1、2021新荷載標準風荷載調整理解 2021新荷載標準風荷載計算及其在PKPM軟件中的實現 引言相對于上一版標準GB50009-2001以下簡稱2001標準，?建筑結構荷載標準?GB50009-2021以下簡稱2021標準 對風荷載的計算方法做了較大的修改。其中不僅調整了風壓高度變化系數和體型系數等靜力計算內容，而且對風振計算的內容與方法做了大量的改良和完善工作，這其中包括：修改了順風向風振系數的計算表達式和計算參數，增加了大跨度屋蓋結構風振計算的原那么規定；增加了橫風向和扭轉風振等效風荷載計算的規定，增加了順風向風荷載、橫風向及扭轉風振等效風荷載組合工況的規定；增加高層建筑結構順風向及橫風向風

2、振加速度計算等內容。在風荷載的計算中，除了少數工程通過風洞試驗獲得數據以外，大多數工程仍需要借助于軟件的自動計算功能，這就需要由工程人員自行確定相關的參數，由于2021標準中風荷載計算涉及的參數較2001標準明顯增多，且計算方法變得更加復雜，使得參數的選擇和對計算結果的定性校核變得比擬困難，因此有必要對各參數的選擇和主要參數對計算結果的影響進行詳細的分析討論。在本文中，依據2021標準提供的計算方法，結合PKPM的軟件，討論了不同的參數設置和結構的特征對計算結果的影響，并對標準中的重要條文，如適用范圍等進行了重點探討。順風向風荷載2021標準關于順風向風荷載的計算公式沒有形式上的變化，仍然采用

3、平均風壓乘以風振系數的表達形式。對于主要受力結構，風荷載標準值的計算公式如下： 1 其中： 風荷載標準值kN/m2； 高度z處的風振系數； 風荷載體型系數； 風壓高度變化系數； 根本風壓。如果不考慮結構在風荷載作用下的動力響應，那么由平均風壓引起的靜荷載取決于體型系數、風壓高度變化系數 及根本風壓 這三項因素，下面首先討論順風向作用下的靜荷載計算：根本風壓 2021標準在2001標準數據的根底上進行了重新統計，局部城市在補充新的氣象資料重新統計后，根本風壓有所提高。體型系數 2021規了第31項，對于高度超過45m的矩形截面高層建筑需考慮深寬比D/B對背風面體型系數的影響。當平面深寬比D/B1

4、.0時，背風面的體型系數由-0.5增加到-0.6，矩形高層建筑的風力系 。加了矩形平面高層建筑的相互干擾系數取值。在PKPM軟件中，根本風壓和體型系數由設計人員直接指定，以上兩項變化需由設計人員確認并在軟件參數中表達，軟件不做改變。風壓高度變化系數2021標準在保持劃分4類粗糙度類別不變的情況下，適當提高了C、D兩類粗糙度類別的梯度風高度，由400m和450m分別修改為450m和550m。B類風速剖面，適當降低了標準場地類別的平均風荷載，具體變化如下： 2 圖1列出了四類地貌的風壓高度變化系數的新舊標準比照，可以直觀看出2021標準四類地區風壓高度變化系數均比2001標準減?。簣D1在PKPM軟

5、件中，風壓高度變化系數由程序根據上述公式自動進行計算。當根本風壓和體型系數不改變時，風壓高度變化系數是影響順風向靜荷載的唯一因素，因此，圖1也等價于結構不同高度處風荷載標準值的變化規律。圖2統計了A-D四類場地風壓高度變化系數的兩版標準的差異，其中D類場地2021標準減小的最多17.7%，其次是C類11.7%、A類6.9%和B類06.7%。除B類外其余三類均接近等比例減小，B類在梯度風高度350米以內隨結構高度增加，差異相應增大。這四類地區在超過梯度高度后，2021標準與2001標準的風壓高度變化系數，因此最終差異均為 2.91-3.12 /3.12 -6.7%。圖2圖3圖3統計了A-D四類地

