《建筑结构荷载规范》修订后的超高层建筑平均风荷载比较研究

Full text

Steel Construction. 2019 （8），Vol. 34，No. 248
《
建筑结构荷载规范》
修订后的超高层建筑平均
风荷载比较研究*
祝志文1，2王钦华1，2
（1．汕头大学土木与环境工程系，
广东汕头 515063；2．汕头大学，
广东省结构安全与监测工程技术研究中心，
广东汕头 515063）
摘 要：基于刚性模型测压风洞试验，
分别以 B类和 C类地貌上的两栋超高层建筑为例，
对比研究了 GB 50009—
2001、2012《
建筑结构荷载规范》
中风荷载条文修改对超高层建筑整体风荷载和围护结构风压的影响。研究表明：
对A、B、C和D四类地貌高度为 250 m 左右的超高层建筑，
由《2012 规范》
给出的平均风荷载和极值风压，
分别比
《2001 规范》
减小了 6. 9%、6. 3%、11. 7%和17. 6%。对A、C和D三类地貌
，《2012 规范》
的调整是减小了风压高度
变化系数；但对 B类地貌
，《2012 规范》
既减小了风压高度变化系数，
也减小了体型系数，
且它们减小程度均与离地
高度有关。因此
，《2012 规范》
在适当降低了标准场地类别的平均风荷载的同时，
也适度降低了另外三类场地的平
均风荷载。
关键词：高层建筑；风荷载；风洞试验；荷载规范
DOI：10. 13206 /j ．gjg201908013
COMPAＲATIVE INVESTIGATION ON WIND LOADING ON HIGH-ＲISE BUILDINGS WITH
MODIFIED LOAD CODE FOＲ THE DESIGN OF BUILDING STＲUCTUＲES
ZHU Zhiwen1，2WANG Qinghua1，2
（1．Department of Civil and Environment Engineering，Shantou University，Shantou 515063，China；2．Guangdong Engineering Center for
Structure Safety and Health Monitoring，Shantou University，Shantou 515063，China）
ABSTＲACT：Based on rigid model test for pressure measurement of two high-rise buildings on type B and C terrain，the
effects of modification in wind load provision of the Load Code for the Design of Building Structures（2012 version）on the
whole wind load and building envelope wind pressure were compared with these of the 2001 version． It was found that for
type A，B，C and D terrain，the modification result in a wind loads reduction of 6. 9% ，6. 3%，11. 7% and 17. 6%，
respectively． For type A，C and D terrain，the height-dependent wind pressure coefficient was reduced． For type B terrain，
both the height-dependent wind pressure coefficient and the body shape coefficient were reduced，and the relative reduction
between the two versions was depended on the specified height． Hence for high －rise buildings，the modified wind load
