蘇 益 ，李明水 ，楊 陽 ，段青松

（1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2. 西南交通大學(xué)風(fēng)工程四川省重點實驗室，四川 成都610031）

抖振是紊流作用引起的結(jié)構(gòu)隨機振動，以紊流中脈動部分引起的結(jié)構(gòu)強迫振動為主，一般不會引起災(zāi)難性破壞，但會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的功能性障礙，且在任意風(fēng)速下均可發(fā)生. 對于橋梁結(jié)構(gòu)而言，過大的抖振會危及結(jié)構(gòu)安全、影響行人及車輛舒適度、縮短部分構(gòu)件疲勞壽命等. 隨著人們對橋梁風(fēng)工程深入研究發(fā)現(xiàn)，風(fēng)敏感的橋梁結(jié)構(gòu)不僅限于大跨度橋梁，很多短、中跨橋梁結(jié)構(gòu)也被歸為風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)中，如某些人行橋梁等[1]. 近年來更有多座山區(qū)懸挑式觀景廊橋出現(xiàn)，諸如科羅拉多U型廊橋、重慶云陽廊橋、重慶萬盛廊橋等，且懸挑長度不斷增大. 目前山區(qū)橋梁抗風(fēng)大都針對懸索橋及斜拉橋等大跨度橋梁[2-3]，此類懸挑式廊橋的抗風(fēng)問題研究極少. 并且由于山區(qū)風(fēng)環(huán)境的復(fù)雜性，尚無法利用規(guī)范獲得設(shè)計參數(shù)，需通過風(fēng)洞試驗等手段進行研究.

山區(qū)地形復(fù)雜，局部風(fēng)環(huán)境影響因素多，深入研究橋位風(fēng)環(huán)境是山區(qū)橋梁抗風(fēng)設(shè)計的前提[4-6]. 山區(qū)各類風(fēng)場特性參數(shù)對結(jié)構(gòu)三分力系數(shù)及抖振響應(yīng)均有影響[7]. 文獻[8]中就風(fēng)場參數(shù)的不確定性對風(fēng)振響應(yīng)的影響做過研究，并給出相應(yīng)結(jié)論. 河南新鄉(xiāng)南太行關(guān)山一號拉索觀景廊橋建于海拔1 533 m懸崖邊緣，懸挑長度70 m，設(shè)計風(fēng)速48 m/s. 本文以該廊橋結(jié)構(gòu)為背景，針對各風(fēng)場特性進行風(fēng)洞試驗，根據(jù)試驗結(jié)果分析各參數(shù)對結(jié)構(gòu)三分力及抖振響應(yīng)的影響，并給出結(jié)構(gòu)等效靜力風(fēng)荷載，為山區(qū)風(fēng)環(huán)境下類似長懸挑結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計與研究提供參考.

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)備及模型

試驗在西南交通大學(xué)3號風(fēng)洞中進行. 風(fēng)洞試驗段截面尺寸22.5 m × 4.5 m，風(fēng)速范圍1.0～16.5 m/s.試驗段底壁設(shè)有轉(zhuǎn)盤，可實現(xiàn)風(fēng)向角的變換. 試驗采用5 kg、5分量天平測量懸挑底部的基底力，并用激光位移傳感器測量懸挑尖端的位移響應(yīng).

綜合考慮結(jié)構(gòu)尺寸、地形特點，及阻塞率要求，在風(fēng)洞中最大限度地還原了橋址處地形. 模型幾何縮尺比為1∶50. 模型主梁長1.4 m，最寬位置0.463 m，在風(fēng)洞中的阻塞率小于5%，滿足試驗要求.

1.2 大氣邊界層模擬

試驗段配備由尖塔、擋板和粗糙元等組成的邊界層模擬裝置. 試驗設(shè)計了3種風(fēng)場，并在2種風(fēng)速下分別進行. 經(jīng)測量，3種風(fēng)場特性參數(shù)如表1所示.表中： Um為試驗風(fēng)速； Uf為實際風(fēng)速； Iu、 Iw分別為 u 、w方向紊流度； Lu、 Lw分別為 u 和 w 方向紊流積分尺度. 模擬風(fēng)譜在橋梁抖振所依賴的折算頻率范圍內(nèi)（ f ＞10-1）與von Kármán譜吻合良好，滿足抖振試驗要求.