6、區，在層高均勻的前提下，按新舊標準計算的風荷載總值即基底剪力的差異隨結構總高度變化的趨勢：對于A類地區，2021標準計算的基底剪力減小6.8%左右，其差異根本不受結構總高的影響；B類地區隨結構高度增加，基底剪力的差異相應增加，結構總高100米時，新標準剪力減小3.2%左右，200米時減小4.6%左右，400米時減小5.8%左右，600米時，減小6.2%左右，即2021標準對于較高的結構，風荷載總值相對降低的越多；C類地區在400米以內時，減小11.7%左右，超過400米后，差異逐漸減小，600米時差異為9.7%；D類地區在450米以內減小17.6%左右，超過450米后差異逐漸減小，600米時為

7、14.6%。理論上，隨著結構高度的增加，四類地區基底剪力的差異最終都將趨近于-6.7%，即風壓高度變化系數的最終差異。風振系數接下來討論2021標準中順風向風振的計算，在2001標準中風振系數的計算公式如下： 3 其中為風振動力系數，與結構的阻尼比、根本風壓及根本自振周期有關；為結構的振型系數，在PKPM軟件中一律采用彎剪型的近似公式： ； 4 為脈動影響系數，與粗糙度類別、高寬比及結構總高度有關；為風壓高度變化系數。2021標準風振系數采用如下公式： 5 其中、分別為峰值因子和10m高度名義湍流強度，均為常量；為脈動風荷載的共振分量因子， ， 6 其中與2001標準的的表達式相同；為脈動風荷

8、載的背景分量因子， 7 其中與2001標準項相同，其余各項與粗糙度類別、結構總高和迎風面寬度有關，這與2001標準的脈動影響系數的影響因素相似，區別在于與高寬比H/B相關，而項那么直接與迎風面寬度B相關?？梢娦屡f標準風振系數均與粗糙度類別、根本周期、根本風壓、阻尼比、結構總高度、高寬比及風壓高度變化系數有關。假定根本風壓0.5KN/m2，阻尼比5%，高寬比等于5，結構高度200米，根本周期3.3s，分別比擬A-D四類地區的風振系數，如圖4所示：圖4從圖4比照可知2021標準四類場地的風振系數均比2001標準明顯提高，為比擬相對變化規律，對于100米、200米和400米的結構，分別比擬了不同高度

9、處風振系數2021標準相比2001標準的百分比差異，以C類地區為例，仍然假定根本風壓0.5KN/m2，阻尼比5%，高寬比等于5，考慮結構根本周期隨高度的變化，假設，樓層平均層高3米，那么取，計算得到不同高度結構的風振系數沿其自身高度的變化差異，如圖5所示。圖5針對本算例，結構總高100米時，2021標準風振系數增加6%19%，結構總高200米時，風振系數增加4%15%，結構總高400米時，風振系數增加2%10%，且均呈現出越往高處風振系數相比2001標準增大越多的規律。另一方面，當結構總高度越高時，風振系數的變化相對越小，例如對于200米和400米的結構，100米高度處的風振系數分別相對200

10、1標準增大12%和6%。可見2021標準相對增加了結構較高處的風振系數，但相對減小了較高結構的風振系數綜合風壓高度變化系數和風振系數的影響，仍以C類地區為例，分別比擬上述三種不同高度結構的風壓標準值的變化比擬條件同上，如圖6所示：圖6考慮風振后按新舊標準計算的風壓標準值沿樓層高度變化規律為先小后大，即在底部樓層略小于2001標準，越往上層，2021標準風荷載增加越快，在上部樓層可能超過2001標準，但也有可能偏小，這與結構總高度等因素有關，例如上例中100米和200米的結構在上部樓層的風壓標準值超過2001標準，而400米結構那么各層風荷載均偏小，從上文可知當結構越高時，風振系數增加越慢，而風

11、壓高度變化系數的變化根本保持一致，因此風荷載增加的越慢。從上述比擬可知考慮風振后的風荷載總值即基底剪力與2001標準相比可能增大也可能減小，圖7總結了A-D四類地區新舊標準基底剪力的百分比差異與結構總高度H的關系，比擬條件同上。圖7多數情況下，當結構高度越小時，基底剪力相應增加越多，隨著結構高度增加，基底剪力的增加相應減小，超過一定高度后，2021標準的數值將小于2001標準，即新標準增加了高度較低結構的風荷載，而相對減小了較高結構的風荷載。例如C類地區，結構總高小于150米時風荷載總值大于2001標準， 150200米左右時二者相當，超過200米后那么小于2001標準，且結構越高，那么風荷載

