高层建筑的外形是影响其风荷载特性的重要因素。合理的气动外形可经济、有效地减小建筑物所承受的风荷载，因此研究学者们自20世纪80年代便已开展高层建筑的抗风气动优化措施研究。根据气动措施对于建筑外形的影响和修正程度，可分为较大修正和较小修正。锥度化、扭转、开洞等气动措施为较大修正，其将显著影响建筑的设计概念。角部处理、扰流板、开槽等气动措施为较小修正，其对于建筑外形的影响较小^[1-3]。在较小修正的角部处理措施中，倒角化已成为高层建筑抗风设计最常用的气动措施。

国内外学者研究倒角化气动措施最常用的载体即方形截面柱体。Elshaer等^[4]通过数值模拟，对比了倒角化处理(倒角半径/方柱边长为0.16)、切角化处理和角部缩进对于减小方柱整体力的效用，指出倒角化处理是减小柱体阻力最有效的气动措施，这是因为倒角化处理使得分离剪切层在侧面再附，如此尾流宽度减小，方柱整体阻力降低^[5-6]；且即使在0°风向下，分离剪切层的再附现象仍然存在^[7]。倒角化处理对于方柱整体力的影响势必与倒角半径有关，为此，Miran等^[8]通过数值模拟技术，探讨了采用倒角化处理后，方柱阻力、升力和斯托罗哈数St随倒角半径(倒角半径/方柱边长为0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5)的变化规律。结果表明，当倒角半径增大，St也随之增大；平均阻力和升力均方根减小，但并非单调减小，其最小值出现在倒角半径/方柱边长为0.2的工况。此后，Miran等^[9]进一步对比了采用倒角化处理后方柱阻力和升力的降幅，发现升力的降幅大于阻力。除可降低阻力和升力外，Kawai^[10]指出倒角化处理同时也是抑制方柱气弹不稳定性的最有效的气动措施。

倒角化处理对于方柱整体风力的影响实质上是通过改变柱体周围的流场特性予以实现，因此，国内外学者通过流场显示试验和数值模拟，考察对比了采用倒角化处理前后方柱周围的绕流特性。对于直角方柱，学者们试图对不同风向下柱体侧面的绕流模式进行分类。通过粒子图像测速法(particle image velocimetry，PIV)和烟线法，Yen等^[11]观察了不同风向下，方柱周围的流场特性，发现方柱侧面的流动模式可分为3种：迎风前缘分离、分离泡和附着流动；其同时给出了平均阻力、升力和St随风向的变化。指出方柱的最小平均阻力和最大平均升力均出现在风向12°~13°的工况，最大St出现在风向15°。Huang等^[12]通过烟线法和表面油流法，细致观察了0°~45°风向下方柱侧面流动特性的变化，给出了相应的流动拓扑结构，其将不同风向下的方柱周围绕流分为亚临界模式、超临界模式和楔形流动模式。采用倒角化处理后，柱体周围的绕流特性发生显著变化。结合PIV试验和水洞中的流场显示试验，Hu等^[13]给出了采用倒角化处理后(倒角半径/方柱边长为0.157、0.236、0.5)，方柱近尾流特性的变化，并分析了其对方柱整体风力系数的影响。结果表明，当倒角半径增大，脱落旋涡的强度减弱，旋涡环量减小，St及旋涡形成长度均增大，方柱整体阻力降低。杜晓庆等^[14]采用大涡模拟的方法，对均匀流场下的倒角化方柱(倒角半径/方柱边长为0.14)表面风压特性、风力特性及其周围的绕流特性开展研究，分析了倒角化方柱气动力减小的原因。Paul等^[15]在水洞中采用PIV技术，观察了风向对于倒角化矩形柱体(倒角半径/柱体短边边长为0.5)周围流场特性的影响。指出当风向增大，柱体后部顺风向旋涡尺寸增大，横风向旋涡尺寸减小；但其并未阐述流场特性对于矩形柱体整体风力系数的影响。

