磁聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)研究進(jìn)展

沈永娜，沈功田，柯衛(wèi)杰，鄭 陽

(1.中國特種設(shè)備檢測(cè)研究院，北京 100029；2.南昌航空大學(xué) 測(cè)試與光電工程學(xué)院，南昌 330063)

磁聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)研究進(jìn)展

沈永娜1，沈功田1，柯衛(wèi)杰2，鄭 陽1

(1.中國特種設(shè)備檢測(cè)研究院，北京 100029；2.南昌航空大學(xué) 測(cè)試與光電工程學(xué)院，南昌 330063)

磁聲發(fā)射(MAE, Magneto Acoustic Emission)對(duì)材料的應(yīng)力、塑性變形、熱處理、疲勞及蠕變狀態(tài)等都非常敏感，是一種非常有潛力的無損檢測(cè)技術(shù)。介紹了MAE的信號(hào)特征和產(chǎn)生機(jī)制，綜述了國內(nèi)外MAE技術(shù)的研究現(xiàn)狀及取得的主要研究成果，分析了MAE技術(shù)存在的一些問題，并對(duì)MAE技術(shù)的發(fā)展方向和應(yīng)用前景進(jìn)行了預(yù)測(cè)。

磁聲發(fā)射；無損檢測(cè)；鐵磁性材料

磁聲發(fā)射(MagnetoAcoustic Emission, MAE)是指鐵磁性金屬材料在磁化過程中產(chǎn)生聲發(fā)射的現(xiàn)象，又稱磁致聲發(fā)射。該現(xiàn)象最早由JR[1]在1975年發(fā)現(xiàn),他觀測(cè)到鎳在直流磁場(chǎng)中被磁化時(shí)產(chǎn)生大量的聲發(fā)射信號(hào)。1978年，HIGGINS等[2]發(fā)現(xiàn)純鐵在彈性拉伸階段也產(chǎn)生聲發(fā)射信號(hào)，這些信號(hào)源于磁致伸縮效應(yīng)引起的磁疇結(jié)構(gòu)的變化。但是直到1979年KUSANAGI等[3]發(fā)現(xiàn)交變磁場(chǎng)作用下材料的MAE強(qiáng)烈依賴于材料的應(yīng)力狀態(tài)，MAE才引起各界的廣泛關(guān)注。隨后，ONO[4]、徐約黃[5-6]、沈功田[7]、穆向榮[8]、BUTTLE[9-10]、KIM[11]、NG[12]和馬咸堯[13-17]、陸同理[18]、王金鳳[19]、王威等[20]分別就不同材料的MAE與應(yīng)力的關(guān)系開展了大量的研究，他們發(fā)現(xiàn)高應(yīng)力條件下，不論材料所受的是拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力，MAE強(qiáng)度總是比無應(yīng)力時(shí)低的多。同時(shí)，研究人員還發(fā)現(xiàn)MAE與材料微觀組織結(jié)構(gòu)，如物相組成、缺陷密度、缺陷類型、晶粒尺寸等密切相關(guān)。為此，ONO[4]、杜鳳牧[21]、SONG[22]、GORKUNOV[23]、AUGUSTYNIAK[24]、O′SULLIVAN[25]、PIOTROWSKI等[26-27]研究了塑性變形對(duì)MAE的影響，發(fā)現(xiàn)MAE隨塑性變形量的增加呈規(guī)律性變化；沈功田[7]、BUTTLE[9-10]和WILSON等[28]系統(tǒng)研究了熱處理工藝對(duì)MAE的影響，發(fā)現(xiàn)MAE對(duì)材料的熱處理狀態(tài)非常敏感；侯炳麟[29]、HIRASAWA等[30]發(fā)現(xiàn)在材料疲勞過程中，MAE與循環(huán)次數(shù)之間有明顯的對(duì)應(yīng)關(guān)系；SABLIK[31]和AUGUSTYNIAK等[32-34]通過有限元模擬和試驗(yàn)證明了MAE強(qiáng)度隨蠕變損傷程度的增大呈單調(diào)減小的趨勢(shì)。由此可以看出，MAE在無損檢測(cè)和評(píng)估鐵磁性金屬材料應(yīng)力、塑性變形、熱處理質(zhì)量、蠕變及疲勞損傷方面具有非常廣闊的發(fā)展前景，是一種極具潛力的無損檢測(cè)技術(shù)。

筆者介紹了MAE檢測(cè)裝置、信號(hào)特征和產(chǎn)生機(jī)制，綜述了國內(nèi)外MAE技術(shù)的研究現(xiàn)狀和取得的主要研究成果，分析了該技術(shù)目前存在的問題，預(yù)測(cè)了該技術(shù)的發(fā)展方向和應(yīng)用前景。

1 MAE檢測(cè)裝置

MAE檢測(cè)裝置通常包含勵(lì)磁和信號(hào)檢測(cè)兩個(gè)部分。其中勵(lì)磁部分的主要功能是產(chǎn)生交變磁場(chǎng)，其使被測(cè)試件磁化從而產(chǎn)生MAE信號(hào)。該部分最早由線圈或者U型磁軛、可變電阻和工業(yè)電源組成[3-4]。因而，該裝置的勵(lì)磁頻率與工業(yè)頻率相同，為一固定值。為了更全面地認(rèn)識(shí)MAE，工業(yè)電源被信號(hào)發(fā)生器和功率放大器代替，以獲取不同勵(lì)磁強(qiáng)度和勵(lì)磁頻率時(shí)MAE的特征。MAE檢測(cè)裝置的信號(hào)檢測(cè)部分則由壓電傳感器、前置放大器、濾波器及采集裝置組成，用來采集和分析MAE信號(hào)。目前，常規(guī)的MAE檢測(cè)裝置如圖1所示，當(dāng)試樣為板狀或尺寸較大時(shí)，通常采用U型磁軛進(jìn)行勵(lì)磁；試樣為棒狀或者尺寸較小時(shí)，則采用線圈進(jìn)行勵(lì)磁。

圖1 常規(guī)的MAE檢測(cè)裝置示意

2 MAE檢測(cè)信號(hào)特征

盡管廣義上的MAE屬于聲發(fā)射(AE)，但是MAE的信號(hào)特征與AE并不相同。圖2為Q235鋼在交變電流強(qiáng)度為220 mA和600 mA時(shí)的MAE信號(hào)，其中前置放大器增益為40 dB。在交變磁場(chǎng)作用下，MAE信號(hào)為單峰紡錘形或者雙峰駝峰形。MAE信號(hào)的頻率是交變磁場(chǎng)頻率的兩倍，即一個(gè)磁場(chǎng)變化周期產(chǎn)生兩個(gè)MAE信號(hào)。MAE信號(hào)的形狀由材料自身的特性、應(yīng)力狀態(tài)、勵(lì)磁強(qiáng)度和勵(lì)磁頻率等共同決定。

圖2 Q 235鋼在不同交變電流強(qiáng)度時(shí)的MAE信號(hào)

