基于实测扫频响应反推管路卡箍支承刚度及阻尼_高晔.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 8 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol.39 No. 8 2020 基金项目 中央高校基本科研业务费专项资金N170308028 收稿日期 2018 -11 -27 修改稿收到日期 2018 -12 -24 第一作者 高晔 女,硕士生,1993 年生 通信作者 孙伟 男,博士,教授,博士生导师,1975 年生 基于实测扫频响应反推管路卡箍支承刚度及阻尼 高 晔1,2, 孙 伟1,2, 马 辉1,2 1. 东北大学 机械工程与自动化学院,沈阳 110819; 2. 东北大学 航空动力装备振动及控制教育部重点实验室,沈阳 110819 摘 要为了建立管路系统动力学模型并分析其振动特性,需获取动载荷下卡箍支承刚度及阻尼等力学特性参 数。 该研究提出一种基于实测扫频响应的响应面法来反推上述参数的方法;提出了基于响应面反推管路卡箍支承刚度和 阻尼的辨识算法;利用自编有限元创建了管体 - 卡箍系统的动力学模型,推导了管路系统振动响应;在利用响应面法的匹 配计算中,进行了卡箍刚度及阻尼关于频率和对应响应的多项式拟合,并采用基本遗传算法进行了优化。 在实例研究中, 用提出的方法辨识出了所研究管路卡箍的具有频率依赖性的支承刚度和阻尼;将辨识值回代到分析模型中,通过比较预 测的与实测的频域响应,共振频率及响应偏差均小于 3,证明了辨识结果的合理性。 关键词 管路卡箍;支承刚度;支承阻尼;频域响应;反推辨识 中图分类号 TB535 文献标志码 ADOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 08. 009 Inverse identification of the pipeline support stiffness and damping of the hoop based on the measured sweep frequency response GAO Ye1,2, SUN Wei1,2, MA Hui1,2 1. School of Mechanical Engineering 2. Key Laboratory of Vibration and Control of Aero-Propulsion Systems Ministry of Education of China, Northeastern University, Shenyang 110819, China Abstract To establish the dynamic model of a pipeline system and analyze the vibration characteristics, it is necessary to obtain mechanical characteristic parameters of the hoop such as the support stiffness and damping under dynamic load. In this paper, a response surface for identifying the parameters above was proposed, which was based on the measured sweep response. Firstly, an identification algorithm based on response surface was proposed to identify the stiffness and damping of the pipeline hoop. The dynamic model of the pipe-hoop system was created by the developed finite element , and the vibration response of pipeline system was deduced. Then on the basis of response surface , the polynomial fitting of stiffness and damping about frequency and corresponding response was carried out by the matching calculation, and the simple genetic algorithm was used for optimization. Finally, a case study was carried, and the support stiffness and damping with frequency-dependent characteristic were identified by the proposed . By including identified values into the analysis model, the relative errors between predicted and measured resonance frequency and response are both less than 3 and then the reliability of the identified results was proved. Key words pipeline hoop; support stiffness; support damping; frequency response; inverse identification 管路卡箍是一种常用的标准件,其作用是连接管 路或固定管路到主结构上。 