第一篇：飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

南京航空航天大學

大學生創新訓練計劃項目

研究總結報告

項目名稱： 飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究 項目負責人： 何 ?。▽W號：010610423）項目參加者： 黃達飛（學號：010610428）

顧海雷（學號：010610425）

項目指導教師： 陳普會（所屬院系：航空宇航學院）項目迄止時間： 2009 年 3 月～ 2010 年 11 月

南京航空航天大學教務處

2010年12月

飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

目錄

摘要…………………………………………………………………………………………2 第一章 引言………………………………………………………………………………4 第二章 2.1 2.2 2.3 第三章 3.1 3.2 第四章

有限元分析方法…………………………………………………………………5 結構后屈曲分析……………………………………………………………5 漸進損傷分析………………………………………………………………5 基于內聚力模型的界面元分析……………………………………………6 試驗件設計………………………………………………………………………7 試驗件設計…………………………………………………………………7 有限元建模與分析…………………………………………………………7 工作總結………………………………………………………………………16飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

第一章 引言

飛行器的薄壁結構由于自身明顯的優點得到了廣泛的應用。對于—般薄壁結構，其蒙皮在處于較低的應力水平時便可能產生失穩現象，但這不等于整個結構的破壞，它仍具有一定的承載能力。所以，研究薄壁結構后屈曲狀態下的承力特性和應力分析方法，對于提高結構承載能力、減輕重量、改進結構設計等都將具有重要意義。

隨著先進復合材料在飛行器結構中的應用越來越多，結構設計理念正在發生變革，目前的主要發展趨勢是采用整體化的設計思想。整體化設計指的是將若干個零件設計成一個較大的整體件，從而減少零件數量，減少連接件和連接過渡區附加重量、減少裝配，進而減輕結構重量、降低成本。整體化工藝設計也日益受到重視與應用，如B-2飛機外翼整體翼面壁板、正弦波腹板梁、機翼整體下翼面壁板、A380安定面格柵結構壁板、整體纏繞機身等。

鑒于上面所述，本文重點研究復合材料整體壁板的后屈曲承載能力，設計了L型單筋條壁板試驗件，采用ABAQUS商業化有限元分析軟件共建立了3種分析模型，對其軸壓失效過程進行了模擬分析。

三種有限元分析方法：結構后屈曲分析；漸進損傷分析；基于內聚力模型的界面元分析。

飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

??11 ??Xt???12???13??????1,(?11?0)(2-1)???SS??12??13?纖維壓縮失效：

?11Xc?1,(?11?0)(2-2)基體拉伸失效：

??22??33???232??22?33???12???13??????????1,(?22??33)?0???2YSSSt23?????12??13?22(2-3)基體壓縮失效：

??22??33?Yc?22??????2??2???????Yc?2233232233?????1???????2??2S23?2S23?S23???????2(2-4)????????12???13??1,(?22??33)?0?S12??S13?其中Xc和Xt是纖維方向的壓縮和拉伸強度，Yc和Yt是橫向壓縮和拉伸強度，S12，S13，S23分別是1-

2、1-

3、2-3方向的剪切強度。

在ABAQUS分析軟件中，纖維增強復合材料初始損傷判據基于Hashin準則，由上面知該判據考慮四種破壞機理：纖維拉伸、纖維壓縮、基體拉伸、基體壓縮。在后面將采用Hashin準則分析復合材料失效的情況。

2.3 基于內聚力模型的界面元分析

內聚力模型（Cohesive zone model）是對復合材料界面的一種簡化，但通過適當地選取參數，可以反映出界面層的特性。內聚單元是基于內聚力模型的界面元在有限元中的應用。在ABAQUS中，可通過內聚單元的損傷萌生、失效來模擬復合材料界面的分層起始擴展過程。

內聚單元是一種基于內聚力模型的零厚度界面元，主要用來模擬分析粘結層、復合材料界面層、補片等的破壞。采用強度準則判斷內聚單元的損傷萌生，損傷萌生后則采用Griffith能量破壞準則，同時也可以根據應變值判斷其損傷萌生及破壞過程。本文將在筋條和蒙皮之間加入內聚力單元來模擬筋條和蒙皮之間的脫膠破壞情況。

飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

按照上面所述方法進行建模，分別建立蒙皮和L型筋條兩個部件，然后通過Tie將其連接。圖3.1和3.2為L模型復合材料鋪設圖和網格劃分圖。圖3.1不同顏色表示所鋪復合材料方向不同。蒙皮單元尺寸長2.5mm、寬2.5mm，共有1600個單元；筋條網格尺寸長2.5mm、寬2.5mm，共1600個單元。

圖3.1 L模型復合材料鋪設圖 圖3.2 L模型網格劃分圖

首先對L模型進行特征值屈曲分析，得到一階屈曲模態圖（變形系數為1）如圖3.3所示。然后將初始屈曲模態的橫向位移值作為初始擾動加入到L型壁板軸壓承載分析中，可得到位移載荷為5mm時的結構變形圖（圖3.4）和位移載荷曲線圖（圖3.5）。

圖3.3 L模型一階屈曲模態圖

飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

型，進而進行考慮漸進損傷的結構后屈曲分析。

應用Hashin準則所需要的復合材料T700/BA9916的強度指標為：縱向拉伸強度Xt=2688MPa，縱向壓縮強度Xc=1458MPa，橫向拉伸強度Yt=69.5MPa，橫向壓縮強度Yc=236MPa，縱向剪切強度S12=S13=136MPa，橫向剪切強度S23=105MPa。