對(duì)于MAE信號(hào)的頻譜特征，由于不同研究人員采集MAE信號(hào)時(shí)采用的傳感器響應(yīng)頻率和濾波帶寬不同，其頻譜范圍在不同的文獻(xiàn)中相差較大，但主要集中在20 kHz～500 kHz[3-4,7-8]。AUGUSTYNIAK等[27]發(fā)現(xiàn)采用常規(guī)傅里葉變換所得的MAE頻譜特征不能反映MAE信號(hào)形狀的變化,為了克服這一缺點(diǎn)，提出了時(shí)域傅里葉變換方法，取得了較好的結(jié)果，不同材料的MAE信號(hào)經(jīng)100 kHz～500 kHz帶寬濾波后的結(jié)果如圖3所示[8]。

3 MAE產(chǎn)生機(jī)制

鐵磁性金屬材料在磁場(chǎng)作用下被磁化時(shí)，隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度的增大，其磁化過程逐漸經(jīng)歷如下階段：① 磁疇壁的可逆移動(dòng)；② 磁疇壁的不可逆移動(dòng)，即巴克豪森跳躍；③ 磁疇壁的湮滅；④ 磁疇磁化方向的可逆轉(zhuǎn)動(dòng)；⑤ 磁疇磁化方向的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)。其中，在磁疇壁的可逆移動(dòng)階段，磁疇壁連續(xù)移動(dòng)，外磁場(chǎng)撤除之后磁疇壁回復(fù)到原來的位置，該過程不消耗磁場(chǎng)的能量；而在不可逆階段，磁疇壁為跳躍性移動(dòng)，外磁場(chǎng)撤除之后，磁疇壁無法回復(fù)到原來位置，消耗部分磁場(chǎng)能量。與此類似，磁疇磁化方向轉(zhuǎn)動(dòng)也分為連續(xù)和跳躍轉(zhuǎn)動(dòng)，即可逆和不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)階段?？紤]到磁疇壁為相鄰的具有不同磁化方向的磁疇的界限，當(dāng)材料達(dá)到磁化飽和狀態(tài)時(shí)，所有磁疇磁化方向與外加磁場(chǎng)方向一致，材料內(nèi)不存在磁疇壁。因此，磁化過程必然涉及磁疇壁消失的階段，該階段稱為磁疇壁的湮滅。同理，反磁化過程中，材料由磁化飽和狀態(tài)至退磁狀態(tài)，磁疇內(nèi)部出現(xiàn)反磁化核，并 逐漸長(zhǎng)大成為與磁場(chǎng)方向相異的磁疇，同時(shí)形成磁疇壁。磁疇壁的形成階段稱為疇壁的產(chǎn)生。磁疇壁的產(chǎn)生和湮滅階段也為不可逆階段。由于MAE信號(hào)為材料磁化過程中產(chǎn)生的應(yīng)力波，具有一定的能量，因此，MAE源與磁化過程的不可逆磁化階段密切相關(guān)。

圖3 不同材料的MAE信號(hào)經(jīng)100～500 kHz帶寬濾波后的結(jié)果

JR等[1]發(fā)現(xiàn)鎳僅在對(duì)應(yīng)于磁滯回線陡峭處的磁場(chǎng)強(qiáng)度范圍內(nèi)產(chǎn)生MAE，由此推測(cè)MAE源于磁疇壁的巴克豪森跳躍。根據(jù)大量試驗(yàn)結(jié)果，ONO和SHIBATA等[4]則認(rèn)為MAE源于90°磁疇壁不可逆移動(dòng)以及磁疇磁矩的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)，并提出MAE產(chǎn)生機(jī)制模型：90°磁疇壁移動(dòng)時(shí)，由于相鄰磁疇的磁致伸縮系數(shù)不同，磁疇壁掃過體積ΔV的磁疇發(fā)生非彈性應(yīng)變，產(chǎn)生應(yīng)力-應(yīng)變波，即MAE。以非彈性應(yīng)變張量Δεij描述ΔV內(nèi)產(chǎn)生的應(yīng)變的大小和方向，應(yīng)用BOLIN提出的理論，將材料近似為無限大各向同性的介質(zhì)，則相應(yīng)聲發(fā)射探測(cè)器的峰值輸出Vp為

(1)

同理，磁疇磁矩不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，磁疇同樣發(fā)生非彈性應(yīng)變釋放應(yīng)力波。然而，180°磁疇壁進(jìn)行移動(dòng)時(shí)，ΔV內(nèi)磁疇的應(yīng)變?yōu)榱?，因而ONO等認(rèn)為該過程不產(chǎn)生MAE。但是，到目前為止，MAE與飽和磁致伸縮系數(shù)之間的比例關(guān)系還未得到試驗(yàn)驗(yàn)證。

沈功田和徐約黃對(duì)一系列取向和無取向硅鋼的MAE特征進(jìn)行了系統(tǒng)研究，發(fā)現(xiàn)以180°疇結(jié)構(gòu)為主的取向硅鋼在弱磁場(chǎng)下仍有相當(dāng)強(qiáng)的MAE信號(hào)，而且還高于某些無取向硅鋼[7,35-36]。由于取向硅鋼在弱場(chǎng)下僅有180°疇壁的移動(dòng)，因此認(rèn)為180°疇壁的不可逆移動(dòng)同樣產(chǎn)生MAE。

圖4 典型磁疇壁結(jié)構(gòu)(Bloch疇壁)

眾所周知，磁疇壁并不是一個(gè)幾何界面，而是由數(shù)百個(gè)原子層組成的，各原子層的磁矩按照一定的規(guī)律逐漸改變，典型磁疇壁結(jié)構(gòu)如圖4所示。對(duì)于磁晶各向異性材料，由于材料內(nèi)的原子間距依賴于原子自旋的取向，疇壁內(nèi)各原子層原子間距也是漸變的，這樣在疇壁內(nèi)必然引起應(yīng)變場(chǎng)。當(dāng)疇壁受到從某一位置突然到另一能量極小位置的驅(qū)動(dòng)力時(shí)，此應(yīng)變場(chǎng)中心的移動(dòng)必然輻射彈性波，即產(chǎn)生MAE。因此，無論是90°疇壁還是180°疇壁的不可逆移動(dòng)均為MAE源。由于90°疇壁的移動(dòng),原子自旋方向旋轉(zhuǎn)90°，與移動(dòng)前相比，晶體在自旋方向尺寸伸長(zhǎng)或縮短，即出現(xiàn)磁致伸縮效應(yīng)。因此，材料的MAE是在磁疇結(jié)構(gòu)變化過程中產(chǎn)生的，MAE為過程量；而磁致伸縮效應(yīng)則是磁疇變化所產(chǎn)生的后果，屬于狀態(tài)量，兩者之間是并列關(guān)系，并不像ONO等人所想的從屬關(guān)系。但是由于MAE與磁致伸縮效應(yīng)是同一物理過程引起的，因此兩者具有一定的相關(guān)性。沈功田等研究了ONO的MAE產(chǎn)生機(jī)制模型，提出MAE的能量來自3個(gè)方面：① 180°疇壁移動(dòng)產(chǎn)生的MAE；② 90°疇壁移動(dòng)產(chǎn)生的MAE；③ 磁化矢量轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的MAE。

郭盈等通過研究?jī)H具有180°磁疇壁的單晶硅鋼和鈷的MAE特征，發(fā)現(xiàn)材料在磁化至“拐膝”點(diǎn)之前確實(shí)產(chǎn)生強(qiáng)烈的MAE信號(hào)，試驗(yàn)驗(yàn)證了沈功田等的理論[37]。此外，劉靜等給出了90°和180°疇壁不可逆位移產(chǎn)生MAE的模型，鐵磁材料磁化引起磁致伸縮和MAE過程如圖5所示。

