基于全橋剛性模型測壓試驗的異形景觀橋氣動力特性研究

劉小兵，姜會民，趙煜程，楊 群

(1.石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，石家莊 050043；2.河北省風工程和風能利用工程技術創新中心，石家莊 050043；3.石家莊鐵道大學 土木工程學院，石家莊 050043)

為方便游客觀光通行而建設的景觀橋在設計時往往追求結構新穎、造型獨特，因此體型復雜的異形景觀橋不斷出現。由于橋梁構件截面形式和空間布置形式的多樣性，風流經異形景觀橋時會表現出十分復雜的三維流動效應，這對橋梁的抗風設計往往會產生不利影響[1-3]。氣動力系數是橋梁抗風研究的基本參數，可用于橋梁靜風荷載的計算及風致振動的分析，準確掌握異形景觀橋的氣動力系數對其抗風設計具有重要價值。

對于截面沿展長方向無變化或變化很小的主梁或橋塔可依據條帶假設采用節段模型風洞試驗[4-7]或計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)數值模擬[8-11]的方法研究其氣動力特性。而對于一些外形復雜的橋梁，不同截面的氣動外形差異很大，無法根據某一截面的氣動力系數準確推算其他截面的氣動力系數。這時，不能把對氣動特性的研究簡化為二維問題，需要研究橋梁的三維特性。李加武等[12]以變截面主梁為研究對象，對比了等截面節段模型風洞試驗對氣動力系數的測試結果和三維數值模擬對氣動力系數的計算結果，研究發現，當梁底直線與水平線夾角大于3°或梁底線形為二次拋物線時不宜使用等截面的節段模型進行氣動力系數研究。李永樂等[13]采用底座天平測試了一座獨柱式變截面傾斜橋塔的整體氣動力系數，然后推算了阻力系數沿橋塔高度的變化規律，研究表明，橋塔阻力系數隨塔高的變化規律與規范不符，依據規范取值可能偏于不安全。何旭輝等[14]采用全橋塔剛性模型測壓風洞試驗的方法對比研究了超高多肢斜拉橋橋塔的整體氣動力系數和橋塔節段的氣動力系數，結果表明，橋塔各節段的氣動力系數明顯不同于整體氣動力系數。鄭亮等[15]采用CFD對一座巴洛克風格結構的橋塔進行三維繞流模擬，對比分析了數值模擬和規范得到的整體氣動力，研究發現二者存在一定差異。這些學者主要針對軸線為直線的變截面主梁或橋塔做了一些探索。然而，異形景觀橋的主梁或橋塔在截面變化的同時，軸線往往呈現出曲線或折線的形式，且附屬構件較多，其氣動力特性仍需通過三維模型做進一步的探究。

以國內擬建的一座景觀橋為工程背景，進行了全橋剛性模型測壓風洞試驗，考察了帶遮陽篷的變截面曲線主梁和帶觀景平臺的變截面傾斜橋塔的氣動力特性。研究結果可為類似工程的抗風設計提供參考。

1 工程概況

該景觀橋位于海南省三亞市，為跨越人工河航道而建，是一座人行專用通道橋梁。全橋造型優美，新穎獨特，建成后將成為當地標志性建筑，整體效果圖如圖1所示。當地基本風速高達37.3 m/s，非常有必要測試其氣動力特性。

圖1 景觀橋效果圖

該橋是一座獨柱式鋼斜塔曲線斜拉橋。橋梁全長233.4 m，主跨98.8 m。由主橋和引橋兩部分組成。全橋采用流線型鋼箱梁，梁高約為1.1 m，橋梁主跨處梁寬在7.2～12.9 m內變化。在距離橋面約4 m高的位置設有遮陽篷，遮陽篷通過支柱與橋面連接。在橋面兩側設有欄桿，欄桿高約為1.1 m。主梁構造圖如圖2所示。

