張立乾 徐學(xué)文 閆晶 陳紅 王卉 李澤

北京特種工程設(shè)計(jì)研究院 100028

引言

地震災(zāi)害常常造成嚴(yán)重人員傷亡，引起滑坡、崩塌、地裂縫等次生災(zāi)害，從而產(chǎn)生道路破壞，造成交通阻斷或不暢［1］。目前大多數(shù)道路橋梁搶通搶建應(yīng)急保障裝備的通載能力較強(qiáng)，但因其自重較大，在地震災(zāi)害發(fā)生后期機(jī)動(dòng)性能受到一定限制，而抗震救災(zāi)時(shí)的一般急需通往災(zāi)區(qū)的物資運(yùn)輸車(chē)輛、救援裝備荷載等級(jí)較低，這就使得現(xiàn)有的應(yīng)急交通保障裝備特別是橋梁保障裝備難以發(fā)揮作用［2-4］，因此研制輕型、快速架設(shè)、承載能力較強(qiáng)和具有較高高機(jī)動(dòng)性的新型橋梁裝備具有重要的現(xiàn)實(shí)意義［5］。

充氣結(jié)構(gòu)以其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)在廣大的工程領(lǐng)域中備受關(guān)注，在航空航天、近空間飛行器和大型建筑領(lǐng)域中展示了廣闊的應(yīng)用前景［6，7］。充氣結(jié)構(gòu)是一種特殊的結(jié)構(gòu)形式，利用壓縮空氣使充氣織物形成預(yù)定的形狀并達(dá)到預(yù)定的功能。與傳統(tǒng)的鋼結(jié)構(gòu)和鋁結(jié)構(gòu)相比，充氣結(jié)構(gòu)具有自身重量輕、貯存運(yùn)輸體積小、架設(shè)速度快、結(jié)構(gòu)阻尼大的特點(diǎn)［8-10］。隨著充氣結(jié)構(gòu)相關(guān)工業(yè)技術(shù)的發(fā)展，特別是高性能纖維及織物的出現(xiàn)，為充氣結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步發(fā)展創(chuàng)造了條件。

充氣結(jié)構(gòu)通過(guò)氣囊內(nèi)壓使薄膜產(chǎn)生拉應(yīng)力，并使結(jié)構(gòu)達(dá)到相當(dāng)?shù)膭偠?，從而使結(jié)構(gòu)具有抵抗外載的強(qiáng)度和剛度。其承載能力取決于內(nèi)壓的大小，提高氣囊內(nèi)壓在一定程度上可以提高結(jié)構(gòu)的承載力，但不能實(shí)現(xiàn)大的突破，過(guò)大的內(nèi)壓將使薄膜產(chǎn)生過(guò)大的應(yīng)力，容易引發(fā)安全問(wèn)題，正如西班牙國(guó)際殼體與空間結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)創(chuàng)始人托羅哈所說(shuō)的“最佳結(jié)構(gòu)有賴于其自身受力之形體，而非材料之潛在強(qiáng)度”［11］。鑒于此，為減少充氣結(jié)構(gòu)的局限性而充分發(fā)揮其優(yōu)勢(shì)，研發(fā)充氣結(jié)構(gòu)和其他剛性結(jié)構(gòu)的組合型式是必要的。

1 結(jié)構(gòu)型式

快速架設(shè)的充氣膜組合受力橋梁結(jié)構(gòu)有兩種型式。第一種型式是在橋面板下方沿跨度方向設(shè)置縱向高強(qiáng)鋼索，高強(qiáng)鋼索端部錨固于橋面板端部，在索的上方、橋面板的下方設(shè)置扁殼形狀的的充氣膜體，通過(guò)膜體充氣變形外推實(shí)現(xiàn)高強(qiáng)索的張緊，從而產(chǎn)生對(duì)橋面板的“上托力”，結(jié)構(gòu)型式由橋面板、扁殼、高強(qiáng)索組合而成，見(jiàn)圖1。第二種型式是將具有一定幾何外形的膜體直接和橋面板底耦合，膜體既作為充氣膜的封閉膜體，又等效為和膜體耦合的張拉密索，通過(guò)膜體充氣變形實(shí)現(xiàn)膜體膨脹、張緊，實(shí)現(xiàn)對(duì)橋面板的上托，結(jié)構(gòu)型式由橋面板、膜體組合而成，見(jiàn)圖2所示。充氣膜體一般為中低壓充氣，其內(nèi)壓為60kPa～100kPa，膜體一般由密閉內(nèi)膽、受力層、外套三層疊合構(gòu)成，密閉內(nèi)膽主要提供封閉不漏氣的環(huán)境，有高韌橡膠材料構(gòu)成；受力層由高抗拉強(qiáng)度的材料構(gòu)成，可采用碳纖維、聚酯纖維或在橡膠層外復(fù)合高強(qiáng)鋼絲等材料；外套主要提供表面必要的摩阻力和抗磨耗的能力，可由帆布等材料構(gòu)成。三層疊合的厚度一般在3mm～6mm之間。

