大跨懸索橋Π形加勁梁處風參數實測與風攻角修正

劉志文 ，魏子然 ，何法偉 ，劉曙光 ，萬田保 ，陳政清

［1.風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；2.橋梁工程安全與韌性全國重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；3.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；4.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，湖北 武漢 430056］

橋位風場特性對大跨橋梁抗風設計至關重要，主要研究方法有現場實測、風洞試驗和數值模擬三類.現場實測是研究橋位風場特性最為直接有效的手段，眾多學者通過現場實測方法對橋位風場展開了大量研究.郭增偉等［1-2］利用三峽庫區青草背長江大橋橋位處實測風速序列，從定量上評價和描述了山區峽谷風場的非平穩程度.辛亞兵等［3-5］、劉志文等［6］通過對赤石大橋橋位風場特性實測數據的分析，研究了橋位處下擊暴流風特性.李威霖等［7］利用西堠門大橋結構健康監測系統的風速實測數據，分析得到了橋位處的風特性參數，并采用規則化波矢量隨機流生成法合成了符合強風特性的均質各向異性湍流.

目前，現場實測在大跨徑橋梁風場特性研究中的應用已經很多，風觀測方法主要可以分為兩類，一是在橋位處設置風觀測塔，二是在橋面處架設風速儀.第2 種風觀測方法已廣泛應用于國內外多座大跨徑橋梁的結構健康監測系統［8］.在大型橋梁健康監測系統中，風速儀一般布置于主跨跨中、1∕4 跨以及橋塔塔頂等位置，在不同橋梁上風速儀的布置差異較大，部分未考慮主梁對風速儀測試數據的影響.如日本明石海峽大橋［9］風速儀布設于加勁梁端部上側 11 m 處（約為0.79H，H為加勁梁高度），浙江舟山西堠門大橋［10］風速儀布設于加勁梁端部上側6 m 高度處（約為1.84H），蘇通長江大橋［11］風速儀布設于主跨跨中橋面上、下游距橋面2.28 m 高度處（約為0.57H），丹麥大帶東橋［12］風速儀布設于加勁梁端部上側2 m 高度處（約為0.50H），挪威Gjemnessund 大橋［13］風速儀布設于加勁梁端部外側，水平間距4.26 m（約為1.70H）、垂向間距1.61 m處（約為0.64H）.

由于主梁的存在，橋面上方一定高度范圍內的風速測試數據會受到一定影響.Jensen 等［14］發現在Sotra 懸索橋（挪威）橋面上的風速儀在距主梁3 m 高度處采集到的風速數據可能受到主梁結構的影響，但認為其誤差很小，可以忽略.馬帥飛［15］進行了廈漳大橋風參數實測研究，研究表明，迎風側橋面超聲波風速儀測得的風攻角明顯大于背風側，認為是風流經主梁斷面時的繞流現象所致，并進行了主梁繞流數值模擬，建立了橋面風速儀監測的風速、風攻角與遠端來流風速、風攻角的近似函數關系.Frandsen［12］在大帶東橋風場特性研究中，結合現場實測數據及數值模擬結果，采用有限元方法估算得到無欄桿狀態下主梁迎風側不受流動分離干擾的最小高度約為2.3 m，而背風側相較于迎風側受干擾程度較小，在風場特性分析中也更傾向于使用背風側的風參數采樣數據.Cheynet 等［16］通過統計、比較Lysefjord 橋上不同高度處（2.2H、3.5H）迎風側與背風側的平均風特性，認為迎風側風攻角相較于背風側而言稍大，主梁結構在一定高度范圍內對風速的豎向分量可能存在一定影響，而風速的橫橋向分量可能不會受到影響.Andersen［13］通過比較Gjemnessund 橋主梁迎風側與背風側的脈動風功率譜，發現背風側在高頻段的波動大于迎風側.Qin 等［17］對一個流線型箱梁截面進行了龍卷風渦流數值模擬，研究表明主梁對流場存在明顯干擾，破壞了原有的龍卷風渦流結構，并在主梁上側和下側形成了2 種不同的新流態，這種干擾對迎風側的風攻角存在明顯的影響，但對風速影響較小，且在此情況下測量實際來流風攻角是較為困難的.

