基于強(qiáng)迫振動(dòng)的高層建筑扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)

施天翼，鄒良浩，梁樞果

（武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院湖北省城市綜合防災(zāi)與消防救援工程技術(shù)研究中心，湖北 武漢430072）

大量研究表明，對(duì)于超高層建筑，其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的控制因素往往為其上部居住者的舒適度[1-2]，即風(fēng)致加速度響應(yīng)的準(zhǔn)確評(píng)估是進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)的前提.隨著高層建筑向千米級(jí)發(fā)展，其基階頻率更接近風(fēng)荷載，響應(yīng)隨之增大，風(fēng)與結(jié)構(gòu)的耦合作用更為顯著.對(duì)于高層建筑這種小阻尼結(jié)構(gòu)體系，其風(fēng)致響應(yīng)對(duì)阻尼十分敏感[3-4].為準(zhǔn)確進(jìn)行結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)的計(jì)算，其氣彈效應(yīng)的準(zhǔn)確評(píng)估至關(guān)重要.結(jié)構(gòu)氣彈效應(yīng)包括氣動(dòng)剛度和氣動(dòng)阻尼[5]，氣動(dòng)阻尼不僅有正氣動(dòng)阻尼還有負(fù)氣動(dòng)阻尼，忽略正氣動(dòng)阻尼會(huì)使得計(jì)算結(jié)果偏于保守，而負(fù)氣動(dòng)阻尼使得結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)顯著增加，忽略此部分會(huì)使得結(jié)構(gòu)偏于危險(xiǎn).結(jié)構(gòu)氣動(dòng)剛度直接影響結(jié)構(gòu)的振動(dòng)頻率，尤其是負(fù)的氣動(dòng)剛度，使得結(jié)構(gòu)振動(dòng)頻率降低，并使得結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)荷載更為敏感[6].

目前，常用于結(jié)構(gòu)氣彈效應(yīng)，特別是氣動(dòng)阻尼評(píng)估的風(fēng)洞試驗(yàn)方法主要有氣彈模型和強(qiáng)迫振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)方法.氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)方法基于氣彈模型試驗(yàn)測(cè)試得到的結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)，采用參數(shù)識(shí)別方法進(jìn)行氣彈效應(yīng)評(píng)估.該方法模型制作復(fù)雜，各參數(shù)識(shí)別方法評(píng)估結(jié)果較離散[7-9].強(qiáng)迫振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)方法通過設(shè)定結(jié)構(gòu)的振動(dòng)頻率與振幅，可以得到穩(wěn)定可靠的氣彈效應(yīng)評(píng)估結(jié)果，因而被廣泛應(yīng)用.

超高層建筑在脈動(dòng)風(fēng)作用下產(chǎn)生順風(fēng)向、橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)向三維振動(dòng)，各軸向均存在氣彈效應(yīng).基于氣彈模型和強(qiáng)迫振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)方法，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)結(jié)構(gòu)順風(fēng)向和橫風(fēng)向氣彈效應(yīng)進(jìn)行了大量研究[10-14]，并進(jìn)入工程實(shí)用階段，但是，對(duì)扭轉(zhuǎn)氣彈效應(yīng)的研究卻較少.已有研究表明，扭轉(zhuǎn)響應(yīng)對(duì)高層建筑角點(diǎn)加速度響應(yīng)的貢獻(xiàn)不可忽視[2，15].特別是對(duì)于剛度中心與結(jié)構(gòu)質(zhì)心不重合的高層建筑，扭轉(zhuǎn)向風(fēng)致響應(yīng)與順風(fēng)向、橫風(fēng)向風(fēng)致響應(yīng)相互耦合，扭轉(zhuǎn)向響應(yīng)對(duì)總響應(yīng)的貢獻(xiàn)更為顯著[16-17]. Katsumura 和Katagiri等[18-19]根據(jù)氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行了長(zhǎng)寬比為2 ∶1的矩形建筑橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)評(píng)估.在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)制作了一種扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)裝置進(jìn)行相同長(zhǎng)寬比模型扭轉(zhuǎn)氣彈效應(yīng)評(píng)估，通過比較兩者結(jié)果，證實(shí)了該強(qiáng)迫振動(dòng)方法的可靠性，但上述研究中結(jié)構(gòu)體型較少，無法得到詳細(xì)的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)氣彈效應(yīng)信息.鄒良浩等[12]基于隨機(jī)減量技術(shù)對(duì)長(zhǎng)寬比為1 ∶2和2 ∶1 的高層建筑的橫風(fēng)向、順風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼進(jìn)行評(píng)估，但試驗(yàn)風(fēng)速不夠全面.此后，湯懷強(qiáng)等[20]基于扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)裝置分析了矩形截面高層建筑三維風(fēng)荷載的定性變化規(guī)律.以上分析表明，扭轉(zhuǎn)氣彈效應(yīng)方面的研究成果并不全面，因此有必要系統(tǒng)地進(jìn)行不同長(zhǎng)寬比和偏心情況的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)氣彈效應(yīng)研究.

