Summary
Vi presenterer en detaljert kalibreringsprotokoll for en kommersiell ortogonal superposisjonsreologiteknikk ved bruk av newtonske væsker, inkludert metoder for bestemmelse av endeeffektkorreksjonsfaktor og anbefalinger for beste praksis for å redusere eksperimentelle feil.
Abstract
Ortogonal superposisjon (OSP) reologi er en avansert reologisk teknikk som innebærer å legge en liten amplitude oscillerende skjærdeformasjon ortogonal til en primær skjærstrøm. Denne teknikken tillater måling av strukturell dynamikk av komplekse væsker under ikke-lineære strømningsforhold, noe som er viktig for forståelse og prediksjon av ytelsen til et bredt spekter av komplekse væsker. OSP-reologisk teknikk har en lang historie med utvikling siden 1960-tallet, hovedsakelig gjennom de spesialbygde enhetene som fremhevet kraften i denne teknikken. OSP-teknikken er nå kommersielt tilgjengelig for reologimiljøet. Gitt den kompliserte utformingen av OSP-geometrien og det ikke-ideelle strømningsfeltet, bør brukerne forstå størrelsen og kildene til målefeil. Denne studien presenterer kalibreringsprosedyrer ved bruk av newtonske væsker som inkluderer anbefalinger for beste praksis for å redusere målefeil. Spesifikt gis detaljert informasjon om metoden for bestemmelse av slutteffektfaktor, prøvefyllingsprosedyre og identifisering av passende måleområde (f.eks. skjærhastighet, frekvens osv.).
Introduction
Å forstå de reologiske egenskapene til komplekse væsker er avgjørende for mange bransjer for utvikling og produksjon av pålitelige og reproduserbare produkter1. Disse «komplekse væskene» inkluderer suspensjoner, polymere væsker og skum som i stor grad eksisterer i hverdagen vår, for eksempel i personlig pleieprodukter, matvarer, kosmetikk og husholdningsprodukter. De reologiske egenskapene eller strømningsegenskapene (f.eks. Viskositet) er nøkkelmengder av interesse for å etablere ytelsesmål for sluttbruk og bearbeidbarhet, men strømningsegenskaper er sammenkoblet med mikrostrukturene som finnes i komplekse væsker. Et fremtredende kjennetegn ved komplekse væsker som skiller dem fra enkle væsker, er at de har forskjellige mikrostrukturer som spenner over flere lengdeskalaer2. Disse mikrostrukturene kan lett påvirkes av forskjellige strømningsforhold, noe som igjen resulterer i endringer i deres makroskopiske egenskaper. Å låse opp denne strukturegenskapsløyfen via ikke-lineær viskoelastisk oppførsel av komplekse væsker som respons på strømning og deformasjon er fortsatt en utfordrende oppgave for eksperimentelle reologer.
Ortogonal superposisjon (OSP) reologi3 er en robust teknikk for å løse denne måleutfordringen. I denne teknikken legges en liten amplitude oscillatorisk skjærstrøm ortogonalt til en ensrettet primær steady-shear-strømning, noe som muliggjør samtidig måling av et viskoelastisk relaksasjonsspektrum under den pålagte primære skjærstrømmen. For å være mer spesifikk, kan den lille oscillerende skjærforstyrrelsen analyseres ved hjelp av teorier i lineær viskoelastisitet4, mens den ikke-lineære strømningstilstanden oppnås ved den primære steady-shear-strømmen. Siden de to strømningsfeltene er ortogonale og dermed ikke koblet, kan perturbasjonsspektrene være direkte relatert til variasjonen av mikrostrukturen under den primære ikke-lineære strømningen5. Denne avanserte måleteknikken gir en mulighet til å belyse struktur-egenskapsbehandlingsforhold i komplekse væsker for å optimalisere formulering, behandling og anvendelse.
Implementeringen av moderne OSP-reologi var ikke et resultat av en plutselig åpenbaring; Snarere er den basert på mange tiår med utvikling av tilpassede enheter. Det første skreddersydde OSP-apparatet er datert tilbake til 1966 av Simmons6, og mange anstrengelser ble deretter gjort 7,8,9,10. De tidlige spesialbygde enhetene lider av mange ulemper som justeringsproblemer, pumpestrømningseffekten (på grunn av bobens aksiale bevegelse for å gi ortogonal svingning) og grenser for instrumentfølsomhet. I 1997 modifiserte Vermant et al.3 kraftbalansesvingeren (FRT) på et kommersielt separat motortransduserreometer, som muliggjorde OSP-målinger for væsker med et bredere viskositetsområde enn tidligere enheter. Denne modifikasjonen gjør det mulig for normalkraftbalanserertransduseren å fungere som et stresskontrollert reometer, og pålegge en aksial svingning i tillegg til en måling av den aksiale kraften. Nylig har geometriene som kreves for OSP-målinger, etter metodikken fra Vermant, blitt frigitt for et kommersielt separat motortransduserreometer.
Siden fremkomsten av kommersiell OSP-reologi er det en økende interesse for å anvende denne teknikken for undersøkelse av forskjellige komplekse væsker. Eksempler er kolloidale suspensjoner11,12, kolloidale geler 13,14 og briller15,16,17. Mens tilgjengeligheten av det kommersielle instrumentet fremmer OSP-forskning, krever den kompliserte OSP-geometrien en dypere forståelse av målingen enn andre rutinemessige reologiske teknikker. OSP-strømningscellen er basert på en konsentrisk sylindergeometri (eller Couette) med dobbel vegg. Den har en åpen topp og åpen bunndesign for å gjøre det mulig for væske å strømme frem og tilbake mellom de ringformede hullene og reservoaret. Til tross for optimaliseringen av geometridesignet av produsenten, opplever væsken et inhomogent strømningsfelt, geometriske slutteffekter og gjenværende pumpestrøm når den gjennomgår OSP-drift, som alle kan introdusere betydelig eksperimentell feil. Vårt tidligere arbeid18 rapporterte viktige endeeffektkorreksjonsprosedyrer ved bruk av newtonske væsker for denne teknikken. For å oppnå korrekte viskositetsresultater bør passende slutteffektfaktorer i både primær og ortogonal retning anvendes. I denne protokollen tar vi sikte på å presentere en detaljert kalibreringsmetodikk for OSP-reologisk teknikk og gi anbefalinger for beste praksis for å redusere målefeil. Prosedyrene som er beskrevet i denne artikkelen om OSP-geometrioppsett, prøvebelastning og OSP-testinnstillinger, bør enkelt kunne tas i bruk og oversettes for ikke-newtonske væskemålinger. Vi anbefaler at brukerne bruker kalibreringsprosedyrene beskrevet her for å bestemme korreksjonsfaktorene for slutteffekten for sine applikasjoner før OSP-målinger på enhver væskeklassifisering (newtonsk eller ikke-newtonsk). Vi gjør oppmerksom på at kalibreringsprosedyrene for sluttfaktorer ikke er rapportert tidligere. Protokollen gitt i dette papiret beskriver også trinnvis veiledning og tips om hvordan du utfører nøyaktige reologiske målinger generelt og den tekniske ressursen om forståelsen av "rå" data versus "målte" data, som kan overses av reometerbrukere.
Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.
Protocol
1. Oppsett av reometer
MERK: Protokollen i denne delen beskriver grunnleggende trinn for å kjøre et reologieksperiment (for enten et separat motortransduserreometer eller et kombinert motortransduserreometer), inkludert klargjøring av oppsettet, installasjon av passende geometri, lasting av testmaterialet, oppsett av eksperimentprosedyren, spesifisering av geometrien og start av testen. Spesifikke instruksjoner og merknader er gitt for OSP-drift. For å minimere termiske gradienter i transduseren, anbefales det å drive reometeret i minst 30 minutter før operasjonen. Reometerprogramvaren som brukes i denne protokollen for instrumentkontroll og datainnsamling er notert i materialfortegnelsen. Se tabell 1 for reometerspesifikasjoner.
- Før du konfigurerer reometeret, må du aktivere funksjonen Ortogonal Superposisjon i reometerprogramvaren. Installer et lavere platina motstandstermometer (PRT) på teststasjonen for temperaturmåling og en miljøkontrollenhet.
MERK: Løft scenen til maksimal høyde for installasjonsprosessen (figur 1a). Installer riktig PRT før du monterer omgivelseskontrollenheten. Vær forsiktig så du ikke treffer PRT med miljøkontrollenheten under installasjonen. Bruk den medfølgende skiftenøkkelen til å feste miljøkontrollenheten på teststasjonen. - Installer konsentrisk sylindergeometri med dobbel vegg.
- Monter de indre og ytre sylindrene (figur 1b) riktig for å fullføre konfigurasjonen med dobbeltveggskopp.
NOTAT: Før du monterer koppen, må du kontrollere O-ringens tilstand (for sprekker, hevelse eller annen skade) på den indre sylinderen og skifte om nødvendig. - Sett koppen inn i miljøkontrollenheten og juster geometrien riktig.
- Trykk den nedre geometrien (koppen) nedover for å komprimere den fjærbelastede PRT-en mens du strammer tommelskruen med en momentskrutrekker (0,56 N m fast).
MERK: For å sjekke om den nedre geometrien er riktig installert, deaktiver motoreffekten og bruk en finger til å rotere geometrien. Hvis den nedre geometrien spinner fritt i miljøkontrollenheten, er den riktig installert og fortsett neste trinn. Hvis den ikke roterer fritt, fjerner du komponentene fra teststasjonen i motsatt rekkefølge av de forrige trinnene og installerer deretter den nedre geometrien på nytt. Kontroller at temperatursignalet mottas fra den nedre PRT. Reometeret skal automatisk gjenkjenne temperatursensoren som standard; hvis ikke, velg den nedre PRT som temperaturkontrollsensorkilde i alternativene for temperaturkontroll fra reometerprogramvaren. - Monter den øvre geometrien (bob) på svingerakselen. Tare normal kraft og dreiemoment ved å klikke på Tara-svingerknappen i svingerkontrollpanelet fra reometerprogramvaren eller bruke Tare Torque og Tare Normal på Instrument-fanen fra instrumentets berøringsskjerm. Et bilde av hele reometeroppsettet er vist i figur 1c.
- Null avstanden mellom øvre og nedre geometri ved å klikke på Zero Fixture-knappen i gap-kontrollpanelet enten fra reometerprogramvaren eller fra instrumentets berøringsskjerm. Utfør geometrisk massekalibrering om nødvendig.
MERK: Kontroller geometridokumentasjonen fra produsenten for å se om den øvre verktøymasseverdien er tilgjengelig. Hvis ikke, utfør geometrisk massekalibrering på slutten av dette trinnet. Følg instruksjonene på skjermen for å utføre den øvre verktøymassekalibreringen. Ved ferdigstillelse, bekreft at riktig ny armaturmasse er akseptert.
- Monter de indre og ytre sylindrene (figur 1b) riktig for å fullføre konfigurasjonen med dobbeltveggskopp.
2. Legge i testmaterialet
- Løft scenen for å gi nok arbeidsplass til å legge testmaterialet i koppen.
- Bruk en pipette eller en slikkepott til å legge testmaterialet i koppen. Håndter testmaterialet forsiktig for å minimere innblanding av luft inn i væsken.
MERK: For lasting av testmateriale med lav viskositet (f.eks. mindre enn 5 Pa), bruk en justerbar volumpipette (figur 2a). Minimumsvolumet for å fylle geometrien finner du i geometriinformasjonen under eksperimentpanelet i reometerprogramvaren. Omtrentlig volum som trengs for gjeldende tilgjengelige OSP-geometrier, nemlig 0,5 mm og 1,0 mm ringformet gapbredde, er henholdsvis 32 ml og 36 ml. For lasting av et testmateriale med høyere viskositet (f.eks. høyere enn 5 Pa s), bruk en slikkepott eller en pipette med positiv forskyvning (figur 2b). Siden nøyaktig volumkontroll for en høyviskøs væske er vanskelig, anbefales ikke finjustering basert på væskevolumet for lasting av væske med høy viskositet. I alle fall forventes det å underfylle litt i stedet for å overfylle i dette trinnet. Følg neste trinn for å sikre presis lasting av materiale. - Senk boben ned i koppen til geometrigapets settpunkt og løft ut for å bestemme væskenivået i den belastede geometrien. Målet er å oppnå en flytende kontaktledning som er litt (ca. 2 mm) over den nedre kanten av bob-øvre åpning.
