手表的跌落测试丨非接触式多点同步测量跌落试验的主要目的是分析敏感结构在跌落和冲击过程中的动力学特性。在本次试验中，使用表头(手表去掉表带部分)作为精密机械测试样品，获得其不同部位不同点在自由落体撞击地面前后瞬间的振动位移，速度和加速度曲线。试验装置图1：8个光纤头同步测试表头测量表头八个点在冲击之前、期间及之后的振动速度。为确保表头落下的确切位置，为此我们还专门设计了一个手表测试工作台。由于无法不停重复跌落试验，这八个点的测试就需要同步进行。德国Polytec公司的MPV-800多点式激光测振仪，同步测试最多可达48通道，输出时域和频域振型。本次试验中，我们还使用到了中心摄像机，确保这些测点位置更精确。如图2所示。图2：使用MPV-800的试验装置，测量表头自由落体后的冲击响应测试结果在测试过程中，将速度记录为时间的函数。本次测试记录了表头的8个特定测点在约8ms内的振动速度：撞击前3ms，撞击后5ms。将不同测点的速度曲线叠加到一起，便于数据间的对比，如图3所示。谱图还显示了撞击过程中表头呈现出不同的振动特性。图3：时间-位移曲线通过MPV软件我们可以看到表头的3D振型，如图4所示。图4：表头运动可视化除此之外，我们还可看到表头在受到撞击后是如何旋转的。为了有更好的视觉效果，我们进行了数据后处理。利用MPV软件对速度进行微分和积分，分别得到加速度和位移。将时间差为50μs的5个位移曲线叠加到一起，如图5所示，通过数据后处理我们可以很清楚的看到表头收到撞击后的旋转情况。图5：5个不同测试时间下的响应曲线组合时间-加速度曲线还为我们提供了额外信息：受到冲击后，手表单个部件的振动响应各不相同。图6：时间-加速度曲线图7：时间-速度曲线总结与展望MPV非接触式多点同步测振系统能有效地评估动态冲击响应。MPV-800使用独立的光纤光学头，可以任意放置在物体周围，如有需要还可以组合成3D通道。高达250000次/秒的采样频率，以极高的精度和分辨率获取极短时间内的冲击响应。所获结果可用于数据后处理和模型升级。
固体间的碰撞过程转瞬即逝，它们之间的冲击响应需要特殊的测试方法，而非接触式测试方法则尤其适用于这类测试。使用两台LDV测试两个球体（球体间有一块板）在有和没有流体影响下的冲击响应。在测量液体容器内球体的振动响应时我们发现了有趣的物理现象，为获取正确的测试数据，需要将这种物理现象考虑在内。在一个生物医学研究项目中提到了双稳态换挡阀概念。机械冲击导致位移产生。为深入研究冲击响应和理想脉冲传输至换挡阀外壳，工程师们专门搭建了试验装置。本次试验的目的是了解冲击的基本物理特性。此外，测试结果还可用于验证数值仿真模型。试验时，我们使用不同的撞击主体、不同的材料及在流体中进行。试验装置试验装置：一个框架，带有固支板，板的两侧各有一个球体。其中一个球体（外球）初始时偏离，而后垂直撞击固支板。而代表换挡阀内部结构的另一侧球体（内球）则贴着夹板保持不动。在框架内安装一个液体容器，将内球体完全淹没其中。通过电磁机构来控制外球撞击固支板，以实现高重复性。外球在撞击板块之前的速度约为V0=600mm/s。它以这个速度撞击固支板，使之产生变形和振动，并使内球体产生加速度。图2：亚克力液体容器的近景图试验评估需要获取这两个球体的速度量和位移量，因此，我们同时使用了两台激光多普勒振动仪(VFX-F-110高性能单点式)，它们具有非接触式、对被测表面无附加质量影响等优点，最为重要的是，它们具有极佳的光学灵敏度和分辨率，成功获取了这两个球体在极短冲击时间内的详细响应数据。本次试验最具挑战性的是外球只在撞击前瞬间进入激光束，只有当激光几乎垂直于球面时测试才有效。而在固支板另一侧的内球在开始时是静止不动的，因此比较容易测试。另外，在装有固支板的框架上安装一个亚克力材质的液体容器，将内球体完全淹没其中，以研究不同流体对测试结果的影响。固支板的内表面与流体接触，可以是水也可以是油。容器在注入流体后，测试结果发生了很大变化。这些变化包括流体对球体的冲击和运动的影响，以及流体的光学折射率对测试技术的影响。