綜上所述，現場實測方法在國內外應用較多，但目前國內外橋梁橋面處風速儀的布設位置并沒有統一標準.部分大橋橋面高度處的風速、風攻角實測數據可能會受到主梁繞流效應影響，迎風側與背風側的測量結果存在一定差異，與實際來流可能并不一致.然而，在風場特性分析中，學者們對大橋主梁斷面迎風側與背風側風參數測量數據的選擇并不統一.因此，結合現場實測與數值模擬方法，研究主梁繞流效應對橋面高度處風參數實測數據的影響十分必要.

1 項目概況

1.1 橋梁簡介

依托鸚鵡洲長江大橋工程，開展橋面高度處風速實測研究.鸚鵡洲長江大橋是湖北省武漢市連接漢陽區和武昌區的過江通道，是武漢二環線的重要組成部分.橋位處長江河道呈西南-東北走向，橋軸線與長江基本正交，與東-西向夾角約為36°.主橋為三塔四跨Π 形鋼-混凝土結合加勁梁懸索橋，加勁梁跨度布置為（200+850+850+200）m=2 100 m，主纜矢跨比為f∕L=1∕9.主纜跨徑布置為（225+850+850+225）m，兩根主纜的中心間距為36 m.加勁梁采用雙鉸式支承體系，中塔為鋼-混凝土疊合結構，邊塔為混凝土結構.中塔下橫梁及兩邊塔下橫梁上設有主梁豎向支座和橫向抗風支座.

加勁梁為Π 形鋼-混凝土結合梁，其中鋼梁采用工字形鋼板梁，中心線處梁高H=2.423 m，混凝土橋面板厚為20 cm.加勁梁標準節段長為15 m，吊索中心距為36 m，兩片鋼梁的中心距為31.2 m，鋼梁外側每隔3 m 設置一道牛腿，其上設有檢修道和吊索錨點，且沿橋縱向每隔3 m 設置一道橫梁，橫梁的斷面形式為I 形斷面；索塔總高152 m.加勁梁梁寬38 m，橋軸線處梁高3 m.主橋立面布置與加勁梁標準斷面如圖1 所示.考慮到Π 形加勁梁斷面的氣動外形較鈍，加勁梁自身對流場的干擾較大，因此有必要研究該橋主梁繞流效應對橋面高度處風參數實測的影響.

圖1 鸚鵡洲長江大橋立面布置與加勁梁標準斷面圖（單位：cm）Fig.1 Elevation layout and standard section of stiffening girder of Yingwuzhou Yangtze River Bridge（unit：cm）

1.2 風速儀布置情況

2014—2021年期間，大橋于漢陽側跨中及中塔塔頂設有二維機械式風速風向儀，采樣頻率為4.0 Hz.2020 年4 月26 日鸚鵡洲長江大橋出現渦激共振現象，為進一步掌握大橋橋位處風場特性，而二維機械式風速風向儀無法測量橋位處風攻角，因此從2022年起根據渦振情況對健康監測系統進行了優化：在加勁梁橋面處增設了16 個三維超聲波風速風向儀，采樣頻率為20 Hz.風速儀風速測試范圍為0～65 m∕s，風速分辨率為0.01 m∕s；風向以正北方向為0°，正東方向為90°，采樣風向范圍為0°～360°，風向分辨率為0.1°.16 個三維超聲波風速風向儀編號分別UAN-01～UAN-16，其 中 UAN-01、UAN-02、UAN-15、UAN-16 布設于邊跨跨中；UAN-03～UAN-14 分別布設于主跨L∕4、L∕2、3L∕4跨位置.三維超聲波風速風向儀距加勁梁斷面垂向間距約為5.2 m（底座高0.2 m，凈高約為1.73H，H為加勁梁高度）.既有的機械式風速風向儀及新布設的16 個三維超聲波風速風向儀在橋面的分布位置如圖2 所示.鑒于本文旨在研究Π形加勁梁斷面對實測風參數的影響，考慮到風攻角實測數據的重要性，本文僅綜合三維超聲波風速風向儀UAN-01～UAN-16 于2022 年1 月至2022 年5 月觀測期內的風參數實測數據，對鸚鵡洲長江大橋的風特性進行分析.

圖2 風速風向儀測點布置圖Fig.2 Layout of the measuring position of anemometers

2 風參數實測結果

2.1 實測數據處理

由于風速風向儀采樣頻率較高，數據量較大，為方便處理，首先對風速、風攻角、風向角的采樣結果進行了每分鐘平均.其中，求解平均風向角時采用矢量平均法［18］，如式（1）所示.考慮到反正切后的風向角范圍為-90°～90°，而實際風向角為0°～360°，因此還需要根據uˉ和vˉ的正負號對風向角進行還原.最后，鑒于橋軸線東西向偏角約為36°，定義風向角A為126°～216°時，加勁梁上游為迎風側，下游為背風側；反之則加勁梁下游為迎風側，上游為背風側.