圖2 主梁構造圖

橋塔為獨柱式變截面斜塔，由塔柱和觀景平臺兩部分組成。塔柱高為73.64 m，順橋向傾斜，傾角為60°，整體呈現出魚腹形，如圖3(a)所示。其截面形式為底角為60°的等腰梯形，隨著高度的增加，截面尺寸非線性地先變大后變小，其中，塔底截面底邊邊長為2.7 m，塔頂截面的底邊邊長約為0.2 m。在距離橋面40 m左右的高度設有觀景平臺，如圖3(b)所示，因其外形似云端的戒指，也被稱為“云戒”。其內徑為13.6 m，外徑為26.7 m，采用水平鋼撐及菱形拉索與塔柱連接。

圖3 橋塔構造圖

2 試驗模型與設備

根據《橋梁風洞試驗指南》[16]對阻塞率的要求，采用ABS板制作了縮尺比為1∶70的全橋剛性模型。模型嚴格按照原橋幾何外形制作，盡可能真實地模擬實際氣流的繞流特征。通過在模型內部設置多道縱肋、在模型下部設置細小支撐立柱等多種方式來保證模型的剛度。

在橋梁主跨處11個不同的位置布設測點用于研究主梁的氣動力特性，測點截面與主梁軸線垂直。為方便描述，測點截面的位置用圖4(a)所示的圓心角θ表示。各截面的測點布置情況類似，以θ=6°的截面為例進行說明，如圖4(b)所示(圖中已換算成實橋尺寸)，遮陽篷的上下表面各布設3個測點，在欄桿扶手的上下表面各布設一個測點，在箱梁表面布設26個測點。

圖4 主梁測點布置

根據塔柱截面變化的劇烈程度，在塔柱上非等間距地布設5圈測點。測點截面垂直于橋塔背面，每圈布設10個測點，塔柱測點布置情況如圖5所示(已換算成實橋尺寸)。圖中還給出了測點截面與主梁和觀景平臺的相對位置，從圖5中可以看到：5圈測點中心距離地面的高度分別為16.7 m，34.5 m，49.2 m，64.9 m和72.7 m，其中高度為16.7 m的截面在主梁附近，高度為49.2 m的截面被觀景平臺遮擋。

圖5 橋塔測點布置

在觀景平臺的外包層上布設兩圈測點，在扶手、欄桿、甲板上各布設一圈測點，每圈24個測壓孔，沿環向均勻布置，如圖6所示。

圖6 觀景平臺測點布置

剛性模型測壓風洞試驗在石家莊鐵道大學STU-1風洞低速試驗段內進行。該風洞是一座串聯雙試驗段回/直流可變多功能邊界層風洞，其低速試驗段寬4.4 m，高3.0 m，長24.0 m，最大風速為30 m/s。模型安裝在試驗段的轉盤上，可通過計算機控制轉盤旋轉來精確改變風向角。風壓測量以及數據采集采用美國PSI公司生產的量程為±254 mm水柱電子壓力掃描閥和DTC Initium數據采集系統，掃描閥采樣頻率為330 Hz，連續采樣時長30 s。根據項目工程所在地的地形地貌及待測橋梁周邊的建筑環境，確定遠方來流為A類風場，采用尖劈、粗糙元和格柵被動模擬方法進行風剖面模擬，如圖7所示。

圖7 全橋剛性模型風洞試驗照片

采用地面粗糙度模擬裝置得到的平均風速剖面和順風向紊流度剖面，如圖8所示。從圖8可以看出，風速剖面與理論風剖面吻合較好。試驗風速由固定在60 cm高度處的皮托管測得，為16 m/s。風向角α的定義如圖9所示，以順橋塔傾斜方向為0°風向角，按逆時針方向以5°風向角為間隔遞增至360°，共進行72個風向角的測試。

圖8 平均風速剖面和紊流度剖面

圖9 風向角示意圖

為進一步研究主梁和觀景平臺等構件對塔柱氣動力特性的干擾效應，采用相同的試驗條件專門對塔柱單獨進行了測試，如圖10所示。

圖10 裸塔柱試驗照片

3 帶遮陽篷的變截面曲線主梁的氣動力特性

3.1 參數定義

采用無量綱風壓系數Cp1來描述箱梁表面的風壓分布

(1)

式中：P1為箱梁表面測點的總壓；Ps為參考點處靜壓；v1為模型前方箱梁中心高度處風速。

定義箱梁阻力系數CY1、升力系數CZ1及扭矩系數CM1分別為

(2)