图3：完全浸入流体内部的球体与夹板相接触激光多普勒测振仪采用激光多普勒原理，内置高精度光学干涉仪，通过入射激光和反射激光的多普勒频移信号解调出被测表面的振动速度；通过入射激光和反射激光的光程变化，采用条纹计数原理解调出被测表面的振动位移。如果测试是在除空气或真空以外的任何介质中进行，就必须考虑所在介质的折射率。因此，为确定球体在流体中的速度，必须将测试结果予以修正。但是，流体容器的运动导致光程的变化，若其两侧的介质不同，则叠加额外振动，如图4所示。图4：两个球体的振动曲线，均叠加了因液体容器运动而造成的振动总结与展望测试流体内物体的振动时，需要将流体折射率(n)考虑在内，根据方程Vcorr=V/n来对结果予以修正。测试结果表明，我们可以成功地确定两个球体在撞击前后的振动速度。
颤振仍然是限制机床加工材料切除率增加的主要因素。通常把金属切削过程中表现为刀具与工件之间强烈的相对振动的这种自激振动称为“颤振”.在铣削中，机床-工件系统的机械模态最初是由切削力所激发。这种自激切削现象会变得不稳定，颤振不断增长直到刀具跳出切削孔，破坏预期的表面公差，甚至在切削力过大的情况下发生断裂。高速加工是航空工业中广泛使用的一种用于加工低刚度薄壁板结构的工艺。在某些切削条件下，这种结构在加工时还可能会产生横向振动。这些铣削和机加工过程的可变动态条件，可能是导致这些制造过程中成品零件表面光洁度差和生产率较低的罪魁祸首。稳定性图方法是利用动态信息定义稳定区域的常用技术，在稳定区域内可以找到合适的和需要的加工参数组合。采用这种技术，需要试验工作频响函数(OFRF)和常规频响函数(FRF)来提供增强的多级同伦摄动法(EMHPM)。激光测振法与现有测试方法的比较众所周知，加速度计在大型结构上的质量载荷对其动态测试的影响基本可以忽略。然而，当被测工件质量较小时，这些影响是不容忽视的。由于OFRF的精度直接影响稳定性图，研究加速度计的质量载荷对稳定性图的影响，对准确预测薄壁零件在铣削时的动态特性具有重要意义。为了研究加速度计的质量载荷对薄壁结构的影响，我们在1×35×50mm的7075铝合金薄壁(1×35×50mm)上进行了不同位置的冲击试验，并收集了重量为0.6g加速度计的相应频响。同样的，我们使用德国Polytec公司的CLV-2534-2紧凑式激光测振仪，测试工件在没有附加质量影响的情况下的动态特性。图1所示的虚线表示在相同条件下，加速度计和激光多普勒测振仪(LDV)获得的频率响应函数。图1：LDV与加速度计的测试结果从图1我们可以发现，加速度计和激光多普勒测振仪所获得的频响函数之间存在显著差异。在被测表面没有附加质量影响下，激光测振仪获取了两种基本振动模式，峰值分别出现在1105Hz和1722Hz。然而，加速度计的测试结果呈现出相同的动态模式，但峰值分别出现在580Hz和1366Hz。由于薄壁工件所产生的声压级，在试验中我们可以在频谱中观察到这些差异。第一峰值的525Hz偏差就是因为存在加速度计附加质量影响所导致。为了验证上述观察，我们使用LDV在带有加速度计的工件上进行测试。如图1中的虚线所示，这时获取的结果与用加速度计采集到的结果相同。本次试验证实了加速度计的附加质量对频响值的影响，它不仅使系统的频响值偏移48%左右，而且使系统的模态阻尼有较大的变化。此外，我们预计到计算的刚度值会发生变化。正如预期的那样，在加工过程中，由于加速度计附加质量的影响，壁材从工件上移除时要比标准厚1mm。为了证明加速度计的附加质量对切削过程动力学的影响，我们利用EMHPM分别对加速度计和激光测振仪的测试结果进行了稳定性图的计算。图2中的是直径为1.27cm螺旋角20°径向切深为0.8毫米的2齿立铣刀的稳定性图。图2:加速度计和激光测振仪分别获取的FRF稳定性图从图2可以看出，仿真稳定性图上的稳定切深值深受加速度计的附加质量影响。与激光测振仪相比，加速度计不论是主轴转速方向上，还是在轴向上的测试结果都会产生偏差。为此，LDV能够很好地对不稳定的切削条件做出预期判断。激光束对准薄壁的顶部中心位置。当主轴转速为26500rpm时，最大振幅可达0.3m/s(图3)。图3：转速为26500rpm时稳定切削另一方面，通过LDV的OFRF响应预测加速度计的不稳定边界区域(图4)。在这种情况下，转速为30,000rpm时的速度值达到0.6m/s。频域显示为颤振频率。图4：转速为3000rpm时不稳定切削结论图5为加速度计与激光测振仪分别获取的模态参数值的对比。我们可以清楚地看到，重0.6g的加速度计附在薄壁工件上对频响值有明显影响。图5：加速度计和激光测振仪分别获取主频
