«ТОЛЩИНОМЕТРИЯ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ НА ОСНОВЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНО-АКУСТИЧЕСКОГО ПРЕОБРАЗОВАНИЯ В ИМПУЛЬСНОМ МАГНИТНОМ ПОЛЕ ...»

ЗАО «НИИИН МНПО «СПЕКТР»

На правах рукописи

Алехин Сергей Геннадиевич

ТОЛЩИНОМЕТРИЯ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ НА ОСНОВЕ

ЭЛЕКТРОМАГНИТНО-АКУСТИЧЕСКОГО ПРЕОБРАЗОВАНИЯ

В ИМПУЛЬСНОМ МАГНИТНОМ ПОЛЕ

Специальность 05.11.13 – «Приборы и методы контроля природной среды, веществ, материалов и изделий»

Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук

Научный руководитель –д.т.н. Самокрутов А.А.

Москва – 2013

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ………………………………………………………………………... 1. ГЛАВА 1 Анализ методов и средств ЭМА толщинометрии…………… 1.1. Особенности толщинометрии на основе ЭМА преобразования……… 1.2. История исследования ЭМА преобразования и создания толщинометрической аппаратуры на его основе …………………......... 1.3. Механизмы ЭМА преобразования…………………………………….... 1.4. Конструкции ЭМА преобразователей………………………………….. 1.5. Способы измерения временных интервалов, используемые в эхоимпульсной толщинометрии………………………………………….…. 1.6. Способы повышения соотношения сигнал-шум, используемые в эхоимпульсной толщинометрии………………………………………….…. 1.7. Обзор выпускаемых ручных ЭМА толщиномеров……………………. 1.8. Выводы………………………………………………………………….... 2. ГЛАВА 2 Теоретические исследования………………………….………. 2.1. Выбор конфигурации импульсного электромагнита…………………. 2.2. Расчет распределения магнитного поля импульсного электромагнита………………………………………………………….... 2.3. Определение конфигурации сигнального индуктора…………………. 2.4. Исследование динамики формирования магнитного поля в ОК……... 2.5. Исследование влияния зазора на конфигурацию и динамику магнитного поля………………………………………………………....... 2.6. Выводы………………………………………………………………..….. 3. ГЛАВА 3 Экспериментальная часть……………………………………... 3.1. Проверка результатов, полученных в теоретической части………….. 3.2. Исследование характеристик шумов Баркгаузена………….………….. 3.3. Исследование соотношений уровней эхо-сигналов для ЭМАП с импульсным подмагничиванием и с магнитной системой на основе постоянных магнитов……………………………………………………... 3.4. Выводы…………………………………………………………………..... 4. ГЛАВА 4 Разработка ЭМА толщиномера с импульсным подмагничиванием…………………………………………………………... 4.1. Требования к узлам и блокам толщиномера………………………….... 4.2. Аппаратная реализация………………………………………………….. 4.3. Алгоритмы обработки сигналов……………………………………….... 4.4. Метрологическое обеспечение………………………………………….. 4.5. Основные характеристики разработанного толщиномера А1270РМ…………………………………………………………………... 4.6. Режимы работы толщиномера А1270РМ……………………………….. 4.7. Выводы…………………………………………………………………..... 5. ЗАКЛЮЧЕНИЕ……………………………………………………………… 6. ЛИТЕРАТУРА……………………………………………………………….. 7. ПРИЛОЖЕНИE……………………………………………………………... Введение.

Актуальность темы Решение проблемы обеспечения безопасности промышленных объектов неразрывно связано с технической диагностикой и неразрушающим контролем, одним из направлений которого является толщинометрия металлоконструкций при наличии одностороннего доступа. Эта задача решается на множестве технических объектов, как при технологическом, так и при эксплуатационном контроле с использованием ультразвуковых (УЗ) толщиномеров ручного контроля.

В настоящее время основным методом УЗ толщинометрии является эхоимпульсный метод, на основе которого работают практически все УЗ толщиномеры, как ручного контроля, так и автоматизированные установки.

пьезоэлектрические преобразователи, работающие только при наличии контактной жидкости, обеспечивающей акустическую связь между преобразователем и объектом контроля (ОК). И эта особенность УЗ метода во многом ограничивает его применимость, снижает производительность контроля, а так же ухудшает достоверность и воспроизводимость результатов измерений.

С середины 60-х годов началось развитие технологии возбуждения и приема УЗ колебаний, позволяющей работать без использования контактной жидкости и основанной на эффекте электромагнитно-акустического (ЭМА) преобразования. В настоящее время несколькими компаниями выпускаются УЗ толщиномеры работающие с ЭМА преобразователями (ЭМАП) и не требующие при контроле применения контактной жидкости.

