مطالعه در مورد پارامترهای مزو-مادی گرانیت آب و هوا زیر دریایی بر اساس مدل باند موازی

به منظور مطالعه خواص مکانیکی گرانیت زیر دریایی در شرایط زمین شناسی دریایی ، آزمایش های فشرده سازی یک محوره بر روی گرانیت محیط اصلی محیط دریا از یک منطقه دریایی یک منطقه دریایی در پینگتان ، استان فوجیان با استفاده از دستگاه های تجربی سه محوره انجام شد تا به تجزیه و تحلیل خصوصیات شکستگی، خصوصیات استر س-کرنش و شاخص های قدرت فشاری. بر اساس تئوری محیط ناپیوسته ، فشرده سازی تک محوره و تست های کششی تک محوره سنگها شبیه سازی شد ، و پارامترهای مکانیکی میکروسکوپی از عناصر گسسته نمونه های گرانیت بر اساس آزمایشات مکانیکی ماکروسکوپی داخلی تعیین شد: مدول مؤثر E_t، مدول الاستیک فشرده E_c، نسبت ماکرو پواسون μ و مقاومت فشاری یک محوره σ_cوادنتایج نشان می دهد که مدل باند موازی نتایج شبیه سازی خوبی برای تست فشرده سازی تک محوره دارد ، اما مقاومت کششی و نسبت فشار کششی کاملاً متفاوت از مقادیر آزمایشی بود. هنگامی که فشار محصور بزرگ است ، سازگاری پارامتر کالیبره شده توسط فشرده سازی یک محوره ضعیف است. دلیل برخی خطاهای خاص مقاومت زیادی از مدل پیوند موازی به چرخش ذرات است و تأثیر استرس طبیعی بر مقاومت برشی در نظر گرفته نمی شود. مدل سیمان سازی را می توان با افزودن ضرایب بر اساس نتایج آزمایش آزمایشگاهی اصلاح کرد.

1. معرفی

به عنوان یک منبع اصلی انرژی تجدید پذیر ، انرژی باد مؤثرترین روش برای کاهش انتشار گازهای گلخانه ای در نظر گرفته می شود و در چند دهه گذشته به یک بازار انرژی تجدید پذیر به طور فزاینده ای تبدیل شده است [1].

منبع بادی ساحلی در چین (به عنوان مثال ، فوجیان ، گوانگدونگ و سایر مناطق ساحلی) فراوان است و توربین بادی دریایی (OWT) به سرعت توسعه می یابد [2،3،4]. با این حال ، به دلیل تأثیر جزایر زیر دریایی و صخره ها ، شرایط توپوگرافی و زمین شناسی پیچیده است [5،6] ، سازندهای سنگ کم عمق است و عمق آن بسیار متفاوت است. خواص خاک بار سنگین ضعیف است. بنابراین ، روش ساخت و ساز سنگی برای پایه های شمع توربین بادی دریایی مورد نیاز است [7].

با این حال ، روش های طراحی ایمنی و تجزیه و تحلیل موجود در بنیاد شمع باد در خارج از کشور بیشتر برای دریای خاک [8،9،10،11] و برای بستر صخره ای کمتر است. برای جرم صخره ای از بستر دریای سنگ ، به دلیل تفاوت زیاد در خصوصیات مکانیکی ناشی از درجه های مختلف هوازدگی [12] ، آزمایش دشوار است. علاوه بر این ، تحت بار شدید اقیانوس ، مکانیسم خرابی میکروسکوپی جرم سنگ مسحور مشخص نیست و دقت شبیه سازی کم است. بنابراین ، مطالعه خواص مکانیکی جرم صخره ای از بستر دریایی مبتنی بر سنگ و روشن کردن خصوصیات مکانیکی و مکانیسم خرابی گرانیت فرسوده زیر دریایی ضروری است. خصوصیات مکانیکی ماکروسکوپی سنگ با تفاوت در خصوصیات اجزای میکروسکوپی داخلی سنگ در درجه های مختلف تحت تأثیر قرار می گیرد. بنابراین ، مطالعه قانون شکستگی سنگ در زیر بارهای مختلف از منظر میکرومکانیک ، مبنای مهمی برای آشکار کردن مکانیسم شکست شکستگی و رفتار سازنده سنگ است ، و همچنین یک کلید برای برقراری رابطه بین پاسخ مکانیکی ماکروسکوپی و میکرومکانیک سنگ استواددر این مقاله ، بر اساس نمونه های گرانیتی به شدت فرسوده از مزارع بادی دریایی یک منطقه دریایی در استان فوجیان ، مدل های مکانیکی فشرده سازی تک محوره ، فشرده سازی سه محوره و تقسیم دیسک برزیلی از توده های سنگی آب و هوا با استفاده از PFC و بخش باند ساخته شده است. مدل برای بررسی میکرومکانیک.

