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[引用本文]羅赤宇，林景華，謝一可，等. 粵港澳地區超高層結構抗風設計若干問題[J]. 建筑結構，2020，50(10)：12-22.
LUO Chiyu,LIN Jinghua,XIE Yike,et al. Some issues about wind-resistant design for super high-rise building structures in Guangdong,Hong Kong and Macao ?Area[J]. Building Structure，2020，50(10)：12-22.
0 引言
粵港澳大灣區是我國開放程度最高、經濟活力最強的區域之一，該區域特大以上規模的城市匯聚、超高層建筑項目眾多，同時又是臺風多發地區，基本風壓不小于0.5kPa的區域占了很大比例[1-2]，其中的深港珠澳四城市均處于珠江口兩岸的高風壓區(圖1)，近幾年連續受到多個強臺風或超強臺風吹襲。由于歷史原因，香港、澳門兩個特別行政區各自有著當地的結構設計規范，并未執行全國性的設計標準，從而形成了在抗風設計的領域，粵港澳三地在風荷載計算、位移角控制等多個方面的設計要點存在較顯著的差異。
有鑒于此，為了給粵港澳地區的超高層建筑抗風設計提供借鑒，增進三地之間結構設計技術交流及促進技術標準融合，本文擬通過對三地規范中涉及抗風設計相關的內容進行梳理與對比，再結合典型假想工程以及真實案例，進一步對比三地規范應用于抗風設計的差異，并闡述改善風振舒適度的有效措施。
為簡化表達，本文按以下簡稱作為規范指代，“粵規范”為中國規范[1,3-4]及廣東規程[2,5];“港規范”為香港相關作業守則[6-11];“新港規”為香港最新頒布的2019年版風效應作業守則[12-13];“澳規范”為澳門相關規章[14-16]。
1粵港澳規范抗風規定對比及解讀
1.1風荷載及抗風控制標準對比概述
將三地規范中關于風荷載取值及抗風設計的相關內容提煉匯總，如表1所示。
1.2風荷載計算方式及風壓取值
粵港澳三地均以等效靜風壓乘以有效迎風投影面積的形式確定樓層等效靜風荷載，其中的等效靜風壓均考慮高度變化以及建筑體型的影響。不同的是，粵規范、港規范均需對風敏感的高層建筑考慮風振系數;而澳規范則采用陣風風壓，與結構的動力特性無關，基本上等同于港規范中靜力結構的算法。對于風敏感的超高層結構而言，澳規范這一做法在力學概念上欠妥，但因其采用的200年一遇的陣風風壓值較大，按時距換算關系[17]，3s風壓與10min風壓的比值為1.422^2≈2.02，基本都大于常規結構的風振系數，因此，實際計算結果一般不存在安全問題。
同時，三地均采用當地氣象臺歷年錄得的年最大風速數據，按照極值Ⅰ型分布函數統計得相應重現期下的最大風速，再按貝努利公式(w=0.5ρv^2)計算對應風壓值。不同的是：
(1)粵規范按10min時距的自記平均風速;港規范對靜力結構采用3s時距的陣風風速、對動力結構采用1h時距的平均風速，但新港規則不再區分而統一采用“參考風壓”(實即陣風風壓);澳規范則采用3s時距的陣風風速。
(2)粵規范先統一換算為標準高度(離地10m)的基本風壓，再乘以不同粗糙度上的高度變化系數，以體現風剖面情況;而港規范、澳規范則直接給出不同高度的風壓值。
為了橫向對比三地對基本風壓取值的大小，將港澳的風壓取值換算為等效基本風壓，與粵規范中相應地區的基本風壓值進行比較，見表2。
表2中港規范按其時均風壓值參照粵規范中AB類粗糙度在10m高度的比例(1.28)，計入時距換算，得等效基本風壓0.80kPa;澳規范按第一類粗糙度10m高度的陣風風壓，參照A-B類粗糙度的比例，計入時距換算關系及200年與50年重現期換算關系[6]，得等效基本風壓0.75kPa。
