4.2 风荷载

4.2.1 垂直作用于高耸结构表面单位计算面积上的风荷载标准值应按下式计算：

ω_k＝β_zμ_sμ_zω₀(4.2.1)

式中：ω_k——作用在高耸结构z高度处单位投影面积上的风荷载标准值(kN/m²)；

ω₀——基本风压(kN/m²)，取值不得小于0.35kN/m²；

μ_z——高度z处的风压高度变化系数；

μ_s——风荷载体型系数；

β_z——高度z处的风振系数。

4.2.2 基本风压ω0应以当地空旷平坦地面、离地10m高、50年重现期、10min平均年最大风速为标准，其值应按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009执行，且应符合本标准第4.2.1条的规定。

4.2.3 当城市或建设地点的基本风压值在现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009的全国基本风压图上没有给出时，其基本风压值可根据当地年最大风速资料，按基本风压定义，通过统计分析确定，分析时应考虑样本数量的影响。当地没有风速资料时，可根据附近地区规定的基本风压或长期资料，通过气象和地形条件的对比分析确定；也可按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中全国基本风压分布图确定。

4.2.4 山区及偏僻地区的10m高处的风压，应通过实地调查和对比观察分析确定。一般情况可按附近地区的基本风压乘以下列调整系数采用：

1 对于山间盆地、谷地等闭塞地形，调整系数为0.75～0.85；

2 对于与风向一致的谷口、山口，调整系数为1.20～1.50。

4.2.5 沿海海面和海岛的10m高的风压，当缺乏实际资料时，可按邻近陆上基本风压乘以表4.2.5规定的调整系数采用。

表4.2.5 海面和海岛的基本风压调整系数

4.2.6 风压高度变化系数，对于平坦或稍有起伏的地形，应根据地面粗糙度类别按表4.2.6确定。

表4.2.6 风压高度变化系数μ_z

1 地面粗糙度可分为A、B、C、D四类：

1)A类指近海海面、海岛、海岸、湖岸及沙漠地区；

2)B类指田野、乡村、丛林、丘陵以及房屋比较稀疏的乡镇；

3)C类指有密集建筑群的城市市区；

4)D类指有密集建筑群且房屋较高的城市市区。

2 在确定城区的地面粗糙度类别时，当无实测资料时，可按下列原则确定：

1)以拟建高耸结构为中心，2km为半径的迎风半圆影响范围内的建筑及构筑物密集度来区分粗糙度类别，风向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及构筑物平均高度来划分地面粗糙度类别：≥18m时，为D类；9m＜＜18m时，为C类；≤9m时，为B类；

3)影响范围内不同高度的面域：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)平均高度取各面域面积为权数计算。

3 对于山区的高耸结构，风压高度变化系数可按结构计算位置离山地周围平坦地面高度计算。

4.2.7 不同类型高耸结构的风荷载体型系数μ_s取值应符合下列规定：

1 悬臂结构，当计算局部表面[图4.2.7-1(a)]分布的体型系数μ_s时，应按表4.2.7-1采用；当计算整体[图4.2.7-1(b)]体型系数时，应按表4.2.7-2采用。