圖1 橋面板、充氣膜和高強(qiáng)索組合結(jié)構(gòu)示意（單位：mm）Fig.1 Diagram of bridge deck，inflatable membrane and high-strength cable composite structure（unit：mm）

圖2 橋面板、充氣膜組合結(jié)構(gòu)示意（單位：mm）Fig.2 Diagram of bridge deck and inflatable membrane composite structure（unit：mm）

橋面板采用鋁合金橋面板，參照國(guó)內(nèi)外鋁合金橋面板和鋁合金舟橋甲板結(jié)構(gòu)截面進(jìn)行設(shè)計(jì)，橋面板截面采用三角形多腔桁架型式，即上下面板加中間三角斜撐組成的夾心板結(jié)構(gòu)型式，斜撐夾角為60°，鋁合金橋面板總厚度為150mm，上下面板和斜撐板以及端部豎向支撐板均為5mm。

2 結(jié)構(gòu)承載性能研究

2.1 第一種型式

數(shù)值計(jì)算對(duì)象為一跨8m 橋梁，橋面寬度3.673m，充氣膜初始態(tài)為高度200mm 的扁殼，縱向?qū)挾?142mm，橫向?qū)挾?673mm，在膜體底面間距607.5mm 設(shè)置6 道索鞍，通過(guò)索鞍實(shí)現(xiàn)高強(qiáng)索和膜體的接觸作用，每個(gè)索鞍縱向前后設(shè)有兩個(gè)墊塊，用于實(shí)現(xiàn)在膜體充氣膨脹時(shí)和高強(qiáng)索接觸。

2.1.1 模型參數(shù)

計(jì)算模型的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1 所示，整個(gè)計(jì)算模型三維示意見(jiàn)圖3 所示。

表1 第一種組合型式物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of the first combination type

圖3 整體計(jì)算模型三維示意Fig.3 3D schematic of the overall calculation model

充氣膜采用三維膜單元，橋面板采用殼單元，高強(qiáng)索及其錨板采用塊體單元，充氣膜單元尺寸為50mm ×100mm，橋面板單元大小為50mm ×200mm，索鞍、墊塊和索錨板最小邊尺寸為30mm，高強(qiáng)索最小邊尺寸5mm，單元剖分示意見(jiàn)圖4 所示。材料本構(gòu)關(guān)系采用彈性本構(gòu)。充氣膜底和索鞍、索錨板和橋面板端部的接觸區(qū)域?yàn)榻壎ㄟB接；充氣膜膜頂和橋面板板底、高強(qiáng)索和索鞍以及高強(qiáng)索和墊塊的接觸區(qū)域?yàn)槟Σ两佑|，切向摩擦系數(shù)為0.1，法向接觸為硬接觸。邊界條件為橋面板端部50mm 寬為簡(jiǎn)支約束。

圖4 單元剖分示意Fig.4 Schematic diagram of unit division

載荷步劃分：分為4 步，第一載荷步為充氣膜充氣，分為多級(jí)加載，內(nèi)壓由0 加載至100kPa；第二載荷步為結(jié)構(gòu)重力場(chǎng)加載；第三個(gè)加載步為四分之一跨徑最不利公路-Ⅱ級(jí)車(chē)道載荷加載，分為均布載荷和集中載荷，均布載荷取值為10.5kPa，分布于橋面板頂面，集中載荷為276kN的集中力均勻分布在2 個(gè)0.2m ×0.6m 的面積上，對(duì)應(yīng)的載荷集度為1150kN/m2，最大載荷步長(zhǎng)0.1；第四加載步為跨中最不利公路-Ⅱ級(jí)車(chē)道載荷加載。第四載荷步施加時(shí)，第三載荷步的集中載荷失效，第三、第四加載步的集中載荷作用位置見(jiàn)圖5 所示。