12、總值相對減小的越多。對于較低的結構，B類地區風荷載增大最多，其次為A類、C類和D類，而對于較高的結構，D類地區風荷載將明顯減小，其次為C類，而A類和B類那么和2001標準根本相當。由于風振系數同時還與結構根本周期、阻尼比、高寬比等多項因素有關，而圖7只是在固定這些參數條件下的比擬，因此只能表達其變化趨勢，而具體變化幅度那么取決于各項參數的綜合作用，例如對于上述C類地區，同等條件下，阻尼比5%時，當高度為170米時新舊標準風荷載數值大小相當，而阻尼比為2%時，那么在300米左右時新舊標準風荷載大小相當。同樣，結構根本周期、根本風壓等參數也會產生類似的影響，因此變化規律較為復雜，具體工程的差異需要

13、通過計算來確定。矩形平面結構的橫風向風振按201，“對于橫風向風振作用效應明顯的高層建筑以及細長圓形截面構筑物，宜考慮橫風向風振的影響。由于判斷是否需要考慮橫風向風振的影響比擬復雜，涉及建筑的高度、高寬比、結構自振頻率及阻尼比等因素，因此條文說明中給出“建筑物高度超過150m或高寬比大于5的高層建筑可出現較為明顯的橫風向效應這一條件。橫風向風振的荷載可以通過風洞試驗獲得，也可以通過計算獲得，2021標準在附錄中給出規那么結構的計算方法。有關風洞試驗的數據可以通過文件的形式接入PKPM的計算，這里主要討論標準附錄中提供的計算方法。根本計算公式根據標準，對矩形截面高層建筑橫風向風振等效風荷載標準值

14、計算公式整理如下： 8 其中橫風向風振等效風荷載標準值 ； 橫風向風力系數； 橫風向共振因子；峰值因子，可取2.5； 根本風壓； 風壓高度變化系數。相對于順風向荷載，式 8 中的主要計算參數為橫風向風力系數 9 式 9 中 10其中為結構迎風面寬度，而為順風向長度。為角沿修正系數 11 分別為風速剖面指數和地面粗糙度系數，對應A，B，C和D類粗糙度分別取不同的值。 橫風向共振因子 12 其中振型修正系數 13 結構橫風向第一階振型氣動阻尼比 14 折算周期 15 橫風向廣義力功率譜 16 式 16 中橫風向風力譜的譜峰頻率系數 17 橫風向風力譜的譜峰系數 18 橫風向風力譜的帶寬系數 19

15、橫風向風力譜的偏態系數 20 從上述整理結果可以看出，橫風向風振等效荷載的計算相對于順風向荷載要復雜的多，計算結果除了與風壓高度變化系數、根本風壓值、風速剖面指數成線性關系外，其它計算內容那么主要是由結構的形狀所決定的復雜非線性關系，尤其是和的相關影響，此外還包含了阻尼比，折算周期與折算頻率等結構動力屬性，下面考察上述主要參數對橫風向風振等效荷載的影響。高寬比的影響由式 1720 可以看出，橫風向廣義功率譜的計算結果與之間是高度的非線性關系，對橫風向風振有較大影響，標準中采用高寬比的限制條件來保證橫風向廣義功率譜的有效性。為了考察高寬比對計算結果的實際影響，下面對功率譜密度函數的計算公式進行簡

16、單整理，并分別考慮四種地面粗糙度，以圖8所示鋼結構平面為例。圖8 結構平面圖首先假設地面粗糙度為A類，結構X向長度為42m，Y向長度為27m，層高為3.6m，并假設根本風壓為0.35KN/m2，阻尼比為2%。按照荷載標準，鋼結構的周期可以按下式估算： 21 這里取 22 結構頂部風壓高度變化系數為： 23 由此可以得到結構的折算頻率； 24 那么計算橫風向廣義力功率譜的其它主要參數可以整理為： 25 代入式 1720 中可以得到如下高寬比的函數： 26 根據上述整理結果可以得到如下高寬比與廣義力功率譜的關系。圖9 廣義力功率譜與高寬比的關系10 第20層處橫風向等效荷載與高寬比的關系從圖9可以

