上世紀40年代，塔科馬大橋風毀事件使得橋梁抗風穩定性研究逐漸發展起來。而在歷史上，人行橋因風致振動而發生破壞的例子也是屢見不鮮。蘇格蘭的德萊堡修道院大橋於1817年建成，在建成後的第二年就因風致振動使得其部分橋索發生破壞，隨後被一場大風徹底摧毀。位於美國西維吉尼亞州的惠靈大橋於1854年5月被一場大風掀翻橋面，英格蘭的布萊頓棧橋於1896年發生風致破壞。早些年，人行懸索橋的跨徑一般在300米以下，其抗風穩定性問題並沒有得到足夠的重視。如今，隨著技術的不斷發展以及各種地形的要求，人行懸索橋的跨徑已經突破500米，使我們必須要面臨一系列新的風致振動問題，尤其是大跨徑人行懸索橋的顫振穩定性問題。人行懸索橋跨徑不斷增大，而主梁的寬度和高度均較小，結構更加輕柔，這使其頻率相對較小，相較於公路橋更容易產生大的振動和變形。而且人行懸索橋還有橋面構造簡單、設計壽命相對較短等特點，這與公路橋明顯不同。因此直接使用公路橋梁規範對其進行抗風設計具有不合理性，在抗風設計中需要採取相應的措施，來應對大跨徑懸索橋所面臨的風致振動問題。
目前國內尚無較完善的專為人行橋編制的規範，現行《城市人行天橋與人行地道技術規範》由於發行時間較早，很多條例已不再適用於現在複雜多變的人群以及其他外界環境的作用，而且也僅僅適用於城市人行天橋，對其他類型的人行橋，諸如景區人行橋、跨河人行橋也未做專門說明。近年來，經濟的高速發展及建築結構的泛娛樂化傾向，使得玻璃人行橋等特殊橋梁得以迅速發展，但是暫未形成完整與成熟的設計方法，這也成為新興橋型進一步推廣發展的阻礙。
山區風場特徵
在橋梁的抗風設計中，需保證結構自身所能承受的臨界風速高於橋址位置的檢驗風速。對於平坦地區，國內普遍採用指數律風剖面（公式1）計算設計基準風速。
U(z)=U10 (Z/10)α 公式1
其中U10表示基本風速，α為地表粗糙度係數，z為結構或構件的基準高度。現行抗風規範將地區按其表面粗糙度劃分為四類場地，相應的風剖面隨高度變化規律如圖1所示。需通過結構位置與橋下地面或水面的相對高度來確定實際基準高度，並根據橋址處的地表場地類型，選擇地表粗糙度係數。
圖1 四類場地風剖面
大跨徑人行懸索橋主要位於景區內部，多數要跨越山谷，因而橋面位置距谷底距離很大，且沿橋跨方向存在明顯變化。地表劇烈的起伏變化使得山谷地區風場與平坦地區的良態風有很大區別，如若繼續採用規範方法設計基準風速的計算會存在以下兩個主要問題：首先，選取何處地表作為參考位置來計算基準高度存在不確定性。如選取谷底最低位置，則會因過於保守而使得顫振檢驗風速過大，從而大幅提高橋梁造價以及抗風設計難度。此外，山谷地區地表粗糙度變化更為明顯，確定更為合理的地表粗糙度係數也是需進一步研究的問題。
對於特殊地形下的風場特性研究，一般採取三種措施，即現場實測、風洞地形模型試驗、計算流體力學模擬（CFD）。以兩個典型山谷地形橋址為例，通過實測數據與規範風剖面進行對比，對山谷地區的風場特性進行研究。
Y形匯流谷
大董路特大橋地處Y形匯流谷，如圖2。
圖2 大董路特大橋效果圖
