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實驗室，湖南長沙410082；2.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計院有限公司，湖南 長沙410008）

隨著我國交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的進一步推進，跨越江河、山區(qū)峽谷的大跨度橋梁逐漸成為我國橋梁工程建設(shè)的重點.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]以青馬大橋為工程背景進行了斜風(fēng)作用下的顫振導(dǎo)數(shù)測量和風(fēng)攻角為-10°～+10°、風(fēng)偏角為0°～35°范圍內(nèi)主梁的靜氣動力系數(shù)試驗研究.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，針對青馬大橋在斜風(fēng)作用下的抖振響應(yīng)進行了計算，計算結(jié)果與大橋?qū)崪y結(jié)果總體較為吻合.劉小兵等[9]以鄂東長江公路大橋為依托，采用風(fēng)洞試驗方法研究了P-K斷面主梁在風(fēng)偏角為0°～45°時不同攻角下的三分力系數(shù).試驗結(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°時阻力系數(shù)最大.Biggs[10]和Pagon[11]研究了風(fēng)偏角對桁架梁橋橫橋向風(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，迎風(fēng)側(cè)桁架桿件對背風(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)洞試驗方法進行了風(fēng)攻角為-10°～+10°、風(fēng)偏角為0°～30°范圍內(nèi)桁架加勁梁氣動力系數(shù)試驗研究，并且通過對各風(fēng)偏角的橫向風(fēng)作用下主梁靜氣動力系數(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)計算方法.毛文浩等[14]以洞庭湖二橋初步設(shè)計方案為工程背景，采用風(fēng)洞試驗方法進行了0°風(fēng)攻角下0°～90°風(fēng)偏角范圍內(nèi)桁架加勁梁氣動力系數(shù)試驗.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)攻角組合進行了靜氣動力系數(shù)風(fēng)洞試驗.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，順橋向力系數(shù)最大值發(fā)生在風(fēng)偏角為60°左右時；對于此類斷面桁梁橋進行橫橋向風(fēng)致響應(yīng)計算時，橫橋向來風(fēng)時不一定是最不利來流，且順橋向力不能忽略.我國《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》（JTG/T D60-01-2004）[16]針對閉口箱梁給出了順橋向風(fēng)荷載系數(shù)建議值，對跨徑小于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)作用下其氣動力系數(shù)、氣動性能更為復(fù)雜.斜風(fēng)作用下順橋向風(fēng)荷載往往對橋塔、梁端伸縮縫和塔梁交接處阻尼器等的設(shè)計具有重要影響，故合理確定橋梁順橋向風(fēng)荷載系數(shù)對大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計至關(guān)重要.

本文以洞庭湖二橋為工程背景，采用風(fēng)洞試驗方法進行了斜風(fēng)作用下板桁結(jié)合加勁梁在不同風(fēng)攻角時氣動力系數(shù)試驗研究，并考慮不同長度補償段模型對試驗結(jié)果的影響，最后將靜氣動力系數(shù)試驗結(jié)果與國內(nèi)外規(guī)范進行了比較.

1 試驗概括

1.1 工程簡介

岳陽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，岳陽側(cè)高為203.088 m，君山側(cè)高為206.088 m.

圖1 岳陽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 試驗裝置與工況

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

圖3 試驗支架示意圖Fig.3 Test support frame diagram

首先針對桁架加勁梁成橋狀態(tài)進行不同長度補償段模型對測力試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)果的影響研究，以確定補償段模型的合理長度，在此基礎(chǔ)上再分別針對成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)進行-3°～+3°風(fēng)攻角、風(fēng)偏角β為0°～90°（間隔為 5°）下板桁結(jié)合加勁梁氣動力系數(shù)測試.具體試驗工況見表1.

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

表1 岳陽洞庭湖二橋加勁梁氣動力系數(shù)試驗測試工況Tab.1 Test cases for static aerodynamic of the second bridge of Yueyang Dongting Lake

1.3 靜氣動力系數(shù)定義

圖5為加勁梁靜力四分力三維坐標(biāo)系示意圖，測力節(jié)段模型通過支架與測力天平連接.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力天平中心的距離.測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 加勁梁靜氣動力示意圖Fig.5 Aerostatic forces of the stiffening girder

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

如圖6所示，對應(yīng)模型體軸坐標(biāo)系氣動力與測力天平坐標(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為測力天平x軸力；Fy為測力天平y(tǒng)軸力；Fz為測力天平z軸力；Mz為測力天平繞z軸的力矩；H為節(jié)段模型剪切中心到測力天平中心的高度.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為試驗風(fēng)速；空氣密度ρ=1.225 kg/m3；L、D、B和S分別為加勁梁測力節(jié)段模型的長度、高度、寬度和外輪廓周長.對于板桁結(jié)合加勁梁外輪廓周長S，計算方法為取加勁梁橫斷面最外圍輪廓的長度，即如圖7（橋面系未給出）所示加勁梁橫斷面外圍粗實線的長度.

