特大跨度桥梁，尤其是悬索桥，是今后跨越海上深水通道或主航道的主要结构形式之一。其桥梁结构细长，为迎接未来海上通道工程建设的挑战，除地震以外，有必要就风致振动、车桥振动和人致振动等多种振动问题和对策方案开展超前研究。

建立颤振设防新标准

1940年，美国建成不到3个月的悬索桥——旧塔科马桥在8级大风中垮塌（见图1），震惊了全世界。恰有学者用摄影机记录了大桥被风吹至大幅扭转振动直至垮塌的完整过程，从而确认这是一种风致颤振现象。经航空学者与桥梁学者的通力合作，逐步建立了桥梁的风致颤振理论，不但可以解释旧塔科马桥的垮塌原因，而且指导了后续桥梁的防颤振设计工作。

图1 旧塔科马桥垮塌后状态

现行颤振设防的弊端

现行抗风设计规范的颤振设防规定式：桥面设计检验风速<颤振临界风速。

这一规定的内涵是，对于一座特定的桥梁，当风速超过某个特定值后，以扭转为主要特征的桥梁风致振动幅值会不断增加，直至桥梁垮塌，这个特定风速就是所谓的“颤振临界风速”。如果所设计的桥梁满足现行颤振设防规定式，就意味着该桥在设计寿命期内不会遇到超过颤振临界风速的大风，也就不会有发生颤振垮塌的危险。颤振临界风速对应于结构风致振动的动力学方程的线性稳定特征值，具有明确的数学意义和很大的安全储备；并且不需要研究颤振后状态，而是完全建立在结构小振动的理论体系上，理论分析和风洞试验都很容易实现。目前的现代三维颤振理论体系已经可以准确预测任何形式桥梁的颤振临界风速，70年来，已经在世界桥梁建设中完全杜绝了桥梁发生颤振失稳的可能性。

但目前的颤振设防规定式存在一个重大的弊端，即没有考虑桥梁进入颤振后的真实状态，在本质上不允许桥梁发生颤振，这是一个非常高的要求。特大跨度悬索桥要满足这一要求，不仅需要大幅度增加建桥成本，而且将成为今后进一步提高桥梁跨径的主要制约因素。

日本明石海峡大桥为满足颤振设防要求，进行了多种断面选型和气动措施的研究，最后用14m高的桁架再加上下稳定板才达到颤振临界风速大于78m/s的要求(见图2)。中国西堠门大桥主桥为两跨连续钢箱梁悬索桥，公路四车道, 主跨1650m。为满足颤振设防要求，采用了分离双箱结构的加劲梁(见图3)，使得全桥宽度为此增加了6m，并且分离双箱结构易导致风致涡激振动出现。筹建中的意大利墨西拿海峡大桥全长3666m,主跨3300m，塔高382.6m(由海平面计起)。为满足颤振设防要求,采用了分离三箱结构,使得桥宽达到61.8m,而且每个单箱都是流线型断面设计(见图4)。

图2 明石海峡桥加劲梁断面

图3 西堠门桥加劲梁断面

图4 墨西拿桥加劲梁断面

可以设想，在今后海上大通道的建设中，如果遇到桥梁跨度更大，颤振临界风速比80m/s更高的情况，现行颤振设防规定将对悬索桥的设计带来极大的困难，或者是成本的巨幅增加。面对这一难题，有必要对1940年旧塔科马桥的坠毁过程进行重新审视，深化颤振问题的思考。

开展颤振新研究的意义

现有颤振理论认为超过颤振临界风速后，桥梁扭转振动的振幅会快速并不断增加，直至桥梁垮塌。实际的桥梁结构在风速超过临界风速后，振动状态远比数学意义上的线性失稳要复杂得多。以旧塔科马桥颤振为例，8级大风持续了3个多小时，最后一个多小时，扭转振幅稳定在19度没有继续增加，如图5所示。不幸后来跨中短吊杆疲劳断裂， 才导致加劲梁垮塌。因此早有学者认为，如果没有短吊杆断裂这一因素，也许旧塔科马桥能躲过这一劫。

图5 旧塔科马桥颤振最大振幅19度

本文作者认为，风速超过颤振临界风速以后，至少有如下两个因素会影响超临界颤振状态的振幅增长：

1.当振幅增加后，结构阻尼也会增加，甚至进入大量耗能的弹塑性状态；

2.振幅增大以后，气流产生的空气动力学荷载也在变化，气流与桥梁之间的能量交换的形式和比例都可能发生变化,也许有办法引导这一变化向对桥梁有利的方向发展。

作者推测的桥梁颤振过程中的两条风速-振幅曲线如图6所示，第一条是按照线性失稳理论，风速大于颤振临界风速后，桥梁振幅会快速不断增加，直至桥梁垮塌，曲线只有一个拐点。第二条是考虑大振幅状态下的上述阻尼和气流变化因素，认为经过第一拐点后，振幅的增加不会那样快，并且有可能存在第二拐点。

图6 桥梁超临界颤振状态的风速-振幅曲线

依据超临界颤振状态设防

风与地震不同，风可以准确预报和提前预报，而连续台风的可能性几乎没有，这些有利条件使得按超临界颤振状态的风速-振幅曲线将颤振设防检验风速成为可能,即由图6中第一拐点移至第二拐点之后。附加条件是只要能够保证当桥梁处于超临界颤振状态时,主结构足够安全,但允许若干非主结构部件在颤振超临界状态损坏,并可快速修复。