图4.2.7-1 悬臂结构

表4.2.7-1 悬臂结构体型系数μ_s

注：表中数值适用于μ_zω₀d₂≥0.02的表面光滑情况，其中ω₀为基本风压，以kN/m²计，d以m计。

表4.2.7-2 悬臂结构整体计算体型系数μs

注：1 表中圆形结构的μ_s值适用于μ_zω₀d₂≥0.02的情况，D以m计；ω₀为基本风压，以kN/m²计；

2 表中“光滑”系指钢、混凝土等圆形结构的表面情况，“粗糙”系指结构表面凸出肋条较小的情况；

3 计算正方形对角线方向的风载时，体型系数按照表4.2.7-2取值，迎风面积按照正方形单面面积取值。

2 型钢及组合型钢结构(图4.2.7-2)的体型系数应按表4.2.7-3采用。

图4.2.7-2 型钢及组合钢结构

表4.2.7-3 型钢及组合型钢结构体型系数μ_s

3 塔架结构(图4.2.7-3)的体型系数应按下列规定取值：

图4.2.7-3 塔架结构截面形式

1)角钢塔架整体体型系数μs应按表4.2.7-4采用。

表4.2.7-4 角钢塔架的整体体型系数μ_s

续表4.2.7-4

注：1 挡风系数，均按塔架迎风面的一个塔面计算；

2 六边形及八边形塔架的μ_s值，可近似地按表中方形塔架参照对应的风向①或②采用；但六边形塔迎风面积按两个相邻塔面计算，八边形塔迎风面积按三个相邻塔面计算。

2)管子及圆钢塔架的整体体型系数μs应按下列规定取值：

a)当μ_zω₀d₂≤0.002时，μ_s值应按角钢塔架的整体体型系数μ_s值乘以0.8采用；

b)当μ_zω₀d₂≥0.015时，μ_s值应按角钢塔架的整体体型系数μ_s值乘以0.6采用；

c)当0.002＜μ_zω₀d₂＜0.015时，μ_s值应按插入法计算。

3)当高耸结构由不同类型截面组合而成时，应按不同类型杆件迎风面积加权平均选用μ_s值。

4 格构式横梁的体型系数应按下列规定取值：

1)矩形格构式横梁(图4.2.7-4)，当风向垂直于横梁(θ＝90°)时，横梁的整体体型系数μ_s应按表4.2.7-5取值；当风向不与横梁垂直时，横梁的整体体型系数μ_s应按表4.2.7-6取值；

图4.2.7-4 矩形格构式横梁

表4.2.7-5 风向垂直于角钢桁架横梁的整体体型系数μ_s

表4.2.7-6 风向不与横梁垂直时横梁整体体型系数μ_s

注：1 μ_sn、μ_sp分别为垂直和平行于横梁的体型系数分量；

2 μ_s为风向垂直于横梁时的整体体型系数；

3 计算μ_sn及μ_sp时，均以横梁正面面积为准。

2)三角形横梁的整体体型系数可按矩形横梁的值乘以0.9采用；

3)管子及圆钢组成的横梁可按本条第3款第2项的方法计算整体体型系数μ_s的值。

5 架空线、悬索、管材等(图4.2.7-5)的体型系数应按表4.2.7-7取值。

图4.2.7-5 架空线、悬索、管材

1-结构(线索、管)

表4.2.7-7 架空线、悬索、管材体型系数μ_sn

注：μ_sn为作用于结构的垂直风向分量ω_n的体型系数；作用于结构的平行风向分量ω_p的体型系数μ_sp影响较小，可不计。

6 架空管道为上下双管[图4.2.7-6(a)]时，整体体型系数μ_s应按表4.2.7-8的规定取值；当架空管道为前后双管[图4.2.7-6(b)]时，整体体型系数μ_s应按表4.2.7-9的规定取值。