可見，我國荷載規范及廣東省地方標準規定的基本風壓取值并不低，結合有關文獻的論述[16]，建議廣東沿海臺風地區抗風設計不必再人為提高基本風壓取值。
1.3風振系數βz
粵規范、港規范均采用乘以動力系數(即粵規范的風振系數βz、港規范的動力放大系數G)的方式考慮脈動風引起的放大效應，動力系數的確定是計算等效靜風荷載的關鍵環節，也是粵規范、港規范在風荷載計算方面的最大差別之體現，其差異主要源于兩者基于不同的計算方法——粵規范基于慣性風荷載(IWL)法，而港規范則基于位移陣風荷載因子(DGLF)法。
IWL法從結構動力學角度出發，嚴格遵循隨機振動理論，以慣性力形式來表示等效靜風荷載，并認為可僅考慮第一階振型的影響，其求得的風振系數βz與結構的質量分布和動力特性有關，是隨高度變化的變量;DGLF法是大部分國家采用的主流方法，它將等效靜風荷載分為平均荷載、背景等效荷載和共振等效荷載三部分，其求得的動力放大系數G是沿高度不變的常量[18]。
兩種方法在理論與應用上均各有優缺點，業內對其適用性與合理性也有著不同的評價[18-20]。根據文獻[20]的論述，可認為在超高層建筑結構上IWL法相對具有更高的合理性。
鑒于港規范G值的算法對高層建筑上部樓層算得的風壓值明顯偏于不安全[13]，新港規改為采用沿高度線性變化的“尺寸與動力系數Sq,Z”，該系數的計算公式中仍包含平均、背景、共振三個分量，只是其計算取值改為與新的風荷載計算公式中采用陣風風壓值的做法相匹配。
1.4體型系數μs
(1)港規范、澳規范中體型系數由高度狀況系數Ch與形狀因數Cs相乘而得，體現了高寬比、長寬比的影響，其取值的變化幅度也比粵規范的要大;但對超高層建筑較常見的體型狀況(H/B=4～6，D/B=1～3)而言，港規范、澳規范為1.05～1.43，而粵規范為1.10～1.40，基本相當，但變化規律不同;新港規約為1.13～1.53，略大。
(2)粵規范區分迎風面、背風面與側面而給定體型系數，更為全面，也便于在分縫緊挨的多塔結構中考慮風遮擋的影響。
(3)對于其他形狀，粵規范有針對性地提供了多種常見房屋形狀的體型系數，港規范、澳規范則按包絡矩形考慮，新港規進一步給出了各類形狀轉化為矩形的規則。
1.5風剖面及地面粗糙度
根據表1中三地風剖面計算公式，通過曲線作形象化對比：三地均取其A類(澳規范的第一類)粗糙度風壓值，并均參照粵規范A，B類粗糙度10m高處之比例(1. 28)為基準，換算為等效風壓高度變化曲線，見圖2。
可見，在相同粗糙度條件下，粵規范、港規范的風剖面變化規律基本一致，其高度變化系數差異在±7%以內;而澳規范的高度變化系數則明顯偏低。
另外，粵規范根據周邊房屋高度與密集度，將粗糙度類別分為A～D四類，其中國標[1]采用R=2km半圓范圍內加權平均高度作為劃分標準，而省標[2]則采用R=3km的45°扇形區域內的平均建筑密度作為劃分標準。從工程應用經驗而言，認為省標更能合理體現近場建筑物的各類情況。
研究顯示，地面粗糙度的改變通常會有過渡區，對影響到大多數建筑物的高度范圍內，氣流一般需要若干公里的距離才能由一種粗糙度過渡到另一種粗糙度。由于香港是一個近海城市，大部分高樓大廈密集的地區均位于受復雜地形特征和各種地面粗糙度影響的過渡區內，發展高度與風浪區的關系十分復雜。因此，鑒于香港地形獨特、面積細小，一種粗糙度(即開闊海洋狀況)已經足夠[7]。同樣地，澳門也采用了相對簡單的粗糙度劃分：為第一類(直接臨海)及第二類(其他)。
另外，新港規增加了對遮掩效應的考慮，允許計入上風向90°、半徑為6H扇區內各建筑物阻擋的影響，將高度Z折減為有效高度Ze，用于計算參考風壓、湍流強度和體型系數，以考慮周邊環境對風荷載的有利影響;并在計算風荷載時乘以風向因子(0.80～0.85)作折減，以考慮風氣候因素。
