会ECCS的规定，针对较为简单的地形条件，给出了风压高度变化系数的修正系数，在计算时应注意公式的使用条件。更为复杂的情形可根据相关资料或专门研究取值。

本次修订将山峰修正系数计算公式中的系数k由3.2修改为2.2，原因是原规范规定的修正系数在z/H值较小的情况下，与日本、欧洲等国外规范相比偏大，修正结果偏于保守。

8.3.1 风荷载体型系数是指风作用在建筑物表面一定面积范围内所引起的平均压力（或吸力）与来流风的速度压的比值，它主要与建筑物的体型和尺度有关，也与周围环境和地面粗糙度有关。由于它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，一般均应由试验确定。鉴于原型实测的方法对结构设计的不现实性，目前只能根据相似性原理，在边界层风洞内对拟建的建筑物模型进行测试。

表8.3.1列出39项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国外规范中的建议性规定整理而成，当建筑物与表中列出的体型类同时可参考应用。

本次修订增加了第31项矩形截面高层建筑，考虑深宽比D/B对背风面体型系数的影响。当平面深宽比D/B≤1.0时，背风面的体型系数由—0.5增加到—0.6，矩形高层建筑的风力系数也由1.3增加到1.4。

必须指出，表8.3.1中的系数是有局限性的，风洞试验仍应作为抗风设计重要的辅助工具，尤其是对于体型复杂而且重要的房屋结构。

8.3.2 当建筑群，尤其是高层建筑群，房屋相互间距较近时，由于旋涡的相互干扰，房屋某些部位的局部风压会显著增大，设计时应予注意。对比较重要的高层建筑，建议在风洞试验中考虑周围建筑物的干扰因素。

本条文增加的矩形平面高层建筑的相互干扰系数取值是根据国内大量风洞试验研究结果给出的。试验研究直接以基底弯矩响应作为目标，采用基于基底弯矩的相互干扰系数来描述基底弯矩由于干扰所引起的静力和动力干扰作用。相互干扰系数定义为受扰后的结构风荷载和单体结构风荷载的比值。在没有充分依据的情况下，相互干扰系数的取值一般不小于1.0。

建筑高度相同的单个施扰建筑的顺风向和横风向风荷载相互干扰系数的研究结果分别见图6和图7。图中假定风向是由左向右吹，b为受扰建筑的迎风面宽度，x和y分别为施扰建筑离受扰建筑的纵向和横向距离。

图6 单个施扰建筑作用的顺风向风荷载相互干扰系数

图7 单个施扰建筑作用的横风向风荷载相互干扰系数

建筑高度相同的两个干扰建筑的顺风向荷载相互干扰系数见图8。图中l为两个施扰建筑A和B的中心连线，取值时l不能和l1和l2相交。图中给出的是两个施扰建筑联合作用时的最不利情况，当这两个建筑都不在图中所示区域时，应按单个施扰建筑情况处理并依照图6选取较大的数值。

图8 两个施扰建筑作用的顺风向风荷载相互干扰系数

8.3.3 通常情况下，作用于建筑物表面的风压分布并不均匀，在角隅、檐口、边棱处和在附属结构的部位（如阳台、雨篷等外挑构件），局部风压会超过按本规范表8.3.1所得的平均风压。局部风压体型系数是考虑建筑物表面风压分布不均匀而导致局部部位的风压超过全表面平均风压的实际情况作出的调整。

本次修订细化了原规范对局部体型系数的规定，补充了封闭式矩形平面房屋墙面及屋面的分区域局部体型系数，反映了建筑物高宽比和屋面坡度对局部体型系数的影响。

8.3.4 本条由原规范7.3.3条注扩充而来，考虑了从属面积对局部体型系数的影响，并将折减系数的应用限于验算非直接承受风荷载的围护构件，如檩条、幕墙骨架等，最大的折减从属面积由10㎡增加到25㎡，屋面最小的折减系数由0.8减小到0.6。

