非線性超聲檢測的因素探討及其在HR3C煙側腐蝕的應用

秦 鵬，李 萍，侯天宇，趙 杰，李廷舉

(大連理工大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116023)

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非線性超聲檢測的因素探討及其在HR3C煙側腐蝕的應用

秦 鵬，李 萍，侯天宇，趙 杰，李廷舉

(大連理工大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116023)

基于對影響非線超聲性檢測因素的探討，考察了應用非線性檢測無損評價HR3C煙側腐蝕的可行性。結果表明：脈沖激勵串個數(shù)n≤2df/c，加漢寧窗有助于降低系統(tǒng)干擾，此外，樣品表面粗糙度對非線性系數(shù)β產(chǎn)生顯著的影響。隨腐蝕時間的延長，非線性系數(shù)呈現(xiàn)階段性的遞增趨勢。腐蝕初期(腐蝕時間在50h以內(nèi))，非線性系數(shù)增幅不足20%；然而，腐蝕至150h，非線性系數(shù)顯著增加；相對于未腐蝕樣品，腐蝕200h時的非線性系數(shù)增幅達260%。非線性系數(shù)的單調(diào)變化與腐蝕損傷的加劇相一致，因此，應用超聲非線性無損評價HR3C的煙側腐蝕是可行的。

非線性超聲檢測；非線性系數(shù)；煙側腐蝕

伴隨著超超臨界發(fā)電技術的推廣應用，超超臨界用鋼得到長足的發(fā)展。HR3C因其良好的抗高溫氧化性以及持久強度被用于制造超超臨界發(fā)電機組的鍋爐管道[1,2]。鑒于國內(nèi)燃煤中含有相當數(shù)量的S,Cl,Na,K等元素，煤燃燒過程中形成的堿金屬(K,Na)鹽類在高溫條件下通過與含S化合物作用，發(fā)生硫酸鹽熔融；熔融的硫酸鹽通過向內(nèi)擴散，破壞氧化層，使基體HR3C發(fā)生煙側腐蝕[3,4]。煙側腐蝕速率快，腐蝕區(qū)域相對集中，導致管壁減薄[5,6]，引發(fā)爆管事故，進而威脅電廠安全運行，對服役期間的超超臨界發(fā)電機組的連續(xù)安全運行形成嚴峻的考驗，而常規(guī)的檢測方法由于原理的局限性無法完成對早期煙側腐蝕的無損檢測和表征。因此，如何對超超臨界用鋼HR3C煙側腐蝕程度進行檢測已成為超超臨界機組發(fā)展亟待解決的問題。

研究表明：材料內(nèi)部存在的微小缺陷可激發(fā)超聲波傳播過程的非線性行為[7]，且由于非線性超聲檢測自身的特點，其對于材料的早期缺陷更為敏感[8-10]，超聲非線性參量可以用于描述固體介質(zhì)非線性的相對變化，尤其是對材料的早期高溫損傷方面具有潛在優(yōu)勢。徐從元等[11]通過測量不同損傷程度下LY-12鋁合金棒的聲速、衰減及非線性系數(shù)，證明了非線性系數(shù)對疲勞損傷的敏感程度要高于聲速和衰減；Nagy[12]使用超聲非線性系數(shù)對材料的早期疲勞程度進行了無損表征，指出隨著疲勞次數(shù)的增加, 非線性系數(shù)明顯增加, 但是線性參數(shù)(衰減、聲速等)卻沒有發(fā)生明顯變化；江念等[13]對復合結構件進行了非線性超聲檢測，并完成了對于粘接效果的無損表征，明確了非線性效應程度可以作為有效評價復合結構粘接質(zhì)量的特征參數(shù)；鄧明晰等[14]通過考查不同材料的板材、工作頻率、板厚以及入射角改變等因素對蘭姆波模式的影響, 利用非線性蘭姆波實現(xiàn)了對層狀固體結構表面性質(zhì)的變化情況的無損表征。

綜合透射法具有操作簡單且能量衰減小以及非線性超聲檢測對于材料早期性能衰退以及微觀缺陷具有較高敏感性的特點[15]。本工作首先探討了發(fā)射脈沖模式、脈沖激勵串個數(shù)、加窗處理、輸入電壓峰峰值和樣品粗糙度對非線性超聲檢測的影響；并在此基礎上，開展了應用非線性超聲透射法對超超臨界用鋼HR3C煙側腐蝕無損檢測可行性的研究與分析。

