第一篇：飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
南京航空航天大学
大学生创新训练计划项目
研究总结报告
项目名称： 飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究 项目负责人： 何 俊（学号：010610423）项目参加者： 黄达飞（学号：010610428）
顾海雷（学号：010610425）
项目指导教师： 陈普会（所属院系：航空宇航学院）项目迄止时间： 2009 年 3 月～ 2010 年 11 月
南京航空航天大学教务处
2010年12月
飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
目录
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 结构后屈曲分析……………………………………………………………5 渐进损伤分析………………………………………………………………5 基于内聚力模型的界面元分析……………………………………………6 试验件设计………………………………………………………………………7 试验件设计…………………………………………………………………7 有限元建模与分析…………………………………………………………7 工作总结………………………………………………………………………16飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
第一章 引言
飞行器的薄壁结构由于自身明显的优点得到了广泛的应用。对于—般薄壁结构，其蒙皮在处于较低的应力水平时便可能产生失稳现象，但这不等于整个结构的破坏，它仍具有一定的承载能力。所以，研究薄壁结构后屈曲状态下的承力特性和应力分析方法，对于提高结构承载能力、减轻重量、改进结构设计等都将具有重要意义。
随着先进复合材料在飞行器结构中的应用越来越多，结构设计理念正在发生变革，目前的主要发展趋势是采用整体化的设计思想。整体化设计指的是将若干个零件设计成一个较大的整体件，从而减少零件数量，减少连接件和连接过渡区附加重量、减少装配，进而减轻结构重量、降低成本。整体化工艺设计也日益受到重视与应用，如B-2飞机外翼整体翼面壁板、正弦波腹板梁、机翼整体下翼面壁板、A380安定面格栅结构壁板、整体缠绕机身等。
鉴于上面所述，本文重点研究复合材料整体壁板的后屈曲承载能力，设计了L型单筋条壁板试验件，采用ABAQUS商业化有限元分析软件共建立了3种分析模型，对其轴压失效过程进行了模拟分析。
三种有限元分析方法：结构后屈曲分析；渐进损伤分析；基于内聚力模型的界面元分析。
飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
11 Xt12131,(110)(2-1)SS1213纤维压缩失效：
11Xc1,(110)(2-2)基体拉伸失效：
2233232223312131,(2233)02YSSSt23121322(2-3)基体压缩失效：
2233Yc2222Yc2233232233122S232S23S232(2-4)12131,(2233)0S12S13其中Xc和Xt是纤维方向的压缩和拉伸强度，Yc和Yt是横向压缩和拉伸强度，S12，S13，S23分别是1-
2、1-
3、2-3方向的剪切强度。
在ABAQUS分析软件中，纤维增强复合材料初始损伤判据基于Hashin准则，由上面知该判据考虑四种破坏机理：纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸、基体压缩。在后面将采用Hashin准则分析复合材料失效的情况。
2.3 基于内聚力模型的界面元分析
内聚力模型（Cohesive zone model）是对复合材料界面的一种简化，但通过适当地选取参数，可以反映出界面层的特性。内聚单元是基于内聚力模型的界面元在有限元中的应用。在ABAQUS中，可通过内聚单元的损伤萌生、失效来模拟复合材料界面的分层起始扩展过程。
内聚单元是一种基于内聚力模型的零厚度界面元，主要用来模拟分析粘结层、复合材料界面层、补片等的破坏。采用强度准则判断内聚单元的损伤萌生，损伤萌生后则采用Griffith能量破坏准则，同时也可以根据应变值判断其损伤萌生及破坏过程。本文将在筋条和蒙皮之间加入内聚力单元来模拟筋条和蒙皮之间的脱胶破坏情况。
飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
按照上面所述方法进行建模，分别建立蒙皮和L型筋条两个部件，然后通过Tie将其连接。图3.1和3.2为L模型复合材料铺设图和网格划分图。图3.1不同颜色表示所铺复合材料方向不同。蒙皮单元尺寸长2.5mm、宽2.5mm，共有1600个单元；筋条网格尺寸长2.5mm、宽2.5mm，共1600个单元。