表1 各類風(fēng)場特性參數(shù)Tab.1 Characteristic parameters of wind fields

1.3 試驗工況

試驗共分兩部分，第1部分為剛性模型測力試驗，獲得結(jié)構(gòu)靜力三分力系數(shù)；第2部分為通過擬彈性模型準(zhǔn)確模擬結(jié)構(gòu)動力特性，測量結(jié)構(gòu)的抖振響應(yīng). 圖1為模型風(fēng)洞試驗圖. 由圖1可知，廊橋周邊山體均為近似垂直于水平面的懸崖. 當(dāng)結(jié)構(gòu)處于0°風(fēng)向角時，來流向廊橋受風(fēng)面幾乎沒有山體遮擋；當(dāng)結(jié)構(gòu)處于180° 風(fēng)向角時，順風(fēng)向廊橋的受風(fēng)面有部分山體遮擋，遮擋寬度約為橋長的1/4～1/3.

試驗風(fēng)攻角及風(fēng)向角示意圖如圖2所示，圖中：風(fēng)攻角包含 - 3°、0°、 + 3°；三分力系數(shù)試驗包括0°～180° 范圍內(nèi)風(fēng)向角；抖振試驗包括全部角度；試驗在前述3種風(fēng)場及2種風(fēng)速下進行.

圖1 模型風(fēng)洞試驗示意Fig.1 Schematic of model and wind tunnel test

圖2 風(fēng)洞試驗風(fēng)向角及風(fēng)攻角示意Fig.2 Diagram of wind direction and angle of attack

2 靜力三分力系數(shù)結(jié)果及分析

靜力三分力系數(shù)是表征各類結(jié)構(gòu)斷面在平均風(fēng)作用下受力大小的無量綱系數(shù)，反映了風(fēng)對結(jié)構(gòu)的定常氣動力作用. 根據(jù)試驗得到結(jié)構(gòu)在體軸系下的靜力三分力系數(shù)，如圖3所示. 圖中： CV、 CH、CM分別為升力系數(shù)、阻力系數(shù)和扭矩系數(shù)； α 為風(fēng)向角.

由圖3可知，隨著風(fēng)攻角和風(fēng)向角變化，場地模型對風(fēng)場影響明顯，三分力系數(shù)變化較大. 3個風(fēng)攻角各曲線隨風(fēng)向角改變的變化趨勢大體相同，但系數(shù)值有明顯差別. 因地形不對稱等差異，0°～90° 和 90°～180° 的三分力系數(shù)未呈現(xiàn)對稱的結(jié)果，前者各系數(shù)值普遍高于后者.

由于山體地形的影響，從0°～180° 隨風(fēng)向角改變 CV呈現(xiàn)明顯的先增大后減小的整體趨勢. 在來流風(fēng)方向當(dāng)山體處于橋體下風(fēng)側(cè)時，山體對來流風(fēng)的阻擋引起風(fēng)沿崖壁折向橋體的回流會使結(jié)構(gòu)的CV增大，但因考慮當(dāng)風(fēng)向與崖壁垂直時懸崖對風(fēng)能量的消耗也最大，因此， CV最大值未出現(xiàn)在90°.

CH呈現(xiàn)出先增大后減小、再增加后減小的趨勢，其最大值出現(xiàn)在25° 附近. 隨著風(fēng)向角繼續(xù)增大，風(fēng)向與結(jié)構(gòu)阻力方向（橫橋向）夾角逐漸減小，至 90° 達到最小， CH達 到最小值. 而后 CH向相反方向增大至155° 附近達到最大，因山體在來流向的遮擋導(dǎo)致結(jié)構(gòu)處平均風(fēng)速降低， CH減小.

CM大體呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢，0°和 + 3°風(fēng)攻角 CM最大值出現(xiàn)在 10° 附近， - 3°風(fēng)攻角 CM最大值出現(xiàn)在 135°. + 3° 和 0° 攻角在 90° 附近 CM減小到 0，而 - 3° 攻角在 45° 附近 CM已減小至0，且方向改變， + 3° 攻角下的扭矩系數(shù)方向基本沒有變化.

圖3 三分力系數(shù)曲線Fig.3 Curves of aerostatic force coefficients

3 抖振響應(yīng)結(jié)果及分析

3.1 抖振響應(yīng)試驗結(jié)果

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》[9]（以下簡稱《橋規(guī)》）對限幅振動計算的規(guī)定，將此類廊橋結(jié)構(gòu)視為橋梁的單懸臂狀態(tài)，依據(jù)相關(guān)力學(xué)知識可知此類結(jié)構(gòu)最大位移響應(yīng)將發(fā)生在懸挑最外緣，試驗選取該點進行測量.