1 非線性超聲檢測的原理

傳統(tǒng)超聲檢測使用的超聲波能量低、波幅度小, 即由超聲波傳播時產(chǎn)生的應力和應變均較小, 此時介質(zhì)中超聲波的傳播遵循線性應力-應變關系，倍頻信號分量可以忽略不計。當使用能量較高，波幅較大的超聲波進行檢測時, 超聲波在傳播過程中受到介質(zhì)中應力-應變非線性的影響增強, 非線性響應信號分量能量增強、幅值變大, 此時超聲波的波形會發(fā)生明顯的失真現(xiàn)象，倍頻信號分量將不可忽略不計。

Breazeale等[16]從連續(xù)介質(zhì)模型出發(fā), 得到了一維縱波非線性波動方程：

(1)

式中：K2表示在一維波沿x方向傳播情況下，材料的二階彈性模量，為常用的材料彈性模量，用于表征固體材料的線彈性性質(zhì)；K3為三階彈性模量，受材料內(nèi)部微觀組織的影響，可表征固體中的非簡諧性[17]。

定義非線性系數(shù)β：

β=-(3K2+K3)/K2

(2)

以最簡單的一列正弦超聲波在各向同性固體中傳播為例, 即：

u(x,t)=A0sin? t

(3)

其二級近似解為:

(4)

式中：ω為角頻率;x為傳播距離;t是時間；k=ω/c0；為波數(shù)。

由此求出超聲非線性系數(shù)：

(5)

進一步的研究表明：向含有損傷的材料中入射正弦波時，固體內(nèi)部的不均勻性如空隙、位錯等微觀缺陷的兩接觸界面會隨著波形的振動往復開閉,會使兩接觸面互相重復打擊及相互摩擦，產(chǎn)生顯著的倍頻諧波[19]，進而造成波形的畸變，使非線性系數(shù)發(fā)生變化，二者存在對應關系。換言之，超聲非線性系數(shù)反映了當波穿過非線性材料時波形發(fā)生畸變的程度，可用于材料及結構微細損傷的非破壞檢查與評價。

2 實驗方法

2.1 非線性超聲檢測系統(tǒng)

實驗所用基于透射信號的非線性超聲檢測系統(tǒng)如圖1所示，該系統(tǒng)由RAM-SNAP系統(tǒng)、高能匹配電阻、衰減器、濾波器、信號取樣器、換能器、夾具、示波器及計算機等組成。RAM-SNAP系統(tǒng)輸出頻率為5MHz的高能量正弦脈沖循環(huán)串信號，經(jīng)過50Ω匹配電阻、固定衰減器、低通濾波器等模塊后加載到標稱頻率5MHz、晶片直徑10mm的發(fā)射探頭，信號經(jīng)耦合劑垂直入射到待檢試件，工件和探頭之間使用特制夾具進行固定；透射信號被固定在試件另一端面的標稱頻率10MHz、晶片直徑10mm的探頭接收進入系統(tǒng)通道。在此系統(tǒng)中，為了濾除輸入信號中的高頻諧波分量，引入了低通濾波器，確保激勵發(fā)射換能器的信號為單一頻率的正弦波。

2.2 研究對象和樣品制備

實驗過程中為了能夠準確反應測試參數(shù)對于系統(tǒng)本身非線性的影響，采用 CSK-Ⅰ型標準試塊作為研究對象，探討了脈沖串個數(shù)、加窗處理、輸入電壓以及表面粗糙度等對非線性超聲檢測的影響，進而確定發(fā)射信號參數(shù)的選擇原則。

煙側腐蝕所用材料取自于HR3C爐管，將其加工成 15mm×15mm×7mm的片狀試樣，表面統(tǒng)一用水砂紙打磨至400#，保證樣品表面具有相同的粗糙度，然后用丙酮和乙醇清洗并吹干。采用熱噴涂法在試樣表面噴涂一層硫酸鹽的飽和溶液。硫酸鹽成分為w(Na2SO4)∶w(K2SO4)=8∶5，硫酸鹽的組成及配比是根據(jù)國內(nèi)二十幾家電廠煤粉成分分析的結果，取其中K2O和Na2O平均值的摩爾比確定的，與鍋爐管道工作環(huán)境的沉積鹽相類似[20]。試樣表面的硫酸鹽量為5mg/cm2。將噴涂硫酸鹽的試樣放在坩堝中進行熱腐蝕實驗，腐蝕溫度為750℃，腐蝕時間分別為20,50,100,150,200h。為了排除不同表面粗糙度對非線性系數(shù)的影響，腐蝕之后進行超聲清洗，除去表面的氧化層。