2. آزمایشات آزمایشگاهی

2. 1خصوصیات فیزیکی نمونه های سنگی

نمونه های آزمایش خاک از منطقه مهندسی یک مزرعه بادی در یک منطقه دریایی در منطقه آزمایشی جامع پینگتان ، استان فوجیان که در آن مقدار زیادی از گرانیت یانشان در اواخر توزیع می شود ، گرفته شد. در این زمینه از نمونه خاک دوار با یک سوراخ و لوله های دوتایی استفاده شد ، و آدامس گیاه به عنوان مایع در گردش برای حفاری و نمونه برداری از چندین بخش گرانیت آب و هوا با عمق 30 تا 35 متر در همان سوراخ سوراخ تکمیل شد. روش نمونه برداری نه تنها در نمونه های خاک اختلال کمی دارد بلکه می تواند نمونه های خاک دست نخورده را نیز تضمین کند.

برای آزمایش ، 27 ، 19 و 20 گروه نمونه (ZWJZK1-27 ، ZWJZK4-21 ، ZWJZK5-23) که حاوی خاک باقیمانده ، خاک کاملاً آب و هوا ، خاک دانه ای و خاک تکه تکه شده از سه سوراخ مختلف گرفته شده است. منحنی توزیع اندازه ذرات گرانیت آب و هوا در شکل 1 نشان داده شده است. درصد جرم سنگی بزرگتر از 1 میلی متر در اندازه ذرات سنگ فرسوده می تواند به 60 ٪ برسد ، و درصد جرم سنگی کوچکتر از 0. 1 میلی متر در اندازه ذرات سنگ فرسوده نسبتاً استکم اهمیت. ضریب ناهموار c_u= 23 و ضریب انحنای c_c= 2. 23 به دست آمد که الزامات درجه بندی خوب را برآورده می کند.

2. 2تست فشرده سازی یک محوره گرانیت فرسوده

کل فرآیند آزمایش استرس و فشار استرس یک محوره توسط دستگاه تست سه محوره سنگی هیدرولیک دیجیتال MTS815 انجام شد که شامل یک سیستم بارگیری ، سیستم آزمایش ، سیستم کنترل و سیستم کنترل برنامه است ، همانطور که در شکل نشان داده شده است. 2

پارامترهای اصلی MTS815 شامل موارد زیر است: حداکثر نیروی آزمایش محوری استاتیک 2667 کیلو نیوتن ، حداکثر نیروی آزمایش محوری پویا 1335 کیلو نیوتن ، دامنه اندازه گیری کرنش 0. 03 میلی متر است و دامنه اندازه گیری جابجایی 50 میلی متر است. دقت نیروی تست استاتیک 1 ٪ و دقت نیروی آزمایش پویا 2 ٪ است. تست کل فرآیند استرس و استرس یک محوره و تست کل فرآیند استر س-استرس سه محوره می تواند در MTS815 انجام شود. آزمایش های تک محوره و سه محوره قابل برنامه ریزی با توجه به الزامات فرآیند تست ویژه انجام می شود. بار محوری ، جابجایی محوری ، سکته مغزی دامنه بزرگ محوری و جابجایی محیطی را می توان بدون تأثیر در کنترل تغییر داد.