MERK: Denne prosessen kan kreve lange ventetider for å nå ønsket væskenivå på grunn av geometriens lille ringformede gapbredde og det relativt store prøvevolumet som trengs. Ventetidene avhenger hovedsakelig av viskositeten til testmaterialet. For eksempel tar en høyviskøs væske lengre tid å strømme inn i hullene mellom sylindrene og fukte bob-overflatene helt. - Senk den øvre geometrien forsiktig ned i væsken for å nå geometrigapets settpunkt på 8 mm. Denne prosessen er illustrert som trinn 1 i figur 2c. Vent noen minutter mens boben holdes i posisjon (iii) der avstanden er satt til 8 mm.
MERK: Når bob-endeflaten kommer i kontakt med væsken, reduserer du bobens nedadgående hastighet. For en væske med høy viskositet eller flytespenningsvæske, må du nøye overvåke de normale kraftavlesningene for å forhindre at transduseren overbelastes under denne prosessen. - Løft boben vertikalt ved hjelp av instrumentets langsomme svinghastighet til en posisjon der den fuktede væskekontaktledningen kan inspiseres visuelt (figur 3). Kontaktlinjen indikerer væskenivået i geometrien ved gapsettpunktet. Hvis linjen på boben er under den øvre enden av boben (nedre kant av den øvre åpningen på bob), indikerer det at væskehøyden er lavere enn den indre sylinderhøyden, og ytterligere testmateriale bør legges til geometrien.
- Løft boben forsiktig til forrige lasteposisjon for å gi nok arbeidsområde (trinn 2 i figur 2c) og legg en ekstra mengde testmateriale i koppen etter behov. Beveg boben sakte opp eller ned for å unngå kavitasjon. Tilsett testmaterialet forsiktig for å unngå å introdusere ytterligere luftbobler.
- Senk den øvre geometrien ned i væsken og sett til det endelige geometrigapet igjen. Gjenta trinn 1 og 2 (figur 2c) til den fuktede kontaktlinjen på boben er ca. 2 mm over den nedre kanten av den øvre bobåpningen som vist i figur 3a. Sjekk også at den nedre kanten av den øvre åpningen på boben er riktig fuktet (figur 3b). Flytt boben til settpunktet for geometrigapet, og la testmaterialet slappe av.
MERK: Ventetiden avhenger av viskositeten til standardmaterialet. For eksempel, for en 1 Pa s væske, er en ventetid på 15 min tilstrekkelig; mens for en væske på 100 Pa er det nødvendig med en mye lengre ventetid (4 timer). Denne prosessen er illustrert som trinn 3 i figur 2c. Den komplette prøvelastingsprosedyren er illustrert i figur 2. Væsker med høy viskositet krever lengre tid og er vanskelige å laste. For å redusere ventetiden kan det være nyttig å øke temperaturen med noen få grader for å lette den viskøse kalibreringsvæsken å strømme.
3. Kjøre viskositetskalibreringsmålinger
MERK: Kalibreringsprotokollene i denne artikkelen er spesifikke for slutteffektfaktorene som brukes for OSP-teknikken. Dette inkluderer ikke rutinemessige kalibreringer eller verifikasjonskontroller, inkludert dreiemoment- og normalkraftkalibreringer, fasevinkelkontroll, PDMS-kontroll osv. som anbefales av individuelle reometerprodusenter. Disse prosedyrene bør utføres før kalibreringsprotokollene i denne artikkelen. Leserne bør referere til brukerhåndboken til reometerprodusenten for prosedyrene for å utføre rutinemessige kalibreringer eller kontroller. Silikonviskositetsstandardene som brukes i denne protokollen, er notert i materialfortegnelsen.
- Angi geometrien
MERK: Før du konfigurerer eksperimentet, må du kontrollere at riktig geometri er valgt i reometerprogramvaren. For første gangs bruk, opprett en ny ortogonal konsentrisk sylindergeometri med dobbel vegg i reometerprogramvaren ved å følge trinnene nedenfor.- Legg til en ny ortogonal konsentrisk sylindergeometri med dobbel vegg.
- Angi dimensjonene for geometrien som vist i tabell 2.
MERK: Tallene og deres tilhørende symboler er innskrevet på bob og kopp. Driftsgapet er 8 mm for den eksperimentelle geometrien som brukes her, men bør spesifiseres av produsenten. Derfor er den indre sylinderhøyden lik (nedsenket høyde + 8 mm).
- Angi geometrikonstantene. Fyll ut feltene geometri, treghet og geometrimasse med riktige verdier. Angi 1,00 for både slutteffektfaktor og ortogonal slutteffektfaktor.
MERK: Geometrien i geometrien på 0,5 mm og 1,0 mm gap OSP spesifisert av produsenten er henholdsvis 15,5 μN m s 2 og 10,3 μN m s2. Kontroller at riktig verdi for den øvre geometrimassen er angitt. Denne verdien finner du i geometridokumentasjonen fra produsenten. Alternativt kan du utføre geometrimassekalibrering under geometrikalibreringsfanen (protokolltrinn 1.2.5) og bekrefte at riktig ny armaturmasse er brukt. Standard slutteffektfaktor (C L) er 1,065 og den ortogonale slutteffektfaktoren (CLo) er 1,04. Endre begge feltene til 1,00. Spenningskonstantene beregnes automatisk ut fra dimensjonene og slutteffektfaktorene. Tøyningskonstantene bestemmes kun av geometridimensjonene (uttrykk er gitt i tidligere arbeid18). Definisjonene av dimensjonene er beskrevet i tabell 2 og angitt i figur 4. Uttrykkene for den (primære) spenningskonstanten, K τ, og den ortogonale (lineære) spenningskonstanten, Kτο, er:
4. Jevn skjærhastighet feie tester
MERK: Viskositetskalibreringsmålinger utføres uavhengig av hverandre enten i primærretningen eller den ortogonale retningen for å kalibrere C ,L eller CLo. For primærretningen måles jevn skjærviskositet ved å utføre skjærhastighetstester. For den ortogonale retningen måles dynamisk kompleks viskositet ved å utføre ortogonale frekvenssveiptester.
- Kondisjoner prøven ved 25 °C i 15 minutter slik at testmaterialet når termisk likevekt.