圖1 非線性超聲檢測系統(tǒng)框圖

3 影響非線性超聲檢測的因素探討

在非線性超聲檢測中，接收信號由系統(tǒng)內(nèi)部的隨機噪聲信號和帶有試樣信息的反射/透射信號相互疊加而成。當系統(tǒng)內(nèi)部的隨機噪聲較大時，會影響甚至湮沒有效信號，造成結果的不穩(wěn)定和錯誤。為了準確提取能夠表征材料狀態(tài)的非線性特征信號，要求儀器和隨機因素產(chǎn)生的諧波干擾盡可能減少，使發(fā)射信號的頻率成分盡可能簡單，這就需要對發(fā)射信號的參數(shù)進行合理選擇和設置。

3.1 非線性超聲檢測信號模式的選擇

非線性超聲檢測不僅要求輸入信號的功率高，而且頻率成分要盡可能的單一，但高功率連續(xù)波通常難以實現(xiàn)，且在該激勵模式下的軸向分辨力低，無法對缺陷進行準確定位；如采用單脈沖模式作為激勵方式，激勵波形幅值很大，檢測軸向分辨力高，但單脈沖信號本身頻率范圍較寬，不利于判斷接收信號中所包含的諧波頻率成分是由材料的非線性效應所引起的還是在發(fā)射端引入的，從而影響測量結果。基于上述原因，介于連續(xù)波和單脈沖之間的脈沖串模式在非線性超聲檢測領域得到了廣泛應用，該模式下輸出的發(fā)射信號具有輸出功率較高、頻帶較窄，且軸向分辨力相對較好的特點。

3.2 脈沖激勵串對非線性超聲檢測的影響

進行非線性超聲檢測時，為了確保回波信號之間能夠相互區(qū)分開來，要求接收信號的脈沖激勵串長度應小于二次回波間的時間間隔，因此，需要合理選擇脈沖激勵串的數(shù)目。對于厚度為d，聲速為c的試樣，兩次回波之間的聲程差為2d/c，假設探頭的頻率為f，則每個脈沖激勵串所能延續(xù)的時間為t=1/f，所以，能夠區(qū)分兩次回波的脈沖激勵串個數(shù)，即允許的最大脈沖激勵串個數(shù)為：

n=(2d/c)/(1/f)=2df/c

(6)

實驗所用CSK-Ⅰ試塊厚度為25mm，聲速為5930m/s，發(fā)射探頭的頻率為5MHz，可以算出其允許的最大脈沖激勵串個數(shù)n為42，考慮到傳播過程中波形的畸變，所以本次實驗采用的脈沖激勵串個數(shù)上限為30。

非線性系數(shù)β隨脈沖激勵串個數(shù)變化如圖2所示。由圖2可以看出，隨著脈沖串的增加，β呈指數(shù)規(guī)律單調(diào)遞減。當脈沖激勵串個數(shù)從5增加到30時，β的降幅為92.76%，這意味著進行非線性超聲檢測時，選擇脈沖激勵串的個數(shù)越多，超聲信號中諧波成分所占比例越來越小，這對減小系統(tǒng)干擾是有利的。

圖2 脈沖激勵串個數(shù)對β的影響

圖3 對應不同脈沖激勵串的幅頻分布曲線

圖3描述了含有不同脈沖激勵串的發(fā)射信號的幅頻曲線。由圖3可知：脈沖激勵串越多，幅值越高，主頻(5MHz)帶寬越窄，由0.6MHz(cycle=10)減小到0.2MHz(cycle=30)。分析認為：脈沖串的增加，意味著發(fā)射能量的增加，而在增加的這部分能量中5MHz占絕大部分，這使得5MHz的頻譜分量增加得更顯著，A1(主頻幅值)增幅為197.4%，A2(倍頻幅值)增幅僅為78.24%。