8.3.5 本条由原规范7.3.3条第2款扩充而来，增加了建筑物某一面有主导洞口的情况，主导洞口是指开孔面积较大且大风期间也不关闭的洞口。对封闭式建筑物，考虑到建筑物内实际存在的个别孔口和缝隙，以及机械通风等因素，室内可能存在正负不同的气压，参照国外规范，大多取士（0.18～0.25）的压力系数，本次修订仍取±0.2。

对于有主导洞口的建筑物，其内压分布要复杂得多，和洞口面积、洞口位置、建筑物内部格局以及其他墙面的背景透风率等因素都有关系。考虑到设计工作的实际需要，参考国外规范规定和相关文献的研究成果，本次修订对仅有一面墙有主导洞口的建筑物内压作出了简化规定。根据本条第2款进行计算时，应注意考虑不同风向下内部压力的不同取值。本条第3款所称的开放式建筑是指主导洞口面积过大或不止一面墙存在大洞口的建筑物（例如本规范表8.3.1的26项）。

8.3.6 风洞试验虽然是抗风设计的重要研究手段，但必须满足一定的条件才能得出合理可靠的结果。这些条件主要包括：风洞风速范围、静压梯度、流场均匀度和气流偏角等设备的基本性能；测试设备的量程、精度、频响特性等；平均风速剖面、湍流度、积分尺度、功率谱等大气边界层的模拟要求；模型缩尺比、阻塞率、刚度；风洞试验数据的处理方法等。由住房与城乡建设部立项的行业标准《建筑工程风洞试验方法标准》正在制订中，该标准将对上述条件作出具体规定。在该标准尚未颁布实施之前，可参考国外相关资料确定风洞试验应满足的条件，如美国ASCE编制的Wind Tunnel Studies of Buildings and Structures、 日本建筑中心出版的《建筑风洞实验指南》（中国建筑工业出版社，2011，北京）等。

8.4.1 参考国外规范及我国建筑工程抗风设计和理论研究的实践情况，当结构基本自振周期T≥0.25s时，以及对于高度超过30m且高宽比大于1.5的高柔房屋，由风引起的结构振动比较明显，而且随着结构自振周期的增长，风振也随之增强。因此在设计中应考虑风振的影响，而且原则上还应考虑多个振型的影响；对于前几阶频率比较密集的结构，例如桅杆、屋盖等结构，需要考虑的振型可多达10个及以上。应按随机振动理论对结构的响应进行计算。

对于T＜0.25s的结构和高度小于30m或高宽比小于1.5的房屋，原则上也应考虑风振影响。但已有研究表明，对这类结构，往往按构造要求进行结构设计，结构已有足够的刚度，所以这类结构的风振响应一般不大。一般来说，不考虑风振响应不会影响这类结构的抗风安全性。

8.4.2 对如何考虑屋盖结构的风振问题过去没有提及，这次修订予以补充。需考虑风振的屋盖结构指的是跨度大于36m的柔性屋盖结构以及质量轻刚度小的索膜结构。

屋盖结构风振响应和等效静力风荷载计算是一个复杂的问题，国内外规范均没有给出一般性计算方法。目前比较一致的观点是，屋盖结构不宜采用与高层建筑和高耸结构相同的风振系数计算方法。这是因为，高层及高耸结构的顺风向风振系数方法，本质上是直接采用风速谱估计风压谱（准定常方法），然后计算结构的顺风向振动响应。对于高层（耸）结构的顺风向风振，这种方法是合适的。但屋盖结构的脉动风压除了和风速脉动有关外，还和流动分离、再附、旋涡脱落等复杂流动现象有关，所以风压谱不能直接用风速谱来表示。此外，屋盖结构多阶模态及模态耦合效应比较明显，难以简单采用风振系数方法。

悬挑型大跨屋盖结构与一般悬臂型结构类似，第1阶振型对风振响应的贡献最大。另有研究表明，单侧独立悬挑型大跨屋盖结构可按照准定常方法计算风振响应。比如澳洲规范（AS/NZS1170.2:2002）基于准定常方法给出悬挑型大跨屋盖的设计风荷载。但需要注意的是，当存在另一侧看台挑篷或其他建筑物干扰时，准定常方法有可能也不适用。