ارتفاع و قطر گرانیت هوازده به ترتیب 100 میلی متر و 50 میلی متر است. نمونه با فیلم لاستیکی بسته بندی شد و برای تثبیت روی پایه نصب شد. سنسور نصب شد و حساسیت سنسور از سیستم کنترل تست شد. تایید شد که سنسور می تواند ابزار تست را برای بارگذاری پس از عملیات عادی کار کند. پس از تنظیم فشار محصور کننده در شرایط کاری، در ابتدای آزمایش، فشار محصور کننده به مقدار تنظیم شده در 3 مگاپاسکال در دقیقه اعمال شد و سپس فشار محوری در 30 کیلو نیوتن بر دقیقه اعمال شد. هنگامی که نمونه وارد مرحله تسلیم شد (بیشتر از مقدار پیک)، نرخ جابجایی محیطی به 0. 04 میلی متر در دقیقه تنظیم شد. هنگامی که نمونه به حداکثر تنش رسید، برای به دست آوردن سریع استحکام باقیمانده، نرخ جابجایی محوری تا 0. 08 میلی متر در دقیقه تنظیم شد تا نمونه آسیب ببیند (شکل 3).

در مرحله کرنش کوچک، تنش-کرنش سنگ های هوازدگی متوسط در هر دو گروه در آزمون یک رابطه خطی آشکار را نشان داد (شکل 4)، با حداکثر تنش جزئی 139. 92 مگاپاسکال، و کرنش ها به حداکثر تنش جزئی رسیدند. به ترتیب 0. 318% و 0. 322% که نشان دهنده خواص سنگ پایدار است. با توجه به منحنی تنش-کرنش، میانگین مدول تغییر شکل و نسبت پواسون سنگ را می توان 49. 17 GPa و 0. 266 محاسبه کرد.

3. مدل عددی

برنامه PFC مبتنی بر تئوری متوسط ناپیوسته یکی از روش هایی است که می تواند به طور مؤثر پاسخ رفتار مکانیکی غیرخطی ماکروسکوپی از سنگ را از منظر مزوسکوپی تجزیه و تحلیل کند. نتایج تجزیه و تحلیل با نتایج واقعی مطابقت دارد [13،14،15،16]. بنابراین ، برنامه PFC توسط محققان در زمینه مهندسی ژئوتکنیک شناخته و تأیید شده است. در مشاهده دقیق و مطالعه خصوصیات مکانیکی سنگ با استفاده از برنامه PFC ، مدل انتخاب شده تأثیر مهمی در صحت نتایج تحقیق نهایی دارد. در حال حاضر ، مدل های متداول در برنامه PFC عمدتا شامل مدل ذرات پیوند سنتی (BPM) [17،18] ، مدل مفصل صفحه مسطح (FJM) و مدل ذرات تجمع (CPM) است. BPM هزینه محاسباتی کم دارد و برای توصیف رفتار مکانیکی سنگ پیچیده نیازی به روابط سازنده پیچیده ندارد. ژو [19،20،21] مکانیسم شکستگی جرم سنگ شکستگی پیش ساخته را تحت یک سری بارهای مختلف (فشرده سازی تک محوره ، تقسیم برزیل و فشرده سازی سه محوره) با استفاده از BPM سنتی مورد مطالعه قرار داد. پارک [22] یک هواپیمای ساختاری سنگی را بر اساس مدل BPM معرفی کرد و تعداد زیادی از تست های برشی مستقیم سنگ را انجام داد. برای مطالعه تغییر شکل و ویژگی های استحکام گرانیت تحت بارگذاری سه محوره واقعی ، ژانگ [23] شبیه سازی های عددی 3D PFC را با استفاده از BPM انجام داد. ژانگ [24] در مورد ویژگی های انتشار آکوستیک سنگها تحت نرخ بارگذاری فشرده سازی مختلف بر اساس BPM بحث کرد.