式中：n為單位時間采樣數；uˉ和vˉ分別為東西和南北方位的風速平均分量；Ai為單位矢量風向角；A為單位矢量平均風向角.

考慮到實測結果容易受到環境噪聲的影響，利用萊茵達（PauTa）準則［19］，以3 倍風參數的標準差作為極限取舍標準，對每分鐘的風參數數據進行野點剔除.當風參數的每分鐘平均值滿足條件式（2），即與10 min 內均值的差值大于3 倍10 min 內標準差時，即將該風參數數據視為離群值，若任一分鐘下風速、風向、風攻角3 個參數均值中存在離群值，則將該時刻視為野點，并將該時刻的3 個參數均從整體樣本中剔除.

式中：x1為風參數每分鐘均值;為風參數10 min 內均值；σ為風參數10 min內標準差.

2.2 實測結果

2.2.1 觀測期平均風特性

通過分析觀測期間UAN-01～UAN-16 位置處的平均風特性，可以得到風參數沿橋跨的分布規律.考慮到當來流風向與橋軸線大致垂直時更容易發生一定的橋梁風致振動現象，首先針對東北風和西南風兩個風況進行分析.圖3 為當來流為東北風及西南風時UAN-01～UAN-16的風速和風攻角統計結果.其中，風速和風攻角均為各測點位置的統計樣本均值.樣本的來流風向與橋軸線大致垂直（誤差在-15°～+15°以內），風攻角樣本還需滿足一定的風速條件，即每分鐘平均風速大于5 m∕s.從圖3（a）可知，東北風作用下的橋面高度處平均風速稍大于西南風，加勁梁斷面上、下游測得風速結果總體而言吻合較為良好；同時，主橋結構邊跨風速較主跨處偏小.由圖3（b）可知，當來流為東北風時，加勁梁上游各測點的風攻角均值為-6.4°～3.6，下游各測點的風攻角均值為4.2°～14.6°；當來流為西南風時，加勁梁上游各測點的風攻角均值為3.1°～12.3°，下游各測點的風攻角均值為-2.3°～2.2°.整體上看，當來流與橋軸線大致垂直時，加勁梁上、下游的風攻角實測結果存在明顯差異，其特征表現為：迎風側風攻角實測結果大于背風側，且迎風側風攻角常大于10°，而背風側風攻角常為一定的負攻角，可能是主梁繞流效應所致.

圖3 不同風向下實測風參數統計結果Fig.3 Statistical results of the measured wind parameters in different wind directions

圖4 為UAN-01～UAN-16 于2022 年1 月至5 月20 日期間風向頻率玫瑰圖.總體上看，大橋橋位處主導風向為東北風和西南風，其中東北風的風向頻率相較于西南風較大.主導風向基本與橋軸線方向垂直.圖4 中除UAN-03、UAN-04 及UAN-11、UAN-12 兩組風向頻率有小幅偏差，在其余橋跨同一位置上、下游處的風向頻率統計結果基本一致，即可以認為主梁繞流效應對該橋風向實測結果影響較小.

圖4 風向頻率玫瑰圖Fig.4 Rose diagram of frequency of wind direction

2.2.2 大風天氣風特性分析

為研究風參數沿橋軸線的分布規律，進一步研究主梁繞流效應對實測數據的影響，選擇有代表性的風況對實測結果進行相應分析.根據2022 年采集得到的風參數數據，在觀測期內大橋橋位處發生過多次風速超過10 m∕s 的天氣，如3 月12 日14：25—14：35、3 月20 日1：40—1：50、4 月28 日16：20—16：30.其中3 月12 日為西南風，3 月20 日、4 月28 日為東北風，這3 日風速最大時刻的平均風向近似垂直于橋軸線.圖5 為各測點位置10 min 滑動平均風速時程圖，圖6 為大風天氣各測點位置風參數.由圖5可知，對于本文所研究的Π 形加勁梁斷面，當風速儀位于橋面以上5.2 m（約1.73H）時，在不同時刻，大橋上、下游實測風速均吻合較好，主梁繞流效應對迎風側與背風側的風速實測結果影響相對較小.這一特點與圖6（a）中各測點位置處的風速結果具有較好的一致性.從圖6（a）可以看出，主跨各測點位置處風速較為接近，而邊跨風速相對較小，可能的原因是邊跨風速較易受到橋位周邊建筑影響.從圖6（b）可知，迎風側、背風側風攻角實測結果差異明顯，其特征表現為：迎風側風攻角稍大，而背風側風攻角相較于迎風側較小.圖6（b）與圖4 風攻角誤差表現出的特征一致，可見對該橋Π 形加勁梁斷面而言，主梁繞流效應的確存在對風攻角實測結果的干擾.同時，測點位置處風速與實際來流風速的關系也需要通過主梁繞流數值模擬進行進一步研究.

