蔡智超 李毅博

基于Halbach陣列電磁超聲縱波換能器優(yōu)化設計

蔡智超 李毅博

（華東交通大學電氣與自動化工程學院 南昌 330013）

傳統(tǒng)電磁超聲縱波換能器換能效率低，水平偏置磁場弱且無法被充分利用，導致回波信號幅值小，影響檢測結(jié)果的準確性。該文應用一種新型縱波換能器，其永磁體磁極方向按照Halbach陣列排布，能夠顯著增強水平磁場。為提高其回波幅值，利用有限元軟件進行建模，分別采用正交試驗和均勻試驗方法，在考慮線圈匝數(shù)的前提下，對換能器參數(shù)進行優(yōu)化。仿真結(jié)果表明，降低導線間距、導線寬度和導線高度，將永磁體提離距離固定在合適范圍內(nèi)，均可以增強回波信號；設置合適的激勵電流頻率，能夠使得聲衰減和回波幅值處于適中水平，有利于檢測。實驗結(jié)果表明，優(yōu)化后的換能器相較于優(yōu)化前回波幅值提高了83%。

電磁超聲換能器 縱波 Halbach陣列 優(yōu)化設計 正交試驗 均勻試驗

0 引言

電磁超聲換能器（Electromagnetic Acoustic Transducers, EMATs）能夠無接觸地在金屬內(nèi)部激發(fā)并接收超聲波，其利用通入內(nèi)部線圈中的高頻激勵在被測試件表層趨膚深度內(nèi)感生出渦流，在永磁體偏置磁場的作用下，試件表面質(zhì)點受到洛侖茲力從而高頻振動，繼而在試件內(nèi)部激發(fā)超聲波。電磁超聲技術(shù)在金屬無損檢測領域發(fā)揮了巨大作用[1-4]。與傳統(tǒng)的壓電超聲檢測相比，電磁超聲檢測無需使用耦合劑，不需要對被測試件表面進行預處理，并且可以在高溫高壓等惡劣工況下進行正常檢測[5-9]。目前，電磁超聲無損檢測已經(jīng)被廣泛應用于金屬的厚度測量、缺陷檢測、塑性損傷檢測等領域，逐漸成為一種國內(nèi)外較為主流的無損檢測手段。

盡管電磁超聲檢測具有諸多優(yōu)點，然而相比于其他類型換能器，EMATs存在換能效率低、易受到電磁干擾等問題[10-12]，其中傳統(tǒng)電磁超聲縱波換能器水平偏置磁場弱，導致?lián)Q能效率極低，對測量結(jié)果造成不利影響。為此，國內(nèi)外學者做了大量的研究，以提高EMATs接收信號的信噪比。Kang Lei等[13]通過三維仿真建模，使用正交試驗研究了曲折線圈長度、導線寬度、提離距離等七個因素對表面波的幅值影響；江念等[14]通過對鋼板實測回波進行分析，發(fā)現(xiàn)與換能器固有頻率一致的激勵頻率、適中的脈沖周期數(shù)、較小的提離距離能夠有效提高回波信號幅值；封禮發(fā)等[15]利用有限元軟件仿真分析，研究了電流頻率和線圈參數(shù)對電磁超聲橫波近場長度和半擴散角的影響；Sun Hongjun等[16]設計出一種新型永磁體排列結(jié)構(gòu)，在不改變永磁體厚度的情況下有效增大了垂直磁通密度和回波信號峰峰值；楊理踐等[17]使用電磁超聲縱波對鋁板厚度進行檢測，研究了永磁體參數(shù)、線圈參數(shù)和電流頻率對換能效率的影響；Sun Hongyu等[18-19]利用有限元仿真，運用正交試驗研究了導線寬度、提離距離、激勵電流幅值等七個因素對于聚焦型換能器檢測效果的影響，并研究了磁鐵排布列、磁鐵剩磁、導線寬度等九個因素對于點聚焦型水平導波換能器檢測效果的影響；Jia Xiaojun等[20]采用正交試驗，分析了磁鐵半徑、磁鐵高度、導線寬度等七個因素對點聚焦型橫波換能器的信號幅值、聚焦偏移的影響；Liu Zenghua等[21]通過在永磁體下方增加磁路聚集裝置，有效地減弱了磁通密度水平分量和垂直洛侖茲力，大幅削弱了A0模式波，改善了換能器的模式純凈度，提高了換能器的缺陷定位能力，并通過正交試驗對換能器幾何參數(shù)進行了優(yōu)化。