式中：FY1，FZ1，MT1分別為由測點壓力積分得到的箱梁單位長度的阻力、升力和扭矩；W1為箱梁的特征寬度；H為箱梁的高度，如圖11所示。

圖11 箱梁和遮陽篷氣動力系數定義

定義Cp2為遮陽蓬模型表面的風壓系數

(3)

式中：P2為遮陽篷表面測點的總壓；Ps為參考點處靜壓；ρ為空氣密度；v2為模型前方遮陽篷高度處風速。

定義遮陽篷的升力系數CZ2、扭矩系數CM2分別為

(4)

式中：FZ2，MT2分別為遮陽篷單位長度的升力和扭矩；W2為遮陽篷的特征寬度，見圖11。

3.2 箱梁的氣動力特性

箱梁的氣動力系數云圖，如圖12所示。黑色虛線表示各截面正交風所對應的風向角，其中，左側虛線表示正交風的來流方向為曲線梁近圓心側，而右側虛線表示正交風的來流方向為曲線梁的遠圓心側。值得一提的是，θ=12°的截面其正交風對應的風向角恰為α=90°(曲線梁近圓心側)和270°(曲線梁遠圓心側)這兩個特殊風向角。

圖12 箱梁的氣動力系數云圖

從圖12中可以看到：箱梁的最大阻力、升力和扭矩均發生在正交風向附近。順橋向來流時(α=0°和180°)，箱梁氣動力系數接近0。

對于阻力系數，如圖12(a)所示，在α=0°～180°和α=180°～360°風向角范圍內箱梁不同截面的阻力系數均隨α的增大表現出了先逐漸增大后逐漸減小的趨勢。從圖中還可以看到，在α=20°～70°風向角范圍內，同一風向角下的阻力系數隨θ的增大表現出了逐漸增大的趨勢；在α=120°～160°和α=280°～340°風向角范圍內阻力系數隨θ的增大表現出了逐漸減小的趨勢。這是由于在斜交風作用下，對氣動力產生貢獻的正交風速只是來流風速的一個分量，來流與箱梁斜交的角度越大這一風速分量越小。當α在90°和270°附近時，由于來流與箱梁各截面斜交的角度均較小，因此箱梁各截面的阻力系數相差不大。當α在0°和180°附近時，由于來流與箱梁斜交的角度較大，所以箱梁各截面的阻力系數在0附近。在正交風的作用下，箱梁不同截面的阻力系數基本一致。當正交風由曲線主梁的近圓心側吹來時，對于θ<24°的截面，阻力系數在0.8左右，而對于θ≥24°的截面，阻力系數達到了1.0。當正交風由曲線主梁的遠圓心側吹來時，阻力系數約為-1.0。文獻[17]通過節段模型風洞試驗和CFD數值模擬對帶有對稱風嘴的流線型鋼箱梁的氣動特性進行了測試，研究結果發現，鋼箱梁的阻力系數在1.0附近，這與本文試驗結果較為接近，說明本文試驗結果具有一定的可靠性。

對于升力系數，如圖12(b)所示。當α=0°～180°時，箱梁各截面的升力系數均隨α的增大表現出了先增大后減小的變化規律。在α=0°～80°風向角范圍內，同一風向角下的升力系數隨θ的增大逐漸增大；在α=80°～160°風向角范圍內，同一風向角下的升力系數隨θ的增大大致表現出逐漸減小的趨勢。當α=180°～360°時，不同箱梁截面的升力系數隨α的變化趨勢明顯不同。對于θ=0°～6°的截面，升力系數基本不隨α的變化而變化，其值在0附近波動；對于θ=6°～12°的截面，升力系數在多數風向角下為負值，并隨著α的增大表現出先增大后減小的規律；而對于θ=12°～30°的截面，升力系數主要為正值，隨著α的增大先增大后減小。值得關注的是：截面θ=6°～12°在α=90°附近表現為較大的正升力系數，其值約為0.35；而在α=270°附近卻表現為較大的負升力系數，其值在-0.15附近，升力在方向上的差異應該與河堤對來流產生的不同引導作用有關，由圖7可以看到，當α在90°附近時，傾斜河堤引導水平來流斜向上流動，因此箱梁受到的升力向上；而當α在270°附近時，傾斜河堤則引導水平來流斜向下流動，所以箱梁受到的升力向下，這與規定的正升力方向相反。