图4.2.7-6 架空管道

表4.2.7-8 架空管道为上下双管时体型系数μ_s

注：表中μ_s值适用于μ_zω₀d₂≥0.02。

表4.2.7-9 架空管道为前后双管时体型系数μ_s

注：表中μ_s值适用于μ_zω₀d₂≥0.02的情况，并为前后两管的系数之和。

7 倒锥形水塔的水箱[图4.2.7-7(a)]的体型系数和绝缘子[图4.2.7-7(b)]的体型系数应按表4.2.7-10的规定取值。

图4.2.7-7 倒锥形水塔的水箱、绝缘子立面图

表4.2.7-10 倒锥形水塔的水箱、绝缘子体型系数μ_s

8 微波天线(图4.2.7-8)的体型系数应按表4.2.7-11的规定取值。

图4.2.7-8 微波天线平面图

表4.2.7-11 微波天线体型系数μ_s

续表4.2.7-11

9 石油化工塔型设备(图4.2.7-9)的体型系数应按表4.2.7-12的规定取值。

图4.2.7-9 石油化工塔型设备

1-爬梯；2-平台

表4.2.7-12 石油化工塔型设备的体型系数μ_s

注：1 表中μs值适用于包括了平台、梯子、管线等影响的单个塔型设备，计算风荷载时其挡风面积可仅取塔型设备的外径；

2 当塔型设备直径为变直径时，可按各段高度和外径求加权平均值；

3 当设备直径为表中中间值时，μ_s可用插入法计算。

10 球状结构(图4.2.7-10)的体型系数应按表4.2.7-13的规定取值。

图4.2.7-10 球状结构

表4.2.7-13 球状结构的体型系数

11 封闭塔楼和设备平台(图4.2.7-11)的体型系数应按表4.2.7-14的规定取值。

图4.2.7-11 封闭塔楼和设备平台立面图

表4.2.7-14 封闭塔楼和设备平台的体型系数

12 四管组合柱(图4.2.7-12)的体型系数应按表4.2.7-15的规定取值。

图4.2.7-12 四管组合柱

表4.2.7-15 四管组合柱体型系数μ_s

注：以一个圆管的直径计算挡风面积。

13 三管组合柱对角线风向[图4.2.7-13(a)、(b)、(c)]的体型系数μs应按表4.2.7-16取值，0°风向[图4.2.7-13(c)、(d)]的体型系数μ_s应按表4.2.7-17取值。

图4.2.7-13 三管组合柱

表4.2.7-16 三管组合柱对角线风向体型系数μ_s

注：以一个圆管的直径计算挡风面积。

表4.2.7-17 三管组合柱0°风向体型系数μ_s

注：1 以一个圆管的直径计算挡风面积；

2 μ_sX、μ_sY分别为X方向和Y方向的体型系数，为整体体型系数，且整体体型系数在x轴、y轴投影，应等于在x轴、y轴上的单独体型系数。

4.2.8 高耸结构体型未在现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中列出的，但与本标准所列结构体型相似时，其风荷载体型系数可按本标准第4.2.7条的规定采用；特别重要或体型复杂的高耸结构，宜由风洞试验或数值风洞计算确定。

4.2.9 自立式高耸结构在z高度处的风振系数β_z可按下式确定：

式中：ξ——脉动增大系数，按表4.2.9-1采用，其中T取结构的基本自振周期；

ε₁——风压脉动和风压高度变化等的影响系数，按表4.2.9-2采用；

ε₂——振型、结构外形的影响系数，按表4.2.9-3采用。

表4.2.9-1 脉动增大系数ξ

注：1 表中给出了结构对应的阻尼比从左到右依次为0.01～0.05，可根据结构型式相应选取；对于单管塔可取阻尼比0.01，其余类型塔的阻尼比可按照本标准第4.4.6条选取；