圖5 各測點位置10 min滑動平均風速時程圖Fig.5 Time history diagram of 10 min moving average wind speed at each measuring point

圖6 大風天氣各測點位置風參數Fig.6 Wind parameters of each measuring position in strong wind day

3 基于CFD的實測風參數修正

3.1 控制方程與計算模型

3.1.1 流體控制方程

對于黏性不可壓縮流體，質量守恒方程（連續方程）的矢量形式可以表示為：

動量守恒方程，即N-S（Navier-Stokes）方程為：

式中：ρ為流體密度；V為速度矢量；p為壓力；f為單位體積流體受的外力，若只考慮重力，則f=ρg；μ為動力黏度.

3.1.2 計算域及邊界條件

文獻［17］指出，來流的豎向和橫橋向風速分量是風致振動問題中的主導因素，順橋向風速分量影響較小.雖然主梁繞流對風速的豎向、橫橋向和順橋向分量均有影響，但對順橋向的風速分量的影響是十分有限的，因此，本文研究主梁繞流時僅針對來流垂直于加勁梁軸線的情況，且不計橋上車輛對流場的干擾［16］.

考慮阻塞率因素，結合以往經驗確定加勁梁斷面計算域采用35B×20B的矩形區域（B為加勁梁斷面寬度），如圖7 所示.邊界條件定義如下：入口設置為速度入口（velocity inlet），出口設置為壓力出口（pressure outlet），加勁梁斷面外壁采用無滑移的壁面邊界（wall），0°攻角時上邊界和下邊界設置為對稱邊界（symmetry），非0°攻角時上邊界或下邊界設置為速度入口（velocity inlet）或壓力出口（pressure outlet）邊界.首層網格高度為2 mm，約為5×10-5B，網格總計410 712 個.加勁梁斷面幾何縮尺比取為1∶50，湍流模型采用剪應力輸運湍流模型（SSTk-ω），計算時間步長Δt=0.001 s.加勁梁斷面近壁面局部網格劃分如圖8所示.

圖7 計算域示意圖Fig.7 Computational domain

圖8 加勁梁斷面近壁面局部網格劃分Fig.8 Local mesh division near the wall of the stiffening girder cross-section

考慮到目前國內外大跨徑橋梁風速儀的布設位置差異明顯，一般位于主梁端部上側或外側，針對鸚鵡洲長江大橋Π 形加勁梁斷面設置多個虛擬風速儀進行主梁繞流CFD 數值模擬.加勁梁風速監測點設置如圖9所示.梁端上側每側布設24個風速監測點，對應編號1～24，豎向間距為0.5～1.0 m；梁端外側每側布設48 個風速監測點，對應編號25～72，豎向間距為1.0 m，水平間距為1.0～2.0 m.圖9中僅列出了迎風側風速監測點位置，背風側與迎風側的風速監測點沿加勁梁中軸線對稱，一共布設（48+24）×2=144個.

圖9 加勁梁風速監測點設置圖（單位：m）Fig.9 Wind speed monitoring position of the stiffening girder（unit：m）

3.2 計算結果

圖10 為CFD 數值模擬得到的部分風速監測點位置處迎風側的風速時程，各監測點的風速輸出結果包括水平風量Ux和豎向分量Uy，其中h0為風速監測點與加勁梁斷面的垂向間距.計算開始后約2 s，各監測點的風速結果逐漸趨于穩定.從圖10 中可以看出，主梁靜態繞流對風速的影響主要體現為改變了風速的豎向分量Uy，而水平分量Ux受到的影響較小.對于距離加勁梁斷面較遠的風速監測點，豎向分量Uy受到的影響也逐漸減小.為更直觀地反映風速監測點的布設位置對風參數測試結果的影響，本文取計算開始后6～10 s 的Ux和Uy均值，換算得到各監測點位置處的風速U和風攻角α，并進行進一步分析.