综上，国内外学者已就倒角化处理对于方形截面柱体整体风力及其周围绕流特性的影响开展较系统的研究；然而，关于倒角化处理对于矩形截面柱体风荷载特性的影响研究仍显匮乏。目前虽有少数学者对倒角化矩形柱体周围绕流开展研究，但其仅关注流场，却未将流场特性与矩形柱体的整体风力结合考虑；而矩形柱体(矩形截面高层建筑的简化模型)在实际工程中的应用非常广泛，对其整体风力及其周围绕流特性的研究具有实际工程意义。鉴于此，本文以倒角化矩形高层建筑作为研究对象；且为了特别考察倒角化处理对于建筑侧面分离泡的影响，将矩形高层建筑长宽比设定为发生稳定再附的临界长宽比3∶1^[16-18]。通过测压试验，考察倒角化矩形高层建筑的风压分布、整体风力和St；通过PIV试验，定量观察其近尾流流动特性；从流场作用角度，揭示倒角化处理对于矩形高层建筑风荷载特性的影响机理。所得结果可为建筑师进行高层建筑设计选型提供一定的数据支撑。

1   刚性模型风洞测压试验

1.1   风场模拟

本文刚性模型测压试验是在湖南大学风工程试验研究中心的HD-2大气边界层风洞中完成的。试验段宽3 m、高2.5 m、长17 m。参考点设置在建筑顶部，该处风速为10 m/s，湍流度为11%。试验地貌为B类，相应的风速剖面、湍流度剖面及脉动风速谱模拟结果见图1。

图  1  风洞中对大气边界层的模拟(B类地貌)

Figure  1.  Simulation of Terrain B in wind tunnel

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1.2   模型设计

试验模型(4个)为矩形高层建筑的缩尺模型，缩尺比1∶300。模型平面尺寸均为100 mm(B)×300 mm(D)，高度H均为610 mm，采用有机玻璃制成(图2)。模型R2为直角模型；模型RC1、RC2和RC3的角部均采用倒角化处理，倒角半径R分别为5 mm、10 mm和20 mm，对应倒角化率R/B分别为5%、10%和20%。

图  2  试验模型

Figure  2.  Experimental models

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在R2模型表面，沿高度设置11个测点层，每层布置28个测点，共308个测点。在RC1、RC2和RC3模型表面，沿高度分别设置11个测点层，每层布置32个测点，共352个测点。试验风向θ为0°~90°，间隔10°，且增加45°风向，共11种试验风向(图3)。

试验中，采用电子压力扫描阀对模型表面风压进行同步测量。采样频率为325 Hz，每个测点采集6600个数据，采样时长20.3 s。为消除风压信号途径测压系统产生的畸变，已采用测压管路系统的传递函数对原始风压数据进行修正。

1.3   数据处理

各测压点的风压值均采用无量纲风压系数表示，其计算式为：

式中：C_pi(t)为第i测压点t时刻的风压系数；P_i(t)为所测得的第i测压点t时刻的风压；P_∞为参考点处的平均静压；ρ为空气密度；U_H为参考点处的平均风速。

图  3  测点平面布置图　/mm

Figure  3.  Tap locations

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2   风荷载特性

2.1   风压分布

本节以2H/3高度处的横截面为例，绘制4个模型在该高度处的平均风压分布，如图4所示。需要说明的是，为清晰呈现4个模型表面的风压变化趋势，图4为根据模型表面测点平均风压所绘制的示意图(按测得的风压进行了等比例放大)。

图  4  不同风向下模型典型截面的平均风压分布(2H/3)

Figure  4.  Mean wind pressure distribution of typical section under different wind angles (2H/3)

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由图4可见，4个模型表面风压分布随风向发生变化，较大变化出现在AD面和AB面。具体而言，0°和10°风向下，4个模型2H/3高度处的风压分布形状基本一致，其中AD面和BC面的风吸力主要受制于旋涡脱落运动^[19]。20°风向下，RC3模型AD面风吸力呈现明显的梯度分布，这种梯度分布特征与分离泡作用有关^[20]；另3个模型AD面风吸力尚未呈现梯度分布。当风向达到30°，4个模型AD面风吸力均呈现出旋涡诱导下的梯度分布，可以认为此时该面上的分离剪切层均再附形成分离泡。当风向继续增大至40°，AD面仍表现为风吸力，但数值减小；此时分离的剪切层无再附，来流沿AD面顺流而下。当风向为45°~60°时，AD面逐渐转为迎风面，其表面亦开始出现风压力；此时AB面背风边缘附近为风吸力。这是因为在尾流中的逆流作用下，AB面和BC面交线处的分离流向上游移动形成回流泡，该回流泡促使AB面背风边缘附近出现风吸力。至风向70°时，AD面已全部转为风压力，AB面风吸力所占据面积逐渐增大。当风向达到90°时，AD面作为迎风面完全承担风压力，AB面作为侧风面完全承担风吸力，且4个模型AB面的风吸力均呈现明显的梯度分布，这是由于分离剪切层在侧面发生稳定再附所致^[16]。