2 对于上部用钢材、下部用混凝土的结构，可近似地分别根据钢和混凝土查取相应的ξ值，并计算各自的风振系数。

表4.2.9-2 考虑风压脉动和风压高度变化的影响系数ε₁

注：1 对于结构外形或质量有较大突变的高耸结构，风振计算均应按随机振动理论进行；

2 计算时，对地面粗糙度B类地区可直接带入基本风压，而对A类、C类、D类地区应按当地的基本风压分别乘以1.28、0.54、0.26。

表4.2.9-3 考虑振型和结构外形的影响系数ε₂

续表4.2.9-3

注：1 表中有括弧的，括弧内的系数适用于直线变化结构，括弧外的系数适用于凹线形变化的结构，其余无括弧的系数两者均适用；

2 表中变化范围中的数字为A类地貌至D类地貌，B类地貌可取该数字范围内约1/5处，C类可取约1/2处。

4.2.10 钢桅杆风振系数应符合下列规定：

1 杆身风振系数应按下列规定确定：

1)当钢桅杆高度不大于150m时：

悬臂段β_z(z)＝2.1；

非悬臂段β_z(z)＝1.6；

2)当钢桅杆高度大于150m时：

式中：g——峰值因子，取2.5；

I₁₀——10m高紊流度，A类、B类、C类、D类地貌分别为12％、14％、23％、39％；

α——风剖面指数，A类、B类、C类、D类地貌分别为0.12、0.15、0.22、0.30；

ξ_j——脉动增大系数，按表4.2.9-1采用；

H——塔身全高；

N——沿杆身全高取N个等分点计算风振系数，每小段的长度为dH＝H/N，点的编号自下至上为1，2，…，N；

Φ，(i)——杆身第i点所在高度的第j阶振型系数。

2 钢桅杆纤绳风振系数应按下列规定确定：

1)当钢桅杆高度不大于150m时：

β_z＝1.6

2)当钢桅杆高度大于150m时：

β_z＝1＋ξε_q (4.2.10-2)

式中：ξ——脉动增大系数，按表4.2.9-1采用，其中T取纤绳的基本自振周期；

ε_q——综合考虑风压脉动、高度变化及振型影响的系数，按表4.2.10采用。

表4.2.10 综合考虑风压脉动、高度变化及振型影响的系数ε_q

注：1 变化范围的数字A类至D类地貌，B类地貌取该数字范围内约1/10处，C类取1/2处；

2 表中，ω为考虑杆身影响后的纤绳实际基频(rad/s)，l为纤绳弦向长度(m)，S为纤绳张力(N)，m为纤绳线质量密度(kg/m)；

3 两端铰支的纤绳的基频为。

4.2.11 高耸结构应考虑由脉动风引起的垂直于风向的横向共振的验算。

4.2.12 对于竖向斜率不大于2％的圆筒形塔、烟囱等圆截面构筑物以及圆管、拉绳和悬索等圆截面构件，应根据雷诺数Re的不同情况按下列规定进行横风向风振的验算：

1 可按下列公式计算结构或构件的雷诺数Re、临界风速υcr、结构顶部风速υH：

式中：υ_cr，j——第j振型临界风速(m/s)；

υ——计算雷诺数时所取风速(m/s)，可取υ＝υ_cr，j；

d——圆筒形结构的外径(m)，有锥度时可取2/3高度处的外径；

S_t——斯脱罗哈数，对圆形截面结构或构件取0.2；

T_j——结构或构件的j振型的自振周期(s)；

υ_H——结构顶部的风速(m/s)；

μ_H——高度H处风压高度变化系数。

2 圆形截面结构或构件的横风向风振响应分析应符合下列规定：

1)当雷诺数Re＜3×10⁵且υ_H＞υ_cr，j时，应在构造上采取防振措施或控制结构的临界风速υ_cr，j不小于15m/s；

2)当雷诺数Re≥3.5×10⁶且1.2υ_H＞υ_cr，j时，应验算共振响应。横向共振引起的等效静风荷载ω_Ldj(kN/m²)应按下列公式计算：

式中：φ_ji——第j振型在i点的相对位移；

υ_cr，j——第j振型的共振临界风速(m/s)，按公式(4.2.12-2)计算；

υ_H,α——粗糙度指数为α时的结构顶点的风速；

ξ_j——结构第j振型阻尼比，对于高振型，可参考类似资料，如无试验资料，也可取与第1振型相同的值；

μ_L——横向力系数，取0.25；

λ_j——共振区域系数，由表4.2.12确定；

H₁——共振临界风速起始高度。

表4.2.12 λ_j计算用表

注：校核横风向风振时考虑的振型序号不大于4，对一般悬臂结构可只考虑第1或第2振型。

3)当雷诺数为3×10⁵≤Re＜3.5×10⁶时，不发生超临界范围的共振，可不做处理。

4.2.13 对于非圆截面构筑物，其横风向风振可按本标准公式(4.2.12-1)～公式(4.2.12-5)进行验算，并宜通过风洞试验或可靠资料确定有关系数，当无试验值时，可按下列规定取值：