復合材料鋪層、單元選擇、網格劃分情況等均與（1）中模型完全相同，故而特征值屈曲分析時可得到相同的一階屈曲模態圖（圖3.3），然后將初始屈曲模態的橫向位移值作為初始擾動加入到L型壁板軸壓承載分析中，可得到位移載荷曲線，如圖3.6所示。

圖3.6 LPDA模型位移載荷曲線圖

由位移載荷曲線圖可知當加載位移約為1.0mm時由于結構開始發生屈曲而使曲線出現拐點；當加載位移為1.520mm時結構達到最大承載載荷104.9kN；隨后隨加載位移增大，復合材料纖維和基體發生損傷并迅速擴展，使得承載能力迅速下降；當加載位移大于1.7mm以后，結構承載能力已經降到最低。

（3）融合內聚力模型的結構后屈曲分析

在（1）中所建立的模型中的蒙皮和筋條之間加入內聚力單元，用以模擬層間損傷，得到LCZM壁板模型，進而進行考慮蒙皮和筋條之間脫膠的結構后屈曲分析。

現在需要增加內聚力單元的各個指標。內聚層定義參數為：E33=20000MPa，0飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

圖3.9 LCZM模型一階屈曲模態圖

圖3.10 LCZM模型載荷位移曲線圖

由位移載荷曲線圖可知當加載位移約為1.0mm時由于結構開始發生屈曲而使曲線出現拐點；當加載位移為1.942mm時結構達到最大承載載荷118.4kN；此時模型蒙皮與筋條的層間內聚力單元已開始發生損傷，并隨加載位移增大而迅速擴展，使得蒙皮與筋條發生局部分離，承載能力迅速下降；當加載位移大于3.5mm以后，結構承載能力已經降到較低水平。

具體過程分析如下：在加載位移為1.863mm時，脫層起始，圖3.11的Mises應

2飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

圖3.13 2.333mm時，LCZM模型脫層完全擴展圖

圖3.14 2.333mm時，LCZM模型蒙皮筋條分離圖

（4）三種分析方法的結果比較

上面給出了對于L型壁板的三種分析方法結果，得到了三種模型：L模型，LPDA模型，LCZM模型。現在將它們的位移載荷曲線放在一起進行分析，如圖3.15所示。

4飛機復合材料加筋薄壁結構的創新設計理念研究

第四章 工作總結

本文針對一種材料體系（T700/BA9916），設計了L型單筋條壁板試驗件采用ABAQUS商業化有限元分析軟件共建立了3個分析模型，對其軸壓失效過程進行了模擬分析，并將不同分析方法進行了對比。可得以下結論：

（1）采用S4R殼單元的結構后屈曲分析方法，并結合Hashin復合材料失效判據能較好地綜合模擬復合材料結構的后屈曲與損傷累積的耦合歷程。

（2）采用S4R殼單元的結構后屈曲分析方法，并結合內聚力單元能較好地模擬蒙皮與筋條的脫膠損傷對結構后屈曲承載能力的影響。

（3）對于三種分析方法，三條曲線在小位移加載時是重合的，表征了壁板在承受線彈性壓縮；而后由于結構開始發生屈曲三條曲線均發生偏折；從最終承載能力上來看，原始模型最高，~CZM、~PDA模型比較接近；在達到最終承載能力之后，原始模型和~CZM模型由于筋條和蒙皮本身完好并未破壞仍具有一定的承載能力，曲線下降相對較緩，而由于載荷過大使得層內迅速發生破壞的~PDA模型，曲線迅速下降到最低，結構不再具有承載能力。

第二篇：基于加筋土結構的內部穩定性的抗震設計可靠性(英文文獻翻譯)

ORIGINAL PAPER

基于加筋土結構的內部穩定性的抗震設計可靠性

作者：B.Munwar Basha ? G.L.Sivakumar Babu 投稿日期：2008.9.15

發表日期：2011.5.31 網上發行日期：2011.6.24

摘要：這篇論文提出一種應用最優化可靠性設計來評估加筋土結構內部穩定性可靠度的方法。應用有限平衡方程，假設是失效面是對數螺旋曲線，對確保抵抗張拉、拔出破壞內部穩定性進行分析?；靥钔恋男再|和土工合成材料的加強強度被視為隨機變量。對于地震環境，由于不同程度的橫縱向地震加速度、附加荷載以及加強強度設計值，與張拉、拔出破壞有關的所有土工材料層的可靠度減少。努力獲得土工材料層的數目，拉拔長度，抵抗張拉、拉拔破壞模式所需目標可靠性指標的每個級別的加強總長度。下面討論橫縱向地震加速度的影響、附加荷載、加強強度設計值、土壤摩擦角變量系數以及土層加強強度設計值、受壓長度和每個級別需要加強穩定的總長度。