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

2 試驗結(jié)果

2.1 補償段模型長度影響

在進行斜風(fēng)作用下加勁梁節(jié)段模型氣動力系數(shù)測試時，考慮到桁架加勁梁測力模型的端部阻力效應(yīng)和空間桁架干擾效應(yīng)的影響，有必要進行不同長度補償段模型對加勁梁節(jié)段模型氣動力試驗結(jié)果影響的研究.因此，針對成橋狀態(tài)分別進行了0°、-3°和+3°風(fēng)攻角時不同長度補償段模型對應(yīng)的測力試驗.由于風(fēng)洞試驗場地寬度限制，補償段模型長度分別為2.4 m+1.2 m、1.2 m+1.2 m時僅進行了風(fēng)偏角為60°～90°時加勁梁氣動力系數(shù)測試.圖8～圖11分別給出了不同風(fēng)攻角下、不同長度補償段模型對應(yīng)的加勁梁氣動力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化曲線.

從圖8～圖11可見，增設(shè)補償段工況與無補償段工況的加勁梁模型測力試驗結(jié)果差異較大，不同長度補償段模型在同一風(fēng)攻角工況下的測力試驗結(jié)果差異總體較小.由圖8可知，設(shè)置補償段模型后板桁結(jié)合加勁梁橫橋向阻力系數(shù)值總體小于不設(shè)置補償段模型對應(yīng)的加勁梁橫橋向阻力系數(shù)值.相同長度補償段對+3°風(fēng)攻角時的CH值的影響比-3°風(fēng)攻角時的較大，這是由于正風(fēng)攻角工況下，補償段模型橋面板下部的桁架結(jié)構(gòu)對測力段模型前后氣流擾動作用較大.如圖9所示，風(fēng)偏角β≥40°后，增設(shè)補償段模型的順橋向阻力系數(shù)Cfr明顯小于無補償段的試驗結(jié)果，但是不同長度模型補償段模型對板桁結(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?。划?dāng)風(fēng)偏角為0°～20°時，補償段模型對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°時補償段模型對應(yīng)的加勁梁豎向力系數(shù)較不設(shè)補償段模型的結(jié)果小.從圖11可知，不同風(fēng)攻角下補償段模型對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 不同長度補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 不同長度補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 不同長度補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 不同長度補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，進行板桁結(jié)合加勁梁氣動力系數(shù)測試時設(shè)置一定長度的補償段模型是必要的，一方面，考慮到風(fēng)洞試驗段寬度和風(fēng)偏角測試范圍，另一方面，對于結(jié)構(gòu)設(shè)計偏安全考慮，本文綜合確定選用長度為0.48 m的補償段模型進行板桁結(jié)合加勁梁氣動力系數(shù)試驗研究.

2.2 靜氣動力系數(shù)試驗結(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)氣動力系數(shù)隨風(fēng)偏角的變化曲線，各氣動力系數(shù)最大值及其對應(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°時達(dá)到最大值，約為風(fēng)偏角為0°時阻力系數(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?。恍憋L(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°時達(dá)到最大值；當(dāng)風(fēng)偏角為 90°（即順橋向風(fēng)）時，對應(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°時變化較小，當(dāng)風(fēng)偏角為20°～70°時減小較為明顯，當(dāng)風(fēng)偏角為70°～90°時又逐漸趨于平緩.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)偏角變化的試驗結(jié)果進行擬合，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時對應(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)合加勁梁氣動力系數(shù)最大值及對應(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 試驗結(jié)果與規(guī)范比較

我國《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(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度的風(fēng)荷載取其橫橋向風(fēng)荷載的0.50倍，然而對跨徑超過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度風(fēng)荷載之間并不是簡單地呈一定的比例關(guān)系[14].歐洲EUROCODE 1規(guī)范[17]和英國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)計規(guī)范（Wind Resistant Design Standard for HSB（2001））對于桁架橋梁風(fēng)荷載的計算公式為：

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)計算橫橋向風(fēng)荷載時μ2=1.55，計算順橋向風(fēng)荷載時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、扶手及護欄迎風(fēng)面的投影面積，順橋向時投影面積取法與橫橋向一致.

日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范對于桁架橋梁順橋向風(fēng)荷載的計算，其實質(zhì)為取其橫橋向風(fēng)荷載的0.48倍.為了便于比較，對洞庭湖二橋板桁結(jié)合加勁梁一個標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段對應(yīng)的風(fēng)荷載進行計算，表3所示為采用不同規(guī)范所計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)范計算值與試驗值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]計算得到的順橋向風(fēng)荷載值均小于其試驗最大值；最不利工況-3°風(fēng)攻角下的順橋向風(fēng)荷載規(guī)范[16-19]取值與試驗值吻合較好，結(jié)果偏安全.故對于順橋向風(fēng)荷載按照我國現(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)，采用中國規(guī)范[16]、歐洲規(guī)范[17]和日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范[19]計算得到的順橋向風(fēng)荷載最不利值與采用擬合公式（7）得到的計算值的相對誤差分別為4.2%、4.2%和0.6%，試驗數(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

以岳陽洞庭湖二橋為背景，對斜風(fēng)作用下的板桁結(jié)合加勁梁靜氣動力系數(shù)進行了試驗研究，得到了如下主要結(jié)論：

1）進行斜風(fēng)作用下的板桁結(jié)合加勁梁靜氣動力系數(shù)風(fēng)洞試驗測試時，從試驗條件和精度兩個方面考慮，加勁梁測力模型前后端設(shè)置長度約為測力模型長度30%的補償模型即可.

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°時達(dá)到最大值，約為0°風(fēng)偏角時橫橋向力系數(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°時達(dá)到最大；小風(fēng)攻角（-3°～+3°）范圍內(nèi)，攻角對順橋向阻力系數(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、歐洲和日本橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范推薦值較為接近.