本文采用湯懷強(qiáng)等[20]設(shè)計(jì)制作的扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)試驗(yàn)裝置，基于同步測(cè)試風(fēng)洞試驗(yàn)方法得到不同長(zhǎng)寬比、偏心率的結(jié)構(gòu)模型表面風(fēng)壓時(shí)程與結(jié)構(gòu)位移時(shí)程，進(jìn)行結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度和氣動(dòng)阻尼的評(píng)估，并分析了不同風(fēng)速、不同振幅、不同剛度偏心和不同長(zhǎng)寬比的矩形高層建筑扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度和氣動(dòng)阻尼的變化規(guī)律.

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

本次風(fēng)洞試驗(yàn)在武漢大學(xué)WD-1 邊界層風(fēng)洞（3.2 m 寬×2.1 m 高×16 m 長(zhǎng)）完成，地面粗糙度為C類，其平均風(fēng)速剖面、湍流度剖面和風(fēng)速譜分別如圖1 和圖2 所示.風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸灿? 種，均為矩形截面模型，模型尺寸及偏心情況見表1，偏心及風(fēng)向角如圖3 所示.強(qiáng)迫振動(dòng)裝置與模型相連接的桿件即為轉(zhuǎn)動(dòng)的剛度中心，通過改變桿件的位置改變剛度中心，偏心距e 為幾何中心與剛度中心之間的距離，偏心率為偏心距與偏心方向邊長(zhǎng)之比.模型幾何縮尺比均為1/400，模擬360 m 高的矩形截面高層建筑.模型表面布置6 層測(cè)點(diǎn)，每層32 個(gè)測(cè)點(diǎn)，共192 個(gè)測(cè)點(diǎn)，風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D4 所示.

圖1 平均風(fēng)速和湍流度剖面Fig.1 Profile of mean wind velocity and turbulence intensity

圖2 歸一化風(fēng)速功率譜Fig.2 Normalized wind speed spectrum

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)Tab.1 Parameters of test models

圖3 偏心模型示意圖Fig.3 Eccentricity models

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.4 Wind tunnel test models

模型扭轉(zhuǎn)振動(dòng)頻率和振幅通過強(qiáng)迫振動(dòng)裝置來實(shí)現(xiàn)，其基本思路是采用電機(jī)帶動(dòng)偏心輪轉(zhuǎn)動(dòng)，通過調(diào)節(jié)偏心輪的偏心距離與轉(zhuǎn)速來實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)按固定的振幅與頻率進(jìn)行正弦振動(dòng)，圖5 所示為強(qiáng)迫振動(dòng)裝置.

表面風(fēng)壓測(cè)試采用美國(guó)PSI 公司DTCnet 電子式壓力掃描閥系統(tǒng)，采樣頻率為331 Hz，采樣時(shí)間為120 s.模型振動(dòng)位移采用日本Keyence 公司生產(chǎn)的LK-G400 激光位移計(jì)測(cè)量，通過兩個(gè)激光位移計(jì)測(cè)試模型邊緣位移，可以計(jì)算得到模型繞剛心的轉(zhuǎn)角：

圖5 扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)裝置Fig.5 Torsional forced vibration device