1 斯脱罗哈数S_t取0.15；

2 方形截面以及深宽比1≤D/B≤2的矩形截面的横风向力系数μ_L，取0.60；

3 公式中圆筒外径d由迎风面最大宽度B代替。

4.2.14 考虑横风向风振时，风荷载的总效应S可按下式进行计算：

式中：S_L——横风向风振效应；

S_D——发生横风向共振时相应的顺风向风荷载效应。

4.2.15 输电高塔设计风荷载可根据行业的具体情况确定，并应符合下列规定：

1 输电高塔设计基本风速的重现期取值应按国家现行标准有关规定确定。

2 位于山地上的高塔的基本风速应符合下列规定：

1)宜采用统计分析和对比观测等方法，由临近地区气象台、站的气象资料推算，并应结合实际运行经验确定；

2)当无可靠资料时，宜将附近平原地区的统计值提高10％。

3 大跨越高塔的基本风速应符合下列规定：

1)当无可靠资料时，宜将附近陆上相同电压等级输电线路的风速统计值换算到跨越处历年大风季节平均最低水位以上10m处，并增加10％，考虑水面影响再增加10％后选用；

2)大跨越高塔的基本风速不应低于相连接的陆上输电线路的基本风速，且330kV及以下大跨越高塔的基本风速不低于25m/s，500kV、±400kV及以上大跨越高塔的基本风速不低于30m/s；

3)必要时，尚宜按稀有风速条件进行验算。

4.2.16 对于处于地形条件复杂或几何形状复杂的高耸结构，可通过风洞试验或数值模拟来确定风荷载计算参数。

条文说明

4.2.1 高耸结构受风荷载影响较大，影响风荷载的因素较多，计算方法也多种多样，它们将直接关系到风荷载的取值和结构安全。

对于主要承重结构，风荷载标准值的表达可有两种形式，一种为平均风压加上由脉动风引起导致结构风振的等效风压；另一种为平均风压乘以风振系数。由于在结构的风振计算中，一般往往是第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。

显然，随着建设的发展，新的高耸结构的体型复杂性大大增加，而计算机更普遍应用到每个单位和个人，因而第一种方法将要并已经开始在风工程中普遍使用。

当重现期R＜50时，风压代表值的最小值应通过进行换算，ω_0，R表示重现期为R的风压代表值。

本条风荷载为顺风向风阻，单位计算面积是指沿高耸结构高度方向分段的当前计算段落的正面挡风面积。

4.2.2 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。

基本风压W₀是根据全国各气象台站历年来的最大风速记录，按基本风压的标准要求，将不同风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(m/s)。根据该风速数据，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。再按贝努利公式确定基本风压。以往，国内的风速记录大多数根据风压板的观测结果和刻度所反映的风速，实际上是统一根据标准的空气密度ρ＝1.25kg/m³按上述公式反算而得的，因此在按该风速确定风压时，可统一按公式ω₀＝v₀²/1600(kN/m²)计算。

鉴于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，已具有合理计算的基础。但是要特别注意的是，按基本风压的标准要求，应以当地比较空旷平坦地面为计算依据。随着建设的发展，很多气象台站不再具备比较空旷平坦地面为计算依据的条件，应用时应特别注意。

现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009-2012第8.1.2条规定：“对于高层建筑、高耸结构以及对风荷载比较敏感的其他结构，基本风压的取值应适当提高，并应符合有关结构设计标准的规定。”对于高耸结构，经大量的调查和研究认为应当把基本风压提高到不小于0.35kN/m²。对于ω₀在0.35kN/m²及以上的风压，没有必要再另行增大ω₀。