可見，通過優(yōu)化換能器的永磁體尺寸及線圈參數(shù)，能夠有效提升回波幅值。然而上述優(yōu)化并未考慮到線圈匝數(shù)的局限性，在永磁體可利用偏置磁場區(qū)域確定的情況下，增大導線寬度或?qū)Ь€間距勢必會減少線圈的有效工作匝數(shù)，從而影響回波幅值。此外，正交試驗優(yōu)選法只適用于各參數(shù)水平較少的場合，當所要考察的水平數(shù)較多時，正交試驗總試驗次數(shù)過多時，宜采用均勻試驗方法進行優(yōu)化。

本文使用一種永磁體按照Halbach陣列排布的電磁超聲縱波換能器，并對其進行優(yōu)化設計。首先介紹Halbach陣列縱波換能器結(jié)構(gòu)及其工作原理；然后，利用COMSOL Multiphysics有限元軟件進行二維建模，分別采用正交試驗和均勻試驗方法，仿真中設置不同的線圈參數(shù)和匝數(shù)組合，改變永磁體提離距離，以尋求增強回波信號幅值的最佳方案，研究了不同電流頻率對聲衰減和一次回波幅值的影響；最后，分別使用優(yōu)化前、后換能器對本文提出的優(yōu)化方案進行了驗證。

1 EMAT工作原理

電磁超聲換能器主要包括三部分：永磁體、線圈和被測試件。傳統(tǒng)縱波EMATs為了得到水平磁場，通常將線圈布置于單個永磁體下方或相鄰永磁體之間，然而這種排布難以產(chǎn)生較強的水平磁場，導致激發(fā)信號偏弱，檢測準確度不高。Halbach永磁陣列能夠有效地解決此類問題，其最早由美國Klaus Halbach教授提出，目前廣泛應用于高速電機、高精度伺服電動機、直線電機中[22]。它是一種新型永磁體布置方式，將不同磁化方向的永磁體按照一定順序排列，使得陣列一側(cè)磁場顯著增強而另一側(cè)減弱，可以在不增大換能器尺寸的條件下有效增強水平磁場，相比于同尺寸傳統(tǒng)縱波換能器，能夠產(chǎn)生更為劇烈的縱波，接收到幅值更高的回波信號，因此擁有更高的信噪比和換能效率。Halbach陣列電磁超聲換能器激發(fā)縱波原理如圖1所示。

圖1 電磁超聲縱波產(chǎn)生原理

當換能器內(nèi)部線圈通入激勵電流0時，感應出動態(tài)磁場強度d和交變磁感應強度d的磁場，從而在線圈附近空間激發(fā)出電場m和感生電動勢m。根據(jù)Faraday電磁感應定律，在試件趨膚層將感應出與激勵電流方向相反的渦流e。在永磁體提供的水平偏置磁場作用下，渦流受到垂直方向的洛侖茲力，試件趨膚層質(zhì)點高頻振動從而激發(fā)出超聲縱波并沿試件厚度方向傳播。當超聲波傳播至接收換能器下方時，切割靜磁場s磁力線，產(chǎn)生動生電動勢v。因此，換能器探頭接收到的電壓信號total是感生電動勢與動生電動勢的疊加。即

根據(jù)Faraday電磁感應定律，感生電動勢m計算式為

式中，m為感應磁通。

在檢測金屬材料時，磁場強度和電場強度滿足

式中，r為材料的相對磁導率；為材料的電導率。

考慮交變電流在被測試件趨膚深度產(chǎn)生交變動態(tài)場，試件表面所受洛侖茲力為

鐵磁性材料趨膚層質(zhì)點的振動主要是由洛侖茲力L和磁致伸縮力MS共同作用產(chǎn)生，因此質(zhì)點位移可以表示為

式中，為材料密度；為位移矢量；和為拉梅常數(shù)。

由于本文所檢測試樣為鋁板，因此不存在磁致伸縮力，故MS為0N。

2 縱波EMAT二維仿真分析

2.1 EMAT二維建模

利用有限元軟件COMSOL Multiphysics建立Halbach陣列電磁超聲縱波換能器二維模型，對其工作過程進行多物理場有限元仿真分析。

換能器采用收發(fā)一體結(jié)構(gòu)布置，永磁體為方形釹鐵硼磁鐵，充磁方向按照Halbach陣列設計，剩余磁場強度為1.2T，矯頑力為900kA/m，尺寸為5mm×5mm。被測試件采用7075型鋁合金，尺寸為40mm×5.2mm，楊氏模量為7.1×1010Pa，泊松比為0.25，電導率為3.775×107S/m，密度為2 810kg/m3。換能器線圈采用“回”形繞制，匝數(shù)為4，導線寬為0.2mm，高度為0.05mm，線間距為0.2mm，永磁體底部距離待測試件上表面之間的提離距離為0.5mm。線圈中加載峰峰值為40A、頻率6MHz的激勵電流。圖2為Halbach陣列電磁超聲換能器三維結(jié)構(gòu)示意圖。