對于扭矩系數，如圖12(c)所示。當α=0°～180°時，各截面扭矩系數隨α的變化規律以及同一風向角下隨θ的變化趨勢與升力系數較為一致，值得一提的是，當正交風由曲線主梁的近圓心側吹來時，θ=6°～30°的截面其扭矩系數達到了0.12左右。當α=180°～360°時：對于θ=0°～12°的截面，扭矩系數穩定在0值附近；對于θ=12°～30°的截面，除α=270°附近的扭矩系數表現為負值外；其余風向角下的扭矩系數基本為0。截面θ=24°～30°在α=270°附近表現出了較大扭矩，其值達到了-0.12，這可能與附近建筑結構的氣動干擾有關。

θ=12°的箱梁截面其順橋向來流對應的風向角是0°和180°這兩個特殊風向角，其正交風向來流對應的風向角是90°和270°這兩個特殊風向角，為方便描述，以此截面為例，通過箱梁表面的風壓分布對其氣動力做初步的解釋，如圖13所示。

圖13 不同風向角下箱梁的風壓系數

從圖13中可以看到，當順橋向來流時(α=0°和180°)，箱梁表面的風壓系數基本為零，此時作用于箱梁的氣動力也接近0。當風由曲梁近圓心側吹來時(α=90°)，迎風面b-c面表現為正壓力的作用，而迎風面c-d面卻表現為負壓力的作用，從這一現象中不難推測箱梁在河堤和遮陽篷的干擾下，受到的氣動阻力有所減弱。上表面(d-e面)受到的負壓力整體較下表面(a-b面)大，因此箱梁受到向上的氣動力，即升力系數表現為正值。從圖中還可以看到，在箱梁的上表面，由上游角點d到下游角點e，負壓力表現出了逐漸減弱的趨勢，而對于箱梁的下表面而言，除角點b附近外，負壓力卻由上游角點到下游角點表現為逐漸增強的趨勢。這一結果直接導致了角點a和角點d附近的負壓力明顯較角點b和角點e附近的負壓力大，因此箱梁受到順時針扭矩的作用，即扭矩系數表現為正值。

當風由曲梁遠圓心側吹來時(α=270°)，箱梁迎風面e-f面和f-a面的風壓系數均為正值，但e-f面受到的正壓力更小，背風面b-c面和c-d面受負壓力的作用，因此阻力系數表現為負值。與曲梁近圓心側來流相反，箱梁上表面(d-e面)受到的負壓力整體較下表面(a-b面)的負壓力小，所以升力系數表現出了負值。同時可以看到，除角點a和角點e附近外，箱梁上下表面均表現出較為均勻的風壓分布，因此箱梁的扭矩系數很小。

3.3 遮陽篷的氣動力特性

遮陽篷的氣動力系數云圖，如圖14所示。從這兩幅圖中可以看到，不同截面的氣動力系數隨風向角α的變化趨勢具有相似性。在α=0°～180°和α=180°～360°風向角范圍內，隨著α的增大，遮陽篷各截面的升力系數和扭矩系數均表現出先增大后減小的趨勢。最大氣動力系數發生在正交風風向附近。當順橋向來流時，氣動力系數最小，其值在0附近，這些現象與箱梁類似。

圖14 遮陽篷氣動力系數云圖

雖然各截面的氣動力系數隨風向角的變化規律一致，但具體數值明顯不同。隨著θ由0°增大到30°，同一風向角下的升力系數在α=90°和α=270°附近大致表現出先增大后減小的趨勢。對于扭矩系數而言，在α=90°和α=270°附近，截面θ=18°和θ=30°表現出了更大的扭矩。值得注意的是，在正交風作用下，不同截面的氣動力系數的數值也是不一樣的，升力系數隨θ的增大表現出先增大后減小的變化趨勢，扭矩系數在0.4和-0.4附近波動。遮陽篷各截面的幾何外形接近，在正交風作用下，氣動力系數應該相差不大，上述差異可能與圓弧形軸線引起的三維繞流效應或其他橋梁構件的氣動干擾有關。

