O trabalho foi apoiado por projetos: "Centro de pesquisa da Universidade de Žilina - 2. ª fase", concede a ITMS 011 313011, agência de Grant científico do Ministério da educação, ciência e esportes da República Eslovaca e eslovaco Academy of Sciences, n º: 1/0045 / 17, 1/0951/17 e 15/1/0123 e conceder eslovaco pesquisa e agência de desenvolvimento, não. APVV-16-0276.

Nota: Geometria de cada amostra tem que ser selecionado e calculado de acordo com as propriedades físicas e mecânicas do material testado, para que ele tenha uma frequência de ressonância idêntico como o sistema de teste ultra-sônico.

1. determinação da dimensão de amostra teste fadiga
Nota: A geometria do espécime de tensão-compressão padrão "ampulheta", com dimensões definidas principais, é mostrada na Figura 1. Dimensões d, D e r são definidos pelo usuário (independente), enquanto a l e L dimensões tem que ser calculado, de acordo com as condições da frequência de ressonância correta (dependente). O medidor de comprimento l resulta apenas da relação entre d, r e D, de geometria e pode ser calculado facilmente ou obtidos de um modelo de componente; assim, não será um objeto de uma discussão mais aprofundada.
<ol><li>
Determinação das dimensões independentes Nota: As principais dimensões da amostra (d, D, r) são escolhidas de acordo com os parâmetros do materiais e as condições de teste.<ol>
<li>Determine o calibre de diâmetro d de acordo com o volume necessário de material para o teste. No caso de uma microestrutura homogênea com nenhum defeito interno, um menor diâmetro do calibre é preferencial. No caso de um material com defeitos internos significativos (tais como vazios e shrinkages em materiais de elenco), um maior diâmetro do calibre é necessário. O calibre de diâmetro d é geralmente de 3 mm a 5 mm.</li>
		<li>Determine o diâmetro de cabeça D de acordo com o tamanho de material experimental disponível. O diâmetro de cabeça usado D é geralmente de 10 mm a 15 mm. Nota: Quanto maior for o D , menor será o comprimento da cabeça (L).</li>
	</ol>
</li>
	<li>Determine o calibre de raio r de acordo com a distribuição de estresse mecânico exigido no comprimento do calibre do espécime. Quanto maior for o calibre de diâmetro r , o mais suave é a distribuição de estresse mecânico. Um raio de calibre comumente usado é r = 20 mm ou r = 32 mm. Nota: Quanto maior o r é, quanto mais tempo o espécime será.</li>
	<li>
Determinação das dimensões dependentes
	<ol>
<li>Determine o número de onda K de acordo com a seguinte fórmula9,18: <img alt="Equation 1" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq1.jpg"> Nota: Aqui o fr é a frequência de ressonância do sistema ultra-sônico (Hz), ρ é a densidade de volume (kg m-3), e Ed é o dinâmico módulo de elasticidade (kg m-3).</li>
		<li>Determine a aproximação hiperbólica do calibre de raio, de acordo com a seguinte fórmula9,19: <img alt="Equation 2" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq2.jpg"> Nota: L é o comprimento de calibre (m), D é o diâmetro de cabeça (m) e d é o diâmetro do calibre (m) (Figura 1).</li>
		<li>Determine a excentricidade eficaz de acordo com a seguinte fórmula9,18: <img alt="Equation 3" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq3.jpg"> Nota: Aqui A é a aproximação hiperbólica (m-1) determinada pela equação (2), e K é o número de onda (-), determinado de acordo com a expressão (1).</li>
		<li>Determine o comprimento da cabeça (L) de acordo com a seguinte equação9,18: <img alt="Equation 4" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq4.jpg"> Nota: Aqui K é o número de onda (-) determinado de acordo com a expressão (1) no ponto 1.2.1, β é a excentricidade eficaz (m-1) determinada pela equação (3), e l é o comprimento de calibre (m) (Figura 1).</li>
	</ol>
</li>
</ol>2. cálculo do estresse mecânico no calibre comprimento da amostra
<ol><li>Determinar o fator de geométrico norming <img alt="Equation 5" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq5.jpg"> de acordo com a seguinte equação9,18: <img alt="Equation 6" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq6.jpg">
</li>
	<li>Determine o ɛ amplitude de deformação de acordo com a seguinte equação9,18: <img alt="Equation 7" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq7.jpg"> Nota: Aqui <img alt="Equation 5" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq5.jpg"> é o fator geométrico (-) e u é a amplitude de deslocamento exigido da extremidade livre da amostra (m).</li>
	<li>Determine o esforço mecânico amplitude σum de acordo com a seguinte equação9,18: <img alt="Equation 8" src="/files/ftp_upload/57007/57007eq8.jpg"> Nota: Aqui ɛ é a amplitude de deformação (-), determinada de acordo com a expressão (5), e Ed é o dinâmico módulo de elasticidade (kg m-3). Se o estresse mecânico calculado é muito baixo, é necessário aumentar a amplitude de deslocamento u (m) e vice-versa.</li>
</ol>3. fabricação do espécime com operações de usinagem
<ol><li>Devido a vários pequenos desvios dos espécimes usinados de uma forma ideal, fabricação de espécimes com mais cabeças, geralmente L + 0,5 mm.</li>
</ol>4. harmonização da frequência de ressonância da amostra com o sistema ultra-sônico
Nota: Harmonização é o processo de compensação vários pequenos desvios da amostra real da forma ideal, calculada, para obter a frequência de ressonância correta, que está em harmonia com o sonotrodo acústico ultra-sônico.
<ol><li>Escolha o tipo adequado de acústico sonotrodo, de acordo com o intervalo de deslocamento exigido, que é capaz de fornecer adequado estresse mecânico na amostra. Nota: Cada tipo de sonotrodo é projetado e calibrado para uma gama de diferentes de deslocamento, o sonotrodo adequado é escolhido, portanto, de acordo com a amplitude de deslocamento exigido, calculada de acordo com a seção 2.</li>
	<li>
Monte o sonotrodo o conversor piezo-elétrico.
	<ol>
<li>Dane-se o parafuso de conexão dentro do orifício central sobre o sonotrodo até atingir o fundo.</li>
		<li>Espalhe o gel acústico na face do sonotrodo. Nota: Uma pequena quantidade de gel é usada, apenas o suficiente para encher a irregularidade das superfícies, o que melhora a transferência da onda mecânica entre piezo-elétrico conversor e o sonotrodo.</li>
		<li>Aparafuse o sonotrodo o conversor piezo-elétrico.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Execute o sistema ultra-sônico com um conversor de piezo elétrico com sonotrodo montado para medir a frequência de ressonância do sistema específico a temperatura real.<ol>
<li>Execute o software de teste ultra-sônico (por exemplo, Win20k).</li>
		<li>Escolha o tipo do sonotrodo usado no menu drop-down na caixa "Modelo".</li>
		<li>Introduza a menor amplitude de deslocamento possível para o sonotrodo particular na caixa "Amplitude".</li>
		<li>Clique no botão "Iniciar".</li>
		<li>Leia a frequência de ressonância real do sistema na caixa "Frequência".</li>
		<li>Clique no botão "Stop".</li>
	</ol>
</li>
	<li>Monte o espécime no final do sonotrodo.<ol>
<li>Dane-se o parafuso de conexão no orifício central da amostra até atingir o fundo.</li>
		<li>Dane-se o espécime para o sonotrodo.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Execute o sistema ultra-sônico com um conversor de piezo elétrico com sonotrodo montado e amostra para medir a frequência de ressonância do sistema específico a temperatura real.<ol>
<li>Execute o software de teste ultra-sônico.</li>
		<li>Escolha o tipo de sonotrodo usado no menu drop-down na caixa "Modelo".</li>
		<li>Introduza a menor amplitude de deslocamento possível para o sonotrodo particular na caixa "Amplitude".</li>
		<li>Clique no botão "Iniciar".</li>
		<li>Leia a frequência de ressonância real do sistema na caixa "Frequência".</li>
		<li>Clique no botão "Stop".</li>
	</ol>
</li>
	<li>Quando a frequência de ressonância do sistema com espécime montado é menor do que sem o espécime, reduza a massa do provete cortando as faces da cabeça do espécime. Nota: Se a frequência de ressonância com um espécime montado é maior, seria necessário reduzir o calibre de diâmetro d, que visam alterar as condições do teste. Esta é a razão de 0,5 mm é adicionado ao comprimento das cabeças no processo de fabricação.<ol>
<li>Desmonte a amostra do sonotrodo.</li>
		<li>Montar o espécime em um torno e abaixar 0,1 mm da face da cabeça primeira.</li>
		<li>Montar o espécime em um torno e abaixar 0,1 mm da face da cabeça do segunda.</li>
		<li>Repita a etapa 4.6 até a frequência de ressonância está dentro da tolerância de ± 10 Hz.</li>
	</ol>
</li>
</ol>5. final montagem da amostra para o sonotrodo antes do ensaio de fadiga
<ol><li>Aplica o gel acústico nas faces para criar conexões entre o sonotrodo e o espécime.<ol>
<li>Dane-se o parafuso de conexão no orifício central da amostra até atingir o fundo.</li>
		<li>Espalhe o gel acústico na face do espécime. Nota: Apenas uma pequena quantidade de gel acústico é usada para preencher as irregularidades na superfície para melhorar a transferência de onda acústica do sonotrodo para a amostra.</li>
		<li>Dane-se o espécime para o sonotrodo.</li>
	</ol>
</li>
</ol>6. Execute o sistema de arrefecimento para amostra
<ol><li>Se refrigerar de ar é usado, focar o fluxo de ar diretamente no meio do medidor de comprimento da amostra e esperar por cerca de 20 s, assim que o fluxo do fluxo de ar satura o espécime.</li>
	<li>Se refrigerar de água é usado, concentrar os bocais de água na cabeça superior do espécime e ajustar a intensidade do fluxo, assim que a água flui suavemente ao longo do comprimento do calibre, para evitar a cavitação. Nota: Submergindo a amostra em água ou óleo é possível, também, no entanto, isso pode ser usado somente por curto período de tempo testes devido ao efeito significativo da cavitação, que acelera o processo de início de rachadura de fadiga.</li>
</ol>7. executar o sistema de arrefecimento do conversor Piezo elétrico
<ol><li>Abra a válvula do fluxo de ar e ajustar a pressão no intervalo entre 0,5 e 1 bar.</li>
</ol>8. executar o teste em Amplitude de deslocamento exigido
<ol><li>Execute o software de teste ultra-sônico.</li>
	<li>Escolha o tipo do sonotrodo usado no menu drop-down na caixa "Modelo".</li>
	<li>Introduza a amplitude do deslocamento requerido para o sonotrodo específico na caixa de "Amplitude".</li>
	<li>Clique no botão "Iniciar".</li>
</ol>9. Crack iniciação e propagação de fadiga
<ol><li>Observe que após a fadiga crack iniciação e propagação através de uma parte da seção transversal, o sistema é deslocado fora da frequência de ressonância e o teste é finalizado naturalmente.</li>
	<li>Se o teste não termina com uma fratura, depois de atingir o número solicitado de ciclos de carregamento (o teste é um run-out) terminar usando a tecla "Stop" no software teste ultra-sônico.</li>
</ol>10. desmontar a amostra do sonotrodo
<ol><li>Vai se ferrar a amostra do sonotrodo ultra-sônico.</li>
</ol>11. estática força fraturando a carregar
<ol><li>Use a força de carregamento estático para fraturar o resto da seção transversal com o uso de uma máquina de carregamento estático. Nota: O vetor e o tipo da força de carregamento para a fratura estática devem corresponder com o tipo de carregamento para que a superfície de fratura tem caráter consistente a fadiga.</li>
</ol>