1.6阻尼比ζ
在結構抗風設計中，阻尼比取值主要影響到結構風振效應(風振系數或動力系數)的計算。粵規范對阻尼比的取值原則為：風荷載作用下結構樓層位移和承載力驗算時，ζ=0.02(鋼)，0.05(混凝土);結構頂部風致加速度驗算時，ζ=0.01～0.015(鋼)，0.02(混凝土)。港規范的取值原為0.015(鋼)，0.02(混凝土);而新港規則改為0.005～0.015(鋼)，0.01～0.03(混凝土)，隨高寬比而變化。澳規范因不考慮風振效應，故未提及阻尼比取值。
實際上，結構阻尼比受到眾多因素影響，難以準確確定。試驗研究及工程實踐表明，一般帶填充墻的高層建筑的阻尼比約為0.02(鋼)，0.05(混凝土)，且隨著建筑高度的增加而減小。另外，風荷載作用下，結構的塑性變形一般較設防烈度地震作用下的小，故抗風設計時的阻尼比應比抗震設計時的小，阻尼比可根據建筑高度和結構形式選取不同的值[4]。同時，采用的風荷載重現期越短，其阻尼比取值越小。
1.7彈性模量Ec
三地規范對彈性模量與抗壓強度之間的關系采用了各不相同的相關性公式，列舉典型強度等級各自的Ec值進行對比，見表3。
表3中三地規范的混凝土強度等級均基于相同試件相同保證率的抗壓強度標準值，可見港規范的Ec取值明顯較低，約為粵規范、澳規范的79%～92%。該差異主要在于港規范針對混凝土的材料特性，認為需要考慮一定的非線性而取其有效剛度;而粵規范、澳規范則直接取彈性剛度。實際上，在結構的風致側向變形較大時，宜適當考慮構件開裂引起的剛度退化，如取0.85Ec[21]，則與港規范取值基本相當。
1.8關于橫風向和扭轉風振
對于橫風向和扭轉風振效應，港規范、澳規范均作了提醒:“或有明顯側風共振反應/扭力共振反應的建筑物，其共振動力效應須根據已發表文獻的建議及/或透過進行動力風洞模型研究予以測定”[6-7]，但并未明確界定標準及計算方法;而粵規范則給出了圓形和矩形截面的橫風向風振、規則矩形截面扭轉風振的等效風荷載之計算方法，但需特別注意其適用范圍。新港規也增加了考慮橫風影響和計算風力扭矩的內容，但其處理方式不同于粵規范，對順風、橫風、風扭轉三者的組合原則也與粵規范不一樣[12]。
1.9位移角限值
側向位移控制雖屬正常使用極限狀態范疇，但它作為結構整體抗側剛度的一項宏觀指標，是結構布置、構件截面與剛度合理性的一個綜合表征，故在結構設計中得到高度重視。三地規范關于該指標限值的規定存在非常大的差異，這也是三者在抗風設計方面區別最大的地方。具體如下：
(1)粵規范未對總體位移角θZ作限制，主要控制層間位移角θ1，并按結構材料、形式與高度給出不同限值[4]：混凝土結構(1/800，1/650，1/500)～1/500((1/800，1/650，1/500)為高度不大于150m時各類型結構的限值;后者1/500為高度大于250m時的限值(不區分類型);中間高度線性插值);鋼結構1/250。
(2)港規范主要控制總體位移角限值為1/500;而對層間位移角限值，混凝土結構并未作規定，鋼結構則規定為1/400。此外，另允許通過動力分析驗算或基于正常使用性能的設計，以證明建筑物符合正常使用狀態的需求。
(3)澳規范也主要控制總體位移角，限值為n/40 000(n為層數)，但需要采用基本組合(粵規范、港規范均為風荷載單工況);對于層間位移角，混凝土結構亦未作規定，鋼結構則為1/300。
1.10風致加速度限值
對于結構頂部風致峰值加速度的控制，港規范的限值為0.15，0.25m/s2;澳規范未作規定，據了解一般參照港規范;而粵規范則區分兩類結構分別給出限值：混凝土結構為0.15，0.25m/s2;鋼結構為0.20，0.28m/s2。