圖2 換能器結(jié)構(gòu)示意圖

由于趨膚效應的存在，鋁板中的感應渦流主要存在于上表面趨膚深度層內(nèi)，因此為了確保模型計算的準確性，需要對趨膚層進行網(wǎng)格細化，最大單元大小為0.05mm。試件域最大單元按照理論縱波波長的1/5，即0.18mm進行網(wǎng)格劃分?？諝庥?、線圈及永磁體區(qū)域采用自由三角形進行網(wǎng)格剖分。圖3為細化區(qū)域局部放大圖。

圖3 模型網(wǎng)格細化

圖4分別為兩類傳統(tǒng)縱波換能器與Halbach陣列換能器平面磁場分布圖，白色箭頭表示磁場方向。可以看出，圖4c中顯示Halbach陣列永磁體相比于圖4a、圖4b兩種傳統(tǒng)永磁體排布能夠顯著增強水平磁場，在中間永磁體左右兩側(cè)正下方兩區(qū)域磁通密度水平分量最大，垂直分量最小，為得到垂直方向的洛侖茲力以產(chǎn)生縱波，并且盡可能地去除橫波成分，仿真中只將線圈布置于這兩處，因此永磁體的有效偏置磁場區(qū)域是確定的。

圖4 永磁體磁場分布

設置圖4a～圖4c中三種縱波換能器提離距離均為0.5mm，以左起首個永磁體邊界作為方向考察基準零點，止于最右側(cè)永磁體邊界；以試件上表面作為方向考察基準零點，止于面下1.2mm處，考察磁通密度模水平分量在二維區(qū)域內(nèi)分布情況，如圖5所示。從圖中可以看出，Halbach陣列型永磁體排布所產(chǎn)生的磁通密度模水平分量約為兩種傳統(tǒng)縱波換能器的3～4倍，而水平磁場產(chǎn)生垂直洛侖茲力繼而激發(fā)縱波，因此Halbach陣列型換能器激發(fā)的縱波強度要大于傳統(tǒng)縱波換能器。在方向上，三者的水平分量最大值均位于中心左右兩側(cè)，因此仿真中將線圈布置于此處。在方向上，隨著遠離試件上表面向下方延伸，可以看出水平分量總體上呈減小的趨勢。

圖6為超聲波在鋁板內(nèi)部沿負方向傳播位移圖。換能器激發(fā)出垂直向下的縱波和微弱的橫波，均沿試件厚度方向傳播。橫波、縱波由于聲速的差異在傳播過程中逐漸分離。隨著傳播聲程的增加，縱波的能量存在一定的衰減。當縱波觸碰試件底部時將發(fā)生反射，按照原路徑又傳播至試件頂部，如此往復直至能量衰減耗損至零。

圖6 不同時刻聲波位移

2.2 正交試驗分析最優(yōu)線圈參數(shù)

試件表面的渦流由換能器中線圈感應產(chǎn)生，線圈的幾何參數(shù)勢必會影響渦流的強弱和質(zhì)點振動的幅度，換能器接收到的回波信號也將隨著幾何參數(shù)的變化發(fā)生改變，因此需要對參數(shù)進行優(yōu)化以獲得最佳信號。由于上述參數(shù)組合種類繁多，采用全面試驗逐一進行分析工作量龐大，難以開展，因此宜采用正交試驗方法。正交試驗提供了一個高效且系統(tǒng)的方案，從全面試驗中挑選出一部分具有代表性的組合進行研究，以確定各參數(shù)對結(jié)果的影響，具有“均勻分散，齊整可比”的特點，能夠有效減少試驗次數(shù)，從而提高優(yōu)化效率[23]。

將接收到的第一次回波電壓幅值作為優(yōu)化對象，考察線間距、導線寬度和導線高度三個因素對其影響，不改變永磁體尺寸。圖7為導線區(qū)域局部放大圖。其中線間距為，導線寬度為，導線高度為。仿真中永磁體底部距離被測試件上表面的提離距離設置為0.5 mm。