經(jīng)對各工況試驗數(shù)據(jù)處理分析，得到模型在紊流場中的風(fēng)致響應(yīng). 在3種風(fēng)場、2種風(fēng)速、3個攻角下，實橋橫向、豎向及扭轉(zhuǎn)3個方向的位移響應(yīng)均方根（σx、σy、σθ）隨風(fēng)向角變化的曲線如圖 4所示.

圖4 各風(fēng)場抖振響應(yīng)變化曲線Fig.4 Structural buffeting responses in different wind fields

3.2 抖振響應(yīng)結(jié)果分析

3.2.1 抖振響應(yīng)隨風(fēng)向角的變化趨勢

由圖4可以看出，當(dāng)結(jié)構(gòu)位于山體上風(fēng)側(cè)（0°～180°）時，σx、σy、σθ均呈現(xiàn)明顯的先減小后增大趨勢，當(dāng)山體處于結(jié)構(gòu)側(cè)面（0°附近）或部分山體位于結(jié)構(gòu)上風(fēng)側(cè)（180° 附近）時，山體會引起來流風(fēng)紊流度增大，致使結(jié)構(gòu)響應(yīng)均方根較大，因此結(jié)構(gòu)處于 45°～135° 風(fēng)向角內(nèi)時其響應(yīng)均方根較小，90°附近達到最小，其余風(fēng)向角下結(jié)構(gòu)響應(yīng)均方根較大，且在180° 附近達到最大.

對于橋梁結(jié)構(gòu)，其不僅受法向來流風(fēng)影響很大，在具有一定風(fēng)向角的斜風(fēng)作用下結(jié)構(gòu)具有同樣大的不利影響[10-11]. 再考慮到結(jié)構(gòu)所處當(dāng)?shù)仫L(fēng)環(huán)境，國內(nèi)外諸多學(xué)者已做了相當(dāng)?shù)膶嶒?，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)最不利響應(yīng)值通常出現(xiàn)在與結(jié)構(gòu)法向具有一定角度的斜風(fēng)作用下，在懸挑屋蓋中也觀察到類似的現(xiàn)象[12]. 因此需對此類地處復(fù)雜山區(qū)的懸挑結(jié)構(gòu)在斜風(fēng)作用下的風(fēng)致響應(yīng)引起足夠的重視.

當(dāng)結(jié)構(gòu)位于山體下風(fēng)側(cè)（180°～360°），在來流向隨著山體對結(jié)構(gòu)遮擋面積的增大，結(jié)構(gòu)尖端各響應(yīng)均整體呈現(xiàn)減小的走勢，但在來流向山體剛好遮擋在結(jié)構(gòu)尖端附近時，引起結(jié)構(gòu)尖端局部紊流度增大，致其抖振響應(yīng)增大，即風(fēng)向角在180°～360° 范圍內(nèi)抖振響應(yīng)整體呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，且在225° 及 300° 附近出現(xiàn)局部峰值. 觀察結(jié)構(gòu)在山體上風(fēng)側(cè)（60°～120°）和結(jié)構(gòu)處在完全被山體遮擋的下風(fēng)側(cè)（240°～300°），引起前者結(jié)構(gòu)響應(yīng)的脈動風(fēng)主要由來流風(fēng)的脈動成分提供，后者在此基礎(chǔ)上加之由山體及橋塔引起的脈動成分. 雖然后者結(jié)構(gòu)被山體及橋塔遮擋，但其抖振響應(yīng)并未呈現(xiàn)整體低于前者的態(tài)勢，甚至部分響應(yīng)高于前者. 因此抖振響應(yīng)不僅要考慮橋塔風(fēng)效應(yīng)的影響[13]，山區(qū)風(fēng)環(huán)境下結(jié)構(gòu)位于山體下風(fēng)側(cè)時地形的干擾亦需加以重視.

3.2.2 風(fēng)攻角對抖振響應(yīng)的影響

在同一風(fēng)速下，不同風(fēng)攻角下的抖振響應(yīng)變化趨勢大體相同，同一風(fēng)向角下各攻角抖振響應(yīng)差值相對較小，僅在個別位置出現(xiàn)較大差異，且沒有明顯的規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)在此 ± 3° 較小幅度范圍內(nèi)，不同風(fēng)攻角對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)的結(jié)果影響不大.