同樣以θ=12°的截面為例，通過風壓分布對遮陽篷的氣動力特性做初步解釋，如圖15所示。需要說明的是，圖15中3個測點對應的風壓系數為上下表面壓力差得到的凈風壓系數。

圖15 遮陽篷在不同風向角下的風壓系數

首先可以看到，順橋向來流時(α=0°和α=180°)，3個測點的風壓系數基本在0附近，因此遮陽篷的升力系數和扭矩系數接近0。在正交風作用下(α=90°和α=270°)，3個測點均表現出較大負壓力，所以此時遮陽篷受到更大的升力作用。同時可以看到，曲線梁近圓心側來流時(α=90°)，測點1受到的負壓力明顯較測點3大，因此遮陽篷受順時針扭矩的作用，扭矩系數表現為正值；而當風從曲線梁遠圓心側吹來時(α=270°)，測點1受到的負壓力較測點3小，因此遮陽篷受到相反的扭矩作用。在兩種方向的正交風作用下，遮陽篷的風壓分布并沒有表現出對稱性。斜風向下，遮陽篷表面的風壓系數基本處于順風向和正交風向下的風壓系數之間。

結合圖12和圖14可以看到，在大部分風向角下，尤其是當α=0°～180°時，遮陽篷受到的氣動升力和扭矩的方向與主梁保持一致，而作用于遮陽篷的氣動力可以通過支柱傳遞給箱梁，這勢必會導致箱梁承受更大的豎向力傾覆彎矩。

4 帶觀景平臺的變截面傾斜橋塔的氣動力特性

4.1 參數定義

定義Cp3為塔柱模型表面的風壓系數

(5)

式中：P3為塔柱模型測點的總壓；Ps為參考點處靜壓；v3為模型前方測點截面高度處風速。

定義塔柱阻力系數CX3、升力系數CY3、扭矩系數CM3分別為

(6)

式中：FY3，FZ3，MT3分別為塔柱表面壓力積分得到的單位長度的阻力、升力和扭矩；B和L定義如圖16所示。

圖16 塔柱氣動力系數定義

定義塔柱合力系數CF3為

(7)

式中，F3為塔柱單位長度上的阻力和升力的合力。

定義Cp4為觀景平臺模型表面的風壓系數

(8)

式中：P4為觀景平臺表面測點的總壓；Ps為參考點處靜壓；v4為模型前方觀景平臺中心高度處的來流風速。

定義作用在觀景平臺上順橋向力系數CX4、橫橋向力系數CY4和豎向力系數CZ4分別為

(9)

式中：FX4，FY4，FZ4分別為由各測點壓力積分得到的作用在觀景平臺整體上的順橋向力、橫橋向力以及豎向力；Ax，Ay，Az為觀景平臺在相應方向的投影面積，力系數定義如圖17所示。

圖17 觀景平臺氣動力系數定義

定義觀景平臺的水平合力系數CF4為

(10)

式中，F4為觀景平臺整體受到的順橋向力和橫橋向力的合力。

4.2 塔柱的氣動力特性

裸塔柱狀態下各截面的氣動力系數隨風向角的變化曲線，如圖18所示，由于對稱性，圖18中僅展示到180°。如圖18(a)所示：當α=0°～35°時，各截面的阻力系數基本不隨α變化；在同一風向角下，阻力系數沿塔柱高度表現出逐漸減小的趨勢；當α=35°～90°時，各截面阻力系數接近，隨著α的增大先逐漸減小并在α=70°附近由正值變為負值，然后隨著α的增大逐漸增大；當α=90°～180°時，各截面的阻力系數始終為負值，隨α的增大表現出一定的波動。相同風向角下，阻力系數隨塔高表現出逐漸增大的趨勢。