本文介绍了如何使用三维扫描式激光测振仪来获取工业机器人刚度参数的方法。我们还可以用PSV-3D的测试数据来计算变速箱和轴承的倾斜阻力，对这些参数的高效处理使得实时获取机器人振型成为可能。目前，机床基本上仅用作机械加工。虽然铣削机器人的优点有很多，例如结构灵活，但这类机器人只适用于加工精度要求低、切削力低的工作。为了提高工业机器人的加工精度，德国慕尼黑工业大学的机床和工业管理研究所正在使用一种基于模型的控制系统来补偿由切削力引起的静态位移。在设计仿真模型时，既需要具有绝对的实时性，又需要精确地确定机器人的柔性参数。从这两点出发，就必须考虑变速箱和轴承的倾斜阻力。在此之前，还没有一种确定机器人刚度参数的方法，能够同时高精度且相对简单地确定变速箱、轴承和结构部件的静态柔性特性。本文中，我们引入了德国Polytec公司生产的三维扫描式激光测振仪，精确测试机器人结构上各点的位移量。试验装置测试是在德国KUKARoboterGmbH制造的KR240R2500工业机器人上进行。将铣刀主轴安装在机器人的法兰上，并通过一个双动气缸在法兰外部施加几千吨的力(图1，左)。图1：试验装置(左)和所施加力的曲线图(右)对机器人施加的周期外力包括拉伸力和压缩力。为了提高光学测试系统的信号质量，在所有测点上都贴上反光膜。此外，机器人的后面还装有一面镜子，这样机器人背面的点也可被测试到。3-D扫描式激光测振仪由德国Polytec公司提供，三个扫描头被安装在三脚架上。三束激光同时聚焦至同一测点，以确定该测点在三个方向上的振动速度。通过摆镜和扫描头的空间位置，原始数据经过三角转换法后得出该点的三维振动数据。这样，我们可以确定机器人在加载周期中每个测点的速度矢量。而所有测点的位移则通过速度的数值积分得出。根据测试结果计算刚度参数图2：机器人在拉伸和压缩负载下的振型图2显示了仅在z向对机器人施加负载的位移测试结果。我们可以观察到齿轮轴的第二和第三连杆出现倾斜。此外，由于杠杆关系，第一个连杆绕y向有明显旋转现象，这对工具中心点(TCP)的位移有显著影响。本案例强调了在对机器人的柔性特性进行建模时，还必须考虑各个轴的轴承刚度。将连杆机构相邻连接部件的转动量，根据特殊算法即可得出连杆机构的刚度参数，这里就不详细叙述。刚度参数的进一步使用将确定好的参数用于机器人的刚度分析模型，得出实时的柔性特性。将该模型与机器人控制系统相结合就可将机器人各轴的实际位置也考虑在内。根据计算出的位移值，将偏置信号传输至控制系统，这样机器人由于受力（如铣削力）引起的位移，就可以在控制系统端进行补偿。总结与展望实践证明，在PSV-500-3D扫描式激光测振仪的帮助下，可以对加工过程进行实时预测从而通过机器人控制系统来补偿由于施加力而造成的刀具中心点的位移。下一步，我们将开发测试数据的后处理算法，进一步提高连杆旋转角度的确定精度。这样，我们能更好地测试机器人结构组件的柔性特性，并用于机器人的柔性模型的升级。
船舶发动机涡轮增压器的激光振动测试---边界条件，测试误差，可重复度MANEnergySolutions简介MANENERGYSOLUTIONS总部位于德国，是大缸径柴油和燃气发动机以及涡轮机械的全球领先供应商。他们的产品系列包括用于船舶和固定式应用的二冲程和四冲程发动机，涡轮增压器和螺旋桨，以及燃气和蒸汽轮机，压缩机和化学反应器。MANENERGYSOLUTIONS的首席执行官UweLauber博士称，我们所服务的行业的CO2排放量占全球总排放量的很大一部分，这让我们意识到我们的社会责任重大，这正是激励我们每天致力于开创新征程的原因。