codes of 2012 version not only slightly reduced the mean wind loads on the reference type B terrain，but also reduced the
mean wind loads on the other three type terrains．
KEY WOＲDS：high-rise buildings；wind loads；wind tunnel test；load codes
*国家重点基础研究发展计划（“973 ”计 划 ）项 目
（2015CB057701）；国家自然科学基金项目（51878269）；汕头大学科
研启动经费项目（NTF18014）。
第一作者：祝志文，
男，1968 年出生，
教授，
博士研究生导师，
工
学博士。
通信作者：王钦华，qinhuawang@ stu．edu．cn。
收稿日期：2019－03－30
GB 50009—2012《
建筑结构荷载规范》
［1］（简称
《2012 规范》）从2012 年10 月颁布实施至今已有 6
年，
其风荷载规范条文支持了中国大量超高层建筑
的抗风设计。与GB 50009—2001《
建筑结构荷载规
范》
［2］（简称《2001 规范》）相比
，《2012 规范》
对超
高层建筑抗风有影响的调整内容包括［3］：增大C、D
两类地貌的梯度风高度；调整 B类地貌的风剖面指
数；修改不同地貌的湍流度和顺风向风振系数表达
式；补充了横风向和扭转风振等效风荷载的计算方
法；并建议考虑高层建筑间的气动干扰效应等。上
述规范条文的修改，
对超高层建筑风荷载取值将产
生一定的影响。本文基于刚性模型风洞测压试验，
分别以 B类和 C类地貌上的两栋超高层建筑为例，
对比研究新旧规范下高层建筑风压高度变化系数、
体型系数和平均风压的变化，
并以用于围护结构设
计的极值风压和用于主体结构设计的基底力为例，
研究规范修改对超高层建筑抗风设计的影响，
评估
平均风荷载的整体变化趋势。
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祝志文，
等
：《
建筑结构荷载规范》
修订后的超高层建筑平均风荷载比较研究

钢结构 2019 年第 8期第 34 卷总第 248 期
1风荷载和风场参数的修改
根据
《2012 规范》，
作用在主要受力结构上的顺
风向风荷载标准值，
应按下式计算：
wk=βzμsμzw0（1）
其中βz=1+2gI10 Bz1+Ｒ
槡
2
式中：μs、
μz和w0分别为风荷载体型系数、
风压高度
变化系数和基本风压；βz为高度 z处的结构风振系
数；g为阵风因子；I10 为10 m 高度名义湍流度；Bz和
Ｒ分别为脉动风荷载的背景分量和共振分量
因子［4］。
在建筑结构关注的近地面范围，
风速剖面基本
符合方便工程使用的指数律：
Vz=V10 z / 10
()α（2）
式中：V10 为基本风速，
对应为建筑所在地10 m 高度
重现期为 50 年的最大风速；Vz为z高度处的风速；α
为地面粗糙度指数。
不同地表粗糙度的风速剖面形状区别体现为基
本风速、
梯度风高度、
风速剖面指数
。《2001 规范》
将地面粗糙度类别规定为海上、
乡村、
城市和大城市
中心四类，
指数分别取 0. 12、0. 16、0. 22 和0. 30，
对
应的梯度风高度分别取 300，350，400，450 m。但随
着城市不断向四周扩张，
其覆盖的地域范围越来越
大，
且地域内的高层建筑数量和高度不断增大。从
湍流边界层发展的规律不难理解［5］，
这将使得城市
地貌下的大气边界层厚度，
特别是城市核心区内的
梯度风高度可能有显著增加。因此，
在《2012 规范》
中，
虽然仍维持 A、B、C和D这四类粗糙度类别不
变，
但适当提高了 C、D两类粗糙度类别的梯度风高
度，
即由 400 m 和450 m 分别修改为 450 m 和
550 m。同时，
将B类风速剖面指数由 0. 16 修改为
0. 15。这样，
导致了四类地表粗糙度场地的风压高
度系数的变化。另外