17、看出，在該算例中，當高寬比小于4時廣義力功率譜為負值，雖然在等效荷載的計算中需要對其取平方后計算，但這仍然標志著計算結果的異常；而當高寬比超過8時曲線的斜率明顯增加，但仍然光滑。從圖10看出，在高寬從小于4到大于4的變化過程中，第20層樓面高度處計算得到的等效風壓的變化規律不再單調，而是由大到小再變大，當高寬比大于8時，曲線變得不再光滑，尤其是A類和B類粗糙場地類別，相對來講C類和D類的變化趨勢那么比擬平緩。由此可見，標準將高寬比H/B設定在48之間，可以較好的控制上述計算公式的適用范圍，且應該注意的是：這是一個較為嚴格的條件，在工程設計中，采用標準方法計算橫風向風振時應該對這一條件進行驗證。

18、由于標準公式的適用范圍是規那么矩形，在PKPM軟件中采用平均寬度計算高寬比以防止個別樓層的寬度變化引起計算結果異常。 深寬比的影響從上面 1720 式可以看出，廣義力的功率譜計算除了受高寬比影響較大外，另外一個影響較大的參數就是深寬比D/B，這里仍采用圖8所示工程，假定結構總層數30層，Y向長度27m不變，但對X向長度進行簡單的比例放大或者縮小，以考慮深寬比對計算結果的影響。當地面粗糙度為A類時，折算周期可以表示為： 27 計算橫風向廣義力功率譜的其它主要參數可以整理成深寬比的函數： 28 這樣就可以得到下面廣義力功率譜和橫風向風振等效風壓與深寬比的關系曲線。圖11 廣義力功率譜與深寬比的關系

19、圖12 橫風向風振等效風壓與深寬比的關系按照荷載標準，橫風向風振計算時，深寬比D/B應該在0.52之間，從圖11中可以看出在計算X向風荷載作用下的橫風向風振等效風壓時，深寬比對結果的影響與高寬比情況類似，當深寬比變化時仍然會出現廣義力功率譜小于0的情況，在頂層的等效風壓圖中相應位置也會出現拐點。與高寬比對等效風壓影響不同的是，當深寬比接近1時等效風壓最大，深寬比繼續減小或增大時，等效風壓都呈現減小的趨勢。另外，從標準計算公式中可以看出，深寬比對于全樓只有一個數值，這也是因為該方法只適用于規那么形狀的結構，當結構每層的深寬比不同時，有可能會使得計算結果有較大偏差，為了防止因此引起的異常，在PKP

20、M軟件中采用平均寬度計算深寬比。 周期是結構的重要動力參數之一，對各方向的風振計算都有明顯影響。其中對橫風向風振的影響，主要表達在兩個方面，一方面是下式結構橫風向第一階振型氣動阻尼比的計算中。 29 上式中折算周期的表達式： 30 另一個方面，在無量綱橫風向廣義風力功率譜的計算中，需要用結構橫風向第一階振型的頻率計算折算頻率，即： 31 而 32 可以看出當結構的外形尺寸確定時，其中的關鍵影響因素是結構的橫風向第一階自振周期，因此可以假定結構長寬高、阻尼比和根本風壓等條件確定的情況下，討論結構的根本周期對橫風向風振的影響。對于鋼結構可取估算周期為 33 那么上述30層的結構根本周期可以取為3秒

21、到4.5秒，此時頂層橫風向風振的等效風壓結果如下列圖所示。 圖13 橫風向風振等效風壓與根本周期的關系 從圖13中可以看出，只有周期變化而其它條件不變的情況下，隨著根本周期的增加，橫風向風振的等效風壓變大，在A類和B類粗糙度下變化較快，其它兩種類型變化不大。為了準確考慮結構的動力性能對橫風向風振的影響，宜采用實際計算得到的周期。 2.5 阻尼比的影響阻尼比對橫風向風振的影響表達在橫風向共振因子中，即： 34 其中為結構第一階振型阻尼比。仍然針對圖8所示結構，長寬不變，總層數30層，假定根本周期為3秒，考察阻尼比變化時橫風向風振等效風壓的變化趨勢。由于該結構為鋼框架支撐體系，因此阻尼比的考察范圍

22、定為從0.010.03，頂層等效風壓計算結果如圖14所示。圖14 橫風向風振等效風壓與阻尼比的關系從圖14可以看出阻變化，隨著阻尼比的增大結果變小，其中A類與B類的變化幅度接近10%，而C類和D類變化較小，因此在應用軟件時，應根據材料類型填入正確的阻尼比。 2.6 削角、凹角的影響根據2021規，當平面有削角或者凹角時可以采用角沿修正系數和來考慮其對橫風向風振荷載的影響，其中： 35 而可以通過查標準。按照上述條件分別考慮削角和凹角比例從0.050.2，阻尼比仍取為0.02，結構的橫風向第一自振周期取為4秒，場地類別取B類，考察削角和凹角對橫風向風振的影響。圖15 凹角和削角對橫風向風振的影響