در این مقاله ، مدل عناصر گسسته گرانیت آب و هوا توسط مدل BPM ایجاد شده است. از طریق کالیبراسیون پارامتر تست فشرده سازی تک محوره و آزمایش کششی یک محوره ، فرمول اتصالی مدل BPM به دست آمد. پس از آن ، تست های تقسیم بندی و فشرده سازی دو محوره برزیل توسط پارامترهای کالیبره شده شبیه سازی شدند و نتایج محاسبه با توجه به اصل محاسبه مدل BPM مورد تجزیه و تحلیل قرار گرفت. سرانجام ، مزایا ، معایب و دلایل نتایج محاسبه مدل BPM مورد بحث قرار گرفت ، که برای آشکار کردن خصوصیات میکرومکانیکی گرانیت آب و هوا ، مرجع و راهنمایی ارائه می دهد.

3. 1اصول BPM استاندارد

پیوند موازی را می توان به عنوان دو مجموعه چشمه بیان کرد ، یکی به موازات سطح تماس بین دو ذره تماس و دیگری عمود بر سطح. هر مجموعه از چشمه ها پارامترهای سفتی و استحکام خود را دارند. هنگامی که استرس روی پیوند بیش از استحکام مربوطه است ، پیوند می شکند. حداکثر تنش های کششی و برشی (شکل 5) مطابق نظریه پرتو به شرح زیر محاسبه می شود.

where F i n ¯ and F i s ¯ are the normal and shear forces, respectively. The normal and shear forces of particle B; M i n ¯ and M i s ¯ are the bending and twisting moments acting at the center of the parallel bond; A , I , and J are the area of the bond cross section, the area of the moment of inertia and the polar inertia, the moment of inertia and the polar moment of inertia, respectively; and R is the average radius of particle A and particle B. If the maximum stress is greater than the corresponding strength σ max> σ c ¯ or τ max>τ C ¯ ، پیوند موازی به ترتیب به عنوان یک ترک کششی یا برشی شکستگی می کند و از بین می رود یا به یک پیوند به طول صفر تبدیل می شود. در همان زمان ، استرس باند صفر خواهد بود و به اوراق قرضه مجاور توزیع می شود [25].

3. 2کالیبراسیون پارامترهای تست فشرده سازی تک محوره برای گرانیت آب و هوا

از مدل دو بعدی برای محاسبات استفاده شد. براساس داده های تجربی (جدول 1) ، مدل نمونه 50 میلی متر عرض و 100 میلی متر ارتفاع و شعاع ذرات به طور تصادفی در محدوده 0. 5 تا 5 میلی متر توزیع شد. نسبت خالی 0. 296 و چگالی 2280 کیلوگرم در متر 3 بود. با توجه به ویژگی های مدل ذرات پیوند یافته ، مدول الاستیک کششی برای اولین بار توسط منحنی استرس-کرنش تحت تنش مستقیم نصب می شود. سفتی خطی (EMOD) به یک مقدار نسبتاً کوچک (10 × 10 5) نگه داشته شد ، و مدول موثر موازی (PB_DEFORM) به 1 × 10 9 ، 5 × 10 9 ، 10 × 10 9 ، 10 × 10 تنظیم شد9 ، 40 × 10 9 و 50 × 10 9 و سایر پارامترها به مقادیر بالاتر منتقل شدند. منحنی های استر س-کرنش تحت تنش مستقیم به دست آمد (شکل 6).

