劉志文 ，易志濤 ，陳政清 ，向建軍 ，李瑜 ，崔劍峰

（1.湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙410082；2.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙410008）

隨著我國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的進(jìn)一步推進(jìn)，跨越江河、山區(qū)峽谷的大跨度橋梁逐漸成為我國(guó)橋梁工程建設(shè)的重點(diǎn).流線型箱梁和桁架加勁梁是大跨度橋梁常用的兩種主梁形式，考慮到運(yùn)輸與施工的方便，近年來桁架加勁梁在山區(qū)峽谷和公鐵兩用大跨度橋梁中的應(yīng)用增多，如貴州壩陵河大橋、湖南矮寨大橋、湖北四渡河大橋、湖北天興洲大橋等.

目前，關(guān)于大跨度橋梁抗風(fēng)性能研究多側(cè)重于橫橋向風(fēng)作用下的橋梁顫振穩(wěn)定性、渦振性能與風(fēng)荷載等性能[1-4].然而實(shí)際橋梁工程中，在風(fēng)環(huán)境復(fù)雜的山區(qū)往往需要考慮風(fēng)向不垂直于橋梁軸線的情況，即斜風(fēng)作用下橋梁結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能問題.在斜風(fēng)作用下，桁架加勁梁相比實(shí)腹式主梁的風(fēng)荷載特性更為復(fù)雜.Zhu等[5-6]以青馬大橋?yàn)楣こ瘫尘斑M(jìn)行了斜風(fēng)作用下的顫振導(dǎo)數(shù)測(cè)量和風(fēng)攻角為-10°～+10°、風(fēng)偏角為0°～35°范圍內(nèi)主梁的靜氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)研究.結(jié)果表明，阻力系數(shù)隨著風(fēng)偏角的增大而減小，升力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化較小，氣動(dòng)扭矩系數(shù)隨著風(fēng)偏角的增大而增大.Zhu和Xu等[7-8]建立了斜風(fēng)作用下橋梁結(jié)構(gòu)抖振響應(yīng)理論分析方法，針對(duì)青馬大橋在斜風(fēng)作用下的抖振響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與大橋?qū)崪y(cè)結(jié)果總體較為吻合.劉小兵等[9]以鄂東長(zhǎng)江公路大橋?yàn)橐劳?，采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法研究了P-K斷面主梁在風(fēng)偏角為0°～45°時(shí)不同攻角下的三分力系數(shù).試驗(yàn)結(jié)果表明，阻力系數(shù)總體上隨風(fēng)偏角的增大而先增大后減小，風(fēng)偏角為15°時(shí)阻力系數(shù)最大.Biggs[10]和Pagon[11]研究了風(fēng)偏角對(duì)桁架梁橋橫橋向風(fēng)荷載的影響.結(jié)果表明，由迎風(fēng)側(cè)桁架桿件所引起的氣流擾動(dòng)導(dǎo)致背風(fēng)側(cè)桁架桿件阻力發(fā)生變化；當(dāng)水平偏角為0°時(shí)，迎風(fēng)側(cè)桁架桿件對(duì)背風(fēng)側(cè)桁架桿件的遮擋作用較大，隨著風(fēng)偏角的增大這種遮擋作用在減小，且遮擋作用與桁架面積比有關(guān).戴偉等[12-13]以上海閔浦大橋雙層空腹鋼桁架結(jié)構(gòu)為工程背景采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法進(jìn)行了風(fēng)攻角為-10°～+10°、風(fēng)偏角為0°～30°范圍內(nèi)桁架加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)研究，并且通過對(duì)各風(fēng)偏角的橫向風(fēng)作用下主梁靜氣動(dòng)力系數(shù)的分解，初步探討了桁架結(jié)構(gòu)主梁斜風(fēng)下靜風(fēng)力系數(shù)計(jì)算方法.毛文浩等[14]以洞庭湖二橋初步設(shè)計(jì)方案為工程背景，采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法進(jìn)行了0°風(fēng)攻角下0°～90°風(fēng)偏角范圍內(nèi)桁架加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn).結(jié)果表明，0°風(fēng)攻角下桁架加勁梁順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加先增大后減小.鄭史雄等[15]針對(duì)倒梯形斷面桁梁在0°～180°風(fēng)偏角內(nèi)與不同風(fēng)攻角組合進(jìn)行了靜氣動(dòng)力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn).結(jié)果表明，橫橋向力系數(shù)最大值均發(fā)生在風(fēng)偏角為15°左右時(shí)，順橋向力系數(shù)最大值發(fā)生在風(fēng)偏角為60°左右時(shí)；對(duì)于此類斷面桁梁橋進(jìn)行橫橋向風(fēng)致響應(yīng)計(jì)算時(shí)，橫橋向來風(fēng)時(shí)不一定是最不利來流，且順橋向力不能忽略.我國(guó)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T D60-01-2004）[16]針對(duì)閉口箱梁給出了順橋向風(fēng)荷載系數(shù)建議值，對(duì)跨徑小于200 m的桁架梁順橋向風(fēng)荷載則建議為其橫橋向風(fēng)荷載的0.50倍，而對(duì)于跨徑大于200 m的桁架加勁梁則沒有明確規(guī)定.