，《2012 规范》
首次给定了 A、
B、C和D四类地貌 10 m 高度的名义湍流度值，
分
别为 0. 12、0. 14、0. 23 和0. 39，
并首次给出了湍流度
随高度变化的表达式，
即式（3），
可见湍流度剖面沿
高度呈负指数减小规律。
Iz（z）=I10
z
10
()
－α（3）
处于大气边界层内的高层建筑，
必然会受到
风的作用并由此产生作用于建筑上的风压和风荷
载。对超过 200 m 的高层建筑，
由于结构基本周
期与自然风的卓越周期较为接近，
可能导致结构
出现大的结构振动或位移，
影响结构的正常使用
甚至安全性［6－7］。对超限高层建筑，
通过风洞试验
确定作用在结构上的风荷载并评估结构的风致响
应，
目前已成为超限高层建筑超限审查的重要
内容。
2 B 类地貌超高层建筑
某超高层建筑规划建设于长沙市市郊，
工程场
地周围开阔，
周边主要以多层砖混结构房屋为主。
其超高层主楼结构地上 58 层、
地下 4层。上部结构
平面大致呈切角椭圆形状，
平面总长约 60. 5 m，
平
面最大宽度 36. 6 m，
最小宽度 22. 39 m。主体结构
屋面标高 241. 700 m，
结构最大标高 261. 400 m，
采
用现浇钢筋混凝土框架－核心筒结构体系，
属超过 B
级高度超限高层建筑［6］，
如图1所示。
图1 B 类地貌某超高层建筑三维效果
长沙市 50 年一遇和 100 年一遇的基本风压分
别为 0. 35 kPa 和0. 40 kPa，
对应的 10 m 高、10 min
平均风速分别为 23. 9 m / s 和25. 6 m / s。制作了包
含周边少量低矮干扰建筑的 1 ∶ 350 的风洞试验模
型，
缩尺后的模型主体结构楼顶标高为 0. 747 m。主
体结构模型表面共布置 16 排外测压孔，
并遵循立面
上部密下部疏的原则；每标准层分布 34 个测点，
并在
平面的棱边适当加密。包含周边高层建筑在内的风
洞试验段最大模型堵塞度小于 3%。图2为边界层风
洞中形成的 B类风速和湍流度剖面。可知，
图2给出
的风洞内湍流度剖面与《2012 规范》
的要求基本一
致，
但仍然明显小于日本风荷载规范要求［8］。
主体结构风洞试验模型采用有机玻璃制作，
并
和周边模型一起与风洞转盘刚性固定，
保证在试验
风速下模型没有明显的振动，
如图 3所示。风洞试
验段入口风速为 8 m /s，扫描阀采样频率为
312. 5 Hz，
采样时长 32 s，
每个风向角下每个工况共
采集 10 240 个采样点，
来流风向以 10°为步长，
试验
风向角取 0° ～ 360°，
如图 4所示。
2. 1 平均风荷载作用下的基底剪力
在平均风压作用下，
绕主体结构主轴（结构主
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标准与规范

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a—风速剖面；b—湍流度。
图2风洞内 B类地貌平均风速剖面和湍流度剖面与
规范值的对比
图3风洞试验段内的模型
图4试验风向角和结构坐标定义
轴定义见图 4）x向和 y向的基底剪力分别用 Qx和
Qy表示，
对应的基底倾覆力矩分别用 Mx和My表
示；绕z轴的基底扭矩用 Tz表示。图5和图 6为
100 年重现期下，
新旧规范给出的主体结构基底风
力随来流风向角的变化曲线。
图5不同风向角下主体结构基底剪力
图6不同风向角下主体结构基底倾覆力矩
图5给出了平均风荷载作用下，
主体结构上作
用的基底剪力。可见，
在所有风向角下，
主体结构沿
x和y向的基底剪力均比《2001 规范》
小6. 3%。在
160°风向角下
，《2012 规范》
给出的主体结构沿 x向
基底剪力达到最大值 1. 81 ×104kN，
比《2001 规范》
下的对应值 1. 933×104kN 小1. 23×103kN。主体结
构沿 y向的基底剪力最大值明显小于沿 x向的基底
剪力最大值，
这与主体结构平面外形呈椭圆形有关，
《2012 规范》
在60° 风向角下达到最大值 7. 84 ×
103kN，
比