圖5 鐵磁材料磁化引起的磁致伸縮和MAE過程

圖6 90°和180°磁疇壁不可逆移動(dòng)產(chǎn)生MAE的模型

BUTTLE[9]、KIM等[11]在較低磁化頻率下(≤30 Hz)研究鐵磁性金屬材料的MAE特征時(shí)，發(fā)現(xiàn)MAE的雙峰分別對(duì)應(yīng)于材料由負(fù)磁化飽和到正磁化飽和，或由正磁化飽和到負(fù)磁化飽和過程中磁滯回線的兩個(gè)“拐膝”點(diǎn)。由于這兩個(gè)“拐膝”點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)于磁疇的產(chǎn)生和湮滅過程，因此,認(rèn)為磁疇的產(chǎn)生和湮滅也為MAE源。GUYOT等則通過研究YIG(釔鐵石榴石材料)，YIG∶Mn和Ni-Zn鐵氧體材料，定性和定量了MAE與磁疇壁產(chǎn)生和湮滅過程的關(guān)系[38]。首先，GUYOT等研究了退磁效應(yīng)對(duì)MAE的影響，發(fā)現(xiàn)在半個(gè)磁化周期內(nèi)，隨著退磁效應(yīng)的增大，對(duì)應(yīng)于磁滯回線最陡峭處的MAE信號(hào)峰值逐漸劈裂為分別對(duì)應(yīng)于其“拐膝”點(diǎn)的雙峰(見圖6)，從而證明了MAE源于磁疇的產(chǎn)生和湮滅。MAE信號(hào)的單峰是退磁效應(yīng)較小時(shí)雙峰距離較近進(jìn)而相互疊加造成的。其次，GUYOT等探索了MAE與磁滯損耗的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)MAE信號(hào)累積活性(半個(gè)磁化周期內(nèi)，MAE信號(hào)幅度與磁場(chǎng)強(qiáng)度的積分)與磁滯損耗成正比，即使材料組份、晶粒尺寸不同的材料，甚至測(cè)試溫度變化時(shí)，該比例關(guān)系依然存在，并且按照一定規(guī)律逐漸變化(見圖7)。由于該類材料的磁損耗主要由磁疇壁的成核和湮滅引起，因而量化了MAE與磁疇的產(chǎn)生和湮滅的關(guān)系。不同晶粒尺寸的YIG多晶體MAE信號(hào)累計(jì)強(qiáng)度與磁滯損耗的關(guān)系如圖8所示。

圖7 無和有缺口YIG圓環(huán)在磁場(chǎng)強(qiáng)度由負(fù)磁化飽和增大 至正磁化飽和過程中產(chǎn)生的MAE包絡(luò)

圖8 不同晶粒尺寸的YIG多晶體MAE信號(hào)累計(jì)強(qiáng)度與 磁滯損耗的關(guān)系

考慮到磁疇磁化矢量的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)、磁疇壁的產(chǎn)生和湮滅與磁疇壁的不可逆移動(dòng)過程類似，即都會(huì)引起晶格的調(diào)整，因此認(rèn)為鐵磁性金屬材料所有的不可逆磁化過程均產(chǎn)生MAE。由于只有磁晶各向異性材料在磁化時(shí)才引起晶格的調(diào)整，即磁致伸縮效應(yīng)，因此只有該類材料才產(chǎn)生MAE，磁晶各向同性材料則不產(chǎn)生MAE，與AUGUSTYNIAK的試驗(yàn)結(jié)果一致[39]。受材料自身特性的影響，不同材料的主疇結(jié)構(gòu)存在差異，各磁化階段在磁化過程中所起的作用也不相同，造成研究人員對(duì)MAE源的認(rèn)識(shí)存在差異。

通過總結(jié)分析所有研究成果，可以得出MAE的產(chǎn)生機(jī)制如下：① 磁疇壁的不可逆移動(dòng)；② 磁疇壁的產(chǎn)生和湮滅；③ 磁疇磁化方向的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)。鐵磁性金屬材料磁化過程的所有不可逆階段均為MAE源。

4 MAE技術(shù)在國內(nèi)外研究進(jìn)展

4.1 勵(lì)磁強(qiáng)度對(duì)MAE的影響

根據(jù)MAE產(chǎn)生機(jī)制，可知?jiǎng)?lì)磁強(qiáng)度直接影響鐵磁性金屬材料磁疇結(jié)構(gòu)變化的程度，因而對(duì)MAE信號(hào)強(qiáng)度具有顯著影響。一般情況下，隨著勵(lì)磁強(qiáng)度的增大，MAE的強(qiáng)度逐漸增加然后趨于飽和[3-5]，勵(lì)磁頻率50 Hz時(shí)，幾種鐵磁性金屬材料的MAE隨勵(lì)磁強(qiáng)度的變化曲線如圖9所示。根據(jù)鐵磁性金屬材料的磁化曲線，弱磁場(chǎng)下僅有磁疇壁的可逆運(yùn)動(dòng)，故，此時(shí)不產(chǎn)生MAE。隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度的不斷增大，磁疇壁的不可逆移動(dòng)、磁疇壁的產(chǎn)生和湮滅以及磁疇磁化矢量的不可逆轉(zhuǎn)過程逐漸開始并產(chǎn)生MAE信號(hào)，使MAE的強(qiáng)度持續(xù)增大。但是當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度超過磁疇磁化方向的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)應(yīng)強(qiáng)度后，不可逆磁化過程結(jié)束，磁場(chǎng)強(qiáng)度進(jìn)一步增大，不會(huì)激發(fā)出更多的MAE信號(hào)，MAE的強(qiáng)度逐漸飽和。

圖9 勵(lì)磁頻率50 Hz時(shí)，幾種鐵磁性金屬材料的 MAE隨勵(lì)磁強(qiáng)度的變化曲線

4.2 勵(lì)磁頻率對(duì)MAE的影響

勵(lì)磁強(qiáng)度直接影響鐵磁性金屬材料磁疇結(jié)構(gòu)變化的速率，因此，對(duì)MAE也有很大影響。KIM等[11]發(fā)現(xiàn)隨著勵(lì)磁頻率的增大，3%Si-Fe單晶的MAE能量單調(diào)增加，其對(duì)數(shù)與勵(lì)磁頻率線性相關(guān)(見圖10)。KIM等認(rèn)為勵(lì)磁頻率增大時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)輸出信號(hào)增多，信號(hào)重疊度增大，MAE能量增大。然而由于趨膚效應(yīng)，當(dāng)頻率增大至一定值時(shí)，磁化深度小于樣品厚度，使曲線斜率發(fā)生變化。DHAR則發(fā)現(xiàn)管線鋼MAE的RMS(方均根電壓)隨勵(lì)磁頻率線性增大，其增大速率由磁感應(yīng)強(qiáng)度決定，不同磁感應(yīng)強(qiáng)度時(shí)，MAE隨勵(lì)磁頻率的變化如圖11所示[40]。DHAR認(rèn)為MAE源于90°疇壁的不可逆移動(dòng)，MAE與頻率關(guān)系可由式(1)來解釋。AUGUSTYNIAK等[41]研究發(fā)現(xiàn)勵(lì)磁頻率的變化不僅改變MAE的強(qiáng)度，同時(shí)改變MAE信號(hào)的形狀。不同勵(lì)磁頻率時(shí)MAE包絡(luò)如圖12所示，由圖12可知，隨著勵(lì)磁頻率的增大，MAE信號(hào)強(qiáng)度顯著增加，且駝峰形MAE信號(hào)的雙峰逐漸消失，形成一個(gè)較寬的平臺(tái)，趨于形成紡錘形的MAE信號(hào)。此外，MAE脈沖幅度分布也有明顯變化，不同勵(lì)磁頻率時(shí)MAE脈沖幅度分布如圖13所示。