圖18裸塔柱的氣動力系數

如圖18(b)所示：當α=0°～35°時，各截面的升力系數隨α的增大表現出逐漸增大的趨勢，在α=30°附近升力系數隨塔高表現出一定的差異；當α=35°～90°時，升力系數隨塔高變化不明顯，隨α的增大，升力系數先逐漸減小為0，然后隨α的進增大而增大；當α=90°～180°時，塔柱各截面升力系數均隨α的增大表現出先增大后減小的變化趨勢，對于塔柱下部分截面(h=16.7和h=34.5)，最大升力系數發生在α=100°附近，而對于塔柱上部分截面(h=49.2，h=64.9和h=72.7)，最大升力系數發生α=150°附近，這說明不利風向角與高度有關。同時可以看到，塔柱下部分截面的升力系數隨塔高變化較為緩慢，而塔柱上部分截面的升力系數隨塔高的增大表現出了逐漸增大的趨勢。

對于扭矩系數，如圖18(c)所示：當α=0°～35°時，各截面扭矩系數隨α的變化規律類似，均隨α的增大而增大，在α=30°附近，扭矩系數沿塔高表現出逐漸減小的趨勢；當α=35°～90°時，塔柱各截面的扭矩系數相同，先隨α的增大而減小并在α=50°附近減小為零；當α=50°～90°時，各截面的扭矩系數表現為負值，隨α的增大而增大；當α=90°～180°時，塔柱下部分截面的扭矩系數接近，隨α的增大逐漸減小；而對于塔柱上部分截面，扭矩系數隨塔高表現出了逐漸增大的趨勢，各截面隨α的變化規律類似，隨α的增大扭矩系數先緩慢變化后快速增大。

全橋狀態下塔柱各截面氣動力系數隨風向角的變化曲線，如圖19所示。與圖18展示的裸塔柱狀態進行對比可以看到，對于h=72.7 m，h=64.9 m和h=34.5 m的截面，氣動力系數在兩種狀態下較為接近，說明受氣動干擾效應的影響較小。h=16.7 m的截面由于距離主梁較近，阻力系數略有減小，扭矩系數在80°～140°風向角下有所增大。截面h=49.2 m在觀景平臺的遮擋下氣動力系數表現出減小效應。

圖19 全橋狀態下塔柱的氣動力系數

裸塔柱狀態下各截面合力系數隨風向角的變化曲線，如圖20所示。圖20中同時給出了全橋狀態下截面h=49.2 m和h=16.7 m的合力系數。從圖20中可以看到：當α=0°～35°時，各截面的合力系數隨α的變化較為平緩。在同一風向角下，合力系數沿塔高逐漸減小；當α=35°～90°時，隨α的增大，合力系數表現出先減小后增大的變化趨勢，最小合力發生在α=70°附近，約為0.8；當α=90°～180°時，受三維繞流效應的影響，不同截面的合力系數表現出了很大的差異，h=72.7 m和h=64.9 m的截面隨α表現出先逐漸增大后逐漸減小的趨勢，最大合力發生在α=140°附近，分別為1.95和1.65。h=49.2 m的截面表現出兩個峰值，最大合力系數分別發生在100°和150°附近，約為1.60。另外兩個截面的合力系數隨α的增大而減小。此外，塔柱的合力系數在不同風向角下均表現出沿塔高逐漸增大的趨勢。這一現象與α=0°～35°時是相反的，因此在進行橋塔設計時要同時關注塔柱底端和頂部的風荷載。對比裸塔柱狀態和全橋狀態的合力系數可以發現，受干擾效應的影響，h=49.2 m和h=16.7 m的截面其合力系數均表現為明顯的減小效應。

圖20 塔柱合力系數隨風向角變化曲線

綜合以上結果：當α=0°～35°和α=90°～180°時，裸塔柱狀態下塔柱各截面受到的氣動力因高度不同會表現出一定的差異；當α=20°和α=140°時，這種差異體現的更為明顯，為此，以這兩個風向角為例，通過風壓分布對上述差異產生的原因進行解釋，如圖21所示。圖21中還展示了全橋狀態下截面h=49.2 m和h=16.7 m的風壓分布情況。

