Waiting
Login processing...

Trial ends in Request Full Access Tell Your Colleague About Jove
JoVE Journal Engineering
Click here for the English version

Engineering

Kalibreringsprocedurer för ortogonal superpositionsreologi

Published: November 18, 2020 doi: 10.3791/61965
Automatic Translation
1,2, 1
1Material Measurement Laboratory, National Institute of Standards and Technology, 2Department of Chemical Engineering, Texas Tech University

Summary

Vi presenterar ett detaljerat kalibreringsprotokoll för en kommersiell ortogonal superpositionsreologiteknik med newtonska vätskor inklusive metoder för bestämning av korrigeringsfaktor i slutet av effekten och rekommendationer för bästa praxis för att minska experimentella fel.

Abstract

Ortogonal superposition (OSP) reologi är en avancerad reologisk teknik som involverar överlagring av en liten amplitud oscillerande skjuvdeformation ortogonal till ett primärt skjuvflöde. Denna teknik möjliggör mätning av strukturdynamik hos komplexa vätskor under icke-linjära flödesförhållanden, vilket är viktigt för förståelsen och förutsägelsen av prestanda hos ett brett spektrum av komplexa vätskor. OSP-reologitekniken har en lång historia av utveckling sedan 1960-talet, främst genom de specialbyggda enheterna som lyfte fram kraften i denna teknik. OSP-tekniken är nu kommersiellt tillgänglig för reologisamhället. Med tanke på den komplicerade utformningen av OSP-geometrin och det icke-ideala flödesfältet bör användarna förstå storleken och källorna till mätfel. Denna studie presenterar kalibreringsprocedurer med newtonska vätskor som innehåller rekommendationer för bästa praxis för att minska mätfel. Närmare bestämt tillhandahålls detaljerad information om metoden för bestämning av sluteffektfaktor, provtagningsförfarande och identifiering av lämpligt mätområde (t.ex. skjuvhastighet, frekvens osv.).

Introduction

Att förstå de reologiska egenskaperna hos komplexa vätskor är avgörande för många industrier för utveckling och tillverkning av tillförlitliga och reproducerbara produkter1. Dessa "komplexa vätskor" inkluderar suspensioner, polymera vätskor och skum som finns i stor utsträckning i vår vardag, till exempel i personliga hygienprodukter, livsmedel, kosmetika och hushållsprodukter. De reologiska egenskaperna eller flödesegenskaperna (t.ex. viskositet) är viktiga kvantiteter av intresse för att fastställa prestandamått för slutanvändning och bearbetbarhet, men flödesegenskaper är sammankopplade med de mikrostrukturer som finns i komplexa vätskor. En framträdande egenskap hos komplexa vätskor som skiljer dem från enkla vätskor är att de har olika mikrostrukturer som spänner över flera längdskalor2. Dessa mikrostrukturer kan lätt påverkas av olika flödesförhållanden, vilket i sin tur resulterar i förändringar i deras makroskopiska egenskaper. Att låsa upp denna struktur-egenskapsslinga via icke-linjärt viskoelastiskt beteende hos komplexa vätskor som svar på flöde och deformation är fortfarande en utmanande uppgift för experimentella reologer.

Ortogonal superposition (OSP) reologi3 är en robust teknik för att hantera denna mätutmaning. I denna teknik överlagras ett litet amplitudoscillerande skjuvflöde ortogonalt till ett enkelriktat primärt steady-skjuvflöde, vilket möjliggör samtidig mätning av ett viskoelastiskt avkopplingsspektrum under det pålagda primära skjuvflödet. För att vara mer specifik kan den lilla oscillerande skjuvstörningen analyseras med teorier i linjär viskoelasticitet4, medan det icke-linjära flödesförhållandet uppnås genom det primära stabila skjuvflödet. Eftersom de två flödesfälten är ortogonala och därmed inte kopplade, kan störningsspektra direkt relateras till variationen av mikrostrukturen under det primära icke-linjära flödet5. Denna avancerade mätteknik erbjuder en möjlighet att belysa struktur-egenskap-bearbetningsförhållanden i komplexa vätskor för att optimera deras formulering, bearbetning och tillämpning.

Implementeringen av modern OSP-reologi var inte resultatet av en plötslig uppenbarelse; snarare är det baserat på många decennier av utveckling av anpassade enheter. Den första skräddarsydda OSP-apparaten är daterad tillbaka till 1966 av Simmons6, och många ansträngningar gjordes därefter 7,8,9,10. De tidiga specialbyggda enheterna lider av många nackdelar, såsom justeringsproblem, pumpflödeseffekten (på grund av bobens axiella rörelse för att ge ortogonal svängning) och gränser för instrumentkänslighet. År 1997 modifierade Vermant et al.3 kraftombalanseringsgivaren (FRT) på en kommersiell separat motorgivarreometer, vilket möjliggjorde OSP-mätningar för vätskor med ett bredare viskositetsområde än tidigare enheter. Denna modifiering gör det möjligt för den normala kraftombalanseringsgivaren att fungera som en spänningsstyrd reometer, vilket medför en axiell svängning utöver en mätning av den axiella kraften. Nyligen har de geometrier som krävs för OSP-mätningar, efter Vermants metodik, släppts för en kommersiell separat motorgivarreometer.