關鍵詞

土工合成材料

可靠性

加筋土

張力破壞

拉拔破壞

符號表

作用在沿對數螺旋曲線的線性合力

每一級別張力破壞的安全因素

每一級別拉拔破壞的安全因素 的概率密度函數

重力加速度

極限狀態方程

加筋土結構的高度

水平、縱向地震加速度系數 提高穩定的增強強度系數

墻頂端加筋土失穩區長度

起作用的加固長度

拉拔加固長度

穩定墻體所需的加固總長度

每一層的嵌入式加固長度的拉拔力

附加強度

附加系數

作用在楔形塊

上的水平慣性力

附加荷載（q）產生的豎向慣性力

作用在楔形塊

豎向慣性力

附加荷載（q）產生的水平慣性力

初始和最終對數螺旋楔形塊的半徑

r 對數螺旋楔形塊的平均半徑

確保穩定性需要的加固力

每一級別需要的加固抗拉強度

每一級別需要的加固抗拉強度

加固強度設計值

標準正態空間中的變量

三角楔形塊的重量

三角楔形塊ESG的重量

三角楔形塊KBGC的重量

三角楔形塊AGC的重量

代表不確定量的隨機變量

向量

代表不確定量的標準隨機

變量向量

抵抗每一級別加固的張拉、拉

拔模式的可靠性指標

考慮的加固層深度

作用在嵌入加固長度的有效變量應力

回填土重度

回填土摩擦角

對數螺旋楔形塊的對向角

橫向對數螺旋楔形塊的初始半徑角度 1 前言

土工合成材料加強土擋土結構設計研究很多影響內部、外部穩定性的破壞模式。外部、內部穩定性問題需要在地震荷載實際中說明。這篇論文是關于內部穩定型的可靠性設計。加筋土墻的內部結構設計必須確保抵抗斷裂和的安全性，在設計中最重要考慮的是最大張力。必須應用充足的加固以確保受力區土塊在張力、拉拔區域內不發生破壞。最大的加固張力取決于加筋土塊中的最大橫向土壓力。如果加筋擋土墻結構受到地震荷載，加固塊將會受到地震加速度作用。面向擋土墻開放一面的水平地震加速度很大程度的破壞系統。

1944年北嶺地震和1999年吉姬地震期間，地震造成的基礎移動充分展示了加筋土結構的弱點。工程設計師對土方結構機械穩定的最優化很感興趣，促使高效的減少開支。在這種情況下，最優化過程對擋土

對數螺旋楔形塊的初始半徑徑向線的角度

加固土界面摩擦角 b

a

墻就夠有很大的影響。為了建立更可靠，可執行的擋土墻結構，有很多更艱巨的任務需要設計者權衡性能、可靠性和支出情況。

1.1與地震穩定性評估有關的學術

最接近加筋土結構地震穩定性評估的是基于有限平衡理論的擬靜力分析。(Leshchinsky and Boedeker 1989;Saran et al.1992;Leshchinsky and Kaching 1994;Bathurst and Cai 1995;Ling et al.1997;Ling and Leshchinsky1998;Nimbalkar et al.2006;Nouri et al.2008)。19世紀20年代，Mononobe 和 Okabe提出這一理論用于估算地震時作用在擋土墻結構上的側向土壓力。這一理論是現在應用于工程實踐中最早、最普遍的一種方法。擬靜力分析中，靜態橫縱向力用于表示一次地震的影響，假定內部荷載作用在失效模塊的重心上。這是常見的滑動楔形庫倫理論的延伸，其中包括加筋土塊側向內力的影響和應用在在圓形、非圓形破壞面上。在這篇論文中，擬靜力分析理論適用于加筋土擋土墻結構的穩定分析。

1.2可靠性設計的重要性

加筋土結構的最優化致力于產生的開支，不考慮安全系數，假定保證規定的安全因素。在所有工程師及領域這種優化方法導致巨大的改善性能。然而，有關分析模型材料性能的多變性和不確定性，荷載的波動導致預期結構性能與預期的不同。加筋混凝土經濟性設計取決于應用在穩定分析的安全因素。這些問題的出現，安全問題是否充分的說明結構的安全。聯邦公路管理局(FHWA2011年)發表，應保持全球的1.5安全系數，這包括外部施加的載荷，幾何結構，填充屬性，局部過載由于負載的非均勻性的潛力和不確定性以及長期鋼筋強度的不確定性。還提出抵抗拔出破壞的最小安全系數為1.5。在分析中，考慮地震的動荷載，例如地震荷載時，安全因素的選擇更加復雜。在地震的條件下，聯邦公路管理局（2001年）建議，在任何情況下的最小安全系數應大于靜態因素安全值的75％。安全系數的方法并不能確保所需的安全水平，這些因素可以用來校準大部分的結構。換句話說，從確定性優化的最優結構程序不一定保證指定的可靠性水平。如果忽略不確定性的變化，可能導致不希望的選擇。

認識到傳統安全性設計沒有解決的不確定性，現在許多設計考慮概率的方法，系統地評估不確定性的影響，預測圍護結構的可靠性和性能并實現最優化設計。為了達到最佳的設計，設計者必須考慮荷載，材料屬性和必須與這些不確定因素的設計，以確保在地震條件下建立經濟、可靠、安全的擋土墻。為了達到加筋土結構高安全性的需要，有必要在不確定條件下應用最優化替代確定性最優化。在結構性能上這些不確定因素發揮主導作用，也是評估可靠性優化設計的的唯一途徑。抗震可靠性設計方法的目標是針對極端事件的安全設計方面。與基本的確定性最優化問題相比，可靠性最優化設計考慮額外的概率約束功能。它是代表不確定條件下的優化方法之一。