MERK: Kalibreringsmålingene utføres ved temperaturen der den sertifiserte viskositeten til standardvæsken rapporteres, dvs. 25 °C. Leserne kan bruke en annen testtemperatur som passer for deres newtonske standardvæsker. En likevektstid eller bløtleggingstid, dvs. 15 min, anbefales for å sikre at miljøkontrollenheten, geometriene og prøven når termisk likevekt. - Velg Flow Sweep Test under Experiment Procedure i reometerprogramvaren. Sett testtemperaturen til 25 °C under Miljøkontroll.
- Angi skjærfrekvensområdet fra 0,01 s−1 til 100,0 s−1 med dataregistrering logaritmisk ved 10 punkter per tiår. Aktiver automatisk fastsettelse av steady state.
MERK: Skjærhastighetsområdet som brukes her, er basert på instrumentets momentfølsomhetsgrenser (tabell 1) og målevæsken. For eksempel, for en væske med høyere viskositet (f.eks. 300 Pa s), kan et lavere skjærhastighetsområde på 10-4 s-1 til 1 s-1 brukes, og omvendt. - Start eksperimentet fra reometerprogramvaren.
5. Ortogonale frekvensfeietester
- Sett den normale krafttransduseren i FRT-modus fra svingerkontrollpanelet i reometerprogramvaren.
MERK: Standard transduserinnstilling for normalkrafttransduseren er fjærmodus for dette separate motortransduserreometeret. I OSP-operasjonen fungerer normalkrafttransduseren som et stresskontrollert eller et kombinert motortransduserreometer for å påføre aksial deformasjon mens den aksiale kraften måles samtidig. Normalkrafttransduseren må settes i FRT-modus for å utføre OSP-tester. - Kondisjoner prøven ved 25 °C i 15 minutter for å sikre varmebalanse.
- Velg den ortogonale frekvensfeietesten under eksperimentprosedyren i reometerprogramvaren. Sett testtemperaturen til 25 °C.
- Spesifiser ønsket normal belastning og angi 0,0 s−1 for skjærhastigheten i rotasjonsretningen.
MERK: Den maksimale normale belastningen (aksial tøyningsamplitude) er avhengig av gapbredden til OSP-geometrien og er begrenset av den maksimale ortogonale oscillasjonsforskyvningen av reometeret, dvs. 50 μm (tabell 1). - Angi vinkelfrekvensområdet fra 0,1 til 40 rad/s ved 10 punkter per tiår logaritmisk.
MERK: Vinkelfrekvensområdet som brukes her er et anbefalt område for OSP-drift basert på instrumentets aksiale frekvensfølsomhetsgrenser (tabell 1) og hensynet til gapbelastningsforhold18. Se diskusjonsdelen hvis du vil ha mer informasjon. - Start eksperimentet fra reometerprogramvaren.
6. Utføre analyse
- Bestemmelse av den primære slutteffektfaktoren
- Eksporter resultatene av jevn skjærhastighet (fra protokolltrinn 4.4.) til et åpent filformat, for eksempel .csv eller .txt.
- Beregn gjennomsnittsverdien av de rapporterte viskositetene over riktig skjærhastighetsområde i et regnearkprogram.
MERK: Bare viskositetsdataene med tilsvarende dreiemomentverdier over produksjonsspesifiserte grenser brukes til å beregne gjennomsnittlig viskositet. Den gjennomsnittlige viskositetsverdien er definert som den ukorrigerte primære viskositeten. - Finn den primære slutteffektfaktoren ved hjelp av den gjennomsnittlige viskositetsverdien.
MERK: Denne delen er gitt her for å vise utledningen av forholdet mellom den primære slutteffektfaktoren og den direkte viskositetsutgangen fra reometerprogramvaren. Et eksempel på beregning av sluttfaktoren fra eksperimentelle data er demonstrert i delen Representative resultater. Den primære stabile skjærviskositeten er forholdet mellom skjærspenning τ og skjærhastigheten
, som beregnes ut fra de rå signalene om dreiemoment M og rotasjonshastighet Ω via geometrikonstantene (K τ og Kγ). Uttrykket er gitt ved:
hvor K τ er den primære spenningskonstanten (ligning 1) og Kγ er den primære belastningskonstanten som utelukkende er avhengig av de geometriske dimensjonene. Derfor, ved å erstatte ligning 1 i ligning 3, er den beregnede primære viskositeten, eller utgangsviskositetsverdiene fra reometerprogramvaren, vist å være omvendt proporsjonal med den primære slutteffektfaktoren CL (merk at alle andre variabler i ligning 3 er enten geometriske konstanter eller rå målesignaler):
Merk at ligning 3 er et generelt uttrykk for enhver rotasjonsreometri der den målte viskositeten beregnes fra rådataene, dvs. dreiemoment og hastighet, via spennings- og tøyningskonstantene som avhenger av forskjellig geometri som brukes, for eksempel kjegleplate, parallellplate, konsentrisk sylinder, etc.
, som beregnes ut fra de rå signalene om dreiemoment M og rotasjonshastighet Ω via geometrikonstantene (K τ og Kγ). Uttrykket er gitt ved:
7. Bestemmelse av den ortogonale slutteffektfaktoren
- Eksporter resultatene av ortogonal frekvensopprydding (fra protokolltrinn 5.6.) til et åpent filformat, for eksempel .csv eller .txt.
- Beregn gjennomsnittsverdien av den rapporterte OSP-komplekse viskositeten over riktig vinkelfrekvensområde i et regnearkprogram.
MERK: Bare viskositetsdataene med tilsvarende oscillasjonskraftverdier over produsentens angitte grenser brukes til å beregne gjennomsnittlig viskositet. Den gjennomsnittlige viskositetsverdien er definert som den ukorrigerte ortogonale komplekse viskositeten. - Finn den ortogonale slutteffektfaktoren ved å bruke den gjennomsnittlige komplekse viskositetsverdien.
