分離式三箱梁車-橋系統氣動特性風洞試驗

楊凌波，華旭剛，王超群，陳政清

(湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，長沙 410082)

0 引 言

在橋梁抗風研究中，三分力系數是分析靜風穩定、抖振響應、馳振穩定性的重要參數[1-2]，而作用在主梁-列車系統上的靜風荷載直接影響到列車在橋上運行時的舒適性和安全性[3-4]。因此，研究主梁-列車系統三分力系數變化規律是橋梁抗風設計中的重要環節。分離式三箱梁以其良好的顫振性能和通行能力正在成為超大跨度公鐵兩用橋梁的首選結構形式之一。

近幾十年來，已有大量學者對大跨度橋梁的車橋系統氣動特性問題開展了風洞試驗和計算流體力學（computational fluid dynamics，CFD）數值模擬研究[5-6]。在研究車橋系統氣動特性時，風洞試驗大多采用動態天平測量列車氣動力，而常規天平無法測得脈動氣動力或者測得的脈動氣動力精度難以保證。何旭輝和鄒云峰等[7-8]通過同步測壓技術和動態天平測力方法對CRH2列車氣動特性進行測試。試驗結果表明當列車表面風壓測點數量適當時，由風壓積分可獲得與天平測力精度相當的定常氣動力，為測試列車氣動力提供了一條新的思路。王玉晶等[9]針對高速列車在箱梁、T梁和路基三種不同結構形式上運行的系統模型進行節段模型試驗，采用壓力積分法計算作用在車輛上的氣動力，分析了不同車況和線路構造形式及設置不同風屏障后的車橋氣動特性。以上研究均表明車橋間的氣動干擾對車輛和橋梁三分力系數影響顯著。

韓艷等[10]基于CFD數值仿真平臺，研究了靜止車輛、風攻角和風場的紊流性對橋梁對車輛靜氣動力的影響。Wang等[11]通過CFD數值模擬，研究了側風力作用下車輛模型受橋梁干擾的氣動特性。通過CFD方法可以得到橋梁和車輛的靜氣動力，但橋梁的斷面形式往往較簡單，其計算網格的劃分和邊界條件容易確立。對于結構斷面較為復雜的橋梁，可能存在多體結構氣動干擾的情況，CFD方法有時難以保證計算精度，需要結合風洞試驗來測試橋梁和列車的氣動力。Wang等[12]通過風洞試驗對高速列車通過桁架橋時的氣動力進行了測量，還引入了CFD數值模型，分析了風速、風攻角和列車速度與列車所受到氣動力之間的關系。

由于常規風洞試驗無法做到雷諾數與實際結構一致，風洞試驗得到的結構振動響應和三分力系數與實際結構存在著較大的差異，隨著橋梁跨度的增加，主梁斷面雷諾數效應的研究越來越重要。Schewe等[13]通過風洞試驗發現導致風洞試驗與現場實測的渦激振動起振風速不一致的原因是Strouhal數的雷諾數效應。任若松等[14]以兩個常用的大跨度橋梁標準流線型橋梁段面為研究對象，利用壓力積分法獲得不同雷諾數下的三分力系數，發現橋梁斷面局部細微差異不影響三分力系數隨雷諾數的變化規律。Laima等[15]采用了大渦模擬（large eddy simulation，LES）方法研究了雷諾數對分離式雙箱梁流動特性的影響，發現分離式雙箱梁的擾流特性隨流動區域和流動狀態的不同而表現出不同的雷諾數效應。

分離式三箱梁具有良好的顫振穩定性和通行能力（梁寬較大），在未來人類征服更加寬闊的海峽、河谷過程中，特別是對于主跨超過2000 m的超大跨度公鐵兩用橋梁而言，具有廣闊應用前景。而目前關于分離式三箱梁橋車橋系統氣動特性問題的研究鮮有報道[16-17]，Wang和Yang等[18-20]對分離式三箱梁的氣動特性和車橋系統的氣動干擾效應做了初步的研究。主跨為3300 m的意大利墨西拿海峽大橋是最早采用分離式三箱梁方案的大橋，但由于資金匱乏，該項目至今尚未實施。在該橋的方案設計過程中，Diana教授對流線性斷面分離式三箱梁的氣動性能進行了一系列試驗研究[21-23]。正在建設的甬州鐵路桃夭門公鐵兩用大橋（斜拉橋，主跨666 m）和西堠門公鐵兩用大橋（斜拉-懸索體系，主跨1488 m）是世界首次采用分離式三箱梁的橋梁。由于分離式三箱梁斷面構造復雜，可以推測其流場特性可能會比普通流線型斷面乃至分離式雙箱梁更為復雜。此外，作為典型的分離式結構，分離式三箱梁的雷諾數效應問題也特別值得關注。

