曲折線圈型電磁超聲表面波換能器的優(yōu)化設(shè)計(jì)

康 磊，金 昱，潘 峰，蘇日亮

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動(dòng)化學(xué)院，黑龍江哈爾濱 150001)

0 引言

電磁超聲無損檢測(cè)技術(shù)在鋁合金板材檢測(cè)中的應(yīng)用日益廣泛［1－2］。在以往研究過程中，針對(duì)電磁超聲表面波換能器的優(yōu)化問題，已有的結(jié)論包括:發(fā)射電流增大，激發(fā)的表面波振幅也隨之增大;提離距離減小，激發(fā)的表面波振幅也隨之增大［3－5］。然而根據(jù)目前的研究結(jié)果，傳統(tǒng)的電磁超聲表面波換能器采用導(dǎo)線均勻分布的線圈以及寬度大于或等于線圈寬度的磁鐵［6－8］，換能效率較低。而在電磁超聲無損檢測(cè)技術(shù)中，換能器的換能效率尤為重要。為了解決電磁超聲表面波換能器效率較低的問題，本文圍繞換能器的磁鐵和線圈這兩個(gè)因素進(jìn)行了研究。

1 電磁超聲表面波換能器工作機(jī)理

電磁超聲表面波換能器的工作機(jī)理分為2種:鐵磁材料中表面波的激發(fā)過程是洛倫茲力、磁化效應(yīng)和磁致伸縮共同作用的結(jié)果［9］，而非鐵磁材料中表面波的激發(fā)過程只受洛倫茲力的影響。本文只對(duì)非鐵磁材料進(jìn)行研究，其工作機(jī)理如圖1所示。將鋁板上方的發(fā)射線圈通入高頻交變電流，根據(jù)電磁感應(yīng)定律，在鋁板表面會(huì)感生出與線圈電流方向相反、頻率相同的渦流;若在空間施加一個(gè)豎直方向的靜磁場(chǎng)，渦流區(qū)域中的微粒則相應(yīng)受到洛倫茲力的作用，產(chǎn)生周期性的振動(dòng)。當(dāng)這種振動(dòng)以波的形式在試件表面?zhèn)鬏敃r(shí)，就形成了超聲表面波。其中，線圈相鄰兩匝導(dǎo)線的中心距離L應(yīng)按照表面波波長λ的1/2制作，以使線圈各匝導(dǎo)線所激發(fā)的表面波發(fā)生相長干涉，從而產(chǎn)生幅值較大、指向性較強(qiáng)的電磁超聲表面波［10］。

圖1 電磁超聲表面波換能器工作機(jī)理示意圖

接收過程中，超聲表面波在鋁板表面?zhèn)鞑r(shí)伴隨著鋁板微粒的振動(dòng)，根據(jù)電磁感應(yīng)定律，微粒的振動(dòng)切割靜磁場(chǎng)會(huì)形成渦流，渦流所產(chǎn)生的交變磁場(chǎng)就會(huì)在接收線圈中感生出電壓。通過檢測(cè)和分析該電壓，就可以獲得試件中的缺陷信息。

2 EMAT設(shè)計(jì)

EMAT的設(shè)計(jì)包括EMAT磁鐵設(shè)計(jì)和EMAT線圈設(shè)計(jì)兩部分，本文首先進(jìn)行EMAT磁鐵的設(shè)計(jì)。

2.1 EMAT 磁鐵設(shè)計(jì)

本文利用COMSOL有限元分析軟件進(jìn)行仿真分析，通篇采用的仿真參數(shù)為:線圈匝數(shù)為N=6，工作頻率為500 kHz，發(fā)射周波數(shù)為6個(gè)，線圈提離距離為d=0.1 mm，磁鐵提離距離為0.6 mm，除特殊說明外均以距線圈中心150 mm處的點(diǎn)為研究對(duì)象。磁鐵的長度對(duì)換能器的效率影響較?。?1］，因此本文只針對(duì)磁鐵的寬度和厚度進(jìn)行研究。

