第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 建筑外形影响下的高层建筑扭转风荷载研究 符龙彪！
²，陈凯，何连华"，武林，钱基宏12 （1.中国建筑科学研究院，北京.
100013：2.住房和城乡建设部防灾研究中心） 摘要：本文基于风洞试验对某超高层建筑表面风荷骏特性及结构风响应特性进行了分析研究，指出了建筑物表 面风荷载不均匀分布的特点带来的扭转效应较为显著，给结构设计带来不利影响.
同时，比较分析表明通过增加 结构的刚度，可以有效地降低某些风荷载响应，但由于会改变不同响应之间的相关性，所以，会造成另外一些响 应的增大.
关键词：风洞试验：风振分析：风荷载：不均匀分布 1引言 超高层建筑的横风向风振较为突出，在很多情况下横风向等效荷载往往会超过顺风向成为控制荷载， 因此研究者对超高层建筑的横风向风振历来比较关注2.
然而，在某些特定条件下扭转风振效应对超高 层结构的不利影响也不可忽视，比如在结构偏心情况下，横风向和扭转可能发生耦合从而加剧扭转风振效 应吗：而由于建筑外形的影响，风压分布也可能出现较强的不对称性从而造成显著的扭转荷载，为结构设 计带来挑战.
2012年施行的《建筑结构荷载》GB50009也对高层建筑的横风向和扭转风振等效荷载的计 算方法及组合工况做出了具体规定，凸显出这两类风荷载对超高层建筑抗风设计的重要性.
本文以某幢约260米高建筑的风洞试验和风振分析为背景，结合建筑外形特点对主体建筑表面风荷载 特性进行了深入分析，再结合结构动力特性分析了风致振动响应的特点.
通过研究分析，一方面为结构设 计工作提供了很好的参考，另一方面也获取了一些新的高层建筑风荷载特性认识，可以为今后的高层设计 工作提供参考.
2风洞试验 本工程的试验是在中国建筑科学研究院风洞实验室进行.
该风洞为直流下吹式风洞，全长96.5m， 包含两个试验段.
本试验在高速试验段进行，试验段尺寸为4米宽、3米高、22米长，风速在2m/s到30m/s 连续可调.
根据风洞阻塞度要求、转盘尺寸及原型尺寸，试验模型缩尺比确定为1:300.
模型根据建筑图纸准 确模拟了建筑外形，以反映建筑外形对表面风压分布的影响.
图1模型在风洞中（右侧为建筑平面基本形式） “十二五”国家科技支撑计划课癌（20128AJ07B01) 作者摘介：符龙彪（1974-），男，硕士，高级工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 本次试验在B类地貌下进行.
图2为在风洞中采用尖劈配合粗糙元的方法模拟得到的风速剖面.
300 250 250 29 150 DD uu %)) 图2试验风速制面 3试验结果与分析 经过对试验结果进行分析，发现建筑物表面风荷载的分布差异较大，具有明显的同一表面不均匀 分布的特点.
如图3所示，同一表面的左右两边的体型系数差异很大.
Outside 图3某个风向下建筑主体表面体型系数 上述的风荷载的分布特点和依据规范进行风荷载取值形成了非常大的差别，按照规范的取值，通 常都会是一个统一的体型系数，就好像图4示意的那样.
x 图4建筑物表面风荷载均匀分布示意
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 就本工程而言，由于建筑外形为平行四边形，倘若建筑物表面作用均匀分布的风荷载，那么，只 存在因荷载中心和建筑物形心不重合时所产生的扭矩作用.
由于本工程建筑表面风荷载呈不均匀分布，如 图5所示，因此，风荷载扭矩作用愈发明显.
X 图5建筑物表面风荷载不均匀分布示意 4风振分析 初设时结构的动力特性如表1，从动力特性来看，结构是比较合理的.
表1原有结构动力特性 模态 周期（s） 形态 1 6.36 Y方向平动 2 5.17 X方向平动 3 4. 89 扭转 依据广义坐标合成法对结构进行了风致振动分析，在基于位移等效的风荷载作用下，结构在30 至40层之间的楼层最大层间位移角（见图6）超出了1500. oritx 0.00050.0010.00150.0020.00250.003 图6楼层最大层间位移角
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 据此，设计方对结构进行了调整，在侧面增设了垂直支撑，如图7.
图7结构垂直支撑示意 调整之后，结构的动力特性如表2.
经过调整很好地改善了结构抗扭转的能力，结构楼层最大层间 位移角很好地控制在1500以内（见图8）.
表2调整后结构动力特性 模态 周期（s） 形态 1 5.86 Y方向平动 2 4. 97 X方向平动 3 4. 14 扭转 DrtX -DritY 0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025 图8调整后结构楼层最大层间位移角
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 另外，对前后模型开展了对比分析，如140度风向时，前后两种结构模型计算所得的结果如下表： 表3新旧模型位移和基底力对比 平均（单位：N-m） 脉动（单位：N-m） Y向位移 Fx(*e6) Fy(*e6) Mz(*e7) Y向位移 Fx(*e6) Fy(*e6) Mz(*e7) 原 0.175 -3.04 19.3 -27.9 0.051 3.52 4.50 6.02 新 0.144 -3.04 19.3 -27.9 0.042 3.35 4.37 4.88 由表可见，由于外形未发生变化，基底平均力没有变化.
而基底脉动量则有不同程度的下降.
质心处 的位移则因为结构刚度增强，平均值和脉动值均有所下降.
质心处基底力的相关系数则发生较大变化.
表4质心处基底力的相关系数 Dy_Fx Dy_Fy Dy_Mz 原 -0.143 0.984 -0.043 新 -0.405 0.982 -0.113 以Mz为例，原结构方案下，Dy最大值对应的基底扭矩为 27.93x6.02x(-0.043)=-28.7 而新结构方案下，Dy对应的基底弯矩则为 -27.93x4.88x(-0.113)=-29.6 增加约3%.
x方向总剪力也有较为明显的增加 原：-3.043x3.52x(-0.143)=-4.55 新：-3.043x3.35x(-0.405)=-7.11 增加约60% 可见，对应y向位移最大值的等效荷载增加，主要是Fx和Mz与Dy的相关性增强造成的.
这种变化 在未进行风振计算之前是无法预知的.
5结论 综合本工程风洞试验的风荷载分布特性分析可以看出，对于那些对偏心荷载作用比较敏感的建筑 物，需要留意表面风荷载呈不均匀分布时所造成的扭转效应.
就本工程而言，通过增设支撑的结构措施，有效地提高了结构的抗扭刚度，降低了结构在风荷载 作用的位移响应，同时在一定程度上加大了Fx和Mz与Dy的相关性.
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