依托在建的甬州鐵路工程背景，本文對分離式三箱梁主梁-列車系統開展了節段模型測力風洞試驗。測試了多種車橋組合工況下橋梁和列車的靜力三分力系數，分析了腹板形狀對分離式三箱梁斷面三分力系數的影響和附屬設施對主梁斷面三分力系數的影響，研究了不同腹板形式主梁氣動力的雷諾數效應，討論了列車與主梁間的氣動干擾效應，為同類型橋梁的抗風設計和研究提供參考。

1 試驗方案

1.1 試驗模型及設備

風洞試驗在湖南大學風工程試驗研究中心HD-2邊界層風洞進行，該風洞試驗段截面尺寸為3 m（寬）×2.5 m （高）。該試驗段的來流為均勻流，3 m/s以上風速時湍流度不大于0.5 %。

在三分力測試試驗中，主梁和列車節段模型只需模擬其斷面幾何外形。圖1給出了三種不同腹板形狀的分離式三箱梁斷面，三種斷面除了腹板形狀有所區別外（前兩種采用直線型腹板，后一種采用圓形腹板），其他幾何特性基本相同。三種斷面梁寬65.6～66 m（小倒角斷面梁寬65.6 m，其他兩種斷面寬66 m），梁高4.5 m，中間鐵路梁寬13 m，兩側公路箱寬19 m，箱梁斷面見圖2。主梁和列車節段模型采用1 ∶ 60縮尺比，主梁模型寬B= 1.1 m，模型高為H=0.075 m，模型的總長度取為L= 2.4 m。列車原型為CRH3動車組，模型斷面寬b= 0.0544 m，高h=0.0604 m（不含車輪高度），列車模型與橋梁節段模型之間沒有接觸，模型安裝見圖3。

圖1 施工狀態下具有不同腹板形狀的三種主梁斷面 (單位：mm)Fig. 1 Cross sections of the bare girder with different web shapes (unit: mm): (a) section Ⅰ; (b) section Ⅱ; (c) section Ⅲ

圖2 分離式三箱梁斷面氣動力示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the aerodynamic forces on the triple-box girder

圖3 主梁節段模型安裝示意圖Fig. 3 Installation diagram of the girder model

數據采集系統由2個六分量高精度天平和三維超聲波風速儀組成。試驗采用的三維超聲波風速儀型號為Young 81000，風速測試精度為0.05 m/s，采樣頻率為10 Hz。試驗時，將模型通過特殊設計的基座裝置（圖4）水平安裝在六分量高精度天平上，直接測量特定風速和風攻角下作用在模型上的三分力時程并計算各分量的平均值，進而獲得該風攻角下無量綱三分力系數。低風速下測得的試驗數據處于天平量程偏小的區間，為了驗證其精度，進行了天平量程偏小區間的驗證，確認了試驗數據的準確性。由于測力天平數量有限，試驗中兩個和天平外觀相似、尺寸一致的圓柱形連接件和天平按照圖4的布置與橋梁模型支座以及列車模型支座相連。當需要測試車橋系統中主梁的三分力時，將天平和主梁模型支座相連，圓柱形連接件和兩個列車模型支座相連。當需要測試某一側列車時，將天平和對應的列車模型支座相連，圓柱形連接件和另一個列車模型支座以及橋梁模型支座相連。