8.4.3~8.4.6 对于一般悬臂型结构，例如框架、塔架、烟囱等高耸结构，高度大于30m且高宽比大于1.5的高柔房屋，由于频谱比较稀疏，第一振型起到绝对的作用，此时可以仅考虑结构的第一振型，并通过下式的风振系数来表达：

$$β_(z)=\frac{\bar{F}_{DK}(z)+\hat{F}_{DK}(z)}{\bar{F}_{DK}(z)} \tag{1}$$

式中：F¯DK(z)为顺风向单位高度平均风力（kN/m），可按下式计算：

$$\bar{F}_{DK}(z)=w_{0}μ_{s}μ_{z}(z)B \tag{2}$$

F^DK(z)为顺风向单位高度第1阶风振惯性力峰值（kN/m），对于重量沿高度无变化的等截面结构，采用下式计算：

$$\hat{F}_{DK}(z)=g w_{1}^{2}m \phi_{1}(z)σ_{q_{1}} \tag{3}$$

式中：w1为结构顺风向第1阶自振圆频率；g为峰值因子，取为2.5，与原规范取值2.2相比有适当提高；σq1为顺风向一阶广义位移均方根，当假定相干函数与频率无关时，σq1可按下式计算：

$$σ_{q_{1}}=\frac{2w_{0}I_{10}B\mu_{s}}{w_{1}^{2}m} \frac{\sqrt{\int_{0}^{B}\int_{0}^{B}\infty h_{x} (x_{1},x_{2})dr_{1}dr_{2}\int_{0}^{H}\int_{0}^{H} [\mu_{z}(z_{1})\phi_{1}(z_{1})\bar{I}_{z}(z_{1})] [\mu_{z}(z_{2})\phi_{1}(z_{2})\bar{I}_{z}(z_{2})] \infty h_{z}(z_{1},z_{2})dz_{1}dz_{2} } }{\int_{0}^{H}\phi_{1}^{2}dz } \times \sqrt{\int_{0}^{\infty }w_{1}^{4} \mid H_{j}(i_{w})\mid^{2} S_{f}(w)dw } \tag{4}$$

将风振响应近似取为准静态的背景分量及窄带共振响应分量之和。则式（4）与频率有关的积分项可近似表示为：

$$[w_{1}^{4}\int_{-\infty }^{\infty }\mid H_{q_{1}}(iw)\mid^{2}S_{f}(w)\cdot dw ]^{1/2}≈\sqrt{1+R^{2}} \tag{5}$$

而式（4）中与频率无关的积分项乘以φ1(z)/μz(z)后以背景分量因子表达：

$$B_{z}= \frac{\sqrt{\int_{0}^{B}\int_{0}^{B}\infty h_{x} (x_{1},x_{2})dr_{1}dr_{2}\int_{0}^{H}\int_{0}^{H} [\mu_{z}(z_{1})\phi_{1}(z_{1})\bar{I}_{z}(z_{1})] [\mu_{z}(z_{2})\phi_{1}(z_{2})\bar{I}_{z}(z_{2})] \infty h_{z}(z_{1},z_{2})dz_{1}dz_{2} } }{\int_{0}^{H}\phi_{1}^{2}dz } \frac{\phi_{1}(z) }{μ_{z}(z)} \tag{6}$$

将式（2）～式（6）代入式（1），就得到规范规定的风振系数计算式（8.4.3）。

共振因子R的一般计算式为：

$$ R=\sqrt{\frac{\pi f_{1}S_{f}(f_{1})}{4\xi_{1}} } \tag{7}$$

Sf为归一化风速谱，若采用Davenport建议的风速谱密度经验公式，则：

$$ S_{f}(f)=\frac{2x^{2} }{3f(1+x^{2})^{4/3} } \tag{8}$$

利用式（7）和式（8）可得到规范的共振因子计算公式(8.4.4—1)。

在背景因子计算中，可采用Shiotani提出的与频率无关的竖向和水平向相干函数：

$$ coh_{z}(z_{1},z_{2})=e^{\frac{-\mid z_{1}-z_{2} \mid }{60} } \tag{9}$$

$$ coh_{x}(x_{1},x_{2})=e^{\frac{-\mid x_{1}-x_{2} \mid }{50} } \tag{10}$$

湍流度沿高度的分布可按下式计算：

$$ I_{z}(z)=I_{10}\bar{I}_{z}(z) \tag{11}$$

$$ \bar{I}_{z}(z)=(\frac{z}{10}) ^{-\alpha } \tag{12}$$

式中α为地面粗糙度指数，对应于A、B、C和D类地貌，分别取为0.12、0.15、0.22和0.30。I10为10m高名义湍流度，对应A、B、C和D类地面粗糙度，可分别取0.12、0.14、0.23和0.39，取值比原规范有适当提高。