圖7 線圈區(qū)域局部放大

根據(jù)EMATs線圈實際應用常用規(guī)格，確定上述三個因素的合理取值范圍。當線間距和導線寬度增大時，由于永磁體有效偏置磁場區(qū)域確定，因此導線的工作匝數(shù)將減少。(m)表示因素水平正交表，總設計試驗次數(shù)為次，且≥2。表1為三因素三水平的正交表9(33)。表中表示第一次回波幅值；分別計算表中線間距、導線寬度、導線高度在某一水平時，一次回波幅值的算數(shù)平均值k(表示各因素取不同值對應的序號，= 1, 2, 3)。根據(jù)k中最大值和最小值計算極差，極差越大則表示該因素對一次回波幅值影響越大。正交試驗結(jié)果見表2。

表1 正交試驗設計方案及結(jié)果

Tab.1 Orthogonal test design scheme and results

表2 正交結(jié)果分析

Tab.2 The analysis of orthogonal results

以各因素不同取值為橫坐標，以對應的k值為縱坐標，繪制回波幅值隨各因素變化趨勢如圖8所示。

圖8 各因素對回波電壓幅值的影響

從表2可以看出，對回波電壓幅值影響程度從大到小依次為導線寬度、線間距、導線高度。在考慮線圈匝數(shù)的條件下，三者與接收到的一次回波電壓幅值均呈明顯的負相關(guān)，減小線間距、導線寬度以及導線高度均可以增大回波電壓幅值。這是由于在仿真中通過單根導線的電流恒定，當導線寬度、線間距、導線高度減小時，永磁體偏置磁場區(qū)域內(nèi)導線匝數(shù)增多，使得單位截面積通過的總電流增大，試件表面感應渦流也隨之提高，從而增大趨膚層質(zhì)點受到的洛侖茲力，導致質(zhì)點振動更加劇烈。綜上分析，最優(yōu)線圈參數(shù)組合為：=0.2mm，=0.1mm，=0.02mm。

將使用優(yōu)化組合得到的第一次回波電壓，連同正交試驗2（正交2）和正交試驗4（正交4）的回波結(jié)果繪制于同一圖中，如圖9。優(yōu)化參數(shù)組合得到的電壓結(jié)果相比于兩種未優(yōu)化組合有了明顯提升，正交2和正交4的歸一化幅值分別為0.47和0.62，優(yōu)化組合結(jié)果比優(yōu)化前幅值最高的兩種方案分別提升了113%和61%。

圖9 優(yōu)化前后回波電壓幅值對比

2.3 均勻試驗分析最優(yōu)線圈參數(shù)

正交試驗雖然能夠精簡試驗次數(shù)，但其只適用于各參數(shù)水平數(shù)較少的情形。在正交表(m)中，水平數(shù)增加1，則總試驗次數(shù)增加2+1次，且≥2，因此當線圈參數(shù)考察水平數(shù)較多時，正交總試驗次數(shù)大幅增加，失去了其優(yōu)勢，適宜采用均勻試驗來進行優(yōu)化。與正交試驗相比，均勻試驗不需要考慮“齊整可比”，而是讓各參數(shù)在試驗范圍內(nèi)“均勻分散”[24]。(m)表示因素水平均勻試驗表，為總試驗次數(shù)，且=。水平數(shù)增加1，則總試驗次數(shù)增加1次，因此均勻試驗適用于參數(shù)水平數(shù)較多的情形。

均勻試驗中，同樣考察線間距、導線寬度、導線高度三者對回波幅值的影響，且不改變永磁體尺寸。優(yōu)化范圍分別選為0.2mm≤≤0.65mm, 0.1mm≤≤1.0mm，0.02mm≤≤0.2mm。表3為三因素十水平均勻設計表10(103)。1～3分別表示線間距、導線寬度、導線高度。表示第一次回波幅值。

對仿真結(jié)果進行多項式線性回歸分析，得到回歸方程

表3 均勻試驗設計方案及結(jié)果

Tab.3 Uniform test design scheme and results

注：()中( )中數(shù)字表示所取1、2、3優(yōu)化范圍0.2mm～0.65mm、0.1mm～1.0mm、0.02mm～0.2mm內(nèi)的第個數(shù)值。

該回歸方程擬合優(yōu)度2=0.917，顯著性水平=0.0012＜0.05。由式（10）中各參數(shù)的回歸系數(shù)，可知回波幅值與1、2、3均成負相關(guān)。比較回歸系數(shù)絕對值，各因素對回波幅值影響從大到小依次為2＞1＞3，即＞＞，與正交試驗結(jié)論一致。為得到的最大值，最優(yōu)的參數(shù)值為1=0.2mm，2=0.1mm，3=0.02mm，與正交試驗得到的最優(yōu)組合結(jié)果相同。因此均勻試驗在低水平數(shù)與正交試驗具有同樣的優(yōu)化精度。