<ol>
	<li>Moore, H. F., Kommers, J. B. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> The fatigue of metals. , 321 (1927).</li><li>Nicholas, T. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> High Cycle Fatigue: A Mechanics of Materials Perspective. , (2006).</li><li>Schijve, J. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> Fatigue of Structures and Materials. , (2008).</li><li>Murakami, Y. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> Metal Fatigue: Effects of Small Defects and Nonmetallic Inclusions. , (2002).</li><li>Trsko, L., Bokuvka, O., Novy, F., Guagliano, M. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Effect+of+severe+shot+peening+on+ultra-high-cycle+fatigue+of+a+low-alloy+steel.">Effect of severe shot peening on ultra-high-cycle fatigue of a low-alloy steel.</a> Mater. Design. 57, 103-113 (2014).</li><li>Stanzl, T. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Fracture+mechanisms+and+fracture+mechanics+at+ultrasonic+frequencies.">Fracture mechanisms and fracture mechanics at ultrasonic frequencies.</a> Fatigue. Fract. Eng. M. 22 (7), 567-579 (1999).</li><li>Bathias, C. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=There+is+no+infinite+fatigue+life+in+metallic+materials.">There is no infinite fatigue life in metallic materials.</a> Fatigue. Fract. Eng. M. 22 (7), 559-565 (1999).</li><li>Ritchie, R. O., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=High-cycle+fatigue+of+Ti-6Al-4V.">High-cycle fatigue of Ti-6Al-4V.</a> Fatigue. Fract. Eng. M. 22 (7), 621-631 (1999).</li><li>Bathias, C., Paris, P. C. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> Gigacycle Fatigue in Mechanical Practice. , (2004).</li><li>Bokuvka, O., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=.">.</a> Ultrasonic Fatigue of Materials at Low and High Frequency Loading. , (2015).</li><li>Almaraz, G. M. D., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Ultrasonic+Fatigue+Testing+on+the+Polymeric+Material+PMMA,+Used+in+Odontology+Applications.">Ultrasonic Fatigue Testing on the Polymeric Material PMMA, Used in Odontology Applications.</a> Procedia Structural Integrity. 3, 562-570 (2017).</li><li>Flore, D., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Investigation+of+the+high+and+very+high+cycle+fatigue+behaviour+of+continuous+fibre+reinforced+plastics+by+conventional+and+ultrasonic+fatigue+testing.">Investigation of the high and very high cycle fatigue behaviour of continuous fibre reinforced plastics by conventional and ultrasonic fatigue testing.</a> Compos. Sci. Technol. 141, 130-136 (2017).</li><li>Tr&#353;ko, L., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Influence+of+Severe+Shot+Peening+on+the+Surface+State+and+Ultra-High-Cycle+Fatigue+Behavior+of+an+AW+7075+Aluminum+Alloy.">Influence of Severe Shot Peening on the Surface State and Ultra-High-Cycle Fatigue Behavior of an AW 7075 Aluminum Alloy.</a> J. Mater. Eng. Perform. 26 (6), 2784-2797 (2017).</li><li>Mayer, H., et al. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Cyclic+torsion+very+high+cycle+fatigue+of+VDSiCr+spring+steel+at+different+load+ratios.">Cyclic torsion very high cycle fatigue of VDSiCr spring steel at different load ratios.</a> Int. J. Fatigue. 70, 322-327 (2015).</li><li>Bathias, C. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Piezoelectric+fatigue+testing+machines+and+devices.">Piezoelectric fatigue testing machines and devices.</a> Int. J. Fatigue. 28 (11), 1438-1445 (2006).</li><li>Mayer, H. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Ultrasonic+torsion+and+tension-compression+fatigue+testing:+Measuring+principles+and+investigations+on+2024-T351+aluminium+alloy.">Ultrasonic torsion and tension-compression fatigue testing: Measuring principles and investigations on 2024-T351 aluminium alloy.</a> Int. J. Fatigue. 28 (11), 1446-1455 (2006).</li><li>Brugger, C., Palin-Luc, T., Osmond, P., Blanc, M. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=A+new+ultrasonic+fatigue+testing+device+for+biaxial+bending+in+the+gigacycle+regime.">A new ultrasonic fatigue testing device for biaxial bending in the gigacycle regime.</a> Int. J. Fatigue. 100, Part 2, 619-626 (2017).</li><li>Wagner, D., Cavalieri, F. J., Bathias, C., Ranc, N. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=Ultrasonic+fatigue+tests+at+high+temperature+on+anaustenitic+steel.">Ultrasonic fatigue tests at high temperature on anaustenitic steel.</a> J. Propul. Power. 1 (1), 29-35 (2012).</li><li>Kohout, J., Vechet, S. <a target="_blank" href="http://www.ncbi.nlm.nih.gov/entrez/query.fcgi?db=PubMed&cmd=Search&doptcmdl=Citation&defaultField=Title+Word&term=A+new+function+for+fatigue+curves+characterization+and+its+multiple+merits.">A new function for fatigue curves characterization and its multiple merits.</a> Int. J. Fatigue. 23 (2), 175-183 (2001).</li></ol>