式（6）为多重积分式，为方便使用，经过大量试算及回归分析，采用非线性最小二乘法拟合得到简化经验公式（8.4.5）。拟合计算过程中，考虑了迎风面和背风面的风压相关性，同时结合工程经验乘以了0.7的折减系数。

对于体型或质量沿高度变化的高耸结构，在应用公式（8.4.5）时应注意如下问题：对于进深尺寸比较均匀的构筑物，即使迎风面宽度沿高度有变化，计算结果也和按等截面计算的结果十分接近，故对这种情况仍可采用公式（8.4.5）计算背景分量因子；对于进深尺寸和宽度沿高度按线性或近似于线性变化、而重量沿高度按连续规律变化的构筑物，例如截面为正方形或三角形的高耸塔架及圆形截面的烟囱，计算结果表明，必须考虑外形的影响，对背景分量因子予以修正。

本次修订在附录J中增加了顺风向风振加速度计算的内容。顺风向风振加速度计算的理论与上述风振系数计算所采用的相同，在仅考虑第一振型情况下，加速度响应峰值可按下式计算：

$$ a_{D}(z)=g\phi _{1}(z)\sqrt{\int\limits_{-\infty }^{\infty }w^{4}S_{q_{1}} (w)dw} $$

式中Sq1（ω）为顺风向第1阶广义位移响应功率谱。

采用Davenport风速谱和Shiotani空间相关性公式，上式可表示为：

$$ a_{D}(z)=\frac{2gI_{10}w_{R}\mu _{s}\mu _{z}B_{z}B}{m}\sqrt{\int\limits_{0}^{\infty }w^{4} \mid H_{q_{1}}(iw)\mid^{2} S_{f}(w)dw} $$

为便于使用，上式中的根号项用顺风向风振加速度的脉动系数ηa表示，则可得到本规范附录J的公式（J.1.1）。经计算整理得到ηa的计算用表，即本规范表J.1.2。

8.4.7 结构振型系数按理应通过结构动力分析确定。为了简化，在确定风荷载时，可采用近似公式。按结构变形特点，对高耸构筑物可按弯曲型考虑，采用下述近似公式：

$$ \phi _{1}=\frac{6z^{2}H^{2}-4z^{3}H+z^{4}}{3H^{4}} $$

对高层建筑，当以剪力墙的工作为主时，可按弯剪型考虑，采用下述近似公式：

$$ \phi _{1}=\tan [\frac{\pi }{4} (\frac{z}{H} )^{0.7}] $$

对高层建筑也可进一步考虑框架和剪力墙各自的弯曲和剪切刚度，根据不同的综合刚度参数λ，给出不同的振型系数。附录G对高层建筑给出前四个振型系数，它是假设框架和剪力墙均起主要作用时的情况，即取λ＝3。综合刚度参数λ可按下式确定：

$$ \lambda =\frac{C}{\eta } (\frac{1}{EI_{W}}+\frac{1}{EI_{N}} )H^{2} $$

$$\eta =1+\frac{C_{f}}{C_{W}} $$

8.5.1 判断高层建筑是否需要考虑横风向风振的影响这一问题比较复杂，一般要考虑建筑的高度、高宽比、结构自振频率及阻尼比等多种因素，并要借鉴工程经验及有关资料来判断。一般而言，建筑高度超过150m或高宽比大于5的高层建筑可出现较为明显的横风向风振效应，并且效应随着建筑高度或建筑高宽比增加而增加。细长圆形截面构筑物一般指高度超过30m且高宽比大于4的构筑物。