1.3 有關可靠性評估的研究

在靜態條件下，Basma和

Chalermyanont、Benson應用有限平衡方程，著手于機械穩定的土墻內部穩定可靠性研究。Sayed 等人應用擬靜力分析提出研究預測地震的可靠性與地震情況下加筋土結構內部、外部失效的模式。近日，Basha 和Babu應用擬靜力和擬動力分析理論發表加筋混凝土外部穩定性的抗震穩定性評估。此外，Basha 和Babu 發表第一篇關于考慮張拉、拉拔破壞模式的加筋土內部結構穩定性的可靠性分析。

1.4 本次調查的目標和范圍

一個可靠的加筋土設計或者，相反地，受張拉、拉拔破壞的約束，在設計中考慮變形，主體結構安全的最大化是本研究的總體目標。因此，了解沿深度方向所有加固層的安全抵抗張拉、拉拔破壞對加筋土結構的正確設計是至關重要的。在地震環境中，決定沿深度方向所有層的可靠性評估的重要性是顯著的。推導出加筋土的內部抗震穩定性分析解決方案已做出了努力，并制定張拉、拉拔模式穩定性的極限狀態功能。本研究探討的橫向和縱向地震加速度系數的影響及考慮土壤重度、土壤摩擦角、抵抗張拉、拉拔破壞模式的抗震可靠性的加強強度設計值。

一個高效的近似方法是在一些失效的表面上的點線性的性能函數的泰勒級數展開的一階可靠性方法。在實踐中為了最大程度應用極限狀態設計，應該適當地確定目標可靠性。在這項研究中，作者最近開發的目標可靠性方法（TRA）是應用于可靠性設計。類似的方法應用在在懸臂式板樁墻的優化設計、懸臂式擋土墻以及錨固式懸臂板樁墻.地震條件下的內部穩定

在最優化可靠性設計中，為了考慮2 最優化可靠性設計

各種隨機參數的影響，提出額外的概率約束。概率約束定義在限制可能的區域內?？偟膩碚f，很難計算出可靠度，因為問題包括在概率空間內直接計算不規則域的多維整合。因此，普遍采用近似技術計算可靠性指標或失效的概率。

3.1 穩定墻體所需的加固強度

最常觀察到的故障面是一個對數螺旋

破壞面，內部地震穩定性分析如圖1所示。目標是確定需要的加固長度和加固力系數，以穩定存在橫向和縱向加速度的墻體（圖1）。

圖1 對數螺旋曲線破壞機理幾何圖形

圖2 應用等效附加高度法計算的由于作用在回填土上的附加力造成的內力

由于作用在垂直向上地震加速度的慣性力被認為是在估計需要穩定的墻加固力系數的重要因素?？紤]結構的高度H，假設橫向粘性回填土和是失效面可由對數螺旋曲線表示，如圖1所示。從圖中可以看出，對數螺旋曲線破壞面部分（）是

由加筋土斜坡的高度(EG)和對數螺旋線?。ˋ）的中心位置控制。對數螺旋線開始在初始半徑AH1，結束于最終半徑（AG），并通過對數螺旋曲線?。ˋ）的中心。因此，對數螺旋曲線的中心位置可由對角

和

確定。圖3 作用在對數螺旋楔形塊上的擬靜態內力

圖1和圖3的各種屬于定義如下:

-（1）

（4）

（5）

（2）

其中，是對數螺旋楔形塊始半徑，是對數螺旋楔形塊半徑，對數螺旋楔形塊的初的最終得對向角，（3）對數螺旋楔形塊橫向面的初始角度，是回填土的重度，是回填土的摩擦角，是垂直方向的坡角，q是作用在回填土上的附加荷載。

作用在對數螺旋楔形塊上的偽靜態力如圖3所示。作用在楔形塊

上的橫縱向內力值以及附加荷載對于加筋土結構的穩定來推導鋼筋，如下所示。在地震環境下的鋼筋可以解決楔形塊上的橫縱向力，如下所示： 考慮楔形塊在水平方向的平衡條件(=0)，我們得到:

（6）

（7）

可以近似為

（8）

F=沿對數螺旋曲線線方向的線性合力?？紤]楔形塊縱向平衡條件（=0),我們得到：

（9）

可以近似為

（10）

是對數螺旋楔形塊的重力，可

以表示為

（11），，分別是塊

，，的重力?；獾仁剑?）和（8），地

震條件下的加固力如下方程所示：

（12）

代表慣性力，=，=，化工具盒最大化約束力受到的約束，例如。=,帶入表達式

=

這種優化給出了臨界破壞面角度（）和相應的最大加固力（）。

中，我們得到：

3.2 加固總長度

正如Ling和Leshchinsky在1998年提出的，由于豎直向上的地震加速度引起的慣性力被作為估計加固長度起決定作用角將整個加固長度分為兩個部分，一個靠

a的一個參數。這個對數螺旋失效面穿過墻

（13），另一個

近與活躍的楔形塊的邊坡面（L）現在需要找到關鍵的對數螺曲線破壞面，檢測以確保平衡（）所需的最大加固力。使用fminsearch函數的MATLAB優

嵌在穩定區域的后面（Lei），如圖4所示。

圖4 所有層加固長度和拉拔加固長度的計算

穩定性所需的加固總長度能夠用下式表示：

=有效加固長度（）+加固拔出長度

（）

在結構頂部之下任何深度z的有效加固長為:

（13）

式中

（14）

然后有效加固長度（）能用下式表示

（15）

（16）

式中z是被考慮的加固層的深度，下式已給出

(17)

