超高層雙子塔面對面與角對角布局的氣動特性與抗風性能比較

秦瑋峰， 楊肖悅， 石俊陽， 謝霽明

(浙江大學 建筑工程學院， 杭州 310058)

城市的快速發展和土地的稀缺，使得發展超高層建筑群成為一種趨勢。其中，彼此相鄰的雙子塔是一種常見的建筑形式。一些雙塔建筑已成為所在城市的新地標，例如307 m高的昆明西山雙子塔與406 m高的貴陽花果園雙子塔等。

矩形超高層雙子塔設計中面對面與角對角是兩種常見的布局方式，各有優點。例如上述的昆明西山雙子塔是典型的面對面布局，而貴陽花果園雙子塔則是典型的角對角布局。在概念設計階段，面對面與角對角是兩種常見的可選方案。由于風效應是超高層建筑設計中需要重點考慮的因素，選擇對抗風較為有利的布局方式有助于提高設計的合理性與項目的經濟性。但目前尚未見到比較明確的研究成果。

根據已有的研究結果[1]，面對面雙塔最不利的風向角分別為并聯方向與串聯方向，而角對角雙塔最不利的風向角主要為斜角方向與串聯方向。因此面對面與角對角布局的雙塔在氣動特性與抗風性能方面的差異是顯而易見的。

國內外對高層建筑的干擾效應已開展了大量研究[2-4]，主要分為兩大類。第一類關注施擾建筑對受擾建筑的氣動干擾，謝壯寧等[5-8]對雙方柱在不同間距、不同高寬比、不同風場等參數下的干擾效應做了系列研究，得到了一系列線性擬合公式。這類研究的目的主要是為了評估周圍建筑群對單獨建筑物的風場影響。第二類關注雙塔間的相互干擾，主要目的在于把握雙子塔結構的氣動性能并用于抗風設計。本文涉及的氣動干擾問題屬于這一類。

杜曉慶等[9]發現串列的面對面雙塔的氣動力相關性和立面風壓的非高斯區域對雙塔間距的變化十分敏感。石俊陽等[10]從時域和頻域的角度研究了不同間距下面對面雙塔氣動力的相關性，發現主要呈負相關。Xie等[11]發現連體結構會導致雙塔間的風荷載重新分布，串列的面對面雙塔主要呈反相位運動。Song等[12-13]研究了面對面雙塔層間風力系數的相關性以及雙塔基底荷載的相關性。杜曉慶等[14]和Kim等[15]分別利用大渦模擬和粒子圖像技術分析了串列雙塔周圍的流動狀態及其對氣動干擾的影響，探究了氣動力系數相關性隨雙塔間距的變化規律。

目前雙子塔氣動特性研究主要針對面對面布局，相比而言針對角對角布局的研究則很少。Du等[16]研究了均勻流場下角對角雙塔的氣動力的風向特性，發現角對角雙塔的氣動特性與面對面雙塔有顯著不同。陳強等[17]研究了角對角布局雙塔的局部體型系數和整體體型系數，提出采用角對角布局能夠最大程度保證圍護結構安全。Ni等[18]研究了角對角雙塔與面對面雙塔的平均氣動力，發現角對角雙塔的平均阻力系數小于面對面雙塔。這些研究成果集中于對體型系數(或阻力系數)的討論，但有關角對角雙塔風致響應的研究尚未見到，無法滿足超高層雙子塔的工程需求。

為滿足工程設計的實際需求，本文采用風洞試驗方法對面對面與角對角兩種布局下的雙子塔的氣動特性與抗風性能進行了對比研究。首先比較了兩種布局方式的雙塔在不同間距下的氣動特性，然后以風振加速度與基底總荷載作為指標評估兩種布局方式在不同設計條件下的相對優劣。所得結果可為雙子塔的抗風設計方案優選提供技術參考。