針對(duì)磁鐵寬度對(duì)換能器效率的影響，進(jìn)行了如下仿真分析。仿真參數(shù)為:導(dǎo)線寬度w=0.5 mm，導(dǎo)線厚度 tc=0.035 mm，磁鐵長度tl=40 mm，磁鐵厚度tm=20 mm。僅改變磁鐵寬度與線圈寬度的比例，探究激發(fā)的表面波振幅的變化。通過仿真得出不同的磁鐵與線圈寬度比時(shí)表面波振幅的歸一化曲線如圖2所示。由圖2可以發(fā)現(xiàn):磁鐵寬度略小于線圈寬度(磁鐵寬度wm/線圈寬度wc=0.83)時(shí)，換能器激發(fā)表面波的振幅最大，與文獻(xiàn)［11］中所采用的40 mm寬的磁鐵相比，相同條件下激發(fā)的表面波振幅約為其1.14倍。

圖2 表面波振幅歸一化曲線

在上述仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上，本文又針對(duì)磁鐵厚度對(duì)換能器效率的影響進(jìn)行了仿真分析。以λ為基本單位(λ在500 kHz的條件下為5.86 mm)，在磁鐵厚度 tm分別選取 2λ、3λ、4λ 和5λ的條件下，對(duì)采用不同寬度磁鐵的換能器進(jìn)行仿真分析。將每種厚度下、不同寬度磁鐵激發(fā)的表面波振幅歸一化得到的點(diǎn)連接，并用三階多項(xiàng)式擬合，得到圖3。

由圖3可以發(fā)現(xiàn)，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)(h=2～5)，相同條件下，磁鐵的厚度越厚，換能器激發(fā)表面波的效率越高，但隨著磁鐵厚度的增加，其對(duì)換能器效率的影響越來越小。此外，隨著磁鐵厚度的增加，磁鐵與線圈寬度的最佳比例也在增大。因此，本文在圖3的基礎(chǔ)上對(duì)其他不同磁鐵厚度下的情況進(jìn)行了仿真分析，并繪制出了磁鐵與線圈寬度的最佳比例(wm/wc)和磁鐵厚度與波長的比例(h)之間關(guān)系的經(jīng)驗(yàn)曲線，如圖4所示。仿真結(jié)果表明:在頻率區(qū)間400 kHz～1 MHz內(nèi)，各頻率下相應(yīng)的曲線與圖4對(duì)應(yīng)點(diǎn)的誤差不超過2.25%。由此將最佳比例經(jīng)驗(yàn)曲線推廣到400 kHz～1 MHz的頻率下。

在得出最佳比例經(jīng)驗(yàn)曲線后，即可對(duì)EMAT磁鐵進(jìn)行設(shè)計(jì)。在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)(h=2～5)，選取最大磁鐵的厚度tm(29.3 mm);根據(jù)h=tm/λ計(jì)算出相應(yīng)的h，然后根據(jù)圖4獲得磁鐵與線圈寬度的最佳比例wm/wc，再根據(jù)已知的wc=5.5λ，計(jì)算出磁鐵的寬度wm(26.75 mm);磁鐵的長度選擇與線圈長度相等即可［11］(40 mm)。

圖3 表面波振幅擬合曲線

圖4 最佳比例經(jīng)驗(yàn)曲線

2.2 EMAT 線圈設(shè)計(jì)

為了進(jìn)一步提高采用上述改進(jìn)EMAT磁鐵的換能器的換能效率，本文進(jìn)一步對(duì)EMAT線圈進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)。首先對(duì)線圈每匝含有單根導(dǎo)線時(shí)的激發(fā)效率進(jìn)行了仿真分析。

模型中采用長度為40 mm、寬度為26.75 mm、厚度為20 mm的磁鐵，將12根導(dǎo)線從右到左依次命名為導(dǎo)線1～導(dǎo)線12，如圖5所示。依次僅在一根導(dǎo)線上施加激勵(lì)電流，仿真共計(jì)12次。在t=25T0時(shí)刻12根導(dǎo)線分別激勵(lì)所產(chǎn)生的表面波信號(hào)如圖6所示。