航空发动机或飞机中的卡 箍一般由金属箍带、金属橡胶衬垫等组成,其中金属箍 带作为一种弹性支承,而金属橡胶衬垫则会提供给管 路系统一定的阻尼。 因而,卡箍对管路系统的振动特 性有着重要的影响,如果选用或者布局不当,将会使管 路系统发生松脱、裂纹、断裂等振动故障。 可见,在航 空发动机或飞机等重要设备上,必须对含卡箍支承的 管路系统科学的分析和设计。 目前,已有很多研究人员致力于此工作,例如, Schrtter 等[1]通过实验和有限元法研究了管路系统的 简化模型,并考虑了不同弹性支承的影响。 黄益民 等[2]将卡箍简化为弹簧,建立管路系统动力学模型,通 过罚函数法不断改变其刚度模拟支承的变化,获取管 路系统的固有频率和幅值。 陈艳秋等[3]以调频和调幅 ChaoXing 为目标函数,采用遗传算法对航空发动机卡箍支承位 置进行优化。 李鑫等[4]利用传递矩阵法建立含卡箍管 路系统动力学模型,采用粒子群优化算法,优化卡箍位 置,减小系统特征阻抗。 Schrtter 等[5]利用 Pulse6 系 统对复杂管路系统进行振动测试并获取模态参数,通 过有限元法验证实验方法的合理性。 执行上述研究的前提是需要准确获卡箍力学参 数,主要包括支承刚度及阻尼等,但目前针对管路卡箍 力学参数的辨识仅有少量研究。 李占营等[6]通过解析 和试验方法研究了柔性卡箍刚度特性。 Ulanov 等[7 -9] 在静荷载作用下,利用实验测试滞回曲线确定卡箍的 支承刚度和能量耗散系数,并推导出这些参数的表达 式。 以上力学参数测试主要根据刚度和阻尼定义,在 静载荷测试条件下获取的。 由于金属橡胶衬垫中含有 黏弹 性 阻 尼 材 料, 而 黏 弹 性 材 料 具 有 频 率 依 赖 性[10 -11],因而通过静力学获得的卡箍力学参数可能与 真实状态存在差异。 本文提出通过振动测试来反推卡箍支承刚度及阻 尼的反推法。 在这种测试模式下可以获得不同激振频 率下卡箍对应的力学特性参数,因而相对于静力学测 试结果可能更加接近于实际。 具体地,本文研究基于 实测扫频响应反推辨识卡箍支承刚度及阻尼,并提出 利用响应面辨识技术[12 -14]和在同时考虑共振点和非 共振点数据的前提下完成卡箍力学参数的辨识。 研究 包括以单管路双卡箍支承系统为例,确定响应面反推 辨识原理、创建管路系统动力学有限元分析模型,并辨 识卡箍支承刚度及阻尼。 1 反推辨识原理 图 1 为所研究的双卡箍支承单管路系统,该系 统由管体及卡箍组成。 图 2 为管路卡箍结构图,由 箍带、金属橡胶组成,并通过螺栓连接到夹具上。 辨 识过程主要包括 3 部分实验测试、有限元计算和匹 配计算。 图 1 双卡箍支承单管路系统 Fig. 1 A pipeline system supported by two hoops 基于扫频响应反推不同频率下对应的卡箍支承刚 度及阻尼原理,如图 3 所示。 ①采用振动台对管路系 统进行分段扫频测试,获得共振及非共振频率点管路 指定位置的振动响应数据;②利用自编管路系统有限 元程序计算指定频率点对应的频域响应;③通过多项 式拟合,表示支承刚度、支承阻尼与频率响应的关系; ④采用基于响应面法的匹配计算反推出卡箍支承刚度 和阻尼。 图 2 卡箍结构 Fig. 2 Structure of a hoop 图 3 卡箍支承刚度及阻尼辨识流程 Fig. 3 The procedure of identifying the support stiffness and damping 2 管路系统振动响应分析 2. 1 动力学建模 为了简化,这里在管路系统有限元建模中没有 考虑剪切变形,采用欧拉 - 伯努利梁对管体进行 建模。 参照已有的管路系统动力学建模成果,卡箍可以 用弹簧 - 阻尼单元来模拟[15 -16]。 图 4 为典型的单管 路双卡箍支承系统在 y 方向的有限元模型z 方向与此 类似,在节点 i 和 j 处布置有卡箍。 由图 4 可知,k1,c1 为本文所要辨识的支承刚度和支承阻尼, k2为扭转刚 度,这里根据相关实验测试结果将其设为常量不需 辨识。 95第 8 期 高晔等 基于实测扫频响应反推管路卡箍支承刚度及阻尼 ChaoXing 图 4 管路系统有限元模型 Fig. 4 The finite element model of pipeline system 卡箍支承刚度矩阵为 kk k10 0k2 1 卡箍支承阻尼矩阵为 ck c10 00 [] 2 设管体被划分为 n 个节点,则 n -1 个管单元可组 集成管体刚度矩阵 Kg。 整个管路系统的刚度矩阵包含 管体及卡箍的,可表达为 K Kk Kg3 式中 K 为系统刚度矩阵; Kk为扩展后的卡箍刚度 矩阵。 对应图 4,扩展的卡箍刚度矩阵可通过以下方式获 得将卡箍的支承刚度加到与系统刚度矩阵同维数 0 矩阵对角线的对应支承位置 i 和 j 上。 