要实现上述新的颤振设防规定，需要桥梁风工程学界进行深入细致的理论研究和技术开发工作。在理论上，要具备对特定的桥梁结构进行超临界颤振状态的准确分析能力，确定第二拐点位置与对应的桥梁应力状态；在技术上必须掌握可靠与可行的措施，提高桥梁在大振幅条件下结构阻尼，从而可以设计和控制颤振超临界状态，例如将颤振超临界状态的扭转振幅控制在加劲梁不发生塑性变形的限度以内。因此，需对非定常气动力随振幅增加而变化的过程与它的数学描述，结构阻尼随振幅增加的变化规律， 增加结构阻尼的手段与优化设计，结构大变形、弹塑性与非线性空气动力荷载的三重非线性耦合的颤振全过程分析，与上述研究相应的实验模型与实验方法研究等部分进行深入思考。

轴向振动的分类设防

车振与地震

车辆导至桥梁沿轴向振动的原因有两方面：其一是全桥荷载沿桥轴向的分布不断随时间变化，导致桥梁端部的往复移动，速度很低，在1mm/s左右；另一方面是车辆刹车引起的振动，对大跨度桥梁而言，最大速度也不会超过10mm/s。由于在使用期内桥梁沿轴向的往复运动一刻不停，即使平均速度仅为1mm/s，一小时的往复位移累计也有3.6m，且方向变化频繁。

大跨度桥梁往往采用漂浮体系，地震作用下轴向振动响应特别显著，轴向振动速度在10～1000 mm/s量级，比车辆引起的轴向振动幅值要大一到两个量级。但地震作用时间短，即使是一次罕遇地震，往复位移累计也非常有限， 不会超过10米。

难以兼顾的阻尼器

从以上分析中可知，抑制车振时，阻尼器工作在0.5- 10 mm/s的低速段，要求阻尼器具有很大阻尼系数，才能在低速时产生足够大的阻尼力，并且阻尼器的耐疲劳性能要好，才能适应频繁往复工作的要求。另外，阻尼器降低地震响应的耗能效果主要体现在中、高速段，要求阻尼器行程大，且高速段阻尼力增加不可过快。地震是偶发事件， 因此要求阻尼器可靠性高但疲劳性能要求不高。

有专家提出，如果沿桥轴向安置的粘滞阻尼器可以达到速度指数为0.1的要求，即具有如下速度—阻尼力特性（见图7）：

图7 速度指数为0.1的速度—阻尼力曲线

同一阻尼器在理论上可以兼顾抗震和抑制车辆引起的顺桥向振动两项功能。但是，如果一个阻尼器在低速段也符合式（1）的速度-阻尼力特性，它将不能满足规范要求的阻尼器在温度变化时可以自由伸缩的条件，该条件要求在0.1 mm/s的慢速条件下阻尼力出力必须小于0.1A。可是按式（1）计算，速度指数0.1的阻尼器在0.1 mm/s速度时阻尼力就有0.40A，大大超过规范额定值0.1A。

实际上，即便目前市面上有厂家可以提供速度指数0.1 的阻尼器，也指的是该阻尼器在中、高速度区间的速度- 阻尼力曲线与式（1）的理论曲线后一段基本一致。粘滞阻尼器采用可压缩硅油作为工作介质，并且应施加一定的预压力，在毫米级的速度区间的速度-阻尼力特性曲线难以测定。目前阻尼器厂家提供的阻尼力-速度曲线，是由若干试验点的值拟合的曲线，最小速度试验点一般在cm/s量级。

因此，用同一阻尼器，将难以兼顾车振与地震的不同要求。

分别设防

大型粘滞阻尼器只在地震作用下工作。这样可延长它的使用寿命。在速度小于10mm/s时，阻尼器处于休息状态，同时这也不妨碍温度作用下桥梁自由伸缩；大于此速度后通过“安全带机制”，进入减震工作状态。

另设车振阻尼器抑制车辆和小地震产生的轴向振动。车振阻尼器与伸缩缝并联安装，可以采用新型表观质量阻尼器。它不仅具有很大阻尼系数，而且具备很大的惯性质量，可以通过阻尼力和惯性力的组合，最大限度地降低车振对伸缩缝的冲击作用。当遭遇大地震时，通过熔断机制，让表观质量阻尼器自动退出工作，这样可以降低车振阻尼器对最大阻尼力的要求，进而降低成本。

我国正在从桥梁大国逐步向桥梁强国迈进，最大优势是已经拥有一支完整且年轻化的的桥梁设计施工科研队伍，可以承担国内外任何艰巨的桥梁工程。利用自身优势和“一带一路”机遇，在桥梁设计理论、新型结构与新施工工艺等方面作出具有引导世界桥梁发展的重要作用的重大创新成果，推动我国向桥梁强国更近一步。正是如此， 本文所倡导的颤振设防新标准研究便是希望我国能在桥梁设计理论领域取得一个具“引导”作用的新成果，为日后同领域内的研究工作打下良好的基础。