سبز به معنای ترک برشی و آبی به معنای ترک تنش است. رابطه بین مدول الاستیک کششی و PB_DEFORM با قرار دادن استرس اوج و کرنش به دست می آید (شکل 7). از این شکل می توان دید که فرمول اتصالات E است_t, E_t= 1. 1161 x + 0. 005 ، جایی که e_tمدول مؤثر است و مدول الاستیک کششی که کالیبره شده است 49. 17 GPa است. سپس ، مدول الاستیک کششی در فرمول اتصالات جایگزین شد ، x باید تقریباً به عنوان 44. 1 GPa گرفته شود ، یعنی PB_DEFORM EMOD 44. 1 GPa است. با کاهش تعداد مجموعه داده ها ، فرمول اتصالی جدیدی بدست می آید. عدم اطمینان از یک متغیر_tبا توجه به پارامتر x d = ΔK/k = 10. 12 ٪ ، k ضریب مناسب x است.

برای سفتی خطی (EMOD) مدول تماس خطی ، اندازه مدول باند موازی بدون تغییر نگه داشته می شود (pb_deform emod 58. 7 gpa است) ، و مدول الاستیک خطی به 1 × 10 9 ، 10 × 10 ، 20 تغییر می یابد× 10 9 ، 40 × 10 9 و 50 × 10 9. منحنی استر س-کرنش و منحنی خرابی نمونه تحت فشرده سازی تک محوره به دست می آید (شکل 8).

قرمز به معنای ترک برشی و بنفش به معنای ترک تنش است. رابطه بین مدول خطی تماس و مدول الاستیک در شکل 9 نشان داده شده است. خط نقطه در شکل 9 داده های اصلی است و خط جامد تصویر منحنی پس از اتصالات است. از این شکل می توان دید که فرمول اتصالات E است_c= 1. 1804 x + 36. 407 ، جایی که e_cمدول الاستیک فشاری و X تغییر شکل خطی واقعی EMOD/1 × 10 9 است. در این زمان ، مدول کششی که باید کالیبره شود 49. 17 GPa است. سپس ، مدول کششی در فرمول اتصالات جایگزین شد ، x باید به عنوان 10. 8 GPa تقریب شود. یعنی تغییر شکل خطی EMOD 10. 8 GPa است. با کاهش تعداد مجموعه داده ها ، فرمول اتصالی جدیدی بدست می آید. عدم اطمینان از یک متغیر_cبا توجه به پارامتر x d = ΔK/k = 7. 89 ٪ است.

برای نسبت پواسون ، تغییر شکل خطی EMOD و PB_DEFORM EMOD بدون تغییر نگه داشته می شوند ، با فرض اینکه نسبت سفتی (Kratio) مؤلفه پیوند موازی و مؤلفه تماس خطی برابر با مطالعه رابطه مربوطه بین نسبت سفتی و نسبت ماکروسکوپی پواسون بود. تنظیم نسبت سفتی 0. 5 ، 1. 0 ، 1. 5 ، 2. 0 و 3. 0 ، فشرده سازی تک محوره انجام شد و نتایج خرابی و منحنی های استرس فشرده سازی یک محوره در شکل 10 نشان داده شده است ، جایی که قرمز به معنای ترک برشی و بنفش به معنای ترک تنش است. در شکل ، رنگ خاکستری ذرات را نشان می دهد و رنگ خالی منافذ است.

نسبت پواسون با استفاده از سویه های اسمی عرضی و طولی که به ترتیب با نیمی از شدت استرس اوج مطابقت دارد ، به ترتیب محاسبه شد ، و رابطه بین نسبت پواسون و Kratio همانطور که در شکل 11 نشان داده شده است. خط نقطه در شکل 11 اصلی استداده ها ، و دایره های آبی تصویر منحنی پس از قرار دادن از شکل ، فرمول μ = 0. 131 x - 0. 1094 است ، جایی که μ نسبت ماکرو پواسون است و x نسبت سفتی است. مقدار نسبت پواسون 0. 266 در فرمول جایگزین شد. نسبت سفتی را می توان 2. 82 بدست آورد. با کاهش تعداد مجموعه داده ها ، فرمول اتصالی جدیدی بدست می آید. عدم اطمینان از یک متغیر با توجه به پارامتر x d = ΔK/k = 12. 04 ٪ است.