圖10 不同來流攻角下部分風速監測點處風速曲線Fig.10 Wind speed curves of some virtual anemometer under different incoming wind angle of attack

由文獻［15］可知，來流風速、風攻角均會對實測風攻角產生影響.因此，為驗證不同來流風速對鸚鵡洲長江大橋Π 形加勁梁斷面繞流效應的影響，分別在來流風速為10 m∕s、15 m∕s下進行0°、±3°風攻角的主梁繞流效應數值模擬研究.圖11 為不同來流風速下各監測點位置處風速、風攻角的對比結果，限于篇幅，僅列出風速監測點編號1～9（現有風速儀豎向剖面近壁面位置）處風速、風攻角的數值模擬結果.圖11 中h0為風速監測點與加勁梁斷面的垂向間距，折算風速為風速監測點測得風速與來流風速之比.從圖11 中可以看，各監測點位置處的折算風速、風攻角在來流風速分別為10 m∕s、15 m∕s 下基本一致，即來流風速對大橋Π 形加勁梁斷面的實測風參數結果影響較小.同時，迎風側與背風側的風參數結果存在一定差異，風速監測點高度h0對風參數監測結果也存在一定影響.

圖11 不同來流風速下風參數結果Fig.11 Results of wind parameters under different incoming wind speed

圖12 和圖13 分別為風速儀布設于加勁梁上側（風速監測點編號1～24）和加勁梁外側（風速監測點編號25～72）時，10 m∕s 來流風速作用下的風參數數值模擬結果，圖中l0為風速監測點與加勁梁斷面的水平間距.從圖12 可知，風速儀布設于加勁梁上側時，當風速儀布設高度增加時，迎風側風速結果逐漸接近來流風速；當布設高度h0較小時（小于H～1.6H），背風側風速結果與來流風速誤差較大，反之則誤差較小.當風速儀布設于24 號風速監測點位置處（h0≈7.1H）時，0°風攻角下迎風側測得風速與來流風速誤差為0.3%，+3°風攻角下誤差為7.0%，-3°風攻角下誤差為3.6%.當風速儀布設高度較小（小于2H）時，迎風側風攻角在各工況下均呈現為較大的正攻角；而背風側風攻角在各工況下均在0°附近.隨著h0增加，迎風側與背風側測得風攻角與來流風攻角的誤差逐漸減小，當風速儀布設于24 號風速監測點位置處時，0°風攻角下迎風側測得風攻角為1.6°，+3°風攻角下為6.2°，-3°風攻角下為-1.8°.總體上看，主梁繞流效應對風參數實測結果的影響主要表現為對風攻角的影響，即使將風速儀布設于距加勁梁斷面較高的位置（如24 號風速監測點，h0=21.2 m≈7.1H），風攻角的監測結果仍存在一定的誤差.

圖12 風速儀布設于加勁梁上側時風參數結果Fig.12 Wind parameter results when the anemometer is arranged above the stiffening girder

從圖13 可知，風速儀布設于加勁梁外側時，增加風速儀與加勁梁斷面的垂向間距h0可以減小背風側風速儀測得風速與來流風速的誤差，而對迎風側風速儀而言，當風速儀與加勁梁斷面的水面間距l0較大時（大于4H），增加h0已難以有效減小測得風速的誤差，此時增加l0可以使風速儀測得的風速逐漸接近于實際來流風速.當風速儀布設于72 號風速監測點位置處（l0≈6.7H，h0≈1.3H）時，0°風攻角下迎風側測得風速與來流風速誤差為0.3%，+3°風攻角下誤差為0.2%，-3°風攻角下誤差為0.2%，稍優于24號風速監測點位置.增加h0對迎風側風攻角的檢測結果影響較小，而增加l0可以有效減小+3°風攻角下迎風側風攻角實測結果的誤差，對于0°、-3°風攻角下的誤差減小程度有限.當風速儀布設于72 號風速監測點位置處時，0°風攻角下迎風側測得風攻角為0.2°，+3°風攻角下為6.5°，-3°風攻角下為-5.0°.總體上看，當風速監測點布設于距加勁梁斷面一定范圍內（l0或h0小于20 m），主梁繞流效應對兩種風速儀布設方式（加勁梁上側或外側）下的風攻角監測結果均會存在一定影響.