3.2.3 風(fēng)速對抖振響應(yīng)的影響

通過2種不同風(fēng)速下所得抖振響應(yīng)值發(fā)現(xiàn)，風(fēng)速對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)隨風(fēng)向角改變的變化趨勢幾乎沒有影響，但其對各響應(yīng)值的影響較為顯著，較高風(fēng)速下各抖振響應(yīng)值均明顯大于低風(fēng)速下的各項響應(yīng)值. 比較發(fā)現(xiàn)，本次試驗較高風(fēng)速約為低風(fēng)速的1.5倍，高風(fēng)速下 σx約為低風(fēng)速下 σx的1.5倍， σy約為低風(fēng)速的1.8倍， σθ約為低風(fēng)速的1.9倍. 風(fēng)場II和風(fēng)場III同樣進行了2種風(fēng)速的試驗，結(jié)果與風(fēng)場I相同，抖振響應(yīng)圖不再贅余.

3.2.4 紊流度對抖振響應(yīng)的影響

在設(shè)計風(fēng)速下，通過比較風(fēng)場I和風(fēng)場II結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)值探討紊流度I的改變對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)I的變化對不同方向抖振響應(yīng)的影響不同. 當(dāng)結(jié)構(gòu)位于山體上風(fēng)側(cè)時，I的變化對 σx影響較小. 但隨著I的增大 σy及σθ有較大變化，雖然其隨著風(fēng)向角的變化沒有明顯的規(guī)律性，但在各風(fēng)向角下均明顯增大. 由表1可知風(fēng)場I較風(fēng)場II的Iu增大約 40.7%，Iw增大約 46.4%. 在此定義 ?σIi為隨I的增大各抖振響應(yīng)的增幅，由式（1）計算.

式中：i為 x、y、θ；σIi、σIIi分別為 I類和 II類風(fēng)場橫向、豎向、扭轉(zhuǎn)抖振響應(yīng)均方根； ?σIi分別為由紊流度變化引起的橫向、豎向、扭轉(zhuǎn)抖振響應(yīng)均方根的增幅.

在設(shè)計風(fēng)速下3種抖振響應(yīng)增幅隨I增大的變化情況如圖5所示，并將各工況下 ? σIi變化情況匯見表2.

3.2.5 紊流積分尺度對抖振響應(yīng)的影響

紊流積分尺度是脈動風(fēng)中紊流渦旋平均尺寸的量度，其大小決定了脈動風(fēng)對結(jié)構(gòu)作用的影響范圍，如果紊流渦旋增大至可以將結(jié)構(gòu)包含其中，則結(jié)構(gòu)各部位所受的脈動風(fēng)荷載會疊加，相反，脈動風(fēng)荷載可能會互相抵消[14]. 通過比較在設(shè)計風(fēng)速下的風(fēng)場II和風(fēng)場III中廊橋結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)值探討積分尺度L的改變對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)的影響. 由表1可知，風(fēng)場III較風(fēng)場II ，Lu增大約20.1%，Lw增大約23%. 在此，定義?σLi為隨L的增大各抖振響應(yīng)的增幅，由式（2）計算.

式中： ? σLi為對應(yīng)由積分尺度變化引起的各響應(yīng)增幅； σIIIi為III類風(fēng)場抖振響應(yīng)均方根.

在設(shè)計風(fēng)速下各抖振響應(yīng)隨L增大的變化情況如圖6所示，并將結(jié)果匯總于表3.

由圖6發(fā)現(xiàn)L變化對不同抖振響應(yīng)影響不同.L的改變對 σx幾乎無影響，各風(fēng)向角 σy隨L的增大整體呈現(xiàn)增大的趨勢，各風(fēng)向角 σθ在 ± 3° 攻角下隨L的增大整體增大，但在0° 攻角下受L影響較小.