不考虑管体的内阻尼,则整个管路系统阻尼完全 由卡箍支承阻尼产生。 系统总的阻尼矩阵 C 与刚度矩 阵类似。 2. 2 振动响应计算 基础激励下双卡箍单管路系统的频域运动方程为 - ω2M K iωCX F4 式中 ω 为激振频率; M 为质量矩阵; X 为响应向量; F 为激振力向量。 F - MGU 5 式中, G 为影响系数向量,与激振力方向一致时相应元 素取值取 1,其余元素取 0。 由于管路系统为小阻尼系统,可以用实模态对其 解耦。 求解管路系统实模态的特征方程为 [ - ω2 rM K]φr 0, r 1,2,,2n6 式中 ω2 r 和 φr为第 r 阶特征值和特征向量; 2n 为管路 系统维数。 用转置的模态振型矩阵左乘式4两边,即 φT[ - ω2M K iωC]X φTF7 同时, X φXN8 F φFN9 式中, FN和 XN为模态坐标下的基础激励和响应向量。 方程全部解耦时, 用独立的模态坐标表示式 7,即 [ - ω2φT rMφr φT rKφr iωφT rCφr]xNr fNr10 同时, fNr φT rF 11 xNr φT rX 12 根据模态理论,可得 φT rKφr ω2 r, φ T rMφr 113 φT rCφr 2ξrωr14 式中, ξr为管路系统第 r 阶模态阻尼比。 根据式10、式13和式14,求得 x∗ Nr fNr ω2 r 2iξrωr- ω2 15 模态叠加法求解管路系统在基础激励下的振动响 应,即 X∗∑ n r X∗ r ∑ n r x∗ Nrφr∑ n r fNr ω2 r 2iξrωr- ω2 φr16 直接求得的振动响应为复数,取实部就可获得与 实测相对应的振动响应值。 由于实际测试中获取的频率响应值可能为速度响 应或加速度响应,以速度响应 X∗ v 为例,即 X∗ X∗ v / ω17 3 匹配计算算法 3. 1 响应面近似函数 本文响应面近似函数的因素设计变量为卡箍支 承刚度及阻尼,响应输出变量为某一频率及对应的 频率响应值。 以第 r 阶共振频率及共振响应为例来建 立响应面近似函数非共振点与之类似 fr frkr,cr ε18 式中 fr为管路系统第 r 阶共振频率响应面近似函数; kr和 cr分别为第 r 阶共振频率下的支承刚度及阻尼, 且对应于 y 或 z 方向刚度及阻尼 k1和 c1; fr为模型计 算管路系统第 r 阶共振频率; ε 为总误差,包括随机误 差及系统误差等。 用二阶多项式建立响应面近似函数,即 fr α0 α1kr α2cr α12krcr α11k2 r α22c2 r 19 式中, α0,α1,α2,α12,α11,α22为待定系数。 则第 r 阶响应面近似函数可以表示为 fr xT e,rα 20 式中 xe,r为由 e 个变量构成的第 r 阶响应面变量向量; α 为待定系数向量。 用向量表示多个共振阶次下对应的响应面近似函 数fr,即 fr xeα21 变量矩阵 xe为 06振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing xe xT e,1 xT e,2 ︙ xT e,r 22 为使模型计算与响应面近似函数估计值平方差最 小,即 δα fr- fr Tf r - fr → min23 将式21代入式23可得 δα αTxT α - 2f T rxeα f T rfr 24 取极值条件,对 α 求导,并令导数为 0,求得系数 向量 a xT -1xT efr 25 同样,与共振频率相似,第 r 阶共振响应与对应的 支承刚度及阻尼建立的响应面近似函数x r 及系数向量 β 为 x r β0 β1kr β2cr β12krcr β11k2 r β22c2 r 26 β xT -1xT exr 27 式中 xr为模型计算各阶次共振响应组成的向量; β0, β1,β2,β12,β11,β22为待定系数。 3. 2 目标函数及约束条件 为了得到支承刚度及阻尼值,应该预设合理的目 标函数及约束条件,使响应面近似函数在反推过程中 收敛于实验值。 以共振点为例,对目标函数进行推导, 非共振点与之类似。 minΦrkr,cr f e r- f r 2 f e r 2 xe r - x r 2 xe r 2 28 式中, f e r和 x e r 为实测第 r 阶共振频率及响应值。 约束条件为 kmin≤ kr≤ kmax, cmin≤ cr≤ cmax29 式中, kmax,kmin,cmax和 cmin分别为卡箍支承刚度和阻尼 上下限。 这里将采用基本遗传算法求解此优化问题,在预 设的刚度及阻尼范围内,自适应地控制搜索过程,逐次 产生一个卡箍支承刚度及阻尼的最优解[17 -18]。 步 骤为 步骤 1 编码及解码方法。 某一参数范围为[U1,U2], 设定编码长度为 k,染色体数量 2k。 若某一个体编码为 bkbk -1b2b1, 对应十进制数为 X U1∑ k i 1 bi2i-1 U2- U1 2k- 1 。 步骤 2 个体适应度检测评估。 个体适应度需为非负, 根据目标函数式28,选择适应度函数,并确定 初值。 步骤 3 选择遗传算子。 选择算子为轮盘赌法根据个 体适应度决定后代遗传可能性。 交叉算子为随机选择 两个个体及交叉点位置,交换交叉点右侧基因码,形成 两个子个体。 