Sedan tillkomsten av kommersiell OSP-reologi finns det ett växande intresse för att tillämpa denna teknik för undersökning av olika komplexa vätskor. Exempel är kolloidala suspensioner 11,12, kolloidala geler13,14 och glasögon15,16,17. Medan tillgängligheten av det kommersiella instrumentet främjar OSP-forskning, kräver den komplicerade OSP-geometrin en djupare förståelse för mätningen än andra rutinmässiga reologiska tekniker. OSP-flödescellen är baserad på en dubbelväggig koncentrisk cylindergeometri (eller Couette). Den har en öppen topp och öppen bottendesign för att göra det möjligt för vätska att strömma fram och tillbaka mellan de ringformiga luckorna och behållaren. Trots den optimering som tillverkaren gjort av geometridesignen upplever vätskan ett inhomogent flödesfält, geometriska ändeffekter och kvarvarande pumpflöde när den genomgår OSP-drift, vilket alla kan medföra betydande experimentella fel. Vårt tidigare arbete18 rapporterade viktiga korrigeringsprocedurer för sluteffekt med newtonska vätskor för denna teknik. För att erhålla korrekta viskositetsresultat bör lämpliga effektfaktorer i både primär och ortogonal riktning tillämpas. I detta protokoll strävar vi efter att presentera en detaljerad kalibreringsmetod för OSP-reologisk teknik och ge rekommendationer för bästa praxis för att minska mätfel. Procedurerna som beskrivs i detta dokument om OSP-geometriinställningar, provbelastning och OSP-testinställningar bör enkelt kunna antas och översättas för icke-newtonska vätskemätningar. Vi rekommenderar att användare använder kalibreringsprocedurerna som beskrivs här för att bestämma korrigeringsfaktorerna för sluteffekt för deras tillämpningar före OSP-mätningar på någon vätskeklassificering (newtonsk eller icke-newtonsk). Vi noterar att kalibreringsförfarandena för slutfaktorer inte har rapporterats tidigare. Protokollet som tillhandahålls i detta dokument beskriver också steg-för-steg-guide och tips om hur man utför exakta reologiska mätningar i allmänhet och den tekniska resursen för förståelsen av "rå" data kontra "uppmätta" data, som kan förbises av reometeranvändare.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Protocol

1. Inställning av reometer

OBS: Protokollet i detta avsnitt beskriver grundläggande steg för att köra ett reologiexperiment (för antingen en separat motorgivarreometer eller en kombinerad motorgivarreometer), inklusive förberedelse av installationen, installation av lämplig geometri, laddning av testmaterialet, inställning av experimentproceduren, specificering av geometrin och start av testet. Särskilda instruktioner och anmärkningar finns för OSP-drift. För att minimera termiska gradienter i givaren rekommenderas att driva reometern i minst 30 minuter före operationen. Reometerprogramvaran som används i detta protokoll för instrumentkontroll och datainsamling noteras i materialtabellen. Se tabell 1 för reometerspecifikationer.

  1. Innan du ställer in reometern, aktivera funktionen Ortogonal Superposition i reometerprogramvaran. Installera en lägre platinamotståndstermometer (PRT) på teststationen för temperaturmätning och en miljökontrollanordning.
    OBS: Lyft scenen till maximal höjd för installationsprocessen (bild 1a). Installera korrekt PRT innan du monterar miljökontrollenheten. Var försiktig så att du inte träffar PRT med miljökontrollenheten under installationen. Använd den medföljande skiftnyckeln för att säkra miljökontrollenheten på teststationen.
  2. Installera den koncentriska cylindergeometrin med dubbla väggar.
    1. Montera de inre och yttre cylindrarna (figur 1b) korrekt för att slutföra konfigurationen med dubbelväggskopp.
      OBS: Innan du monterar koppen, kontrollera O-ringens tillstånd (för sprickor, svullnad eller annan skada) på innercylindern och byt ut vid behov.
    2. Sätt in koppen i miljökontrollenheten och rikta in geometrin ordentligt.
    3. Tryck den nedre geometrin (koppen) nedåt för att komprimera den fjäderbelastade PRT medan du drar åt tumskruven med en momentskruvmejsel (0,56 N m fast).
      OBS: För att kontrollera om den lägre geometrin är korrekt installerad, inaktivera motoreffekten och använd ett finger för att snurra geometrin. Om den lägre geometrin snurrar fritt i miljökontrollenheten installeras den korrekt och fortsätter nästa steg. Om den inte snurrar fritt, ta bort komponenterna från teststationen i omvänd ordning från föregående steg och installera sedan om den nedre geometrin. Kontrollera att temperatursignalen tas emot från den nedre PRT. Reometern ska automatiskt känna igen temperatursensorn som standard; om inte, välj den lägre PRT som temperaturkontrollsensorkälla i temperaturkontrollalternativen från reometerprogramvaran.
    4. Installera den övre geometrin (bob) på givaraxeln. Justera den normala kraften och vridmomentet genom att klicka på taragivarknappen i givarens kontrollpanel från reometerprogramvaran eller använda tara Torque och Tare Normal på fliken Instrument från instrumentets pekskärm. En bild av hela reometerinställningen visas i figur 1c.
    5. Nollställ avståndet mellan de övre och nedre geometrierna genom att klicka på knappen Nollfixtur i gapkontrollpanelen antingen från reometerprogramvaran eller från instrumentets pekskärm. Utför geometrimasskalibrering vid behov.
      Kontrollera geometridokumentationen från tillverkaren för att se om det övre värdet för verktygsmassa är tillgängligt. Om inte, utför geometrimasskalibrering i slutet av detta steg. Följ anvisningarna på skärmen för att utföra kalibreringen av den övre verktygsmassan. När du är klar, bekräfta att rätt ny fixturmassa accepteras.