MERK: Denne delen er gitt her for å vise utledningen av forholdet mellom den ortogonale slutteffektfaktoren og den ortogonale komplekse viskositetsutgangen fra reometerprogramvaren. Et eksempel på beregning av den ortogonale sluttfaktoren fra eksperimentelle data er demonstrert i delen Representative resultater. Den ortogonale komplekse viskositeten er lik den ortogonale komplekse skjærmodulen
delt på den ortogonale oscillatoriske frekvensen ω, som kan uttrykkes som ligningen nedenfor gjennom oscillasjonskraften F
, svingningsforskyvning θ, frekvens ω (alle tre er rå signaler) og geometrikonstantene (K το og K γο):
hvor K το er den ortogonale spenningskonstanten (ligning 2) og Kγο er den ortogonale belastningskonstanten, som utelukkende er relatert til de geometriske dimensjonene. Derfor er erstatning av ligning 2 i ligning 5, den beregnede ortogonale komplekse viskositeten, eller utgangs-OSP-komplekse viskositetsverdier fra reometerprogramvaren, vist å være direkte proporsjonal med den ortogonale slutteffektfaktoren CLo (merk at alle andre variabler i ligning 5 er enten geometriske konstanter eller rå målesignaler):
Merk at ligning 5 er et generelt uttrykk for lineære bevegelsesmålinger der den målte komplekse viskositeten beregnes fra rådataene, dvs. kraft, forskyvning og frekvens, via spennings- og tøyningskonstantene som avhenger av geometrien som brukes, f.eks. kjegleplate, parallellplate, konsentrisk sylinder osv.
delt på den ortogonale oscillatoriske frekvensen ω, som kan uttrykkes som ligningen nedenfor gjennom oscillasjonskraften F
8. Kontroll av viskositetsverifisering ved OSP-målinger
MERK: Dette trinnet er å verifisere om korrigeringene er gyldige ved hjelp av de kalibrerte slutteffektfaktorene hentet fra kalibreringseksperimentene.
- Skriv inn de kalibrerte verdiene for slutteffektfaktoren og ortogonal slutteffektfaktor under geometrikonstantene, i utgangspunktet ble disse verdiene satt lik 1,00. Spenningskonstantene oppdateres automatisk, og verdiene er som vist i tabell 3.
- Konfigurer en samme eksperimentelle prosedyre ved å følge trinnene i de ortogonale frekvensfeietestene. Angi 1,0 s−1 for skjærhastigheten.
- Start eksperimentet.
Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.
Representative Results
Representative resultater fra viskositetskalibreringsmålingene på en 12.2 Pa s silikonviskositetsstandard er representert i figur 5 og figur 6. Merk at den primære slutteffektfaktoren og den ortogonale slutteffektfaktoren begge er satt til 1,00 for kalibreringskjøringene. Figur 5 viser jevn skjærviskositet og dreiemoment som funksjon av skjærhastighet på et dobbelt y-akseplott. Silikonvæsken er en newtonsk væske; Som forventet oppnås en konstant viskositet uavhengig av den påførte skjærhastigheten. Det målte dreiemomentet øker lineært når skjærhastigheten øker, og alle dataene er over grensen for lavt dreiemoment, 0,1 μN m, i henhold til produsentens spesifikasjoner (tabell 1). Derfor brukes alle viskositetsdataene i figur 5 til å beregne gjennomsnittsverdien, dvs. 14,3 Pa s (ηuncorr). Merk at denne ukorrigerte viskositetsverdien er høyere enn den faktiske viskositeten, dvs. 12,2 Pa s (ηcorr), som vist ved den heltrukne linjen i figur 5, med 17 %. I følge ligning 4 er den primære viskositeten omvendt proporsjonal med C L, så den nye C L som skal brukes for å oppnå riktig viskositet er:
Derfor er den korrekte primære slutteffektfaktoren C L lik 14,3 Pa s delt på 12,2 Pa s (C L,uncorr = 1,00) som tilsvarer 1,17.
Figur 6 viser resultatene fra de ortogonale frekvenssveiptestene ved ulike ortogonale belastningsamplituder fra 0,5 % til 9,4 % for 12,2 Pas viskositetsstandard. En newtonsk respons observeres, som vist ved den konstante ortogonale komplekse viskositeten med varierende frekvens. På samme måte som den primære viskositeten, uten korreksjon (C Lo,uncorr = 1), overvurderer den målte ortogonale komplekse viskositeten den faktiske viskositeten til 12,2 Pa s (ηcorr), som avbildet av den heltrukne linjen. Alle viskositetsdataene ved forskjellige stammer sammenfaller med hverandre, noe som indikerer at de påførte stammene er i det lineære området. Den målte oscillasjonskraften plottet på høyre y-akse, øker lineært med økende frekvens (ligning 5). Den stiplede linjen i figur 6 representerer den nedre grensen for den aksiale oscillasjonskraften for transduseren, dvs. 0,001 N (tabell 1). Bare viskositetsdataene med tilsvarende ortogonale kraftverdier over dette følsomhetsnivået brukes til å beregne gjennomsnittlig viskositet for korreksjon. Den gjennomsnittlige ortogonale komplekse viskositeten er 15,4 Pa s (ηuncorr), som er 26 % høyere enn den faktiske viskositeten. I følge ligning 6 er den ortogonale komplekse viskositeten proporsjonal med C Lo, så uttrykket for den nye CLo er:
Derfor er den korrekte ortogonale slutteffektfaktoren C Lo lik 12,2 Pa s delt på 15,4 Pa s (C Lo,uncorr = 1,00) som tilsvarer 0,79.
Etter å ha oppnådd de kalibrerte verdiene for C L og CLo, anbefales det å kjøre en verifikasjonstest ved å utføre en ortogonal superposisjonsmåling under jevn skjær. Sammenlignet med kalibreringsmålingene, som bare brukte primær- eller oscillatorisk skjær, brukes begge strømningsmodusene samtidig. Den stabile skjærviskositeten og den ortogonale komplekse viskositeten måles fra en enkelt test, og resultatene er vist i figur 7. Også plottet i figuren er den ortogonale oscillasjonskraften på høyre y-akse. Bare data med verdier som er større enn instrumentkraftoppløsningen, plottes. Siden de riktige slutteffektfaktorene anvendes (tabell 3), samsvarer de målte viskositetene i begge retninger med den aksepterte oljeviskositetsverdien på 12,2 Pa s. Denne grafen kan genereres ved å legge til disse utgangene som plotting variabler og vises i reometerprogramvaren for en rask sjekk av kalibreringsprosedyren.