1 比較研究方法

1.1 風洞試驗方案設計

研究對象由兩棟完全相同的方形超高層塔樓組成，塔樓的足尺高度為300 m，長度和寬度均為45 m。模型縮尺比取為1：300，相應的風洞試驗模型高度為1 m，參見圖1。風洞試驗的采樣頻率為312.5 Hz，采樣時長90 s。試驗在浙江大學ZD-1邊界層風洞實驗室完成。

(a) 面對面布局雙子塔

(b) 角對角布局雙子塔圖1 雙子塔的同步測壓模型Fig.1 Pressure models of twin towers

在風洞試驗中，每座塔樓表面共布置240個測點，分為6個測點層，每層布置40個測點，兩座塔樓共480個測點進行同步測壓，典型層的測點布置見圖2。為了提高測壓點隨高度的分布密度，在兩棟樓上還另外設置了間距較近的6層共480個同步測壓點，用于檢驗數據處理時測點加密技術的效果。

圖2 典型層測點布置Fig.2 Layout of pressure taps on a typical floor

風洞試驗的坐標系與風向角的定義如圖3所示,其中左邊定義為T1塔樓，右邊定義為T2塔樓。從滿足工程設計的實際需求考慮，統一采用各塔的結構坐標系統。

(a) 面對面布局雙子塔

(b) 角對角布局雙子塔圖3 坐標系與風向角的定義Fig.3 Definition of coordinates and wind directions

根據以往的研究成果，面對面雙塔的最不利風向角比較固定，分別為串聯和并聯方向(即0°和90°)。而角對角雙塔的最不利風向角則分別出現在串聯方向與對角線方向附近(即45°和90°附近)，同時兩棟塔上最不利的風向角略有差別。為此，除了測試0°、45°和90°風向角外，對角對角布局的雙塔增加測試了45°和90°附近的風向角。

為方便表達，采用符號s/B(s為雙塔間距，B為單塔的建筑寬度)來表示雙塔相對間距。根據實際超高層雙子塔常見的間距范圍，設置了s/B為0.25、0.5、0.75、1.0、1.25、1.5、1.75、2.0一共8個不同的相對間距。此外作為參考，對其中一棟塔樓進行了單塔試驗。

1.2 流場設置

風洞試驗采用指數率風剖面，利用尖劈、粗糙元等模擬了地貌粗糙度指數0.15、縮尺比1∶300的B類地貌風場，參考點高度為1 m(=樓頂高度)，參考點風速為10.8 m/s，1 m高度處的湍流度約為9%。圖4為風洞平均風速剖面、湍流度剖面以及模型樓頂高度處的脈動風速功率譜。其中H0表示樓頂高度；U0表示樓頂高度平均風速；Iu表示湍流度。換算成足尺后的湍流積分尺度Lu為160 m。風洞試驗的雷諾數為1.1×105，阻塞比小于5%。

(a) 平均風速剖面與湍流度剖面

(b) 順風向脈動風速功率譜圖4 模擬的B類地貌風場參數Fig.4 Simulated wind parameters in terrain B

1.3 試驗數據的分析方法

通過壓力積分，計算出結構的整體氣動力系數時程，包括基底剪力系數、基底傾覆力矩系數以及廣義氣動力系數。具體計算公式如下

基底剪力系數

(1)

基底傾覆力矩系數

(2)

廣義氣動力系數

(3)

式中：p(t)為模型表面的風壓時程；dA表示與風壓測點對應的參與面積，取與系數計算方向一致的的投影面積；z表示離基底的高度；Φj表示第j階模態振型函數，本文研究中考慮沿x方向與沿y方向側向振動的兩階基本模態；ρ表示空氣密度，取ρ=1.25 kg/m3;UH為樓頂高度的參考風速；B和H分別為建筑的寬度和高度。