圖4 測力基座裝置Fig. 4 Aerodynamic force measurement support

1.2 試驗工況

表1列出了主梁節段模型（無列車）測力試驗的工況。試驗風攻角在?12°～12°之間變化，變化步長為1°。在主梁處于±12°風攻角時阻塞率為9.1 %。阻塞率會影響主梁截面表面的壓力分布和流場結構，試驗中應盡量減小阻塞率（抗風規范中建議阻塞率小于5%）。有研究成果表明[24-25]，當阻塞率為10%以下時，對方形橫截面主梁的三分力系數和渦振性能影響較小，相對于低阻塞率不會產生較大的差異。對于扁平箱梁而言[26]，阻塞率大于5%會有明顯的阻塞效應，三分力系數相對于低阻塞率有很大的差異。本文的模型斷面高寬比很小，過小的模型難以模擬主梁斷面和附屬設施的細節（如列車軌道、風屏障柵格等），且小比例模型帶來的雷諾數效應可能會更加明顯，進一步影響測試結果的準確性。鑒于此，本研究沒有采取更小的縮尺比進行試驗。由文獻[27]給出的修正公式得到本文模型在12°和?12°風攻角下的動壓修正系數(1+εs+εW)2分別為1.143和1.092，其中εs表示固壁阻塞系數，εW表示尾流阻塞系數。阻塞率對三分力系數的影響將在后續的工作中進一步研究。

表1 主梁節段模型測力典型工況Table 1 Test cases for the aerodynamic force measurement of the girder model

本文模型外衣用ABS板做成，內部用三根芯梁和橫梁骨架組成。由于做工誤差，主梁模型某處局部的剛度較低，并且測力基座裝置中的連接件的剛度偏低，無法完全滿足剛性試驗條件。在更高風速測試過程中，大風攻角下橋梁節段模型出現了明顯的渦振。為了保證測試精度，本試驗采用了節段模型在所有風攻角下均不發生渦振的較低風速（2.22 m/s、3.15 m/s和4.05 m/s）進行測試，測力試驗在均勻流下進行，湍流度小于0.5%。為了對比腹板形狀對氣動力特性的影響，分別對三種不同腹板形狀的施工期斷面進行了測試。值得一提的是，作者在分離式三箱梁渦振性能試驗研究中對主梁原始設計進行了氣動優化，因此本文在成橋狀態測力試驗中對優化前及優化后的主梁（小倒角斷面）均進行了測試。采取的氣動措施包含[28]：將公路梁總高度3 m的防撞護欄+條形風屏障方案改為1.5 m高的防撞護欄 50 %透風率和3.6 m高的格柵形風屏障方案（總高度4 m）；將公路梁兩道檢修軌道移至內側腹板正下方位置；在公路梁風屏障外側布置9.4 cm高檢修軌道；封閉公路梁內側防撞護欄中間1/2高度；采用35 %透風率格柵封槽。

表2為不同腹板形式主梁氣動力的雷諾數效應工況。為了避免主梁發生渦振，試驗測試了在0°風攻角下不同腹板主梁在雷諾數為1.65×105～6.85×105時的三分力系數，采用的試驗風速分別是2.23 m/s、6.10 m/s、8.00 m/s和9.30 m/s。

表2 不同腹板主梁三分力系數雷諾數效應工況Table 2 Test cases for the Reynolds number effect of the girder with different webs

桃夭門大橋為雙線鐵路橋，列車和橋梁（成橋狀態有氣動措施）存在多種工況組合。表3為成橋狀態（小倒角斷面，包含封槽、封欄桿等氣動措施）車橋氣動干擾測力的試驗工況。由于車橋氣動干擾測力試驗在風攻角?3°、0°和3°時橋梁和列車模型均未發生明顯風致振動，因此，選取10 m/s、15 m/s和20 m/s三個風速分別進行測試。

表3 主梁-列車系統氣動干擾測力試驗工況Table 3 Test cases for the aerodynamic force measurement of the girder-train system

1.3 三分力系數定義

主梁和列車的氣動三分力坐標系的定義如圖2和圖5所示，需要說明的是，列車的力矩中心定義在兩個列車軌頂（即列車輪底）高度中心處。主梁斷面風軸坐標系下的三分力系數定義如下：

圖5 列車三分力示意Fig. 5 Aerodynamic forces on the train

主梁斷面體軸坐標系下三分力系數與風軸系下的三分力系數之間的轉化關系為：

力矩系數在風軸坐標系和體軸坐標系下的表達式相同。其中，U為試驗風速，空氣密度ρ=1.225 kg/m3，L為測力節段模型長度；阻力系數以主梁高度H為參考長度，升力系數、力矩系數均以主梁斷面的寬度B為參考長度。CD(α)、CL(α)、CM(α)分別為α風攻角時風軸坐標系下的阻力系數、升力系數和力矩系數。CH(α)、CV(α) 分別為風攻角α時體軸坐標系下的阻力系數、升力系數。

