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高层建筑
9.1介绍
目前高达830米高的高层建筑已进入大气边界层，高层可能会遇到诸如热带气旋或温带冬季大风等大风暴的最大风。顺风、横风和扭转模式下的共振动态响应是这些结构经历这样的整体结构载荷时的特征，在其侧壁可能会出现极端的局部覆盖压力。
第二次世界大战之后的一代高层建筑刺激了对边界层风洞研究的发展，这仍然是许多国家主要建筑项目设计风荷载的最重要工具。
本章将讨论高层建筑风荷载的发展历史，主要响应机制和现象，以及现有的分析和半分析技术。
9.2发展史
高层建筑，或者称为“摩天大楼”，是几乎是对风最为敏感的结构。他们对风的响应是不可避免的，这也是结构工程师所关心的，无论是在风洞还是在整体上都吸引了早期研究者的兴趣。
380米的帝国大厦曾经40年都是世界上最高的建筑，是20世纪30年代的三大重要研究的主体（1931的Coyle; 1933的Dryden和Hill; 1940年的Rathbun。Davenport（1975）对这些研究进行了重新评估。
科伊尔（1931）使用便携式水平摆来记录建筑物的运动，清楚地显示了8秒左右的共振动态响应。 达文波特（Davenport，1975年，第35页）将拉夫本（1940年）的广泛的全面测量称赞为“全面实验的巨大成就”。 使用30个压力计和28个闪光照相机测量建筑物三层的风压，压力系数出相当分散，但明显远小于Dryden和Hill（1933）在几年前均匀流动的风洞模型中获得的系数。拉夫本还使用铅锤帝国大厦的6楼到86楼进行偏转测量。 这些结果（由Davenport重新分析）表明，与南北方向相比，东西方向的建筑物刚度明显不同（图9.1）。
图9.1由达文波特（Davenport，1981）分析，拉夫本（1940）对帝国大厦进行的平均偏差的全面测量
在20世纪60年代和70年代，摩天大楼又开始兴起。特别是在北美，日本和澳大利亚。 此时，对建筑物的风荷载热情高涨，这一直持续到二十世纪末。出现的两个主要问题：
1．在直接风压和风暴中飞行碎片作用下釉面覆层的脆弱性；
2．高层建筑顶部位移过大而引起的适用性问题。
从二十世纪七十年代初期开始，在新的边界层风洞中进行了许多新的建筑方案测试（见第七章），并开展了不少全面的监测项目。
20世纪70年代的大部分时间里的全面研究之一，便是对加拿大多伦多的239米高的商业法院大楼的多个方面进行的全面和充分记录的测量研究（Dalgleish，1975; Dalgleish 等，1979,1983）。 在设计阶段（Davenport等，1969年）和后来的压力模型（Dalgleish等人，1979），以及多自由度气动弹性模型的风洞实验中进行了全面的研究（Templin和Cooper，1981; Dalgleish等，1983）。
商业法院大楼的早期全面的压力测量表现出了与风洞研究（1：400比例）平均压力系数以及平均基础剪力和倾覆力矩系数的良好一致性。在上个月被发现（Dalgleish，1975），与1：400比例的风洞测试相比，一些风向的波动压力系数也有一致性。后来报告的压力测量（Dalgleish等，1979）在更大比例（1：200）的风洞模型上，通过精确校准的管道和压力测量系统，显现出对波动压力和峰值偏差更好的一致性。商业法庭大楼的全面高度压力研究反映了分流流域中短期峰值压力的重要性（在此期间，艾尔斯伯里的低层建筑屋顶也有类似的观察结果，第8.2.2节）。随后，对玻璃装载进行了详细的统计研究（见9.4.5节）。虽然商业法院大楼的压力测量质量很高，但是由于缺乏对压力系数的独立参考压力，因此使用了建筑物的内部压力读数。为了比较平均压力系数与风洞结果，有必要在一次压力测点上（通常在尾流区域）达成一致。
加速响应的全面研究（Dalgleish等，1983）表明了以下特征：
bull;扭转运动叠加在一个方向的摆动运动上，即为“耦合”效应，这是由于质心中心与弹性轴之间在南北方向的偏心率引起的。