在求算式(1)～(3)的積分中，為了提高離散測壓點的分辨率，采用本征正交分解(POD)方法進行測點加密處理[19-22]。這一方法保證了表面隨機風壓場的基本相關結構，其結果的準確性可通過加密層測點獲得檢驗。由于相關的技術細節不是本文的主要內容，以下省略對這一方法的詳細討論。

將結構的運動方程以廣義坐標的形式表達，結構風致響應可通過求解下列運動方程得到。

j=x,y

(4)

式中：ηj(t)為廣義位移；ζ為結構阻尼比；ωj為對應模態的自振圓頻率(ωj=2πfj)；Pj為廣義氣動力；mj為廣義質量。

為提高求解運動方程的可靠性，對式(4)分別進行了頻域分析與時域分析以相互檢驗。采用頻域分析時，第j階廣義加速度的均方根值可由下式得到

(5)

式中，SPj(f)為廣義氣動力的功率譜。

時域分析采用四階Runge-Kutta法。根據相似原理，廣義氣動力時程的步長由下式確定

(6)

式中：λL為風洞試驗模型的幾何縮尺(λL=300)，κ為風洞測壓數據采樣頻率(κ=312.5 Hz)；UH.Model為模型高度的風洞試驗參考風速(UH.Model=10.8 m/s)；UH.Full為相應建筑高度的足尺風速。

由頻域分析與時域分析得到的結構風振的均方值響應基本一致，而時域分析結果可進一步用于檢驗基于高斯過程的峰值系數假定。因此，后續的結果展示全部基于時域法的計算結果。

風振響應計算中取結構自振周期8 s，結構阻尼比2%，典型結構層高4 m，樓層質量2 500 t，基本振型近似為(z/H)1.25。

為了使所得風振響應具有一般性意義，按抖振理論將結構響應進行如下無量綱約化處理。

約化加速度

(7)

用于結構設計的風荷載中應包括平均荷載、背景脈動荷載以及由風致振動導致的慣性荷載。因此可以采用包含這三個荷載分量的基底總荷載(即基底剪力與傾覆力矩)作為評估角對角雙塔與面對面雙塔抗風性能的指標。類似地，可以將基底總荷載以無量綱約化的形式表達。

約化基底剪力

j=x,y

(8)

約化傾覆力矩

j=x,y

(9)

(10)

式中：μ為標高z處的樓層質量；g為峰值系數。

2 不同間距下氣動特性的比較

2.1 平均氣動力的比較

圖5給出了在三個典型風向角下，面對面雙塔與角對角雙塔的合剪力系數平均值隨雙塔間距s/B的變化。圖例中SS(side-by-side)代表面對面雙塔，CC(corner-to-corner)代表角對角雙塔。合剪力系數定義為x方向與y方向剪力系數的矢量和，主要由氣動力的阻力作用組成。

(a)T1塔樓的合剪力系數平均值

在90°風向角下，T2塔樓受到上游T1塔樓的“遮擋效應”，面對面或角對角布局的雙塔合平均氣動力都大幅減小，這與謝壯寧等的結論一致。

考慮到實際工程項目中，雙子塔中任一棟塔樓都可能成為上游塔或下游塔。因此從比較面對面與角對角布局的氣動特性優劣而言，應當比較在所有風向角下兩棟塔樓中的最大氣動力數值。圖6給出了這一結果。可以看出，當僅僅關心最大平均風荷載時，面對面布局與角對角布局在數值上并沒有顯著的區別。

(a)所有風向下雙塔最大合剪力系數平均值

(b)所有風向下雙塔最大合傾覆力矩系數平均值圖6 最大平均氣動力比較Fig.6 Comparisonofmaximumstaticforcecoefficients