变异算子为随机选择个体及变异位置, 实现基因码的小概率翻转。 步骤 4 搜索最优解。 个体不断优化,适应度高的个体 增多并集中在最优解附近。 4 研究实例 管体通过卡箍、螺栓和支架固定在振动台上见图 1,螺栓拧紧力矩为 7 Nm。 扫频测试采用振动台对 管路 系 统 激 励, 激 光 拾 振 仪 拾 振, 拾 振 点 坐 标 为 0. 275,0,0。 选定的激励幅度为 0. 5g,分别获取前 4 阶分段扫频响应。 采用半功率带宽法获取半功率点, 并提取对应的频率及响应。 4. 1 反推辨识结果 首先建立各阶共振频率及共振响应关于支承刚度 及阻尼的响应面近似函数。 根据灵敏度法确定初值, 确定支承刚度及阻尼的取值范围,利用中心点实验法, 每阶次选取 100 个试验点。 设定遗传算法参数见表 1。 以 y 方向共振点为例,建立的共振频率响应面近似函 数见表 2。 评价响应面近似函数的指标有均方根误差 RMSE 和多元相关系数 R2,当 RMSE→0 表示响应面误差小, R2→1 则表示响应面与原模型相关性好。 约束条件为卡箍支承刚度及阻尼变化范围,采用 遗传算法进行优化,最终输出各阶次对应的支承刚度 及阻尼。 辨识出共振点及非共振点卡箍支承刚度及阻 尼结果见表 3 表 4。 将频率值作为自变量,卡箍两个 方向刚度及阻尼值分别作为因变量,进行曲线拟合。 具体表达式见表 5,拟合曲线见图 5 图 6。 表 1 基本遗传算法参数 Tab. 1 Parameters of simple genetic algorithm 个体 数目 最大遗传 代数 变量二进 制位数 代沟 交叉 概率 变异 概率 4020200. 950. 70. 01 表 2 y 方向共振频率响应面近似函数 Tab. 2 Approximation functions of response surface for the resonance frequency of y direction 共振阶次响应面近似函数RMSER2 1 f -178. 2 48 230k -49 460c - 4 994k23 273kc 1 901c2 0. 019 71 2 f -227. 6 -4 151k 2 591c 602. 1k2-363. 5kc -1. 81c2 0. 017 71 3 f -247 -3 129k 1 438c 468. 8k2-201. 4kc -0. 791 4c2 0. 015 01 4 f 25. 2 232. 8k -6. 226c - 5. 739k20. 725 8kc 0. 139 7c2 0. 005 71 16第 8 期 高晔等 基于实测扫频响应反推管路卡箍支承刚度及阻尼 ChaoXing 表 3 共振点支承刚度及阻尼 Tab. 3 The support stiffness and damping of resonance point 共振阶次 支承刚度 k 106/ Nm -1 支承阻尼 c/ Nsm -1 共振阶次 支承刚度 k 106/ Nm -1 支承阻尼 c/ Nsm -1 y 向1 阶1.880 11 218.203 3z 向1 阶1.720 2729.985 3 y 向2 阶1.897 0261.3131z 向2 阶1.771 2171.061 4 y 向3 阶2.037 6177.980 4z 向3 阶1.864 886.769 0 y 向4 阶2.066 5128.376 7z 向4 阶1.997 074.309 7 表 4 非共振点支承刚度及阻尼 Tab. 4 The support stiffness and damping of half power point y 向半功 率点/ Hz 支承刚度 k 106 Nm -1 支承阻尼 c/ Nsm -1 z 向半功 率点/ Hz 支承刚度 k 106 Nm -1 支承阻尼 c/ Nsm -1 184.472 71.870 11 227.648 7 179.140 61.712 0744.973 1 191.142 61.882 11 217.535 6 182.182 61.724 0725.979 1 528.332 51.891 1268.561 6507.175 31.760 5178.382 8 532.710 01.898 3251.903 4511.423 31.776 1166.475 6 1 054.758 3 2.025 5178.884 51 011.970 2 1.855 288.600 9 1 062.939 5 2.041 3174.483 01 019.013 7 1.865 786.703 8 表 5 刚度及阻尼拟合曲线表达式 Tab. 5 Fitting curve expressions of support stiffness and damping 拟合多项式R2 ky2. 067 106 -1. 957 13 108/ sqrtπ/2 786. 911 71 e -2 f -307. 631 95 /786. 911 712 0. 994 74 cy161. 542 67 535. 459 12e183. 849 17 - f /146. 060 88550. 265 19e183. 849 17 - f /146. 060 880. 997 40 kz2. 462 82 106 -3. 