控制峰值加速度的出發點在于降低高樓內使用者對風致振動感到的不舒適程度[4]，舒適度控制指標應與結構形式無關，應與建筑使用功能有關，建議該限值統一取0.15，0.25m/s2。新港規則提供了相對更為科學的限值標準：0.04～0.60m/s2，隨結構頻率、重現期、建筑功能變化而變化。
對于風致加速度的確定方式，港規范、澳規范均需通過風洞試驗進行加速度驗算;粵規范雖然提供了簡化計算公式，但有一定的適用條件，且其橫風向風振加速度公式經實際工程檢驗發現計算結果與風洞試驗結果有一定的差別;新港規也提供了簡化估算公式，其適用性有待驗證。目前，對高風壓區的高柔建筑一般仍提倡通過風洞試驗進行舒適度驗算。
通過逐項對比，可見三地規范在抗風設計方面既有共通之處，又存在顯著差異。風剖面、體型系數、加速度限值等方面基本相近;混凝土彈性模量、阻尼比、粗糙度分類等雖不相同，但各具針對性與合理性;主要的差別體現在風壓取值、風振系數計算、位移角限值。
港規范中的風力效應作業守則由2004版更新為2019版，增補了遮掩效應、風向因子、橫風、風力扭矩、風振舒適度等內容;其風荷載計算過程更是發生了重大調整，實際計算結果總體變化不大，但更趨合理。
2 粵港澳地區高層建筑風控指標寬嚴程度對比分析
粵港澳雖同處大灣區珠江口的強風環境，但因規范體系各異，三地抗風設計有著不同的控制標準。不少學者為探討國內外結構設計標準的差異進行了相關標準研究工作，分析我國結構設計的安全度及關鍵控制指標的合理性，其中文獻[22]以基于相同條件的一棟高層建筑，采用不同國家或地區的標準進行設計，提出了以層間位移角控制寬嚴程度為指標的對比分析方法。為了給粵港澳三地相同抗風設計條件下高層建筑設計的安全度分析提供對比參考，本文參照上述方式，基于同一高層建筑，取三個典型高度，分別假設其位于香港或澳門，應用當地規范和粵規范進行設計，對比粵-港、粵-澳兩地規范的計算結果及控制寬嚴程度的差異，采用限值比反映當地規范對于風致位移響應(層間位移角、整體位移角)控制的寬嚴程度[22]。限值比的定義如下：
式中：θli為當地規范規定的位移角限值;θdi為按相應規范設計計算所得的位移角;θlG為粵規范規定的層間位移角限值;θdG為按粵規范設計計算所得的層間位移角。
可見，rd表征了港規范、澳規范風致位移角控制標準相對于粵規范的寬嚴程度，rd值越大越寬松、越小越嚴格，等于1表示持平。為統一對比條件及簡化計算，對比中并未納入橫風、風扭轉、遮掩效應、地形起伏、角度形狀等因素的影響。
2.1假想案例概況
對比采用的假想案例對應于文獻[22]的鋼筋混凝土框架核心筒結構典型結構平面布置見圖3，分別虛擬了141.5m(40層)(即編號②)，211.5m(60層)(即編號③)和281.5m(80層)(即編號④)三個典型高度的結構，首層層高為5.0m，其余各層層高為3.5m。
2.2粵規范與港規范對比
先假設項目位于香港，對同一建筑分別按粵規范、港規范、新港規進行設計。主要抗風設計結果匯總對比見表4;以其中項目③為例，X向抗風設計主要結果曲線對比見圖4。
可見，與粵規范相比，港規范算得的風荷載及傾覆力矩明顯偏小;但因港規范彈性模量取值較低，其風致位移及位移角反而略大于粵規范;然而，又因港規范的位移角限值較大，故最后算得其限值比大于1(更寬松)。
另外，新港規因采用了更合理的動力系數，其算得的風荷載與原港規范有較大區別，其沿高度的分布趨勢則與粵規范相似。
2.3粵規范與澳規范對比
再假設項目位于澳門，對同一建筑分別按粵規范、澳規范進行設計計算。主要抗風設計結果匯總對比見表5。以其中項目③為例，X向抗風設計主要結果曲線對比見圖5。