2.2 脈動氣動力的比較

圖7給出代表氣動力脈動分量的合剪力系數標準差隨雙塔間距的變化。可以看出，對于上游塔(T1)，面對面布局的最大合剪力系數標準差依據雙塔間距不同分別出現在0°與90°風向角下，而角對角布局的最大合剪力系數標準差則始終出現在45°風向角附近，并且在數值上明顯小于面對面布局。對于下游塔(T2)，面對面布局的最大合剪力系數標準差仍然出現在0°與90°風向角下，而角對角布局的最大合剪力系數標準差則依據雙塔間距不同分別出現在45°與90°風向角下。就最大值而言，面對面布局與角對角布局對下游塔氣動力脈動分量的影響不大。

(a)T1塔樓的合剪力系數標準差

(b)T2塔樓的合剪力系數標準差圖7 脈動氣動力系數的標準差Fig.7 Standarddeviationsoffluctuatingforcecoefficients

類似地，由圖8可以看出當僅僅關心最大脈動標準差時，面對面布局與角對角布局在數值上并沒有顯著區別。

(a)所有風向下雙塔最大合剪力系數標準差

(b)所有風向下雙塔最大合傾覆力矩系數標準差圖8 最大脈動氣動力比較Fig.8 Comparisonofmaximumfluctuatingforcecoefficients

2.3 氣動力的頻譜特性比較

在評估結構的風振響應時，除了需要考慮氣動力的脈動分量標準差大小外，還必須考慮脈動分量的頻譜特性。氣動力中的順風向分量與橫風向分量的產生機理有所不同，因此頻譜特性也非常不同。為了從原理上對面對面雙塔與角對角雙塔在氣動力頻譜特性上進行比較，宜采用風向坐標，即順風向坐標(記作D—阻力方向)和橫風向坐標(記作L—升力方向)。選取面對面布局與角對角布局中最不利的典型風向角進行比較：

對比一，進行0°風向角時的面對面布局與45°和0°風向角下的角對角布局的對比。0°風向角時面對面布局下，順風向氣動力沿Y軸，而橫風向氣動力沿X軸；45°風向角時角對角布局下，順風向氣動力沿X軸，而橫風向氣動力沿Y軸；0°風向角時角對角布局下，順風向和橫風向氣動力均與X軸和Y軸成45°夾角。

對比二，進行90°風向角時的面對面布局與同樣90°風向角下的角對角布局的對比。90°風向角時面對面布局下，順風向氣動力沿X軸，而橫風向氣動力沿Y軸；90°風向角時角對角布局下，順風向和橫風向氣動力均與X軸和Y軸成45°夾角。

這個事例說明了延遲滿足法的局限性，自控力是內化的能力，就像它的名字一樣，是“自己主動去控制”，而我們使用延遲滿足法時，其實是用外在力量影響孩子。靠外力實現的自控，短期內有一定效果，但肯定不如孩子主動控制好。

在4個典型間距(s/B=0.5、1.0、1.5和2.0)下兩種布局的氣動力功率譜分別見圖9和圖10。圖9為對比一，重點考察兩種布局下的橫風向渦激氣動力。圖10為對比二，重點考察兩種布局下的尾流激振力。

(a)面對面布局：0°風向角

(b) 角對角布局：45°風向角

(c) 角對角布局：0°風向角圖9 面對面與角對角雙塔的氣動力功率譜對比一Fig.9 Comparison of spectra of force coefficients

(a) 面對面布局：90°風向角

(b)角對角布局：90°風向角圖10 面對面與角對角雙塔的氣動力功率譜對比二Fig.10 Comparisonofspectraofforcecoefficients

由圖9可見，雖然兩種布局下橫風向氣動力功率譜的渦激峰值都隨著雙塔間距的減少而降低，但在類似間距下角對角布局45°風向角的功率譜峰值明顯低于面對面布局。這表明在角對角布局下，即使雙塔間距較大時也存在較大的雙塔氣動干擾作用(T2塔樓位于T1塔樓的左后方)，從而影響并抑制了規律性的旋渦脫落。而在角對角布局0°風向角時，塔樓的氣動外形較優，因此橫風向渦激氣動力始終很小。由此可見，就橫風向渦激氣動力而言，角對角布局優于面對面布局。