圖5 換能器線圈中導(dǎo)線編號(hào)

圖6 12根導(dǎo)線單獨(dú)激發(fā)產(chǎn)生的表面波信號(hào)

根據(jù)圖6可以發(fā)現(xiàn):電磁超聲表面波換能器所采用線圈的導(dǎo)線中，導(dǎo)線2和導(dǎo)線11激發(fā)表面波的效率最高，其次為導(dǎo)線1和導(dǎo)線12，其余導(dǎo)線的激發(fā)效率隨其與換能器中心距離的減小而減小。

傳統(tǒng)電磁超聲表面波換能器采用的線圈每匝導(dǎo)線分布的數(shù)量是一致的，而根據(jù)上述仿真結(jié)果可知線圈中不同位置的導(dǎo)線激發(fā)效率不同。由此本文針對(duì)導(dǎo)線匝數(shù)為6的線圈提出一種新的導(dǎo)線不均勻分布的結(jié)構(gòu):在保證導(dǎo)線總數(shù)不變的前提下，將線圈激發(fā)效率較低位置的導(dǎo)線數(shù)量減少，并在激發(fā)效率較高的位置添加相應(yīng)數(shù)量的導(dǎo)線。這種方式可保證在線圈總阻抗基本不變的前提下，提高表面波的激發(fā)效率。新舊兩種線圈導(dǎo)線的分布方式如圖7所示。

圖7 新舊線圈結(jié)構(gòu)示意圖

為了進(jìn)一步驗(yàn)證新線圈結(jié)構(gòu)的有效性，對(duì)采用新舊兩種線圈結(jié)構(gòu)的換能器進(jìn)行了仿真分析。提取距換能器中心150 mm處表面波面外幅度v:導(dǎo)線均勻分布線圈v=10.26×10－6mm;導(dǎo)線不均勻分布線圈v=11.035×10－6mm。對(duì)比其表面波幅度可以發(fā)現(xiàn)，采用新線圈結(jié)構(gòu)的換能器激發(fā)的表面波幅度可提高7.5%左右。

2.3 優(yōu)化后換能器仿真分析

在上述仿真分析的基礎(chǔ)上，本文對(duì)優(yōu)化前后的EMAT進(jìn)行了仿真分析。

傳統(tǒng)的曲折線圈型電磁超聲表面波換能器采用尺寸為40 mm×40 mm×20 mm的磁鐵和導(dǎo)線均勻分布的線圈;進(jìn)行優(yōu)化后的換能器采用寬度小于線圈寬度、尺寸為40 mm×26.75 mm×20 mm的磁鐵和導(dǎo)線不均勻分布的線圈(如圖7(b));優(yōu)化后等體積磁鐵換能器采用尺寸為40 mm×26.75 mm×29.3 mm的磁鐵和導(dǎo)線不均勻分布的線圈。本文對(duì)以上3種換能器的效率進(jìn)行了仿真分析，提取距換能器中心150 mm處表面波面外振幅v:傳統(tǒng)換能器v=8.13×10－6mm;優(yōu)化后換能器v=11.035×10－6mm;優(yōu)化后等體積磁鐵換能器v=12.15×10－6mm。相對(duì)于傳統(tǒng)換能器，優(yōu)化后的換能器激發(fā)的表面波幅度可以提高35.7%，優(yōu)化后等體積磁鐵換能器激發(fā)的表面波幅度可以提高49%。

仿真結(jié)果表明:優(yōu)化后的換能器能有效地提高換能器的換能效率。在此基礎(chǔ)上，本文通過仿真分析發(fā)現(xiàn):對(duì)于采用導(dǎo)線匝數(shù)為4～7的線圈的換能器，上述設(shè)計(jì)方法同樣能夠有效地提高其換能效率。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了研究本文所提出的優(yōu)化后的換能器能否與仿真結(jié)果較好地吻合，并有效地提高換能器的換能效率，本文在仿真分析的基礎(chǔ)上進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