2. Lastning av testmaterialet

  1. Lyft scenen för att ge tillräckligt med arbetsyta för att ladda testmaterialet i koppen.
  2. Använd en pipett eller en spatel för att ladda testmaterialet i koppen. Hantera testmaterialet försiktigt för att minimera inträngning av luft i vätskan.
    Anmärkning: För att ladda ett testmaterial med låg viskositet (t.ex. mindre än 5 Pa s), använd en justerbar volympipett (figur 2a). Den minsta volymen för att fylla geometrin finns i geometriinformationen under panelen Experiment i reometerprogramvaran. Ungefärliga volymer som behövs för de för närvarande tillgängliga OSP-geometrierna, dvs. 0,5 mm och 1,0 mm ringformig spaltbredd, är 32 ml respektive 36 ml. För att ladda ett testmaterial med högre viskositet (t.ex. högre än 5 Pa s), använd en spatel eller en spilett med positiv förskjutning (figur 2b). Eftersom exakt volymkontroll för en mycket viskös vätska är svår, rekommenderas inte finjustering baserad på vätskevolymen för att ladda en vätska med hög viskositet. I vilket fall som helst förväntas det underfyllas något snarare än överfylls i detta steg. Följ nästa steg för att säkerställa exakt lastning av material.
  3. Sänk ner bobben i koppen till börvärdet för geometrigapet och lyft ut för att bestämma vätskenivån i den laddade geometrin. Målet är att uppnå en vätskekontaktledning som är något (ca 2 mm) ovanför den nedre kanten av bobens övre öppning.
    OBS: Denna process kan kräva långa väntetider för att nå önskad vätskenivå på grund av geometrins lilla ringformiga spaltbredd och den relativt stora provvolymen som behövs. Väntetiderna beror huvudsakligen på testmaterialets viskositet. Till exempel tar en mycket viskös vätska längre tid att strömma in i mellanrummen mellan cylindrarna och helt våta bobytorna.
  4. Sänk försiktigt ner den övre geometrin i vätskan för att nå börvärdet för geometrigapet på 8 mm. Denna process illustreras som steg 1 i figur 2c. Vänta några minuter medan bobben hålls i läge (iii) där mellanrummet är inställt på 8 mm.
    OBS: När bobens ändyta kommer i kontakt med vätskan, minska bobbens nedåtgående hastighet. För en vätska med hög viskositet eller flytspänningsvätska, övervaka noggrant de normala kraftavläsningarna för att förhindra att givaren överbelastas under denna process.
  5. Lyft bobben vertikalt med hjälp av instrumentets långsamma svänghastighet till en position där den fuktade vätskans kontaktledning kan inspekteras visuellt (figur 3). Kontaktledningen indikerar vätskenivån i geometrin vid spaltbörvärdet. Om linjen på bobben är under bobbens övre ände (nedre kanten av den övre öppningen på bobben), indikerar det att vätskehöjden är lägre än den inre cylinderhöjden och ytterligare testmaterial bör läggas till geometrin.
  6. Lyft försiktigt bobben till föregående laddningsläge för att möjliggöra tillräckligt med arbetsyta (steg 2 i figur 2c) och ladda ytterligare en mängd testmaterial i koppen efter behov. Flytta långsamt bobben upp eller ner för att undvika kavitation. Tillsätt testmaterialet försiktigt för att förhindra att ytterligare luftbubblor införs.
  7. Sänk ner den övre geometrin i vätskan och ställ in den slutliga geometrigapet igen. Upprepa steg 1 och 2 (figur 2c) tills den fuktade kontaktledningen på bobben är ungefär 2 mm ovanför den nedre kanten av den övre boböppningen enligt figur 3a. Kontrollera också att den nedre kanten på den övre öppningen på bobben är ordentligt fuktad (figur 3b). Flytta bobben till börvärdet för geometrigapet och låt testmaterialet slappna av.
    OBS: Väntetiden beror på standardmaterialets viskositet. Till exempel, för en 1 Pa s vätska, är en väntetid på 15 min tillräcklig; medan för en 100 Pa s vätska behövs en mycket längre väntetid (4 timmar). Denna process illustreras som steg 3 i figur 2c. Hela provlastningsförfarandet illustreras i figur 2. Vätskor med hög viskositet kräver längre tid och är svåra att ladda. För att minska väntetiden kan det vara till hjälp att öka temperaturen med några grader för att underlätta flödet av den viskösa kalibreringsvätskan.

3. Kalibreringsmätningar av viskositet

Anmärkning: Kalibreringsprotokollen i detta dokument är specifika för de sluteffektfaktorer som tillämpas för OSP-tekniken. Detta omfattar inte rutinkalibreringar eller verifieringskontroller, inklusive kalibrering av vridmoment och normal kraft, fasvinkelkontroll, PDMS-kontroll osv. som rekommenderas av enskilda reometertillverkare. Dessa procedurer bör utföras före kalibreringsprotokollen i detta dokument. Läsarna bör hänvisa till reometertillverkarens användarhandbok för procedurer för att utföra rutinkalibreringar eller kontroller. De silikonviskositetsstandarder som används i detta protokoll noteras i materialtabellen.

  1. Ange geometri
    OBS: Innan du ställer in experimentet, se till att rätt geometri är vald i reometerprogramvaran. För första gången skapar du en ny ortogonal dubbelväggig koncentrisk cylindergeometri i reometerprogramvaran genom att följa stegen nedan.
    1. Lägg till en ny ortogonal dubbelväggs koncentrisk cylindergeometri.
    2. Ange dimensionerna för geometrin enligt tabell 2.
      OBS: Siffrorna och deras motsvarande symboler är inskrivna på bobben och koppen. Arbetsgapet är 8 mm för den experimentella geometri som används här, men bör specificeras av tillverkaren. Därför är den inre cylinderhöjden lika med (nedsänkt höjd + 8 mm).
  2. Ange geometrikonstanterna. Fyll i fälten geometri, tröghet och geometrimassa med korrekta värden. Ange 1,00 som både sluteffektfaktor och ortogonal sluteffektfaktor.
    OBS: Geometrins tröghet för OSP-geometrierna med 0,5 mm och 1,0 mm mellanrum som anges av tillverkaren är 15,5 μN m s 2 respektive 10,3 μN m s2. Se till att rätt värde för den övre geometrimassan har angetts. Detta värde finns i geometridokumentationen från tillverkaren. Alternativt kan du utföra kalibrering av geometrimassan på fliken geometrikalibrering (steg 1.2.5 i protokollet) och bekräfta att rätt ny fixturmassa används. Standardeffektfaktorn (C L) är 1,065 och den ortogonala sluteffektfaktorn (CLo) är 1,04. Ändra båda fälten till 1,00. Spänningskonstanterna beräknas automatiskt utifrån dimensioner och sluteffektfaktorer. Töjningskonstanterna bestäms endast av geometridimensionerna (uttryck finns i tidigare arbete18). Definitionerna av dimensionerna beskrivs i tabell 2 och anges i figur 4. Uttrycken för den (primära) spänningskonstanten, K τ, och ortogonala (linjära) spänningskonstanten, Kτο, är:
    Equation 1
    Equation 2