圖10表明，面對面布局在90°風向角時上下游的塔樓都會受到較大的橫風向氣動力作用，氣動力的大小隨雙塔間距的增加而增大。在雙塔間距較小時，上游塔橫風向氣動力大于下游塔。隨著雙塔間距的增大，上下游塔樓的橫風向氣動力大小趨于接近。與此相比，角對角布局在90°風向角下的上游塔橫風向氣動力始終很小，但在下游塔上卻觀測到由尾流產生的數值很大的橫風向氣動力，其能量非常集中。而且間距越小，尾流激振力越大。由此可見，在角對角布局的雙子塔抗風設計中需要對尾流激振問題予以特別關注。

為了更清楚地考察不同間距對兩種布局下的氣動特性差異的影響，圖11按間距大小給出橫風向氣動力譜的比較。

由圖11可以看出，當僅考慮最不利風向角時，所有間距下角對角布局的上游塔上的橫風向氣動力基本上均小于同樣間距下的面對面布局。然而下游塔的情況則比較復雜。

(a)s/B=0.5，T1塔樓

(b)s/B=1.0，T1塔樓

(c)s/B=1.5，T1塔樓

(d)s/B=2.0，T1塔樓

(e)s/B=0.5，T2塔樓

(f)s/B=1.0，T2塔樓

(g)s/B=1.5，T2塔樓

(h)s/B=2.0，T2塔樓圖11 橫風向氣動力功率譜隨間距的變化Fig.11 Variationofacross-windspectrawithspacing

在小間距時(s/B≤0.5)，雙塔間的氣動干擾比較強烈，使得兩種布局下的渦激力都受到有效地抑制。但尾流激勵會使得角對角布局時下游塔受到能量非常集中的尾流激勵，橫向氣動力大大高于面對面布局的情況。

在中等間距時(s/B=1.0)，面對面布局和角對角布局的渦激氣動力峰值比較接近，但兩者的卓越頻率(最大譜值對應的頻率)并不相同。面對面布局的卓越頻率在0.12附近，角對角布局的卓越頻率在0.08附近。這說明角對角布局的渦激臨界風速高于面對面布局。在這一間距下尾流激勵仍然較大，但幅值已有所下降。

在大間距時(s/B處于1.5～2.0)，角對角布局的橫向氣動力峰值小于面對面布局，同時峰值對應的臨界風速也高于面對面布局。并且角對角布局的尾流激振力得到進一步削弱，其幅值已低于渦激氣動力。

不同間距下的比較結果說明面對面和角對角布局所導致的氣動力差異主要表現在頻譜特性方面，而氣動力平均值的差異其實很小。所以僅從體型系數是不能揭示這兩種布局在風振響應與抗風性能方面的真正區別。而且對超高層雙子塔，風振響應大小是評估抗風性能的主要指標。

3 不同間距下的結構風致響應比較

3.1 風振加速度的比較

在不同風向角下，上游塔和下游塔的風振加速度是非常不同的。圖12所示為雙塔間距為1.0時兩種布局下按式(7)得到的樓頂風振加速度標準差。

(a)T1塔樓

(b)T2塔樓圖12 間距s/B=1.0時雙塔風振加速度隨約化風速的變化Fig.12 Variationofwind-inducedresultantaccelerationwithreducedwindspeedatspacings/B=1.0

從工程實際考慮，抗風設計需要控制的是所有風向下兩棟塔樓中的最大風振加速度。根據以往的研究成果，面對面雙塔出現最大風振加速度的最不利風向角比較固定，分別為0°和90°。而角對角雙塔的最大風振加速度則在45°和90°附近有一定波動。因此需要在這兩個風向角附近進行敏感性分析。同樣以雙塔間距1.0為例，圖13給出角對角雙塔在45°和90°風向角附近的風振加速度變化。