Figur 1: Bilder av reometeret, OSP-geometrien og Advanced Peltier System (APS). (a) Rheometer teststasjon. (b) Komponenter i den ortogonale konsentriske sylindergeometrien med dobbel vegg: den ytre sylinderen (I), den indre sylinderen (II) og sentersylinderen eller boben (III); PRT (IV), momentskrutrekker (V) og skiftenøkkel (VI). Se Materialfortegnelse for delenummer. PRT, momentskrutrekker og skiftenøkkel er inkludert i APS-settet. (c) Reometeroppsettet etter installasjon av miljøkontrollanordningen og den ortogonale konsentriske sylindergeometrien med dobbel vegg for eksperimenter. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 2: Detaljert prosedyre for lasting av testmaterialer. (a) Legge i et mindre tyktflytende testmateriale ved hjelp av en pipette. (b) Legge inn et testmateriale med høyere viskositet ved hjelp av en slikkepott. (c) Etter å ha lagt ønsket mengde testmaterialer i koppen, sett sakte boben inn og reduser gapet til geometrigapet (trinn 1); Løft boben for å kontrollere væskenivået ved å undersøke den fuktede kontaktledningen (trinn 2); Gjenta denne prosedyren mens du justerer volumet på testmaterialet til boben er ordentlig fuktet (trinn 3). Se teksten for detaljer. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 3: Visuell inspeksjon av den fuktede væskekontaktledningen på boben etter å ha løftet boben ut av dobbeltveggkoppen. (a) Sett forfra som viser kontaktlinjen litt over den øvre bobenden. (b) Sidevisning som viser den nedre kanten av de øvre åpningene på boben er riktig fuktet. De hvite stiplede linjene indikerer den fuktede væskekontaktledningen på boben. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 4: Skjematiske fremstillinger av de vertikale og horisontale tverrsnittene av OSP dobbeltveggs konsentrisk sylindergeometri. (a) Vertikalt tverrsnitt i en 3D-visning. (b) Horisontalt tverrsnitt i en 3D-visning. (c) 2D-utforming av geometrien som angir dimensjonene (tabell 1). Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 5: Resultater fra steady-shear rate sweep tester på en 12.2 Pa s viskositetsstandard. Den primære viskositeten for jevnt skjær (venstre y-akse) og dreiemoment (høyre y-akse) er vist som en funksjon av skjærhastigheten. Den faste linjen representerer den faktiske viskositeten til silikonvæsken. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 6: Resultater fra ortogonale frekvenssveiptester på en 12.2 Pas viskositetsstandard. Den ortogonale komplekse viskositeten (venstre y-akse) og oscillasjonskraften (høyre y-akse) er vist som en funksjon av vinkelfrekvensen. Den faste linjen representerer den faktiske viskositeten til silikonvæsken. Den stiplede linjen representerer den aksiale oscillasjonskraftoppløsningsgrensen 0,001 N. Ulike symboler tilsvarer frekvenssveip ved forskjellige ortogonale stammer. For oscillasjonskraftdataene, fra bunn til topp: ortogonal belastning (%) = (0,5, 0,7, 0,8, 1,1, 1,6, 2,0, 2,8, 3,9, 5,2, 7,0 og 9,4) %. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
Figur 7: Resultater fra ortogonal superposisjonsmåling på en 12.2 Pas viskositetsstandard ved bruk av de kalibrerte slutteffektfaktorene. Testen utføres med en skjærhastighet på 1,0 s−1 i primær vinkelretning og en oscillerende skjærstamme på 5,2 % i ortogonal retning. Den ortogonale komplekse viskositeten og primærviskositeten (venstre y-akse) og oscillasjonskraften (høyre y-akse) er vist som en funksjon av vinkelfrekvensen. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.
| Beskrivelse av parameter | Spesifikasjoner |
| Minimum svingermoment i jevn skjær | 0,1 μN m |
| Maksimalt svingermoment | 200 mN m |
| Momentoppløsning | 1 nN m |
| Normalt/aksialt kraftområde | 0,001 N til 20 N |
| Vinkelhastighetsområde | 10−6 rad s−1 til 300 rad s−1 |
| Minste kraft i oscillasjon (OSP-modus) | 0,001 N |
| Minimal forskyvning ved oscillasjon (OSP-modus) | 0,5 μm |
| Maksimal forskyvning ved oscillasjon (OSP-modus) | 50 μm |
| Forskyvningsoppløsning (OSP-modus) | 10 nm |
| Aksialt frekvensområde (OSP-modus) | 6,28 × 10−5 rad s−1 til 100 rad s−1 |
| APS temperaturområde | -10 °C til 150 °C |
Tabell 1: Spesifikasjoner for reometeret og Advanced Peltier System.
| Parametere i geometrioppsett | Innskrevet forkortelse | Dimensjon (mm) | Symbol i spenningskonstanter |
| Innvendig koppdiameter | CID | 27.733 | 2R1 |
| Innvendig bobdiameter | ID | 28.578 | 2R2 |
| Utenfor bobdiameter | OD | 32.997 | 2R3 |
| Utvendig koppdiameter | TORSK | 33.996 | 2R4 |
| Nedsenket høyde (kopphøyde) | CH | 43.651 | h |
| Indre sylinderhøyde | 51.651 | l |
Tabell 2: Dimensjonene for den ortogonale konsentriske sylinderen med dobbel vegg som brukes i geometrioppsettet som angitt av produsenten.
| Slutt-effekt faktor | 1.17 |
| Ortogonal slutteffektfaktor | 0.79 |
| Stress konstant | 6541,69 Pa N−1 m−1 |
| Belastning konstant | 33.4326 RAD-1 |
| Stresskonstant (lineær) | 93.5575 Pa N-1 |
| Belastningskonstant (lineær) | 2136,55 m−1 |
Tabell 3: Geometrikonstanter for 0,5 mm OSP-cellen. Verdiene av slutteffektfaktor og ortogonal slutteffektfaktor oppnås etter kalibrering.
Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.