2 主梁三分力系數測試結果

如表1所示，主梁節段模型共進行了五種狀態的試驗測力試驗。為了方便對比，本文所有橋梁三分力系數均采用相同的高度和寬度進行定義（寬B= 1.1 m，高H= 0.075 m，不含風屏障、防撞欄桿及檢修軌道等附屬設施高度）。

2.1 施工狀態主梁三分力系數

圖6給出了施工狀態不同腹板主梁的三分力系數測試結果。由圖6可知，三種不同腹板主梁三分力系數隨風攻角的變化規律較為一致，即先減小后增大。對于施工狀態的主梁，阻力系數在負攻角時較大，在?1° ～ 10°風攻角范圍內，三種腹板主梁的阻力系數均小于1。大倒角和小倒角直線型腹板主梁阻力系數的最小值分別出現在α= 5°和α= 6°，圓形腹板主梁的阻力系數在α= 4°時最小。在?12°～10°風攻角變化范圍內，三種不同斷面主梁的升力系數和力矩系數曲線斜率都為正，說明施工期主梁有較好的顫振穩定性[29-30]。風攻角在10°～12°變化范圍內，三種腹板形狀主梁的升力系數和力矩系數曲線斜率均為負，隨著攻角進一步增大，若超大跨度（數千米）橋梁采用分離式三箱梁斷面，可能會發生馳振和單自由度扭轉顫振[31]。由圖6可見，主梁在施工狀態不同斷面下的靜力三分力系數差異不大，說明腹板形狀對分離式三箱梁的三分力系數影響很小。

圖6 施工狀態不同斷面下主梁三分力系數Fig. 6 Aerodynamic force coefficients of the bare girder with different web shapes

2.2 成橋狀態主梁三分力系數

為方便對比，圖7給出了主梁節段模型在成橋狀態下（小倒角斷面），主梁有無氣動措施三分力系數以及施工期靜力三分力系數隨風攻角變化的曲線。將工況1（施工期小倒角）和工況5（成橋狀態有氣動措施）的主梁三分力系數曲線放在一起比較。從圖7可以發現，風攻角從最小?12°變化至最大12°時，兩種狀態下主梁的阻力系數變化趨勢都是先減小后增大，而施工狀態小倒角斷面主梁的阻力系數增大的趨勢滯后了許多。兩種狀態下的升力系數和力矩系數隨風攻角變化的趨勢一致。由于欄桿、風屏障等附屬設施的存在，主梁阻力系數數值整體增大，可見成橋狀態下的主梁較施工狀態下的主梁受到的靜風阻力更大。

圖7 成橋狀態主梁三分力系數(小倒角斷面)Fig. 7 Aerodynamic force coefficients of the girder (section Ⅰ)

從圖7可以看出，在成橋狀態下增加氣動措施之后會引起三分力系數的改變。成橋無氣動措施時，主梁的三分力系數曲線?8°～0°風攻角區間內存在明顯波動，且在?8°到?7°處出現明顯突變，推測是多體斷面流場結構形態的變化[32]，王光崇[33]研究的分離式雙箱梁的阻力系數和升力系數曲線在?5°也發生了突變，其中的機理需要通過流場顯示，利用CFD數值模擬和PIV（Particle Image Velocimetry）可視化技術進一步研究。

當風攻角從?8°到?7°，成橋狀態下未增加氣動措施主梁的升力系數曲線斜率從正變為負，可能引起馳振。在增加氣動措施之后，三分力系數隨風攻角變化的曲線變得更加平滑。可以看出，格柵封槽等氣動措施在改善主梁的渦振性能[28]的同時，使得主梁的三分力系數隨風攻角變化的曲線變得相對平緩。在風攻角?12°～?9°范圍內，成橋狀態下主梁的力矩系數曲線斜率為負，可能引發單自由度扭轉顫振。

成橋有氣動措施時，主梁的阻力系數與王光崇[33]和郭夏[34]得到的分離式雙箱梁阻力系數隨風攻角變化的趨勢均比較接近，即先減小后增大且拐點大約在風攻角為?2°到0°之間；所測風攻角范圍內，主梁的升力和力矩系數曲線斜率大多數為正，和一般扁平箱梁和分離式雙箱梁變化規律基本一致[34]。