《2001 规范》
对应值 8. 37×103kN 小5. 3×
102kN。
新旧规范给出的主体结构对 x轴的基底倾覆
力矩，
在60 ° 风向角下达到最大值，
其中《2012 规
范》
为1. 14 ×106kN·m，
比《2001 规范》1. 22 ×
106kN·m小8. 0×104kN·m；主体结构沿 y轴的基
底倾覆力矩大于对 x轴的基底倾覆力矩，
且在
160°风向角下新旧规范均达到最大值，
其中《2012
规范》
为2. 68 ×106kN·m，
比《2001 规范》
最大值
2. 86 ×106kN·m小1. 8×105kN·m。
另外，
与x向和
y向的基底倾覆力矩相比，
主体结构沿 z轴的扭矩
在所有风向角下都非常小，
且在 130° 风向角下达
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祝志文，
等
：《
建筑结构荷载规范》
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钢结构 2019 年第 8期第 34 卷总第 248 期
到最大值，《2012 规范》
为9. 44 ×104kN·m，
比
《2001 规范》
最大值 10. 1 ×104kN·m小6. 6 ×
103kN·m，
如图6所示。
2. 2 风压系数
该风洞试验的动压参考点通过布设在建筑顶部
高度位置的皮托管获取。风压系数平均值、
脉动值
和极值风压均换算为 10 m 高度的对应值。下面以
测点层平均风压系数为例，
对比说明新旧规范在平
均风压系数和体型系数上的变化。
与
《2001 规范》
相比
，《2012 规范》B类地貌的
风压系数变化率 K为：
K=z / 10
()0. 32 －z / 10
()0. 30
z / 10
()0. 32 =1－10 /z
()0. 02 （4）
式（4）对B类地貌，
其变化率取值范围为 0 ～
6. 9%，10 m 高度处为零，
而在梯度风高度处取得
最大值 6. 9% 。显然，
对一个给定高度的高层建
筑，
该变化率在该建筑的顶部高度处取得最大值，
对本文超高层建筑，
对应的 K最大值为 6. 3%。表
1给出了新旧规范同一高度的风压高度变化系数
μz，l和μ'
z，l，可见《2012 规范》
比《2001 规范》
值小，
两者差别随着立面高度的增大而增大。
定义测点层在 x和y轴方向的层体型系数分
别为：
μsx，l=
∑
n
i=1
μsiΔHBy i
ΔHBy
，（5a）
μsy，l=
∑
n
i=1
μsiΔHBx i
ΔHBx
（5b）
式中：μsi为测点点体型系数；μsx，l、
μsy，l分别为第 l
层沿 x、y轴方向的测点层层体型系数；n和ΔH分别
为每测点层测点总数和测点层层高；Bxi 和Byi 分别
为第 i个测点所辖面域在 x轴和 y轴方向上的投影
宽度；Bx和By分别为结构所在测点层在 x轴和y轴
上的投影宽度。
以图 5给出的 x向基底剪力在0°风向角下达到
最大值的最不利工况，
给出主体结构此时的 x向测
点层层体型系数，
以反映新旧规范下 B类地貌平均
风压系数的差别，
如表 1所示。可见
，《2012 规范》
给出的风压高度变化系数比
《2001 规范》
小，
两者差
别随着离地高度的增大而增大，
主体结构上的最大
差别为 7. 0%。而
《2012 规范》
给出的各测点层的层
体型系数同样比
《2001 规范》
小，
但两者差别随着离
地高度的增大而减小，
最大差别发生在地上第 16 测
点层，
差值为 6. 1%。
表1测点层平均风压系数、
风压高度变化系数和体型系数的对比
测点层
编号 离地
高度/ m
《2001 规范》
μz，l
《2012 规范》
μ'
z，l
《2001 规范》
μsx，l
《2012 规范》
μ'
sx，l
μz，l－μ'
z，l
μz，l
/% μsx，l－μ'
sx，l
μsx，l
/% Δpmean，l/ %
1 258. 35 2. 83 2. 65 －1. 44 －1. 44 6. 4 0. 0 6. 3
2 253. 35 2. 81 2. 64 －1. 12 －1. 12 6. 0 0. 0 6. 3