可見，與粵規范相比，澳規范算得的風荷載下部偏大、上部偏小，而傾覆力矩則通高均略偏小;但因澳規范要求按基本組合進行位移控制，故其風致位移及位移角反而明顯大于粵規范;又因澳規范的總體位移角限值較嚴，故最后算得其限值比小于1(更嚴格)。
2.4粵規范、港規范與澳規范對比
雖然港規范與澳規范因采用了不同的固定的風壓值而無法進行直接對比，但通過上述分別與粵規范的對比，借助圖中兩者與粵規范結果的相對關系分析，基于相同條件下，港規范、澳規范算得的風荷載及傾覆力矩將較為接近，但對于風致位移響應則是澳規范的結果明顯大于港規范;再加上澳規范的限值更低，從而可推斷澳規范比港規范更為嚴格(這也直接體現在限值比上)。
通過典型假想案例的試算對比，并引入限值比作為對比標準，可見對于風荷載作用水平，港規范、澳規范在建筑下部大于粵規范，在建筑上部小于粵規范，在同等條件下港規范、澳規范相近。對于風致位移響應控制的寬嚴程度，澳規范最嚴格、港規范最寬松、粵規范居中，且三者隨高度的增加而逐漸接近。同處粵港澳大灣區的三地，風致位移響應控制的寬嚴程度存在一定差異，但多年來這三地的結構都經歷了臺風高風壓的考驗，表現良好。表明各自設計控制原則基本可靠，寬嚴程度處于中游的粵規范控制標準基本合理。
3 風致層間位移角突破規范限值的可行性探討
如前所述，目前我國對于風荷載作用下超高層建筑層間位移角限值的控制標準基本合理，除鋼筋混凝土結構外，鋼結構及鋼-混凝土混合結構超高層建筑根據各自結構體系特點均有不同的控制標準，《高層民用建筑鋼結構技術規程》(JGJ 99—2015)為1/250，廣東省標準《高層建筑鋼-混凝土混合結構技術規程》(DBJ/T15 128—2017)為1/400(250m以上)。目前廣東省200m以上超高層建筑采用鋼混凝土混合結構或下部樓層設置局部組合構件的鋼筋混凝土結構居多，其中不少以鋼管混凝土柱、型鋼混凝土柱或鋼管混凝土疊合柱作為外框架柱。位于深圳、珠海等沿海高風壓區的這類結構，其整體水平變形及主要構件承載力一般為抗風控制，結構高度超過250m或高寬比超過規范適宜范圍時往往需要考慮設置加強層、配置阻尼器等增加結構剛度或提高結構阻尼的措施。
我國結構設計規范控制層間位移角主要是要確保結構的整體穩定性，保證主體結構基本處于彈性狀態，并保證填充墻等非結構構件完好、機電設備正常運行，確保風振舒適度滿足使用需求[4]。以下針對某強風區鋼混凝土混合結構實際工程案例，在滿足我國設計規范對結構承載力及結構舒適度要求的基礎上，同時參照港規范中基于正常使用性能的設計理念和原則，從各方面的性能需求對塔樓結構的抗側剛度進行評估，并探討風致層間位移角適度超限的可行性。
3.1工程案例項目概況
該案例位于珠海市橫琴島，與澳門隔海相望，塔樓地上總共49層(頂部另設3層構架)，地下共3層，結構高度249.3m，總高度為261m，主要層高4.9m和5.5m(避難層)，建筑功能為公寓。塔樓采用矩形鋼管混凝土柱|鋼筋混凝土核心筒|鋼梁樓蓋混合結構體系。由于風壓較大，弱軸方向風荷載作用下的層間位移角較大，故結合建筑避難層，在20，30，40層設置三道單向腰桁架加強層。核心筒主要墻厚為500～1 450mm，外框柱截面為2 800×800×35～900×600×20，混凝土強度等級為C60～C35。圖6為整體模型和單向腰桁架加強層示意。
該案例所在地基本風壓為0.85kPa，地面粗糙度類別為B類，抗震設防烈度為7度(0.1g)，場地為Ⅲ類。經結構對比分析，在滿足結構抗風承載力及抗震性能目標的前提下，平面弱軸方向在增設三道腰桁架后所有樓層在X，Y向風荷載作用下最大層間位移角為1/442(37層)(表6)，超出粵規范的限值(1/500)，但滿足廣東省標準《高層建筑鋼混凝土混合結構技術規程》(DBJ/T15 128—2017)的限值(1/400)。