如上文所述，20°和30°风向下，4个模型的AD面陆续出现流动再附形成分离泡。为进一步观察此时的风压变化趋势，图5和图6绘制了两种风向下，4个模型AD面2H/3处的风压分布。图中S为AD面2H/3处各测点至迎风边缘的距离。

图  5  典型风向下模型AD面平均风压分布(2H/3)

Figure  5.  Mean wind pressure distribution on AD face (2H/3)

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图  6  典型风向下模型AD面脉动风压分布(2H/3)

Figure  6.  Fluctuating wind pressure distribution on AD face (2H/3)

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根据图4，20°风向下，RC3模型的AD面最先发生流动再附，故其表面风吸力呈现较大的变化梯度(图5(a))，RC2模型的梯度次之，RC1和R2模型的梯度较缓。在图6(a)中，RC3模型的脉动风压曲线中出现明显峰值。Mannini等^[20]认为该峰值点近似对应分离泡的再附点。30°风向下，推测4个模型AD面上的分离剪切层均再附形成分离泡，故图5(b)中的风吸力曲线均呈现出一定的变化梯度，其中RC3模型的梯度最大，RC2模型次之，RC1模型再次之，R2模型的梯度最小。因此，当倒角半径增大，分离泡在矩形高层建筑侧面诱导的风压梯度也随之增大，较大风吸力主要集中在迎风前缘附近。此外根据图6(b)，4个模型AD面的脉动风压曲线中均出现明显峰值，且RC3模型的脉动风压峰值最小。对比4个峰值点的位置(即分离泡再附位置)可见：RC3模型峰值点(再附点)更靠近迎风前缘，其侧面分离泡纵向尺寸较小；R2模型峰值点距离迎风前缘最远，其侧面分离泡纵向尺寸最长；RC1和RC2模型侧面分离泡纵向尺寸居中。因此可以推测，当倒角半径增大，矩形高层建筑侧面分离泡纵向尺寸减小，强度减弱(图7)。

图  7  采用倒角化处理前、后模型侧面分离泡示意图

Figure  7.  Schematic diagram of separation bubble on side face with and without rounded corners

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2.2   整体风力

各模型表面的风压分布特征最终将体现为模型的整体风力。图8给出了4个模型整体阻力和升力随风向的变化曲线。

图  8  模型阻力和升力随风向的变化曲线

Figure  8.  Variation of drag forces and lift forces with wind angle

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在阻力方面，4个模型平均阻力随风向的变化趋势基本相同。首先，当风向从0°增大，阻力随着风向的增大而减小，至20°~30°时，达到谷值；然后，阻力增大；从风向60°开始，阻力再次转为减小趋势；至风向90°时，阻力再次达到低值(此时建筑为短边迎风)。文献[16, 21-22]指出，上述20°~30°处的阻力谷值是由于剪切层在侧面发生流动再附，使得尾流宽度减小所致。对于RC3模型，阻力谷值出现在风向20°；对于R2、RC1和RC2模型，阻力谷值出现在风向30°。上述谷值的对应风向与图4中各模型AD面梯度分布风压的发生风向完全一致。此外，对比4个模型的阻力数值可见，采用倒角化处理后，模型整体阻力降低，降幅基本随着倒角半径的增加而增大。

在升力方面，R2模型的升力峰值出现在风向30°，RC1、RC2和RC3模型的升力峰值出现在风向20°。在经历升力峰值后，模型升力逐渐减小。Carassale等^[22]指出，在升力随风向的变化曲线中，曲线斜率由负转正是发生流动再附的重要表征，因此升力峰值与前文所提及的阻力谷值应存在一定关联(后文将详述)。至风向90°时，升力基本接近0。对比4个模型的升力数值可见，倒角化处理并非能够减小所有风向下的模型升力；在某些风向下，倒角化处理反而会增大模型升力。Alminhana等^[23]也曾指出，对CAARC模型采取切角和缩进处理后，某些风向下模型的升力增大。这就是说，角部处理对于矩形高层建筑整体升力的抑制作用存在一定的局限性。

考虑到模型侧面旋涡的形成与脱落运动将控制模型整体升力，因此拟通过整体升力时程的偏度和峰度值初探模型侧面的旋涡脱落特性。图9给出了4个模型整体升力时程的偏度和峰度值随风向的变化曲线。