Nós não temos nada para divulgar.

Teste ultra-sônico fadiga é um dos poucos métodos que permite testes dos materiais estruturais na região de ciclo ultra alta. No entanto, a amostra de forma e tamanho são muito limitados no que diz respeito a frequência de ressonância. Por exemplo, testes de chapas finas na modalidade de carregamento axial geralmente não é possível. Além disso, testes de espécimes grandes geralmente não é possível, porque as máquinas de testes não fornecer tal poder e exigiria a concepção de um sistema ultra-sônico especial.
O próprio projeto, cálculo e harmonização da amostra não devem ser subestimados, mesmo quando geradores ultrassônicos modernos são capazes de modular a onda ultra-sônica e resonate com sucesso um espécime com dimensões ligeiramente diferentes. No entanto, isso faz com que uma mudança do nó da onda ultra-sônica longe da parte média do comprimento do calibre, e então o espécime não está corretamente carregado no medidor de comprimento. Pela mesma razão, deve ser tomado para assegurar a simetria do provete em relação a ambos os eixos.
Realizou-se uma grande discussão sobre a correlação dos resultados dos testes realizados em altas frequências com dados obtidos em dispositivos de teste convencionais com a baixa frequência de carregamento. Muitos testes têm mostrado que resultados da alta frequência testa fluentemente estendidos resultados obtidos em frequências baixas, e também uma parte dos resultados da ter sobreposto, quando o mesmo modo de carregamento foi considerado10. Mais tarde, geralmente entendia-se que a frequência de carregamento não é o parâmetro de determinação das propriedades de fadiga, mas é a taxa de deformação, e grandes deformações em baixa frequência de carregamento fornecem taxas de deformação semelhantes como carga com pequenas deformações na alta frequência. No entanto, esta é a razão principal por que esta técnica pode ser usada para testes no intervalo do ciclo de alta e ultra-alta principalmente região, onde as amplitudes de deformação são pequenas. Aumento das frequências de operação de vários componentes fez esta discussão menos importante, também, desde que este método oferece condições de carregamento mais similares do que os que na operação de alta velocidade.
A capacidade de amortecimento interna do material testado determina a quantidade de calor produzido durante o ensaio (amortecimento interno é a capacidade do material para converter energia mecânica em calor). No caso de arrefecimento insuficiente, o comprimento do medidor é significativamente aquecido, que acelera o início de uma rachadura de fadiga devido às propriedades mecânicas inferiores do material testado em temperaturas elevadas. No caso da maioria das ligas de alumínio e magnésio, um fluxo de ar frio é suficiente para arrefecer a amostra durante o teste. Para materiais com maior capacidade de amortecimento interna como aço, níquel e ligas de titânio, é usado um fluxo de líquido refrigerante. Durante o resfriamento com refrigeração líquida, a cavitação na parte média do comprimento do medidor deve ser evitada, porque cavidades aceleram a iniciação do crack, que pode invalidar os resultados do teste.
Ensaios de fadiga na maioria dos dispositivos convencionais testes terminam com uma fratura completa de seção transversal. Depois que a seção transversal da amostra reduzida pelo crack continuamente crescente para uma so-called "secção transversal crítica", a amostra é então fraturado em um ciclo e tem um caráter de uma fratura estática. No processo de ultra-som teste, quando o comprimento da rachadura atinge um comprimento crítico que muda a rigidez do sistema fora da frequência de ressonância, a vibra para causando uma terminação natural do teste. Isso significa que não é possível chegar a seção crítica da Cruz e o teste não termina com uma fratura completa, que mais tarde é realizada artificialmente. Uma vez que a fadiga crack iniciação no representa de espécimes (sem um entalhe artificial) suave fadiga mais de 95% do número de ciclos para fratura, quando é considerado um número tão elevado de ciclos, a diferença é considerada insignificante.
Teste de fadiga ultra-sônica é um método muito importante, que permite a simulação das condições de carregamento de alta velocidade e reduz o tempo de teste. Neste protocolo, destacámos os pontos mais críticos, possibilidades e limitações do método para aplicações bem sucedidas na verificação material de pesquisa e segurança na operação industrial.