2.4 提離距離對回波電壓的影響

電磁超聲換能器在工作時與被測試件不發(fā)生接觸，永磁體和試件上表面之間的距離影響感應渦流附近的靜態(tài)偏置磁場強度，因此二者之間的提離距離將會影響回波信號。

為研究Halbach陣列縱波換能器中提離距離對接收信號的影響，仿真中依次設置為0.5mm～ 1.5mm，步長0.1mm，分析正交試驗1（正交1）、正交試驗5（正交5）、正交試驗9（正交9）三種方案中，不同提離距離下第一次回波電壓幅值。結(jié)果如圖10所示。

圖10 提離距離對回波電壓的影響

可以看出，與傳統(tǒng)電磁超聲換能器不同，本文所使用的Halbach陣列縱波換能器接收到的回波幅值與提離距離之間并非嚴格的負相關(guān)。提離距離處于0.7mm～1.0mm之間，接收到的回波信號最強，不在此范圍時，回波信號幅值迅速衰減。造成這種差異的原因，是由于在Halbach陣列排布的永磁體中，磁通密度水平分量隨著遠離永磁體下表面呈現(xiàn)出“先增強后減弱”的趨勢，因此線圈布置在合適位置上能夠使換能器接收到的回波信號最強。

2.5 電流頻率對回波電壓的影響

超聲波在試件中傳播時，由于存在聲衰減現(xiàn)象，因此接收到的回波信號會隨著傳播聲程的增大而減弱。材質(zhì)的衰減系數(shù)計算式為

式中，1為第一次回波信號(dB)；A為第次回波信號(dB)；20lg(1/)為修正項，是因聲波的聲束擴散所引起的分貝值差；為試件厚度(mm)。本文中設置為5，即研究第一次回波和第五次回波之間的聲波衰減。

衰減系數(shù)與激勵電流頻率有關(guān)。當線圈通入的電流頻率較低時，聲波在試件中衰減系數(shù)小，接收到的相鄰回波電壓幅值變化平緩，但此時幅值整體較低，導致有效回波個數(shù)較少；當電流頻率較高時，雖然此時接收信號幅值較高，然而聲波的衰減系數(shù)大，接收到的相鄰回波電壓幅值變化陡峭，因此有效回波個數(shù)同樣較少。為研究激勵電流頻率與回波電壓幅值和衰減系數(shù)二者之間的關(guān)系，并尋求回波幅值與衰減系數(shù)之間的平衡點，旨在實現(xiàn)回波信號在幅值大的前提下盡可能多地增加回波個數(shù)。仿真中以5.0mm厚鋁板作為待測試件，設定電流頻率為1～12MHz，步長為1MHz，得到不同頻率下衰減系數(shù)與第一次回波電壓幅值變化趨勢如圖11所示。

圖11 衰減系數(shù)與回波電壓變化趨勢

可以看到，衰減系數(shù)和一次回波幅值隨著激勵頻率增大而增大，二者的增長幅度逐漸趨于平緩。當激勵頻率較低時，雖然衰減系數(shù)較小，但此時的洛侖茲力不能完全激發(fā)試件趨膚層質(zhì)點的振動，導致回波電壓幅值太小，不便于對結(jié)果進行觀測；當頻率較高時，較大的衰減系數(shù)使得即便第一次回波幅值較大，后續(xù)回波幅值反而更小，線圈接收到的有效回波數(shù)減少。通過分析可知，過高和過低的激勵頻率都難以得到合適的回波，當激勵頻率為6MHz左右時，回波電壓和衰減系數(shù)達到相對合適的平衡，最有利于檢測。

3 實驗與結(jié)果分析

3.1 實驗平臺

本實驗采用Ritec RAM—5000 SNAP測試系統(tǒng)作為實驗平臺，該系統(tǒng)能夠在計算機控制下輸出高頻脈沖電流，激勵電流經(jīng)雙工器、阻抗匹配器通入電磁超聲換能器線圈中，渦流在垂直洛侖茲力的作用下，使得試件趨膚層質(zhì)點產(chǎn)生高頻振動，從而在試件表層激發(fā)出超聲縱波。聲波在試件中垂直向下傳播，觸及下表面后發(fā)生反射，換能器接收到電壓信號，經(jīng)過雙工器傳輸至SNAP—5000系統(tǒng)，最后通過示波器進行回波信號的采集和觀測。圖12為實驗系統(tǒng)示意圖。