bull;对于一系列方向的风，最终气动弹性模型（包括扭转运动）和整体数据之间有很好的一致性。
bull;在顺风向和横风向的加速度方面，全面数据与加拿大国家建筑规范预测之间有合理的一致性。
尽管在建筑物顶部测量的参考速度以及建筑物的动态特性（频率和阻尼）中存在一些不确定性，但观察到的一致性仍然存在。一个没有确切解释的有趣观察结果是随着平均速度的增加，观测到的建筑物频率明显下降。
另一项重要研究是在伦敦18层楼的罗伊斯之家进行的，在上风和侧墙瞬态及波动压力的方面对英国风荷载规范的重要影响因素进行了全面研究（Newberry等，1967）。
20世纪60年代中期在科罗拉多州立大学为纽约世界贸易中心的双塔进行的研究是一项高楼的第一个主要边界层风洞研究。这是众多商业研究中的第一个，现在在数千个边界层风洞中作为编号。
9.3高层建筑的周围气流
高层建筑是中等到高等高宽比的直立体，第四章详细介绍了这种身体周围气流的基本特征。
图9.2显示了高层建筑边界层风场的一般特征。在迎风面上，在测点下方有一个强劲的向下气流，发生在整体建筑高度的70-80％处。因为来自上层的高速空气被降到地面，向下气流通常会对基础造成影响。与侧壁的分离和附着与相关高度局部压力有关。背风面是较低的平均压力的负压区域和较小的波动压力。
在雷暴冲击风（1.3.5节）和天气风暴的混合极端风暴气候中，高层建筑风荷载的主要风力通常为后者，因为下冲断面最大高度在50-100米（图3.3）。
图9.2 高层建筑周围风场
9.4表面压力
如前几章所述，本章中的压力系数将以建筑物顶部的平均风速为准，以Uh表示。因此，平均值，均方根波动（标准差），最大和最小压力系数分别根据公式9.1至9.4得出。
在式9.3和9.4中，最大和最小压力和通常是在给定平均时间内的平均或预期峰值压力，时间可取10分钟到3小时之间的所有时间段。在风洞试验中直接测量这种平均峰值通常并不方便或经济，所以已经提出了各种替代的统计程序。这些在第9.4.4节中讨论。
9.4.2矩形横截面建筑物的压力分布
在小支流地区，通常建筑物的墙壁上的压力可以直接用于建筑的设计。
图4.15展示了边界层流动中高棱柱形状的平均压力系数分布，它代表一个非常高的纵横比（高/宽）为8建筑物。
图9.3至9.5展示了高宽比等于2.1的较低正方形横截面建筑物的迎风面，侧风和背风面的平均、最大和最小压力系数的变化（Cheung，1984）。压力是在风洞模型上测量的，这是一座85米高的建筑物。 建筑物是孤立的，就是没有相同高度的建筑物屏障，而接近的气流是郊区地形的边界层气流，杰森数值b/z0（见第4.4.4节）的值约为40。
图9.3显示了迎风面上的测点，其p值在0.8小时左右达到最大值，达到最大压力系数时的高度略小于此值。
图9.3正方形横截面，高度/宽度= 2.1的建筑物迎风面的平均、最大和最小压力系数。（取自Cheung，J.C.K. 1984的高层建筑边缘配置对局部地表风压的影响。第三届国际高层建筑会议，香港和广州，12月10日至15日，经许可。）
图9.4正方形横截面、高度/宽度= 2.1的建筑物侧面的平均、最大和最小压力系数。（取自Cheung，J.C.K. 1984的高层建筑边缘配置对局部地表风压的影响。第三届国际高层建筑会议，香港和广州，12月10日至15日，经许可。）
侧面（图9.4）与迎风面分离的气流相似，并产生强烈的涡流（参见图4.1和9.2）。 平均压力系数通常在-0.6至-0.8的范围内，与图4.15中更大高度的建筑物的值不同。不同于迎风面压力，建筑物底部附近的最大幅度的最小压力系数约为-3.8。在这种情况下，平行于侧面的风向将产生最大的负压。
背风墙上的平均和最大峰值压力（图9.5）都是负的，但通常为侧壁压力的一半。 这面墙当然有遮挡作用，所以使建筑物的背面处于相对较慢的气流中。
9.4.3本地压力波动和概率分布的性质