图  9  模型升力时程偏度和峰度随风向的变化曲线

Figure  9.  Variation of skewness and kurtosis of lift forces with wind angle

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由图9可见，相比于R2模型，RC1、RC2和RC3模型升力的偏度、峰度曲线波动减小，偏度和峰度值随风向的变化趋于平稳。在数值方面，倒角化模型的升力时程偏度和峰度绝对值减小，且随着倒角半径的增大，该趋势愈加明显；倒角化模型的升力概率密度曲线应更加趋于高斯分布^{[20, 24]}。因此可以认为，采用倒角化处理后，模型侧面旋涡脱落的不规则性和随机性增大，这是某些特定风向下模型整体升力减小的一个诱因。

进一步对模型升力进行时频分析。根据图8(b)，30°风向下，R2模型的升力大于倒角化模型，故以30°风向为例，绘制4个模型升力时频功率谱，如图10所示。由图可见，相比于R2模型，RC1、RC2和RC3模型升力时频功率谱的谱峰值有所降低，且当倒角半径增加，功率谱降幅增大，即旋涡脱落产生的能量减小。因此，采用倒角化处理后，矩形高层建筑侧面的旋涡脱落强度减弱，这是某些特定风向下模型整体升力减小的另一个诱因。

图  10  模型升力时变功率谱(风向30°)

Figure  10.  Time-frequency analysis of lift forces (wind angle of 30°)

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2.3   斯托罗哈数

对于高层建筑而言，其侧面的旋涡脱落运动是引起横风向升力及横风向振动的主要因素。因此，本节通过考察旋涡脱落现象的量化表征——斯托罗哈数，进一步探究倒角化处理对于矩形高层建筑旋涡脱落运动的影响。

斯托罗哈数St=fL/U。其中：f为旋涡脱落频率，取为各模型升力谱谱峰所对应频率；L为特征长度，取为模型横风向投影宽度；U为来流平均风速^[25]。图11给出了4个模型的St值随风向的变化曲线。

图  11  模型斯托罗哈数随风向的变化曲线

Figure  11.  Variation of Strouhal numbers with wind angle

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由图11可见，对于R2模型，St峰值出现在风向30°；对于RC1、RC2和RC3模型，St峰值出现在风向20°。St峰值的发生工况与升力峰值的发生工况一致。结合图8可见，对于矩形高层建筑，存在某一特定风向，在该风向下，模型的阻力达到谷值，升力和St值达到最大值。Dutta等^[21]称此特定风向为临界风向。对于R2模型，临界风向为30°；对于RC1、RC2和RC3模型，临界风向为20°。分析临界风向下模型风力特性的产生原因：该风向下，模型侧面的流动形式发生变化——一侧分离剪切层再附形成分离泡，此时尾流宽度达到最小，即尾流涡对间距较小，两侧剪切层相互作用增强，这种强烈的相互掺混运动减弱了尾流旋涡作用，降低了模型阻力。此外，临界风向下，模型一侧面形成分离泡，分离泡势必改变该侧面的风压特性，而另一侧尚未形成分离泡，这造成了两侧面风压分布的显著差异(即两侧风压的明显不平衡)，如此便增大了模型升力^[21]。进一步思考模型的St，在来流风速不变的情况下，该值的主要控制参数是横风向投影宽度和旋涡脱落频率，而旋涡脱落频率主要受到尾流涡对间距的影响。当尾流涡对间距较大，其相互作用减弱，St较小。当尾流涡对间距较小，其相互作用增强，St较大。因此，发生于临界风向的St峰值是由随风向逐渐增大的模型横风向投影宽度和较小的尾流涡对间距两者共同引起的。另外值得注意的是，R2、RC1和RC2模型的St曲线在45°附近出现谷值，这是由于该风向下模型尾流宽度达最大值所致^[12]。而对于RC3模型，由于其倒角半径达到20%B，流线体体型特征更加显著，因此其St曲线中尚未见明显的谷值。

此外，对比4个模型St值随风向的变化曲线可见，倒角化模型的St值并非在所有风向下均大于直角模型。总体而言，当风向小于60°时，RC3模型的St值始终大于R2模型。这就是说，当倒角半径达到某一数值，其可在一定风向范围内增大模型的St。

3   流场特性

3.1   PIV试验

本文开展PIV试验意在考察采用倒角化处理后，矩形柱体近尾流流动特性的变化，进而从流场作用的角度，探讨倒角化处理对于矩形高层建筑整体风力的影响机理。本文的PIV试验在中南大学开口直流式小型风洞中完成。风洞横截面为0.45 m×0.45 m。采用格栅生成均匀湍流。图12给出了试验的风速剖面和湍流度剖面。模型顶部高度处的试验风速为10 m/s，湍流度为4.7%。