式中，,ic從1變化到n 國內失效模式的安全極限

4.1 失效模式

依據FWHA（2001）的指導方針，RSS應該對拉張失效和拔出失效的加固應該是安全的。在下面的文章段落中，給出兩種失效模式（即拉張失效和拔出失效）在各個加固層的RSS的極限狀態方程導出過

程。

4.2 拉張失效的安全極限

加固利用它的抗拉強度為填充提供支持。任何由于加固的破裂引起的突然的強

度的減少都會引起加固填筑的切變長度突然的減少。這會導致加固填土特征的突然的災難性的倒塌或是極度的變形。因此，加固應該依據預防這個拉張模式的失效的強度有一個安全極限。在這個標準中，加固層的極限抗拉強度（Tu）應該大于加固層的最大承載力（Timax）。各層中對于拉張失效的安全系數（FSit）按下式考慮，（18）

式中Timax由水平間距（Sv）和垂直間距求得（Sh）。

（19）

式中Sv?Hn,Sh?1m，n是層數，z是被考慮的加固層的深度。各個加固層的拉張失效的極限狀態方程如下所示：

（20）

4.3 拔出失效的安全極限

當檢驗拔出失效的穩定性時，加固構件的有效接合長度應該作為超過可能失效面的突出部分考慮。在加固塊之內的不同標準單個拔出的加固構件應該被檢查在這種情況下，加固層的嵌入式加固長度的有效阻力（Pri）應該大于土壤加固的最大承載力（Timax）。各層中對于拉張失效的安全系數按下式考慮，（21）

式中Pri?2?viLeitan?,?vi?z?，作用在嵌入加固長度（Lei）的有效豎直壓力，而且δ是回填土接觸面摩擦角。加固拔出失效的極限狀態方程如下，（22）可靠性指標的估算

在本節中，對各個土層對拉張失效和拔出失效的可靠性指標的估算進行了描述。這里對高為9米，坡腳為90°的加固擋土墻進行了分析。這里假設回填土摩擦角（φ）為30°，容重（γ）為18KN/m3。

在表1中給出了考慮的參數范圍的結果的說明。變異系數與容重和回填的摩擦角有關，它們根據在Ducan（2000）和Phoon與Kulhawy（1999）中的記錄進行選擇。加固長度的變異系數的范圍在Chalermyanont and Benson(2004)的記錄為0–20%。統計的容重和回填土的摩擦角和長期設計的加固長度在表2中描述了出來。上文中提出的兩種失效模式是回填土性質、土壤加固接觸面摩擦力、墻的幾何比例、附加荷載、水平和豎直地震加速度和加固長度的函數。形式約束的功能函數可以表示成，（23）

標準正態空間U??unk?k?1的最優化可以定義如下：

1.估算各個加固層在拉張失效模式

下的可靠性指標（βt）

Minimizes

Subjected to

（24）

2.估算各個加固層在拔出失效模式

下的可靠性指標（βpo）

Minimizes

Subjected

to

（25）

以上所述的各個加固層的可靠性指標用Basha和Babu在2008年提出的TRA來估算。對于RSS的穩定性，它應該在每個加固等級都是內部穩定的也就是它應該對各個土層的水平面的土壤加固拔出失效和土工拉張失效是安全的。為了數名這個方面，在各層水平面的可靠性指標值和相應的拔出長度和土工的總長度由土壤加固拔出失效和土工拉張失效同時決定。在下文中，水平和豎直地震加速度系數、摩擦角、加固設計長度、土壤摩擦角和地震可靠性系數的加固長度的變異系數（對于拉張失效和拔出實效兩種模式）、拔出長度和各加固層的總長度作用的影響在圖5、6、7、8、9、10、11、12、13、14中進行了討論。結果和討論

6.1 抵抗加固層張力破壞的設計

6.1.1 和對可靠度的影響

圖5所示沿墻體深度方向加固層抵抗張力破壞()的可靠度變化，其中：=0.0,0.1,0.2,0.3 作為典型值，=，附加系數

=0.2, 變異系數，和=7的值分別為7，5%。對于在土工合成材料層頂層的軸向拉伸力大大減少，顯示出非常高可靠性指標（超

過20）。從圖中可以看出，由于超負荷的壓力，從墻體上部到加固成底部更有可能出現張力破壞模式，有更低的可靠度。為此，確保目標可靠度()為3.0的加固層數量在圖5a中做出了計算，為最底部加固層與地震加速度的對照。圖中的一個說明，=0.0，高度為9m,垂直間距為1.125m的墻體應提供8層土工合成材料加固層，以此獲得最下面一層=3.0的可靠度（從墻頂部到8層）。

從圖中也可看出，為確保最底部土層保穩定性（=3.0）兒需要的加固層數的數量，的取值應該明顯的從0.0增加到

0.30。例如，=0.1，高度為9m,垂直間

距為0.818m的墻體應提供11層加固層，以此獲得最下面一層=3.0可靠度（從墻頂部到11層）。同樣，為了避免所有加固層的張拉破壞，在9m高的墻體需要容納n=14層，=0.2；n=18層，=0.3。從中也可以看出，對于一個定值的，張拉模式的可靠

性指標（）隨著層數的增加顯著減少。對于給定

=0.2的定值，當深度從最頂層

增加到最底層時，可靠度明顯的從16.7減小到3.0。

得到類似的結論，張拉模式對縱向地震加速度系數對可靠性指標的影響如圖5b所示。圖5b得出的結果表明，確保期望穩定性（最底層=3.0）需要的加固層數量應該隨著水平地震加速度從0.0到1.0的增