圖5 公路Ⅱ級(jí)集中載荷布置位置示意Fig.5 Layout of Highwayclass Ⅱconcentrated load

2.1.2 加載作用分析

1.第一載荷步作用下的荷載效應(yīng)

充氣內(nèi)壓加載至100kPa 時(shí)，整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖見(jiàn)圖6 所示，膜體豎向膨脹了103.3%，即206.7mm，對(duì)應(yīng)的橋面板產(chǎn)生了61.8mm 的預(yù)拱度。充氣加載完畢時(shí)的膜體Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖7a所示，最大應(yīng)力為147.9MPa，處于膜體的允許應(yīng)力范圍之內(nèi)。橋面板Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖7b 所示，最大應(yīng)力為206.0MPa，處于高強(qiáng)鋁合金鋼板的應(yīng)力范圍之內(nèi)，且極值出現(xiàn)在端部邊界支撐處，該范圍的應(yīng)力可以通過(guò)增設(shè)構(gòu)造措施實(shí)現(xiàn)較大幅度的降低，跨中頂板的縱向最大受拉正應(yīng)力為69.9MPa，跨中底板的縱向最大受壓正應(yīng)力為-143.2MPa。高強(qiáng)鋼索及錨板的跨中頂板的縱向最大應(yīng)力云圖見(jiàn)圖7c 所示，最大值出現(xiàn)在鋼索和錨板的錨點(diǎn)附近，由于鋼索和錨板固結(jié)，在充氣膜充氣膨脹的過(guò)程中，高強(qiáng)索產(chǎn)生以錨點(diǎn)為圓心向下轉(zhuǎn)動(dòng)，從而鋼索在錨固段產(chǎn)生由于強(qiáng)迫位移導(dǎo)致的彎曲，這個(gè)極值應(yīng)力就是彎曲應(yīng)力和軸向拉應(yīng)力的疊加，為1268MPa，而距離錨固段一定距離后高強(qiáng)索受力均勻，邊索為598MPa，次邊索為544MPa，中索為518MPa，遠(yuǎn)低于高強(qiáng)索的設(shè)計(jì)應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值1860MPa，因此是安全的，同時(shí)在后面的結(jié)構(gòu)細(xì)化設(shè)計(jì)階段，可以通過(guò)設(shè)置具有微轉(zhuǎn)動(dòng)功能的錨固裝置來(lái)消除彎曲應(yīng)力，從而實(shí)現(xiàn)全長(zhǎng)鋼索的軸向受拉。

圖6 第一加載步下整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（單位：m）Fig.6 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the first loading step（unit：m）

圖7 第一加載步下的Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.7 Mises stress nephogram under the first loading step（unit：kPa）

2.第二載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第二載荷步為施加重力場(chǎng)，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)本身自重很輕，約60kg/m2，重力場(chǎng)效應(yīng)很小，限于篇幅，不贅述。

3.第三載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第三載荷步為施加車(chē)道載荷，均布載荷作用于全跨，集中載荷作用于四分之一跨。結(jié)構(gòu)豎向位移圖云見(jiàn)圖8 所示，整體結(jié)構(gòu)的最大正向豎向位移由上一荷載步的60.8mm 降至32.5mm，對(duì)應(yīng)的橋面板豎向位移為29.3mm，該值和上一載荷步差值即為活載作用下的撓度，即30.56mm，為跨徑的1/262，滿足要求；膜體的Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖9a所示，最大應(yīng)力為136.8MPa，比上一載荷步減少7.1%；橋面板的Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖9b 所示，最大應(yīng)力為167.9MPa，最大應(yīng)力位置位于橋面板跨中和膜體接觸的底面；圖9c為高強(qiáng)索及錨板的Mises 應(yīng)力云圖，應(yīng)力峰值及位置和上一載荷步相同，距離錨固端一定距離后的邊索應(yīng)力為649MPa，次邊索為576MPa，中索為549MPa，較第二載荷步應(yīng)力增幅為5.5%～7.8%。

圖8 第三載荷步作用下整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（單位：m）Fig.8 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the third loading step（unit：m）

圖9 第三載荷步作用下的Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.9 Mises stress nephogram under the third loading step（unit：kPa）