圖10 不同勵(lì)磁強(qiáng)度下3% Si-Fe單晶的MAE能量 隨勵(lì)磁頻率的變化

圖11 不同磁感應(yīng)強(qiáng)度時(shí)MAE隨勵(lì)磁頻率的變化

圖12 不同勵(lì)磁頻率時(shí)的MAE包絡(luò)

圖13 不同勵(lì)磁頻率時(shí)的MAE脈沖幅度分布

根據(jù)MAE隨勵(lì)磁強(qiáng)度的變化規(guī)律可知，在勵(lì)磁強(qiáng)度較低時(shí)，勵(lì)磁強(qiáng)度對(duì)MAE的影響比較大；當(dāng)其達(dá)到飽和磁化強(qiáng)度后，對(duì)MAE的影響較小。因此，為了保證檢測(cè)數(shù)據(jù)的可靠性，最好使勵(lì)磁強(qiáng)度不小于材料的飽和磁場(chǎng)強(qiáng)度。勵(lì)磁頻率越大，MAE強(qiáng)度越高，即信號(hào)的信噪比越高，但是勵(lì)磁頻率增大的同時(shí)使MAE包絡(luò)的雙峰特征弱化，不利于數(shù)據(jù)分析。因此，選擇勵(lì)磁頻率時(shí)應(yīng)兼顧MAE信號(hào)信噪比和形狀特征。

4.3 應(yīng)力對(duì)MAE的影響

MAE與鐵磁性金屬材料的磁性能密切相關(guān)，而材料的磁性能受應(yīng)力的影響，因此，材料的應(yīng)力狀態(tài)改變時(shí)，MAE隨之發(fā)生變化。

圖14 不同交變磁場(chǎng)強(qiáng)度下低碳鋼的MAE與應(yīng)力的關(guān)系

1979年，KUSANAGI等[3]首次研究了應(yīng)力對(duì)鐵磁性金屬材料MAE的影響。對(duì)于低碳鋼(屈服強(qiáng)度332 MPa)，隨著拉應(yīng)力的增大，MAE的RMS單調(diào)下降；但是隨著壓應(yīng)力的增大，MAE的RMS則出現(xiàn)一極大值(見圖14)。對(duì)于鎳(屈服強(qiáng)度204 MPa)，不論是拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力,均使MAE的RMS在較低應(yīng)力時(shí)略微增大，而后單調(diào)下降(見圖15)。由圖14和15還可以看出，當(dāng)拉應(yīng)力超過材料的屈服強(qiáng)度之后，MAE強(qiáng)度隨應(yīng)力仍繼續(xù)下降。SHIBATA[4]研究了低合金碳鋼(AISI 1020,AISI1045,AISI1065, AISI1074和A533B)、商用純鐵、鎳、Fe+78%Ni 和Fe+31%Ni 合金的MAE與應(yīng)力的關(guān)系。對(duì)于大多數(shù)材料，其MAE在應(yīng)力為0時(shí)最大，而A533B碳鋼隨壓應(yīng)力的變化與鎳類似。徐約黃等[5-6]研究了不同牌號(hào)的硅鋼、不同熱處理規(guī)范的45鋼以及20鋼的MAE隨彈性應(yīng)力的變化，發(fā)現(xiàn)所研究材料的MAE與應(yīng)力的關(guān)系與低碳鋼類似，即拉應(yīng)力使MAE單調(diào)下降，壓應(yīng)力則使其先增大后減小。但是穆向榮等[8]對(duì)低碳鋼、中碳鋼和高碳鋼的MAE進(jìn)行研究時(shí)發(fā)現(xiàn)，在彈性變形階段，應(yīng)力較小時(shí)，MAE強(qiáng)度下降較快，隨著應(yīng)力的進(jìn)一步增大，MAE的變化趨于平緩。進(jìn)入塑性變形階段，對(duì)于低碳鋼，MAE強(qiáng)度開始隨應(yīng)力增大而減少，在塑性變形量εp約為1.0%時(shí)達(dá)到最小值，然后又開始增大，在εp為5.0%時(shí)出現(xiàn)極大峰值，隨后連續(xù)下降。中碳鋼隨拉應(yīng)力的變化則與勵(lì)磁強(qiáng)度相關(guān)，塑性應(yīng)力階段，低碳鋼和中碳鋼的MAE隨拉應(yīng)力的變化如圖16所示。

圖15 不同交變磁場(chǎng)強(qiáng)度下鎳的MAE與應(yīng)力的關(guān)系

圖16 塑性應(yīng)力階段，低碳鋼和中碳鋼MAE 隨拉應(yīng)力的變化

應(yīng)力主要通過改變材料的磁疇結(jié)構(gòu)進(jìn)而影響MAE特征[42]。拉應(yīng)力使鐵磁材料的附加疇消失，主疇壁間距變小[42-43]。當(dāng)拉應(yīng)力足夠大時(shí)，各類磁疇均趨向于形成180°條狀疇，90°疇壁比例下降。由于90°疇壁不可逆移動(dòng)產(chǎn)生的MAE遠(yuǎn)高于180°疇壁，所以使MAE強(qiáng)度下降。壓應(yīng)力則使與之平行的180°條狀疇變成人字形疇或者橫向疇[44]，附加疇減少，但90°疇壁相對(duì)拉應(yīng)力作用時(shí)要多。因此，壓應(yīng)力對(duì)MAE的作用效果弱于拉應(yīng)力。

為了提高M(jìn)AE對(duì)壓應(yīng)力的敏感度，PIOTROWSKI等研究了彈性應(yīng)力對(duì)取向電工鋼MAE的影響[45-46]，發(fā)現(xiàn)隨著壓應(yīng)力的增大，MAE脈沖計(jì)數(shù)及MAE雙峰之間的距離均有顯著變化，不同門檻值時(shí)，MAE脈沖計(jì)數(shù)與彈性應(yīng)力之間的關(guān)系如圖17所示，不同晶粒取向時(shí)， MAE包雙峰之間的距離與彈性應(yīng)力之間的關(guān)系如圖18所示(1為平行于晶粒取向；2為垂直于晶粒取向)。為壓應(yīng)力的MAE評(píng)價(jià)提供了新的參數(shù)。