4.2.4 对于山间盆地和谷地，一般可按推荐系数的平均值取，当地形对风的影响很大时，应做具体调查后确定。对于与风向一致的谷口、山口，根据欧洲钢结构协会标准ECCS/T12，如果山谷狭窄，其收缩作用使风产生加速度，为考虑这种现象，对最不利情况，相应的系数最大可取到1.5。国内一些资料也有到1.4。本标准建议应通过实地调查和对比观察分析确定，如因故未进行上述工作，也可取较大系数1.4。

4.2.6 随着我国建设事业的蓬勃发展，城市房屋的高度和密度日益增大，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。本次修订根据荷载规范的变化，提高了C、D两类地貌的粗糙度类别的梯度风高度，由400m和450m分别修改为450m和550m。

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：

在确定城区的地面粗糙度类别时，当无α的实测时，可按下述原则近似确定：

(1)以拟建房屋为中心、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，但也可取其主导风向；

(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：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。

对于山区的建筑物，风压高度变化系数按计算位置离山地周围平坦地面高度计算，这里说的山地周围平坦地面是指最邻近B类地貌处。

根据大量高耸结构工程设计经验，原标准规定的对于山区高耸结构地形修正系数设计不适用，在本次修订时，将其删除。加入将风压改为风阻。

4.2.7 本条列出了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外国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，否则仍应由风洞试验确定。

3、4 在表4.2.7-3、表4.2.7-4中，挡风系数φ只列到0.5为止。对于φ大于0.5的体型系数，如无参考资料，也可取φ为0.5时较大值的体型系数。

5 索线与地面夹角一般为40°～60°，根据高耸结构实践，体型系数值与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009-2012表8.3.1体型系数项次39中的数值略有不同。《建筑结构荷载规范》GB 50009-2012表8.3.1中仅提供了拉索平面内的体型系数，当风不在拉索平面内时，作用更大。本标准表4.2.7-5提出了风不在拉索平面时，作用于结构的垂直风向分量的体型系数。

12 对四管组合柱开展了刚性模型测力及测压风洞试验。试验充分考虑了不同风向角、不同间距比等因素对结构体型系数的影响。为充分考虑雷诺数效应对于钝体结构体型系数的影响，亦开展了高风速下均匀流场、不同紊流度的紊流场等多种流场工况下的风洞试验，同时参考国内外相关资料得出其体型系数。

风洞试验开展了均匀流、8％紊流度、15％紊流度三种流场工况下的测力及测压试验。其中，风速为30m/s的均匀流工况时，结构处于超临界范围；紊流场可使钝体结构在较低雷诺数下表现出处于超临界区的受力特性，故可认为结构在8％紊流度(风速10m/s、15m/s)流场工况、15％紊流度(风速10m/s、15m/s)流场工况下亦处于超临界范围。

对于同一来流攻角、同一间距比的体型系数，选取上述五种工况所测得体型系数的最大值(保留小数点后两位)作为其体型系数(表1)。

表1 四管组合柱风荷载体型系数表

13 对三管组合柱开展了刚性模型测力及测压风洞试验。试验中充分考虑的不同风向角、不同间距比等因素对结构体型系数的影响。为充分考虑雷诺数效应对于钝体结构体型系数的影响，亦开展了高风速下均匀流场、不同紊流度的紊流场等多种流场工况下的风洞试验，综合比较分析得出其体型系数(图2)。

图2 三管组合柱风向图

4.2.8 风荷载体型系数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。由于用计算流体动力学分析目前尚未成熟，至今一般仍由试验确定。鉴于真型实测的方法对结构设计的不现实性，目前只能采用相似原理，在边界层风洞内对拟建的建筑物模型进行测试。