(a)T1塔樓

(b)T2塔樓圖13 間距s/B=1.0時雙塔風振加速度對風向角的敏感度Fig.13 Sensitivityofwind-inducedresultantaccelerationtowinddirectionatspacings/B=1.0

如圖13所示，當風速較小時(UH/fB≤7)，角對角布局的風振加速度對風向角的變化不敏感，但風速較大時，當風向角從45°轉到50°時，上游塔的加速度會有明顯增加，但下游塔的加速度會略有減少。當風向角從90°偏轉后，雖然仍然出現較大的尾流激振，但出現峰值的約化風速會有所提高。

考慮所有風向角后，可以對不同間距下雙子塔兩種布局方式的最大風振加速度進行比較，見圖14。作為比較，圖中還給出對應獨塔的風振加速度值。

(a)s/B=0.5

(b)s/B=1.0

(c)s/B=1.5

(d)s/B=2.0圖14 不同間距下雙塔最大風振加速度比較Fig.14 Comparisonofmaximumwind-inducedaccelerationatvariousspacing

由圖14可見，在約化風速較小時(UH/fB≤7)，面對面布局和角對角布局的風振加速度比較接近，沒有明顯的優劣之分。但當約化風速較大時，面對面布局和角對角布局下的加速度相對大小就會受到雙塔相對間距的不同影響。

在小間距時(s/B≤0.5)，雙塔間的氣動干擾比較強烈，使得兩種布局下的渦激振動都受到有效抑制。但角對角布局時下游塔會出現強烈的尾流激振(對應約化風速12)，但面對面布局時則沒有發現類似振動。

在中等間距時(s/B=1.0)，面對面布局下開始出現一定的渦激振動(對應約化風速8)，而角對角布局時仍然存在尾流激振，但振幅已大大降低。

在大間距時(s/B為1.5到2.0之間)，兩種布局都出現渦激振動和尾流激振。但角對角布局時的渦激振動幅值明顯低于面對面布局。當間距達到2.0時，面對面布局下橫風向渦激振動幅值已與獨塔情況相當，而且尾流激振幅值也大于角對角布局。

根據風洞試驗結果可以看出雙塔間的氣動干擾作用主要與尾流效應和狹道效應有關。

當雙塔串列布置時，氣動干擾作用主要由尾流效應造成。表現為上游塔的尾流對下游塔周期性渦脫的干擾，以及下游塔對上游塔渦漩發育的干擾。因此在90°風向角下的面對面布局和45°風向角下的角對角布局下，渦激振動均得到非常顯著的抑制。

當雙塔并列布置時，氣動干擾作用主要由狹道效應造成。氣流通過雙塔間的狹道，形成加速區，影響雙塔內側的氣流分離。這一氣動干擾作用對抑制渦激振動的效果不如尾流效應作用明顯，而且隨著雙塔間距增大，狹道效應作用迅速弱化。因此面對面雙塔的渦激響應往往由0°風向角控制。與此相比，角對角雙塔的最不利風向角在45°左右，能始終得益于上下游形成的氣動干擾作用。

綜合以上分析，從風致振動方面考慮可以認為當雙塔間距很小時(s/B為0.5左右或更小)，面對面布局比較有利；而當雙塔間距較大時(s/B為1.5～2.0)，角對角布局比較有利。在中等間距時(s/B在1.0左右)，則需要結合設計風速來決定兩種布局的優劣。如果設計風速對應的約化風速達到12，則面對面布局較優，反之則以角對角布局為優。考慮到在結構設計中，風振加速度主要用于驗算居住舒適性等性能化指標，對應十年回歸期以下較低的參考風速，所以在絕大多數情況下，中等間距雙子塔仍以角對角布局為優。