長而按垂直方向增加。

圖5 a所示對抵抗張拉破壞可靠度（的影響，b所示對抵抗拉拔破壞可靠度（的影響

1.2時，高度為9m的墻體墻的層數（n）分6.1.2 附加荷載對可靠度（的影響

別為10，16，23，31和42。6.1.3 加固設計強度（如果期望一個結構承擔附加荷載，設計者在墻體設計計算中應考慮附加荷載的影響。在加筋土結構設計中為了維持與附加荷載作用在墻體上時的張拉失效模式有關的期望安全等級，需要額外的土層數量。因此，圖6表示在變化的可靠度上均勻分布密度（的影響，可靠度為在的影響

在地震設計中，為了提高地震時抵抗張拉失效的安全性，必須提供有足夠的加固強度?？梢酝ㄟ^提供足夠的長期的加固設計強度（）。圖7給出了沿墻體深度方）對可靠度（）

向抵抗張拉失效的可靠性變化，加固強度設計值從40kN/m變化到80kN/m。圖7說明，對于

=40kN/m時，高度為9m,垂直前面幾節采用的沿墻體深度方向的抵抗張拉失效的典型值。作為一個例證，為避免所有層張拉破壞,在Q=0.0,0.3,0.6,0.9，間距為0.32m的墻體應提供28層加固層，以此獲得最下面一層=3.0的可靠度（從墻頂部到28層）。同樣的，需要考慮n=1

4層，=50kN/m，圖6 附加系數（對抵抗張拉破壞可靠度（的影響

圖7 LTDS對抵抗張拉破壞可靠度（的影響

圖8 a所示變異系數對抵抗張拉破壞可靠度（度（的影響

6.14 變異系數和對可靠度的影響

圖8a中，顯示了變化的變異系數摩擦角、設計強度對抵抗延墻體深度方向張拉破壞變化的可靠度的影響。在圖中可以看出，隨著變異系數的數值從2.5%增加到15%，變異系數的數值從2.5%增加到15%，的大小顯著減少。圖8說明，對于變異系數=5%時，高度為9m,垂直間距為0.642m的墻體應提供14層加固層，以此 的影響，b 所示變異系數對抵抗張拉破壞可靠

獲得>3.0的可靠度;對于變異系數=15%時，高度為9m,垂直間距為0.,0.474 m（0.45m可以用在簡易的建筑）的墻體層數要從14增加到19。同樣的，在圖8b

中可以得出變異系數和

對張拉模式可

靠度的影響。6.2 所有加固層抵抗拔出破壞的設計 6.2.1

對拔出長度

及總長度的影響

圖10 a為對保證抵抗拔出破壞目標可靠性指標為3.0時的拔出長度（）影響

b為對保證抵抗拔出破壞目標可靠性指標為3.0時的縱長度（）影響

圖9a，b所示，=0.0–0.3以及抵抗

從圖中可以看出，墻體頂端最上加固層最容易出現拔出破壞模式，為確保存在附加

（所有層拔出破壞目標可靠度為3.0時，沿墻體深度方向所有加固層的拔出長度）和修正總長度（）的變化。荷載時的可靠度目標值，墻體需要更多的拉拔長度和加固修正總長度。從圖9a，b可以看出，需要提供的所有加固層的拉拔

長度和修正總長度的作用，在圖5a中已經確定。

圖11 從圖中也可看出，隨著層的深度增加，固定值、拔出長度（）和修正總長度（）減少。給定固定值=0.2，避免張拉破壞需要14層，當深度從最頂層（第1層）增加到最底層（第14層）時，拔出長度（）從0.09減小到0.04，總長度（）從0.92減小到0.15。從圖9a,b可以看出，隨著值得增加，對于抵抗所有層拔出破壞的目標可靠度3.0時，拔出長度（）和總長度（）應該隨之增加。

很容易得出以下結論，最上加固層最容易出現拔出破壞。確保抵抗拔出破壞目標可靠度為3.0時需要的最上層的拔出長度，可以應用于計算每一等級加固層的總長度。圖9c的結果表明，對于不同的地震加速度，沿土層的深度方向可靠度變化()。總的來說，圖9d給出

=0.0–0.3時的加固修正總長度。從圖9c可以看出，對于固定值，為得到

=3.0時最上層的拔出長度（）是0.081，當深度從最頂層（第1層）增加到最底層（第11層）時，可靠度()顯著地從3.0增加到7.2。從圖9d中也可看出，隨著值的增加，加固總長度（）應該隨之增加。

6.2.2 對拔出長度（）和總長度（）的影響

圖10a,b所示，隨著橫縱向地震加速度（，）按比例從0.0增加到1.0時，為

確保目標穩定性（所有層=3.0），拔出長度（）和總長度（）微小的增加。因此，圖10c,d表明，沿土層深度方向，對可靠度

和修正總長度

（）的影響是微弱的?？梢缘贸隹v向

地震加速度結構的地震穩定

性影響是微弱的。

6.2.3 附加荷載（q）對拔出長度（）

和總長度（）的影響

圖11a,b所示，沿墻體深度方向不同強度附加荷載系數（）和抵抗所

有拔出破壞的目標可靠度3.0造成所有層的拔出長度（）和修正總長度（）的變化。從圖中可以看出，附加荷載作用

下，所有層的拔出長度（）是一致的。

也可以發現，對于定值附加系數,隨著土層深度的增加，拔出長度（）和修正總長度（）隨之減小。給定固定值

0.3，避免張拉破壞需要16層，當深度

從最頂層（第1層）增加到最底層（第16層）時，拔出長度（）從0.12減小到0.04，總長度（）從0.94減小到0.10。=3.0的拔出長度（）分別為圖11a,b所示，隨著的值從0.0增加到1.2，為了得到抵抗所有拔出破壞的目標可靠度3.0，拔出長度（）和總長度（）