图3.1 L模型复合材料铺设图 图3.2 L模型网格划分图
首先对L模型进行特征值屈曲分析，得到一阶屈曲模态图（变形系数为1）如图3.3所示。然后将初始屈曲模态的横向位移值作为初始扰动加入到L型壁板轴压承载分析中，可得到位移载荷为5mm时的结构变形图（图3.4）和位移载荷曲线图（图3.5）。
图3.3 L模型一阶屈曲模态图
飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
型，进而进行考虑渐进损伤的结构后屈曲分析。
应用Hashin准则所需要的复合材料T700/BA9916的强度指标为：纵向拉伸强度Xt=2688MPa，纵向压缩强度Xc=1458MPa，横向拉伸强度Yt=69.5MPa，横向压缩强度Yc=236MPa，纵向剪切强度S12=S13=136MPa，横向剪切强度S23=105MPa。
复合材料铺层、单元选择、网格划分情况等均与（1）中模型完全相同，故而特征值屈曲分析时可得到相同的一阶屈曲模态图（图3.3），然后将初始屈曲模态的横向位移值作为初始扰动加入到L型壁板轴压承载分析中，可得到位移载荷曲线，如图3.6所示。
图3.6 LPDA模型位移载荷曲线图
由位移载荷曲线图可知当加载位移约为1.0mm时由于结构开始发生屈曲而使曲线出现拐点；当加载位移为1.520mm时结构达到最大承载载荷104.9kN；随后随加载位移增大，复合材料纤维和基体发生损伤并迅速扩展，使得承载能力迅速下降；当加载位移大于1.7mm以后，结构承载能力已经降到最低。
（3）融合内聚力模型的结构后屈曲分析
在（1）中所建立的模型中的蒙皮和筋条之间加入内聚力单元，用以模拟层间损伤，得到LCZM壁板模型，进而进行考虑蒙皮和筋条之间脱胶的结构后屈曲分析。
现在需要增加内聚力单元的各个指标。内聚层定义参数为：E33=20000MPa，0飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
图3.9 LCZM模型一阶屈曲模态图
图3.10 LCZM模型载荷位移曲线图
由位移载荷曲线图可知当加载位移约为1.0mm时由于结构开始发生屈曲而使曲线出现拐点；当加载位移为1.942mm时结构达到最大承载载荷118.4kN；此时模型蒙皮与筋条的层间内聚力单元已开始发生损伤，并随加载位移增大而迅速扩展，使得蒙皮与筋条发生局部分离，承载能力迅速下降；当加载位移大于3.5mm以后，结构承载能力已经降到较低水平。
具体过程分析如下：在加载位移为1.863mm时，脱层起始，图3.11的Mises应
2飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
图3.13 2.333mm时，LCZM模型脱层完全扩展图
图3.14 2.333mm时，LCZM模型蒙皮筋条分离图
（4）三种分析方法的结果比较
上面给出了对于L型壁板的三种分析方法结果，得到了三种模型：L模型，LPDA模型，LCZM模型。现在将它们的位移载荷曲线放在一起进行分析，如图3.15所示。
4飞机复合材料加筋薄壁结构的创新设计理念研究
第四章 工作总结
本文针对一种材料体系（T700/BA9916），设计了L型单筋条壁板试验件采用ABAQUS商业化有限元分析软件共建立了3个分析模型，对其轴压失效过程进行了模拟分析，并将不同分析方法进行了对比。可得以下结论：
（1）采用S4R壳单元的结构后屈曲分析方法，并结合Hashin复合材料失效判据能较好地综合模拟复合材料结构的后屈曲与损伤累积的耦合历程。
（2）采用S4R壳单元的结构后屈曲分析方法，并结合内聚力单元能较好地模拟蒙皮与筋条的脱胶损伤对结构后屈曲承载能力的影响。
（3）对于三种分析方法，三条曲线在小位移加载时是重合的，表征了壁板在承受线弹性压缩；而后由于结构开始发生屈曲三条曲线均发生偏折；从最终承载能力上来看，原始模型最高，~CZM、~PDA模型比较接近；在达到最终承载能力之后，原始模型和~CZM模型由于筋条和蒙皮本身完好并未破坏仍具有一定的承载能力，曲线下降相对较缓，而由于载荷过大使得层内迅速发生破坏的~PDA模型，曲线迅速下降到最低，结构不再具有承载能力。
第二篇：基于加筋土结构的内部稳定性的抗震设计可靠性(英文文献翻译)
ORIGINAL PAPER
基于加筋土结构的内部稳定性的抗震设计可靠性
作者：B.Munwar Basha • G.L.Sivakumar Babu 投稿日期：2008.9.15
发表日期：2011.5.31 网上发行日期：2011.6.24