3.2 基底總風荷載的比較

與風振加速度不同，在比較兩種布局下的設計風荷載時還必須考慮風荷載平均分量(即風荷載的定常分量)的影響。

以所有風向下兩棟塔樓中的最大傾覆力矩為比較指標，圖15給出不同間距下的結果。

(a)s/B=0.5

(b)s/B=1.0

(c) s/B=1.5

(d) s/B=2.0圖15 不同間距下雙塔最大傾覆力矩比較Fig.15 Comparison of maximum overturning moment at various spacing

由圖15可見，不同間距下兩種布局的風荷載隨風速的變化規律與加速度情況基本相似，差別僅出現在較低約化風速范圍內。這是因為在較低約化風速范圍內，最不利風荷載工況由順風向響應控制，其中定常分量占比較大。而在較高約化風速時，最不利風荷載工況由橫風向響應控制，相應的變化規律與橫風向風振加速度基本一致。

值得指出，由于雙塔間的氣動干擾作用(包括尾流效應與狹道效應)，雙子塔渦激振動的振幅一般不大于相應獨塔的情況。只有當雙塔間距較大時(例如相對間距s/B=2.0)，雙子塔渦激振動的振幅才會接近獨塔情況，見圖15(d)。

以間距s/B=1.0為例，圖16分別給出面對面布局在約化風速為8和角對角布局在約化風速為12時的基底傾覆力矩的時程。可以看出面對面布局不利工況反映了0°風向角時橫風向振動荷載為主的荷載情況，其中順風向荷載以定常分量為主。而角對角布局不利工況反映了90°風向角時下游塔橫風向荷載為主的荷載情況，其中下游塔的順風向荷載幾乎可以忽略。上游塔的順風向荷載雖然較大，但橫風向荷載很小。這反映了典型的尾流激振荷載情況。

(a)面對面布局雙塔s/B=1.0；風向角=0°;UH/fB=8

(b)角對角布局雙塔s/B=1.0；風向角=90°;UH/fB=12圖16 兩種布局下典型的約化傾覆力矩時程軌跡Fig.16 TypicaltrajectoriesofreducedoverturningmomentsfortwoexaminedconFigurations

4 結 論

采用風洞試驗方法對面對面與角對角兩種布局下的雙子塔的氣動特性與抗風性能進行了對比研究,主要得到如下結論：

(1) 由于雙子塔面對面布局和角對角布局所產生的氣動干擾有所不同，因此相應的氣動力頻譜特性之間存在明顯差異。

(2) 在約化風速較小時(UH/fB小于7左右)，面對面布局和角對角布局的風振加速度和整體風荷載比較接近，沒有明顯的優劣之分。但當約化風速較大時，面對面布局和角對角布局下的風致響應將會受到雙塔相對間距的不同影響，造成抗風性能方面的差異。

(3) 在小間距時(相對間距s/B為0.5左右或更小)，雙塔間的氣動干擾比較強烈，使得兩種布局下的渦激振動都受到有效抑制。但角對角布局時下游塔會出現強烈的尾流激振(對應約化風速12左右)，但面對面布局時則沒有發現類似振動。在這種情況下可以認為面對面布局對抗風設計比較有利。

(4) 在中等間距時(相對間距s/B在1.0左右)，面對面布局下開始出現一定的渦激振動(對應約化風速8左右)，而角對角布局的渦激振動幅值則很小。雖然當風沿雙塔串聯方向時，角對角布局的風振加速度略高于面對面布局，但兩者的風荷載相差不多。因此可以認為角對角布局對抗風設計比較有利。

(5) 在大間距時(相對間距s/B為1.5～2.0)，兩種布局時都出現渦激振動和尾流激振。但角對角布局時的風振加速度和整體風荷載幅值均明顯低于相應的面對面布局。當間距達到2.0時，面對面布局下橫向渦激振動幅值已與獨塔情況相當，但角對角布局時雙塔間的氣動干擾仍然發揮著有利的作用。角對角布局在渦激臨界風速附近的結構風荷載只有面對面布局的60%左右。