在橋址處安裝觀測設備，採集風場數據，得到實測數據與規範風剖面進行對比。通過對比可以發現，在近地表範圍內，實測平均風速並沒有因地表粗糙度的影響而產生明顯的減小，在低空區用規範所提出的方法計算將低估平均風速，而在高空區則高估了平均風速。高空區的風速高估會對橋梁抗風設計增加不必要的困難，並會因此提高橋梁造價。而低空區的風速低估則會使得橋梁設計存在潛在危險性。
喇叭口收縮谷
禹門口大橋橋址處地形為喇叭口收縮谷，其效果圖如圖3，在橋址附近建立觀測站來監測當地風場特性。
圖3 禹門口大橋效果圖
將實測數據與規範中D類場地規範計算值進行對比。結果表明，在距地面高度100米以上的實測平均風速要低於規範計算值，而在100米以下實測平均風速則明顯高於計算值。該地區同樣存在低空區平均風速被低估，高空區平均風速被高估的情況，且實測值與規範計算值對比更加明顯。
優化主梁斷面 提高穩定性
人行懸索橋風致振動主要形式
對於大跨人行懸索橋，抗風穩定性問題主要是顫振、渦振以及靜風失穩。其中最值得注意的是人行懸索橋的顫振問題。歷史上，絕大多數的人行橋風毀事件均是由於顫振導致。由於人行懸索橋的氣動穩定性差，所以往往顫振臨界風速較低，在不進行優化的情況下一般很難滿足抗風穩定性要求。
龍潭大峽谷玻璃吊橋是一座人行大跨懸索玻璃橋，近年來這種富有觀賞性的橋型愈發增多。而在對其進行風洞抗振試驗研究時，發現該橋在較低風速下便會發生明顯顫振。即使實際橋梁不會在該風速下因顫振而毀壞，也勢必會降低其抗風穩定性。如不儘早加以合理的防範，結構很可能因一次次的振動而最終發生破壞。此外貴州某人行懸索橋也因自身穩定性問題在低風速下發生大幅振動。該橋在風力作用下發生明顯側彎、豎彎及扭轉振動，振幅巨大，且隨著風速的增加呈現發散趨勢。上述實例也進一步說明，大跨徑人行懸索橋的顫振問題需要高度重視。
渦振問題因近年來的多發性而逐漸受到關注，如西侯門大橋、伏爾加河大橋，都曾因渦振問題而成為焦點。渦振一般為低風速和固定頻率區段內發生的限幅振動，會影響橋面的行車舒適度，並對結構產生一定的疲勞破壞。渦振振幅控制主要以保證行車安全以及舒適度為目的。對於渦振的發生，一般要同時滿足三個條件。首先，結構自身的阻尼比很低，低阻尼會使結構更容易發生風致振動。其二，橋梁斷面的氣動特性差，風致振動普遍對橋梁截面形式比較敏感，因而橋梁斷面的氣動性差也是渦振發生的必備條件。第三，需特定氣象條件，這涉及來流風向角以及風速等多方面問題。
上述橋梁均為公路橋梁，對人行懸索橋而言，渦振問題便沒有那麼突出。首先，由於人行橋主梁結構更為簡單，且一般通透性好，所以不易發生渦振。另一方面，人行橋不會因視距等原因而對行人安全產生明顯影響。對於某些景區內橋梁，出於對其娛樂性的考慮，還需橋梁產生一定的小幅振動以增加旅遊樂趣。總體而言，大跨人行懸索橋的渦振問題不算嚴重，而且對振幅也可適當放寬，因此在人行懸索橋的抗風設計中一般並不考慮其渦振穩定性問題。