綜上所述：進行非線性超聲檢測時，允許的脈沖激勵串個數(shù)n≤2df/c；較多的脈沖串個數(shù)有助于減小倍頻幅值在發(fā)射信號能量中所占的比例，有利于降低系統(tǒng)干擾。

3.3 加窗處理對非線性超聲檢測的影響

超聲換能器頻帶寬度有限，為了充分利用換能器的頻帶，可以通過利用窗函數(shù)的頻率特性，降低旁瓣電平，確保發(fā)射信號的頻譜與換能器的固有頻帶相符。為此，需要對發(fā)射信號進行適當?shù)募哟疤幚?，進而減少因為發(fā)射信號的非線性對于最終結果的影響。漢寧窗因具有良好的頻率分辨率，可以降低頻率泄漏[21]，所以本實驗采用了漢寧窗來探究發(fā)射信號的加窗處理對于非線性超聲檢測的影響。

加窗處理對非線性超聲檢測的影響如圖4所示。從圖4看出，加窗處理使包含相同脈沖激勵串的發(fā)射信號的非線性系數(shù)β顯著降低；當脈沖激勵串個數(shù)小于15時，加窗能夠明顯降低β，降幅可達200%；當脈沖激勵串進一步增加到30時，加窗作用使β降低50%左右。

圖4 加窗處理對非線性系數(shù)β的影響

圖5 對應不同脈沖串的幅度-頻譜曲線

圖5描述了包含不同脈沖激勵串的發(fā)射信號加窗處理后的幅度-頻譜曲線，顯而易見，加窗處理主要是對倍頻幅值產(chǎn)生顯著的作用。經(jīng)漢寧窗調(diào)制處理，接收信號的主頻幅值A1變化不大，但倍頻幅值A2明顯下降，對于具有相同脈沖激勵串的發(fā)射信號，加窗之后接收信號中A1的降幅僅為5%左右，但A2的降幅達到了50.78%以上；相當于通過漢寧窗對發(fā)射信號進行一次濾波降噪，降低了主頻之外的旁瓣信號能量，從而降低了接收信號中的雜波的干擾，使信號成分變得更加純凈。

此外，當脈沖激勵串個數(shù)增加時，加窗處理的作用會減弱。當脈沖激勵串個數(shù)為5時，加窗處理后β的降幅達到了75.42%，當脈沖激勵串個數(shù)增加到30時，加窗處理后β的降幅則為47.68%。分析認為，在較少脈沖激勵串時，由于信號本身的能量較低，即A1也較小，加窗處理后A2的變化對非線性系數(shù)的作用較為突出。脈沖激勵串的增加意味著發(fā)射能量的增加，此時A1呈現(xiàn)大幅度上升，雖然加窗處理可以減小A2的增幅，但對β的降幅相對減小。

綜上所述，進行非線性超聲檢測時，對發(fā)射信號進行加窗處理可以降低測試系統(tǒng)自身的非線性，有利于保證實驗結果的穩(wěn)定性和準確性。

圖6 輸入電壓對A1和A2的影響

3.4 輸入電壓峰峰值對非線性超聲檢測的影響

從一維縱波非線性波動方程的二階近似解可以看出，倍頻信號幅值與基頻信號幅值的平方呈線性關系。為了確保從接收信號中提取出倍頻信號的幅值，在非線性的測量過程中要求輸入信號的能量應盡可能高一些，但增大輸入電壓峰峰值(VPP)也會造成接收信號波形存在一定程度的畸變，造成基頻幅值A1和倍頻幅值A2的波動，如圖6所示。當輸入電壓峰峰值(VPP)變化時，通過10MHz帶通濾波器的接收信號基頻幅值A1和倍頻幅值A2均發(fā)生變化，進行曲線擬合，發(fā)現(xiàn)A1與電壓峰峰值呈線性關系，相關度可達0.9952，而A2與電壓峰峰值則成二次曲線關系，相關度可達0.9965。為此需要考察輸入電壓峰峰值(VPP)對非線性系數(shù)的影響。輸入電壓峰峰值對非線性系數(shù)β的影響如圖7所示。由圖7看出，當輸入電壓峰峰值改變時，非線性系數(shù)β存在一定的波動，但這種波動較小且在均值(μ)的三倍方差(σ)范圍之內(nèi)。實際檢測中表現(xiàn)為當系統(tǒng)的輸入電壓峰峰值發(fā)生變化，非線性系數(shù)的變化在誤差允許范圍之內(nèi)。這意味著，輸入電壓峰峰值參數(shù)對系統(tǒng)本身的非線性影響較小。