如第9.2节中所讨论的20世纪70年代高层建筑的整体风压和风洞测量，突出了高层建筑墙面上某些风向的局部峰值负压，特别是在靠近迎风面的侧墙，以及背风墙上。这些高压通常仅在相当短的时间内发生，并且可能是非常间歇性的。如图9.6所示，是这些压力波动间歇性的一个例子（从Dalgleish，1971年）。
一些研究（例如，Dalgleish，1971; Peterka和Cermak，1975）指出，高层建筑分离流动区域压力波动的概率密度不能被正态或高斯概率分布拟合（附录C3.1）。 这种情况就是这样，即使高斯概率分布适合风中的湍流速度波动的拟合（见第3.3.2节），但局部压力波动的“尖峰”性质（图9.6）导致五个标准差或更高的平均压力峰值的概率密度，高于由高斯分布预测的数倍。两个高层建筑风洞试验如图9.7所示（Peterka和Cermak 1975）。
图9.5正方形横截面、高度/宽度= 2.1的建筑物背风面的平均、最大和最小压力系数。（取自Cheung，J.C.K. 1984的高层建筑边缘配置对局部地表风压的影响。第三届国际高层建筑会议，香港和广州，12月10日至15日，经许可。）
高层建筑的压力波动的间歇性和非高斯性导致，在一定时间段内建筑物特定位置测量的最大压力系数（如全尺寸10分钟）从这个时间段到下一个时间段，可能会有一个很大差异。因此，与高斯随机过程（Davenport 1964）的情况一样，不能通过了解平均值和标准偏差来预测它们。所以一些不同的统计方法，以获取更多关于设计峰值压力的一致定义，这些在第9.4.4节中讨论。与此相关的一个问题是玻璃面层对短时峰值负载的响应特性，在第9.4.5节中讨论。
图9.6全面办公大楼背风面压力波动记录。 （来自Dalgleish，W.A.1971。ASCE Journal of the Structural Division，97：2173-87。经许可。）
图9.7高层建筑物分离流动区域压力波动的概率密度（Peterka，J.A.和Cermak，J.E. 1975. ASCE Journal of the Structural Division，101：1255-67，经许可。）
具有四个不同边角形状恒定横截面的通用高层建筑模型的局部负峰值压力的详细研究（Surry和Djakovich，1995）表明，边角形状不影响最小压力系数的一般幅度，但影响它们产生的风向。最高峰与涡流脱落有关。
9.4.4确定局部压力峰值的统计方法
Lawson（1976）最初提出的一种简单方法使用了压力波动的父概率分布，从中提取具有指定（低）概率的压力系数。超越的概率通常在1times;10-4到5times;10-4的范围内，后者由劳森提出的。这种方法可以在风洞试验中进行编程，比较容易; 有时标准概率分布，如威布尔类型（见附录C3.4）用于拟合测量数据和插值或外推到所需的概率水平。
Cook和Mayne（1979）提出了一种方法，将总平均时间T划分成16个相等的部分，并且在每个缩短的时间段t内，测量的峰值压力系数（最大值或最小值）t保持不变。I型极值（Gumbel）分布（见第2.2.1节和附录C4）适用于测量的数据，得出模式c t和斜率（1/a t）。 这些适应原始时间段T的最大值（或最小值），可以用于计算I型分布的极值参数，如下所示：
cT =ct atloge16 (9.5)
aT =at (9.6)
已知极限压力系数的分布，预期的峰值或任何其他百分位数可以很容易地确定。 Cook和Mayne（1979）提出的方法给出了一个有效的峰值压力系数：
=cT 1.4aT (9.7)
式9.7可以用极值的平均值和标准偏差来改写（Kasperski，2003）。对于极值I型分布，平均值和标准偏差与式9.8和9.9的模式cT和比例因子aT有关。
平均值:m=uT 0.577aT (9.8)
标准差:sigma;=(/)aT=1.282aT (9.9)
因此，方程9.7可以改成
=u 0.577a 0.823a=m 0.64(1.282a)
=m0.64sigma;
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