圖5 各抖振響應(yīng)隨紊流度改變的增幅Fig.5 Increments of buffeting responses with the variation of turbulence intensity

表2 紊流度的變化對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)的影響Tab.2 Effects of variation of turbulence intensity on the structural buffeting responses

圖6 各抖振響應(yīng)隨紊流積分尺度改變的增幅Fig.6 Increments of buffeting responses with the variation of turbulence integral scale

表3 紊流積分尺度的變化對結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)的影響Tab.3 Effects of variation of turbulence integral scale on the structural buffeting responses

4 等效風(fēng)荷載

自然風(fēng)產(chǎn)生的風(fēng)荷載由兩部分組成：平均風(fēng)作用產(chǎn)生的平均風(fēng)荷載；脈動風(fēng)引起的動力風(fēng)荷載. 通常將后者分為脈動風(fēng)的背景作用和結(jié)構(gòu)慣性力作用. 現(xiàn)行各國橋梁抗風(fēng)規(guī)范中計算一般只考慮順風(fēng)向風(fēng)荷載，且對于順風(fēng)向風(fēng)荷載的計算通常都忽略脈動風(fēng)中與結(jié)構(gòu)自振頻率相近而產(chǎn)生的共振響應(yīng).《橋規(guī)》在橋梁靜力風(fēng)荷載作用計算時，可僅考慮靜陣風(fēng)荷載，且因抖振慣性力與平均風(fēng)效應(yīng)和背景脈動效應(yīng)不能直接疊加，該規(guī)范靜陣風(fēng)荷載的計算方法亦為忽略抖振慣性力，在設(shè)計中將導(dǎo)致結(jié)果偏小，使設(shè)計偏于不安全. 該部分計算復(fù)雜且較難把握，為此將脈動風(fēng)荷載等效為響應(yīng)相同的靜力風(fēng)荷載成為十分有效的手段[3]. 鑒于此類人行橋梁結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)橋梁在外形及力的分配等方面存在明顯的差異，其等效風(fēng)荷載的獲得有待研究，以便用于設(shè)計.根據(jù)實際地形情況，將橋址地形視為B類風(fēng)場（抖振試驗中風(fēng)場I即為B類風(fēng)場）進行計算分析.

對于橋梁結(jié)構(gòu)來說，《橋規(guī)》中將平均風(fēng)作用和風(fēng)的背景脈動兩部分合并，定義靜陣風(fēng)系數(shù) GV為總響應(yīng)與平均風(fēng)響應(yīng)之比，并給出了不同地表類別隨水平加載長度變化的 GV的取值表格.

依據(jù)《橋規(guī)》可得結(jié)構(gòu)在橫橋向風(fēng)荷載作用下主梁單位長度上的橫向等效風(fēng)荷載為[9]

式中： FH為作用在主梁單位長度上的靜陣風(fēng)荷載；ρ為空氣密度； U0為靜陣風(fēng)風(fēng)速；H為主梁投影高度.

根據(jù)隨機振動理論，響應(yīng)譜 Sx(ω) 、速度譜Sv(ω) 、 加速度譜 Sa(ω) 的關(guān)系為

式中： ω 為圓頻率.

本文抖振試驗為結(jié)構(gòu)在脈動風(fēng)作用下產(chǎn)生的總的抖振響應(yīng). 因此可根據(jù)風(fēng)洞試驗抖振響應(yīng)值，按照抖振慣性力計算公式[15]得到結(jié)構(gòu)所受脈動風(fēng)荷載，并與基于三分力系數(shù)結(jié)果得到的平均風(fēng)荷載整合，獲得結(jié)構(gòu)靜力等效風(fēng)荷載.

結(jié)構(gòu)每延米脈動風(fēng)荷載為

式中： g 為峰值因子； l 為主梁長度； m (x) 為單位長度主梁質(zhì)量； φ (x) 為 結(jié)構(gòu)振型； σ (x) 為抖振位移響應(yīng)均方根； x 為橋軸向坐標(biāo).

平均風(fēng)荷載：

式中： U 為平均風(fēng)速.

結(jié)構(gòu)靜力等效風(fēng)荷載為

結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)及等效風(fēng)荷載最大值出現(xiàn)在25°風(fēng)向角，根據(jù)式（3）～（7）計算得到橋梁規(guī)范及基于風(fēng)洞試驗結(jié)構(gòu)最大橫橋向等效風(fēng)荷載計算結(jié)果如表4，表中計算誤差值為以風(fēng)洞試驗值為基礎(chǔ)的《橋規(guī)》計算結(jié)果的誤差值，即為二者差值與試驗值的比值.