圖7 輸入電壓對β的影響

因此，在非線性超聲檢測過程中，綜合考慮保證接收信號的能量和降低系統(tǒng)非線性的影響，應在探頭不被擊穿的前提下，宜采用較高輸入電壓峰峰值。

3.5 樣品表面粗糙度對非線性超聲檢測的影響

圖8 粗糙度對非線性系數(shù)的影響

實際檢測過程中，樣品表面粗糙度存在一定程度的差異，將對超聲非線性產(chǎn)生顯著影響。為了考察表面粗糙度對非線性系數(shù)β的影響，實驗采用不同型號(200#～1000#)的砂紙打磨處理試樣表面，根據(jù)表面粗糙度對照表得出樣品表面對應的粗糙度，在相同的實驗條件下測定其非線性系數(shù)β的變化，每組數(shù)據(jù)測量5次。得到表面粗糙度隨非線性系數(shù)變化規(guī)律如圖8所示。從圖8可以看出：隨著樣品表面粗糙度的增加，非線性系數(shù)β單調(diào)遞增。由于波長量級(mm)遠大于表面粗糙度量級(μm)，因此可以忽略散射的影響。分析認為：樣品表面粗糙度改變，相當于樣品表面存在不同程度的微觀缺陷和不連續(xù)。當高功率的超聲波作用于粗糙的樣品表面時，不連續(xù)界面兩側會隨著波形的振動發(fā)生往復開閉，從而產(chǎn)生顯著的高頻諧波。因此，樣品表面粗糙度的增加可以被看作是表面微觀缺陷或不連續(xù)尺寸的增大，這將導致非線性效應的增強，表現(xiàn)在β呈現(xiàn)上升的趨勢。

總之，樣品表面的粗糙度對非線性系數(shù)β產(chǎn)生正相關的影響，所以在非線性超聲檢測時，樣品表面粗糙度要求盡量一致。

4 HR3C煙側腐蝕非線性超聲檢測的實驗結果與分析

HR3C在750℃腐蝕20，100h的截面形貌如圖9所示。由圖9可見：高溫腐蝕后樣品表面形成了疏松多孔的腐蝕層，腐蝕層與基體產(chǎn)生不同程度的剝離，在制樣過程中局部出現(xiàn)脫落；近基體側的氧化層則相對致密，連續(xù)性較好；臨近氧化層的基體中有長度不等的裂紋及數(shù)量不同的孔洞生成；隨著腐蝕時間的延長，裂紋長度逐漸增大，孔洞數(shù)量逐漸增多。

圖9 HR3C在750℃腐蝕20h (a)和100h (b)的截面形貌

根據(jù)式(6)，計算出理論最大脈沖激勵串的個數(shù)為11個，考慮到實驗的實際條件，在實驗中采用脈沖激勵串個數(shù)為7個，對發(fā)射信號進行漢寧窗處理，輸入電壓峰峰值VPP為204V。為了能夠準確提取倍頻信號，接收信號通過10MHz帶通濾波器。樣品表面超聲清洗去除剩余鹽膜和氧化層，每個樣品測量5次，探頭和試樣之間采用蜂蜜耦合, 忽略耦合劑帶來的非線性影響。

實驗中測出接收信號中基頻幅值A1和倍頻幅值A2的變化如圖10所示。

圖10 A1,A2隨腐蝕時間變化曲線

從圖10可以看出，隨著腐蝕時間的延長，腐蝕程度越來越嚴重，這對超聲波信號的線性傳播是存在一定影響的，具體表現(xiàn)為A1呈現(xiàn)單調(diào)遞減的趨勢，相比較未腐蝕試樣，200h腐蝕樣品的基頻幅值降低了10.7%；而其非線性行為表現(xiàn)為A2呈現(xiàn)單調(diào)遞增的趨勢，200h腐蝕樣品的倍頻幅值升高至未腐蝕樣品的178.4%。