4. Sveptester med stadig skjuvhastighet

OBS: Viskositetskalibreringsmätningar utförs oberoende i antingen primärriktningen eller ortogonal riktning för att kalibrera C L eller CLo. För den primära riktningen mäts stadig skjuvviskositet genom att utföra svepningstester med skjuvhastighet. För den ortogonala riktningen mäts dynamisk komplex viskositet genom att utföra ortogonala frekvenssvepningstester.

  1. Konditionera provet vid 25 °C i 15 minuter så att testmaterialet når termisk jämvikt.
    Anmärkning: Kalibreringsmätningarna utförs vid den temperatur vid vilken standardvätskans certifierade viskositet rapporteras, dvs. 25 °C. Avläsarna kan använda en annan testtemperatur som är lämplig för deras newtonska standardvätskor. En jämviktstid eller blötläggningstid, dvs 15 min, rekommenderas för att säkerställa att miljökontrollanordningen, geometrierna och provet når termisk jämvikt.
  2. Välj flödessvepningstestet under experimentproceduren i reometerprogramvaran. Ställ in testtemperaturen på 25 °C under Miljökontroll.
  3. Ange skjuvhastighetsintervallet från 0,01 s−1 till 100,0 s−1 med dataregistrering vid 10 punkter per decennium logaritmiskt. Aktivera automatisk steady-state-bestämning.
    OBS: Det skjuvhastighetsområde som används här är baserat på instrumentets vridmomentkänslighetsgränser (tabell 1) och mätvätskan. Till exempel, för en vätska med högre viskositet (t.ex. 300 Pa s) kan ett lägre skjuvhastighetsintervall på 10−4 s−1 till 1 s−1 användas, och vice versa.
  4. Starta experimentet från reometerprogramvaran.

5. Ortogonala frekvenssvepningstester

  1. Ställ in normalkraftgivaren på FRT-läge från givarens kontrollpanel i reometerprogramvaran.
    OBS: Standardgivarinställningen för normalkraftgivaren är fjäderläge för denna separata motorgivarreometer. I OSP-operationen fungerar normalkraftgivaren som en spänningsstyrd eller en kombinerad motorgivarreometer för att applicera axiell deformation medan den axiella kraften mäts samtidigt. Normalkraftgivaren måste ställas in i FRT-läge för att utföra OSP-tester.
  2. Konditionera provet vid 25 °C i 15 minuter för att säkerställa termisk jämvikt.
  3. Välj ortogonalt frekvenssveptest under experimentproceduren i reometerprogramvaran. Ställ in provningstemperaturen på 25 °C.
  4. Ange önskad normal töjning och ange 0,0 s−1 för skjuvhastigheten i rotationsriktningen.
    OBS: Den maximala normala töjningsfaktorn (axiell töjningsamplitud) är beroende av OSP-geometrins spaltbredd och begränsas av reometerns maximala ortogonala svängningsförskjutning, dvs 50 μm (tabell 1).
  5. Ange vinkelfrekvensområdet från 0,1 till 40 rad/s vid 10 punkter per decennium logaritmiskt.
    OBS: Det vinkelfrekvensområde som används här är ett rekommenderat intervall för OSP-drift baserat på instrumentets axiella frekvenskänslighetsgränser (tabell 1) och övervägande av gapbelastningsförhållanden18. Se avsnittet Diskussion för mer information.
  6. Starta experimentet från reometerprogramvaran.

6. Utföra analys

  1. Bestämning av den primära sluteffektfaktorn
    1. Exportera rensningsresultaten med jämn skevningshastighet (från steg 4.4 i protokollet) till ett öppet filformat som .csv eller .txt.
    2. Beräkna medelvärdet för de rapporterade viskositeterna över lämpligt skjuvhastighetsintervall i ett kalkylprogram.
      OBS: Endast viskositetsdata med motsvarande vridmomentvärden över tillverkarens angivna gränser används för att beräkna den genomsnittliga viskositeten. Det genomsnittliga viskositetsvärdet definieras som den okorrigerade primärviskositeten.
    3. Hitta den primära sluteffektfaktorn med hjälp av det genomsnittliga viskositetsvärdet.
      OBS: Detta avsnitt tillhandahålls här för att visa härledningen av förhållandet mellan den primära sluteffektfaktorn och den direkta viskositetsutgången från reometerprogramvaran. Ett exempel på beräkning av slutfaktorn från experimentella data visas i avsnittet Representativa resultat. Den primära stabila skjuvviskositeten är förhållandet mellan skjuvspänningen τ och skjuvhastigheten Equation, som beräknas från de råa signalerna för vridmoment M och rotationshastighet Ω via geometrikonstanterna (K τ och Kγ). Uttrycket ges av:
      Equation 3
      där K τ är primärspänningskonstanten (ekvation 1) och Kγ är den primära töjningskonstanten som enbart är beroende av de geometriska dimensionerna. Om ekvation 1 ersätts med ekvation 3 visas därför den beräknade primärviskositeten eller utgångsviskositetsvärdena från reometerprogramvaran vara omvänt proportionella mot den primära sluteffektfaktorn CL (observera att alla andra variabler i ekvation 3 är antingen geometriska konstanter eller råa mätsignaler):
      Equation 4
      Observera att ekvation 3 är ett allmänt uttryck för alla rotationsreometrier där den uppmätta viskositeten beräknas från rådata, dvs vridmoment och hastighet, via spännings- och töjningskonstanterna som beror på olika geometrier som används, t.ex. konplatta, parallellplatta, koncentrisk cylinder etc.