Danos de fadiga dos materiais estruturais é fortemente conectado com a industrialização e principalmente com o uso do motor a vapor e locomotivas a vapor para o transporte ferroviário, onde um monte de componentes metálicos, principalmente ferro baseado, têm sido usados e teve de suportar vários tipos de carregamento cíclico. Um dos primeiros testes foi feito por Albert (Alemanha 1829)1 soldada correntes para talhas elétricas de mina. A frequência de carregamento foi 10 curvas por minuto, e o máximo testes gravados atingiu 100.000 ciclos1a carregar. Outro importante trabalho foi realizado por William Fairbairn em 1864. Testes foram realizados em vigas de ferro com o uso de uma carga estática, o que foi levantado por uma alavanca e depois caiu causa vibrações. A viga foi carregada com aumentando gradualmente a carga stress amplitude. Depois de chegar a várias centenas de milhar ciclos em várias amplitudes de stress, na extremidade da viga de carregamento falhou depois de apenas cerca de cinco mil ciclos de carregamento em uma amplitude de carregamento de dois quintos da resistência à tração. O primeiro estudo abrangente e sistemático da influência do estresse repetido em materiais estruturais foi feito por August Wöhler em 1860-18701. Para estes testes, ele estava usando torção, flexão e modos de carregamento axial. Wöhler projetado muitos fadiga exclusivo teste de máquinas, mas sua desvantagem foi operação baixas velocidades, por exemplo, a máquina de dobra mais rápido rotativa operada em 72 rpm (1,2 Hz), assim, a conclusão do programa experimental levou 12 anos1. Após a realização destes testes, considerou-se que, depois de atingir uma amplitude de carregamento, em que o material suporta 10 ciclos de7 , a degradação de fadiga é insignificante e o material pode suportar um número infinito de ciclos de carregamento. Esta amplitude de carregamento foi nomeado o "limite de fadiga" e se tornou o principal parâmetro em desenho industrial por muitos anos2,3.
Desenvolvimento de novas máquinas industriais, que exigido maior eficiência e economia de custos, tinha que fornecer a possibilidade de carregamento superior, maior velocidade de operação, maior duração e alta confiabilidade com requisitos de baixa manutenção. Por exemplo, componentes do trem de alta velocidade Shinkanzen, após 10 anos de operação, têm de suportar cerca de 10 ciclos de9 , e a falha de um componente principal pode ter consequências fatais4. Além disso, componentes de motores de jato operam frequentemente a 12.000 rpm e componentes dos ventiladores turbo muitas vezes superior a 17.000 rpm. Essas operação alta velocidades exigências aumentadas para teste de vida de fadiga na região chamada ciclo ultra alta e para avaliar se a força de fadiga de um material pode ser realmente considerada constante para mais de 10 milhões de ciclos. Após os primeiros testes realizados por superior a esta resistência, era óbvio que falhas de fadiga podem ocorrer mesmo em amplitudes de estresse aplicada menores do que o limite de fadiga, após um número de ciclos de muito mais do que 107e que o mecanismo de dano e falha poderia ser diferente do habitual os5.
Criação de um programa de teste de fadiga visto investigar a região de ultra-alta ciclo exigido o desenvolvimento de novos dispositivos de teste para aumentar fortemente a frequência de carregamento. Um simpósio focado sobre este tema foi realizada em Paris em junho de 1998, onde experimental foram apresentados resultados que foram obtidos por Stanzl-Tschegg6 e Bathias7 a 20 kHz, carregando frequências, Ritchie8 com o uso de 1KHz fechado loop servo-hidráulicos testando a máquina e por Davidson8 com um 1,5 kHz magneto-strictive teste máquina4. A partir desse momento, muitas soluções foram propostas, mas ainda mais comumente a máquina usada para este tipo de teste é baseada no conceito de Manson de 1950 e usa as frequências perto 20KHz9. Estas máquinas apresentam um bom equilíbrio entre a taxa de deformação, a precisão da determinação do número de ciclos e o tempo do teste de fadiga (1010 ciclos são alcançados em aproximadamente 6 dias). Outros dispositivos foram capazes de fornecer ainda maiores frequências de carregamento, como aquele usado pelo Girald em 1959-92 kHz e Kikukawa em 1965-199 kHz; no entanto, estes são raramente usados porque eles criam taxas extremamente altas de deformação e, uma vez que o teste dura apenas alguns minutos, um erro notável na ciclo de contagem é esperado. Outro fator importante limitar a frequência de carregamento de dispositivos de ressonância para o ensaio de fadiga é o tamanho da amostra, que está em relação direta com a frequência de ressonância. Quanto maior a frequência de carregamento solicitada, quanto menor a amostra. Esta é a razão por que frequências acima de 40 kHz são usados raramente10.
Desde que a amplitude de deslocamento é geralmente limitada dentro do intervalo entre 3 e 80 µm, testes de fadiga ultra-sônico podem ser com êxito aplicada em materiais mais metálicos, embora técnicas para teste de materiais poliméricos como PMMA11 e compósitos12 também foram desenvolvidos. Geralmente, testes de fadiga ultra-sônico são possível executar em modos de carregamento axial: tração - compressão simétrica ciclo13,14, tensão - tensão do ciclo15,15, de flexão de três pontos e também há alguns estudos com modificações especiais do sistema para teste de15,16 e flexão biaxial17da torsão. Não é possível usar amostras arbitrárias, pois para este método, a geometria está estritamente relacionada para alcançar a frequência de ressonância de 20 kHz. Para o carregamento axial, diversos tipos de espécimes têm sido comumente utilizados, geralmente com uma forma de ampulheta, com um diâmetro de comprimento de bitola de 3 a 5 mm. Para os três pontos de dobra, chapas finas são comumente usadas, e para outros métodos de tipos especiais de espécimes são projetados, de acordo com o tipo de método e condições de teste. O método foi projetado para avaliação da vida de fadiga na região de ciclo de alta e ultra alta, e isso significa que a carga de 20 kHz, 1 milhão de ciclos é obtido em 50 s; Portanto, isto é geralmente considerado como o limite inferior de ciclos, que podem ser investigados com precisão razoável, em relação ao número de determinação de ciclo de carregamento. Cada amostra tem de ser harmonizado com o chifre ultra-sônico, alterando a massa da amostra para fornecer a frequência de ressonância certa do sistema: chifre ultra-sônico com espécime.