圖12 實驗系統(tǒng)示意圖

實驗中所使用的電磁超聲換能器采用25個棱長為5mm的正方體N35型釹鐵硼永磁體，按照Halbach陣列進行排布。以正交試驗4中各項數(shù)據(jù)作為優(yōu)化前線圈參數(shù)，以正交試驗和均勻試驗最優(yōu)組合作為優(yōu)化后線圈參數(shù)進行對比試驗，見表4，其余設置保持一致。對線圈按照“回”形進行繞制，并置于永磁體水平磁場最強處，以激發(fā)出縱波。Halbach換能器實物如圖13所示。

考慮線圈和永磁體之間的粘合需要，以及其他材料因素的影響，實驗中永磁體距離試件上表面之間的提離距離約為1 mm。

表4 優(yōu)化前后線圈參數(shù)

Tab.4 The coil parameters before and after the optimization

圖13 換能器實物圖

3.2 結(jié)果分析

本實驗換能器采用收發(fā)一體工作模式，利用厚度為30 mm的鋁板進行測試驗證。設置脈沖周期為6個，前置放大器增益70dB，激勵輸出電壓70V，電流頻率設置為6MHz。圖14為分別使用優(yōu)化前、后換能器得到的實測回波。

圖14 換能器優(yōu)化前后接收信號

已知縱波在鋁板中傳播速度約為6 300m/s，根據(jù)鋁板厚度計算換能器接收到相鄰兩次電壓信號時間間隔約為9.5μs，與圖14a中時差一致，證明本文所設計的Halbach陣列換能器能夠成功激發(fā)出縱波。由于第一次回波信號被主脈沖所淹沒，第二、三次回波信號受到主脈沖的影響并未完全穩(wěn)定，故考察圖中第四次回波的優(yōu)化效果。由圖14b得到，優(yōu)化前、后換能器接收到的回波電壓幅值分別為19.1mV和34.9mV，優(yōu)化后幅值提高了83%，證明了優(yōu)化方案的可靠性。而在仿真中，優(yōu)化后的回波幅值相較于正交試驗四提高了61%，二者結(jié)果出現(xiàn)差異。一方面是因為優(yōu)化前導線高度大于優(yōu)化后導線高度，在使用相同的手段將線圈與永磁體粘合在一起時，無法確保兩種換能器永磁體的提離距離保持一致，使用優(yōu)化前線圈制作的換能器中永磁體的要大于優(yōu)化后的換能器，因此優(yōu)化前得到的回波信號幅值要弱于理論值，故優(yōu)化前后實驗得到的回波信號幅值差距擴大，繼而造成實驗中優(yōu)化后的幅值增幅大于仿真分析。另一方面，聲波在試件中的衰減與激勵頻率、材料屬性等有關(guān)，由于優(yōu)化前后兩次實驗均保持上述參數(shù)一致，因此兩種回波信號呈相同趨勢的指數(shù)衰減。由于仿真和實驗分別以第一次回波和第四次回波作為考察指標，當優(yōu)化前后回波信號按照同樣趨勢呈指數(shù)衰減時，隨著時間的推移，同一時刻對應的優(yōu)化后、優(yōu)化前幅值比值逐漸擴大，因此第四次回波中優(yōu)化后幅值增幅要大于第一次回波。

4 結(jié)論

本文使用一種Halbach陣列型電磁超聲縱波換能器并對其進行有限元仿真分析，對線圈參數(shù)、提離距離和激勵電流頻率進行了優(yōu)化，以增強回波信號，最后通過實驗對優(yōu)化方案進行了驗證。結(jié)果表明：

1）Halbach陣列型永磁體排布能夠顯著增強水平方向磁場，增大垂直方向洛侖茲力，激發(fā)出更劇烈的縱波。

2）通過正交試驗和均勻試驗得到，當減小線間距、導線寬度、導線高度時，能夠使得回波幅值得到提升。仿真中優(yōu)化后回波幅值比優(yōu)化前兩種最佳方案分別提升了113%和61%，實驗中優(yōu)化后回波幅值比優(yōu)化前提升了83%。

3）Halbach陣列縱波換能器在工作時，永磁體與被測試件上表面之間的提離距離對接收到的信號幅值影響較大，當提離距離處于0.7～1.0mm范圍時，信號強度最高。

4）超聲波在試件內(nèi)部傳播的衰減與激勵電流頻率有關(guān)，過高的電流頻率造成較大的聲波衰減，過低的電流頻率產(chǎn)生較小的回波幅值，選取6MHz左右的激勵頻率可以使得回波電壓幅值和有效回波數(shù)量維持在較為理想的水平，有利于進行后續(xù)檢測與數(shù)據(jù)處理。

[1] Yusa N, Song H C, Iwata D, et al. Probabilistic analysis of electromagnetic acoustic resonance signals for the detection of pipe wall thinning[J]. Nondestructive Testing and Evaluation, 2019(3): 1-16.