在MANENERGYSOLUTIONS，我们为海事部门提供系列综合发动机、螺旋桨、艉部设备和涡轮增压器。可靠性是我们行业（尤其是船舶业）关注的第一要务。在产品的研发阶段，我们使用德国Polytec公司的扫描式激光测振仪来获取测试数据，不断地对样件进行模态验证及模型优化、测试，直到部件可以进行量产。实际上，测试质量取决于多重因素。本文系统考察了对测试结果有影响的各个因素，这应该对从事该领域振动测试的从业者们有所启发。图1：涡轮叶片测试试验搭建测试样件是排气涡轮增压器的部件，这些部件具有低阻尼和几何外形复杂等特点，这在测试和模拟过程中都会显著增加模态密度。图2：涡轮叶片的振型温度影响样件温度对测试结果的影响，因此与仿真数据结果进行比对时，其影响往往被低估。杨氏模量的变化是主要原因。图3：温度相关的模态频率平均间隔图3中测试的偏差对于后续的MAC值比对很重要。在检测温度范围内，频率和样件温度之间的线性相干性已经很明显。近似的温度影响可以被计算出来，因此在测试过程中应记录样件温度（或环境温度）的偏差。当测点数量庞大，或频率分辨率很高（会延长后续使用扫描式激光测振仪的测试时间）时，上述方法会非常有用。网格位置偏差对MAC值的影响模态试验旨在验证仿真模型。模态置信准则（MAC）就是一个验证指标。通过比较仿真和实测的特征模态，可以确定每个模态的相关程度。一般必须达到MAC＞0.95的目标。试验装置如下：样本为轴向涡轮叶片，将其几何形貌数据从FE导入至PSV软件中，然后将网格分别移动0.5、1.0和2.0mm，观察MAC值的偏差。将样品放置在初始位置进行三次评估后，以MAC值的扩展为基础进行分析。结果显示在图4中。图4：MAC值偏差MAC值的偏差随着模态阶数的增加而变大，而特征模态会变得更加复杂，最大差异可以高达20%。因此，测试系统（3D校准）和被测样件的精确定位对于获取良好MAC值至关重要。另一方面，对于一个尺寸约50mm，安装误差为0.5mm（即大约被测样件的10%）时，所导致的MAC值误差约为0.02-1%。无论处于哪一阶模态，因此在分析MAC值时可以忽略。图5：用硬质泡沫板和橡皮筋支撑涡轮叶片边界条件：自由-自由如果仿真的边界条件能够在试验中再现，试验结果才会给出与仿真结果相同的固有特征频率和特征模态。仿真工程师们所设置的自由-自由边界条件，在现实中只能近似地得到。测试时的边界条件尽可能接近理想情况，特征频率的偏差则表明了测试有多成功。对比两种“自由-自由”状态：·用硬质泡沫板来支撑·用橡皮筋来支撑将这两种支承条件下的频率偏差进行对比，结果一目了然。在这种情况下，支持条件对测试结果没有显著影响。更重要的是，硬泡沫中的支撑可以可靠地保持样件位置，这样使用一次3D校准即可，甚至可以用于多个试样的连续测试。图6：不同支撑条件下的频率偏差真实几何数据对理想几何数据(CAE数据)的影响如图8所示，由于理想的几何形貌数据与实际的几何形貌数据存在差异，最初无法测试出模态8（初始测试样本S36）。在对样本进行了几何形貌测试，并根据现有的真实几何形貌数据建立新的有限元模型后，对于S36、S43和S01这三个样本而言，特征模态的一致性比较理想。图7：修正后的几何形貌数据和导入的几何形貌数据之间的MAC值的偏差激励位置在弯曲杆试验中，使用应变片和PSV确定了激励位置对传递函数的影响。使用模态力锤进行激励。为了获得H1PSV/应变片的传递函数，这里使用PSV扫描式激光测振仪输出的振动速度作为参考，而不是力。由图10可知，沿杆方向的激励位置对振动速度有影响，而与模态1的H1传递函数无关。图8：带应变片和PSV测点的弯曲杆图9：模态1H1传递函数，沿杆长方向的振动速度结论与展望样件的温度对于随温度变化的弹性模量的影响是不可忽略的。在采样时间长和温度不稳定的条件下测试时，必须特别考虑到这一点。测试网格与其在样本上的实际位置的偏差约为1%(0.5mm@50mm)时，MAC值会产生0.02~1.0%的变化，这取决模态阶数。换句话说，理想的MAC=1变为MAC=0.998~0.99，这可忽略不计。使用硬泡沫作为支撑，对涡轮叶片进行自由-自由测试是完全可以的，而且可以快速方便地固定位置，尤其是需要一系列测试时。如果实际形貌数据与理想形貌数据有可能存在偏差，必须进行检查。如有必要，使用真正的形貌数据修正MAC值。沿弯曲杆方向改变激励位置则对特征模态没有任何影响。