Отличительной особенностью этих приборов является использование в ЭМАПе мощных постоянных магнитов. Этот фактор усложняет их практическое применение при ручном УЗ контроле, т.к. эффект притяжения преобразователя к ферромагнитым материалам затрудняет процедуры сканирования, приводит к частому повреждению ЭМАПов и выходу их из строя, создает травмоопасность для персонала.

Известно техническое решение, позволяющее исключить из конструкции ЭМАПа мощные постоянные магниты путём замены их на импульсные производственного контроля в стационарных установках. Её применение в приборах ручного контроля ограничивалось высокими требованиями по энергопотреблению и сложностью реализации в малогабаритном исполнении.

В настоящее время появление новых конструкционных материалов, развитие электронной элементной базы и химических источников питания сформировало предпосылки для реализации технологии импульсного подмагничивания в малогабаритных ручных ЭМА толщиномерах. Создание и внедрение подобных приборов позволит устранить вышеперечисленные недостатки и расширить область применения УЗ ЭМА толщиномеров, повысив их производительность, достоверность, точность и эффективность.

Поэтому разработка малогабаритного ручного УЗ толщиномера на основе значительный интерес и является актуальной задачей.

Цели и задачи работы Целью данной работы является разработка и практическое внедрение УЗ толщиномера для ручного контроля на основе ЭМАП с импульсным подмагничиванием, соответствующего по своим метрологическим, массогабаритным и эксплуатационным характеристикам типовым УЗ толщиномерам, и свободного от основного недостатка УЗ ЭМА толщиномеров – эффекта сильного притяжения к ферромагнитным ОК.

Для достижения поставленной цели потребовалось решить следующие задачи:

1. Разработать математическую модель магнитной системы ЭМАПа для импульсного режима работы, исследовать поведение поля подмагничивания в импульсном режиме и на этой основе разработать конструкцию индуктора импульсного подмагничивания.

2. Выполнить экспериментальные исследования с целью подтверждения корректности разработанной математической модели и определения особенностей и параметров помеховых сигналов, связанных с импульсным характером поля подмагничивания.

3. Теоретически и экспериментально оптимизировать режимы работы энергетические затраты на создание поля подмагничивания.

4. Разработать систему питания и формирования импульсов тока применимого для использования в УЗ толщиномерах ручного контроля.

5. На основе полученных результатов разработать ЭМА толщиномер с эксплуатационные и технические характеристики при контроле изделий из различных металлов и сплавов.

Методы исследования экспериментальные методы исследования. Теоретические исследования радиотехнических цепей и сигналов, метода эквивалентных схем. В экспериментальных исследованиях использовались макетирование и натурный эксперимент.

Научная новизна 1. Теоретически и экспериментально установлено, что при конфигурации магнитной системы в виде разомкнутого броневого сердечника для создания требуемой магнитной индукции величиной не менее 0,6 Тл (такое значение индукции создают наилучшие магнитные системы на постоянных магнитах) (акустическая апертура ЭМАПа) необходима энергия 0,7 Дж для одного цикла излучения и приёма УЗ эхо-сигналов, длительность которого 320 мкс. Данный факт позволяет сделать вывод о возможности реализации технологии импульсного подмагничивания в ручном УЗ толщиномере, которая при частоте измерений до 20 Гц потребует энергопотребления не более 14 Вт.

2. Из-за нелинейной зависимости магнитной индукции от напряженности внешнего поля в материале сердечника нарушается принцип суперпозиции в электромагнитном поле ЭМАПа, поэтому при расчете силы Лоренца для неферромагнитного материала ОК необходимо учитывать взаимное влияние вихревых токов и подмагничивающего поля.

3. При контроле ферромагнитных материалов возникает дополнительный к известным помеховый фактор - шум Баркгаузена, регистрируемый на выходе сигнального индуктора ЭМАПа при изменении поля подмагничивания.

Основной канал воздействия данного шума на сигнальный индуктор – магнитный. Для устранения влияния данного фактора зондирование и приём эхо-сигналов необходимо выполнять в интервале времени при почти установившемся значении поля подмагничивания, что соответствует задержке порядка 400…600 мкс от момента включения поля подмагничивания.

4. Экспериментально обнаружено, что для ЭМАПа с радиальной поляризацией при контроле ферромагнитных материалов амплитуда эхосигнала зависит от взаимного направления токов в подмагничивающем и сигнальном индукторах.

Практическая ценность работы Полученные в работе научные результаты легли в основу следующих разработок, имеющих существенную практическую и прикладную значимость:

1. На базе предложенной и оптимизированной конструкции импульсного электромагнита, разработаны два типа УЗ ЭМАПов поперечных волн – с радиальной и с линейной поляризацией.

2. Разработана система питания импульсного электромагнита для ручного УЗ ЭМА толщиномера с использование литий-феррум-полимерных аккумуляторов и сильноточных ключей с малым внутренним сопротивлением, что обеспечило возможность формирования импульсов тока величиной до 150 А в катушке подмагничивания с высоким К.П.Д.