4.2.9 风振系数应根据随机振动理论导出。

现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009对顺风向风振系数作出了较大的修改，采用了国际上通用背景响应因子和共振响应因子的形式，但基本计算理论仍是基于第一振型的惯性风荷载法。自立式高耸结构刚度相对较小、自振频率相对较低，是以第一振型振动为主的风敏感结构，风荷载起控制作用。本标准列出的式(4.2.9)是根据现行国家标准《建筑结构荷裁规范》GB 50009针对只考虑第一振型影响的结构有关公式转换而来的，考虑到方便查用，顺风向风振系数仍采用脉动增大系数和脉动影响系数的表达形式，并针对几种规则结构外形做了适当简化，其意义同现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009是一致的。同时也根据现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009的修改调整了相关参数的取值，编制了计算表格方便查用。由于现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009将A、B、C、D四类场地10m高紊流度从8.8％、11.4％、16.7％、27.8％提高到12％、14％、23％、39％，将峰值因子从2.2提高到2.5，增大了脉动风荷载，因此使得各类地貌的风振系数均有增大。参考美国、日本和英国的规范及国内相关单位的一些实测数据，认为原标准将钢结构的阻尼比统一取0.01过于笼统，对于钢塔架偏小，因此建议将构架式钢塔架(包括角钢塔和钢管塔)的阻尼比由原来的0.01调整到0.02，以减小现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009调整所造成的风振系数增大程度，并给出阻尼比0.01～0.05分别对应的脉动增大系数，供不同类别的结构形式查用。

应该说明，随着计算机的普及应用和结构形式愈来愈多样性和复杂性，只考虑第一振型影响已不能满足要求，而且也无必要，可根据基本原理考虑多振型影响进行电算。

表4.2.9-3中变化范围数字为A类地貌至D类地貌，B类、C类地貌的查表为1/5、1/2处，例如Z/H＝0.6，l_x(H)/l_x(0)＝0.5时，B类可取ε₂＝0.55，C类ε₂＝0.59。

4.2.10 钢桅杆风振系数根据随机振动理论导出，考虑到初步设计已很容易计算出桅杆杆身的前几阶振型，一般可考虑前4阶自振频率和振型(剔除扭转振型)，桅杆杆身的风振系数为：

其中脉动系数：

式中：ξ_n一一脉动增大系数；

g——峰值因子，取2.5；

I₁₀——10m高紊流度，A类、B类、C类、D类地貌分别为12％、14％、23％、39％；

a——风剖面指数，A类、B类、C类、D类地貌分别为0.12、0.15、0.22、0.30；

μ_z(z)——风压高度系数；

Φ_n(z)——n阶振型在高度z处的取值。

按桅杆杆身风振系数的计算公式，可编程计算得到桅杆杆身沿高度变化的z高度的风振系数βz。

为方便计算，条文中根据风振系数计算公式给出简化算法，计算步骤如下：

桅杆杆身按纤绳层数分段，如(n－1)层纤绳可分为n段(包括悬臂段)，每段按高度4等分，桅杆杆身被等分为N＝4n个节点；则每段高度为dH＝H/N，各点的编号自下而上为1、2、…、N，用以描述风振系数沿杆身全高H的变化规律，则风振系数计算公式中的积分计算转换成为求和计算，可用EXCEL软件计算出各点的风振系数。

对于桅杆纤绳，考虑脉动风荷载主要影响纤绳张力，故只考虑一阶振型的影响，将非均布动力风荷载等效为均布荷载，求得换算的均布荷载的风振系数，并编制相应表格(表4.2.10)。B类、C类地貌的εq查表为1/10、1/2处，例如、纤绳高度100m，B类、C类地貌的εq分别为0.47、0.70。

4.2.11 当构筑物受到风力作用时，不但顺风向可能发生风振，而且也可能发生横风向风振。横风向风振是由不稳定的空气动力形成的，其性质远比顺风向风振更为复杂，其中包括旋涡脱落Vortex-shedding、颤振Flutter等空气动力现象。

对圆截面柱体结构，当发生旋涡脱落，脱落频率与结构自振频率相符时，将出现共振。大量试验表明，旋涡脱落频率f_s与风速v成正比，与截面的直径d成反比。同时，雷诺数69000υd(υ为空气运动黏性系数，约为1.45×10^-5m²/s)，斯托罗哈数，它们在识别其振动规律方面有重要意义。