摘要：这篇论文提出一种应用最优化可靠性设计来评估加筋土结构内部稳定性可靠度的方法。应用有限平衡方程，假设是失效面是对数螺旋曲线，对确保抵抗张拉、拔出破坏内部稳定性进行分析。回填土的性质和土工合成材料的加强强度被视为随机变量。对于地震环境，由于不同程度的横纵向地震加速度、附加荷载以及加强强度设计值，与张拉、拔出破坏有关的所有土工材料层的可靠度减少。努力获得土工材料层的数目，拉拔长度，抵抗张拉、拉拔破坏模式所需目标可靠性指标的每个级别的加强总长度。下面讨论横纵向地震加速度的影响、附加荷载、加强强度设计值、土壤摩擦角变量系数以及土层加强强度设计值、受压长度和每个级别需要加强稳定的总长度。
关键词
土工合成材料
可靠性
加筋土
张力破坏
拉拔破坏
符号表
作用在沿对数螺旋曲线的线性合力
每一级别张力破坏的安全因素
每一级别拉拔破坏的安全因素 的概率密度函数
重力加速度
极限状态方程
加筋土结构的高度
水平、纵向地震加速度系数 提高稳定的增强强度系数
墙顶端加筋土失稳区长度
起作用的加固长度
拉拔加固长度
稳定墙体所需的加固总长度
每一层的嵌入式加固长度的拉拔力
附加强度
附加系数
作用在楔形块
上的水平惯性力
附加荷载（q）产生的竖向惯性力
作用在楔形块
竖向惯性力
附加荷载（q）产生的水平惯性力
初始和最终对数螺旋楔形块的半径
r 对数螺旋楔形块的平均半径
确保稳定性需要的加固力
每一级别需要的加固抗拉强度
每一级别需要的加固抗拉强度
加固强度设计值
标准正态空间中的变量
三角楔形块的重量
三角楔形块ESG的重量
三角楔形块KBGC的重量
三角楔形块AGC的重量
代表不确定量的随机变量
向量
代表不确定量的标准随机
变量向量
抵抗每一级别加固的张拉、拉
拔模式的可靠性指标
考虑的加固层深度
作用在嵌入加固长度的有效变量应力
回填土重度
回填土摩擦角
对数螺旋楔形块的对向角
横向对数螺旋楔形块的初始半径角度 1 前言
土工合成材料加强土挡土结构设计研究很多影响内部、外部稳定性的破坏模式。外部、内部稳定性问题需要在地震荷载实际中说明。这篇论文是关于内部稳定型的可靠性设计。加筋土墙的内部结构设计必须确保抵抗断裂和的安全性，在设计中最重要考虑的是最大张力。必须应用充足的加固以确保受力区土块在张力、拉拔区域内不发生破坏。最大的加固张力取决于加筋土块中的最大横向土压力。如果加筋挡土墙结构受到地震荷载，加固块将会受到地震加速度作用。面向挡土墙开放一面的水平地震加速度很大程度的破坏系统。
1944年北岭地震和1999年吉姬地震期间，地震造成的基础移动充分展示了加筋土结构的弱点。工程设计师对土方结构机械稳定的最优化很感兴趣，促使高效的减少开支。在这种情况下，最优化过程对挡土
对数螺旋楔形块的初始半径径向线的角度
加固土界面摩擦角 b
a
墙就够有很大的影响。为了建立更可靠，可执行的挡土墙结构，有很多更艰巨的任务需要设计者权衡性能、可靠性和支出情况。
1.1与地震稳定性评估有关的学术
最接近加筋土结构地震稳定性评估的是基于有限平衡理论的拟静力分析。(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世纪20年代，Mononobe 和 Okabe提出这一理论用于估算地震时作用在挡土墙结构上的侧向土压力。这一理论是现在应用于工程实践中最早、最普遍的一种方法。拟静力分析中，静态横纵向力用于表示一次地震的影响，假定内部荷载作用在失效模块的重心上。这是常见的滑动楔形库伦理论的延伸，其中包括加筋土块侧向内力的影响和应用在在圆形、非圆形破坏面上。在这篇论文中，拟静力分析理论适用于加筋土挡土墙结构的稳定分析。
1.2可靠性设计的重要性
加筋土结构的最优化致力于产生的开支，不考虑安全系数，假定保证规定的安全因素。在所有工程师及领域这种优化方法导致巨大的改善性能。然而，有关分析模型材料性能的多变性和不确定性，荷载的波动导致预期结构性能与预期的不同。加筋混凝土经济性设计取决于应用在稳定分析的安全因素。这些问题的出现，安全问题是否充分的说明结构的安全。联邦公路管理局(FHWA2011年)发表，应保持全球的1.5安全系数，这包括外部施加的载荷，几何结构，填充属性，局部过载由于负载的非均匀性的潜力和不确定性以及长期钢筋强度的不确定性。还提出抵抗拔出破坏的最小安全系数为1.5。在分析中，考虑地震的动荷载，例如地震荷载时，安全因素的选择更加复杂。在地震的条件下，联邦公路管理局（2001年）建议，在任何情况下的最小安全系数应大于静态因素安全值的75％。安全系数的方法并不能确保所需的安全水平，这些因素可以用来校准大部分的结构。换句话说，从确定性优化的最优结构程序不一定保证指定的可靠性水平。如果忽略不确定性的变化，可能导致不希望的选择。
认识到传统安全性设计没有解决的不确定性，现在许多设计考虑概率的方法，系统地评估不确定性的影响，预测围护结构的可靠性和性能并实现最优化设计。为了达到最佳的设计，设计者必须考虑荷载，材料属性和必须与这些不确定因素的设计，以确保在地震条件下建立经济、可靠、安全的挡土墙。为了达到加筋土结构高安全性的需要，有必要在不确定条件下应用最优化替代确定性最优化。在结构性能上这些不确定因素发挥主导作用，也是评估可靠性优化设计的的唯一途径。抗震可靠性设计方法的目标是针对极端事件的安全设计方面。与基本的确定性最优化问题相比，可靠性最优化设计考虑额外的概率约束功能。它是代表不确定条件下的优化方法之一。