2.3 主梁雷諾數效應

圖8給出了攻角0°下施工期大倒角直線型腹板主梁和圓形腹板主梁的靜力三分力系數隨雷諾數的變化情況。從圖8（a）可見，大倒角直線型腹板和圓形腹板主梁的阻力系數在雷諾數1.65×105～6.85×105有明顯波動。大倒角直線型腹板主梁阻力系數隨雷諾數增加而減小，阻力系數由從0.897下降到0.678，下降幅度為24.4 %。圓形腹板主梁阻力系數高于大倒角腹板主梁，隨著雷諾數的增加，阻力系數出現先減小后增大的趨勢。在雷諾數為5.87×105時阻力系數最小數值為0.798，相較于最大時的1.171減小31.9 %。

圖8（b）中可見，兩種腹板形式主梁的升力系數在試驗雷諾數范圍內無明顯波動，圓形腹板主梁升力系數數值高于大倒角腹板主梁，在雷諾數為6.85×105時最大差值為0.063。對比圖8（c），圓形腹板主梁的力矩系數隨雷諾數的增加而減小，力矩系數由0.038降低到0.027，變化幅度為28.9 %。大倒角腹板主梁的力矩系數無明顯變化。在雷諾數為6.85×105時，兩種腹板形式主梁的力矩系數相近。

圖8 不同腹板形式主梁的雷諾數效應比較Fig. 8 Comparison of the Reynolds number effect for the girder with different webs

在一定雷諾數范圍內，兩種腹板形式主梁的三分力系數隨雷諾數的變化趨勢差異較大。大倒角直線型腹板主梁阻力系數隨雷諾數的增大呈下降趨勢，升力系數和力矩系數并無明顯的變化趨勢。圓形腹板主梁的阻力系數和力矩系數隨雷諾數變化有較大波動，力矩系數無明顯變化。

3 車橋系統試驗結果分析

3.1 不同來流風速的影響

橋梁節段模型風洞試驗中, 因橋道斷面較為鈍化、繞流分離點較為固定, 試驗中一般可忽略雷諾數的影響[35-36]。CRH3列車斷面雖近似矩形, 但周邊采用弧形圓滑斷面, 其繞流分離點與雷諾數有關。已有研究[37]表明在車—橋系統定常氣動力測試中通常可忽略雷諾數的影響。

表4對比了當列車處于迎風側時不同風速下0°風攻角的車橋系統三分力系數（主梁為小倒角斷面）。測試結果表明，列車-主梁系統在不同風速下的三分力系數差別很小，即雷諾數的影響很小。因此，表5～表7中給出的測試結果均為所有測試風速下三分力系數的均值。為便于比較，在本節中所有主梁三分力系數均采用相同的高度和寬度進行定義，寬B= 1.093 m，高H= 0.075 m（不含風屏障、防撞欄桿及檢修軌道等附屬設施高度）。

表4 不同風速下的主梁與列車三分力系數Table 4 Aerodynamic force coefficients of the girder and the train under different wind speeds

表5 僅列車/主梁的三分力系數Table 5 Aerodynamic force coefficients of the single train or the girder

3.2 單列車-主梁系統

為分析車橋系統車輛和主梁氣動力的相互影響，首先測試了0°攻角下僅橋梁的三分力系數，相關結果如表5所示。需要說明的是，表5中列車模型的三分力系數來自參考文獻[38]，文獻中的列車模型采用CRH2列車，寬為0.076 m，高為0.074 m，與本文中CRH3列車斷面氣動外形相似，CRH2和CRH3列車在低風速下測得的阻力系數差異較小[39]。

為研究單列車處于主梁不同位置時主梁-列車系統列車和主梁氣動力的相互影響，將0°風攻角下單列車在不同車道時列車與主梁三分力系數進行對比分析。如表6所示，當列車處于主梁上時，由于公路梁風屏障（2.5 m高50%透風率的風屏障+1.5 m 高防撞護欄，總高4 m））和鐵路梁風屏障（50%透風率，高度3.6 m）的雙重減風作用，列車的阻力系數顯著降低[40]。試驗中的列車是靜止的，靜態列車模型模擬動態列車會導致風偏角和實際風偏角不符合，對高速列車通過橋梁時的氣動特性估計不準確[13]。關于風偏角對列車氣動性能的影響將在后續的工作中進一步研究。

表6 主梁系統三分力系數(單列車)Table 6 Aerodynamic force coefficients of the train-girder system (single train)