当风速较低，即Re＜3×10⁵时，一旦f_s与结构自振频率相符，即发生亚临界的微风共振，对圆截面柱体，St≈0.2；当风速增大而处于超临界范围，即3×10⁵≤Re＜3.5×10⁶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，即Re≥3.5×106时，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。

因此规定，当雷诺数Re＜3×10⁵且υ_H＞υ_cr，1时，可能发生第1振型微风共振(亚临界范围的共振)，此时应在构造上采取防振措施或控制结构的临界风速υ_cr，1不小于15m/s，以降低微风共振的发生率。当雷诺数Re≥3.5×10⁶且1.2υ_H＞υ_cr，j时，可能发生横风向共振(跨临界范围的共振)，此时应验算共振响应。

一般情况下，当风速在亚临界或超临界范围内时，不会对结构产生严重影响，即使发生微风共振，结构可能对正常使用有些影响，但也不至于破坏，设计时，只要采取适当构造措施，或按微风共振控制要求控制结构顶部风速即可。

当风速进入跨临界范围内时，结构有可能出现严重的振动，甚至破坏，国内外都曾发生过很多这类的损坏和破坏的事例，对此必须引起注意。

4.2.12 对亚临界的微风共振，微风共振时结构会发生共振声响，但一般不会对结构产生破坏。此时可采用调整结构布置以使结构基本周期T1改变而不发生微风共振，或者控制结构的临界风速υ_cr，1不小于15m/s，以降低共振的发生率。

对跨临界的强风共振，设计时必须按不同振型对结构予以验算。式(4.2.12-4)中的计算系数λj是对j振型情况下考虑与共振锁住区分布有关的折算系数。在临界风速υ_cr，j起始点高度H₁以上至1.3υ_cr，j一段范围内均为锁住区，风速均为υ_cr，j。共振锁住区的终点高度，式中υ_H,α为该地貌的结构顶点的风速，H₂一般常在顶点高度之上，故锁住区常取到结构顶点，计算系数λj就根据此点而作出。个别情况如H₂＜H，可根据实际情况进行计算，此时λ_j可按λ_j(H₁)－λ_j(H₂)确定，如考虑安全，也可将H₂取至顶点。若临界风速起始点在结构顶部，不发生共振，也不必验算横风向的风振荷载。临界风速υcr，j计算时，应注意对不同振型是不同的。根据国外资料和我们的计算研究，一般考虑前四个振型就足够了，但以前两个振型的共振为最常见。还应注意到，对跨临界的强风共振验算时，考虑到结构强风共振的严重性及试验资料的局限性，应尽量提高验算要求。一些国外规范如ISO 4354就要求考虑增大风速验算。这里采用将顶部风速增大到1.2倍以扩大验算范围。

4.2.13 对于非圆截面的柱体，同样也存在旋涡脱落等空气动力不稳定问题，但其规律更为复杂，国外的风荷载规范逐渐趋向于也按随机振动的理论建立计算模型，目前，标准仍建议对重要的柔性结构宜在风洞试验的基础上进行设计。

4.2.14 基本风速一般取当地空旷平坦地面上10m高度处10min时距，平均的年最大风速观测数据，经概率统计得出50(30)年一遇最大值后确定的风速。

当发生横风向风振时，其顺风向与横风向综合风振效应按矢量和计算。一般情况下，顺风向风振与横风向风振的相关性较小，当发生横风向强风共振时，顺风向的风荷载可不考虑脉动风影响，仅考虑其静力风荷载组合。高耸结构等效风振系数一般在1.6～1.8左右，故顺风向静力风效应可取总顺风向风荷载效应的60％，相当于取等效风振系数约为1.67。由于发生横风向共振时未必是设计风压条件，低于设计风速的所有风速都是可能发生的，故此时的顺风向风荷载应该为横风向共振条件下的对应风速下的风荷载。

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