Discussion
I denne protokollen presenterer vi en detaljert eksperimentell prosedyre for å utføre viskositetskalibreringsmålinger ved bruk av newtonske væsker for en kommersiell ortogonal superposisjonsreologiteknikk med en konsentrisk sylindergeometri med dobbel vegg. Kalibreringsfaktorene, dvs. den primære slutteffektfaktoren C L og den ortogonale slutteffektfaktoren CLo, bestemmes uavhengig av hverandre ved å utføre jevn skjærhastighetssveip og ortogonale frekvenssveiptester. Etter å ha oppnådd sluttfaktorene, utføres en verifikasjonstest for å kontrollere kalibreringsresultatene. Verifikasjonstesten er en ortogonal frekvenssveiptest lagt oppå den primære steady shear, slik at steady-shear-viskositeten og ortogonal kompleksviskositet måles samtidig. Dette står i kontrast til kalibreringseksperimentene der hver enkelt test utføres i fravær av strømningen i ortogonal retning. Selv om hele denne prosedyren er lett forståelig og adoptable, er det flere viktige trinn i protokollen der brukerne skal fortsette med formål og omsorg.
Først og fremst er riktig prøvelasting. En generell regel er å holde væskenivået litt over den nedre kanten av den øvre åpningen på boben, enten testmaterialet håndteres av en slikkepott eller en volumjusterbar pipette. Husk at lasteprosessen kan kreve lange ventetider for å oppnå ønsket væskenivå (figur 2). Forsiktig lasting av testmaterialet og styring av instrumenttrinnet er nødvendig for å unngå innfesting av luftbobler. Ved visuell inspeksjon av den fuktede væskekontaktledningen på bob (figur 3) kan væskehøyden i OSP-geometrien estimeres. Mens boben er i opp-posisjon, er det også viktig å sjekke om den nedre kanten av den øvre åpningen på boben er helt fuktet. Dette trinnet er avgjørende for å opprettholde en fast effektiv boblengde, eller en fast nominell skjæroverflate, noe som er nyttig for å redusere bob-enden.
Vi anbefalte at brukerne bruker newtonske væsker med viskositeter som ligner væskene for deres applikasjonsbehov og utfører kalibreringsmålingene som er rapportert i denne studien. Eksemplet vist i denne artikkelen er en 12.2 Pa s silikonvæske. Måleområdet (dvs. skjærhastighet og vinkelfrekvens) (figur 5 og figur 6) som brukes for denne væsken, er basert på instrumentbegrensningene (tabell 1) og andre måleartefakter, for eksempel instrumentet og væsketreghet. Vi har rapportert passende skjærhastighet og ortogonale frekvensområder for newtonske standarder med viskositeter fra 0,01 Pa s til 331 Pa s i tidligere arbeid18. Kort sagt, for den jevne skjæreren, er det gjeldende skjærhastighetsområdet begrenset av svingerens dreiemomentgrenser. For det ortogonale skjæret blir det passende frekvensvinduet utsatt for det aksiale kraftområdet, gapbredden og væskeegenskapene. Spesielt bør målinger utføres innenfor gapbelastningsgrensen som oppstår fra skjærbølgeutbredelse i viskoelastiske væsker19. Det er viktig å forstå målebegrensningene og artefaktene for å unngå feiltolkning av eksperimentelle data20.
Vi definerer enhet (1,00) som de ukorrigerte verdiene for den primære slutteffektfaktoren C L,uncorr og ortogonal slutteffektfaktor C Lo,uncorr for å utføre viskositetskalibreringskjøringene. De opprinnelige verdiene som er angitt for kalibreringseksperimentene, påvirker faktisk ikke bestemmelsen av de kalibrerte sluttfaktorene. Ifølge ligning 7 og 8 fungerer både C L,uncorr og C Lo,uncorr som skalafaktorer for beregningene av C L,corr og C Lo,corr. For å si det på en annen måte, er de rå målesignalene (i ligningene 3 og 5), dvs. dreiemoment M, hastighet Ω, ortogonal oscillasjonskraft F
, forskyvning θ og frekvens ω, ikke avhengig av sluttfaktorinnstillingene i reometerprogramvaren. Uansett velger vi å bruke 1.00 i geometrikonstantinnstillingene, ganske enkelt for enkel analyse, slik at vi kan finne mengden korreksjon som trengs av viskositetsutgangene fra programvaren på en enkel måte, samt skjelne om det er overestimering eller underestimering hvis ingen korreksjon brukes. I begge retninger, uten korreksjon, overestimerer den målte viskositeten den faktiske viskositeten, som indikert ved en større enn enhetsverdi for slutteffektfaktoren (1,17) og en mindre enn enhetsverdi (0,79) av den ortogonale slutteffektfaktoren (tabell 2).
Målet med denne artikkelen er å gi visuell demonstrasjon av den eksperimentelle prosedyren for kalibrering av slutteffektfaktorer ved bruk av newtonske viskositetsstandarder. For detaljerte resultater og analyse av feilkildene for denne kommersielle OSP-teknikken, bør leserne referere til vår tidligere publikasjon18. I det arbeidet utførte vi CFD-simuleringer (computational fluid dynamics) for å visualisere hastigheten, trykket og skjærhastighetsfeltene innenfor hele OSP-geometrien. Overestimeringen av primærviskositeten skyldes en høyere gjennomsnittlig skjærhastighet i dobbeltgapet; Og overestimeringen av den ortogonale viskositeten tilskrives trykkkreftene på bob-endene i tillegg til en høyere skjærhastighet i dobbeltgapet. I tillegg ble feilsammenligninger diskutert mellom ulike instrumenter og mellom de to kommersielt tilgjengelige gapstørrelsesgeometriene (dvs. 0,5 mm og 1,0 mm). Vi anbefaler sterkt at brukerne bestemmer effektkorreksjonsfaktorene for eget instrument og geometri, fordi de faktiske korreksjonene er materialavhengige og vil variere mellom instrumenter og geometrier. Protokollen som presenteres i dette arbeidet er avgjørende for å støtte den økende interessen fra akademiske og industrielle brukere som ønsker å anvende denne teknikken. Egnede sluttvirkningsfaktorer bør brukes for å oppnå riktige resultater, ellers er feilene merkbare.