8.5.2 、8.5.3 当建筑物受到风力作用时，不但顺风向可能发生风振，而且在一定条件下也能发生横风向的风振。导致建筑横风向风振的主要激励有：尾流激励（旋涡脱落激励）、横风向紊流激励以及气动弹性激励（建筑振动和风之间的耦合效应），其激励特性远比顺风向要复杂。

对于圆截面柱体结构，若旋涡脱落频率与结构自振频率相近，可能出现共振。大量试验表明，旋涡脱落频率fs与平均风速v成正比，与截面的直径D成反比，这些变量之间满足如下关系：St＝fsDv其中，St是斯脱罗哈数，其值仅决定于结构断面形状和雷诺数。

雷诺数Re＝vDv（可用近似公式Re＝69000vD计算，其中，分母中v为空气运动黏性系数，约为1.45x10—5㎡/s；分子中v是平均风速；D是圆柱结构的直径）将影响圆截面柱体结构的横风向风力和振动响应。当风速较低，即Re≤3x105时，St≈0.2。一旦fs与结构频率相等，即发生亚临界的微风共振。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≥3.5x106，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，只要采取适当构造措施，结构不会在短时间内出现严重问题。也就是说，即使发生亚临界微风共振或超临界随机振动，结构的正常使用可能受到影响，但不至于造成结构破坏。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。

附录H.2的横风向风振等效风荷载计算方法是依据大量典型建筑模型的风洞试验结果给出的。这些典型建筑的截面为均匀矩形，高宽比（H/BD）和截面深宽比（D/B）分别为4～8和0.5～2。试验结果的适用折算风速范围为vHTL1/BD≤10。

大量研究结果表明，当建筑截面深宽比大于2时，分离气流将在侧面发生再附，横风向风力的基本特征变化较大；当设计折算风速大于10或高宽比大于8，可能发生不利并且难以准确估算的气动弹性现象，不宜采用附录H.2计算方法，建议进行专门的风洞试验研究。

高宽比H/BD在4～8之间以及截面深宽比D/B在0.5～2之间的矩形截面高层建筑的横风向广义力功率谱可按下列公式计算得到：

$$S_{F_{L}}=\frac{S_{p}\beta _{k}(f_{L1}^{ * }/f_{p})^{\gamma }}{ \left \{ 1- (f_{L1}^{ * }/f_{p})^{2}\right \}^{2}+\beta _{k}(f_{L1}^{ * }/f_{p})^{2}} $$

$$f_p=10^{-5}\left(191-9.48N_{R}+\frac{1.28H}{\sqrt{DB}}+\frac{N_{R}H}{\sqrt{DB}}\right)\left[68-21\left(\frac{D}{B}\right)+3\left(\frac{D}{B}\right)^2\right] $$

$$\begin{array}{c}\mathrm{S_t}=(0.1N_{\mathrm{R}}^{-0.4}-0.0004e^{N_R})\left[\frac{0.84H}{\sqrt{DB}}-2.12-0.05\left(\frac{H}{\sqrt{DB}}\right)^2\right]\times\ \left[0.422+\left(\frac{D}{B}\right)^{-1}-0.08\left(\frac{D}{B}\right)^{-2}\right]\end{array} $$

$$ \beta_{\mathbf{k}}=(1+0.00473e^{1.7N_{\mathbf{R}}}\:)(0.065+e^{1.26-\frac{0.63H}{\sqrt{D B }}}\:)e^{1.7-\frac{3.44B}{D}}$$

$$ \begin{array}{c}\gamma=(-0.8+0.06N_R+0.0007e^{N_R})\left[-\left(\frac{H}{\sqrt{DB}}\right)^{0.14}+0.00006e^{\frac{H}{\sqrt{DB}}}\right]\times\ \left[\frac{0.414D}{B}+1.67\left(\frac{D}{B}\right)^{-1.23}\right]\end{array}$$

图H.2.4给出的是将H/BD＝6.0代入该公式计算得到的结果，供设计人员手算时用。此时，因取高宽比为固定值，忽略了其影响，对大多数矩形截面高层建筑，计算误差是可以接受的。