3.3 基于函數擬合的風攻角修正方法

主梁靜態繞流CFD 數值模擬的結果表明，背風側風速的豎向分量經過Π 形加勁梁斷面后明顯衰減，導致任意來流攻角作用下，背風側測得風攻角均在0°附近.因此，布設于梁端上側風速儀的迎風側風攻角數據更適合用于折算實際風攻角.

從圖12 中梁端頂部迎風側的風攻角來看，其風攻角主要受實際來流風攻角和風速儀布設高度h0影響.因此本文提出風攻角修正公式，如式（5）所示.

式中：α為迎風側風速儀監測到的橫橋向風攻角（主梁橫截面上的風速分量與水平方向的夾角）；ζ=h0∕H，其中h0為風速儀與主梁斷面的垂向間距，H為梁高；A，B，C為未知系數，與主梁截面外形等因素相關；-α為修正得到的風攻角；e為自然常數.

具體的風攻角修正方法如下：首先，通過cftool命令，使用MATLAB 函數擬合工具箱.然后，導入圖12 梁端頂部迎風側的風攻角數據、h0∕H，并導入來流風攻角作為目標值-α，設置函數形式如式（5）所示，得到未知系數A、B、C.最后，將迎風側風攻角代入式（5），得到修正結果.

根據MATLAB 的函數擬合，對于鸚鵡洲長江大橋Π 形加勁梁斷面而言，A=-3.846 0，B=0.195 2，C=0.492 3.將求得的系數回代入式（5），以檢驗擬合效果.

風攻角監測誤差較大的近壁面虛擬風速儀（編號1～9）位置處的風攻角修正結果如圖14所示.圖14中大橋現有風速儀布設位置（對應7 號風速監測點）處在0°來流風攻角下的修正結果為-0.68°，+3°來流風攻角下的修正結果為3.23°，-3°來流風攻角下的修正結果為-3.07°，3 種風況下均與來流風攻角較為接近，其中-3°來流風攻角下的修正結果誤差最小，僅有0.07°.

圖14 風攻角修正結果Fig.14 Correction results of wind angle of attack

從圖14 中可看出，雖然修正后的風攻角結果與實際風攻角仍存在一定的誤差，但相較于原始數據，已有較大改善.考慮到鸚鵡洲長江大橋Π 形加勁梁斷面氣動外形較鈍，流動分離對實測風攻角影響較大，采用調節風速儀布設高度的方法，想要完全規避實測誤差較為困難，且會大大提高設備安裝、養護、維修成本.而采用本文提出的實測修正方法，對于現有風速儀的位置處風攻角的修正結果與實際來流誤差較小.且本方法公式簡單、未知量少，計算方便，具備一定的推廣價值.

上述風攻角修正方法的CFD 數值模擬結果是基于來流垂直于主梁軸線時得到的，而在處理現場實測數據時，一般來流與主梁斷面并不垂直.因此，需結合風速、風攻角、風向角實測數據換算得到橫橋向風攻角.對于一般的橋梁主梁風致振動而言，橫橋向風攻角起主導作用，因此相較于實際來流風攻角，通過本文修正方法得到的風攻角結果也更適合應用于橋梁主梁抗風研究.如圖15 所示，采用本文提出的風攻角修正方法對圖6（b）中的實測風攻角進行修正.從圖15 中可以看出，修正過的橫橋向風攻角總體在-3°～+3°以內.

圖15 大風天氣風攻角修正結果Fig.15 Correction results of wind angle of attack in strong wind day

4 結論

本文分析了鸚鵡洲長江大橋Π 形加勁梁橋面高度處風參數現場實測數據，并通過CFD 數值模擬方法對加勁梁斷面不同位置處虛擬風速儀的監測結果進行了比較，最后提出了風攻角實測值的修正方法，得到以下結論：

1）在鸚鵡洲長江大橋主跨范圍內，各測點位置處的風速實測數據較為接近，而邊跨風速的實測值相對較小.

2）現場實測得到的風參數容易受到主梁繞流效應影響，其中風攻角受到的干擾較大，測點位置處迎風側風攻角均值最大可達14.6°，而背風側風攻角均趨近于0°.

3）CFD 結果表明，當虛擬風速儀布設于主梁端部上側垂向間距為20 m 或外側水平間距為20 m、垂向間距為4 m 范圍內，主梁繞流對虛擬測點處風攻角影響較大，而對水平向風速影響較小.

4）通過本文提出的風攻角修正方法，當虛擬風速儀位于大橋實際架設位置處時，其風攻角結果修正后與來流攻角的誤差最小可達0.07°.