1.3 有关可靠性评估的研究
在静态条件下，Basma和
Chalermyanont、Benson应用有限平衡方程，着手于机械稳定的土墙内部稳定可靠性研究。Sayed 等人应用拟静力分析提出研究预测地震的可靠性与地震情况下加筋土结构内部、外部失效的模式。近日，Basha 和Babu应用拟静力和拟动力分析理论发表加筋混凝土外部稳定性的抗震稳定性评估。此外，Basha 和Babu 发表第一篇关于考虑张拉、拉拔破坏模式的加筋土内部结构稳定性的可靠性分析。
1.4 本次调查的目标和范围
一个可靠的加筋土设计或者，相反地，受张拉、拉拔破坏的约束，在设计中考虑变形，主体结构安全的最大化是本研究的总体目标。因此，了解沿深度方向所有加固层的安全抵抗张拉、拉拔破坏对加筋土结构的正确设计是至关重要的。在地震环境中，决定沿深度方向所有层的可靠性评估的重要性是显著的。推导出加筋土的内部抗震稳定性分析解决方案已做出了努力，并制定张拉、拉拔模式稳定性的极限状态功能。本研究探讨的横向和纵向地震加速度系数的影响及考虑土壤重度、土壤摩擦角、抵抗张拉、拉拔破坏模式的抗震可靠性的加强强度设计值。
一个高效的近似方法是在一些失效的表面上的点线性的性能函数的泰勒级数展开的一阶可靠性方法。在实践中为了最大程度应用极限状态设计，应该适当地确定目标可靠性。在这项研究中，作者最近开发的目标可靠性方法（TRA）是应用于可靠性设计。类似的方法应用在在悬臂式板桩墙的优化设计、悬臂式挡土墙以及锚固式悬臂板桩墙.地震条件下的内部稳定
在最优化可靠性设计中，为了考虑2 最优化可靠性设计
各种随机参数的影响，提出额外的概率约束。概率约束定义在限制可能的区域内。总的来说，很难计算出可靠度，因为问题包括在概率空间内直接计算不规则域的多维整合。因此，普遍采用近似技术计算可靠性指标或失效的概率。
3.1 稳定墙体所需的加固强度
最常观察到的故障面是一个对数螺旋
破坏面，内部地震稳定性分析如图1所示。目标是确定需要的加固长度和加固力系数，以稳定存在横向和纵向加速度的墙体（图1）。
图1 对数螺旋曲线破坏机理几何图形
图2 应用等效附加高度法计算的由于作用在回填土上的附加力造成的内力
由于作用在垂直向上地震加速度的惯性力被认为是在估计需要稳定的墙加固力系数的重要因素。考虑结构的高度H，假设横向粘性回填土和是失效面可由对数螺旋曲线表示，如图1所示。从图中可以看出，对数螺旋曲线破坏面部分（）是
由加筋土斜坡的高度(EG)和对数螺旋线弧（A）的中心位置控制。对数螺旋线开始在初始半径AH1，结束于最终半径（AG），并通过对数螺旋曲线弧（A）的中心。因此，对数螺旋曲线的中心位置可由对角
和
确定。图3 作用在对数螺旋楔形块上的拟静态内力
图1和图3的各种属于定义如下:
-（1）
（4）
（5）
（2）
其中，是对数螺旋楔形块始半径，是对数螺旋楔形块半径，对数螺旋楔形块的初的最终得对向角，（3）对数螺旋楔形块横向面的初始角度，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载。
作用在对数螺旋楔形块上的伪静态力如图3所示。作用在楔形块
上的横纵向内力值以及附加荷载对于加筋土结构的稳定来推导钢筋，如下所示。在地震环境下的钢筋可以解决楔形块上的横纵向力，如下所示： 考虑楔形块在水平方向的平衡条件(=0)，我们得到:
（6）
（7）
可以近似为
（8）
F=沿对数螺旋曲线线方向的线性合力。考虑楔形块纵向平衡条件（=0),我们得到：
（9）
可以近似为
（10）
是对数螺旋楔形块的重力，可
以表示为
（11），，分别是块
，，的重力。化解等式（6）和（8），地
震条件下的加固力如下方程所示：
（12）
代表惯性力，=，=，化工具盒最大化约束力受到的约束，例如。=,带入表达式
=
这种优化给出了临界破坏面角度（）和相应的最大加固力（）。
中，我们得到：
3.2 加固总长度
正如Ling和Leshchinsky在1998年提出的，由于竖直向上的地震加速度引起的惯性力被作为估计加固长度起决定作用角将整个加固长度分为两个部分，一个靠
a的一个参数。这个对数螺旋失效面穿过墙
（13），另一个
近与活跃的楔形块的边坡面（L）现在需要找到关键的对数螺曲线破坏面，检测以确保平衡（）所需的最大加固力。使用fminsearch函数的MATLAB优
嵌在稳定区域的后面（Lei），如图4所示。
图4 所有层加固长度和拉拔加固长度的计算
稳定性所需的加固总长度能够用下式表示：
=有效加固长度（）+加固拔出长度
（）
在结构顶部之下任何深度z的有效加固长为:
（13）
式中
（14）
然后有效加固长度（）能用下式表示
（15）
（16）
式中z是被考虑的加固层的深度，下式已给出