De nåværende kalibreringsprosedyrene utføres for newtonske væsker, noe som antyder at korreksjonene for ikke-newtonske væsker kan være enda større på grunn av et mer komplisert strømningsfelt innenfor OSP-geometrien. Siden målepåliteligheten for ikke-newtonske væsker ved OSP fortsatt er en generell bekymring blant reologimiljøet, vil fremtidige studier fokusere på kvantifisering av slutteffekter og andre skadelige effekter på eksperimentelle feil for ikke-newtonske væsker. Å forstå korreksjonen relatert til newtonske væskeviskositetsmålinger og strømningsfeltets ikke-idealiteter innenfor den kompliserte OSP-geometrien er det første trinnet for anvendelse av OSP-teknikken. Protokollen som presenteres i denne artikkelen baner vei for fremtidig undersøkelse av ikke-newtonske væsker for å unngå artefakter og eksperimentell feilskjevhet for OSP-forskning.
Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.
Disclosures
Den fullstendige beskrivelsen av prosedyrene som brukes i dette papiret krever identifisering av visse kommersielle produkter og deres leverandører. Inkludering av slik informasjon skal på ingen måte tolkes som en indikasjon på at slike produkter eller leverandører er godkjent av NIST eller er anbefalt av NIST, eller at de nødvendigvis er de beste materialene, instrumentene, programvaren eller leverandørene for de formålene som er beskrevet.
Acknowledgments
Ran Tao ønsker å takke finansiering fra National Institute of Standards and Technology, US Department of Commerce under tilskudd 70NANB15H112. Finansiering for Aaron M. Forster ble gitt gjennom kongressbevilgninger til National Institute of Standards and Technology.
Materials
| Name | Company | Catalog Number | Comments |
| Advanced Peltier System | TA Instruments | 402500.901 | Enviromental control device |
| ARES-G2 Rheometer | TA Instruments | 401000.501 | Rheometer |
| Brookfield Silicone Fluid, 12500cP | AMTEK Brookfield | 12500 cps | Viscosity standard liquid |
| OSP Slotted Bob, 33 mm | TA Instruments | 402796.902 | Bob, upper geometry |
| OSP Slotted Double Gap Cup, 34 mm | TA Instruments | 402782.901 | Double wall cup, lower geometry |
| Pipette (1 – 10 mL) | Eppendorf | 3120000089 | To load test materials |
| Pipette (100 – 1,000 µL) | Eppendorf | 3123000063 | To load test materials |
| Pipette Tips (0.5 – 10 mL) | Eppendorf | 022492098 | To load test materials |
| Pipette Tips (50 – 1,000 µL) | Eppendorf | 022491555 | To load test materials |
| Spatula | VWR | 82027-532 | To load test materials |
| TRIOS | TA Instruments | v4.3.1.39215 | Rheometer software |
References
- Macosko, C. W. Rheology: principles, measurements, and applications. , VCH. New York, NY. (1994).
- Larson, R. G. The Structure and Rheology of Complex Fluids. , Oxford University Press. New York, NY. (1999).
- Vermant, J., Moldenaers, P., Mewis, J., Ellis, M., Garritano, R. Orthogonal superposition measurements using a rheometer equipped with a force rebalanced transducer. Review of Scientific Instruments. 68 (11), 4090-4096 (1997).
- Ferry, J. D. Viscoelastic Properties of Polymers. , John Wiley & Sons. New York, NY. (1980).
- Yamamoto, M. Rate-dependent relaxation spectra and their determination. Transactions of the Society of Rheology. 15 (2), 331-344 (1971).
- Simmons, J. M. A servo-controlled rheometer for measurement of the dynamic modulus of viscoelastic liquids. Journal of Scientific Instruments. 43 (12), 887-892 (1966).
- Tanner, R. I., Williams, G. On the orthogonal superposition of simple shearing and small-strain oscillatory motions. Rheologica Acta. 10 (4), 528-538 (1971).
- Schoukens, G., Mewis, J. Nonlinear rheological behaviour and shear-dependent structure in colloidal dispersions. Journal of Rheology. 22 (4), 381-394 (1978).
- Zeegers, J., et al. A sensitive dynamic viscometer for measuring the complex shear modulus in a steady shear flow using the method of orthogonal superposition. Rheologica Acta. 34 (6), 606-621 (1995).
- Mewis, J., Schoukens, G. Mechanical spectroscopy of colloidal dispersions. Faraday Discussions of the Chemical Society. 65, 58-64 (1978).
- Lin, N. Y. C., Ness, C., Cates, M. E., Sun, J., Cohen, I. Tunable shear thickening in suspensions. Proceedings of the National Academy of Sciences. 113 (39), 10774-10778 (2016).
- Gracia-Fernández, C., et al. Simultaneous application of electro and orthogonal superposition rheology on a starch/silicone oil suspension. Journal of Rheology. 60 (1), 121-127 (2015).
- Sung, S. H., Kim, S., Hendricks, J., Clasen, C., Ahn, K. H. Orthogonal superposition rheometry of colloidal gels: time-shear rate superposition. Soft Matter. 14 (42), 8651-8659 (2018).
- Colombo, G., et al. Superposition rheology and anisotropy in rheological properties of sheared colloidal gels. Journal of Rheology. 61 (5), 1035-1048 (2017).
- Jacob, A. R., Poulos, A. S., Kim, S., Vermant, J., Petekidis, G. Convective Cage Release in Model Colloidal Glasses. Physical Review Letters. 115 (21), 218301 (2015).
- Jacob, A. R., Poulos, A. S., Semenov, A. N., Vermant, J., Petekidis, G. Flow dynamics of concentrated starlike micelles: A superposition rheometry investigation into relaxation mechanisms. Journal of Rheology. 63 (4), 641-653 (2019).
- Moghimi, E., Vermant, J., Petekidis, G. Orthogonal superposition rheometry of model colloidal glasses with short-ranged attractions. Journal of Rheology. 63 (4), 533-546 (2019).
- Tao, R., Forster, A. M. End effect correction for orthogonal small strain oscillatory shear in a rotational shear rheometer. Rheologica Acta. 59 (2), 95-108 (2020).
- Schrag, J. L. Deviation of velocity gradient profiles from the "gap loading" and "surface loading" limits in dynamic simple shear experiments. Transactions of the Society of Rheology. 21 (3), 399-413 (1977).
- Ewoldt, R. H., Johnston, M. T., Caretta, L. M. Complex Fluids in Biological Systems. Biological and Medical Physics, Biomedical Engineering. Spagnolie, S. , Springer. New York, NY. 207-241 (2015).