برای نسبت پیوند ، پس از تعیین مدول تماس مؤثر و نسبت سفتی پیوند خطی و پیوند موازی ، پیوند طبیعی یا استحکام پیوند مماس به عنوان نسبت پیوند (TEN_COH) تعریف می شود. برای مطالعه حالت های خرابی نمونه ها در ترکیبات مختلف اوراق قرضه ، نسبت پیوند به عنوان 0. 1 ، 0. 5 ، 1. 0 ، 1. 2 ، 1. 5 و 2. 0 تعریف شده است و نتایج آسیب از نمونه ها در شکل 12 نشان داده شده است ، جایی که سبز به معنی ترک برشی است وقرمز به معنای ترک تنش است.

نتایج نشان می دهد که ، هنگامی که نسبت پیوند کمتر از 1 است ، نمونه مستعد آسیب کششی است و وقتی نسبت پیوند بزرگتر باشد ، نمونه مستعد آسیب برشی است. با توجه به آسیب فشرده سازی یک محوره سنگ در نمونه واقعی ، می توان نسبت پیوند را بین 1. 0 تا 1. 5 گرفت و نسبت انسجام در این مدل 1. 2 گرفته می شود.

برای ضریب تقویت استحکام پیوند ، نسبت پیوند ثابت است ، با فرض اینکه استحکام پیوند مماس PB_COH = 1 × 10 7 PA ، قدرت پیوند طبیعی PB_TEN = 1. 2 × 10 7 PA را می توان با توجه به نسبت استحکام پیوند 1. 2 بدست آورد. که به عنوان قدرت پیوند پایه قرار می گیرد. بر اساس استحکام پیوند مرجع ، استحکام پیوند طبیعی و استحکام پیوند مماس توسط فاکتور بزرگنمایی K ، که به نوبه خود به 0. 5 ، 1. 0 ، 2. 0 ، 5. 0 و 10. 0 تنظیم شده بود ، ضرب شد. حالت های خرابی و منحنی های استرس نمونه های مختلف به دست آمد (شکل 13) ، که در آن قرمز به معنای ترک برشی و سبز به معنای ترک ترکیبی است. در شکل ، رنگ خاکستری ذرات را نشان می دهد ، و رنگ خالی منافذ است. رابطه مناسب بین استحکام اوج و ضریب بزرگنمایی در شکل 14 نشان داده شده است. خط نقطه در شکل 14 داده های اصلی است ، و دایره های آبیتصویر منحنی پس از اتصالات است. عملکرد اتصالات σ_c= 24. 682 x - 1. 5931 را می توان بدست آورد ، جایی که σ_cمقاومت فشاری تک محوره سنگ و x نسبت مقاومت منسجم است. σ_cاین مقدار 139. 92 در عملکرد جایگزین شد ، x را می توان 5. 74 بدست آورد ، مقاومت منسجم طبیعی 68. 8 مگاپاسکال است و مقاومت منسجم مماس 57. 4 مگاپاسکال است. با کاهش تعداد مجموعه داده ها ، فرمول اتصالی جدیدی بدست می آید. عدم اطمینان از یک متغیر σ_cبا توجه به پارامتر x d = ΔK/k = 9. 61 ٪ است.

پس از کالیبراسیون مقدماتی ، آزمایش فشرده سازی تک محوره و آزمایش کششی یک محوره (شکل 15) با استفاده از یک سری تغییر شکل مزوسکوپی و پارامترهای پیوند دهنده که قبلاً تعیین شده بود انجام شد.