3.2對于風致層間位移角超限的分析
3.2.1結構整體穩定性
結構整體穩定分析數據表明，彈性計算的剛重比結果為1.73(X向)、2.73(Y向)，均大于1.40，滿足規范相關要求;同時，采用1.2恒荷載+1.4活荷載的組合對整體結構進行的彈性屈曲分析結果顯示，結構整體穩定安全系數達23(>10)，滿足要求。因此，可認為塔樓主體結構具有較高的整體穩定性。
3.2.2風荷載及地震作用下層間位移角
我國規范以結構按彈性方法計算的層間位移角作為衡量結構變形能力的指標，根據《高層建筑混凝土結構技術規程》(JGJ 3—2010)(簡稱《高規》)的有關規定，層間位移角作為剛度控制指標，不扣除整體彎曲轉角產生的側移;《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)(簡稱《抗規》)有關條文說明則指出高度超過150m高層建筑整體彎曲所產生的水平位移在計算的層間位移中加以扣除比較合理，如未扣除，位移角限值可有所放寬。作為反映結構整體側向剛度的綜合指標，層間位移角是一個簡便而宏觀的參數;但對于超高層建筑中最常見的彎剪型結構, 層間位移角與剪力墻、柱、梁等結構構件及填充墻、隔墻、幕墻等非結構構件受力狀態的相關性較差[23]。若從水平作用下抗側豎向構件的彎曲變形與內力狀態的角度，則有害層間位移角更具有代表性。
從分析結果(圖7)可見，盡管X向層間位移角較大，但對應樓層有害位移角很小。雖然塔樓風致層間位移角超出規范限值，對結構存在實質性不利影響的“有害位移角”仍處于較低的水平。
該案例抗震性能化設計性能目標為C級，塔樓在小震作用下層間位移角滿足規范限值要求，其中X向為1/649，Y向為1/810;大震彈塑性分析所得的層間位移角滿足1/125限值要求，各地震水準下主體結構的側向剛度滿足要求。結構構件承載力以風荷載作用組合與性能設計中震作用下構件承載力包絡控制。
3.2.3填充墻及幕墻等非承重構件的變形需求
文獻[24]針對砌塊填充墻的平面內變形內力進行了原型試件的擬靜力試驗，試驗表明實體砌塊填充墻在很小的層間位移角(1/1700)下就已經開始出現微裂縫;但這并不表示墻體因此而損壞或影響正常使用，文獻[25]中的有限元模擬分析結果表明，填充墻裂縫寬度為0.2mm時，對應的結構層間位移角大部分為1/205～1/170。可見，若參照混凝土構件室內正常環境下的裂縫控制標準(裂縫寬度限值為0.3mm)，可認為填充墻的正常使用極限狀態允許的層間位移角應可大于1/400。
通過對現行《玻璃幕墻工程技術規范》(JGJ 102—2013)中相關條文及說明的解讀，結合幕墻行業的相關信息，可對幕墻變形需求作如下理解：
1)玻璃幕墻平面內變形性能(位移角限值)為θC=max(3θE，θW)，其中θC為幕墻平面內變形性能;θE為小震作用下最大層間位移角;θW為風致最大層間位移角。而該案例的計算結果為θE=1/649，θW=1/442，可見實際上還是受3θE所控制，而不受θW控制;2)一般而言，應該是幕墻的變形控制指標適應主體結構的實際側向剛度狀況，而不是主體結構適應幕墻的變形需求。
3.2.4電梯及管線對變形的需求
超高層建筑電梯系統變形控制指標應適應主體結構的實際側向剛度狀況，而不是主體結構適應電梯的變形需求。若確有需要，可采用對建筑物搖擺幅度進行感應的方式對電梯運行作控制與保護。對于層間位移角限值為1/250的高層鋼結構建筑，其電梯系統屬于常規控制范疇，而該案例層間位移角1/442的情況，對電梯而言屬于正常范圍，可不必采取特殊措施。
關于超高層建筑因主體結構側向變形對機電豎向管線影響，由于機電豎向管線或節段間接頭柔韌性均比較好，一般的機電管線對樓層側向變形的適應性優于鋼筋混凝土構件，故只要確保小震及風荷載作用下主體結構的鋼筋混凝土構件處于彈性狀態，則機電管線在對應的層間位移角下也不會發生損壞。