圖21 塔柱的風壓系數

由圖21(a)可知，當α=20°時，裸塔柱迎風面(c-d面)的風壓系數基本不隨高度的變化而變化。背風面(a-b面、b-c面和d-a面)的風壓系數為負值，塔柱受到負壓力的作用，并表現出截面越高負壓力越小的趨勢，這直接導致了阻力系數隨高度遞減。塔柱背風面的風壓沿軸向不均勻分布應該與塔柱傾斜引起的導流效應有關，當α=20°時，傾斜塔柱會引導背風面的氣流向上流動，這直接導致了背風面的風壓沿高度遞減。同時可以看到，與d-a面相比，b-c面受到的負壓力稍強一些，所以升力系數表現為非常小負值。全橋狀態時，截面h=49.2 m和h=16.7 m的背風面(a-b面、b-c面和d-a面)受到的負壓力小于裸塔柱狀態，迎風面(c-d面)受到的正壓力也小于裸塔狀態，所以阻力系數更小。兩種狀態下，b-c面和d-a面的風壓系數差值較為接近，因此升力系數也較為接近。

由圖21(b)可知，當α=140°時，與α=20°時類似，迎風面(a-b面和b-c面)的風壓系數在裸塔柱狀態下基本不隨截面高度的變化而變化，a-b面的風壓系數在0附近，b-c面的風壓系數表現為正值。而背風面(c-d面和d-a面)的風壓系數隨截面高度表現出很大的不同，其值為始終負，負壓力隨截面高度的增大表現出了遞增的規律，這應該與傾斜塔柱引導氣流向下匯集有關。全橋狀態下截面h=49.2 m和h=16.7 m所有面受到的風壓力均較裸塔柱狀態時小，因此受到更小的氣動阻力。同時可以看到，b-c面的風壓系數與d-a面風壓系數的差值在全橋狀態下時較小，在裸塔柱狀態下時較大。所以與裸塔柱狀態相比，塔柱在全橋狀態承受更小的升力。

綜合上述結果可知，傾斜橋塔迎風面的風壓基本不隨截面高度變化，而背風面的風壓會沿塔高度呈現出遞增或遞減的趨勢，進而引起塔柱氣動力沿高度的不均勻分布。

4.3 觀景平臺的氣動力特性

觀景平臺氣動力系數隨風向角的變化曲線，如圖22所示。從圖22中可以看到：當α=0°～90°時，順橋向力系數隨α的增大逐漸由0.62減小至0；當α=90°～180°時，順橋向力系數為負值，并隨α的增大而增大。最大順橋向力系數發生在α=180°附近，約為-0.9。橫橋向力系數隨著α由0°增大到180°表現出先增大后減小的趨勢，在α=110°附近達到最大值，約為0.9。豎向力系數在α=0°～125°風向角范圍內在0.16附近波動，隨著α的進一步增大，豎向力系數表現出逐漸減小的趨勢。水平面內合力系數在α=0°～125°風向角范圍內隨α的增大逐漸增大；在α=130°～180°風向角范圍內隨α的增大變化平緩，穩定在1.0附近。

圖22 不同風向角下觀景平臺的氣動力系數

5 結 論

以國內一座擬建的異形景觀橋為工程背景，通過全橋剛性模型測壓風洞試驗研究了帶遮陽篷的變截面曲線主梁和帶觀景平臺的變截面傾斜橋塔的氣動力特性，主要得到如下結論：

(1)遮陽篷和箱梁受到的最大氣動力發生在正交風附近，在順橋向風的作用下氣動力接近0，斜風向下的氣動力介于二者之間。遮陽篷受到的氣動力方向在大多數風向角下與箱梁一致，從而使箱梁受到更大升力和扭矩。

(2)裸塔柱不同高度位置的氣動力系數隨風向角的變化規律類似，在α=0°(順塔柱傾斜方向來流)附近阻力系數最大。裸塔柱上部的最大升力系數發生在α=90°(橫橋向來流)附近，而塔柱下部的最大升力系數發生在α=140°附近。主梁和觀景平臺的氣動干擾使塔柱局部的氣動力系數減小。

(3)觀景平臺的最大順橋向力系數和橫橋向力系數分別發生在α=180°(逆塔柱傾斜方向來流)和α=110°附近，均約為0.9。水平面內合力系數和豎向力系數的最大值分別在1.0附近和0.16附近。