本次修订在附录J中增加了横风向风振加速度计算的内容。横风向风振加速度计算的依据和方法与横风向风振等效风荷载相似，也是基于大量的风洞试验结果。大量风洞试验结果表明，高层建筑横风向风力以旋涡脱落激励为主，相对于顺风向风力谱，横风向风力谱的峰值比较突出，谱峰的宽度较小。根据横风向风力谱的特点，并参考相关研究成果，横风向加速度响应可只考虑共振分量的贡献，由此推导可得到本规范附录J横风向加速度计算公式（J.2.1）。

8.5.4 、8.5.5 扭转风荷载是由于建筑各个立面风压的非对称作用产生的，受截面形状和湍流度等因素的影响较大。判断高层建筑是否需要考虑扭转风振的影响，主要考虑建筑的高度、高宽比、深宽比、结构自振频率、结构刚度与质量的偏心等因素。

扭转风荷载是由于建筑各个立面风压的非对称作用产生的，受截面形状和湍流度等因素的影响较大。判断高层建筑是否需要考虑扭转风振的影响，主要考虑建筑的高度、高宽比、深宽比、结构自振频率、结构刚度与质量的偏心等因素。建筑高度超过150m，同时满足H/BD≥3、D/B≥1.5、TT1vHBD≥0.4的高层建筑［TT1为第1阶扭转周期（s）］，扭转风振效应明显，宜考虑扭转风振的影响。

截面尺寸和质量沿高度基本相同的矩形截面高层建筑，当其刚度或质量的偏心率（偏心距／回转半径）不大于0.2，且同时满足H/BD≤6，D/B在1.5～5范围，TT1vHBD≤10，可按附录 H.3计算扭转风振等效风荷载。

当偏心率大于0.2时，高层建筑的弯扭耦合风振效应显著，结构风振响应规律非常复杂，不能直接采用附录H.3给出的方法计算扭转风振等效风荷载；大量风洞试验结果表明，风致扭矩与横风向风力具有较强相关性，当H /BD＞6或TT1vHBD＞10时，两 者的耦合作用易发生不稳定的气动弹性现象。对于符合上述情况的高层建筑，建议在风洞试验基础上，有针对性地进行专门研究。

8.5.6 高层建筑结构在脉动风荷载作用下，其顺风向风荷载、横风向风振等效风荷载和扭转风振等效风荷载一般是同时存在的，但三种风荷载的最大值并不一定同时出现，因此在设计中应当按表8.5.6考虑三种风荷载的组合工况。

表8.5.6主要参考日本规范方法并结合我国的实际情况和工程经验给出。一般情况下顺风向风振响应与横风向风振响应的相关性较小，对于顺风向风荷载为主的情况，横风向风荷载不参与组合；对于横风向风荷载为主的情况，顺风向风荷载仅静力部分参与组合，简化为在顺风向风荷载标准值前乘以0.6的折减系数。

虽然扭转风振与顺风向及横风向风振响应之间存在相关性，但由于影响因素较多，在目前研究尚不成熟情况下，暂不考虑扭转风振等效风荷载与另外两个方向的风荷载的组合。

8.6.1 计算围护结构的阵风系数，不再区分幕墙和其他构件，统一按下式计算：

$$\beta_{\mathbf{zg}}=1+2gI_{10}\left(\frac{z}{10}\right)^{\mathbf{α}}$$

其中A、B、C、D四类地面粗糙度类别的截断高度分别为5m，10m，15m和30m，即对应的阵风系数不大于1.65，1.70，2.05和2.40。调整后的阵风系数与原规范相比系数有变化，来流风的极值速度压（阵风系数乘以高度变化系数）与原规范相比降低了约5％到10％。对幕墙以外的其他围护结构，由于原规范不考虑阵风系数，因此风荷载标准值会有明显提高，这是考虑到近几年来轻型屋面围护结构发生风灾破坏的事件较多的情况而作出的修订。但对低矮房屋非直接承受风荷载的围护结构，如檩条等，由于其最小局部体型系数由—2.2修改为—1.8，按面积的最小折减系数由0.8减小到0.6，因此风荷载的整体取值与原规范相当。

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