برای شکستگی فشرده سازی یک محوره نمونه ، نتایج شبیه سازی اساساً با نتایج تجربی سازگار است (شکل 3) که نمونه یک ترک اصلی را نشان می دهد. همانطور که از نتایج شبیه سازی مشاهده می شود ، نوع ترک خوردگی یک عدم موفقیت کامپوزیت کششی است ، که مطابق با نتایج تحقیق انیشتین است [26]. مدول الاستیک تحت فشرده سازی 47. 01 GPA ، نسبت پواسون 0. 241 ، مقاومت فشاری 136. 5 MPa و مدول الاستیک کششی 42. 94 GPA بود. از آنجا که هر پارامتر نیز با یکدیگر تعامل خواهد داشت ، مدول الاستیک فشاری و مدول الاستیک کششی به دست آمده توسط ترکیب کمی کوچکتر از آنهایی که زیر 65. 5 GPa بودند ، و مقاومت فشاری کمی کوچکتر از زیر 185 MPa بود.

4- شبیه سازی تست فشرده سازی دو محوره

پارامترهای تست دو محوره در جدول 2 نشان داده شده است. بر اساس پارامترهای فوق ، آزمایش دو محوره انجام شد. در مرحله اول ، فشار محصور شده اندک است (10 × 10) ، که با نتایج آزمایش یک محوره همانطور که در شکل 16 نشان داده شده است مقایسه شد.

می توان نتیجه گرفت که مقاومت فشاری 132. 37 مگاپاسکال است و نتایج شبیه سازی کمی بزرگتر از آزمایش تک محوره 4 ٪ است. با توجه به مدول الاستیک و فشار محدود در شرایط مختلف کار ، نتایج شکستگی در شکل 17 نشان داده شده است.< SPAN> پارامترهای تست دو محوره در جدول 2 نشان داده شده است. بر اساس پارامترهای فوق ، آزمایش دو محوره انجام شد. در مرحله اول ، فشار محصور شده اندک است (10 × 10) ، که با نتایج آزمایش یک محوره همانطور که در شکل 16 نشان داده شده است مقایسه شد.

می توان نتیجه گرفت که مقاومت فشاری 132. 37 مگاپاسکال است و نتایج شبیه سازی کمی بزرگتر از آزمایش تک محوره 4 ٪ است. با توجه به مدول الاستیک و فشار محدود در شرایط مختلف کار ، نتایج شکستگی در شکل 17 نشان داده شده است. پارامترهای تست دو محوره در جدول 2 نشان داده شده است. بر اساس پارامترهای فوق ، آزمایش دو محوره انجام شد. در مرحله اول ، فشار محصور شده اندک است (10 × 10) ، که با نتایج آزمایش یک محوره همانطور که در شکل 16 نشان داده شده است مقایسه شد.

می توان نتیجه گرفت که مقاومت فشاری 132. 37 مگاپاسکال است و نتایج شبیه سازی کمی بزرگتر از آزمایش تک محوره 4 ٪ است. با توجه به مدول الاستیک و فشار محدود در شرایط مختلف کار ، نتایج شکستگی در شکل 17 نشان داده شده است.