23、從圖15可以看出，通過削角或者凹角可以降低橫風向風振對結構的影響，但其變化規律較為復雜，并不是單調曲線。對于凹角來講下降趨勢明顯，但凹角比例b/B接近0.2時微有增加；對于削角來說，當削角比例在0.1附近時到達最小值，隨著削角比例的增加，橫風向風振的等效風壓又重新出現一個極值點。需要指出的是標準中有關削角和凹角的計算中，其邊界條件是，即當小于0.05時不需要考慮；當大于0.2時，結構的實際平面形狀已經不能簡單歸為矩形平面來計算，而應該采用風洞試驗方法。 2.7 地面粗糙度的影響由于上面幾項內容的比擬中多處牽扯到不同的地面粗糙度的問題，因此這里就不再單獨進行數據比擬。地面粗糙度對橫風向風振的影響

24、可以簡單概括為以下幾點： 隨著地面粗糙程度的增加，橫風向風振的等效風壓越來越?。?不同的地面粗糙度下，橫風向風振的等效風壓對各參數變化的敏感程度不同，A類最敏感，D類最不敏感。 2.8 橫風向等效荷載與順風向等效荷載之間的關系按照?荷載標準?的條文說明，一般而言，建筑高度超過150m或高寬比大于5的高層建筑可出現較為明顯的橫風向效應，確定橫風向效應的方法可以采用風洞試驗或者按照標準提供方法計算。當采用標準方法計算時，順風向的風荷載標準值按式 1 計算，而橫風向風振等效風壓按式 8 計算。順風向風荷載與橫風向風荷載以及后面的扭轉風振荷載一般是同時存在的，上述順風向與橫風向的計算公式分別是兩個方向

25、的最大風壓值，但三種風荷載的最大值并不一定同時出現，因此在工程中應該考慮各方向等效荷載之間的組合，即規。需要特別強調的是，這一點與風洞試驗得到的風荷載有本質區別，在風洞試驗中得到的每個方向的荷載數據同時包含了順風向分量，橫風向分量和扭轉分量，三個分量是同時發生的，因此不存上述組合問題。 2.9 根本計算公式的適用范圍討論按照標準條文說明，“附錄H.2橫風向風振等效風荷載計算方法是依據大量典型建筑模型的風洞試驗結果給出的，這些典型的截面均為矩形，高寬比 H/B 和截面深寬比 D/B 分別為48和0.52。試驗結果的適用折算風速范圍為。綜合上面的高寬比與深寬比對橫風向等效風壓的影響，可以發現當高寬

26、比和深寬比超出范圍時極易出現的一種情況就是廣義力功率譜小于0，這可能會導致計算結果出現異常的變化，考察廣義力功率譜的計算公式，其小于0是由于橫風向風力譜的譜峰系數Sp小于0，而決定因素又是Sp中的第二項，即： 36 由式 36 可以得到下面圖16所示的曲線。 圖16 對橫風向風力譜的譜峰系數的符號影響從圖16可以看出，當時廣義力功率譜不會小于0，否那么可能由于其小于0而引起較大偏差。而從中可以看出，當結構的外形尺寸及根本風壓確定后，結構頂部風速是確定的，需要控制的只是結構的周期，即質量和剛度，這一條件一般較易滿足。3、矩形平面結構的扭轉風振按照2021標準條文說明“建筑高度超過150m，同時滿

27、足、的高層建筑，扭轉振型明顯，宜考慮扭轉風振的影響。與橫風向風振相同，確定扭轉風振的影響可以通過風洞試驗，也可以采用標準提供的計算方法，但采用標準提供方法時應注意其適用范圍。 3.1 根本計算公式當采用標準提供的計算方法時，扭轉風振的計算公式如下所示： 37 上式中為峰值因子，可取2.5； 為風致扭矩系數，按下式計算： 38 為扭轉共振因子，按下式計算： 39 其中扭轉振型修正系數按下式計算： 40 扭矩譜能量因子可根據扭轉折算頻率和深寬比通過查表獲得。下面采用與上述橫風向風振相似的形式，討論相關參數對扭轉風振的影響。 3.2 高寬比的影響從扭轉風振的計算公式 37 可以看出，有關高寬比對計算