4.第四載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第四載荷步為施加車(chē)道載荷，均布載荷作用于全跨，集中載荷作用于跨中。結(jié)構(gòu)豎向位移圖云見(jiàn)圖10 所示，整體結(jié)構(gòu)的最大正向豎向位移由第二荷載步的60.8mm降至22.0mm，對(duì)應(yīng)的橋面板豎向位移為17.2mm，該值和第二載荷步差值即為活載作用下的撓度，即42.6mm，為跨徑的1/188，滿足要求；膜體的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖11a所示，最大應(yīng)力為132.1MPa，比上一載荷步減少3.4%；橋面板的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖11b 所示，最大應(yīng)力為147.4MPa，最大應(yīng)力位置位于橋面板跨中和膜體接觸的底面；圖11c為高強(qiáng)索及錨板的Mises應(yīng)力云圖，應(yīng)力峰值及位置和上一載荷步相同，距離錨固端一定距離后的邊索應(yīng)力為665MPa，次邊索為586MPa，中索為559MPa，較第二載荷步應(yīng)力增幅為7.3%～10.2%。

圖10 第四載荷步作用下整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（單位：m）Fig.10 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the forth loading step（unit：m）

圖11 第四載荷步作用下的Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.11 Mises stress nephogram under the forth loading step（unit：kPa）

2.1.3 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

取車(chē)道載荷中的集中載荷位于跨中時(shí)的工況計(jì)算橋面板的穩(wěn)定，預(yù)應(yīng)力等效線荷載施加于橋面板的兩端支撐板的板邊，跨中橋面板底和膜頂接觸的部位施加等效均載作用于板底。將車(chē)道均布載荷和集中載荷作為結(jié)構(gòu)穩(wěn)定分析的外載，橋面板兩端的邊界約束條件不變，考察結(jié)構(gòu)屈曲穩(wěn)定特征值，取前10 階屈曲模態(tài)。膜體等效加載示意見(jiàn)圖12 所示，首先計(jì)算了橋面板為5mm 時(shí)屈曲穩(wěn)定，一階穩(wěn)定特征值為1.76，該值較小，將橋面板調(diào)整為6mm 計(jì)算，橋面板一階屈曲模態(tài)見(jiàn)圖13 所示，由圖13 可見(jiàn)，一階屈曲模態(tài)為跨中板底中央?yún)^(qū)域鼓曲失穩(wěn)，這和該區(qū)域處于車(chē)道集中載荷下方且應(yīng)力較大有關(guān)，最小屈曲特征值為3.76，說(shuō)明結(jié)構(gòu)有一定的安全儲(chǔ)備；橋面板前10 階屈曲模態(tài)的位置、形態(tài)及特征值見(jiàn)表2 所示，前10 階屈曲失穩(wěn)位置均處于跨中區(qū)域，呈現(xiàn)跨中中央向跨中兩側(cè)變化，失穩(wěn)形態(tài)均為板底及支撐板鼓曲失穩(wěn)，屈曲特征值范圍由3.76 至4.78。

圖12 膜體頂面及邊界施加等效載荷（仰視）Fig.12 Equivalent load applied on top surface and boundary of membrane body（bottom view）

圖13 一級(jí)階屈曲模態(tài)Fig.13 First order buckling mode

表2 橋面板屈曲模態(tài)Tab.2 Buckling mode table of bridge deck

2.2 第二種型式

數(shù)值計(jì)算對(duì)象為一跨8m 橋梁，橋面寬度3.673m，充氣膜初始態(tài)為矢高500mm的弧形殼。

2.2.1 模型參數(shù)

計(jì)算模型的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表3 所示，整個(gè)計(jì)算模型三維示意見(jiàn)圖14 所示。

表3 第二種組合型式物理力學(xué)參數(shù)Tab.3 Physical and mechanical parameters of the first combination type

圖14 整體計(jì)算模型三維示意（斜向上仰視）Fig.14 Three dimensional schematic diagram of the overall calculation model（oblique upward view）

充氣膜采用三維膜單元，橋面板采用殼單元，充氣膜單元尺寸為50mm×50mm，橋面板單元大小為50mm×50mm。材料本構(gòu)關(guān)系采用彈性本構(gòu)。充氣膜頂周邊和橋面板底的接觸區(qū)域?yàn)榻壎ㄟB接。邊界條件為橋面板端部50mm寬為簡(jiǎn)支約束。