另一個需要關注的是人行懸索橋的靜風穩定性問題。對於一般的橋梁，靜風失穩風速遠高於顫振臨界風速，所以在以往的橋梁抗風設計中不會過多關注靜風穩定性問題。但對於大跨人行懸索橋這種輕柔的橋型，靜風失穩風速很可能會低於動力失穩風速，成為橋梁抗風設計的主控因素。在同濟大學對汕頭海峽二橋進行風洞試驗的過程中出現了突發的靜力失穩，使得模型在很短時間內破壞。而失穩時的風速遠低於靜風穩定理論的計算值，並且也低於該橋的動力失穩風速。這說明隨著橋型的不斷變化以及橋梁跨徑的不斷增加，已經存在靜力失穩風速低於顫振臨界風速的情況。尤其是更加輕柔的橋型，在設計過程中更需重視其靜風失穩問題。同樣，在對天蒙景區人行懸索橋的數值模擬分析中，也出現了明顯的靜風扭轉失穩現象。圖4為天蒙人行橋的效果圖，數值模擬中跨中靜風位移。可以看到跨中扭轉位移在80m/s時發生突變，結構剛度失效，發生明顯靜風扭轉失穩現象。即便該失穩現象不會直接導致橋梁結構毀壞，但由於其突發性，且極為迅速，巨大的位移變化會造成行人的傷亡。
圖4 天蒙人行橋效果圖
人行懸索橋風振控制措施
在橋梁抗風設計中，可採取各種措施提高橋梁的抗風穩定性，主要包括結構措施、氣動措施、機械措施。其中，加設中央扣、輔助鎖等結構措施可增加結構的總體剛度。設計開敞式橋面，增設適當的風嘴、中央穩定板、導流板、對拉索進行表面加工等氣動措施，能改善橋梁結構表面流場特性。通過外加TMD或TLD等阻尼器可增加附加阻尼，以提高結構的氣動穩定性或降低風振響應。
氣動措施一般為對主梁的斷面形式以及附屬構件進行改進和優化，以提高橋梁的風致振動穩定性，圖5為橋梁抗風氣動措施在實橋上的實際應用。
圖5 實橋氣動措施
圖6 孝心橋效果圖
圖6為四川孝心橋效果圖，該橋矢跨比很小，原始方案既不滿足渦振穩定性要求，也不滿足顫振穩定性要求。該橋沒有採用結構措施或機械措施，而是通過多個不同的方式封閉欄杆，改變主梁附近的流場形式，以提高結構的抗風穩定性。值得一提的是，氣動措施並不是受力構件，而是通過改變來流的路徑來改善截面的氣動特性。因此在實際使用中，氣動措施在滿足剛度的前提下，可以選擇輕質通透的材料，以提高橋梁的觀賞性。對之前提及的天蒙景區人行懸索橋，也同樣使用封鎖護欄提高結構的顫振穩定性。
圖7 合川橋效果圖
圖7為重慶合川渠江景觀大橋效果圖，該橋梁半幅用以行車，另外半幅為混合交通。該橋也同時存在顫振和渦振的問題；渦振問題為主。該橋梁採用多種混合氣動措施提高結構穩定性，優化方案一為設置風嘴，封閉欄杆並封閉檢修道；優化方案二為修改人行道加封閉檢修車軌道槽口。兩個優化方案的實驗結果如表1所示，表明兩個優化措施均能消除該橋梁的渦振現象，並提高其顫振臨界風速使之滿足顫振穩定性要求。
另一個常用的風振控制措施，是通過外加阻尼器提高結構的穩定性。結構隨著自身阻尼的增大，起振可能性減小，且振動後衰減加快。阻尼器的種類繁多，按是否調諧分為調諧式阻尼器和非調諧式阻尼器。其中調諧式阻尼器主要包括TMD、TLD以及TLCD，非調諧式阻尼器主要包括黏性剪切型阻尼器、油阻尼器、高阻尼橡膠阻尼器。按外界能量是否輸入又分為主動控制型、被動控制型和半主動控制型，主動控制型阻尼器需要施加外部能量，並由激勵器直接實時控制；被動控制型阻尼器不需輸入外部能量；半主動控制型阻尼器為通過輸入能量，控制被動控制的剛度、阻尼等動力參數，適應被控體動力特性變化。
