矩形柱体的分离再附流动和气动特性不仅是结构风工程领域的基础研究问题，也是大跨桥梁、高层建筑等工程实际中的热点问题[1]。5:1矩形柱体由于同时具有分离和再附两种流动特征，是高速铁路扁平箱梁等工程结构的基本组成部分，因此被学者们广泛研究[2]，且取得了许多较为成熟的研究成果[3]，WU等[4]研究表明，随着攻角α的增加，底部表面分离剪切层会完全再附着，当α≥4°时顶部表面为完全分离流动。但目前鲜有学者研究附属结构对5:1矩形柱体气动力的影响，特别是开缝式柔性膜结构。刚性风屏障是高速铁路桥梁常见的附属结构设施[5]，关于风屏障参数对列车桥梁气动力的影响，已有较多的学者进行了研究，如关于风屏障的透风率[6,7]、高度[8]和百叶窗型[9]，也研究了不同形式的桥梁结构，如高速铁路扁平箱梁[10]、大跨度桁架桥[11]、公铁两用双层桥梁[12]等。但刚性风屏障由于具有较大的迎风面积且会干扰流场，增加桥梁结构的阻力和力矩[13]，在某些情况下会削弱桥梁抗风性能。而在自然界中，生物体结构往往是柔性和灵活的[14]，这不同于大多是刚性的工程结构。目前在强化传热、能量收集、化工物混合等工程领域，柔性结构已得到了成功应用[15]。但是在桥梁工程领域，鲜有学者研究柔性膜结构对高速铁路扁平箱梁气动力的影响。为扩大5:1矩形柱体的研究成果，基于仿生学原理，设计一种开缝式柔性膜结构，研究开缝式柔性膜结构对分离再附流动的影响，也为进一步研究开缝式柔性膜结构对高速铁路扁平箱梁气动力的影响提供重要依据，本文采用测压试验，通过改变攻角α等参数，系统地研究开缝式柔性膜结构对5:1矩形柱体气动力的影响。

测压试验在中南大学风洞实验室高速试验段[16]进行，试验段尺寸为3m(宽)×3m(高)，湍流度≤0.5%，风速可调节范围为4~92m/s，测压试验模型为一矩形柱体，其尺寸为0.5m(宽)×0.1m(高)×1.8m(长)(B/D=5:1)，模型位于流场中心线位置，固定在刚性抱杆上。试验装置如图1所示。测压试验通过电机调整图1(b)处转盘来改变攻角，精度为0.01°。采用PSI公司的 DTCnet ESP-64HD压力扫描阀系统进行测压试验，采样频率约为333.5Hz，采样点数为20000。试验风速为10m/s，对应Re为6.99×104。试验α在0°~+20°范围内变化，对应的阻塞度变化范围为2%~5.3%，本文所有测压数据均未进行阻塞度修正。矩形柱体模型外衣采用ABS板，内部使用铝合金芯梁作为支撑。模型两端安装端板，以保证绕流为二维流动，尺寸如图1(c)。

图2给出了每圈测压孔的周向布置和展向(即长度方向)布置，沿展向布置4圈测压孔R1~R4，其中R3为展向方向的中间截面，每圈周向布置70个测压孔，测压孔序号按顺时针依次标记为1#~70#。测压孔外径2mm，通过测压管与扫描阀连接，测压管内径0.8mm，管长350mm。由于矩形大尺度旋涡脱落频率约为10Hz，频率较低，测压管长度对压力幅值影响较小[17]；且所有测压管长度均是350mm，可以认为测压管长度对压力的相位关系没有影响，因此没有对压力数据进行修正。柔性膜结构放置在矩形柱体模型顶部表面，在前缘和后缘处各放置1列，高度为0.2D(D为模型高度，D=0.1m)，长度等于矩形模型的长度，材质为聚乙烯塑料薄膜，厚度为0.06mm，密度为0.95g/cm3。

图3给出了开缝式柔性膜结构的示意图和实物细节，每细缝间隔0.2D，每圈测压孔与细缝的相对位置如图3(a)所示，R1和R2位于单独一片柔性膜结构的正中间，R3和R4位于两片柔性膜结构的缝隙处，图3(b)为R4处的实物细节情况。

扫描阀采集的数据为风压时程，根据公式CP=2(Pi−P∞)/ρU2∞CP=2Pi-P∞/ρU∞2可以计算每个测点i的风压系数CPiCPi，CPCP的平均值为平均风压系数CPˉˉˉˉˉˉCPˉ，CPCP的标准偏差值为脉动风压系数CP'CP'。其中，Pi(t)Pi(t)表示扫描阀采集的第i个测点的时程数据，测点i的最大值为N=70，P∞P∞和0.5ρU2∞ρU∞2分别表示试验段的大气压和来流动风压，由放置在模型上游的皮托管测得。根据风压系数CPiCPi，便可按照文献[17]中的公式，通过压力积分计算出模型的阻力系数CD、升力系数CL和扭矩系数CM。

图4给出了无柔性膜结构情况下，α=0°，R1~R4截面风压系数情况，可以看出沿流向各展向截面风压系数CPCP值几乎一致，证明了试验模型的水平对称性和流动二维性比较好。