綜上所述，關(guān)于桁架加勁梁在斜風(fēng)作用下的氣動(dòng)參數(shù)研究在風(fēng)攻角、風(fēng)偏角考慮方面尚不全面.由于桁架加勁梁空間結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在斜風(fēng)作用下其氣動(dòng)力系數(shù)、氣動(dòng)性能更為復(fù)雜.斜風(fēng)作用下順橋向風(fēng)荷載往往對(duì)橋塔、梁端伸縮縫和塔梁交接處阻尼器等的設(shè)計(jì)具有重要影響，故合理確定橋梁順橋向風(fēng)荷載系數(shù)對(duì)大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)至關(guān)重要.

本文以洞庭湖二橋?yàn)楣こ瘫尘?，采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法進(jìn)行了斜風(fēng)作用下板桁結(jié)合加勁梁在不同風(fēng)攻角時(shí)氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)研究，并考慮不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，最后將靜氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果與國(guó)內(nèi)外規(guī)范進(jìn)行了比較.

1 試驗(yàn)概括

1.1 工程簡(jiǎn)介

岳陽(yáng)洞庭湖二橋是杭瑞高速公路湖南段跨越洞庭湖的一座特大橋，主橋結(jié)構(gòu)為雙塔雙跨鋼桁架加勁梁懸索橋，橋跨布置為1 480 m+453.6 m=1 933.6 m，橋梁結(jié)構(gòu)總體布置如圖1所示.加勁梁采用板桁結(jié)合梁，桁架梁高為9 m，桁架梁寬為35.4 m，桁架梁標(biāo)準(zhǔn)節(jié)間長(zhǎng)度16.8 m，鋼桁架梁標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示.主纜垂跨比為1/10，主索中心距為35.4 m.索塔為混凝土門式塔，岳陽(yáng)側(cè)高為203.088 m，君山側(cè)高為206.088 m.

圖1 岳陽(yáng)洞庭湖二橋總體布置示意圖（單位：cm）Fig.1 General layout of the second bridge of Yueyang Dongting Lake（unit：cm）

圖2 岳陽(yáng)洞庭湖二橋板桁結(jié)合加勁梁斷面圖（單位：cm）Fig.2 PTCSG cross section of the second bridge of Yueyang Dongting Lake（unit：cm）

1.2 試驗(yàn)裝置與工況

為實(shí)現(xiàn)桁架加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)測(cè)試時(shí)風(fēng)攻角方便調(diào)節(jié)，設(shè)計(jì)并制作了可實(shí)現(xiàn)攻角調(diào)節(jié)的試驗(yàn)支架，如圖3所示.加勁梁測(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比取λL=1∶70，加勁梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀蓽y(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ投魏蛢啥搜a(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒M成，測(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ投慰傞L(zhǎng)度L=1 680 mm、寬度B=505.71 mm、高度D=128.57 mm，模型長(zhǎng)寬比約L/B=3.32；補(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭糜跍y(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱亻L(zhǎng)度方向的前后兩端，前段置于測(cè)力模型段來流端，后段置于測(cè)力模型段尾流端.斜風(fēng)作用下時(shí)，考慮到補(bǔ)償段模型長(zhǎng)度可能對(duì)測(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)試結(jié)果的影響，故分別選擇了長(zhǎng)度為2.4 m、1.2 m和0.48 m共3種補(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，補(bǔ)償段模型與測(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀瓮庑瓮耆恢?試驗(yàn)測(cè)試模型固定在試驗(yàn)支架上，該支架下側(cè)與測(cè)力天平相連接；補(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸潭ㄔ跍y(cè)試試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢啥送鈧?cè)支架上.補(bǔ)償段模型與測(cè)試試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭g間隙約為2 mm，置于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室中的補(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蜏y(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌鐖D4所示.