3.1 一發(fā)一收模式下試驗(yàn)驗(yàn)證

電磁超聲表面波換能器可以工作在2種模式下，分別為一發(fā)一收的工作模式和收發(fā)一體的工作模式。本文首先對(duì)一發(fā)一收的工作模式進(jìn)行試驗(yàn)。

本文采用RITEC RAM－5000 SNAP超聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行測(cè)試，利用Pinducer(針形壓電換能器，型號(hào)為VP－1063)進(jìn)行接收。試驗(yàn)過程中將Pinducer放置在距離線圈中心水平150 mm處進(jìn)行接收。試驗(yàn)裝置示意圖如圖8所示。

圖8 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

試驗(yàn)測(cè)得傳統(tǒng)換能器激發(fā)的表面波幅值為100.07 mV，優(yōu)化后的換能器激發(fā)的表面波幅值為129 mV，如圖9所示。兩者的比值為1.29，仿真所得兩者的比值為1.36。試驗(yàn)與仿真結(jié)果之間誤差為5.2%，二者基本吻合。

圖9 新舊換能器激發(fā)的表面波信號(hào)

優(yōu)化后的換能器采用的磁鐵體積比傳統(tǒng)的換能器采用的磁鐵體積小，因此本文進(jìn)一步探究了采用與傳統(tǒng)換能器磁鐵等體積的磁鐵、根據(jù)上述原則進(jìn)行優(yōu)化后換能器的換能效率。試驗(yàn)測(cè)得采用等體積磁鐵優(yōu)化后的換能器激發(fā)的表面波幅值為139.26 mV，如圖10所示。與圖9(a)相比，接收的信號(hào)幅度與其比值為1.39;通過仿真所得兩者的比值為1.49，試驗(yàn)與仿真結(jié)果之間誤差為6.7%，二者基本吻合。

圖10 優(yōu)化后等體積磁鐵換能器激發(fā)的表面波信號(hào)

試驗(yàn)表明:相比于傳統(tǒng)的曲折線圈型電磁超聲表面波換能器，優(yōu)化后的換能器激發(fā)的表面波幅度可以提高29%，優(yōu)化后等體積磁鐵換能器激發(fā)的表面波幅度可以提高39%，從而證明了在一發(fā)一收的工作模式下，優(yōu)化后的換能器可以有效地提高其表面波的激發(fā)效率。

3.2 收發(fā)一體工作模式下試驗(yàn)驗(yàn)證

由于檢測(cè)環(huán)境和工程條件的限制，電磁超聲表面波換能器也常工作在收發(fā)一體模式下。因此本文對(duì)優(yōu)化后、在收發(fā)一體工作模式下?lián)Q能器的效率進(jìn)行了研究。

本文采用RITEC RAM－5000 SNAP超聲試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行測(cè)試。將發(fā)射線圈放置在靠近鋁板一側(cè)邊緣處，利用雙工器可直接測(cè)出換能器所接收的表面波幅值。

試驗(yàn)測(cè)得3種換能器接收的表面波幅值分別為74.97 mV、109.74 mV和139.56 mV，如圖11所示。由圖11可以得出結(jié)論:在收發(fā)一體的工作模式下，優(yōu)化后換能器接收的信號(hào)幅度可以提高46.4%，而采用等體積磁鐵優(yōu)化后的換能器接收的信號(hào)幅度可以提高86.2%，從而證明在收發(fā)一體的工作模式下，優(yōu)化后的換能器能夠有效地提高換能效率。