[2] Li Weibin, Jiang Chang, Deng Mimgxi. Thermal damage assessment of metallic plates using a nonlinear electromagnetic acoustic resonance technique[J]. NDT&E International, 2019, 108: 102172.

[3] 劉素貞, 王淑娟, 張闖, 等. 鋼板電磁超聲表面波的仿真分析及缺陷定量檢測[J]. 電工技術(shù)學報, 2020, 35(1): 97-105.

Liu Suzhen, Wang Shujuan, Zhang Chuang, et al. Simulation analysis of electromagnetic acoustic surface wave of steel plate and quantitative defect detection[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(1): 97-105.

[4] 張闖, 曹曉琳, 劉素貞, 等. 基于累積效應的鋁材塑性損傷電磁超聲非線性檢測[J]. 電工技術(shù)學報, 2019, 34(19): 3961-3967.

Zhang Chuang, Cao Xiaolin, Liu Suzhen, et al. Electromagnetic ultrasonic nonlinear detection of aluminum with plastic damage based on cumulative effect[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(19): 3961-3967.

[5] Lee J K, KIM Y Y. Tuned double-coil EMATs for omnidirectional symmetric mode lamb wave generation[J]. NDT & E International, 2016, 83: 38-47.

[6] 張闖, 魏琦, 劉素貞, 等. 小尺寸試件檢測用單向單模態(tài)電磁超聲換能器設計[J]. 電工技術(shù)學報, 2019, 34(17): 3563-3571.

Zhang Chuang, Wei Qi, Liu Suzhen, et al. Design of unidirectional single-mode electromagnetic acoustic transducer for small size specimen detection[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(17): 3563-3571.

[7] Petcher P, Potter M, Dixon S. A new electromagnetic acoustic transducer (EMAT) design for operation on rail[J]. NDT & E International, 2014, 65(3): 1-7.

[8] Kim Y Y, Kwon Y E. Review of magnetostrictive patch transducers and applications in ultrasonic nondestructive testing of waveguides[J]. Ultrasonics, 2015, 62: 3-19.

[9] 翟國富, 梁寶, 賈文斌, 等. 橫波電磁超聲相控陣換能器設計[J]. 電工技術(shù)學報, 2019, 34(7): 1441-1448.

Zhai Guofu, Liang Bao, Jia Wenbin, et al. Design of the shear wave electromagnetic ultrasonic phased array transducer[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(7): 1441-1448.

[10] Pei Cuixiang, Liu Tianhao, Chen Hongen, et al. Inspection of delamination defect in first wall with a flexible EMAT-scanning system[J]. Fusion Engineering and Design, 2018, 136: 549-553.

[11] Ren Weiping, He Jianpeng, Dixon S, et al. Enhancement of EMAT’s efficiency by using silicon steel laminations back-plate[J]. Sensors and Actuators A: Physical, 2018, 274: 189-198.

[12] 蔡智超, 陳瀾, 趙振勇, 等. 電磁聲諧振對Q235鋼壓縮形變評價研究[J]. 儀器儀表學報, 2019, 40(5): 153-160.

Cai Zhichao, Chen Lan, Zhao Zhenyong, et al. Electromagnetic acoustic resonance for plastic deformation in Q235 Steel[J]. Chinese Journal of Scientific Instrument, 2019, 40(5): 153-160.

[13] Kang Lei, Dixon S, Wang Kaican, et al. Enhancement of signal amplitude of surface wave EMATs based on 3-D simulation analysis and orthogonal test method[J]. NDT&E International, 2013, 59: 11-17.

[14] 江念, 王召巴, 陳友興, 等. 電磁超聲檢測鋼板厚度實驗的參數(shù)優(yōu)化[J]. 傳感技術(shù)學報, 2015, 28(4): 498-502.

Jiang Nian, Wang Zhaoba, Chen Youxing, et al.The experiment parameters of the steel-sheet thickness measurement by electromagnetic ultrasonic[J]. Chinese Journal of Sensors and Actuators, 2015, 28(4): 498-502.

[15] 陽能軍, 封禮發(fā), 唐旭明, 等. 電磁超聲橫波換能器中線圈的優(yōu)化設計[J]. 應用聲學, 2019, 38(3): 428-433.

Yang Nengjun, Feng Lifa, Tang Xuming, et al. Optimum design of coil in electromagnetic acoustic shear wave transducers[J]. Journal of Applied Acoustics, 2019, 38(3): 428-433.