式中：x1、x2分別為激光位移計(jì)測(cè)得的位移；D12為測(cè)點(diǎn)之間的距離.圖6 所示為風(fēng)速為9 m/s 時(shí)模型2 扭轉(zhuǎn)角度時(shí)程曲線.試驗(yàn)時(shí)模型扭轉(zhuǎn)振動(dòng)頻率f 定為6 Hz，扭轉(zhuǎn)振幅分別采用2°、4°、6°和8°.模型頂部試驗(yàn)風(fēng)速范圍為3～15 m/s，由澳大利亞TFI 公司生產(chǎn)的Cobra Probe 100 眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速探頭測(cè)得.需要指出的是，在進(jìn)行強(qiáng)迫振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)識(shí)別氣動(dòng)彈性參數(shù)時(shí)，必須保證風(fēng)壓和位移同時(shí)采樣.考慮到多通道壓力傳感器的采集模塊與激光位移計(jì)采集模塊硬件上不兼容，不能同步采集，本次風(fēng)洞試驗(yàn)采用“吹氣法”[13]進(jìn)行風(fēng)壓與位移的同步測(cè)試.氣流經(jīng)過三通分流成兩股氣流，分別與掃描閥的一個(gè)通道和單點(diǎn)壓力傳感器連接，單點(diǎn)壓力傳感器與位移計(jì)連接在同一個(gè)數(shù)采板卡上，吹氣后兩套采集系統(tǒng)分別有一個(gè)通道采集的數(shù)據(jù)會(huì)出現(xiàn)脈沖峰，由脈沖點(diǎn)的位置可以確定風(fēng)壓時(shí)程和位移時(shí)程的同時(shí)采樣點(diǎn)，設(shè)計(jì)方案如圖7 所示.

圖6 扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)時(shí)程曲線Fig.6 Torsional forced vibration time history curve

圖7 同步采集設(shè)計(jì)方案Fig.7 Design scheme of synchronous measurements

2 氣彈效應(yīng)分析方法

與結(jié)構(gòu)水平方向運(yùn)動(dòng)類似，風(fēng)荷載作用下扭轉(zhuǎn)向運(yùn)動(dòng)方程可表示為：

假設(shè)測(cè)得的扭矩由兩部分組成：一部分是不穩(wěn)定的隨機(jī)風(fēng)荷載，另一部分是由于結(jié)構(gòu)振動(dòng)導(dǎo)致風(fēng)場(chǎng)改變而附加到結(jié)構(gòu)上的荷載，即扭轉(zhuǎn)向自激力.其中扭轉(zhuǎn)向自激力由兩部分組成，一部分是與轉(zhuǎn)角同相位的剛度扭矩，另一部分是與角速度同相位的阻尼扭矩，結(jié)構(gòu)受到的扭矩可以表示為：

式中：T（1t）、T（kt）和T（dt）分別為風(fēng)荷載扭矩、剛度扭矩和阻尼扭矩；C1（t）、Ck和Cd分別為風(fēng)荷載扭矩系數(shù)、扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)和扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)；p=為參考風(fēng)壓，ρa(bǔ)為空氣密度，U 為模型頂部參考風(fēng)速.

由于強(qiáng)迫振動(dòng)的轉(zhuǎn)角φ（t）=φ0sin（ωt），剛度扭矩和阻尼扭矩可以從總的扭矩中分離出來，扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)和扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)分別為：

式中：T 為采樣時(shí)間.

將運(yùn)動(dòng)方程右邊的剛度扭矩和阻尼扭矩移到方程左邊寫成扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比和扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比的形式，運(yùn)動(dòng)方程可以改寫為：

其中氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比分別為：

式中：ξs為扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比；為扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比，Ka和Ks分別為扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度和扭轉(zhuǎn)向結(jié)構(gòu)剛度.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 氣動(dòng)剛度

由式（4）計(jì)算得到扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)，模型1、2 和3 的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)隨折算風(fēng)速和振幅的變化規(guī)律如圖8 所示，其縱軸為氣動(dòng)剛度力系數(shù)與振幅的比值.由式（7）計(jì)算得到扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比，模型1、2 和3 的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比隨折算風(fēng)速和振幅的變化規(guī)律如圖9 所示.由圖8 和圖9 得到：

1）扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)與振幅的比值隨折算風(fēng)速的變化趨勢(shì)是一致的.

圖8 扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)隨折算風(fēng)速和振幅的變化Fig.8 Variation in torsional motion-induced stiffness coefficients with regard to reduced wind speeds and amplitudes

圖9 扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比隨折算風(fēng)速和振幅的變化Fig.9 Variation in torsional aerodynamic stiffness ratios with regard to reduced wind speeds and amplitudes

2）臨界風(fēng)速為扭轉(zhuǎn)共振風(fēng)速，文獻(xiàn)[20]與本文工況相同，分析了模型1、2 和3 的三維風(fēng)荷載特性，模型1、2 和3 的臨界風(fēng)速分別為10 m/s、9.4 m/s 和14.2 m/s.扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)隨著折算風(fēng)速的增大呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到臨界風(fēng)速時(shí)氣動(dòng)剛度力系數(shù)略微增大.