列車的存在使主梁的阻力系數略有降低；列車位于迎風側（車道1）和背風側（車道2）時，由于列車離主梁前緣較遠且幾乎處于主梁形心上方，列車位于迎風側或背風側對主梁的影響差別不大；列車的存在改變了主梁上緣流場結構，使主梁的升力系數數值略微增大；車橋之間的氣動干擾對主梁的力矩系數影響較小。

3.3 雙列車-主梁系統

由于橋梁為雙線鐵路橋梁，可能出現雙車交會的情況。風攻角0°、兩列車同時存在時列車與主梁的三分力系數如表7所示。

表7 主梁系統三分力系數(雙列車)Table 7 Aerodynamic force coefficients of the train-girder system (double trains)

對比表7、表6和表5可以發現，與單列車-主梁系統類似，雙列車的存在使主梁的阻力系數顯著減小，而升力系數和力矩系數較之變化不大。單列車位于迎風側時的列車和雙列車時位于迎風側的列車，兩者的阻力系數和力矩系數十分接近，前者的升力系數要小于后者。雙車同時存在時，由于迎風側列車的遮擋效應，背風側車輛的氣動力顯著減小，與李永樂等[41]的研究結果一致。當雙車交會時，背風側列車受到的力突降，會車后，背風側列車受到的風荷載又突增。在整個會車過程中，列車風荷載突降又突增，影響列車的穩定性，對行車的舒適性和安全性極為不利。

3.4 不同風攻角對列車-主梁系統的影響

圖9給出了在?3°、0°和3°風攻角下，無列車、單列車存在和雙列車同時存在時主梁的三分力系數。從圖9可知，在?3°、0°和3°三個攻角下，相對于無列車影響的主梁，迎風側列車存在時，主梁的阻力系數分別下降了17.3 %、10.1 %和8 %。雙列車的存在導致主梁的阻力系數分別下降了43.9 %、29.1 %和57.3 %。在±3°攻角下，列車的氣動干擾使主梁的力矩系數數值降低。在不同風攻角下，列車的存在相對于無列車時會使主梁的升力系數值提高。在攻角0°下，列車的存在使主梁的力矩系數數值略有增大。

圖9 不同攻角下列車對主梁三分力系數的影響Fig. 9 Effect of trains on the aerodynamics force coefficients of the girder at different wind attack angles

4 結 論

本文對分離式三箱梁橋主梁-列車系統開展了節段模型測力風洞試驗，測試了多種車橋組合工況下橋梁和列車的靜力三分力系數，研究了氣動干擾效應。主要結論如下：

1）直角或曲線腹板形式對分離式三箱梁的三分力系數影響很小。在風攻角10°～12°范圍內，施工期主梁的升力系數和力矩系數為負，對于主梁可能產生較大靜風位移的超大跨度橋梁而言，有發生馳振和單自由度扭轉顫振的風險。

2）成橋無氣動措施時，分離式三箱梁在風攻角從?8°變到?7°時，主梁的升力系數斜率從正變為負，可能發生馳振；在風攻角?12°～?9°范圍內，主梁的力矩系數曲線斜率為負，可能發生單自由度扭轉顫振；三分力系數曲線出現突變，推測是多體斷面流場結構形態的變化。

3）氣動措施對分離式三箱梁的三分力系數影響較大。封槽蓋板等氣動措施使主梁的三分力系數曲線變得更加平滑；成橋狀態分離式三箱梁的三分力系數隨風攻角的變化規律與分離式雙箱梁和一般扁平箱梁十分接近。

4）不同腹板形式主梁的三分力系數在一定雷諾數范圍內隨雷諾數的變化趨勢差異較大。大倒角直線型腹板主梁阻力系數隨雷諾數的增大呈下降趨勢，升力系數和力矩系數并無明顯的變化趨勢。圓形腹板主梁的阻力系數和力矩系數隨雷諾數變化有較大波動，力矩系數無明顯變化。

5）列車與分離式三箱梁間存在顯著的氣動干擾，且不同風攻角間存在明顯差異。單個列車存在時，列車所處的軌道位置對主梁的三分力系數影響不大；當兩列車相遇時，主梁的阻力系數較無列車和單列車工況明顯減小。列車的存在對主梁的升力系數和力矩系數影響不大。雙列車會車時，背風側列車受到的氣動力先突降后突增，對行車安全不利。