<table border="0" cellpadding="0" cellspacing="0" width="665">
	<tbody>
		<tr height="42">
			<td height="42" style="height:42px;width:216px;">Ultrasonic fatigue testing device</td>
			<td style="width:71px;">Lasur</td>
			<td style="width:119px;">-</td>
			<td style="width:259px;">20 kHz, used for fatigue tests</td>
		</tr>
		<tr height="63">
			<td height="63" style="height:63px;width:216px;">Nyogel 783</td>
			<td style="width:71px;">Nye Lubricants</td>
			<td style="width:119px;">-</td>
			<td>Used as acoustic gel for connection of the parts of the ultrasonic system</td>
		</tr>
		<tr height="21">
			<td height="21" style="height:21px;width:216px;">Win 20k software</td>
			<td style="width:71px;">Lasur</td>
			<td style="width:119px;">-</td>
			<td>Software for operation of the Lasur fatigue testing machine</td>
		</tr>
	</tbody>
</table>

ultrasonic fatigue testing in the tension-compression mode

Teste de fadiga ultra-sônico é um dos alguns métodos que permitem investigar Propriedades de fadiga na região de ciclo ultra alta. O método baseia-se em expor o espécime de vibrações longitudinais na sua frequência de ressonância, perto de 20 kHz. Com o uso desse método, é possível diminuir significativamente o tempo necessário para o teste, quando comparado aos dispositivos de teste convencionais geralmente trabalham em frequências abaixo dos 200 Hz. Ele também é usado para simular a carga de material durante a operação em condições de alta velocidade, tais como aqueles vividos pelos componentes de motores a jato ou carro turbo bombas. É necessário operar apenas na região de ciclo de alta e ultra alta, devido à possibilidade de taxas de deformação extremamente elevado, que pode ter uma influência significativa sobre os resultados do teste. Dimensões e forma da amostra tem que ser cuidadosamente selecionadas e calculada para satisfazer a condição de ressonância do sistema ultra-sônico; assim, não é possível testar os componentes completo ou espécimes de forma arbitrária. Antes de cada ensaio, é necessário harmonizar a amostra com a frequência do sistema ultra-sônico para compensar os desvios da forma real do ideal. Não é possível executar um teste até uma fratura total da amostra, uma vez que o teste é encerrado automaticamente após a iniciação e propagação do crack a um determinado período, quando a rigidez do sistema muda o suficiente para deslocar o sistema fora da ressonância frequência. Este manuscrito descreve o processo de avaliação de fadiga dos materiais, propriedades em alta frequência ultra-sônica fadiga carregando com usam de ressonância mecânica em uma frequência perto de 20 kHz. O protocolo inclui uma descrição detalhada de todas as etapas necessárias para um teste correto, incluindo o projeto de amostra, cálculo de stress, harmonizando-se com a frequência de ressonância, realizando o teste e fratura estática final.

Resultados de teste de fadiga incluem stress, número de ciclos de carregamento de carga e o caractere de finalização do teste (fratura ou run-out) pode ser visto na tabela 1, onde os resultados da vida de fadiga do 50CrMo4 saciada e aço temperado são fornecidos. Interpretação dos resultados do teste de vida de fadiga mais comum é o chamado S - N conspiração (S - stress, N - número de ciclos), também conhecido como do Wöhler. A dependência da vida de fadiga a tensão de carga aplicada é plotada em um diagrama com historicamente determinado eixo invertido, onde o valor independente (carregar o stress) no eixo y e o valor dependente (número de ciclos) está no eixo x . Vários tipos de análise de regressão são aplicadas19 sobre os resultados de vida de fadiga e, no caso de um ataque é adicionado para o diagrama, é comumente chamado o S - curva N. No entanto, não houve diferença com o enredo original, que inclui apenas um ajuste de dados. Se o teste não termina com uma fratura, e ele é finalizado depois de atingir o número necessário de carregamento ciclos sem danos, este resultado é chamado um run-out e na S-N plotagem geralmente marcado pela seta. A Figura 2 mostra um típico S - enredo N de três aços testados: Hardox 450, Strenx 700 MC e S355 J2.
Além disso, as superfícies de fractura das amostras são analisadas, geralmente com uso de microscopia eletrônica (SEM), onde o personagem da fadiga crack iniciação e propagação é identificada e interpretada. A Figura 3 mostra uma superfície de fratura de fadiga após testes de fadiga ultra-sônico de 50CrMo4 temperados e revenidos aço. O crack foi iniciado em uma superfície livre da amostra e então propagado através da seção transversal, até o sistema ultrassônico foi deslocado fora da frequência de ressonância (área escura). Consequentemente, o resto da seção transversal foi fraturado por carregamento estático, que criou a área mais clara na parte superior da figura. A Figura 4 mostra a área de propagação a fadiga no extrudado 7075 AW - T6511 liga de alumínio. A Figura 5 mostra uma cavidade criada na superfície devido à submersão do espécime em refrigerar líquido (água destilada com inibidor anticorrosivo à temperatura ambiente) para um teste de longa data (várias horas). A cavidade acelerou o início de rachadura de fadiga e o resultado deste teste não pode ser considerado válido.
<img alt="Figure 1" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57007/57007fig1.jpg"> Figura 1 : Desenho da amostra teste ultra-sônico fadiga tensão-compressão padrão. As dimensões são definidas como segue: d -calibre de diâmetro, raio de calibre D - diâmetro de cabeça, r -, L - comprimento da cabeça, l - medidor de comprimento. <a href="//cloudflare-jove-com.remotexs.ntu.edu.sg/files/ftp_upload/57007/57007fig1large.jpg" target="_blank">Clique aqui para ver uma versão maior desta figura.</a>
<img alt="Figure 2" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57007/57007fig2.jpg"> Figura 2 : O S - Enredo N do aço Hardox 450, Strenx 700 MC e S355 J2. Teste de batimento é marcado pela seta. <a href="//cloudflare-jove-com.remotexs.ntu.edu.sg/files/ftp_upload/57007/57007fig2large.jpg" target="_blank">Clique aqui para ver uma versão maior desta figura.</a>
<img alt="Figure 3" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57007/57007fig3.jpg"> Figura 3 : Caractere de superfície de fratura do espécime 50CrMo4 aço carregado no 365 MPa e fraturado após 1.97 × 10 8 ciclos de carregamento. A fratura iniciada na superfície livre da amostra. A superfície de fratura consiste em área de propagação estável da fadiga (área escura) e a área da propagação instável, a assim chamada fratura estática (área de luz). <a href="//cloudflare-jove-com.remotexs.ntu.edu.sg/files/ftp_upload/57007/57007fig3large.jpg" target="_blank">Clique aqui para ver uma versão maior desta figura.</a>
<img alt="Figure 4" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57007/57007fig4.jpg"> Figura 4 : Área de propagação a fadiga no espécime de liga de alumínio 7075 AW carregado no 203 MPa e fraturado após 8,3 × 10 6 ciclos de carregamento. O crack propagado com um mecanismo de fadiga transcristalina e o personagem de banda-tipo da superfície de fratura é um resultado da textura forte deformação após a extrusão do material no processo de fabricação. A seta mostra a direção de propagação de rachadura de fadiga. <a href="//cloudflare-jove-com.remotexs.ntu.edu.sg/files/ftp_upload/57007/57007fig4large.jpg" target="_blank">Clique aqui para ver uma versão maior desta figura.</a>
<img alt="Figure 5" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57007/57007fig5.jpg"> Figura 5 : Cavidade em uma superfície do espécime 50CrMo4 aço quando utilizou-se um processo de arrefecimento inadequado. O espécime foi submersa no líquido (água destilada com inibidor anticorrosivo à temperatura ambiente). Cavidades aceleram o processo de início de rachadura de fadiga, porque eles servem como estresse entalhes de concentração, assim, o resultado deste teste de fadiga não é válido. <a href="//cloudflare-jove-com.remotexs.ntu.edu.sg/files/ftp_upload/57007/57007fig5large.jpg" target="_blank">Clique aqui para ver uma versão maior desta figura.</a>
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody>
<tr>
<td rowspan="2">N º de amostra</td>
			<td>Amplitude de stress</td>
			<td rowspan="2">Número de ciclos de carregamento</td>
			<td rowspan="2">Resultado</td>
		</tr>
<tr>
<td>(MPa)</td>
		</tr>
<tr>
<td>1</td>
			<td>449</td>
			<td>1.22 × 107
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>2</td>
			<td>505</td>
			<td>4,87 × 106
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>3</td>
			<td>421</td>
			<td>2,08 × 107
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>4</td>
			<td>449</td>
			<td>8.50 × 106
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>5</td>
			<td>421</td>
			<td>1,59 × 107
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>6</td>
			<td>393</td>
			<td>8,90 × 107
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>7</td>
			<td>365</td>
			<td>1.22 × 108
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>8</td>
			<td>337</td>
			<td>2,39 × 108
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>9</td>
			<td>337</td>
			<td>5,55 × 108
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>10</td>
			<td>309</td>
			<td>7,28 × 108
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
<tr>
<td>11</td>
			<td>365</td>
			<td>1.97 × 108
</td>
			<td>Fratura</td>
		</tr>
</tbody></table>Tabela 1: Resultados do aço 50CrMo4 fadiga análise da vida através do teste de fadiga ultra-sônica. Resultados de vida de fadiga representam a dependência do número de ciclos de carga sobre a tensão de carga aplicada. O teste pode acabar com a fratura, ou por um run-out quando nenhuma fractura por fadiga ocorre após o número solicitado de ciclos de carregamento.