3）低風(fēng)速情況下，結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比隨風(fēng)速變化基本一致，隨著風(fēng)速的增大，不同振幅情況下氣動(dòng)剛度比略顯離散，但總體上是趨于一致的，因此，扭轉(zhuǎn)向的氣動(dòng)剛度比受振幅的影響小.

4）當(dāng)風(fēng)速小于折算風(fēng)速時(shí)，扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比隨折算風(fēng)速增大呈下降趨勢(shì)，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到臨界風(fēng)速時(shí)，扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比迅速增大.窄邊迎風(fēng)情況下結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)氣動(dòng)剛度比相對(duì)要大一些，但是，對(duì)于3 種長(zhǎng)寬比的模型，不同風(fēng)速、不同振幅下模型的氣動(dòng)剛度比均小于3%，對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)頻率的影響較小，可忽略不計(jì).

3.2 氣動(dòng)阻尼

由式（5）計(jì)算得到扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)，模型1、2 和3 的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)隨折算風(fēng)速和振幅的變化規(guī)律如圖10 所示，其縱軸為氣動(dòng)阻尼力系數(shù)與振幅的比值. 由式（8）計(jì)算得到扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比，模型1、2 和3 的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比隨折算風(fēng)速和振幅的變化規(guī)律如圖11 所示.由圖10 和圖11 得到：

圖10 扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)隨折算風(fēng)速和振幅的變化Fig.10 Variation in torsional motion-induced damping coefficients with regard to reduced wind speeds and amplitudes

圖11 扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比隨折算風(fēng)速和振幅的變化Fig.11 Variation in torsional aerodynamic damping ratios with regard to reduced wind speeds and amplitudes

1）扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)與振幅的比值隨折算風(fēng)速的變化趨勢(shì)是一致的.

2）模型1 的氣動(dòng)阻尼力系數(shù)在低風(fēng)速情況下呈下降趨勢(shì)，風(fēng)速達(dá)到臨界風(fēng)速后開始上升.模型2 和3 的氣動(dòng)阻尼力系數(shù)隨風(fēng)速增大呈上升趨勢(shì).

3）扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼在低折算風(fēng)速時(shí)十分接近，隨著風(fēng)速升高略微發(fā)散，但總體變化趨勢(shì)還是一致的，說明扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比受振幅影響小.

4）模型1 和2 的氣動(dòng)阻尼比較小且在低風(fēng)速均為正值，但當(dāng)風(fēng)速達(dá)到臨界風(fēng)速時(shí)，氣動(dòng)阻尼比迅速下降，變?yōu)樨?fù)氣動(dòng)阻尼，模型1 的氣動(dòng)阻尼比最大約為0.2%，最小約為-0.4%，模型2 的氣動(dòng)阻尼比最大約為0.5%，最小約為-0.2%，氣動(dòng)阻尼比對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響不大.對(duì)于長(zhǎng)寬比為2 ∶1 的模型，隨著風(fēng)速的增大，氣動(dòng)阻尼比逐漸減小，最小可接近-2%，大大減小了結(jié)構(gòu)的總阻尼比，在響應(yīng)分析時(shí)有必要考慮扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼的影響.這說明，在窄邊迎風(fēng)時(shí)，結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比應(yīng)引起足夠的重視.

5）對(duì)于模型1、2 和3，氣動(dòng)阻尼比的變化規(guī)律有很大差異，長(zhǎng)寬比對(duì)扭轉(zhuǎn)向的氣動(dòng)阻尼比影響很大.這可能是由于模型長(zhǎng)寬比不同，分離與再附發(fā)生與否及發(fā)生的折減風(fēng)速不同造成的，模型3 的分離再附效應(yīng)顯著，而模型1 和2 在結(jié)構(gòu)上不發(fā)生再附.