3 246. 35 2. 79 2. 61 －1. 26 －1. 25 6. 5 0. 8 7. 0
4 238. 35 2. 76 2. 59 －1. 11 －1. 10 6. 2 0. 9 7. 0
5 227. 40 2. 72 2. 55 －1. 12 －1. 11 6. 3 0. 9 6. 9
6 212. 80 2. 66 2. 50 －1. 09 －1. 08 6. 0 0. 9 6. 8
7 197. 80 2. 60 2. 45 －1. 16 －1. 15 5. 8 0. 9 6. 6
8 181. 70 2. 60 2. 45 －1. 16 －1. 15 5. 5 0. 8 6. 5
9 164. 90 2. 45 2. 32 －1. 33 －1. 32 5. 5 0. 8 6. 2
10 148. 10 2. 37 2. 24 －1. 41 －1. 39 5. 5 1. 4 6. 6
11 127. 90 2. 26 2. 15 －1. 48 －1. 46 4. 9 1. 4 6. 3
12 106. 90 2. 13 2. 04 －1. 57 －1. 54 4. 2 1. 9 6. 5
13 81. 70 1. 96 1. 88 －1. 62 －1. 58 4. 1 2. 5 6. 5
14 56. 48 1. 74 1. 68 －1. 37 －1. 33 3. 5 2. 9 6. 2
15 31. 33 1. 44 1. 41 －0. 83 －0. 79 2. 1 4. 8 7. 0
16 14. 53 1. 13 1. 12 －0. 66 －0. 62 0. 9 6. 1 6. 8
基于测点层平均风压系数与该测点层风压高度
系数μz，l和层体型系数的关系，
可计算新旧规范下，
测点层平均风压系数的变化率：
Δpmean，l=μsx，lμz，l－μ'
sx，lμ'
z，l
μsx，lμz，l
（6）
从表1可见
，《2012 规范》
给出的所有测点层平
均风压系数比《2001 规范》
小6. 2% ～ 7. 0%。这是
因为用于计算无量纲化风压系数且由风洞试验确定
的实际 10 m 高度风压，
是由设在建筑顶部的动压参
考点风压与该高度对应的风压高度变化系数换算到
10 m 高度得到。
围护结构设计需先获得测点在某一风向角的风
压系数极大值 CPextu，i和极小值 CPext l，i：
CPextu，i=Cpi，mean +kCpi，rms （7a）
07
标准与规范

Steel Construction. 2019 （8），Vol. 34，No. 248
CPextl，i=Cpi，mean －kCpi，rms （7b）
式中：峰值因子k=3. 5；Cpi，mean 和Cpi，rms 分别为测点i
的风压系数平均值和标准差。
将每个测压点在所有风向角下 CPextu，i的最大值
确定为该测点的最大极大值风压系数 CPmax，i；同理
确定所有风向角下 CPextl，i的最小值为该测点的最小
极小值风压系数 CPmin，i；再将测点 CPmax，i和CPmin，i用
于围护结构风荷载设计。表2为《2001 规范》
、
《2012 规范》
的CPmax，i和CPmin，i以及对应的变化率。
可见
，《2012 规范》
并不改变测点极值风压系数大小
在建筑表面所有测压点里的排列顺序。但与《2001
规范》
相比，
表中所有测压点的最大极大值风压系
数和最小极小值风压系数减了 6. 1% ～ 6. 5%。也即
《2012 规范》
对围护结构风荷载的设计值减小了。
表2 2001、
《2012 规范》
用于围护结构设计的 CPmax，i、CPm in，i的变化率
测点号 《2001 规范》
CPmax，i
《2012 规范》
C'
Pmax，i
CPmax，i－C'
Pmax，i
CPmax，i
/% 测点号 《2001 规范》
CPmin，i
《2012 规范》
C'
Pmin，i
CPmax，i－C'
Pmax，i
CPmax，i
/%
298 4. 95 4. 63 6. 5 111 －9. 49 －8. 89 6. 3
170 4. 83 4. 53 6. 2 298 －9. 20 －8. 62 6. 3