載荷步劃分：分為4 步，第一載荷步為充氣膜充氣，分為多級(jí)加載，內(nèi)壓由0加載至100kPa；第二載荷步為結(jié)構(gòu)重力場(chǎng)加載，分為1 個(gè)加載步加載；第三、第四個(gè)加載步同2.1.1節(jié)。

2.2.2 加載作用分析

1.第一載荷步作用下的荷載效應(yīng)

充氣內(nèi)壓加載至80kPa 時(shí)，整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖見(jiàn)圖15 所示，膜體豎向膨脹了6.4%，即32mm，膜體膨脹率較組合一中的膜體小很多，原因在于組合二中的膜體構(gòu)型更為接近充氣繃緊態(tài)，橋面板產(chǎn)生31mm的預(yù)拱度。充氣加載完畢時(shí)的膜體Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖16a 所示，最大應(yīng)力為211.9MPa，位于膜體中部和橋面底板銜接的根部，除去這一區(qū)域外，其他區(qū)域的膜體應(yīng)力處于70MPa～80MPa之間，均處于膜體允許應(yīng)力范圍之內(nèi)。橋面板Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖16b、16c所示，最大應(yīng)力為147.3MPa，峰值應(yīng)力出現(xiàn)在橋面底板和頂板的中部區(qū)域，這一現(xiàn)象是和橋面板受力機(jī)理相吻合的，即橋面板底承受膜體氣壓作用而板四周和膜體固結(jié)，相當(dāng)于橋面板為向上均布載荷作用下的雙向受力板。

圖15 第一加載步整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（單位：m）Fig.15 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the first loading step（unit：m）

圖16 第一加載步Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.16 Mises stress nephogram under the first loading step（unit：kPa）

2.第二載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第二載荷步為施加重力場(chǎng)，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)本身自重很輕，約59kg/m2，重力場(chǎng)效應(yīng)很小。限于篇幅不再贅述。

3.第三載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第三載荷步為施加車(chē)道載荷，均布載荷作用于全跨，集中載荷作用于四分之一跨。結(jié)構(gòu)豎向位移圖云見(jiàn)圖17 所示，橋面板中心的最大正向豎向位移由上一荷載步的29.9mm 降至1.9mm，該值和上一載荷步差值即為活載作用下的撓度，即28mm，為跨徑的1/286，滿足要求；膜體的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖18a 所示，極值應(yīng)力和第一、第二加載步相當(dāng)；橋面板的Mises 應(yīng)力云圖見(jiàn)圖18b、18c所示，最大應(yīng)力為154.3MPa，相較第一載荷步增加4.8%。

圖17 第三加載步整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（unit：m）Fig.17 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the third loading step（unit：m）

圖18 第三加載步Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.18 Mises stress nephogram under the third loading step（unit：kPa）

4.第四載荷步作用下的荷載效應(yīng)

第四載荷步為施加車(chē)道載荷，均布載荷作用于全跨，集中載荷作用于跨中。結(jié)構(gòu)豎向位移圖云見(jiàn)圖19所示，橋面板中心的最大正向豎向位移由第二荷載步的29.9mm降至-6.4mm，該值和第二載荷步差值即為活載作用下的撓度，即36.3mm，為跨徑的1/220，滿足要求；膜體的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖20a所示，極值應(yīng)力和第一、第二以及第三加載步相當(dāng)；橋面板的Mises應(yīng)力云圖見(jiàn)圖20b、20c所示，最大應(yīng)力為156.7MPa，和第三載荷步相當(dāng)。

圖19 第四加載步整體結(jié)構(gòu)豎向位移云圖（單位：m）Fig.19 Vertical displacement nephogram of the whole structure under the forth loading step（unit：m）

圖20 第四加載步Mises 應(yīng)力云圖（單位：kPa）Fig.20 Mises stress nephogram under the forth loading step（unit：kPa）