(17)
式中，,ic从1变化到n 国内失效模式的安全极限
4.1 失效模式
依据FWHA（2001）的指导方针，RSS应该对拉张失效和拔出失效的加固应该是安全的。在下面的文章段落中，给出两种失效模式（即拉张失效和拔出失效）在各个加固层的RSS的极限状态方程导出过
程。
4.2 拉张失效的安全极限
加固利用它的抗拉强度为填充提供支持。任何由于加固的破裂引起的突然的强
度的减少都会引起加固填筑的切变长度突然的减少。这会导致加固填土特征的突然的灾难性的倒塌或是极度的变形。因此，加固应该依据预防这个拉张模式的失效的强度有一个安全极限。在这个标准中，加固层的极限抗拉强度（Tu）应该大于加固层的最大承载力（Timax）。各层中对于拉张失效的安全系数（FSit）按下式考虑，（18）
式中Timax由水平间距（Sv）和垂直间距求得（Sh）。
（19）
式中SvHn,Sh1m，n是层数，z是被考虑的加固层的深度。各个加固层的拉张失效的极限状态方程如下所示：
（20）
4.3 拔出失效的安全极限
当检验拔出失效的稳定性时，加固构件的有效接合长度应该作为超过可能失效面的突出部分考虑。在加固块之内的不同标准单个拔出的加固构件应该被检查在这种情况下，加固层的嵌入式加固长度的有效阻力（Pri）应该大于土壤加固的最大承载力（Timax）。各层中对于拉张失效的安全系数按下式考虑，（21）
式中Pri2viLeitan,viz，作用在嵌入加固长度（Lei）的有效竖直压力，而且δ是回填土接触面摩擦角。加固拔出失效的极限状态方程如下，（22）可靠性指标的估算
在本节中，对各个土层对拉张失效和拔出失效的可靠性指标的估算进行了描述。这里对高为9米，坡脚为90°的加固挡土墙进行了分析。这里假设回填土摩擦角（φ）为30°，容重（γ）为18KN/m3。
在表1中给出了考虑的参数范围的结果的说明。变异系数与容重和回填的摩擦角有关，它们根据在Ducan（2000）和Phoon与Kulhawy（1999）中的记录进行选择。加固长度的变异系数的范围在Chalermyanont and Benson(2004)的记录为0–20%。统计的容重和回填土的摩擦角和长期设计的加固长度在表2中描述了出来。上文中提出的两种失效模式是回填土性质、土壤加固接触面摩擦力、墙的几何比例、附加荷载、水平和竖直地震加速度和加固长度的函数。形式约束的功能函数可以表示成，（23）
标准正态空间Uunkk1的最优化可以定义如下：
1.估算各个加固层在拉张失效模式
下的可靠性指标（βt）
Minimizes
Subjected to
（24）
2.估算各个加固层在拔出失效模式
下的可靠性指标（βpo）
Minimizes
Subjected
to
（25）
以上所述的各个加固层的可靠性指标用Basha和Babu在2008年提出的TRA来估算。对于RSS的稳定性，它应该在每个加固等级都是内部稳定的也就是它应该对各个土层的水平面的土壤加固拔出失效和土工拉张失效是安全的。为了数名这个方面，在各层水平面的可靠性指标值和相应的拔出长度和土工的总长度由土壤加固拔出失效和土工拉张失效同时决定。在下文中，水平和竖直地震加速度系数、摩擦角、加固设计长度、土壤摩擦角和地震可靠性系数的加固长度的变异系数（对于拉张失效和拔出实效两种模式）、拔出长度和各加固层的总长度作用的影响在图5、6、7、8、9、10、11、12、13、14中进行了讨论。结果和讨论
6.1 抵抗加固层张力破坏的设计
6.1.1 和对可靠度的影响
图5所示沿墙体深度方向加固层抵抗张力破坏()的可靠度变化，其中：=0.0,0.1,0.2,0.3 作为典型值，=，附加系数
=0.2, 变异系数，和=7的值分别为7，5%。对于在土工合成材料层顶层的轴向拉伸力大大减少，显示出非常高可靠性指标（超
过20）。从图中可以看出，由于超负荷的压力，从墙体上部到加固成底部更有可能出现张力破坏模式，有更低的可靠度。为此，确保目标可靠度()为3.0的加固层数量在图5a中做出了计算，为最底部加固层与地震加速度的对照。图中的一个说明，=0.0，高度为9m,垂直间距为1.125m的墙体应提供8层土工合成材料加固层，以此获得最下面一层=3.0的可靠度（从墙顶部到8层）。
从图中也可看出，为确保最底部土层保稳定性（=3.0）儿需要的加固层数的数量，的取值应该明显的从0.0增加到
0.30。例如，=0.1，高度为9m,垂直间
距为0.818m的墙体应提供11层加固层，以此获得最下面一层=3.0可靠度（从墙顶部到11层）。同样，为了避免所有加固层的张拉破坏，在9m高的墙体需要容纳n=14层，=0.2；n=18层，=0.3。从中也可以看出，对于一个定值的，张拉模式的可靠
性指标（）随着层数的增加显著减少。对于给定
=0.2的定值，当深度从最顶层
增加到最底层时，可靠度明显的从16.7减小到3.0。