圖3 試驗(yàn)支架示意圖Fig.3 Test support frame diagram

首先針對(duì)桁架加勁梁成橋狀態(tài)進(jìn)行不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型對(duì)測(cè)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)果的影響研究，以確定補(bǔ)償段模型的合理長(zhǎng)度，在此基礎(chǔ)上再分別針對(duì)成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)進(jìn)行-3°～+3°風(fēng)攻角、風(fēng)偏角β為0°～90°（間隔為 5°）下板桁結(jié)合加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)測(cè)試.具體試驗(yàn)工況見表1.

圖4 不同補(bǔ)償段試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌現(xiàn)ig.4 Experimental model photos of compensation segments with different lengths

表1 岳陽(yáng)洞庭湖二橋加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)測(cè)試工況Tab.1 Test cases for static aerodynamic of the second bridge of Yueyang Dongting Lake

1.3 靜氣動(dòng)力系數(shù)定義

圖5為加勁梁靜力四分力三維坐標(biāo)系示意圖，測(cè)力節(jié)段模型通過支架與測(cè)力天平連接.圖5中α為風(fēng)攻角，β為風(fēng)偏角（風(fēng)偏角對(duì)應(yīng)風(fēng)向垂直于橋軸線）.B、D和H分別為加勁梁節(jié)段模型寬度、高度和模型剪切中心到測(cè)力天平中心的距離.測(cè)力天平力系分別可由沿 x、y、z軸的力 Fx、Fy、Fz及繞 z軸的扭矩Mz表示.作用在加勁梁上的靜氣動(dòng)力可以用體軸坐標(biāo)系中的豎向升力FV、橫橋向阻力FH、順橋向阻力Ffr和繞主梁軸線方向的扭轉(zhuǎn)力矩MT表示.

圖5 加勁梁靜氣動(dòng)力示意圖Fig.5 Aerostatic forces of the stiffening girder

0°攻角工況下，測(cè)力天平x、y、z軸方向分別與測(cè)力模型橫橋向、豎向和順橋向一致.由于測(cè)力天平可與模型在水平面內(nèi)同步轉(zhuǎn)動(dòng)改變偏角，而無法隨模型攻角改變時(shí)在豎向平面內(nèi)改變水平傾角，故在±3°攻角工況下，將測(cè)力天平力系對(duì)應(yīng)的軸力在模型體軸系進(jìn)行投影分解合成得到模型體軸力.

如圖6所示，對(duì)應(yīng)模型體軸坐標(biāo)系氣動(dòng)力與測(cè)力天平坐標(biāo)系力之間的關(guān)系如下式所示：

式中：α為風(fēng)攻角；FH為加勁梁模型橫橋向阻力；Ffr為加勁梁模型順橋向阻力；FV為加勁梁模型豎向升力；MT為加勁梁模型繞橋軸線方向的力矩；Fx為測(cè)力天平x軸力；Fy為測(cè)力天平y(tǒng)軸力；Fz為測(cè)力天平z軸力；Mz為測(cè)力天平繞z軸的力矩；H為節(jié)段模型剪切中心到測(cè)力天平中心的高度.加勁梁體軸坐標(biāo)系下四分力系數(shù)定義為：

圖6 加勁梁模型體軸力系與測(cè)力天平力系Fig.6 Coordinate systems for stiffening girder and force balance

式中：CH為橫橋向阻力系數(shù)；Cfr為順橋向阻力系數(shù)；CV為豎向升力系數(shù)；CM為升力矩系數(shù)；U為試驗(yàn)風(fēng)速；空氣密度ρ=1.225 kg/m3；L、D、B和S分別為加勁梁測(cè)力節(jié)段模型的長(zhǎng)度、高度、寬度和外輪廓周長(zhǎng).對(duì)于板桁結(jié)合加勁梁外輪廓周長(zhǎng)S，計(jì)算方法為取加勁梁橫斷面最外圍輪廓的長(zhǎng)度，即如圖7（橋面系未給出）所示加勁梁橫斷面外圍粗實(shí)線的長(zhǎng)度.