[16] Sun Hongjun, Urayama R, Uchimoto T, et al. Small electromagnetic acoustic transducer with an enhanced unique magnet configuration[J]. NDT&E International, 2020, 110: 102205.

[17] 楊理踐, 陳俊哲, 邢燕好. 基于電磁超聲縱波的鋁板厚度檢測[J]. 儀表技術(shù)與傳感器, 2015, 11: 67-70.

Yang Lijian, Chen Junzhe, Xing Yanhao. Thickness detection of aluminum plate based on electromagnetic ultrasonic longitudinal waves[J]. Instrument Technique and Sensor, 2015, 11: 67-70.

[18] Sun Hongyu, Huang Songling, Wang Qing, et al. Orthogonal optimal design method for point-focusing emat considering focal area dimensions[J]. Sensors and Actuators A: Physical, 2020, 312: 112109.

[19] Sun Hongyu, Wang Shen, Huang Songling, et al. Point-focusing shear-horizontal guided wave EMAT optimization method using orthogonal test theory[J]. IEEE Sensors Journal, 2020, 20(12): 6295-6304.

[20] Jia Xiaojuan, Ouyang Qi. Optimal design of point-focusing shear vertical wave electromagnetic ultrasonic transducers based on orthogonal test method[J]. IEEE Sensors Journal, 2018, 18(19): 8064-8073.

[21] Liu Zenghua, Li Aili, Zhang Yongchen, et al. Development of a directional magnetic-concentrator-type electromagnetic acoustic transducer for ultrasonic guided wave inspection[J]. Sensors and Actuators A: Physical, 2020, 303: 111859.

[22] 周贛, 黃學良, 周勤博, 等. Halbach型永磁陣列的應用綜述[J]. 微特電機, 2008, 36(8): 52-55.

Zhou Gan, Huang Xueliang, Zhou Qinbo, et al. The applications of the halbach permanent magnet array: a review[J]. Small & Special Electrical Machines, 2008, 36(8): 52-55.

[23] 王淑娟, 李智超, 李鵬展, 等. 非鐵磁材料表面波電磁超聲換能器接收性能分析與優(yōu)化設計[J]. 中國電機工程學報, 2015, 35(9): 2360-2365.

Wang Shujuan, Li Zhichao, Li Pengzhan, et al. Receiving performance analysis and optimal design of surface wave electromagnetic acoustic transducers in nonferromagnetic materials[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(9): 2360-2365.

[24] 方開泰. 均勻設計-數(shù)論方法在試驗設計的應用[J]. 應用數(shù)學學報, 1980, 3(4): 363-372.

Fang Kaitai. Uniform design-application of number theory to experimental design[J]. Acta Mathematicae Applicatae Sinica, 1980, 3(4): 363-372.

Optimum Design of Electromagnetic Acoustic Longitudinal Wave Transducer Based on Halbach Array

Cai Zhichao Li Yibo

（School of Electrical and Automation Engineering East China Jiaotong University Nanchang 330013 China）

The traditional electromagnetic acoustic longitudinal wave transducers possess low energy conversion efficiency as well as weak horizontal bias magnetic field which cannot be fully utilized, resulting in a modest echo signal and affecting the accuracy of the detection. In this paper, a new type of longitudinal wave transducer is applied, whose permanent magnet poles are arranged according to the Halbach array, which can significantly intensify the horizontal magnetic field. Aiming to improve the echo signal, the finite element software was used, and the orthogonal test and uniform test methods were operated respectively. The parameters of the transducer were optimized with considering the number of coil turns. The simulation results illustrate that reducing the spacing, width, and height of the wire can enhance the echo signal, maintaining the lift-off distance of the permanent magnet within a proper range can also be so. Make the sound attenuation and voltage amplitude at a appropriate level is conducive to detection by setting a proper excitation frequency. The experimental results demonstrate that the echo amplitude of the optimized transducer is 83 % higher than that of the previous transducer.

Electromagnetic acoustic transducers (EMATs), longitudinal wave, Halbach array, optimum design, orthogonal test, uniform test

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201541

TB552

國家自然科學基金青年科學基金（51807065）、江西省研究生創(chuàng)新專項資金（YC2020-S304）資助項目。

2020-11-18

2020-12-24

蔡智超 男，1989年生，博士，副教授，碩士生導師，研究方向為電磁無損檢測技術(shù)。E-mail：zccai@foxmail.com（通信作者）

李毅博 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為電磁無損檢測技術(shù)。E-mail：liyibonix@163.com

（編輯 郭麗軍）