7. Bestämning av den rätvinkliga effektfaktorn

  1. Exportera resultaten av ortogonal frekvenssvepning (från protokollsteg 5.6) till ett öppet filformat som .csv eller .txt.
  2. Beräkna medelvärdet för den rapporterade OSP-komplexa viskositeten över lämpligt vinkelfrekvensområde i ett kalkylprogram.
    OBS: Endast viskositetsdata med motsvarande oscillationskraftvärden över tillverkarens angivna gränser används för att beräkna den genomsnittliga viskositeten. Det genomsnittliga viskositetsvärdet definieras som den okorrigerade ortogonala komplexa viskositeten.
  3. Hitta den ortogonala sluteffektfaktorn med hjälp av det genomsnittliga komplexa viskositetsvärdet.
    OBS: Detta avsnitt tillhandahålls här för att visa härledningen av förhållandet mellan den ortogonala sluteffektfaktorn och den ortogonala komplexa viskositetsutgången från reometerprogramvaran. Ett exempel på beräkning av den ortogonala slutfaktorn från experimentella data visas i avsnittet Representativa resultat. Den ortogonala komplexa viskositeten är lika med den ortogonala komplexa skjuvmodulen Equation 9 dividerad med den ortogonala oscillerande frekvensen ω, som kan uttryckas som ekvationen nedan genom svängningskraften FEquation, oscillationsförskjutningen θEquation, frekvensen ωEquation Equation(som alla tre är råsignaler) och geometrikonstanterna (K το och K γο):
    Equation 5
    där K το är den ortogonala spänningskonstanten (ekvation 2) och Kγο är den ortogonala töjningskonstanten, som enbart är relaterad till de geometriska dimensionerna. Genom att ersätta ekvation 2 i ekvation 5 visas därför den beräknade ortogonala komplexa viskositeten eller de utgående OSP-komplexa viskositetsvärdena från reometerprogramvaran vara direkt proportionella mot den ortogonala sluteffektfaktorn CLo (observera att alla andra variabler i ekvation 5 är antingen geometriska konstanter eller råa mätsignaler):
    Equation 6
    Observera att ekvation 5 är ett allmänt uttryck för alla linjära rörelsemätningar där den uppmätta komplexa viskositeten beräknas från rådata, dvs. kraft, förskjutning och frekvens, via spännings- och töjningskonstanterna som beror på den geometri som används, t.ex. konplatta, parallellplatta, koncentrisk cylinder etc.

8. Viskositetsverifieringskontroll genom OSP-mätningar

Anmärkning: Detta steg är att verifiera om korrigeringarna är giltiga med hjälp av de kalibrerade effektfaktorer som erhållits från kalibreringsexperimenten.

  1. Ange de kalibrerade värdena för sluteffektfaktorn och ortogonal sluteffektfaktor under geometrikonstanterna, ursprungligen sattes dessa värden lika med 1,00. Spänningskonstanterna uppdateras automatiskt och värdena visas i tabell 3.
  2. Ställ in samma experimentella procedur enligt stegen i de ortogonala frekvenssveptesterna. Ange 1,0 s−1 som skjuvhastighet.
  3. Starta experimentet.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Representative Results

Representativa resultat från viskositetskalibreringsmätningarna på en 12,2 Pa s silikonviskositetsstandard visas i figur 5 och figur 6. Observera att både den primära sluteffektfaktorn och den ortogonala sluteffektfaktorn är inställda på 1,00 för kalibreringskörningarna. Figur 5 visar den stadiga skjuvviskositeten och vridmomentet som en funktion av skjuvhastigheten på ett dubbelt y-axeldiagram. Silikonvätskan är en newtonsk vätska; Som förväntat erhålls en konstant viskositet oberoende av den applicerade skjuvhastigheten. Det uppmätta vridmomentet ökar linjärt när skjuvhastigheten ökar och alla data ligger över gränsen för lågt vridmoment, 0,1 μN m, enligt tillverkarens specifikationer (tabell 1). Därför används alla viskositetsdata i figur 5 för att beräkna medelvärdet, dvs 14,3 Pa s (ηuncorr). Observera att detta okorrigerade viskositetsvärde är 17 % högre än den faktiska viskositeten, dvs. 12,2 Pa s (ηcorr), vilket visas av den heldragna linjen i figur 5. Enligt ekvation 4 är den primära viskositeten omvänt proportionell mot C L, så den nya CL som bör appliceras för att erhålla rätt viskositet är:

Equation 7

Därför är den korrekta primära effektfaktorn C L lika med 14,3 Pa s dividerat med 12,2 Pa s (C L,uncorr = 1,00) som är lika med 1,17.