3.2.5填充墻對剛度的貢獻
層間位移角及頂點加速度均是基于單純主體結構計算所得的數據，而實際上該案例的標準層辦公空間采用小開間分隔，主體結構內部存在大量砌體填充墻。這些填充墻在分析中被作為荷載(質量)而考慮了其不利影響。但實際上這些密集布置、滿層高填充的內隔墻對主體結構的整體抗側剛度有著不可小覷的有利影響。文獻[26]中的相關試驗與分析結果表明，高層鋼結構中的填充墻對主體結構的周期與阻尼有著顯著的影響，工程實測周期會小于其計算周期。
綜上所述，可認為該案例的風致層間位移角雖突破了粵規范的限值，但結構整體穩定性、抗震性能、非結構構件及機電設備等方面均滿足相關需求(風振舒適度問題將在下文闡述)。同時，填充墻對結構抗側剛度實際上存在一定有利影響，但目前暫難以定量評估。
3.3采用港規范進行抗風設計的主要結果
為進一步對比粵港澳地區關于超高層建筑抗風設計的異同，對本案例補充采用港規范及新港規分別進行風荷載作用下結構分析。雖然工程所在地(珠海市橫琴島)的基本風壓低于香港，但為了形成對比，仍偏保守地直接應用港規范進行抗風設計(包括風壓取值、風振系數、體型系數、風荷載計算規則，以及混凝土彈性模量取值等，均完全依照港規范執行)，主要計算結果如圖8所示。
從分析結果可見：建筑物中、下段的風荷載港規范最大、粵規范居中、新港規最小，而上段風荷載則粵規范與新港規基本相近并明顯大于港規范;三者的傾覆力矩較為接近;樓層位移與位移角則是新港規最大、港規范居中、粵規范略偏小。其中的頂點位移與最大層間位移角，港規范為522mm，1/417;而新港規為524mm，1/396，超出粵規范控制標準，但基本可滿足港規范的限值要求。至于風振舒適度的控制，則需進一步分析。
3.4改善風振舒適度的方案比選
強風荷載作用下結構舒適度是需要重點關注的指標，近年在超強臺風侵襲粵港澳地區時常有超高層建筑住戶感到不適的情況出現。該案例在層間位移角超出粵規范限值的情況下風振加速度amax也會隨之偏大，同時即使控制層間位移角滿足規范，amax仍難滿足，為確保風振舒適度而進行控制風致加速度的多方案比選，五個候選方案(a,b,c,d,e)的概況及應用于該案例的優缺點匯總如表7所示。
綜合考慮建筑功能影響、結構影響、造價控制、施工便捷等方面因素，最終選定了采用TSD減振的方案e進行落實推進。
3.5TSD減振方案
3.5.1調諧液體阻尼器
作為超高層建筑最高效的風振控制措施，近20年來，消能減振系統(調諧質量阻尼器TMD、調諧液體阻尼器TSD等)在實際工程中得到了大量的應用。消能減振是將結構振動的部分能量傳遞到與結構相連的附加慣性系統中，該慣性系統與結構某一振型產生有相位差的共振并反饋結構控制力。吸能減振系統由質量單元、剛度單元和阻尼單元三部分構成，通常置于控制模態的振型最大位置，對于超高層建筑一般設置于頂部。
超高層建筑的高位消防水箱通常有數百立方米，由于水量長期保持恒定，因此可將其改造成調諧液體阻尼器，實現一物兩用。調諧液體阻尼器(Tuned Liquid Damper，TLD)，亦稱調諧晃動液體阻尼器(Tuned Sloshing Damper，TSD)，利用晃動的液體吸收并耗散結構振動能量，通過設計合適的箱體尺寸和液體深度，可將液體晃動頻率“調諧”至結構的自振頻率。由于共振響應，TSD箱體內液體將開始晃動，振動能量通過結構傳遞給TSD，該能量進而由箱體的阻尼裝置耗散。TSD系統的質量由水箱內的液體提供，剛度由水箱池壁提供，阻尼則一般由格柵、槳柱等提供。
TSD系統的優點包括：1)可與消防水箱合二為一，節省空間;2)被動控制系統無需外部能源;3)無需人為控制，無TMD限制過大位移的問題，安全可靠;4)幾乎沒有系統摩擦力，在微小建筑振動下即可啟動，減振靈敏度高;5)構造簡單，易于安裝、調節與維護;6)造價及維護費用低。