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Ultrasonic Fatigue Testing in the Tension-Compression Mode

Um protocolo para fadiga ultra-sônico testes na região de ciclo de alta e ultra alta no modo de carga de tensão-compressão axial.

Fadiga ultra-sônico de teste no modo de tensão-compressão

Ultrasonic fatigue testing is one of a few methods which allow investigating fatigue properties in the ultra-high cycle region. The method is based on ...

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10.6K visualizações.  University of Žilina. Um protocolo para fadiga ultra-sônico testes na região de ciclo de alta e ultra alta no modo de carga de tensão-compressão axial.

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Development of Whispering Gallery Mode Polymeric Micro-optical Electric Field Sensors

Optical modes of dielectric micro-cavities have received significant attention in recent years for their potential in a broad range of applications. The optical modes are frequently referred to as "whispering gallery modes" (WGM) or "morphology dependent resonances" (MDR) and exhibit high optical quality factors. Some proposed applications of micro-cavity optical resonators are in spectroscopy1, micro-cavity laser technology2, optical communications3-6 as well as sensor technology. The WGM-based sensor applications include those in biology7, trace gas detection8, and impurity detection in liquids9. Mechanical sensors based on microsphere resonators have also been proposed, including those for force10,11, pressure12, acceleration13 and wall shear stress14. In the present, we demonstrate a WGM-based electric field sensor, which builds on our previous studies15,16. A candidate application of this sensor is in the detection of neuronal action potential.
The electric field sensor is based on polymeric multi-layered dielectric microspheres. The external electric field induces surface and body forces on the spheres (electrostriction effect) leading to elastic deformation. This change in the morphology of the spheres, leads to shifts in the WGM. The electric field-induced WGM shifts are interrogated by exciting the optical modes of the spheres by laser light. Light from a distributed feedback (DFB) laser (nominal wavelength of ~ 1.3 &mu;m) is side-coupled into the microspheres using a tapered section of a single mode optical fiber. The base material of the spheres is polydimethylsiloxane (PDMS). Three microsphere geometries are used: (1) PDMS sphere with a 60:1 volumetric ratio of base-to-curing agent mixture, (2) multi layer sphere with 60:1 PDMS core, in order to increase the dielectric constant of the sphere, a middle layer of 60:1 PDMS that is mixed with varying amounts (2% to 10% by volume) of barium titanate and an outer layer of 60:1 PDMS and (3) solid silica sphere coated with a thin layer of uncured PDMS base. In each type of sensor, laser light from the tapered fiber is coupled into the outermost layer that provides high optical quality factor WGM (Q ~ 106). The microspheres are poled for several hours at electric fields of ~ 1 MV/m to increase their sensitivity to electric field.

A high-sensitivity photonic micro sensor was developed for electric field detection. The sensor exploits the optical modes of a dielectric sphere. Changes in the external electric field perturb the sphere morphology leading to shifts in its optical modes. The electric field strength is measured by monitoring these optical shifts.

Desenvolvimento de Whispering Gallery Modo poliméricos Micro-ópticos sensores do campo eléctrico

Optical modes of dielectric micro-cavities have received significant attention in recent years for their potential in a broad range of applications. The ...

Engenharia

Microwave Photonics Systems Based on Whispering-gallery-mode Resonators

Microwave photonics systems rely fundamentally on the interaction between microwave and optical signals. These systems are extremely promising for various areas of technology and applied science, such as aerospace and communication engineering, sensing, metrology, nonlinear photonics, and quantum optics. In this article, we present the principal techniques used in our lab to build microwave photonics systems based on ultra-high Q whispering gallery mode resonators. First detailed in this article is the protocol for resonator polishing, which is based on a grind-and-polish technique close to the ones used to polish optical components such as lenses or telescope mirrors. Then, a white light interferometric profilometer measures surface roughness, which is a key parameter to characterize the quality of the polishing. In order to launch light in the resonator, a tapered silica fiber with diameter in the micrometer range is used. To reach such small diameters, we adopt the "flame-brushing" technique, using simultaneously computer-controlled motors to pull the fiber apart, and a blowtorch to heat the fiber area to be tapered. The resonator and the tapered fiber are later approached to one another to visualize the resonance signal of the whispering gallery modes using a wavelength-scanning laser. By increasing the optical power in the resonator, nonlinear phenomena are triggered until the formation of a Kerr optical frequency comb is observed with a spectrum made of equidistant spectral lines. These Kerr comb spectra have exceptional characteristics that are suitable for several applications in science and technology. We consider the application related to ultra-stable microwave frequency synthesis and demonstrate the generation of a Kerr comb with GHz intermodal frequency.