表4 等效風(fēng)荷載計算結(jié)果Tab.4 Results of equivalent wind loading

文中觀景廊橋?qū)偃诵袠蛄海Y(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)橋梁結(jié)構(gòu)有明顯區(qū)別. 此結(jié)構(gòu)固有頻率高（結(jié)構(gòu)一階橫向頻率高達2.41 Hz）、剛度大，為特殊的單懸臂結(jié)構(gòu)，且主梁包含箱梁及桁架梁兩種結(jié)構(gòu)形式. 通過橋梁規(guī)范以及風(fēng)洞試驗響應(yīng)值對結(jié)構(gòu)等效風(fēng)荷載的計算比較發(fā)現(xiàn)，利用橋梁規(guī)范的計算結(jié)果明顯高于試驗值，規(guī)范設(shè)計偏于安全. 橋梁規(guī)范的計算忽略了脈動風(fēng)譜中與結(jié)構(gòu)自振頻率相近的共振部分，通過靜陣風(fēng)系數(shù)將平均風(fēng)作用和風(fēng)的背景脈動放大得到二者的綜合效應(yīng)，即為靜陣風(fēng)荷載. 在將風(fēng)的作用僅當(dāng)作靜力作用考慮并忽略共振部分原本是偏于不安全的，但因該結(jié)構(gòu)水平加載長度小，頻率高，共振部分影響小，按規(guī)范取值中靜陣風(fēng)系數(shù)過大，使靜力風(fēng)荷載作用放大較多，風(fēng)荷載計算結(jié)果高于試驗值30%，即使用橋梁規(guī)范計算該結(jié)構(gòu)等效風(fēng)荷載過于保守，對于此類結(jié)構(gòu)橋梁規(guī)范的計算方法及靜陣風(fēng)系數(shù)取值有待商榷及進一步分析. 通過風(fēng)洞試驗獲得的結(jié)構(gòu)靜力等效風(fēng)荷載，綜合考慮了平均風(fēng)、脈動風(fēng)的背景脈動，以及脈動風(fēng)引起的共振部分，其每延米結(jié)構(gòu)等效風(fēng)荷載可直接用于結(jié)構(gòu)設(shè)計.

5 結(jié) 論

（1） 隨著風(fēng)向角改變，結(jié)構(gòu)三分力系數(shù)呈現(xiàn)規(guī)律的變化趨勢，山體對三分力系數(shù)影響顯著，其對來流風(fēng)的阻擋導(dǎo)致平均風(fēng)速的降低使阻力系數(shù)減小，且來流風(fēng)沿崖壁向上的回流會使升力系數(shù)增大.

（2） 風(fēng)向角在 0°～180° 和 180°～360° 內(nèi)變化，抖振響應(yīng)呈現(xiàn)明顯先減小后增大的走勢，結(jié)構(gòu)在一定偏角的斜風(fēng)作用下抖振響應(yīng)達到最大，且當(dāng)結(jié)構(gòu)位于山體及橋塔下風(fēng)側(cè)時其抖振響應(yīng)可能高于上風(fēng)側(cè)，結(jié)構(gòu)設(shè)計時需加以重視.

（3） ± 3° 小幅度范圍內(nèi)風(fēng)攻角對抖振響應(yīng)的結(jié)果影響不大. 因同一風(fēng)場風(fēng)速不同引起標(biāo)準(zhǔn)差的變化，較高風(fēng)速下各響應(yīng)值明顯大于低風(fēng)速各響應(yīng)值.

（4） 結(jié)構(gòu)橫向抖振響應(yīng)受紊流度的變化影響較小，豎向及扭轉(zhuǎn)響應(yīng)隨紊流度的增加增幅較大.

（5） 紊流積分尺度的變化對結(jié)構(gòu)橫向抖振響應(yīng)幾乎無影響，隨著紊流積分尺度的增大，豎向響應(yīng)相應(yīng)增大，扭轉(zhuǎn)響應(yīng)在 ± 3° 攻角下整體增大，但在 0°攻角下受積分尺度影響較小.

（6） 針對此類頻率高、剛度大的單懸臂結(jié)構(gòu)，《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》對結(jié)構(gòu)等效風(fēng)荷載的計算偏于保守，靜陣風(fēng)系數(shù)取值有待修正. 基于試驗獲得的等效風(fēng)荷載綜合考慮了平均風(fēng)及脈動風(fēng)作用，可直接用于結(jié)構(gòu)設(shè)計.