在常規設計情況下，TSD的等效質量約為總水量的70%～80%，即等效于總水量70%～80%質量的TMD。根據TSD等效質量，需要以TMD的參數優化理論對TSD進行優化。參數優化設計后的TSD，在風振的寬帶激勵條件下，其附加等效阻尼比ζd為[27]：
設置TSD后，對結構受控模態的風致加速度減振率Ra約為：
式中ζs為結構受控模態的固有阻尼比。
3.5.2 ?TSD在本案例中的設計與應用
本案例塔樓的最高使用層在10年重現期下的風致加速度為0.238m/s2，超過粵規范對住宅的舒適度限值0.15m/s2，需要采取措施改善其舒適度。由于超高層結構的風譜能量分布在低頻區域，因此結構的風致加速度主要由兩個主軸方向的一階模態引起，這兩個模態為需要控制的模態。
利用塔樓頂部的高位消防水箱，綜合考慮建筑空間、TSD質量比、TSD雙向調諧等問題，將水箱長寬高進行設計調整，得到兩個尺寸約15m×13m×4m(長×寬×高)的水箱，設計頻率下水深為2.1m，TSD布置示意見圖9。水箱長邊和短邊方向的液體晃動頻率分別針對結構前2階模態(X向平動和Y向平動)的頻率以最優頻率比進行調諧。兩個TSD內部設置了可調節的槳柱以提供系統所需的最優阻尼[28]。
本案例TSD等效質量對于結構一階和二階模態的廣義質量比為1.3%，通過式(3)計算得到的前2階模態的附加等效阻尼比約2.2%。考慮非線性多液面模態的TSD，對結構TSD模型進行的風振時程分析得到了結構有TSD和無TSD的10年重現期風致加速度[29]，結構X軸和Y軸在各風向角(以正北為0°)下的峰值加速度見圖10。
從圖10(a)可以看到，在180°和360°(即0°)垂直于X軸的風向角下，結構X軸產生了較大的橫風向風致加速度，而在90°和270°的順風向加速度較小，圖10(b)同樣也顯示了橫風向風振導致的較大的Y軸加速度。在有TSD的情況下，結構峰值加速度降低至公寓的舒適度限值0.15m/s2，TSD提供了37%的減振率。建筑體型是影響風荷載和風致加速度的主要因素之一，本案例建筑基本為矩形平面，立面無明顯變化，因此產生了較顯著的橫風向風振。設置TSD后，建筑舒適度得到改善，由于其貢獻的附加阻尼比，結構實際承受的風荷載和位移角將小于設計值，風荷載下的結構疲勞也得到了緩解。
放寬層間位移角后，可能引起電算模型中結構頂點風致加速度計算值偏大的問題。若考慮砌體隔墻等非結構構件對結構實際抗側剛度及阻尼的貢獻，則實際風振加速度值將有所降低，但這類貢獻目前暫難以量化評估。建議具體工程視乎項目定位及對舒適度的需求標準，而考慮采用TSD等吸能減振措施改善結構的風振舒適度。
4 結論
(1)同等條件下，粵規范的風壓取值明顯高于港規范，但因港規范不區分場地類別與風壓等值線、且混凝土彈性模量及阻尼比均較低、動力放大系數沿全高較大，故其算得的實際風致響應反而略大于粵規范。
(2)同等條件下，粵規范的風壓取值略高于澳規范，但因澳規范取200年重現期、直接以偏大的陣風替代風振效應，且按基本組合計算風致位移，故一般算得的實際風致響應較粵規范更大。但這一做法綜合而言欠合理。
(3)假想案例的對比分析顯示，粵港澳三地規范關于風致位移角的控制嚴格程度為澳規范>粵規范>港規范，粵規范控制標準基本合理。
(4)在滿足各方面需求的前提下，適度放寬風致層間位移角后，可能引起結構頂點風致加速度計算值偏大的問題。建議具體工程可視乎項目定位及對舒適度的需求標準，而考慮采用TSD等吸能減振措施以改善結構的風振舒適度。
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