图5给出了无柔性膜结构情况下，在α=0°时R3截面CPCP数值与文献[3]的试验结果的对比，可以看出本文结果与MANNINI等[3]的试验结果吻合较好，且本文的脉动风压测量精度较高，能够较好地捕捉到风压脉动情况。

图6给出了无柔性膜结构情况下，R3截面风压系数随攻角α变化情况，可以看出随着攻角的增加，底部表面CPˉˉˉˉˉˉCPˉ和CP'CP'的最大值均是逐渐向上游移动，这对应于底部表面分离泡长度的缩短，CP'CP'最大值在向上游移动时逐渐减小，这对应于底部表面分离泡高度的矮化；顶部表面CPˉˉˉˉˉˉCPˉ和CP'CP'的最大值均是逐渐向下游移动，这对应于顶部表面分离泡长度的伸长，CP'CP'最大值在0°<α<6°随着攻角增加而增大，在6°<α<20°随着攻角增加而减小，对应于顶部表面流动从分离再附流动变为完全分离流动，顶部表面尾角处受到了顶部分离泡和尾流中反向流的双重作用，在6度攻角出现了脉动压力突然增大的现象。这与文献[4]中观察到的现象是一致的。

图7给出了有柔性膜结构情况下，R2截面风压系数随α变化情况，可以看出随着攻角的增加，底部表面CPˉˉˉˉˉˉCPˉ和CP'CP'的演化规律与图6(a) (c) 相似；顶部表面与图6有所区别，CPˉˉˉˉˉˉCPˉ最大值向上游移动，整体压力回升向上游移动，CP'CP'最大值出现在上游柔性膜结构处和下游尾缘处，上游处CP'CP'最大值是由于柔性膜结构拍动造成的，下游处CP'CP'最大值要小于无柔性膜结构时的值，这是由于柔性膜结构拍动抑制了原有的旋涡脱落，并引起新的旋涡，加剧了外部气流同柱体表面气流的动量交换。

图8给出了有柔性膜结构情况下，R3截面风压系数随α变化情况，可以看出随着攻角的增加，底部表面CPˉˉˉˉˉˉCPˉ和CP'CP'的演化规律与图6(a) (c) 相似；顶部表面与图6有所区别，CPˉˉˉˉˉˉCPˉ最大值向上游移动，CP'CP'最大值仅出现在下游尾缘处，下游处CP'CP'最大值要小于无柔性膜结构时的值。R3截面顶部表面上游处的CP'CP'情况，同图6(c) 相似，由此可见单独一片柔性膜结构的影响区域有限，沿流向脉动风压迅速衰减，对两片之间的缝隙处影响较弱。

图9给出了气动力系数随攻角α的变化情况，0D表示无柔性膜结构，0.2D表示有开缝式柔性膜结构，可以看出，R2和R3截面虽然在开缝式柔性膜结构的不同位置，它们在风压系数CPCP上有一些差别，但通过压力积分求出的气动力并无十分明显的区别。但开缝式柔性膜结构对矩形柱体的气动力特性有较强的影响，影响幅度与攻角相关；以脉动扭矩系数降幅最大的α=4°为例，在α=4°时，平均阻力系数CDˉˉˉˉˉˉˉCDˉ最大下降11.8%，平均升力系数CLˉˉˉˉˉˉCLˉ最大下降34.5%，平均扭矩系数CMˉˉˉˉˉˉˉCMˉ最大下降60.7%；脉动阻力系数CD'CD'最大下降66.4%，脉动升力系数CL'CL'最大下降68.2%，脉动扭矩系数CM'CM'最大下降55.0%。

展向相关性是衡量大尺度旋涡强弱的重要依据[18]，通过对R1~R4截面升力系数展向相关性的分析，可以估计大尺度涡结构的强度和尺寸。图10给出了柔性膜结构对升力系数展向相关性的影响。对R1~R4截面升力系数时程进行相关性分析，可以看出，图10(a)无柔性膜结构时，矩形柱体各截面有较强的展向相关性，特别地，在0°≤α≤10°，柱体表面具有大尺度展向旋涡脱落，在12°≤α≤20°，随攻角和展向间距的增大，柱体表面展向涡有所减弱。图10(b)有开缝式柔性膜结构时，在0°≤α≤6°，展向相关性得到了较为明显地削弱，原有的大尺度展向旋涡结构被一定程度地破坏，这是三分力系数降低的重要原因。

1)开缝式柔性膜结构不同位置处的风压系数有区别，主要体现在顶部表面平均风压系数的压力回升和脉动风压系数的峰值，其本质原因是柔性膜结构拍动引起的旋涡，加剧了外部气流同柱体表面气流的动量交换。

2)单独一片柔性膜结构的影响区域有限，沿流向脉动风压迅速衰减，对两片之间的缝隙处影响较弱。

3)开缝式柔性膜结构对矩形柱体的气动力特性有较强的影响，影响幅度与攻角相关。

4)开缝式柔性膜结构破坏了原有的大尺度展向旋涡脱落，削弱了展向相关性，降低了三分力系数。