Figur 6 visar resultaten från de ortogonala frekvenssvepningstesterna vid olika ortogonala töjningsamplituder från 0,5 % till 9,4 % för viskositetsstandarden 12,2 Pa. Ett newtonskt svar observeras, vilket visas av den konstanta ortogonala komplexa viskositeten med varierande frekvens. På samma sätt som den primära viskositeten, utan korrigering (C Lo,uncorr = 1), överskattar den uppmätta ortogonala komplexa viskositeten den faktiska viskositeten på 12,2 Pa s (ηcorr), som avbildas av den heldragna linjen. Alla viskositetsdata vid olika stammar sammanfaller med varandra, vilket indikerar att de applicerade stammarna ligger i det linjära området. Den uppmätta svängningskraften ritad på höger y-axel ökar linjärt med ökande frekvens (ekvation 5). Den streckade linjen i figur 6 representerar den nedre gränsen för givarens axiella svängningskraft, dvs. 0,001 N (tabell 1). Endast viskositetsdata med motsvarande ortogonala kraftvärden över denna känslighetsnivå används för att beräkna den genomsnittliga viskositeten för korrigering. Den genomsnittliga ortogonala komplexa viskositeten är 15,4 Pa s (ηuncorr), vilket är 26 % högre än den faktiska viskositeten. Enligt ekvation 6 är den ortogonala komplexa viskositeten proportionell mot C Lo, så uttrycket för den nya CLo är:

Equation 8

Därför är den korrekta ortogonala sluteffektfaktorn C Lo lika med 12,2 Pa s dividerat med 15,4 Pa s (C Lo,uncorr = 1,00) som motsvarar 0,79.

Efter att ha erhållit de kalibrerade värdena för C L och CLo rekommenderas att ett verifieringstest utförs genom att utföra en ortogonal superpositionsmätning under konstant skjuvning. Jämfört med kalibreringsmätningarna, som endast använde primär eller oscillerande skjuvning, används båda flödeslägena samtidigt. Den stadiga skjuvviskositeten och den ortogonala komplexa viskositeten mäts från ett enda test och resultaten visas i figur 7. I figuren ritas också den ortogonala svängningskraften på höger y-axel. Endast data med värden som är större än instrumentkraftupplösningen plottas. Eftersom de korrekta effektfaktorerna tillämpas (tabell 3) matchar de uppmätta viskositeterna i båda riktningarna det accepterade oljeviskositetsvärdet på 12,2 Pa s. Denna graf kan genereras genom att lägga till dessa utgångar som plottningsvariabler och visa i reometerprogramvaran för en snabb kontroll av kalibreringsproceduren.

Figure 1
Figur 1: Bilder av reometern, OSP-geometrin och Advanced Peltier System (APS). a) Provningsstation för reometer. b) Komponenter i den ortogonala dubbelväggiga koncentriska cylindergeometrin: den yttre cylindern (I), den inre cylindern (II) och mittcylindern eller boben (III). PRT (IV), momentskruvmejsel (V) och skiftnyckel (VI). Se Materialförteckning för artikelnumret. PRT, momentskruvmejsel och skiftnyckel ingår i APS-satsen. c) Reometerinställningen efter installationen av miljökontrollanordningen och den ortogonala dubbelväggiga koncentriska cylindergeometrin för experiment. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 2
Figur 2: Detaljerat förfarande för laddning av testmaterial. a) Påfyllning av ett mindre visköst provmaterial med pipett. b) Belastning av ett testmaterial med högre viskositet med hjälp av en spatel. c) När önskad mängd testmaterial har laddats i muggen, sätt långsamt in bobben och minska avståndet till geometrigapet (steg 1). Lyft bobben för att kontrollera vätskenivån genom att undersöka den fuktade kontaktledningen (steg 2); Upprepa denna procedur medan du justerar testmaterialets volym tills bobben är ordentligt fuktad (steg 3). Se text för mer information. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 3
Figur 3: Visuell inspektion av den fuktade vätskekontaktledningen på bobben efter att bobben lyfts ut ur dubbelväggskoppen. a) Vy framifrån som visar kontaktledningen något ovanför den övre bobänden. b) Sidovy som visar att den nedre kanten av de övre öppningarna på bobben är ordentligt fuktad. De vita streckade linjerna indikerar den fuktade vätskekontaktledningen på bobben. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 4
Figur 4: Schematiska representationer av de vertikala och horisontella tvärsnitten av OSP-dubbelväggs koncentrisk cylindergeometri. (a) Vertikalt tvärsnitt i en 3D-vy. b) Horisontellt tvärsnitt i en 3D-vy. c) 2D-layout av geometrin som anger måtten (tabell 1).  Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 5
Figur 5: Resultat från sveptester med stabil skjuvhastighet på en viskositetsstandard på 12,2 Pa. Den primära konstanta skjuvviskositeten (vänster y-axel) och vridmoment (höger y-axel) visas som en funktion av skjuvhastigheten. Den fasta linjen representerar silikonvätskans faktiska viskositet. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 6
Figur 6: Resultat från ortogonala frekvenssvepningstester på en 12,2 Pa s viskositetsstandard. Den ortogonala komplexa viskositeten (vänster y-axel) och svängningskraften (höger y-axel) visas som en funktion av vinkelfrekvensen. Den fasta linjen representerar silikonvätskans faktiska viskositet. Den streckade linjen representerar upplösningsgränsen för axiell svängningskraft 0,001 N. Olika symboler motsvarar frekvenssvep vid olika ortogonala töjningar. För data om svängningskraften, nedifrån och upp: ortogonal töjning (%) = (0,5, 0,7, 0,8, 1,1, 1,6, 2,0, 2,8, 3,9, 5,2, 7,0 och 9,4) %. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Figure 7
Figur 7: Resultat från ortogonal superpositionsmätning på en 12,2 Pa s viskositetsstandard med användning av de kalibrerade effektfaktorerna. Testet utförs med en skjuvhastighet på 1,0 s−1 i primärvinkelriktningen och en oscillerande skjuvspänning på 5,2 % i ortogonal riktning. Den ortogonala komplexa viskositeten och primärviskositeten (vänster y-axel) och svängningskraften (höger y-axel) visas som en funktion av vinkelfrekvensen. Klicka här för att se en större version av denna figur.