2.2.3 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

將車(chē)道載荷中的集中載荷位于跨中時(shí)的膜體結(jié)構(gòu)和橋面板銜接部位的膜體內(nèi)力提取出來(lái)，和膜體內(nèi)壓一起施加于膜體頂面和膜體頂面的外邊界，由于膜體頂面和橋面板板底為綁定連接，這樣膜體充氣的等效作用力就傳遞給橋面板，實(shí)現(xiàn)了膜體作用效應(yīng)。將車(chē)道均布載荷和集中載荷作為結(jié)構(gòu)穩(wěn)定分析的外載，橋面板兩端的邊界約束條件不變，考察結(jié)構(gòu)屈曲穩(wěn)定特征值，取前10階模態(tài)。膜體等效加載示意見(jiàn)圖21 所示，橋面板一階屈曲模態(tài)見(jiàn)圖22 所示，由圖22 可見(jiàn)，一階屈曲模態(tài)為跨中區(qū)域板底及支撐板鼓曲失穩(wěn)，這和該區(qū)域處于車(chē)道集中載荷下方且應(yīng)力較大有關(guān)，最小屈曲特征值為2.81，說(shuō)明結(jié)構(gòu)有一定的安全儲(chǔ)備；橋面板前10 階屈曲模態(tài)的位置、形態(tài)及特征值見(jiàn)表4 所示，前十階屈曲失穩(wěn)位置均處于跨中區(qū)域，呈現(xiàn)跨中中央向跨中兩側(cè)交替變化，失穩(wěn)形態(tài)均為板底及支撐板鼓曲失穩(wěn)，屈曲特征值由2.81 提高至5.80。

圖21 膜體頂面及邊界施加等效載荷（仰視）Fig.21 Equivalent load applied on top surface and boundary of membrane body（bottom view）

圖22 一級(jí)階屈曲模態(tài)Fig.22 First order buckling mode

表4 橋面板屈曲模態(tài)Tab.4 Buckling mode table of bridge deck

2.3 兩種組合型式結(jié)果對(duì)比分析

兩種橋梁結(jié)構(gòu)型式都是充分利用了充氣膜構(gòu)型和橋面板形成組合受力結(jié)構(gòu)型式，第一種結(jié)構(gòu)型式中膜體發(fā)揮了類(lèi)似張弦結(jié)構(gòu)支撐桿的作用，通過(guò)膜體體積變化導(dǎo)致高強(qiáng)索張緊，從而產(chǎn)生對(duì)橋面板的向上頂推并形成預(yù)應(yīng)力索和橋面板的體外支距，提高結(jié)構(gòu)承載能力；第二種結(jié)構(gòu)型式中膜體頂部直接和橋面板連接，膜體既作為充氣膜的封閉膜，又等效為和膜體耦合的張拉密索，通過(guò)膜體充氣變形實(shí)現(xiàn)膜體膨脹、張緊，實(shí)現(xiàn)對(duì)橋面板的上托。目前高強(qiáng)膜材的抗拉強(qiáng)度可達(dá)500MPa 以上，而上述分析的膜材最大應(yīng)力在250MPa以內(nèi)，遠(yuǎn)低于強(qiáng)度限值，如采用碳素纖維材料，其抗拉強(qiáng)度可高達(dá)2000MPa以上，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)本算例中的峰值應(yīng)力，可以說(shuō)現(xiàn)有高強(qiáng)纖維類(lèi)材料為高強(qiáng)膜體提供了廣闊的應(yīng)用空間。算例中全橋質(zhì)量能控制在1700kg 以內(nèi)，加壓充氣過(guò)程如配以自動(dòng)充氣功能，可大大縮短架設(shè)時(shí)間，從而為實(shí)現(xiàn)橋梁快速拼裝提供了可能。

3 結(jié)語(yǔ)

1.通過(guò)數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證了兩種新型快速架設(shè)的充氣模組合受力橋梁結(jié)構(gòu)的合理性，其結(jié)構(gòu)型式能滿足強(qiáng)度和剛度需要，膜體應(yīng)力能控制在250MPa 之內(nèi)，活荷載撓度控制在跨徑的1/200之內(nèi)。

2.橋面板屈曲穩(wěn)定分析表明，兩種結(jié)構(gòu)體系的橋面板均能滿足整體和局部穩(wěn)定，第一種結(jié)構(gòu)型式較第二種結(jié)構(gòu)型式的橋面承載板合金板材的厚度要厚一些。

3.兩種結(jié)構(gòu)型式中尚有構(gòu)造方面的細(xì)節(jié)需要進(jìn)一步研究，包括膜體和橋面板的連接以及膜體的附屬構(gòu)造等等。