圖11 β隨腐蝕時間變化曲線

計算不同腐蝕樣品的非線性系數(shù)，將不同腐蝕時間的樣品非線性系數(shù)(βi)與未腐蝕式樣的非線性系數(shù)(β0)，進行歸一化處理，得到樣品的歸一化非線性系數(shù)β隨腐蝕時間變化如圖11所示。隨腐蝕時間的延長，β呈現(xiàn)階段性單調(diào)遞增的趨勢。對應腐蝕的不同階段β變化具體如下：腐蝕時間在50h以內(nèi)，腐蝕速率較慢，腐蝕處于孕育期，樣品表面并沒有發(fā)生太大的變化，相比較未腐蝕的樣品，β變化不大，增幅在20%以內(nèi)；增加腐蝕時間到150h時，腐蝕層表面的孔洞增加，有少量微裂紋的產(chǎn)生，腐蝕進入均勻發(fā)展階段，β較孕育期的要更大，呈現(xiàn)線性增加，增幅可達未腐蝕試樣的80%；延長腐蝕時間到200h時，腐蝕層的表面已經(jīng)出現(xiàn)了明顯向內(nèi)延伸的微裂紋和孔洞，這種現(xiàn)象加速了腐蝕的進行，此時腐蝕層的表面對聲波的非線性傳播帶來更大的促進作用，表現(xiàn)為β增幅顯著，達到未腐蝕試樣的260%。

綜上所述，隨著腐蝕時間的延長，腐蝕程度加重，非線性系數(shù)是呈現(xiàn)遞增趨勢，因此，選擇非線性系數(shù)作為特征參數(shù)判斷腐蝕程度，可以通過非線性系數(shù)的大小來判斷腐蝕的程度，通過非線性系數(shù)的增幅來判斷腐蝕的階段。

5 結論

(1)脈沖激勵串的個數(shù)n不多于2df/c；適當增加脈沖激勵串個數(shù)和對發(fā)射信號采用Hanning窗處理，均有利于降低系統(tǒng)的干擾；樣品表面粗糙度對非線性系數(shù)β產(chǎn)生正相關的影響。

(2)隨腐蝕時間的延長，非線性系數(shù)呈現(xiàn)階段性的單調(diào)遞增趨勢。腐蝕初期(腐蝕時間在50h以內(nèi))，非線性系數(shù)增幅不超過20%；腐蝕至150h，非線性系數(shù)顯著增加；相對于未腐蝕樣品，腐蝕200h時的非線性系數(shù)增幅達260%。

(3)非線性系數(shù)的單調(diào)變化與腐蝕損傷的加劇相一致，因此，應用超聲非線性無損評價HR3C的煙側腐蝕是可行的。

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Factors of Nonlinear-ultrasonic Detection and Its Application to HR3C Fireside Corrosion

QIN Peng，LI Ping，HOU Tian-yu，ZHAO Jie，LI Ting-ju

(School of Materials Science and Engineering,Dalian University of Technology,Dalian 116023，Liaoning,China)

Based on the discussion of the factors influencing the nonlinear ultrasonic testing, the feasibility of nondestructive evaluation of HR3C fireside corrosion was investigated using nonlinear ultrasonic testing. The results show that the number of pulse string is no more than 2df/cand the installation of Hanning window is helpful to reduce the disturbance of the system, in addition, the rough surface of the sample has a significant impact on the nonlinear parameterβ. The nonlinear coefficient demonstrates a phased growth trend as corrosion time prolongs. At the initial stage of corrosion(within 50h)，there are small increments within 20% in the nonlinear coefficient, however，the nonlinear coefficientβis increased obviously with the duration time to 150h. Compared with un-corroded sample, the amplification in the sample corroded for 200h reaches to 260%. The monotonous varieties in nonlinear coefficient are consistent with the aggravation of corrosion damage，hence，it is feasible to nondestructively evaluate HR3C fireside corrosion by means of ultrasonic nonlinear testing.

nonlinear ultrasonic detection；nonlinear coefficient；fireside corrosion

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.11.015

O421.5;O422.7

A

1001-4381(2016)11-0088-08

國家自然科學基金項目(51134013，51171037)

2014-12-15;

2016-07-20

李萍(1969-)，女，副教授，博士，現(xiàn)研究方向為材料無損檢測與評價，聯(lián)系地址：大連理工大學材料科學與工程學院(116023), E-mail：liping69@dlut.edu.cn