854 14 108/ sqrtπ/2 3 956. 512 68 e -2 f 403. 507 43 /3 956. 512 5682 0. 995 95 cz72. 642 59 356. 044 15e180. 533 65 - f /184. 242 68304. 498 84e180. 533 65 - f /275. 128 90. 999 69 图 5 刚度变化曲线 Fig. 5 Fitting curve of support stiffness 图 6 阻尼变化曲线 Fig. 6 Fitting curve of support damping 4. 2 模型正确性校验 以两个方向第 1 阶和第 3 阶辨识结果为例,将共 振点对应的刚度及阻尼回带到有限元计算模型中,得 到响应值。 试验测试和模型计算对比情况,如图 7 图 8 所示。 辨识结果发现共振频率偏差小于 2. 59,频 率响应偏差小于 1. 24,验证了本文方法的合理性。 图 7 1 阶频域响应对比 Fig. 7 Comparison of 1-order frequency response 图 8 3 阶频域响应对比 Fig. 8 Comparison of 3-order frequency response 5 结 论 1 含卡箍管路系统的频域响应与卡箍的支承刚 度及阻尼密切相关。 实践证明,这里提出的通过测试 管路系统扫频来反推出卡箍刚度及阻尼的方法是可 行的。 2 建立了频率和振动响应对支承刚度及阻尼响 应面反推辨识方法,将辨识结果回带到有限元模型中, 模型计算与实验测试的管路振动参数小于 3,说明了 辨识算法的合理性。 3 从卡箍支承刚度及阻尼的辨识结果上看,卡 箍的上述力学特性参数存在频率依赖性,这可能源于 卡箍中金属橡胶中有黏弹性材料。 另外,针对这里的 研究实例发现卡箍的水平及竖直方向支承刚度及阻尼 26振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 略有不同,这可能是由卡箍的具体结构决定。 参 考 文 献 [ 1 ] SCHRTTER M, TREBUN ˇ A F, HAGARA M, et al. ology for experimental analysis of pipeline system vibration[J]. Procedia Engineering, 2012, 48 613 -620. [ 2 ] 黄益民, 葛森, 吴炜, 等. 不同支承刚度对输流管道系统 动力学特性完整性影响[J]. 振动与冲击, 2013, 327 165 -168. HUANG Yimin, GE Sen, WU Wei, et al. Effect of different supporting rigidities on dynamic characteristics integrity of a pipeline conveying fluid[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 327 165 -168. [ 3 ] 陈艳秋, 朱梓根. 基于遗传算法的航空发动机管路优化 设计[J]. 航空动力学报,2002, 174 421 -425. CHEN Yanqiu, ZHU Zigen. Piping system design of aero- engine using genetic algorithms [J]. Journal of Aerospace Power, 2002, 174 421 -425. [ 4 ] 李鑫, 王少萍. 基于卡箍优化布局的飞机液压管路减振 分析[J]. 振动与冲击, 2013, 321 14 -20. LI Xin, WANG Shaoping.Vibration control analysis for hydraulic pipelines in an aircraft based on optimized clamp layout[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 321 14 -20. [ 5 ] SCHRTTER M, TREBUN ˇ A F, HAGARA M, et al. ology for experimental analysis of pipeline system vibration[J]. Procedia Engineering, 2012, 48 613 -620. [ 6 ] 李占营, 王建军, 邱明星, 等. 简谐激励下柔性卡箍支承 管路系统响应 [ J].