در آزمایش دو محوره ، خطای مقاومت فشاری با افزایش فشار محصور با استفاده از پارامترهای کالیبره شده توسط مقاومت فشاری تک محوره افزایش می یابد و با افزایش زاویه اصطکاک داخلی نیز قدرت فشاری افزایش می یابد. هنگامی که فشار محدود کننده 10 × 10 6 است ، مقاومت فشاری 302. 7 مگاپاسکال است و خطای بین نتایج و مقدار آزمایش 29. 5 ٪ است. هنگامی که زاویه اصطکاک از 50. 6 به 70. 6 افزایش می یابد ، مقاومت فشاری به 340. 1 MPa افزایش می یابد و خطای بین نتایج و مقدار آزمایش 21 ٪ است ، هنوز یک خطای بزرگ وجود دارد. اگر زاویه اصطکاک همچنان افزایش یابد ، مقاومت فشاری اندکی افزایش می یابد. دلیل اصلی این پدیده این است که مدل BPM از یک پیوند طول محدود برای شبیه سازی رفتار تماس بین ذرات استفاده می کند ، که اثر آن معادل دو مجموعه چشمه است ، همانطور که در شکل 5 نشان داده شده است. سطح تماس ذرات و دیگری عمود بر سطح تماس است که هر مجموعه از چشمه ها حامل نیرو هستند تا بتوانند به طور همزمان در برابر گشتاور کلاچ مقاومت کنند. با این حال ، مدل لغزش همزمان با مدل پیوند موازی نمی تواند وجود داشته باشد ، و مدل لغزش فقط پس از خرابی پیوند موازی کار می کند. مدل BPM حداکثر استرس کششی و استرس برشی را با توجه به نظریه پرتو محاسبه می کند. در این فرآیند ، لحظه خمش و گشتاور به ترتیب بیشترین استرس کششی و استرس برشی را به خود اختصاص می دهد. پیوند موازی باعث مقاومت بیش از حد چرخش ذرات کروی خواهد شد (ذرات کروی پس از شکستگی پیوند موازی ، نورد بیش از حد تولید می کنند) و مقاومت برشی مدل BPM بستگی به استحکام پیوند کلیدهای موازی دارد ، که ثابت است ،از آنجا که استحکام برشی به استرس طبیعی مربوط نمی شود ، و مقاومت اصطکاک فقط پس از خرابی پیوند موازی نقش دارد که با رفتار مکانیکی واقعی متفاوت است. این همه منجر به تفاوت بین نتایج محاسبه شده مدل BPM و نتایج واقعی در نسبت تن ش-فشرده سازی و محاسبه دو محوره می شود. با این حال ، برای آزمایش فشرده سازی تک محوره ، نتایج شبیه سازی با نتایج آزمایشی مطابقت خوبی دارد ، که می تواند مکانیسم نقص مزو را نشان دهد.

5. نتیجه گیری ها

مدل پیوند موازی با آزمایش یک محوره کالیبره شد ، که نشان داد مدول الاستیک ، نسبت پواسون و قدرت فشاری با مقادیر آزمایشی مطابقت خوبی دارد. با این حال ، استحکام کششی و نسبت فشاری کششی با مقادیر آزمایشی تفاوت معنی داری داشت ، و تنظیم دقیق هنوز قادر به دستیابی به خطایی در 10 ٪ نبود.

برای ساده سازی فرآیند تجربی ، از پارامترهای به دست آمده توسط فشرده سازی یک محوره برای آزمایش های دو محوره استفاده شد. با تغییر فشار محدود ، مقاومت فشاری محاسبه شده با نتایج فشرده سازی یک محوره مقایسه می شود. هنگامی که فشار محصور کننده بسیار اندک بود ، مقاومت فشاری محاسبه شده به قدرت فشرده سازی یک محوره نزدیکتر بود. با این حال ، هنگامی که فشار محصور افزایش یافته است ، نتایج شبیه سازی کاملاً متفاوت از نتایج آزمایشی است و از مقادیر تجربی کوچکتر است. با افزایش زاویه اصطکاک ، مقاومت فشاری محاسبه شده افزایش یافت ، اما خطا هنوز بزرگ بود.

دلیل شکاف خاص بین نتایج محاسبه و نتایج تجربی مقاومت بزرگ مدل پیوند موازی به چرخش ذرات و در نظر گرفتن تأثیر استرس طبیعی بر مقاومت برشی است. مدل پیوند را می توان با افزودن ضرایب بر اساس نتایج آزمایش آزمایشگاهی اصلاح کرد.

کمک های نویسنده

مفهوم سازی ، جمع آوری داده ها S. Z. ؛درمان داده ها ، پردازش قالب ، B. Z. ؛تجزیه و تحلیل رسمی ، پردازش قالب ، Q. Z. ؛کسب بودجه ، مفهوم سازی B. H. ؛نرم افزار ، پردازش فرمت D. L. همه نویسندگان نسخه منتشر شده نسخه خطی را خوانده و موافقت کرده اند.