得到类似的结论，张拉模式对纵向地震加速度系数对可靠性指标的影响如图5b所示。图5b得出的结果表明，确保期望稳定性（最底层=3.0）需要的加固层数量应该随着水平地震加速度从0.0到1.0的增
长而按垂直方向增加。
图5 a所示对抵抗张拉破坏可靠度（的影响，b所示对抵抗拉拔破坏可靠度（的影响
1.2时，高度为9m的墙体墙的层数（n）分6.1.2 附加荷载对可靠度（的影响
别为10，16，23，31和42。6.1.3 加固设计强度（如果期望一个结构承担附加荷载，设计者在墙体设计计算中应考虑附加荷载的影响。在加筋土结构设计中为了维持与附加荷载作用在墙体上时的张拉失效模式有关的期望安全等级，需要额外的土层数量。因此，图6表示在变化的可靠度上均匀分布密度（的影响，可靠度为在的影响
在地震设计中，为了提高地震时抵抗张拉失效的安全性，必须提供有足够的加固强度。可以通过提供足够的长期的加固设计强度（）。图7给出了沿墙体深度方）对可靠度（）
向抵抗张拉失效的可靠性变化，加固强度设计值从40kN/m变化到80kN/m。图7说明，对于
=40kN/m时，高度为9m,垂直前面几节采用的沿墙体深度方向的抵抗张拉失效的典型值。作为一个例证，为避免所有层张拉破坏,在Q=0.0,0.3,0.6,0.9，间距为0.32m的墙体应提供28层加固层，以此获得最下面一层=3.0的可靠度（从墙顶部到28层）。同样的，需要考虑n=1
4层，=50kN/m，图6 附加系数（对抵抗张拉破坏可靠度（的影响
图7 LTDS对抵抗张拉破坏可靠度（的影响
图8 a所示变异系数对抵抗张拉破坏可靠度（度（的影响
6.14 变异系数和对可靠度的影响
图8a中，显示了变化的变异系数摩擦角、设计强度对抵抗延墙体深度方向张拉破坏变化的可靠度的影响。在图中可以看出，随着变异系数的数值从2.5%增加到15%，变异系数的数值从2.5%增加到15%，的大小显著减少。图8说明，对于变异系数=5%时，高度为9m,垂直间距为0.642m的墙体应提供14层加固层，以此 的影响，b 所示变异系数对抵抗张拉破坏可靠
获得>3.0的可靠度;对于变异系数=15%时，高度为9m,垂直间距为0.,0.474 m（0.45m可以用在简易的建筑）的墙体层数要从14增加到19。同样的，在图8b
中可以得出变异系数和
对张拉模式可
靠度的影响。6.2 所有加固层抵抗拔出破坏的设计 6.2.1
对拔出长度
及总长度的影响
图10 a为对保证抵抗拔出破坏目标可靠性指标为3.0时的拔出长度（）影响
b为对保证抵抗拔出破坏目标可靠性指标为3.0时的纵长度（）影响
图9a，b所示，=0.0–0.3以及抵抗
从图中可以看出，墙体顶端最上加固层最容易出现拔出破坏模式，为确保存在附加
（所有层拔出破坏目标可靠度为3.0时，沿墙体深度方向所有加固层的拔出长度）和修正总长度（）的变化。荷载时的可靠度目标值，墙体需要更多的拉拔长度和加固修正总长度。从图9a，b可以看出，需要提供的所有加固层的拉拔
长度和修正总长度的作用，在图5a中已经确定。
图11 从图中也可看出，随着层的深度增加，固定值、拔出长度（）和修正总长度（）减少。给定固定值=0.2，避免张拉破坏需要14层，当深度从最顶层（第1层）增加到最底层（第14层）时，拔出长度（）从0.09减小到0.04，总长度（）从0.92减小到0.15。从图9a,b可以看出，随着值得增加，对于抵抗所有层拔出破坏的目标可靠度3.0时，拔出长度（）和总长度（）应该随之增加。
很容易得出以下结论，最上加固层最容易出现拔出破坏。确保抵抗拔出破坏目标可靠度为3.0时需要的最上层的拔出长度，可以应用于计算每一等级加固层的总长度。图9c的结果表明，对于不同的地震加速度，沿土层的深度方向可靠度变化()。总的来说，图9d给出
=0.0–0.3时的加固修正总长度。从图9c可以看出，对于固定值，为得到
=3.0时最上层的拔出长度（）是0.081，当深度从最顶层（第1层）增加到最底层（第11层）时，可靠度()显著地从3.0增加到7.2。从图9d中也可看出，随着值的增加，加固总长度（）应该随之增加。
6.2.2 对拔出长度（）和总长度（）的影响
图10a,b所示，随着横纵向地震加速度（，）按比例从0.0增加到1.0时，为
确保目标稳定性（所有层=3.0），拔出长度（）和总长度（）微小的增加。因此，图10c,d表明，沿土层深度方向，对可靠度
和修正总长度
（）的影响是微弱的。可以得出纵向
地震加速度结构的地震稳定
性影响是微弱的。
6.2.3 附加荷载（q）对拔出长度（）
和总长度（）的影响
图11a,b所示，沿墙体深度方向不同强度附加荷载系数（）和抵抗所
有拔出破坏的目标可靠度3.0造成所有层的拔出长度（）和修正总长度（）的变化。从图中可以看出，附加荷载作用
下，所有层的拔出长度（）是一致的。
也可以发现，对于定值附加系数,随着土层深度的增加，拔出长度（）和修正总长度（）随之减小。给定固定值
0.3，避免张拉破坏需要16层，当深度