航空动力学报, 2017, 32 11 2705 -2711. LI Zhanying,WANGJianjun,QIUMingxing,etal. Responses of pipe system with flexible hoop under harmonic excitation[J]. Journal of Aerospace Power, 2017, 3211 2705 -2712. [ 7 ] ULANOV A M, BEZBORODOV S A. Calculation of pipeline vibration with damping supports made of the MR material[J]. Procedia Engineering, 2016, 150 101 -106. [ 8 ] BEZBORODOV S A, ULANOV A M. Calculation of vibration of pipeline bundle with damping support made of MR material [J]. Procedia Engineering, 2017, 176 169 -174. [ 9 ] ULANOV A M, BEZBORODOV S A. Research of stress- strained state of pipelines bundle with damping support made of MR material [ J].Procedia Engineering, 2017, 206 3 -8. [10] CORTS F, ELEJABARRIETA M J. Structural vibration of flexural beams with thick unconstrained layer damping[J]. International Journal of Solids and Structures, 2008, 4522/ 23 5805 -5813. [11] BARKANOV E, SKUKIS E, PETITJEAN B. Characterisation of viscoelastic layers in sandwich panels via an inverse technique[J]. Journal of Sound and Vibration, 2009, 327 3/4/5 402 -412. [12] MYERS R H. Response surface ology current status and future directions [ J].Journal of Quality Technology, 1999, 311 30 -44. [13] 鲍诺, 王春洁, 赵军鹏,等. 基于响应面法的结构动力学 模型修正[J]. 振动与冲击, 2013, 3216 54 -58. BAO Nuo, WANG Chunjie, ZHAO Junpeng, et al. Model updating of structure dynamics based on response surface ology[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32 16 54 -58. [14] 麻越垠, 陈万华, 王元兴, 等. 基于响应面方法的叶栅摆 动装置有限元模型修正[J]. 振动与冲击, 2016, 3522 232 -236. MA Yueyin, CHEN Wanhua, WANG Yuanxing, et al. Finite element model updating of a blade swing mechanism based on response surface [J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 3522 232 -236. [15] LIU G, LI Y. Vibration analysis of liquid-filled pipelines with elastic constraints [ J].Journal of Sound and Vibration, 2011, 33013 3166 -3181. [16] XU Y, JOHNSTON D N, JIAO Z, et al.Frequency modellingandsolutionoffluid-structureinteractionin complex pipelines [ J].Journal of Sound and Vibration, 2014, 33310 2800 -2822. [17] 刘蓉, 孙伟. 局部涂敷硬涂层薄板有限元建模及涂敷位 置优化[J]. 振动与冲击,2018,3722 144 -150. LIU Rong, SUN Wei. Finite element modeling and damping optimization of a thin plate partially covered with hard coating [J]. Journal of Vibration and Shock, 2018, 3722 144 - 150. [18] 邹万杰, 瞿伟廉. 基于频响函数和遗传算法的结构损伤 识别研究[J]. 振动与冲击, 2008, 2712 28 -30. ZOU Wanjie, QU Weilian. Structural damage identification based on frequency response function and genetic algorithm [J].Journal of Vibration and Shock, 2008, 27 12 28 -30. 36第 8 期 高晔等 基于实测扫频响应反推管路卡箍支承刚度及阻尼 ChaoXing