圖7 加勁梁外輪廓周長(zhǎng)示意圖Fig.7 Outer contour perimeter of the stiffening girder

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 補(bǔ)償段模型長(zhǎng)度影響

在進(jìn)行斜風(fēng)作用下加勁梁節(jié)段模型氣動(dòng)力系數(shù)測(cè)試時(shí)，考慮到桁架加勁梁測(cè)力模型的端部阻力效應(yīng)和空間桁架干擾效應(yīng)的影響，有必要進(jìn)行不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型對(duì)加勁梁節(jié)段模型氣動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)果影響的研究.因此，針對(duì)成橋狀態(tài)分別進(jìn)行了0°、-3°和+3°風(fēng)攻角時(shí)不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型對(duì)應(yīng)的測(cè)力試驗(yàn).由于風(fēng)洞試驗(yàn)場(chǎng)地寬度限制，補(bǔ)償段模型長(zhǎng)度分別為2.4 m+1.2 m、1.2 m+1.2 m時(shí)僅進(jìn)行了風(fēng)偏角為60°～90°時(shí)加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)測(cè)試.圖8～圖11分別給出了不同風(fēng)攻角下、不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型對(duì)應(yīng)的加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化曲線.

從圖8～圖11可見，增設(shè)補(bǔ)償段工況與無補(bǔ)償段工況的加勁梁模型測(cè)力試驗(yàn)結(jié)果差異較大，不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型在同一風(fēng)攻角工況下的測(cè)力試驗(yàn)結(jié)果差異總體較小.由圖8可知，設(shè)置補(bǔ)償段模型后板桁結(jié)合加勁梁橫橋向阻力系數(shù)值總體小于不設(shè)置補(bǔ)償段模型對(duì)應(yīng)的加勁梁橫橋向阻力系數(shù)值.相同長(zhǎng)度補(bǔ)償段對(duì)+3°風(fēng)攻角時(shí)的CH值的影響比-3°風(fēng)攻角時(shí)的較大，這是由于正風(fēng)攻角工況下，補(bǔ)償段模型橋面板下部的桁架結(jié)構(gòu)對(duì)測(cè)力段模型前后氣流擾動(dòng)作用較大.如圖9所示，風(fēng)偏角β≥40°后，增設(shè)補(bǔ)償段模型的順橋向阻力系數(shù)Cfr明顯小于無補(bǔ)償段的試驗(yàn)結(jié)果，但是不同長(zhǎng)度模型補(bǔ)償段模型對(duì)板桁結(jié)合加勁梁Cfr的影響總體不大.由圖10可見，桁架加勁梁豎向升力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加而先增加后減小；當(dāng)風(fēng)偏角為0°～20°時(shí)，補(bǔ)償段模型對(duì)桁架加勁梁的豎向力系數(shù)影響隨風(fēng)攻角的變化而變化，當(dāng)風(fēng)偏角為20°～90°時(shí)補(bǔ)償段模型對(duì)應(yīng)的加勁梁豎向力系數(shù)較不設(shè)補(bǔ)償段模型的結(jié)果小.從圖11可知，不同風(fēng)攻角下補(bǔ)償段模型對(duì)桁架加勁梁升力矩系數(shù)的影響沒有明顯的規(guī)律，且其值較小.

圖8 不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型加勁梁橫橋向阻力系數(shù)Fig.8 Horizontal drag coefficients of the stiffening girder with different length compensation models

圖9 不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型加勁梁順橋向阻力系數(shù)Fig.9 Longitudinal drag coefficients of the stiffening girder with different length compensation models

圖10 不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型加勁梁豎向升力系數(shù)Fig.10 Vertical lift coefficients of the stiffening girder with different length compensation models

圖11 不同長(zhǎng)度補(bǔ)償段模型加勁梁升力矩系數(shù)Fig.11 Pitch coefficients of the stiffening girder with different length compensation models

總體而言，進(jìn)行板桁結(jié)合加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)測(cè)試時(shí)設(shè)置一定長(zhǎng)度的補(bǔ)償段模型是必要的，一方面，考慮到風(fēng)洞試驗(yàn)段寬度和風(fēng)偏角測(cè)試范圍，另一方面，對(duì)于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)偏安全考慮，本文綜合確定選用長(zhǎng)度為0.48 m的補(bǔ)償段模型進(jìn)行板桁結(jié)合加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)研究.

2.2 靜氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

圖12所示為不同風(fēng)攻角下板桁結(jié)合加勁梁成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)偏角的變化曲線，各氣動(dòng)力系數(shù)最大值及其對(duì)應(yīng)的風(fēng)偏角如表2所示.

