与东部平原地区及沿海地区相比，西部山区峰峦起伏剧烈、沟壑深切蜿蜒，山区峡谷风场环境既满足明显的季风环流基本规律，又带有明显的局部时空特征，表现出强烈的空间非均匀性和时间上的非平稳性。而与平原地区相比，桥梁结构的风荷载及风致响应特征有较大差异，导致按照常规分析和试验方法，对结构抗风性能的评价存在一定的不确定性，可能为结构设计、施工及运营安全带来不利因素。因此，在西部山区建设大跨径桥梁，需要针对桥梁所在位置的风速特征、桥梁本身的抗风性能进行详细的研究，以保障其安全及使用性能。

卡哈洛金沙江大桥位于四川省雷波县和云南省永善县交界处，它处于水库附近，河道宽阔，加之其周围为典型的深切峡谷，使大桥的跨越能力面临极大的考验。由于金沙江的阻隔，长期以来制约着两地区经济发展与交流互通，作为沿江高速永善支线的重点工程，大桥建成后将成为沟通川滇两岸唯一的快速通道，彻底结束两岸人民“以船渡江”的历史，还将缩短川南经济区与攀西经济区的时空距离，对促进区域经济发展和金沙江沿线扶贫开发具有重要意义。

大桥为1030m单跨钢桁梁悬索桥，云南侧边跨跨径309m，四川侧边跨跨径为240m，引桥则为41m跨预应力混凝土简支T梁。在全球范围内，大桥首创以框架结构作为重力式锚碇的基础，而将钢管混凝土组合结构作为悬索桥的主塔，亦为首例。项目团队采用框架－剪力墙构造的设计思想，利用钢管混凝土高强材料减小截面尺寸，减轻自重，提高抗震能力。桥塔为二层门式构造，其中云南岸索塔高197m，四川岸索塔高175m；主梁则选用钢-混组合面板与主桁结合的板桁形式。

图1 卡哈洛金沙江大桥地理位置

图2 卡哈洛金沙江大桥桥型布置

图3 主梁断面

图4 桥塔构造图

(左：云南侧；右：四川侧)

桥位处于热带高原季风性气候，冬暖夏凉，温度适宜且降雨充沛，夏季紫外线强烈，昼夜温差较大。因桥位地处山区，风环境较为复杂，而且相关实测研究甚少、气象站代表性数据不足，故而无法参照规范给出大桥的桥址区风参数。西南交通大学风工程试验研究中心于2018年5月对桥址处山区峡谷风场进行连续监测，并总结风场规律，建立桥梁风致响应分析适用的参数化模拟模型，为桥梁的抗风设计、维护提供风场参数。

根据《卡哈洛乡至黄华镇金沙江大桥桥位区风场特性研究报告》《西香高速公路雅砻江特大桥和宜攀高速永善支线金沙江特大桥风场特性和大桥设计风参数研究报告》及《公路桥梁抗风设计规范》（JTG/T 3360-01-2018），并参考周边气象站数据，确定桥址处基本风速U_s=25.7m/s。因桥位地处山区峡谷，不能以常规的风速对数律或者指数律换算得到桥面设计基准风速，研究团队根据CFD计算，获得最大平均修正系数，并进行折算。折算后该桥主梁高度处设计基准风速：Ud=29.81m/s，则卡哈洛金沙江大桥的颤振检验风速为45.6m/s(0°攻角、±3°攻角)、31.9m/s(±5°攻角)、22.8m/s(±7°攻角)。

图5 测风塔现场布置图

2020年6月，西南交通大学风工程试验研究中心研究团队，在历经14个月的设计、分析和试验后，完成了卡哈洛金沙江大桥成桥状态及各典型施工状态全桥气弹模型风洞试验，为大桥的抗风设计提供了可靠依据。本文将简要介绍此次风洞试验项目的技术特点、难点及主要结果。

要进行全桥气弹模型风洞试验，除必须满足风洞风场特性、模型几何外形与实桥情况相似之外，还应当确保模型的质量、刚度、阻尼等结构动力参数与实桥相似。根据《桥梁结构风洞试验标准》（T/CCES25-2021），对于结合梁桥，模型主要模态阻尼比允许范围为0.7%～1.0%。根据XNJD-3风洞的试验段尺寸，确定卡哈洛金沙江大桥全桥气弹模型的几何缩尺比为CL=1/80，因此模型全长为19.7米，塔高分别为2.15、2.52米。根据气弹模型试验相似准则，可以计算出风洞试验和模型的各项物理、力学参数，作为模型设计和试验结果换算至实桥值的依据。当几何缩尺比CL=1/80，则风速比为CU=1/=1/8.94（意味风洞风速1m/s相当于自然界风速8.94m/s)，频率比为

Cf=/1=8.94/1。

作为大跨悬索桥，其气动外形对风的作用相当敏感，与传统箱梁采用“钢芯梁+主梁外衣”所模拟的气弹模型相比，桁架梁通常会受到其自身结构特点限制，选用钢芯梁会在一定程度上影响主梁气动外形，进而影响风的绕流形态，无法准确反映模型与实际桥梁的风振响应。经多方案论证，研究团队最终确定以“U型弹簧”连接方式（参见图7）来连接梁段并模拟主梁刚度。由于相对于主梁而言，U型弹簧尺寸非常小，可认为其对主梁气动力的影响微乎其微，这一特点也在XNJD-3风洞开展的其他桁架梁气弹模型中得以验证（如杨泗港长江大桥、赤水河大桥等）。