6）文獻(xiàn)[12]的結(jié)果為氣彈模型測(cè)得的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比，由于風(fēng)場(chǎng)不同以及模型參數(shù)略有不同使得結(jié)果略有差異，但總體上與本文強(qiáng)迫振動(dòng)測(cè)得的結(jié)果是一致的，驗(yàn)證了強(qiáng)迫振動(dòng)方法的有效性.

3.3 剛度偏心對(duì)氣彈效應(yīng)的影響

對(duì)于偏心情況，以表1 和圖3 所示的左右偏心和前后偏心兩種情況進(jìn)行分析.長(zhǎng)寬比為1 ∶2 的模型2、4 和5 的氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比隨折算風(fēng)速的變化規(guī)律如圖12 所示，其振幅為6°.當(dāng)偏心率為10%時(shí)，氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比變化不大；當(dāng)偏心距為20%時(shí)，氣動(dòng)剛度比顯著減小，氣動(dòng)阻尼比顯著增大.

長(zhǎng)寬比為2 ∶1 的模型3、6、7、8 和9 的氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比隨折算風(fēng)速的變化規(guī)律如圖13 所示，其振幅為6°.在低風(fēng)速情況下，偏心對(duì)氣動(dòng)阻尼比影響不大，隨著風(fēng)速的增大，偏心對(duì)氣動(dòng)阻尼比的影響逐漸增大.隨著剛度中心從前向后移動(dòng)，負(fù)阻尼比和負(fù)剛度比均有明顯增加，需要重視結(jié)構(gòu)向后偏心引起的負(fù)氣動(dòng)剛度比和負(fù)氣動(dòng)阻尼比增加，負(fù)氣動(dòng)剛度比最大達(dá)到-6%，而負(fù)氣動(dòng)阻尼比最大達(dá)到-3%.

剛度偏心對(duì)氣彈效應(yīng)影響很大，可能是由于偏心振動(dòng)改變了旋渦脫落與再附，因而隨剛度偏心的增大，氣彈效應(yīng)的改變也相應(yīng)增大.

圖12 扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)隨剛度偏心和風(fēng)速的變化（長(zhǎng)寬比1 ∶2）Fig.12 Variation in torsional aerodynamic effects with regard to stiffness eccentricities and wind speed（side ratio 1 ∶2）

圖13 扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)隨剛度偏心和風(fēng)速的變化（長(zhǎng)寬比2 ∶1）Fig.13 Variation in torsional aerodynamic effects with regard to stiffness eccentricities and wind speed（side ratio 2 ∶1）

4 結(jié) 論

本文基于扭轉(zhuǎn)強(qiáng)迫振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)不同長(zhǎng)寬比的矩形高層建筑氣彈效應(yīng)進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，分析不同風(fēng)速、不同振幅、不同剛度偏心和不同長(zhǎng)寬比矩形高層建筑扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度力系數(shù)、扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼力系數(shù)、扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比和扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比的變化情況，由此得出了矩形高層建筑扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)隨風(fēng)速、振幅和剛度偏心的變化規(guī)律.得出了以下結(jié)論：

1）給出了不同長(zhǎng)寬比的高層建筑扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)隨風(fēng)速的變化規(guī)律，不同長(zhǎng)寬比的高層建筑氣彈效應(yīng)差異顯著.

2）不同振幅情況下扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比隨風(fēng)速變化的趨勢(shì)是一致的，氣動(dòng)剛度比和氣動(dòng)阻尼比受高層建筑響應(yīng)的影響小.

3）高層建筑的扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)剛度比較小，基本可忽略其影響，但扭轉(zhuǎn)向氣動(dòng)阻尼比不同：對(duì)于長(zhǎng)邊迎風(fēng)情況，其扭轉(zhuǎn)氣動(dòng)阻尼比較小，其絕對(duì)值最大不超過0.5%，而在窄邊迎風(fēng)情況以及偏心結(jié)構(gòu)在后偏心情況下，氣動(dòng)阻尼比較大，對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的貢獻(xiàn)不可忽視，尤其是當(dāng)風(fēng)速接近和達(dá)到臨界風(fēng)速時(shí)，將產(chǎn)生負(fù)氣動(dòng)阻尼.

4）結(jié)構(gòu)剛度偏心對(duì)扭轉(zhuǎn)向氣彈效應(yīng)有顯著影響，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和響應(yīng)計(jì)算時(shí)應(yīng)當(dāng)充分考慮偏心對(duì)結(jié)構(gòu)氣彈效應(yīng)的影響.