PIV图像采集系统由双脉冲激光器、CCD相机、同步器及软件处理系统组成。图13(a)所示为主要的PIV试验装置。激光片尺寸40 cm×40 cm，所拍摄照片像素2560 pixel×2160 pixel，采样频率5 Hz，采样时长40 s，每个工况采集200帧照片。本节给出的云图均为对200帧照片进行平均化处理后的结果。

图  12  PIV试验的风速剖面和湍流度剖面

Figure  12.  Profiles of wind velocity and turbulent intensity in PIV experiment

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图  13  PIV试验布置

Figure  13.  PIV experimental facilities

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对于PIV试验模型的设计基于以下3点考虑。首先，PIV试验模型的制作精度在一定程度上取决于倒角半径的大小；若倒角半径过小，试验模型的制作精度有待商榷。其次，如第2节所述：当倒角半径达到20%B时，矩形柱体侧面较早出现流动再附，且该倒角半径下，矩形柱体的阻力降幅较大，部分风向下的St值增幅较为显著。最后，本节的PIV试验结果是用于揭示前节所得现象的机理。因此，考虑PIV试验模型的体型参数需与测压试验模型保持一致；但限于PIV试验风洞横截面尺寸，应仅允许在测压试验模型的基础上进行等比例缩小。故将PIV试验模型设定为测压试验中R2和RC3模型的缩尺模型，缩尺比1∶1250，分别编号为R2P和RC3P。模型平面尺寸均为24 mm(B′)×72 mm(D′)，高度H′均为146.4 mm。R2P为直角模型，RC3P倒角半径为20%B′。为避免反光，对模型表面进行涂黑处理(图13(b))^[26]。

为清晰展现采用倒角化处理后矩形高层建筑的近尾流特性，并考虑到可视化平面位置的限制性，本次PIV试验选取正风向0°和90°作为研究工况，在2种风向下设置水平可视化平面(XOY平面)，如图14所示。

图  14  PIV可视化平面设置

Figure  14.  Fields of view in PIV experiment

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3.2   流场特性

图15和图16分别给出了0°和90°风向下，R2P和RC3P模型后部1/2H高度处XOY平面内的速度云图。为显示流场特性与尾流旋涡之间的关联性，图中均绘制了相应的速度流线。

图  15  0°风向下模型后部XOY平面内速度云图(Z=1/2H)

Figure  15.  Velocity downstream of the two models (0°, XOY plane, Z=1/2H)

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图  16  90°风向下模型后部XOY平面内速度云图(Z=1/2H)

Figure  16.  Velocity downstream of the two models (90°, XOY plane, Z=1/2H)

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表1量化对比了不同风向下，2种模型后部尾流涡对的尺寸。表中d_x和d_y分别表示尾流涡对在X向和Y向的尺寸，均以旋涡最外围的闭合流线为界限进行测量。

表  1  不同风向下模型尾流涡对尺寸对比

Table  1.  Vortex pair size in the wake

风向	模型	dx/B’	dy/B’
0°	R2P	7.98	5.51
	RC3P	7.73	5.20
90°	R2P	0.71	1.15
	RC3P	0.47	0.66

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根据图15、图16和表1，2种风向下，RC3P模型后部尾流涡对的X向和Y向尺寸均小于R2P模型，且该现象在90°风向下更为显著。这进一步验证了前文的推论：采用倒角化处理后，模型后部尾流涡对的平面尺寸和涡对间距均减小，两侧剪切层的交互运动剧烈，相互反向的涡量抵消作用显著，这将减弱尾流旋涡的抽吸作用，减小模型背风面风吸力，从而降低模型整体阻力。

进一步量化对比2个模型后部XOY平面内的流速。图17给出了0°风向下，2个模型后部x=50 mm、100 mm和150 mm处的顺风向流速剖面。可见，所得顺风向流速剖面基本均关于Y向中心线(y=0)对称。在y=0附近，逆向流速达到最大值；随着与y=0距离的增加，顺风向流速逐渐转为正值，且流速增大。相比而言，RC3P模型在y=0处的逆向流速大于R2P模型，且其流速剖面更趋陡峭。因此，采用倒角化处理后，尾流旋涡的顺风向流速差增大，旋涡对流速率加快^[13]。

图  17  模型尾流顺风向流速对比(风向0°)