从最顶层（第1层）增加到最底层（第16层）时，拔出长度（）从0.12减小到0.04，总长度（）从0.94减小到0.10。=3.0的拔出长度（）分别为图11a,b所示，随着的值从0.0增加到1.2，为了得到抵抗所有拔出破坏的目标可靠度3.0，拔出长度（）和总长度（）
0.042、0.123、0.247。从图11d可以看出，对于=0.0、0.3、0.6，可以得到加固总长度。从图11c可以看出，对于定值，随着土层深度的增加，拔出模式的可靠度显著增加。给定固定值=0.3，张拉稳定条件下需要16层加固层，当深度从第1层增加到第14层时，抵抗拔出破坏的可靠性指标
明显的从3.0增加到9.5。应该明显的增加。图11 c所示，对于附加系数=0.0、0.30.6时，沿土层深度方向的可靠度（）变化情况。另外，从图11c也可看出，随着值的增加，加固拔出长度（）也随之增加。例如，对于附加系数=0.0、0.3、0.6，最上层需要的确保
图12回填土摩擦角在加筋土结构
（）应该从0.075增加到0.14（图）从0.91增加到设计中起到很重要的作用，目前，变异系数显著地影响加筋土结构的稳定性。对于不同数值的摩擦角变化系数，为了确保抵抗拔出破坏的可靠性指标，需要提供适当的层数（n）、拔出长度和加固总长度。对于定值
12a），总长度（1.1（图12b）。从图12c的结果得出，当变异系数=2.5%、5.0%、7.5%是，确保最上层可靠性指标出长度（=3.0的拔）分别为0.075、0.091、，当变异系数从5%增加到10%时，为确保抵抗张拉破坏的安全性，层数应该从14增加到17。另外，对于最顶层的土工合成材料土层，当变异系数从5%增加到10%时，拔出长度
0.108、0.141。图12c中可以看出，对于定值变异系数，随着土层深度的增加，张拉模式的可靠性指标
大幅
度增加。图12d可以得出适当的加固总长度。
6.2.4 变异系数对拔出长度（）和总长度（）的影响
图14 6.2.5 设计强度影响 和设计强度变异系数对拔出长度（）和总长度（）的（对于的平均值从40 变化到80时,达到抵抗张拉破坏的预）。图14a表明在张拉拔出稳定）
模式中层数(n)和加固总长度（大小应该分别增大。图14b给出，当期可靠度指标（）为3.0，计算每）和总
=3.0,变异系数
=5、7.5、10、一级别的加固拔出长度（长度（12.5、15%时，应用最顶层的拔出长度（）计算出加固总长度（）。），结果在图13a,b中表示。的平均值从40 增的变异系数从15%）这两幅图表明，当大到80，在图14a,b中可以看到加固总长度（）略有不同。
减小到到5%时，加固拔出长度（和总长度（7 结束语
这个研究对关于回填长度和土工加固长度的可变性的加固土结构对于地震稳定）大幅度减小。图14a给出在每一加固等级抵抗拔出破坏的可靠性指标需要的加固总长度的可靠性评估提供了一个深刻理解。从分析中显然可以看出，对于加固结构的完整设计，沿着结构深度方向各个加固层对于拉张失效和拔出失效的安全性和可靠性是必不可少的。拉张和拔出两种模式的安全性的极限状态方程被建立。目标可靠性方法被用来估算拉张和拔出两种失效模式的地震可靠性指标。
从现在的调查研究中可以得到以下结论。
1.有人指出，由于在土工层的轴向张力很高而且可靠性指标值偏低，对于拉张失效模式来说，墙顶的加固最底层更具决定性。
2.可以看出，墙顶的加固上层对于拔出失效模式来说更具决定性，而且挡土墙的拔出长度和更长，而且应该和加固总长度相一致，去维持在拔出失效模式中可靠性指标的目标值。
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3.这里表明，加固的长度和与其一直的总长度需要去维持关于拉张和拔出两种失效模式的目标可靠性指标显著增大。它应该随着kh在0.0到0.30之间增大时，附加系数在0.0到1.2之间增大时，加固设计强度以80到40KN/m减少时，摩擦角和加固设计长度在5和15%之间增长时而显著增大。4.最上层的拔出长度需要来维持拔出
失效模式下的目标可靠性指标，他可以用来估算加固剩余层各个水平面的总长度。因此，在拔出失效模式下，可靠性指标在加固各层随着深度的增大而显著增大。
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第三篇：基于创新理念下的高中化学教学设计研究
基于创新理念下的高中化学教学设计研究
摘要：新课程标准的制订，标志着我国高中化学课程改革进入了一个新的历史阶段。在这个大前提下，高中化学教学设计必须注重（知识与技能、过程与方法、情感态度和价值观）三维目标的落实，实现由重知识传授向重学生能力发展转变，由重教师教学内容选择向重学生学习方法指导转变，由统一规格的批发式教育向尊重差异性的零售式教育转变，在教学形式上对传统的模式有所突破、有所创新。
关键词：高中化学 教学设计 创新