149 4. 34 4. 06 6. 5 301 －9. 19 －8. 60 6. 4
80 4. 30 4. 03 6. 3 335 －9. 14 －8. 56 6. 4
81 4. 28 4. 01 6. 3 233 －9. 00 －8. 43 6. 3
202 4. 26 3. 99 6. 3 267 －9. 00 －8. 43 6. 3
168 4. 25 3. 99 6. 1 102 －8. 92 －8. 35 6. 4
163 4. 25 3. 98 6. 4 248 －8. 92 －8. 35 6. 4
143 4. 25 3. 98 6. 4 119 －8. 88 －8. 32 6. 3
139 4. 25 3. 98 6. 4 369 －8. 88 －8. 31 6. 4
3 C 类地貌超高层建筑
对C类地貌而言，《2012 规 范》
虽然维持了
《2001 规范》
的地貌粗糙度指数，
但将梯度风高度
增大了 100 m，
这意味着需要将《2001 规范》
的风
剖面向上延伸到距地 450 m 的高度。这样，
基于
不同地貌在梯度风高度上的风速相等的原则，
导
致梯度风高度下的同一高度处，《2012 规范》
的风
压变化 系数小于《2001 规 范》
。另外，《2012 规
范》
将减小作为标准场地类别的 B类地貌的平均
风荷载，
因B类地貌是 A、C、D类地貌风荷载的基
础，
也将导致 A、C、D类地貌平均风荷载的减小，
这与文献［9］
的结论一致。
以某高层建筑为例，
研究新旧规范下 C类地貌
建筑平均风荷载的变化。该高层建筑位于城市核心
区，
其主体结构的超高层建筑地上 54 层、
地下 4层；
结构平面成扇形，
总长约 61. 8 m，
宽约 43. 7 m。主
屋面标高 236. 950 m，
建筑最大标高 248. 000 m，
上
部结构采用现浇钢筋混凝土框架 －核心筒结构体
系，
属超过 B级高度超限高层建筑［6］。
该建筑地处城市核心，
工程场地周围建筑密
集、
高层林立，
风洞试验需要考虑对该工程有明显
气动干扰的多栋周边高层建筑。为此制作了包含
周边干扰建筑的 1 ∶ 300 的风洞试验模型，
缩尺后
的模型主体结构楼顶标高为 0. 827 m。主体结构
模型表面共布 12 排测压孔；每层分布 28 个测点，
测点棱边密中间相对较稀。包含周边高层建筑在
内的风洞试验段最大模型堵塞度小于 3%。图7
为边界层风洞中形成的 C类风速和湍流度剖面。
a—风速剖面；b—湍流度。
图7 C 类地貌平均风速剖面和湍流度剖面与规范值的对比
可见其平均风速和湍流度剖面均与
《2012 规
17
祝志文，
等
：《
建筑结构荷载规范》
修订后的超高层建筑平均风荷载比较研究

钢结构 2019 年第 8期第 34 卷总第 248 期
范》
的要求比较一致。风洞试验模型如图 8所示。
试验段入口风速为 12 m /s，
来流风向以 10°为步长
试验 0 ° ～ 3 60° 风向角（图9），
扫描阀采样频率为
312. 5 Hz，
采样时长65. 54 s，
每个风向角下每个工
况共采集 20 480 个采样点。
图8风洞试验段内的模型
3. 1 平均风荷载作用下的基底剪力
主体结构主轴定义见图 9。从图 10 可见，
主体
结构沿 x向基底剪力，
在0° 风向角下达到最大值，
其中
《2012 规范》
为9. 494×103kN，《2001 规范》
为
1. 079×104kN；主体结构沿 y向基底剪力，
在140°风
向角下达到最大值
，《2012 规范》
为9. 078×103kN，
《2001 规范》
为1. 032×104kN。这样
，《2001 规范》
给出的基底剪力最大值比
《2012 规范》
大11. 7%。
表3新旧规范测点层风压高度变化系数、
体型系数和平均风压系数的变化
测点层
编号 离地高
度/m 《2001 规范》
μz，l《2012 规范》
μ'
z，l《2001 规范》
μsx，l《2012 规范》
μ'
sx，l
μz，l－μ'
z，l
μz，l
/% Δpmean，l/ %