由圖12（a）可知，板桁結(jié)合加勁梁橫橋向阻力系數(shù)CH在風(fēng)偏角為5°～10°時(shí)達(dá)到最大值，約為風(fēng)偏角為0°時(shí)阻力系數(shù)值的1.05倍；同一風(fēng)攻角工況下施工狀態(tài)橫橋向阻力系數(shù)小于成橋狀態(tài)橫橋向阻力系數(shù)值，兩者之間的差值隨風(fēng)偏角的增加而減??；斜風(fēng)作用下CH受攻角的影響較大，負(fù)風(fēng)攻角的CH比正風(fēng)攻角的數(shù)值大，加勁梁橫橋向受力更加不利.由圖12（b）可知，板桁結(jié)合加勁梁順橋向阻力系數(shù)Cfr在風(fēng)偏角為50°～55°時(shí)達(dá)到最大值；當(dāng)風(fēng)偏角為 90°（即順橋向風(fēng)）時(shí)，對(duì)應(yīng)的順橋向阻力系數(shù)Cfr約為其最大值的0.5倍；同一風(fēng)攻角工況下，成橋狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)值較施工狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)值略大；在小風(fēng)攻角（-3°～+3°）范圍內(nèi)，順橋向阻力系數(shù)受風(fēng)攻角的影響較小，各工況順橋向阻力系數(shù)最大值相差不大.由圖12（c）可知，板桁結(jié)合加勁梁豎向升力系數(shù)CV隨風(fēng)偏角的增加而逐漸減小，當(dāng)風(fēng)偏角為0°～20°時(shí)變化較小，當(dāng)風(fēng)偏角為20°～70°時(shí)減小較為明顯，當(dāng)風(fēng)偏角為70°～90°時(shí)又逐漸趨于平緩.由圖12（d）可知，板桁結(jié)合加勁梁升力矩系數(shù)絕對(duì)值隨風(fēng)偏角的增大而減小.

圖12 成橋狀態(tài)與施工狀態(tài)靜力四分力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化曲線Fig.12 Static four-component coefficients under construction state and in-service state vs yaw angles

2.3 順橋向阻力系數(shù)曲線擬合

為便于工程應(yīng)用，分別對(duì)板桁結(jié)合加勁梁成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合，并確定板桁結(jié)合加勁梁順橋向阻力系數(shù)的擬合公式為：

式中：Cfr（β）為風(fēng)偏角為β時(shí)對(duì)應(yīng)的桁架加勁梁順橋向阻力系數(shù)；β為風(fēng)偏角（°）；y0，A，k，b均為擬合系數(shù).

表2 板桁結(jié)合加勁梁氣動(dòng)力系數(shù)最大值及對(duì)應(yīng)風(fēng)偏角Tab.2 Maximum values of aerostatic coefficients of PTCSG and corresponding yaw angles

圖13所示為-3°～+3°風(fēng)攻角范圍內(nèi)板桁結(jié)合加勁梁成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化的試驗(yàn)結(jié)果及包絡(luò)擬合曲線.式（7）（8）分別給出了桁架加勁梁成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化的擬合公式，即

成橋狀態(tài)：

施工狀態(tài)：

圖13 板桁結(jié)合加勁梁順橋向阻力系數(shù)擬合曲線Fig.13 Fitted curves of longitudinal drag coefficients of PTCSG vs yaw angles

2.4 試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范比較

我國(guó)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T D60－01—2004）[16]中第4.3.6規(guī)定跨徑小于200 m的桁架橋梁的順橋向單位長(zhǎng)度的風(fēng)荷載取其橫橋向風(fēng)荷載的0.50倍，然而對(duì)跨徑超過200 m的桁架橋梁的順橋向風(fēng)荷載并沒有給出參考值，而不同風(fēng)偏角下順橋向的風(fēng)荷載與橫橋向單位長(zhǎng)度風(fēng)荷載之間并不是簡(jiǎn)單地呈一定的比例關(guān)系[14].歐洲EUROCODE 1規(guī)范[17]和英國(guó)BS5400規(guī)范[18]關(guān)于桁架橋梁順橋向風(fēng)荷載也僅規(guī)定取橫橋向風(fēng)荷載的0.50倍.文獻(xiàn) [19]介紹了日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范（Wind Resistant Design Standard for HSB（2001））對(duì)于桁架橋梁風(fēng)荷載的計(jì)算公式為：