The customized techniques developed in our lab to build microwave photonics systems based on ultra-high Q whispering gallery mode resonators are presented. The protocols to obtain and characterize these resonators are detailed, and an explanation of some of their applications in microwave photonics is given.

Microwave Systems Fotônica Baseado Ressonadores-gallery de modo Whispering

Microwave photonics systems rely fundamentally on the interaction between microwave and optical signals. These systems are extremely promising for various ...

Fabrication of VB2/Air Cells for Electrochemical Testing

A technique to investigate the properties and performance of new multi-electron metal/air battery systems is proposed and presented. A method for synthesizing nanoscopic VB2 is presented as well as step-by-step procedure for applying a zirconium oxide coating to the VB2 particles for stabilization upon discharge. The process for disassembling existing zinc/air cells is shown, in addition construction of the new working electrode to replace the conventional zinc/air cell anode with a the nanoscopic VB2 anode. Finally, discharge of the completed VB2/air battery is reported. We show that using the zinc/air cell as a test bed is useful to provide a consistent configuration to study the performance of the high-energy high capacity nanoscopic VB2 anode.

Fabrication of VB2/Air Cells for Electrochemical Testing

A protocol is presented to study multi-electron metal/air battery systems by using previous technology developed for the zinc/air cell. Electrochemical testing is then performed on fabricated batteries to evaluate performance.

Fabricação de VB<sub&gt; 2</sub&gt; / Ar Células para Electrochemical Teste

A technique to investigate the properties and performance of new multi-electron metal/air battery systems is proposed and presented. A method for ...

Experiments on Ultrasonic Lubrication Using a Piezoelectrically-assisted Tribometer and Optical Profilometer

Friction and wear are detrimental to engineered systems. Ultrasonic lubrication is achieved when the interface between two sliding surfaces is vibrated at a frequency above the acoustic range (20 kHz). As a solid-state technology, ultrasonic lubrication can be used where conventional lubricants are unfeasible or undesirable. Further, ultrasonic lubrication allows for electrical modulation of the effective friction coefficient between two sliding surfaces. This property enables adaptive systems that modify their frictional state and associated dynamic response as the operating conditions change. Surface wear can also be reduced through ultrasonic lubrication. We developed a protocol to investigate the dependence of friction force reduction and wear reduction on the linear sliding velocity between ultrasonically lubricated surfaces. A pin-on-disc tribometer was built which differs from commercial units in that a piezoelectric stack is used to vibrate the pin at 22 kHz normal to the rotating disc surface. Friction and wear metrics including effective friction force, volume loss, and surface roughness are measured without and with ultrasonic vibrations at a constant pressure of 1 to 4 MPa and three different sliding velocities: 20.3, 40.6, and 87 mm/sec. An optical profilometer is utilized to characterize the wear surfaces. The effective friction force is reduced by 62% at 20.3 mm/sec. Consistently with existing theories for ultrasonic lubrication, the percent reduction in friction force diminishes with increasing speed, down to 29% friction force reduction at 87 mm/sec. Wear reduction remains essentially constant (49%) at the three speeds considered.

We present a protocol for using a piezoelectrically-assisted tribometer and optical profilometer to investigate the dependence of ultrasonic wear and friction reduction on linear velocity, contact pressure, and surface properties.

Experimentos em Ultrasonic Lubrificação Usando um tribômetro piezoelectricamente-assistida e Profilometer Optical

Friction and wear are detrimental to engineered systems. Ultrasonic lubrication is achieved when the interface between two sliding surfaces is vibrated at ...

Ultrasonic Welding of Thermoplastic Composite Coupons for Mechanical Characterization of Welded Joints through Single Lap Shear Testing

This paper presents a novel straightforward method for ultrasonic welding of thermoplastic-composite coupons in optimum processing conditions. The ultrasonic welding process described in this paper is based on three main pillars. Firstly, flat energy directors are used for preferential heat generation at the joining interface during the welding process. A flat energy director is a neat thermoplastic resin film that is placed between the parts to be joined prior to the welding process and heats up preferentially owing to its lower compressive stiffness relative to the composite substrates. Consequently, flat energy directors provide a simple solution that does not require molding of resin protrusions on the surfaces of the composite substrates, as opposed to ultrasonic welding of unreinforced plastics. Secondly, the process data provided by the ultrasonic welder is used to rapidly define the optimum welding parameters for any thermoplastic composite material combination. Thirdly, displacement control is used in the welding process to ensure consistent quality of the welded joints. According to this method, thermoplastic-composite flat coupons are individually welded in a single lap configuration. Mechanical testing of the welded coupons allows determining the apparent lap shear strength of the joints, which is one of the properties most commonly used to quantify the strength of thermoplastic composite welded joints.

A straightforward procedure for ultrasonic welding of thermoplastic composite coupons for basic mechanical testing is described. Key characteristics of this ultrasonic welding process are the use of flat energy directors for simplified process preparation and the use of process data for the fast definition of optimum processing conditions.

Ultrasonic Welding de cupons termoplástica composta de Mecânica Caracterização de Juntas Soldadas através Individual Sobreposição Testing

This paper presents a novel straightforward method for ultrasonic welding of thermoplastic-composite coupons in optimum processing conditions. The ...

Automation of Mode Locking in a Nonlinear Polarization Rotation Fiber Laser through Output Polarization Measurements

When a laser is mode-locked, it emits a train of ultra-short pulses at a repetition rate determined by the laser cavity length. This article outlines a new and inexpensive procedure to force mode locking in a pre-adjusted nonlinear polarization rotation fiber laser. This procedure is based on the detection of a sudden change in the output polarization state when mode locking occurs. This change is used to command the alignment of the intra-cavity polarization controller in order to find mode-locking conditions. More specifically, the value of the first Stokes parameter varies when the angle of the polarization controller is swept and, moreover, it undergoes an abrupt variation when the laser enters the mode-locked state. Monitoring this abrupt variation provides a practical easy-to-detect signal that can be used to command the alignment of the polarization controller and drive the laser towards mode locking. This monitoring is achieved by feeding a small portion of the signal to a polarization analyzer measuring the first Stokes parameter. A sudden change in the read out of this parameter from the analyzer will occur when the laser enters the mode-locked state. At this moment, the required angle of the polarization controller is kept fixed. The alignment is completed. This procedure provides an alternate way to existing automating procedures that use equipment such as an optical spectrum analyzer, an RF spectrum analyzer, a photodiode connected to an electronic pulse-counter or a nonlinear detecting scheme based on two-photon absorption or second harmonic generation. It is suitable for lasers mode locked by nonlinear polarization rotation. It is relatively easy to implement, it requires inexpensive means, especially at a wavelength of 1550 nm, and it lowers the production and operation costs incurred in comparison to the above-mentioned techniques.