1 242. 5 2. 51 2. 21 2. 42 2. 42 12. 0 12. 0
2 223. 9 2. 42 2. 14 1. 92 1. 92 11. 6 11. 6
3 206. 5 2. 33 2. 06 1. 57 1. 57 11. 6 11. 6
4 189. 1 2. 25 1. 98 1. 36 1. 36 12. 0 12. 0
5 171. 7 2. 15 1. 90 1. 20 1. 20 11. 6 11. 6
6 150. 0 2. 03 1. 79 1. 09 1. 09 11. 8 11. 8
7 128. 2 1. 89 1. 67 1. 01 1. 01 11. 6 11. 6
8 102. 1 1. 71 1. 51 0. 98 0. 98 11. 7 11. 7
从图11 可见，
主体结构对 x轴的基底倾覆力矩
在140° 风向角下达到最大值 1. 296 ×106kN·m，
《2012 规范》
最大值为 1. 14×106kN·m；主体结构沿
y轴的基底倾覆力矩，
在170° 风向角下达到最大值
1. 262×106kN·m，《2012 规范》
为1. 111×106kN·m。
主体结构 z轴的扭矩明显小于两个方向的基底倾覆
力矩，
在180° 风向角下《2001 规范》
取最大值
1. 095×105kN·m，《2012 规范》
为9. 633×104kN·m。
对比上述值可见
，《2001 规范》
最大基底倾覆力矩比
《2012 规范》
大11. 7%。
3. 2 层体型系数
以图 10 给出的 x向基底剪力在 0°风向角下达
图9试验风向角和结构主轴定义
图10 不同风向角下主体结构基底剪力
图11 不同风向角下主体结构基底倾覆力矩
到最大值的最不利工况，
给出主体结构对应的 x向
测点层层体型系数，
如表 3所示。可见
，《2001 规
范》
给出的测点层风压高度变化系数比
《2012 规范》
27
标准与规范

Steel Construction. 2019 （8），Vol. 34，No. 248
续表3
测点层
编号 离地高
度/m 《2001 规范》
μz，l《2012 规范》
μ'
z，l《2001 规范》
μsx，l《2012 规范》
μ'
sx，l
μz，l－μ'
z，l
μz，l
/% Δpmean，l/ %
9 76. 0 1. 50 1. 33 0. 87 0. 87 11. 3 11. 3
10 49. 9 1. 25 1. 10 0. 60 0. 60 12. 0 12. 0
11 23. 8 0. 90 0. 80 0. 33 0. 33 11. 1 11. 1
大，
这与该大楼基底剪力的变化是一致的。但需要
指出的是，
各测点层的层体型系数，
新旧规范并没有
差别。这样
，《2012 规范》
的测点层平均风压系数比
《2001 规范》
小11. 1% ～12. 0%。
4结 论
1）《2012 规范》
适度减小了作用在高层建筑上
的平均风荷载，
以及作用在围护结构上的极值风压，
对A、B、C和D四类地貌而言，
分别比《2001 规范》
减小了 6. 9%、6. 3%、11. 7% 和17. 6%，D类地貌减
小幅度最大。
2）对A、C和D三类地貌
，《2012 规范》
对平均
风荷载和极值风压的减小是通过减小风压高度变化
系数得到的，
但维持与《2001 规范》
相同的体型系
数；但对 B类地貌，
如基于风洞试验
，《2012 规范》
既
减小了风压高度变化系数，
也减小了体型系数，
新旧
规范风压高度变化系数的差别随高度的增大而增
大，
体型系数的差别随高度的减小而增大，
具体值与
离地高度有关。
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风荷载的对比研究［J］．钢结构，2015，30（9）：59－62．

（上接第 66 页）
类似。该方法使设计人员更易接受理解，
同时对规
范的细化及完整性具有重要意义。
参考文献
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37
祝志文，
等
：《
建筑结构荷载规范》
修订后的超高层建筑平均风荷载比较研究