式中：PD表示作用在主梁上的風(fēng)荷載；μ2為修正系數(shù)，當(dāng)計(jì)算橫橋向風(fēng)荷載時(shí)μ2=1.55，計(jì)算順橋向風(fēng)荷載時(shí)μ2=1.25；U為風(fēng)速；空氣密度ρ=1.225 kg/m3；橫橋向阻力系數(shù)CD由風(fēng)洞試驗(yàn)得到，順橋向阻力系數(shù)CD取橫橋向阻力系數(shù)的0.6倍；An為主梁、扶手及護(hù)欄迎風(fēng)面的投影面積，順橋向時(shí)投影面積取法與橫橋向一致.

日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)于桁架橋梁順橋向風(fēng)荷載的計(jì)算，其實(shí)質(zhì)為取其橫橋向風(fēng)荷載的0.48倍.為了便于比較，對(duì)洞庭湖二橋板桁結(jié)合加勁梁一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段對(duì)應(yīng)的風(fēng)荷載進(jìn)行計(jì)算，表3所示為采用不同規(guī)范所計(jì)算的桁架加勁梁順橋向風(fēng)荷載結(jié)果匯總.

表3 板桁結(jié)合加勁梁標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段順橋向風(fēng)荷載規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值Tab.3 Calculated results by codes and experimental results of longitudinal wind loads of the standard segment of PTCSG

由表3可知，-3°～+3°風(fēng)攻角下，各工況順橋向風(fēng)荷載最大試驗(yàn)值與其正交風(fēng)作用下橫橋向風(fēng)荷載的比值為0.47～0.59；而各工況順橋向風(fēng)荷載最大試驗(yàn)值與正交風(fēng)作用下最大橫橋向風(fēng)荷載（87.5U2）的比值為 0.44～0.47；0°和+3°風(fēng)攻角工況下，采用規(guī)范[16-19]計(jì)算得到的順橋向風(fēng)荷載值均小于其試驗(yàn)最大值；最不利工況-3°風(fēng)攻角下的順橋向風(fēng)荷載規(guī)范[16-19]取值與試驗(yàn)值吻合較好，結(jié)果偏安全.故對(duì)于順橋向風(fēng)荷載按照我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范[16]取值，宜偏保守地取-3°～+3°風(fēng)攻角范圍內(nèi)最不利橫橋向風(fēng)荷載的0.5倍.

-3°～ +3°風(fēng)攻角范圍內(nèi)，采用中國(guó)規(guī)范[16]、歐洲規(guī)范[17]和日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范[19]計(jì)算得到的順橋向風(fēng)荷載最不利值與采用擬合公式（7）得到的計(jì)算值的相對(duì)誤差分別為4.2%、4.2%和0.6%，試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合值與規(guī)范推薦值十分接近，且規(guī)范取值偏安全.

3 結(jié)論

以岳陽(yáng)洞庭湖二橋?yàn)楸尘埃瑢?duì)斜風(fēng)作用下的板桁結(jié)合加勁梁靜氣動(dòng)力系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到了如下主要結(jié)論：

1）進(jìn)行斜風(fēng)作用下的板桁結(jié)合加勁梁靜氣動(dòng)力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試時(shí)，從試驗(yàn)條件和精度兩個(gè)方面考慮，加勁梁測(cè)力模型前后端設(shè)置長(zhǎng)度約為測(cè)力模型長(zhǎng)度30%的補(bǔ)償模型即可.

2）板桁結(jié)合加勁梁橫橋向力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加先增大后減小，當(dāng)風(fēng)偏角為5°～10°時(shí)達(dá)到最大值，約為0°風(fēng)偏角時(shí)橫橋向力系數(shù)的1.05倍；板桁結(jié)合加勁梁順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加先增大后減小，當(dāng)風(fēng)偏角為50°～55°時(shí)達(dá)到最大；小風(fēng)攻角（-3°～+3°）范圍內(nèi)，攻角對(duì)順橋向阻力系數(shù)最大值的影響較小.

3）在小范圍風(fēng)攻角（-3°～ +3°）內(nèi)，擬合了板桁結(jié)合加勁梁成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)順橋向阻力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化的表達(dá)式；采用該擬合公式所得到的板桁結(jié)合加勁梁順橋向最不利風(fēng)荷載約為正交風(fēng)作用下最大橫橋向風(fēng)荷載的0.48，與中國(guó)、歐洲和日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范推薦值較為接近.