4 結(jié)論

為了提高電磁超聲表面波換能器的效率，本文從EMAT磁鐵尺寸和線圈中導(dǎo)線的分布方式兩方面入手，對(duì)電磁超聲表面波換能器的設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化。實(shí)驗(yàn)表明:當(dāng)采用與傳統(tǒng)換能器等體積的磁鐵時(shí)，在一收一發(fā)的工作模式下，優(yōu)化后換能器接收的表面波信號(hào)幅度可提高39%;在收發(fā)一體的工作模式下，優(yōu)化后換能器接收的信號(hào)幅度可提高86.2%，有效地改善了換能器的性能。本文得出結(jié)論如下:

(1)對(duì)于電磁超聲表面波換能器，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)(h=2～5)，線圈結(jié)構(gòu)及其提離距離和磁鐵提離距離一定時(shí)，EMAT磁鐵的厚度越大，表面波的激發(fā)效率越高，但隨著磁鐵厚度的增加，其對(duì)換能器效率的影響越來越小。

(2)對(duì)于曲折線圈型電磁超聲表面波換能器，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)(h=2～5、工作頻率為400 kHz～1 MHz)，線圈結(jié)構(gòu)及其提離距離和磁鐵提離距離一定時(shí)，磁鐵與線圈寬度的最佳比例(wm/wc)隨著磁鐵厚度與波長比例h的增加而增加，且二者基本成線性關(guān)系。

圖11 收發(fā)一體模式下各換能器激發(fā)的表面波信號(hào)

(3)對(duì)于采用寬度小于線圈寬度的磁鐵的曲折線圈型電磁超聲表面波換能器，線圈中處于不同位置的導(dǎo)線激發(fā)效率不同，相比于靠近線圈中心處的導(dǎo)線，靠近線圈邊緣處導(dǎo)線的激發(fā)效率明顯高于前者;在此前提下，采用導(dǎo)線不均勻分布線圈結(jié)構(gòu)的電磁超聲表面波換能器與傳統(tǒng)的、采用導(dǎo)線均勻分布線圈結(jié)構(gòu)的換能器相比，具有更高的換能效率。

［1］王淑娟，康磊，李智超，等.電磁超聲換能器三維有限元分析及優(yōu)化設(shè)計(jì).中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29(30):71－73.

［2］FAN Y，DIXON S，EDWARDS R，et al.Ultrasonic surface wave propagation?and interaction with surface defects on rail track head.NDT＆E International，2007(6):471 －477.

［3］KANG L，WANG S，JIANG T，et al.Optimal design of Lamb wave electromagnetic acoustic transducers for improving their excitation performance.Japanese Journal of Applied Physics，2011，50(7):07HD01－1 － 07HD01－5.

［4］MIRKHANI K，CHAGGARES C，MASTERSON C，et al.Optimal design of EMAT transmitters.NDT＆E International，2004(37):181 －193.

［5］WANG S，SU R，CHEN X，et al.Numerical and experimental analysis of unidirectional meander-line coil electromagnetic acoustic transducers.IEEE Transactions on Ultrasonics Ferroelectrics and Frequency Control，2013，60(12):2657 － 2664.

［6］SALZBURGER H J，WANG L，GAO X R.In － motion ultrasonic testing of the tread of high－speed railway wheels using the inspection system AUROPA III.The 17th World Conference on NDT，Shanghai，2008.

［7］JIAN X，DIXON S，GRATTAN K.A model for pulsed Rayleigh wave and optimal EMAT design.Sensors and Actuators，2006，128(2):296 －304.

［8］MACLAUCHLAN D，CLARK S，COX B.Recent advancements in the application of EMATs to NDE.The 16th World Conference on NDT，Montreal，2004.

［9］OGI H.Field dependence of coupling efficiency between electromagnetic field and ultrasonic bulk waves.Journal of Applied Physics，1997，112(5):3940 － 3949.

［10］WANG S，KANG L，LI Z，et al.3 －D modeling and analysis of meanderline －coil surface wave EMATs.Mechatronics，2012，22(6):653 －660.

［11］KANG L，DIXON S，WANG K C，et al.Enhancement of signal amplitude of surface wave EMATs based on 3－D simulation analysis and orthogonal test method.NDT＆E International，2013(59):11 －17.