許多橋梁的顫振對結構阻尼並不敏感，結構阻尼的大小並不會對其顫振臨界風速產生明顯影響，決定橋梁結構顫振性能的主要是其氣動外形。而對於渦振來說，結構阻尼、氣動外形以及氣候條件均有顯著影響，因此阻尼器一般用以控制渦振的發生。圖8為英國倫敦泰晤士河上的千禧橋，該橋為扁平人行懸索橋。在風致作用下產生大幅的靜風位移，通過外加阻尼器來加以控制。制振措施包括由7種共計37個黏滯阻尼器提供側向阻尼，並在跨中多加四對側向TMD（2.5t），再由26對豎向TMD（1～3t）提供豎向阻尼。同樣對於合川渠江景觀大橋也通過施加一系列的TMD來提高其渦振穩定性。
圖8 英國千禧橋
人行懸索橋風致振動計算亟待標準化
對於顫振現象，無論是公路橋還是人行橋都需要高度重視，而對於渦振，公路橋和人行橋則有著不同的關注點。基於之前的探討和分析，就人行懸索橋的風致振動問題可以得到如下結論：
1.人行懸索橋的渦振問題
對人行懸索橋來說，其渦振問題並不嚴重。首先，由於人行橋主梁結構更加簡單，通透性好，所以使得結構表面旋渦的能量不容易集中，從而提高結構渦振穩定性。且大跨徑的人行懸索橋一般位於山區，受地形影響，橋址處的風場紊流度會更大。根據現有研究，橋梁結構的渦振振幅會隨著紊流度的提高而降低，因此山區橋梁發生渦振的可能性更低。同時，山區複雜的地形會使主梁沿跨徑方向的風場均一性變差，非均勻的風速及風攻角分布也能夠降低結構的渦振概率。
目前，人行橋對渦振振幅標準還沒有明確規定，一般會參照公路橋的相應規範進行設計。渦振振幅的接受程度主要取決於行車或行人的舒適度，對於舒適度的評價因人而異，在公路橋梁抗風規範中，以主梁振動加速度作為衡量因素。現行公路橋梁抗風規範中以1m/s^2的振動加速度為判定標準，以此計算主梁的豎向和扭轉最大振幅。而對人行橋來說，行人在過橋時的體感與行車有很大不同，因而對舒適度的要求也會不同，再直接使用公路規範的限定幅值是不合適的。此處推薦以0.3 m/s^2的加速度為標準，並採用規範公式來計算人行懸索橋的渦振最大振幅。
2.人行懸索橋的顫振問題
橋梁的顫振要求結構自身的顫振臨界風速要高於橋址處的顫振檢驗風速。
Uf >γfγtγaUd 公式2
公式2為公路橋梁的顫振臨界風速計算公式，式中Ud表示橋梁或構件的設計基準風速；γf表示顫振穩定性分項係數，根據獲取顫振臨界風速的方法確定；γt表示風速脈動空間影響分項係數，由橋址處地表場地類型以及橋梁跨徑確定；γa表示攻角效應分項係數，體現大攻角的影響。現行的橋梁抗風規範並沒有對人行橋的顫振臨界風速計算方式進行專門的制定，因此也使用該公式進行相應的計算。鑑於人行橋的使用壽命遠低於公路橋梁，因此其所需的顫振風速可能會明顯低於該計算值。
雖然在前文中提到我們需要高度重視人行懸索橋的顫振問題，但總體來看，人行懸索橋的顫振威脅要小於公路橋。一方面，人行橋通行要求低於公路橋梁，且許多屬非必要通道，所以在高風速時段可以迅速地組織封橋，能有效避免橋梁顫振所帶來的人員傷亡。另一方面，人行橋結構更加輕柔，相比於公路橋能承受更大的變形，因而也更不容易被風致振動所破壞，所以人行懸索橋的顫振威脅小於公路橋梁。
本文刊載 /《橋梁》雜誌 2020年 第4期 總第96期
作者 / 李加武 邢松
作者單位 / 長安大學公路學院