0.042、0.123、0.247。從圖11d可以看出，對于=0.0、0.3、0.6，可以得到加固總長度。從圖11c可以看出，對于定值，隨著土層深度的增加，拔出模式的可靠度顯著增加。給定固定值=0.3，張拉穩定條件下需要16層加固層，當深度從第1層增加到第14層時，抵抗拔出破壞的可靠性指標

明顯的從3.0增加到9.5。應該明顯的增加。圖11 c所示，對于附加系數=0.0、0.30.6時，沿土層深度方向的可靠度（）變化情況。另外，從圖11c也可看出，隨著值的增加，加固拔出長度（）也隨之增加。例如，對于附加系數=0.0、0.3、0.6，最上層需要的確保

圖12回填土摩擦角在加筋土結構

（）應該從0.075增加到0.14（圖）從0.91增加到設計中起到很重要的作用，目前，變異系數顯著地影響加筋土結構的穩定性。對于不同數值的摩擦角變化系數，為了確保抵抗拔出破壞的可靠性指標，需要提供適當的層數（n）、拔出長度和加固總長度。對于定值

12a），總長度（1.1（圖12b）。從圖12c的結果得出，當變異系數=2.5%、5.0%、7.5%是，確保最上層可靠性指標出長度（=3.0的拔）分別為0.075、0.091、，當變異系數從5%增加到10%時，為確保抵抗張拉破壞的安全性，層數應該從14增加到17。另外，對于最頂層的土工合成材料土層，當變異系數從5%增加到10%時，拔出長度

0.108、0.141。圖12c中可以看出，對于定值變異系數，隨著土層深度的增加，張拉模式的可靠性指標

大幅

度增加。圖12d可以得出適當的加固總長度。

6.2.4 變異系數對拔出長度（）和總長度（）的影響

圖14 6.2.5 設計強度影響 和設計強度變異系數對拔出長度（）和總長度（）的（對于的平均值從40 變化到80時,達到抵抗張拉破壞的預）。圖14a表明在張拉拔出穩定）

模式中層數(n)和加固總長度（大小應該分別增大。圖14b給出，當期可靠度指標（）為3.0，計算每）和總

=3.0,變異系數

=5、7.5、10、一級別的加固拔出長度（長度（12.5、15%時，應用最頂層的拔出長度（）計算出加固總長度（）。），結果在圖13a,b中表示。的平均值從40 增的變異系數從15%）這兩幅圖表明，當大到80，在圖14a,b中可以看到加固總長度（）略有不同。

減小到到5%時，加固拔出長度（和總長度（7 結束語

這個研究對關于回填長度和土工加固長度的可變性的加固土結構對于地震穩定）大幅度減小。圖14a給出在每一加固等級抵抗拔出破壞的可靠性指標需要的加固總長度的可靠性評估提供了一個深刻理解。從分析中顯然可以看出，對于加固結構的完整設計，沿著結構深度方向各個加固層對于拉張失效和拔出失效的安全性和可靠性是必不可少的。拉張和拔出兩種模式的安全性的極限狀態方程被建立。目標可靠性方法被用來估算拉張和拔出兩種失效模式的地震可靠性指標。

從現在的調查研究中可以得到以下結論。

1.有人指出，由于在土工層的軸向張力很高而且可靠性指標值偏低，對于拉張失效模式來說，墻頂的加固最底層更具決定性。

2.可以看出，墻頂的加固上層對于拔出失效模式來說更具決定性，而且擋土墻的拔出長度和更長，而且應該和加固總長度相一致，去維持在拔出失效模式中可靠性指標的目標值。

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3.這里表明，加固的長度和與其一直的總長度需要去維持關于拉張和拔出兩種失效模式的目標可靠性指標顯著增大。它應該隨著kh在0.0到0.30之間增大時，附加系數在0.0到1.2之間增大時，加固設計強度以80到40KN/m減少時，摩擦角和加固設計長度在5和15%之間增長時而顯著增大。4.最上層的拔出長度需要來維持拔出

失效模式下的目標可靠性指標，他可以用來估算加固剩余層各個水平面的總長度。因此，在拔出失效模式下，可靠性指標在加固各層隨著深度的增大而顯著增大。

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第三篇：基于創新理念下的高中化學教學設計研究

基于創新理念下的高中化學教學設計研究

摘要：新課程標準的制訂，標志著我國高中化學課程改革進入了一個新的歷史階段。在這個大前提下，高中化學教學設計必須注重（知識與技能、過程與方法、情感態度和價值觀）三維目標的落實，實現由重知識傳授向重學生能力發展轉變，由重教師教學內容選擇向重學生學習方法指導轉變，由統一規格的批發式教育向尊重差異性的零售式教育轉變，在教學形式上對傳統的模式有所突破、有所創新。