圖17 不同門檻值的MAE脈沖計(jì)數(shù)與 彈性應(yīng)力之間的關(guān)系

圖18 不同晶粒取向的MAE包雙峰之間的距離與 應(yīng)力之間的關(guān)系

馬咸堯等研究了各種應(yīng)力對(duì)取向硅鋼的MAE的影響[14-17,47]，發(fā)現(xiàn)MAE的變化與磁疇結(jié)構(gòu)變化有很好的對(duì)應(yīng)性，并提出了采用MAE鑒別應(yīng)力正負(fù)的方法。隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度的改變，試樣受拉應(yīng)力作用時(shí)，其MAE波的頻譜主頻率基本上不改變；而受壓應(yīng)力時(shí)，MAE波的頻譜主頻率形成跳躍式變化，退火A3鋼內(nèi)應(yīng)力對(duì)MAE波主頻率的影響如圖19所示(1為拉應(yīng)力；2為壓應(yīng)力)。肖建忠等還發(fā)現(xiàn)材料內(nèi)部的應(yīng)力越單一，其MAE波的頻帶越窄，反之頻帶較寬，因此利用MAE頻譜特征可確定材料殘余應(yīng)力的狀態(tài)。

為了消除傳感器耦合等帶來的影響，ONO等[4]提出采用具有不同諧振頻率的兩個(gè)傳感器測(cè)得的MAE信號(hào)的RMS的比值R，來評(píng)估材料應(yīng)力的狀態(tài)，幾種低碳鋼和純鐵的MAE比值R隨應(yīng)力的變化如圖20所示。采用R值法對(duì)加利福尼亞某一沙漠地區(qū)的新建鐵軌進(jìn)行應(yīng)力評(píng)估，發(fā)現(xiàn)隨著溫度的變化，由于熱脹冷縮，軌道承受最大拉應(yīng)力為52 MPa，最大壓應(yīng)力則為23 MPa。徐約黃等[6]提出將高磁場(chǎng)與低磁場(chǎng)強(qiáng)度下測(cè)得的MAE的比值R作為參數(shù)來檢測(cè)應(yīng)力，不僅可以消除傳感器耦合作用，還可以減弱材料、微觀組織結(jié)構(gòu)帶來的影響。研究表明，R隨應(yīng)力的增加線性增大。

圖19 退火A3鋼內(nèi)應(yīng)力對(duì)MAE波主頻率的影響

圖20 幾種低碳鋼和純鐵的MAE比值R隨應(yīng)力的變化

根據(jù)上述研究，可以得出對(duì)于大多數(shù)材料，無論是彈性拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力，當(dāng)應(yīng)力較大時(shí)，均使材料的MAE單調(diào)減小。該規(guī)律同樣適用于塑性拉應(yīng)力。除了MAE強(qiáng)度，MAE脈沖計(jì)數(shù)和MAE包的雙峰之間的距離對(duì)應(yīng)力也非常敏感。當(dāng)應(yīng)力正負(fù)未知時(shí)，可以通過MAE信號(hào)的頻譜特征進(jìn)行判斷。

4.4 塑性變形對(duì)MAE的影響

鐵磁性金屬材料發(fā)生塑性變形時(shí)，材料位錯(cuò)密度或位錯(cuò)結(jié)構(gòu)以及殘余應(yīng)力發(fā)生變化。由于磁化過程中，位錯(cuò)常作為釘扎中心阻礙磁疇壁的移動(dòng)，應(yīng)力則增大了疇壁運(yùn)動(dòng)的勢(shì)壘，因此，材料發(fā)生塑性變形時(shí)，其MAE隨之改變。

杜鳳牡等[21]研究了一系列取向和非取向硅鋼在不同塑性變形量時(shí)的MAE，發(fā)現(xiàn)隨著應(yīng)變量的增加，所有材料的MAE振鈴計(jì)數(shù)單調(diào)減小。AUGUSTYNIAK等[27,32]發(fā)現(xiàn)對(duì)于P91鋼，其塑性變形量的增加使MAE強(qiáng)度顯著降低。O′SULLIVAN等[25]證明了隨著AISI430鐵素體不銹鋼變形量的增加(最大變形量≤17.5%)，MAE的絕對(duì)能量單調(diào)下降。PIOTROWSKI[45,48]分別對(duì)冷軋變形(最大變形量≤20%)和拉伸變形(最大變形量≤10%)的Armco鋼的MAE進(jìn)行了研究。對(duì)于兩種變形模式的鋼，隨著應(yīng)變量的增加，MAE強(qiáng)度并非單調(diào)變化，均先增大后降低。但是PIOTROWSKI還發(fā)現(xiàn)MAE雙峰之間的距離和脈沖計(jì)數(shù)隨材料變形量的增加單調(diào)增大，并且雙峰之間的距離不受耦合條件、濾波帶寬的影響。因而認(rèn)為可用這兩個(gè)參數(shù)評(píng)估Armco鋼的變形量。KIKUCHI等研究了低碳鋼的冷軋變形對(duì)其MAE的影響，得到結(jié)果與PIOTROWSKI類似[49]。該材料的MAE在冷軋變形量為10%時(shí)，強(qiáng)度達(dá)到最大值。

對(duì)于塑性變形對(duì)MAE的作用機(jī)制，目前還未達(dá)成共識(shí)。杜鳳牧等認(rèn)為塑性變形一方面使磁疇結(jié)構(gòu)細(xì)化，180°疇壁增多；另一方面則使位錯(cuò)密度增加，晶格畸變彈性應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)增大，制約彈性波的發(fā)射。兩者共同作用導(dǎo)致MAE的振鈴計(jì)數(shù)顯著下降。AUGUSTYNIAK認(rèn)為位錯(cuò)密度增多使疇壁的釘扎作用增強(qiáng)，材料磁化困難，磁化至飽和的磁場(chǎng)強(qiáng)度增大，在相同的磁場(chǎng)強(qiáng)度下，材料的磁感應(yīng)強(qiáng)度愈小，MAE活性降低。KIKUCHI等發(fā)現(xiàn)材料在塑性變形初期，位錯(cuò)密度急劇增大，當(dāng)變形量超過10%后，位錯(cuò)密度幾乎保持不變，位錯(cuò)相互作用形成位錯(cuò)結(jié)及位錯(cuò)胞結(jié)構(gòu)(見圖21)。因而認(rèn)為MAE主要與位錯(cuò)密度相關(guān)，位錯(cuò)密度越多，釘扎點(diǎn)越多，MAE活性越大。位錯(cuò)結(jié)或位錯(cuò)胞的形成則降低了有效釘扎點(diǎn)。因此，隨著變形量的增大，MAE的均方根低電壓先增大后降低。

圖21 冷軋S15C鋼不同塑性變形率時(shí)的TEM圖

有上述研究可知，塑性變形對(duì)MAE作用機(jī)制的爭(zhēng)論點(diǎn)在于位錯(cuò)密度對(duì)MAE的影響。筆者認(rèn)為作為磁疇的釘扎中心，位錯(cuò)密度越大，釘扎點(diǎn)越多，MAE事件數(shù)越多，強(qiáng)度越高。但是位錯(cuò)密度的增大使材料難以磁化。當(dāng)勵(lì)磁強(qiáng)度較低時(shí)，位錯(cuò)密度的增多使疇壁難以掙脫釘扎，因而MAE強(qiáng)度下降。但是當(dāng)勵(lì)磁強(qiáng)度較大，能夠使疇壁脫離釘扎時(shí)，MAE強(qiáng)度較位錯(cuò)密度少時(shí)將增大。由于材料塑性變形時(shí)，產(chǎn)生畸變應(yīng)力場(chǎng)，同樣影響MAE。因此，塑性變形對(duì)MAE的影響是磁強(qiáng)度、位錯(cuò)密度和應(yīng)力三者共同作用的結(jié)果。采用MAE評(píng)估塑性變形量時(shí)，需要對(duì)這三個(gè)因素綜合考慮。