图6 气弹模型主梁刚度模拟方式

在主梁刚度模拟方式确定之后，卡哈洛金沙江大桥气弹模型设计面临两个主要难题。首先，如何将结构阻尼比控制在0.7%以内？经过反复研讨及分析，桁架梁气弹模型阻尼主要来源为单个主梁节段刚度、U型弹簧与主梁连接点摩擦、支座摩擦与主缆模拟。为保证节段刚度及质量，此次全桥气弹模型采取钢制弦杆加强模型刚度的方式，每两端节段间预留3mm间隙，以防止主梁额外提供刚度；用M4螺杆固定U型弹簧与主梁，保证连接点可靠；支座制造采用特殊合金钢和高精度数控机床加工，以最大限度减小摩擦；主缆配重则使用铜棒及赛钢棒，每两块配重块之间预留2mm间隙以保证自由变形。其次，为确保模型主梁刚度及质量，主梁加工使用ABS工程塑料，并在弦杆部分内嵌钢板加劲，为保证施工态质量及质量惯性矩，模型成桥态通过桥面板开槽预埋钢板的方式进行配重，其安装位置严格按照弹簧悬挂模型主梁节段扭转质量惯性矩加以设置。

根据风洞试验相似准则，卡哈洛金沙江大桥气弹模型需要同时满足扭转刚度及两个弯曲刚度的相似关系，作为主梁刚度模拟的关键构件——U型弹簧的设计便显得尤为重要。建立试验缩尺有限元模型，分析得到模型主梁的刚度参数及模态参数并进行相似换算，与实桥主梁等效刚度及频率进行对比，并通过试算，不断调整U型弹簧设计参数以满足试验要求。其中，通过U型弹簧面内同向弯曲，即弦杆间距增大或减小来模拟弯曲刚度；通过U型弹簧面外反向弯曲，即主梁弦杆轴线的交错来模拟扭转刚度。在此次气弹模型中，U型弹簧采用1.2mm、厚65Mn高强度弹簧钢进行加工，加工工序依次为软料切割、机械折弯、淬火。由于弹簧设计尺寸较小，其加工精度决定着全桥气弹模型主梁刚度模拟的准确性。

对结构动力特性的精确模拟是保证风洞试验精度的前提条件。动力特性检验采用强迫振动法测量全桥气弹模型的各阶频率、振型和结构阻尼比，然后与理论计算的频率、振型以及规范要求的阻尼值进行对比。测试结果显示，全桥气弹模型主要模态的频率均实现了满意的模拟，关键模态阻尼比也控制在0.7%以下。

全桥气弹模型试验分别在均匀流场和模拟大气边界层的紊流流场中进行，均匀流场试验主要考察桥梁的静风稳定性、颤振及涡激振动特性，紊流流场试验则以考察桥梁的抖振响应为主。由试验结果可知，当实桥风速低于25m/s时，大桥未出现明显的涡激振动现象，且其在试验风速范围内未出现静风失稳现象。需要指出的是，由于全桥模型缩尺比较小，涡激振动对雷诺数较为敏感，在低雷诺数条件下的试验结果不宜作为评价实桥涡振的依据。

全桥气弹模型试验重点考察了卡哈洛金沙江大桥成桥状态原始断面及抑振措施断面(高度1.37m，高度2.0m上中央稳定板)在-5°、-3°、0°、+3°、+5°攻角下的颤振性能，以及原始断面主梁及2.0m上中央稳定板断面在0°～40°风偏角下的颤振性能。

图7 气弹模型试验工况断面

(a 原始断面；b 2.0m上中央稳定板；c 1.37m上中央稳定板)

1:80全桥气动弹性模型风洞试验表明，来流为均匀流时，卡哈洛金沙江大桥成桥状态+5°攻角为最不利工况，该工况下颤振临界风速达到49.4m/s，超过大桥的颤振检验风速31.9m/s，而且增加抑振措施后颤振临界风速提升至68.3m/s，在安全方面，留有较大余地。

图8 卡哈洛金沙江大桥颤振形态

大桥两种断面在不同偏角来流作用下的颤振临界风速表现出不同变化趋势，最不利工况分别为10°风偏角（原始断面）、0°风偏角（上中央稳定板断面）。原始断面在偏角来流下的颤振临界风速呈现出波动变化趋势，且在风偏角大于15°后呈现单调递增趋势，常规的平均风分解法理论在该断面中或许并不适用；在颤振特性方面，原始断面在0～30°风偏角下表现为有明显发散点的硬颤振现象，随着偏角进一步增大，在40°风偏角下变为软颤振现象。上中央稳定板断面后，在偏角来流下的颤振临界风速随风偏角增大呈现单调递增趋势，且风偏角大于10°后，颤振特性逐渐演变为振幅发展风速区间变大的软颤振现象。

图9 全桥气弹模型试验不同偏角下的振幅 ——风速曲线  (上：原始断面，下：上中央稳定板断面)

当来流为均匀流时，卡哈洛金沙江大桥在0°风攻角时主梁均发生明显的颤振，其中20%施工状态为弯扭耦合颤振，60%、70%施工状态为没有明显发散点的“软颤振”，其余工况均为硬颤振。大桥80%施工状态为最不利工况，该工况下颤振临界风速为50.15m/s，超过大桥的颤振检验风速38.3m/s。

模型的结构动力特性、气动力特性和试验流场三方面与实桥之间的相似性是保证试验结果可靠性的基本条件。对于超大跨度桥梁，现有风洞尺寸决定其模型比尺将越来越小。因此，控制因缩尺带来的各种误差尤为重要。