Figure  17.  Time-averaged streamwise velocity downstream of the two models (wind direction of 0°)

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观察模型后部的横风向流速。图18给出了0°风向下，2个模型后部x=50 mm、100 mm和150 mm处的横风向流速剖面。可见，所得横风向流速剖面均关于y=0反对称。涡核中心连线(x=100 mm)处横风向流速较小，基本在0值附近波动；涡对后部(x=150 mm)的横风向流速较大。这是由于随着来流向下游发展，旋涡横向振动愈加剧烈。对比2个模型后部的横风向流速剖面可见，RC3P模型的横风向流速大于R2P模型。这即验证了前文的推论：采用倒角化处理后，尾流中相互反号的涡量掺混运动加剧，涡量抵消显著，尾流旋涡强度减弱^[27]。

图  18  模型尾流横风向流速对比(风向0°)

Figure  18.  Time-averaged transverse velocity downstream of the two models (wind direction of 0°)

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图19和图20分别给出了90°风向下，2个模型后部x=5 mm和10 mm处的顺风向和横风向流速剖面。

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图  19  模型尾流顺风向流速对比(风向90°)

Figure  19.  Time-averaged streamwise velocity downstream of the two models (wind direction of 90°)

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图  20  模型尾流横风向流速对比(风向90°)

Figure  20.  Time-averaged transverse velocity downstream of the two models (wind direction of 90°)

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由图19和图20可见，90°风向下，模型后部的顺风向和横风向流速剖面形状与0°风向接近。数值方面，RC3P模型在y=0处的顺风向流速略大于R2P模型。这可能是因为90°风向下，尾流旋涡尺寸和强度本就不如0°风向突出，故此时的逆向流速差异亦较小。在横风向，RC3P模型后部的横风向流速较之R2P模型有所增大，且增幅大于0°风向的工况。因此可以推测，90°风向下，较小的迎风面积和较短的分离距离使得尾流旋涡尺寸明显小于0°风向的工况(图16)；加之倒角化处理后，涡对的横风向流速增幅更为显著，两侧分离剪切层的掺混运动更加剧烈，建筑整体阻力相比0°风向进一步减小。

4   结论

本文通过风洞测压试验和PIV试验，考察了倒角化处理对于矩形高层建筑(长宽比3∶1)风荷载特性的影响机理。所得主要结论如下：

(1)采用倒角化处理且倒角半径达20%特征长度时，临界风向下，在矩形高层建筑一侧分离的剪切层将提前发生流动再附，形成分离泡。当倒角半径增大，分离泡纵向尺寸减小，强度减弱；其诱导下的建筑侧面风压变化梯度增大，较强风吸力主要集中在迎风前缘附近，随着与迎风前缘距离的增大，侧面平均和脉动风压迅速减小。

(2)对于长宽比3∶1的矩形高层建筑，临界风向约为30°；采用倒角化处理后，临界风向减小为20°。临界风向下，建筑的阻力达谷值，升力和St达最大值。阻力谷值源于流动再附引发的较小尾流宽度；升力峰值源于两侧面不平衡风压分布；St峰值是由随风向逐渐增大的建筑横风向投影宽度和较小的尾流涡对间距两者共同引起的。

(3)关于矩形高层建筑的St，其控制参数是横风向投影宽度和旋涡脱落频率，而旋涡脱落频率主要受到尾流涡对间距的影响。当尾流涡对间距增大，其相互作用减弱，St达谷值(风向45°)。当尾流涡对间距减小，其相互作用增强，St达峰值(临界风向)。倒角化处理可在一定风向范围内增大矩形高层建筑的St。

(4)采用倒角化处理后，矩形高层建筑侧面的剪切层分离效应减弱，尾流宽度减小。此时，涡对纵向中心线处的逆向对流速度和涡对处的横向流速均增大，涡量相互反号的流体掺混运动加剧，减弱了旋涡强度。尾流宽度减小和涡对强度减弱使得建筑整体阻力降低。该降低效应在0°~90°风向下均可见。

(5)采用倒角化处理后，矩形高层建筑升力时程的偏度和峰度绝对值减小，即侧面旋涡脱落的不规则性和随机性增大；此外，建筑升力时频功率谱的谱峰值降低，即侧面旋涡脱落强度减弱。旋涡脱落的不规则性增强和旋涡脱落强度的减弱是降低倒角化矩形高层建筑整体升力的两个诱因；但倒角化处理对于建筑升力的减小效应并非见于所有风向。