4.5 熱處理工藝對(duì)MAE的影響

熱處理是改善材料性能的重要手段。經(jīng)過熱處理，鐵磁性金屬材料的相組成、位錯(cuò)密度、應(yīng)力狀態(tài)等均發(fā)生變化，這必然引起其磁化性能的變化，進(jìn)而影響材料的MAE。

沈功田[7]研究了不同熱處理狀態(tài)對(duì)45鋼MAE的影響(其熱處理方法見表1)。無外加應(yīng)力條件下不同熱處理狀態(tài)45鋼的MAE隨外加磁場(chǎng)的變化如圖22所示，可見退火態(tài)時(shí)，45鋼的MAE強(qiáng)度最高，淬火和200 ℃回火態(tài)均檢測(cè)不到MAE，其他回火態(tài)的MAE則隨回火溫度的升高而增大。根據(jù)微觀組織觀測(cè)，45鋼的淬火態(tài)組織由針狀和板條狀馬氏體組成。由于馬氏體為過飽和的非平衡組織，應(yīng)力非常大，且具有高密度位錯(cuò)，聲發(fā)射被嚴(yán)重抑制，幾乎為零。200 ℃回火后盡管消除了部分間隙原子和內(nèi)應(yīng)力，其組織仍為馬氏體，磁疇壁位移仍然十分困難。300 ℃回火后，間隙原子和內(nèi)應(yīng)力已被大部分消除，因而在較高磁場(chǎng)強(qiáng)度下可以檢測(cè)到MAE。500 ℃回火后，其組織是由細(xì)粒狀滲碳體和針狀鐵素體組成的屈氏體，此時(shí)位錯(cuò)密度已很低，內(nèi)應(yīng)力也完全消除，聲發(fā)射強(qiáng)度恢復(fù)到退火狀態(tài)的二分之一。690 ℃回火的組織由粗大的粒狀滲碳體和鐵素體組成，碳化物彌散度降低，MAE強(qiáng)度進(jìn)一步增大。穆向榮等研究了低碳鋼經(jīng)退火、淬火、回火等熱處理工藝后其MAE的變化，同樣發(fā)現(xiàn)材料在退火態(tài)時(shí)的MAE強(qiáng)度較高，淬火態(tài)時(shí)的MAE強(qiáng)度極劇下降，回火態(tài)的MAE值基本恢復(fù)或略高于退火狀態(tài)。PIOTROWSKI等研究了回火溫度和時(shí)間對(duì)淬火馬氏體P91鋼的MAE的影響[50]。淬火P91鋼在不同回火溫度時(shí)MAE隨回火時(shí)間的變化如圖23所示，回火溫度的升高和時(shí)間的延長(zhǎng)均使MAE強(qiáng)度增加，與沈功田的研究結(jié)論一致。PIOTROWSKI認(rèn)為 MAE強(qiáng)度的增大主要是由位錯(cuò)密度的降低引起的。780 ℃回火4 h時(shí)，MAE強(qiáng)度的減小則可能與析出物的長(zhǎng)大或者奧氏體相的生成有關(guān)。當(dāng)析出物的寬度與疇壁相近時(shí)(約100 nm)，析出物對(duì)疇壁的釘扎作用最大。

表1 45鋼的熱處理工藝

圖22 無外加應(yīng)力條件下不同熱處理狀態(tài)45鋼的 MAE隨外加磁場(chǎng)的變化

圖23 淬火P91鋼在不同回火溫度時(shí) MAE隨回火時(shí)間的變化

圖24 AISI 430鐵素體不銹鋼的MAE隨回火溫度的變化

O′SULLIVAN等[25]研究了回火溫度對(duì)變形量為17.5%的AISI 430鐵素體不銹鋼的MAE的影響(見圖24)。由圖24可知，回火溫度為100～500 ℃時(shí)，MAE信號(hào)變化較??；600 ℃時(shí)，MAE突然增大，在700 ℃或800 ℃時(shí)達(dá)到最大值，900 ℃之后則保持較低強(qiáng)度。馬咸堯等[17]研究了調(diào)質(zhì)態(tài)和軋制態(tài)對(duì)45鋼的MAE，發(fā)現(xiàn)調(diào)制態(tài)45鋼的MAE強(qiáng)度較軋制態(tài)高。這主要是因?yàn)?5鋼軋制態(tài)呈片狀珠光體和鐵素體，調(diào)質(zhì)態(tài)組織為回火索氏體上彌散分布著粒狀碳化物。一方面，軋制態(tài)中片狀滲碳體割裂基體，阻礙疇壁移動(dòng)的作用大于粒狀碳化物；另一方面，回火通過回復(fù)和再結(jié)晶，將淬火時(shí)溶入基體中的間隙原子轉(zhuǎn)移到碳化物顆粒中去，消除了位錯(cuò)。WILSON等[28]研究了En36 齒輪鋼的表面硬化對(duì)MAE的影響，發(fā)現(xiàn)隨著硬化深度的增加，MAE強(qiáng)度單調(diào)減小。

由上述研究可知，MAE對(duì)材料的熱處理工藝非常敏感，采用MAE技術(shù)有望實(shí)現(xiàn)對(duì)材料熱處理質(zhì)量的評(píng)估。

4.6 疲勞和蠕變狀態(tài)對(duì)MAE的影響

對(duì)于承受循環(huán)載荷的鐵磁性構(gòu)件來說，在長(zhǎng)期服役過程中，往往發(fā)生疲勞損傷。為了防止構(gòu)件疲勞失效，對(duì)構(gòu)件的疲勞狀態(tài)，尤其是疲勞早期階段進(jìn)行檢測(cè)和評(píng)估具有重要意義。由于疲勞是損傷累積的過程，不同疲勞狀態(tài)時(shí)材料的缺陷類型和密度也不相同，因此MAE也將隨之變化。侯炳麟等[29]初步研究了U47鋼軌鋼的MAE強(qiáng)度隨材料相對(duì)疲勞度的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)MAE強(qiáng)度適宜作為疲勞損傷測(cè)定的指標(biāo)。HIRASAWA等研究了SA508CL.2鋼(壓力容器用鋼)在拉壓循環(huán)載荷作用下的MAE隨循環(huán)周期的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)MAE的峰值電壓比Vp/Vo(Vp為不同循環(huán)周期時(shí)MAE的峰值電壓;Vo為疲勞試驗(yàn)前試樣MAE的峰值電壓)在疲勞早期快速增大，而后逐漸減小，且這一變化趨勢(shì)在其他疲勞模式下同樣適用。因此，MAE有望用于鐵磁性金屬材料疲勞損傷的檢測(cè)和評(píng)估。

蠕變是指金屬材料長(zhǎng)期在不變的溫度和應(yīng)力作用下，發(fā)生緩慢的塑性變形的現(xiàn)象。對(duì)于長(zhǎng)期在高溫高壓環(huán)境下服役的鐵磁性金屬構(gòu)件來說，蠕變是其主要損傷失效模式之一。為了將MAE應(yīng)用于蠕變狀態(tài)的評(píng)估，SABLIK和AUGUSTYNIAK等大量研究了蠕變狀態(tài)對(duì)MAE的影響。