Beskrivning av parametern Specifikationer
Minsta givarmoment vid stadig skjuvning 0,1 μN m
Maximalt vridmoment för givaren 200 mN m
Vridmoment upplösning 1 nN m
Normalt/axiellt kraftområde 0,001 N till 20 N
Vinkelhastighetsområde 10−6 rad s−1 till 300 rad s−1
Minsta kraft vid svängning (OSP-läge) 0,001 N
Minsta förskjutning i svängning (OSP-läge) 0,5 μm
Maximal förskjutning i svängning (OSP-läge) 50 μm
Förskjutningsupplösning (OSP-läge) 10 nm
Axiellt frekvensområde (OSP-läge) 6,28 × 10−5 rad s−1 till 100 rad s−1
APS-temperaturområde −10 °C till 150 °C

Tabell 1: Specifikationer för reometern och Advanced Peltier-systemet.

Parametrar i geometriinställning Inskriven förkortning Mått (mm) Symbol i stresskonstanter
Invändig koppdiameter CID 27.733 2R1
Invändig bobdiameter ID 28.578 2R2
Utvändig bobdiameter OD 32.997 2R3
Utvändig koppdiameter TORSK 33.996 2R4
Nedsänkt höjd (kopphöjd) CH 43.651 h
Inre cylinderhöjd 51.651 l

Tabell 2: Måtten för den ortogonala dubbelväggiga koncentriska cylindern som används i geometriinställningen enligt tillverkarens uppgifter.

Sluteffektfaktor 1.17
Ortogonal sluteffektfaktor 0.79
Konstant stress 6541,69 Pa N−1 m−1
Stam konstant 33.4326 RAD-1
Spänningskonstant (linjär) 93.5575 Pa N-1
Töjningskonstant (linjär) 2136,55 m−1

Tabell 3: Geometrikonstanter för 0,5 mm OSP-cellen. Värdena för effektfaktor och ortogonal sluteffektfaktor erhålls efter kalibrering.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Discussion

I detta protokoll presenterar vi en detaljerad experimentell procedur för att utföra viskositetskalibreringsmätningar med newtonska vätskor för en kommersiell ortogonal superpositionsreologiteknik med en dubbelväggig koncentrisk cylindergeometri. Kalibreringsfaktorerna, dvs. den primära effektfaktorn C L och den ortogonala effektfaktorn CLo, bestäms oberoende av varandra genom att utföra svepprov med konstant skjuvhastighet och ortogonal frekvenssvepning. Efter att ha erhållit slutfaktorerna utförs ett verifieringstest för att kontrollera kalibreringsresultaten. Verifieringsprovet är ett ortogonalt frekvenssvepprov som läggs ovanpå den primära stadiga skjuvningen, så att viskositeten med stabil skjuvning och ortogonal komplex viskositet mäts samtidigt. Detta står i kontrast till kalibreringsexperimenten där varje enskilt test utförs i frånvaro av flödet i ortogonal riktning. Även om hela denna procedur är lättförståelig och antagbar, finns det flera viktiga steg i protokollet där användare bör fortsätta med syfte och omsorg.

Först och främst är korrekt provladdning. En allmän regel är att hålla vätskenivån något över den nedre kanten av den övre öppningen på bobben, oavsett om testmaterialet hanteras av en spatel eller en volymjusterbar pipett. Tänk på att laddningsprocessen kan kräva långa väntetider för att uppnå önskad vätskenivå (figur 2). Noggrann påfyllning av testmaterialet och kontroll av instrumentsteget krävs för att undvika infångning av luftbubblor. Genom visuell inspektion av den fuktade vätskans kontaktledning på bobben (figur 3) kan vätskehöjden i OSP-geometrin uppskattas. Medan bobben är i uppfällt läge är det också viktigt att kontrollera om den nedre kanten på den övre öppningen på bobben är helt fuktad. Detta steg är avgörande för att bibehålla en fast bob effektiv längd, eller en fast nominell skjuvyta, vilket är till hjälp för att minska bob end effekter.

Vi rekommenderade att användare använder newtonska vätskor med viskositeter som liknar vätskorna för deras applikationsbehov och utför kalibreringsmätningarna som rapporterats i denna studie. Exemplet som visas i detta papper är en 12,2 Pa s silikonvätska. Mätområdet (dvs. skjuvhastighet och vinkelfrekvens) (figur 5 och figur 6) som används för denna vätska baseras på instrumentbegränsningarna (tabell 1) och andra mätartefakter, till exempel instrumentet och vätsketrögheten. Vi har rapporterat lämplig skjuvhastighet och ortogonala frekvensområden för newtonska standarder med viskositeter från 0,01 Pa s till 331 Pa s i tidigare arbete18. För den konstanta skjuvningen begränsas kortfattat det tillämpliga skjuvhastighetsområdet av givarens vridmomentgränser. För den ortogonala skjuvningen utsätts det lämpliga frekvensfönstret för axiellt kraftområde, spaltbredd och vätskeegenskaper. Specifikt bör mätningar utföras inom spaltbelastningsgränsen som uppstår vid skjuvvågsutbredning i viskoelastiska vätskor19. Att förstå mätbegränsningar och artefakter är viktigt för att undvika feltolkning av experimentella data20.

Vi definierar enhet (1,00) som de okorrigerade värdena för den primära effektfaktorn C L,uncorr och ortogonala sluteffektfaktorn C Lo,uncorr för att utföra viskositetskalibreringskörningarna. Faktum är att de initialvärden som anges för kalibreringsexperimenten inte påverkar bestämningen av de kalibrerade slutfaktorerna. Enligt ekvationerna 7 och 8 fungerar både C L,uncorr och C Lo,uncorr som skalfaktorer för beräkningarna av C L,corr och C Lo,corr. För att uttrycka det på ett annat sätt beror de råa mätsignalerna (i ekvationerna 3 och 5), dvs vridmoment M, hastighet Ω, ortogonal svängningskraft FEquation, förskjutning θEquation och frekvens ωEquation, inte på slutfaktorinställningarna i reometerprogramvaran. Oavsett väljer vi att använda 1,00 i geometrikonstantinställningarna, helt enkelt för att underlätta analysen, så att vi kan hitta mängden korrigering som behövs av viskositetsutgångarna från programvaran på ett enkelt sätt, samt urskilja om det är överskattning eller underskattning om ingen korrigering tillämpas. I båda riktningarna, utan korrigering, överskattar den uppmätta viskositeten den faktiska viskositeten, vilket indikeras av ett större än enhetsvärde för sluteffektfaktorn (1,17) och ett mindre än enhetsvärde (0,79) för den ortogonala sluteffektfaktorn (tabell 2).