關鍵詞：高中化學 教學設計 創新

在高中化學教學中，通過教學設計，對教學資源及教學活動進行系統分析和規劃，選擇合適的教學策略、手段，構建合理的教學結構，是保證和提高教學效果的重要環節。新課程標準要求我們的教學設計要突出以學生發展為本的理念，重視對學生的學習方法、學習態度、學習習慣、學習能力等內在素質的培養，為學生終身發展打好堅實的基礎。要使我們的教學設計符合新課程的要求，實現以下四個方面的突破與創新至關重要。

一、實現教師教育教學理念的更新

大力推進素質教育是新課程改革的根本目的，而素質教育的核心是培養學生的再學習能力與學習過程中的發展能力。為此，高中化學教師在進行教學設計時，首先要按著新課程標準，實現教育教學理念的更新。完成從傳統的知識講解者和傳授者向學習的指導者、課堂的組織者、教學的參與者和促進者的角色轉化。突出學生的主體地位，尊重學生的個體差異，倡導學習的自主性、合作性和探究性，不僅注重學習的結果更注重學習的過程。從單純傳授化學知識技能向既傳授一般的化學知識與技能，又更加注重培養學生的自主學習能力和應用能力轉化。

二、實現課堂教學氣氛的活躍

課堂氣氛是否活躍，師生配合是否默契，直接影響著整個課堂的教學效果。在高中化學教學設計中，我們可以采取恰當的方式，使課堂氣氛保持亢奮的狀態，調動學生積極思維。

（一）創設情境

創設生動有趣的問題情境，找準問題切入點，用生動、緊張、活躍、和諧的探索氛圍調動學生的積極思維。在學習“金屬的化學性質”時，我們問學生鈉能否將硫酸銅溶液里的銅置換出來？許多同學認為金屬活動性順序表中，鈉排在銅的前面，所以能將銅置換出來。針對學生的認識，我將一小粒鈉投入硫酸銅溶液里讓同學觀察，結果并沒有紅色的銅析出，而且生成了藍色沉淀，還放出大量氣體。與學生原來猜測結果相反的教學情境，引起了學生的好奇與思考，“為什么是這樣，而不是那樣？”的疑問調動了他們參與教學活動的積極性，課堂教學在懸念中被激活。

（二）建立和諧的師生關系

實行教學民主，建立平等、和諧的課堂師生關系。增加對的學生感情投入，充分尊重學生人格，關心學生的發展，把微笑帶進課堂，把信任的目光投向每個學生，創造學生自主，合作、探究的機會和環境，重視課程資源的開發和利用過程。教學語言要盡量生動、活潑，富有激情，善于誘導。少一些直敘，多一些設問，少一些“是什么”，多一些“為什么”，巧妙叩開學生思維的閘門，點燃思維的火花。既關注“意料之中”的事情，充分展示學生的學習個性和學生各種能力與習慣的培養，又要妥善處理學生學習過程中可能發生的“意料之外”的事情。努力達到以情促知、以知增情、情知交融的教學境界。

（三）運用現代教學技術

運用現代教學手段表現的聲光、色形，圖像的翻滾、閃爍、定格及色彩變化效果，降低教學梯度，開啟學生思維的閘門，積極主動而輕松愉快地進入新知識的學習。例如在學習“晶體結構與性質”時，我們利用多媒體技術將NaCl、CsCl、金剛石、石墨等晶體的內部結構空間立體圖，從不同角度真實、形象的展現在學生面前。并且通過動畫效果，配以教師的簡單講解，分析這些晶體的形成原因。學生在興致盎然中明確了所學晶體類型的內部結構，掌握了晶體的結構與性質的關系。

三、實現學生學習方式的轉變

《高中化學課程標準》提出，化學教學是教師與學生共同發展協作互動的過程，自主學習、合作學習、探索學習是學生學習的主要方式。針對新課標的要求，我們在進行教學設計時，要將“講堂”變成“學堂”，促進學生學習方式由被動向主動轉化，由接受式向探索式轉化。讓學生學會獨立發現化學問題，對問題想問、敢問、會問。教師還要引導學生學會合作學習，為合作學習創造一個良好氛圍，引起學習者之間互動的需求，在學習中學會合作，在合作中學會學習。以“金屬的腐蝕和防護”為例，我們可以組織學生參與金屬腐蝕和防護的實驗探究，在教師的指點下，研讀教材，在網上查找相關資料，從所觀察到的實驗現象和已有的知識積累中自主、合作分析出金屬腐蝕的原因和類型，明確化學腐蝕及電化學腐蝕的含義和本質，理解電化學腐蝕發生的條件，掌握常見的防止金屬腐蝕的方法，并結合前面學過的“氧化還原反應”，探究教材沒有給出的鐵的吸氧腐蝕與析氫腐蝕的區別。只有學生掌握了適合自己的自主學習、科學探究的有效方法，化學學習才會有一番新天地。

四、實現教學反思的習慣性與深刻性

葉瀾教授說：“一個教師寫一輩子教案難以成為名師，但如果寫三年反思則有可能成為名師。”一個成功的教師就是在教學中反思，在反思中積累經驗，在經驗中學習而不斷成長起來的。所以，在新課程的背景下，教師要使課后對自己的教學設計進行反思成為一種習慣，用現代教育教學理論和教學實際效果作為衡量標尺以提高反思的深刻性。

新課程標準下高中化學教學設計是一門學問，也是一種藝術。只要我們堅持以學生為主體這個最根本的出發點，圍繞學會認知，學會做事，學會共同生活，學會生存這四種基本學習來設計課堂教學，教學過程就會更加切合新《課程標準》的要求，學生的化學綜合素質就一定會有顯著的提高。

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