SABLIK首先通過建模研究了MAE隨蠕變損傷程度的變化。隨后，AUGUSTYNIAK通過試驗(yàn)驗(yàn)證了2Cr-1Mo 鋼的早期蠕變會(huì)使MAE強(qiáng)度降低。與其他磁性能如磁滯回線、巴克豪森噪聲(HBN)及磁致伸縮系數(shù)相比較，MAE對(duì)蠕變損傷尤為敏感。結(jié)合試驗(yàn)研究，SABLIK等對(duì)蠕變損傷與MAE關(guān)系的模型進(jìn)行了修正。采用該模型計(jì)算所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果非常吻合，能夠定性地再現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果。此外，AUGUSTYNIAK等設(shè)計(jì)了適用于電廠鍋爐管道蠕變損傷檢測(cè)的MAE裝置，研究了兩極之間的最佳角度，以及磁激勵(lì)頻率和厚度對(duì)MAE的影響。對(duì)電廠管道的MAE研究表明，在管道的焊縫處，MAE強(qiáng)度隨蠕變損傷程度的增大單調(diào)下降。

5 結(jié)論和展望

(1) MAE檢測(cè)裝置由勵(lì)磁部分和信號(hào)采集部分組成。因此，MAE的檢測(cè)對(duì)象為靜態(tài)構(gòu)件。在交變磁場(chǎng)下獲得的MAE通常為連續(xù)的AE形成的信號(hào)包。MAE包的特征由材料、勵(lì)磁強(qiáng)度、勵(lì)磁頻率、應(yīng)力狀態(tài)和微觀組織結(jié)構(gòu)狀態(tài)等影響材料磁性能的因素共同決定。

(2) MAE源為材料磁化過程的所有不可逆磁化階段，包括：180 °和90°磁疇壁的不可逆移動(dòng)，即巴克豪森跳躍；磁疇壁的產(chǎn)生和湮滅；磁疇磁化矢量的不可逆轉(zhuǎn)動(dòng)。因此，MAE可定義為磁性材料在外界因素作用下，因磁疇結(jié)構(gòu)發(fā)生變化而產(chǎn)生的應(yīng)力波的現(xiàn)象。

(3) 勵(lì)磁強(qiáng)度和勵(lì)磁條件對(duì)MAE有顯著的影響，因此，MAE檢測(cè)時(shí)需要綜合材料磁性能、MAE信噪比和MAE形狀合理選擇勵(lì)磁條件和頻率。

(4) MAE對(duì)材料的應(yīng)力狀態(tài)和微觀組織結(jié)構(gòu)非常敏感，是一種非常有前途的檢測(cè)和評(píng)估鐵磁性金屬材料應(yīng)力、塑性變形、熱處理質(zhì)量及蠕變狀態(tài)等的無損檢測(cè)技術(shù)。

(5) MAE信號(hào)幅度較低，在現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)過程中，易被噪聲信號(hào)所淹沒，因此需要開發(fā)MAE信號(hào)提取和識(shí)別方法，以促進(jìn)MAE技術(shù)的工程應(yīng)用進(jìn)程。

[1] JR A E L. Acoustic emission[J]. Physical Acoustics, 1975, 15(30): 289-353.

[2] HIGGENS F P, CARPENTER S H. Sources of acoustic emission generated during the tensile deformation of pure iron[J]. Acta Metallurgica, 1978, 26(1): 133-139.

[3] KUSANAGI H, KIMURA H, SASAKI S. Stress effect on the magnitude of acoustic emission during magnetization of ferromagnetic materials[J]. Journal of Applied Physics, 1979, 50(4): 2985-2987.

[4] SHIBATA M, ONO K. Magnetomechanical acoustic emission - a new method for nondestructive stress measurement[J]. Ndt International, 1981, 14(5): 227-234.

[5] 徐約黃, 沈功田. 磁聲發(fā)射現(xiàn)象及其影響因素的探測(cè)[J]. 武漢大學(xué)學(xué)報(bào)(理學(xué)版), 1985(4): 121-122.

[6] 徐約黃, 杜鳳牡. 無損檢測(cè)內(nèi)應(yīng)力的新方法——磁聲發(fā)射[J]. 無損檢測(cè), 1989,11(5): 136-139.

[7] 沈功田. 硅鋼與45鋼的磁聲發(fā)射研究[D].武漢：武漢大學(xué), 1985.

[8] 穆向榮, 張秀林. 關(guān)于鐵磁材料的磁聲發(fā)射的研究[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報(bào), 1985(2): 83-92.

[9] BUTTLE D J, BRIGGS G A D, JAKUBOVICS J P, et al. Magnetoacoustic and Barkhausen emission in ferromagnetic materials and discussion[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society B Biological Sciences, 1986, 320(1554): 363-376.

[10] BUTTLE D J, SCRUBY C B, JAKUBOVICS J P, et al. Magneto-acoustic and Barkhausen emission: their dependence on dislocations in iron Philosophical Magazine[J]. Philosophical Magazine A, 1987, 55(6): 717-34.

[11] KIM H C, KIM C G. Effect of magnetising frequency and stress on magneto-acoustic emission from 3% Si-Fe crystals[J]. Journal of Physics D Applied Physics, 1989, 22(1): 192-193.

[12] NG D H L, JAKUBOVICS J P, SCRUBY C B, et al. Effect of stress on magneto-acoustic emission from mild steel and nickel[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 1992,s:104-107.

[13] 馬咸堯, 孫大千. 拉應(yīng)力對(duì)磁疇壁運(yùn)動(dòng)及磁聲發(fā)射行為的影響[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1992(6): 25-29.

[14] 馬咸堯. 橫向拉應(yīng)力對(duì)晶粒取向Si-Fe的磁疇結(jié)構(gòu)及磁聲發(fā)射強(qiáng)度的影響[J]. 鋼鐵研究, 1994(3): 27-31.

[15] 馬咸堯, 孫大千. 平面應(yīng)力狀態(tài)的磁聲發(fā)射效應(yīng)與強(qiáng)度分布[J]. 材料工程, 1994(2): 30-32.

[16] 馬咸堯, 邱保文. 彎曲應(yīng)力狀態(tài)的磁聲發(fā)射效應(yīng)[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1995(12): 109-113.

[17] 馬咸堯, 孫大千. 應(yīng)力對(duì)材料磁聲發(fā)射頻譜特征的影響[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1995(9): 83-87.

[18] 陸同理. 材料的磁聲發(fā)射(MAE)檢測(cè)[J].無損探傷, 1990(4): 42-44.

[19] 王金鳳, 樊建春, 祖強(qiáng), 等. 鉆桿殘余應(yīng)力的磁聲發(fā)射檢測(cè)方法研究[J]. 石油機(jī)械, 2008, 36(4): 51-54.

[20] 王威, 蘇三慶, 王社良. 用磁聲法MAE檢測(cè)鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件應(yīng)力的機(jī)理和應(yīng)用[J]. 西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2005, 37(3): 322-325.

[21] 杜鳳牡, 徐約黃. 形變量對(duì)MAE及BN的影響[J]. 武漢大學(xué)學(xué)報(bào)(理學(xué)版), 1997(5): 628-632.

[22] SONG Y Y, PARK D G, HONG J H, et al. The effect of microstructural changes on magnetic Barkhausen noise and magnetomechanical acoustic emission in Mn-Mo-Ni pressure vessel steel[J]. Journal of Applied Physics, 2000, 87(87): 5242-5244.