Målet med denna artikel är att ge visuell demonstration av experimentproceduren för kalibrering av sluteffektfaktorer med hjälp av newtonska viskositetsstandarder. För detaljerade resultat och analys av felkällorna för denna kommersiella OSP-teknik hänvisas läsarna till vår tidigare publikation18. I det arbetet utförde vi CFD-simuleringar (Computational Fluid Dynamics) för att visualisera hastighet, tryck och skjuvhastighetsfält inom hela OSP-geometrin. Överskattningen av primär viskositet beror på en högre genomsnittlig skjuvhastighet i dubbelgapet; Och överskattningen av den ortogonala viskositeten tillskrivs tryckkrafterna på bobändarna förutom en högre skjuvhastighet i dubbelgapet. Dessutom diskuterades feljämförelser mellan olika instrument och mellan de två kommersiellt tillgängliga spaltstorleksgeometrierna (dvs. 0,5 mm och 1,0 mm). Vi rekommenderar starkt att användare bestämmer sluteffektkorrigeringsfaktorerna för sitt eget instrument och geometri, eftersom de faktiska korrigeringarna är materialberoende och varierar mellan instrument och geometrier. Protokollet som presenteras i detta arbete är avgörande för att stödja det växande intresset från akademiska och industriella användare som vill tillämpa denna teknik. Lämpliga sluteffektfaktorer bör tillämpas för att få korrekta resultat, annars är felen märkbara.

De nuvarande kalibreringsprocedurerna utförs för newtonska vätskor, vilket tyder på att korrigeringarna för icke-newtonska vätskor kan vara ännu större på grund av ett mer komplicerat flödesfält inom OSP-geometrin. Eftersom mättillförlitligheten för icke-newtonska vätskor med OSP fortfarande är ett allmänt problem bland reologisamhället, kommer framtida studier att fokusera på kvantifiering av sluteffekter och andra skadliga effekter på experimentfelet för icke-newtonska vätskor. Att förstå korrigeringen relaterad till Newtons vätskeviskositetsmätningar och flödesfältets icke-idealiteter inom den komplicerade OSP-geometrin är det första steget för tillämpningen av OSP-tekniken. Protokollet som presenteras i detta dokument banar väg för framtida undersökningar av icke-newtonska vätskor för att undvika artefakter och experimentell felbias för OSP-forskning.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Disclosures

Den fullständiga beskrivningen av de förfaranden som används i detta dokument kräver identifiering av vissa kommersiella produkter och deras leverantörer. Inkluderandet av sådan information ska inte på något sätt tolkas som att sådana produkter eller leverantörer rekommenderas av NIST eller rekommenderas av NIST eller att de nödvändigtvis är de bästa materialen, instrumenten, programvaran eller leverantörerna för de syften som beskrivs.

Acknowledgments

Ran Tao vill tacka finansiering från National Institute of Standards and Technology, U.S. Department of Commerce under bidrag 70NANB15H112. Finansiering för Aaron M. Forster tillhandahölls genom kongressanslag till 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

DOWNLOAD MATERIALS LIST

References

  1. Macosko, C. W. Rheology: principles, measurements, and applications. , VCH. New York, NY. (1994).
  2. Larson, R. G. The Structure and Rheology of Complex Fluids. , Oxford University Press. New York, NY. (1999).
  3. 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).
  4. Ferry, J. D. Viscoelastic Properties of Polymers. , John Wiley & Sons. New York, NY. (1980).
  5. Yamamoto, M. Rate-dependent relaxation spectra and their determination. Transactions of the Society of Rheology. 15 (2), 331-344 (1971).
  6. 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).
  7. Tanner, R. I., Williams, G. On the orthogonal superposition of simple shearing and small-strain oscillatory motions. Rheologica Acta. 10 (4), 528-538 (1971).
  8. Schoukens, G., Mewis, J. Nonlinear rheological behaviour and shear-dependent structure in colloidal dispersions. Journal of Rheology. 22 (4), 381-394 (1978).
  9. 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).
  10. Mewis, J., Schoukens, G. Mechanical spectroscopy of colloidal dispersions. Faraday Discussions of the Chemical Society. 65, 58-64 (1978).
  11. 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).
  12. 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).
  13. 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).
  14. Colombo, G., et al. Superposition rheology and anisotropy in rheological properties of sheared colloidal gels. Journal of Rheology. 61 (5), 1035-1048 (2017).
  15. 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).
  16. 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).
  17. 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).
  18. 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).
  19. 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).
  20. 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).

Tags

Teknik utgåva 165 reologi viskositet kalibrering newtonska vätskor ortogonal superposition
Kalibreringsprocedurer för ortogonal superpositionsreologi
Play Video
PDF DOI DOWNLOAD MATERIALS LIST

Cite this Article

Tao, R., Forster, A. M. Calibration… More

Tao, R., Forster, A. M. Calibration Procedures for Orthogonal Superposition Rheology. J. Vis. Exp. (165), e61965, doi:10.3791/61965 (2020).

Less
Copy Citation Download Citation Reprints and Permissions
View Video

Get cutting-edge science videos from JoVE sent straight to your inbox every month.

Waiting X
Simple Hit Counter