A protocol to detect and automate mode locking in a pre-adjusted nonlinear polarization rotation fiber laser is presented. The detection of a sudden change in the output polarization state when mode locking occurs is used to command the alignment of an intra-cavity polarization controller in order to find mode-locking conditions.

Automação de Modo de bloqueio em uma rotação do laser da fibra não-linear de polarização através de medidas de polarização de saída

When a laser is mode-locked, it emits a train of ultra-short pulses at a repetition rate determined by the laser cavity length. This article outlines a ...

Characterization of Anisotropic Leaky Mode Modulators for Holovideo

Holovideo displays are based on light-bending spatial light modulators. One such spatial light modulator is the anisotropic leaky mode modulator. This modulator is particularly well suited for holographic video experimentation as it is relatively simple and inexpensive to fabricate1-3. Some additional advantages of leaky mode devices include: large aggregate bandwidth, polarization separation of signal light from noise, large angular deflection and frequency control of color1. In order to realize these advantages, it is necessary to be able to adequately characterize these devices as their operation is strongly dependent on waveguide and transducer parameters4. To characterize the modulators, the authors use a commercial prism coupler as well as a custom characterization apparatus to identify guided modes, calculate waveguide thickness and finally to map the device's frequency input and angular output of leaky mode modulators. This work gives a detailed description of the measurement and characterization of leaky mode modulators suitable for full-color holographic video.

This work describes fabrication and characterization of anisotropic leaky mode modulators for holographic video.

Caracterização de anisotrópicos Leaky Modo moduladores para Holovideo

Holovideo displays are based on light-bending spatial light modulators.  One such spatial light modulator is the anisotropic leaky mode modulator.  This ...

Stimulated Stokes and Antistokes Raman Scattering in Microspherical Whispering Gallery Mode Resonators

Dielectric microspheres can confine light and sound for a length of time through high quality factor whispering gallery modes (WGM). Glass microspheres can be thought as a store of energy with a huge variety of applications: compact laser sources, highly sensitive biochemical sensors and nonlinear phenomena. A protocol for the fabrication of both the microspheres and coupling system is given. The couplers described here are tapered fibers. Efficient generation of nonlinear phenomena related to third order optical non-linear susceptibility &#935;(3) interactions in triply resonant silica microspheres is presented in this paper. The interactions here reported are: Stimulated Raman Scattering (SRS), and four wave mixing processes comprising Stimulated Anti-stokes Raman Scattering (SARS). A proof of the cavity-enhanced phenomenon is given by the lack of correlation among the pump, signal and idler: a resonant mode has to exist in order to obtain the pair of signal and idler. In the case of hyperparametric oscillations (four wave mixing and stimulated anti-stokes Raman scattering), the modes must fulfill the energy and momentum conservation and, last but not least, have a good spatial overlap.

Efficient generation of nonlinear phenomena related to third order optical non-linear susceptibility &#935;(3) interactions in triply resonant silica microspheres is presented in this paper. The interactions here reported are: Stimulated Raman Scattering (SRS), and four wave mixing processes comprising Stimulated Anti-stokes Raman Scattering (SARS).

Estimulada Stokes e Antistokes Raman Scattering em microparticulas Whispering Gallery Modo Resonators

Dielectric microspheres can confine light and sound for a length of time through high quality factor whispering gallery modes (WGM). Glass microspheres ...

Subsurface Defect Localization by Structured Heating Using Laser Projected Photothermal Thermography

The presented method is used to locate subsurface defects oriented perpendicularly to the surface. To achieve this, we create destructively interfering thermal wave fields that are disturbed by the defect. This effect is measured and used to locate the defect. We form the destructively interfering wave fields by using a modified projector. The original light engine of the projector is replaced with a fiber-coupled high-power diode laser. Its beam is shaped and aligned to the projector&#39;s spatial light modulator and optimized for optimal optical throughput and homogeneous projection by first characterizing the beam profile, and, second, correcting it mechanically and numerically. A high-performance infrared (IR) camera is set up according to the tight geometrical situation (including corrections of the geometrical image distortions) and the requirement to detect weak temperature oscillations at the sample surface. Data acquisition can be performed once a synchronization between the individual thermal wave field sources, the scanning stage, and the IR camera is established by using a dedicated experimental setup which needs to be tuned to the specific material being investigated. During data post-processing, the relevant information on the presence of a defect below the surface of the sample is extracted. It is retrieved from the oscillating part of the acquired thermal radiation coming from the so-called depletion line of the sample surface. The exact location of the defect is deduced from the analysis of the spatial-temporal shape of these oscillations in a final step. The method is reference-free and very sensitive to changes within the thermal wave field. So far, the method has been tested with steel samples but is applicable to different materials as well, in particular to temperature sensitive materials.

This method aims at locating vertical subsurface defects. Here, we couple a laser with a spatial light modulator and trigger its video input to heat a sample surface deterministically with two anti-phased modulated lines while acquiring highly resolved thermal images. The defect position is retrieved from evaluating thermal wave interference minima.

Localização de Defeitos Subsuperficiais por Aquecimento Estruturado usando a Termografia Fototérmica Projetada a Laser

The presented method is used to locate subsurface defects oriented perpendicularly to the surface. To achieve this, we create destructively interfering ...

In Situ High Pressure Hydrogen Tribological Testing of Common Polymer Materials Used in the Hydrogen Delivery Infrastructure

High pressure hydrogen gas is known to adversely affect metallic components of compressors, valves, hoses, and actuators. However, relatively little is known about the effects of high pressure hydrogen on the polymer sealing and barrier materials also found within these components. More study is required in order to determine the compatibility of common polymer materials found in the components of the hydrogen fuel delivery infrastructure with high pressure hydrogen. As a result, it is important to consider the changes in physical properties such as friction and wear in situ while the polymer is exposed to high pressure hydrogen. In this protocol, we present a method for testing the friction and wear properties of ethylene propylene diene monomer (EPDM) elastomer samples in a 28 MPa high pressure hydrogen environment using a custom-built in situ pin-on-flat linear reciprocating tribometer. Representative results from this testing are presented which indicate that the coefficient of friction between the EPDM sample coupon and steel counter surface is increased in high pressure hydrogen as compared to the coefficient of friction similarly measured in ambient air.

In Situ High Pressure Hydrogen Tribological Testing of Common Polymer Materials Used in the Hydrogen Delivery Infrastructure

A test methodology for quantifying tribological properties of polymers used in hydrogen infrastructure service is demonstrated and characteristic results for a common elastomer are discussed.

In Situ Hidrogênio de alta pressão tribológicas de ensaios de materiais de polímero comum usados na infra-estrutura de entrega de hidrogênio

High pressure hydrogen gas is known to adversely affect metallic components of compressors, valves, hoses, and actuators. However, relatively little is ...