[23] GORKUNOV E S, UL′YANOV A I, KHAMITOV V A. Magnetic acoustic emission in ferromagnetic materials: effect of structural changes on magnetic acoustic emission (review article)[J]. Russian Journal of Nondestructive Testing, 2002, 38(5): 376-397.

[24] AUGUSTYNIAK M, AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, et al. Evaluation by means of magneto-acoustic emission and Barkhausen effect of time and space distribution of magnetic flux density in ferromagnetic plate magnetized by a C-core[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials,2006,304(2): 552-554.

[25] O′SULLIVAN D, COTTERELL M, CASSIDY S, et al. Magneto-acoustic emission for the characterisation of ferritic stainless steel microstructural state[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 2004, 271(2): 381-389.

[26] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Impact of plastic deformation on magnetoacoustic properties of Fe-2%Si alloy[J]. NDT & E International, 2009, 42(2): 92-96.[27] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, MACIAKOWSKI P, et al. Study of microstress state of P91 steel using complementary mechanical Barkhausen, magnetoacoustic emission, and X-ray diffraction techniques[J]. Journal of Applied Physics, 2014, 115(17): 6-9.

[28] WILSON J W, TIAN G Y, MOORTHY V, et al. Magneto-acoustic emission and magnetic Barkhausen emission for case depth measurement in En36 gear steel[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2009, 45(1): 177-183.

[29] 侯炳麟, 周建平, 彭湘,等. 磁聲發(fā)射在鋼軌性能無損檢測(cè)中的應(yīng)用研究[J]. 實(shí)驗(yàn)力學(xué), 1998(1): 98-104.

[30] HIRASAWA T, SAITO K, CHUJOW N, et al. Nondestructive evaluation of aged materials used in nuclear power plant by magneto-mechanical acoustic emission technique[C]∥Tokyo:[s.n], 1999.

[31] SABLIK M J, AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L. Modeling incipient creep damage effects on Barkhausen noise and magnetoacoustic emission[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2004:523-528.

[32] AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, PIOTROWSKI L, et al. Comparison of properties of magnetoacoustic emission and mechanical Barkhausen effects for P91 steel after plastic flow and creep[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2008, 44(11): 3273-3276.

[33] AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, PIOTROWSKI L, et al. Designing a magnetoacoustic emission measurement configuration for measurement of creep damage in power plant boiler tubes[J]. Journal of Applied Physics, 2002, 91(10): 88-97.

[34] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, CHMIELEWSKI M, et al. Nondestructive characterization of 2Cr-1Mo steel quality using magnetoacoustic emission[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2002, 38(5): 3207-3209.

[35] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, CHMIELEWSKI M. Impact of frequency and sample geometry on magnetacoustic emission voltage properties for two steel grades[J]. Journal of Electrical Engineering, 2008, 38(5): 3207-3209.

[36] MAL N K, BOLIN L. A Theoretical estinate of acoustic-emission stress amplitudes[J]. Physical Status Solidi, 1974, 61(2):637-645.

[37] XU Y, SHEN G, GUO Y, et al. An investigation on magnetoacoustic emission of ferromagnetic materials with 180° magnetic domain walls[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 1993, 127(1/2): 169-180.

[38] XU Y H, MA L, DU F M, et al. Magnetoacoustic emission and Barkhausen noise of cobalt nickel oriented silicon steel and permalloy[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 2000, 219(2): 166-172.

[39] 劉靜, 杜鳳牡. Co的磁聲發(fā)射研究[J]. 金屬學(xué)報(bào), 1993, 29(11): 24-29.

[40] GUYOT M, CAGAN V. The magneto-acoustic emission (invited)[J]. Journal of Applied Physics, 1993, 73(10): 5348-5353.

[41] AUGUSTYNIAK B, SABLIK M J, LANDGRAF F J G, et al. Lack of magnetoacoustic emission in iron with 6.5% silicon[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2008, 320(20): 2530-2533.

[42] DHAR A, ATHERTON D L. Magnetizing frequency dependence of magneto-acoustic emission in pipeline steel[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1992, 28(2): 1003-1007.

[43] GORKUNOV E S, DRAGOSHANSKII Y N, KHAMITOV V A. Magnetoelastic acoustic emission in ferromagnetic materials. II. effect of elastic and plastic strains on parameters of magnetoelastic acoustic emission[J]. Russian Journal of Nondestructive Testing, 2001, 37(12): 835-858.

[44] 羅陽, 王振琴. 晶粒取向3%Si-Fe疇結(jié)構(gòu)的應(yīng)力效應(yīng)——Ⅰ.張力對(duì)疇結(jié)構(gòu)的影響[J]. 金屬學(xué)報(bào), 1983, 19(2): 50-58.

[45] 羅陽, 王振琴. 晶粒取向3%Si-Fe疇結(jié)構(gòu)的應(yīng)力效應(yīng)——Ⅱ.壓應(yīng)力對(duì)疇結(jié)構(gòu)的影響[J]. 金屬學(xué)報(bào), 1983, 19(3): 123-146.

[46] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Possibility of application of magnetoacoustic emission for the assessment of plastic deformation level in ferrous materials[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2011, 47(8): 2087-2092.

[47] PIOTROWSKI L,CHMIELEWSKI M, AUGUSTYNIAK B. The influence of elastic deformation on the properties of the magnetoacoustic emission (MAE) signal for GO electrical steel[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2012, 324(16): 2496-2500.

[48] 馬咸堯, 孫大千, 邱保文, 等. 利用磁聲法測(cè)量鋼鐵構(gòu)件表面應(yīng)力[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1996(7): 40-45.

[49] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Evaluation of Barkhausen noise and magnetoacoustic emission signals properties for plastically deformed armco iron[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2010, 46(2): 239-242.

[50] KIKUCHI H, MATSUMURA K, FUJIWARA T, et al. Magnetoacoustic emission characteristics on cold rolled low carbon steel[C]∥[S.l.]:[s.n],2011.

The Resarch Progress of Magneto Acoustic Emission Testing Technique

SHEN Yongna1, SHEN Gongtian1, KE Weijie2, ZHENG Yang1

(1.China Special Equipment Inspection and Research Institute, Beijing 100029, China;2.School of Measuring and Optical Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, China)

Magneto acoustic emission (MAE) is a promising nondestructive method to detect and assess the residual stress, the stress concentration, plastic deformation, the quality of heat treatment and the degree of fatigue and creep damage. In this work, the characteristics and the generation mechanism of MAE are introduced. The research progress and main achievements of MAE are overviewed. In addition, the problems existing in this technique is analyzed and the further research direction and the development prospect is predicted.

MAE; NDT; ferromagnetic material

2017-01-24

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51377173)；國家“萬人計(jì)劃”特支經(jīng)費(fèi)資助項(xiàng)目(2069999);國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFF0203000)

沈永娜(1985-)，女，博士后，主要研究方向?yàn)槁暟l(fā)射、磁聲發(fā)射等無損檢測(cè)新技術(shù)，shenyongna@163.com

沈功田(1963-)，男，博士，研究員，博士生導(dǎo)師,主要研究方向?yàn)槁暟l(fā)射、紅外和電磁等無損檢測(cè)新技術(shù)，shengongtian@csei.org.cn

10.11973/wsjc201705018

TG115.28

A

1000-6656(2017)05-0087-11