在高中化学教学中，通过教学设计，对教学资源及教学活动进行系统分析和规划，选择合适的教学策略、手段，构建合理的教学结构，是保证和提高教学效果的重要环节。新课程标准要求我们的教学设计要突出以学生发展为本的理念，重视对学生的学习方法、学习态度、学习习惯、学习能力等内在素质的培养，为学生终身发展打好坚实的基础。要使我们的教学设计符合新课程的要求，实现以下四个方面的突破与创新至关重要。
一、实现教师教育教学理念的更新
大力推进素质教育是新课程改革的根本目的，而素质教育的核心是培养学生的再学习能力与学习过程中的发展能力。为此，高中化学教师在进行教学设计时，首先要按着新课程标准，实现教育教学理念的更新。完成从传统的知识讲解者和传授者向学习的指导者、课堂的组织者、教学的参与者和促进者的角色转化。突出学生的主体地位，尊重学生的个体差异，倡导学习的自主性、合作性和探究性，不仅注重学习的结果更注重学习的过程。从单纯传授化学知识技能向既传授一般的化学知识与技能，又更加注重培养学生的自主学习能力和应用能力转化。
二、实现课堂教学气氛的活跃
课堂气氛是否活跃，师生配合是否默契，直接影响着整个课堂的教学效果。在高中化学教学设计中，我们可以采取恰当的方式，使课堂气氛保持亢奋的状态，调动学生积极思维。
（一）创设情境
创设生动有趣的问题情境，找准问题切入点，用生动、紧张、活跃、和谐的探索氛围调动学生的积极思维。在学习“金属的化学性质”时，我们问学生钠能否将硫酸铜溶液里的铜置换出来？许多同学认为金属活动性顺序表中，钠排在铜的前面，所以能将铜置换出来。针对学生的认识，我将一小粒钠投入硫酸铜溶液里让同学观察，结果并没有红色的铜析出，而且生成了蓝色沉淀，还放出大量气体。与学生原来猜测结果相反的教学情境，引起了学生的好奇与思考，“为什么是这样，而不是那样？”的疑问调动了他们参与教学活动的积极性，课堂教学在悬念中被激活。
（二）建立和谐的师生关系
实行教学民主，建立平等、和谐的课堂师生关系。增加对的学生感情投入，充分尊重学生人格，关心学生的发展，把微笑带进课堂，把信任的目光投向每个学生，创造学生自主，合作、探究的机会和环境，重视课程资源的开发和利用过程。教学语言要尽量生动、活泼，富有激情，善于诱导。少一些直叙，多一些设问，少一些“是什么”，多一些“为什么”，巧妙叩开学生思维的闸门，点燃思维的火花。既关注“意料之中”的事情，充分展示学生的学习个性和学生各种能力与习惯的培养，又要妥善处理学生学习过程中可能发生的“意料之外”的事情。努力达到以情促知、以知增情、情知交融的教学境界。
（三）运用现代教学技术
运用现代教学手段表现的声光、色形，图像的翻滚、闪烁、定格及色彩变化效果，降低教学梯度，开启学生思维的闸门，积极主动而轻松愉快地进入新知识的学习。例如在学习“晶体结构与性质”时，我们利用多媒体技术将NaCl、CsCl、金刚石、石墨等晶体的内部结构空间立体图，从不同角度真实、形象的展现在学生面前。并且通过动画效果，配以教师的简单讲解，分析这些晶体的形成原因。学生在兴致盎然中明确了所学晶体类型的内部结构，掌握了晶体的结构与性质的关系。
三、实现学生学习方式的转变
《高中化学课程标准》提出，化学教学是教师与学生共同发展协作互动的过程，自主学习、合作学习、探索学习是学生学习的主要方式。针对新课标的要求，我们在进行教学设计时，要将“讲堂”变成“学堂”，促进学生学习方式由被动向主动转化，由接受式向探索式转化。让学生学会独立发现化学问题，对问题想问、敢问、会问。教师还要引导学生学会合作学习，为合作学习创造一个良好氛围，引起学习者之间互动的需求，在学习中学会合作，在合作中学会学习。以“金属的腐蚀和防护”为例，我们可以组织学生参与金属腐蚀和防护的实验探究，在教师的指点下，研读教材，在网上查找相关资料，从所观察到的实验现象和已有的知识积累中自主、合作分析出金属腐蚀的原因和类型，明确化学腐蚀及电化学腐蚀的含义和本质，理解电化学腐蚀发生的条件，掌握常见的防止金属腐蚀的方法，并结合前面学过的“氧化还原反应”，探究教材没有给出的铁的吸氧腐蚀与析氢腐蚀的区别。只有学生掌握了适合自己的自主学习、科学探究的有效方法，化学学习才会有一番新天地。
四、实现教学反思的习惯性与深刻性
叶澜教授说：“一个教师写一辈子教案难以成为名师，但如果写三年反思则有可能成为名师。”一个成功的教师就是在教学中反思，在反思中积累经验，在经验中学习而不断成长起来的。所以，在新课程的背景下，教师要使课后对自己的教学设计进行反思成为一种习惯，用现代教育教学理论和教学实际效果作为衡量标尺以提高反思的深刻性。
新课程标准下高中化学教学设计是一门学问，也是一种艺术。只要我们坚持以学生为主体这个最根本的出发点，围绕学会认知，学会做事，学会共同生活，学会生存这四种基本学习来设计课堂教学，教学过程就会更加切合新《课程标准》的要求，学生的化学综合素质就一定会有显著的提高。
参考文献：
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