28、結果的影響并不像橫風向風振那樣直接。在結構的平面尺寸B和D確定后，改變結構的高度時，會使得結構的頂部風速增加；其次結構的扭轉頻率一般也會增加，這兩個因素都會導致扭轉折算頻率發生變化；最后在計算扭轉振型修正系數和求解扭轉風振等效風荷載標準值中都包含了，這些顯然都會使最終計算結果發生變化。為了能簡化比擬工作，假定阻尼比為0.02，根本周期取為： 41 在此前提下可以得到圖17所示關系圖。圖17 扭轉風振等效風荷載與高寬比的關系在圖17所示高寬比范圍內，地面粗糙度類別為A和B時，考察在結構20層樓面處計算得到的扭轉風振等效荷載的標準值，會發現變化規律較為復雜，尤其是A類，先后出現了兩個極值點，其中當

29、高寬比大于7時的極值點較為明顯，這是因為在確定扭矩譜能量因子時，需要用到扭轉折算頻率： 42 當時就會使得上述問題出現，在同樣的高寬比下，地面粗糙度類別為A類場地的頂部風速較大，所以最先到達這個條件，B類次之，而C類和D類那么沒有出現這個拐點。 3.3 深寬比的影響在計算矩形截面扭轉風振等效風荷載時，深寬比的影響主要表達在兩個方面，一是風致扭矩系數中，另一個是在確定扭矩譜能量因子時。假定用圖8標準層組裝成30層的結構，Y向長度27m不變，但對X向長度進行簡單的比例放大或者縮小，假定扭轉周期為2.1秒，以考查深寬比對計算結果的影響，比擬結果見圖18。圖18 扭轉風振等效風荷載與深寬比的關系從圖1

30、8可以看出，在其它條件不變的前提下，隨著深寬比的增加，扭轉效應隨之增加，且增加速度較快。與前面討論的問題明顯不同的是，圖18所示結果說明扭轉風振等效風荷載在四種粗糙程度條件下都對深寬比的變化反響敏感，因此減小深寬比可以有效降低風荷載作用下的扭轉效應。扭矩譜能量因子由深寬比和扭轉折算頻率確定，從扭轉折算頻率的表達式中可以看出當結構的長度、寬度和高度確定后，其實質就是結構的扭轉周期。假定用圖8標準層組裝成30層的結構，Y向長度27m，X向長度42m，根本風壓為0.35KN/m2，阻尼比為0.02，估算為3秒，考察扭轉周期從1.53秒時四種地面粗糙度類型下扭轉風振的等效荷載。圖19 扭轉風振等效荷載

31、與扭轉周期的關系圖19顯示，隨著扭轉周期的增長，扭轉風振效應增加，且增幅顯著，因此控制扭轉周期可以有效減小扭轉風振的影響；此外在用軟件計算扭轉風振等效荷載時，宜采用實際計算得到的第一扭轉周期。 3.5 阻尼比的影響阻尼比對扭轉風振的影響較為簡單，僅在扭轉共振因子的計算中表達，對上述30層結構，假設為3秒，扭轉周期為2.1秒，阻尼比情況下，A類地面粗糙度的扭轉風振等效荷載如下列圖所示。 圖20 扭轉風振等效荷載與阻尼比的關系從圖20可見阻尼比對扭轉風振效應影響明顯，隨著阻尼比的增加扭轉風振效應顯著降低。 3.6 根本計算公式的適用范圍討論按照2021規，標準提供的扭轉風振計算方法的適用條件有三個，分別是： 建筑的平面形狀在整個高度內根本相同； 剛度及質量的偏心率 偏心距/回轉半徑 小于0.2； ，在1.55范圍內，其中為結構第1階扭轉振型的周期 s ，應按結構動力計算確定。根據條文說明：當偏心率大于0.2時，高層建筑的彎扭耦合風振效應顯著，由于在計算時不考慮兩者的耦合，因此不能采用標準附錄H.3提供的方法；另外，風洞試驗結果說明，風致扭矩與橫風向風力具有較強相關性，當或時，兩者