电晕是极不均匀电场中产生的一种自持放电现象，伴有可听噪声、电晕损失和振动等效应。发生电晕时在电极周围可以看到光亮随着高压直流输电线路电压等级不断提高，直流输电线路电晕放电产生的电磁环境问题已成为线路设计的决定性因素之一，其中电晕放电产生的可听噪声问题因其是人们能够亲身感受到的，目前受到广泛关注。分析认为：当直流输电线路表面的场强高于起晕场强时，会引起导线附近的空气发生电晕放电；在放电过程中，导线附近的电子和空间离子在单一方向的强场作用下会被加速，快速地向另一极性导线或地面运动，在移动过程中往往会与空气分子发生非弹性碰撞将能量转移给空气分子；这种突然的能量转换会引起导线附近空气分子的振动，在导线附近产生脉冲声波。可听噪声就是脉冲声波通过空气分子振动传播的结果。同时应注意到，输电线路电晕放电会产生离子风，使输电导线产生振动，对导线周围的空气分子产生影响。之前尚无研究验证这种电晕振动产生的影响是否和电晕噪声之间存在一定的关联。发表在《HighVoltage》2016年1卷第3期，由李学宝，崔翔，卢铁兵等撰写的《直流输电线路的电晕振动和可听噪声之间关系的试验研究》一文中，作者基于实验室内搭建的直流电晕放电可听噪声时域测试平台，获得了正、负极性直流导线电晕放电产生的可听噪声的时域波形及频谱特性，同时采用激光测振仪测量了导线的电晕振动信号，进而分析了电晕放电产生的可听噪声与导线电晕振动之间的关联，结果表明：电晕振动的频域特性和噪声之间基本无联系。试验平台实验布置示意图如图1所示，采用方形电晕笼结构，边长为1m，电晕笼长度为1.5m，包括长1m的中间测量段和两段长0.25m的屏蔽段。实验中电晕笼接地，导线上施加直流电压，所用的直流电压源为AU-120R10。实验中同时测量电晕放电产生的可听噪声和导线的振动信号，其中导线振动采用激光测振仪PDV-100测量。图1实验布置图（a.实验布置示意图,b.实验现场图）试验结果和分析1.导线电晕振动测量结果电压为-30kV、-88kV和88kV时，导线振动速度的时域波形及频谱分别如图2-图4所示。电压为-30kV时导线未起晕，而电压为88kV时导线已起晕。由于电晕放电，导线振动速度幅值明显增加。振动时域波形上没有明显的特征，正极性电晕放电振动信号的幅值要大于负极性电晕放电振动信号的幅值，而通过频域分析发现导线的电晕振动频率均小于1kHz，负极性电晕放电比正极性电晕放电产生更多的频谱分量。图2电压为-30kV时导线振动速度的时域波形及频谱(a.时域波形；b.频谱.)图3电压为-88kV时导线振动速度的时域波形及频谱(a.时域波形；b.频谱.)图4电压为88kV时导线振动速度的时域波形及频谱(a.时域波形；b.频谱.)2.导线电晕放电噪声测量结果图5和图6中分别给出了实验过程中环境噪声及电压为-88kV时可听噪声的时域波形及相应的频谱，从结果可见，电晕放电产生的可听噪声呈双极性脉冲特性，具有较大的随机性，而放电产生的可听噪声的频谱在1kHz以上的频点上增加较为显著。相比于电晕放电产生的导线振动来说，两者之间没有明显的相关性。图5环境噪声的时域和频域特性(a.时域；b频域.)图6加载电压为-88kV时噪声的时域和频域特性主要研究结论1.导线的电晕振动信号无明显特征，导线的电晕振动幅值随着电压增大而明显增大；正极性直流导线电晕放电产生的电晕振动幅值大于负极性电晕放电时的电晕振动幅值；电晕振动的频谱主要由频率小于1kHz的频率分量组成。2.电晕放电产生的噪声波形由一系列双极性声压脉冲组成，具有较大的随机性。电晕振动的频域特性和噪声之间基本无联系。尽管电晕放电时导线振动对导线周围的空气分子有一定的影响，但对电晕放电产生的噪声基本无影响。研究展望本文仅证实了导线电晕放电时产生的导线振动和噪声之间无关联，而导线电晕放电导致的导线振动的本征特性及其产生机理有待对进一步的试验和理论研究揭示。