3. Разработан малогабаритный УЗ ЭМА толщиномер с импульсным подмагничиванием А1270PM, проведены его испытания и подготовлен серийный выпуск.

Защищаемые положения На защиту выносится:

1. Математическая модель импульсного подмагничивания.

2. Результаты исследования динамики магнитного поля.

3. Результаты оптимизации параметров подмагничивающей системы 4. Разработанная схема питания подмагничивающей системы.

Структура и объем диссертации Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений.

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулирована ее цель, и основные задачи, практическая значимость, научная новизна и основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проведен анализ методов и средств ЭМА толщинометрии.

Рассмотрен круг задач, решаемых с помощью ЭМА толщиномеров, описаны условия их применения и приведены основные виды металлов и их сплавов, контролируемых ЭМА толщиномерами. Сделан обзор работ по ЭМА толщинометрии и анализ характеристик используемых в настоящее время ЭМА толщиномеров.

Во второй главе описаны результаты теоретических исследований импульсного электромагнита броневой формы, позволившие рассчитать распределения индукции магнитного поля вблизи керна электромагнита в разные моменты времени после включения тока через электромагнит и определить требуемые величины токов и интервалов их действия для неферромагнитных и ферромагнитных материалов, замыкающих магнитную цепь электромагнита. Исследования проводились путем математического моделирования с использованием метода конечных элементов (МКЭ).

В третьей главе описаны результаты экспериментальных исследований акустического тракта УЗ толщиномера, построенного с применением ЭМАПов с импульсной системой подмагничивания. Опрелелялись реальные характеристики сигналов и помех. Оценивались энергозатраты, необходимые для работы системы импульсного подмагничивания.

В четвертой главе описана структурная схема и основные технические решения малогабаритного ручного ЭМА толщиномера с импульсным подмагничиванием А1270PM, построенного на базе результатов выполненных в работе исследований. Приведены основные технические характеристики и результаты метрологических испытаний прибора. Описаны основные отличительные особенности толщиномера нового типа.

В заключении приведены основные результаты работы и намечены пути дальнейших исследований.

Публикации По материалам диссертации опубликовано 23 печатные работы: 8 статей в журналах, включая 2 из списка ВАК, 11 докладов на конференциях (в том числе 8 международных), получено 3 патента РФ на изобретения и 1 патент РФ на полезную модель.

Глава 1 Анализ методов и средств ЭМА толщинометрии.

1.1. Особенности толщинометрии на основе ЭМА преобразования.

При контроле изделий в процессе эксплуатации, например в химической промышленности, на предприятиях энергетики и нефтегазовой промышленности, морском и речном транспорте необходимо измерить толщину стенки резервуаров, котлов, различных труб, корпусов судов и т.д.

подвергающихся воздействию различных неблагоприятных факторов, включая высокие температуры и давления, химически агрессивные компоненты, влагу и низкие температуры. В этом случае, как правило, требуется выявить утонение стенки, вызванного неблагоприятными факторами. Для этих измерений, как правило, достаточна погрешность измерений ±0,1 мм. Поверхность, с которой осуществляется контроль, может быть коррозионно поврежденной или покрыта защитными покрытиями.

Использование ЭМА толщиномеров позволяет не проводить трудоемкую зачистку поверхности или отказаться от повреждения защитного покрытия.

Особенно это востребовано для объектов, которые продолжают работать в процессе контроля.

Основные виды контролируемых материалов.

К основным видам материалов, контролируемых ЭМА толщиномерами относятся следующие:

Различные марки сталей Легкие сплавы Цветные металлы В некоторых типах нержавеющих сталей, имеющих низкую проводимость, ЭМА преобразование имеет очень низкую эффективность и поэтому контроль изделий из подобных материалов затруднен.

Характерные погрешности ЭМА толщиномеров.

Возбуждающее поле электромагнитное поле действует не на самой поверхности ОК, а в некотором поверхностном слое, толщина которого зависит от материала ОК и частоты колебаний. Это явление скин-эффекта.

Скорость распространения электромагнитных волн значительно больше, чем ультразвуковых. В связи с этим возникает эффект уменьшения времени пробега импульса в ОК. Фронт УЗ импульса растягивается. Если не принять меры по компенсации рассмотренной погрешности, то при измерении изделий из нержавеющей стали толщиной 10 мм погрешность может достигать 19% на поперечных и 11% на продольных волнах, если выполнять измерение на высоте 6 дБ от максимума эхосигнала. В материалах с хорошей электропроводностью погрешность уменьшается соответственно до 0,55 и 0,27% [14].

Влияние анизотропии на погрешность измерения.

В связи с тем, что анизотропия проката проявляется в различных значениях скорости распространения сдвиговых УЗ волн в направлении вектора смещений в волне, то это может вызвать дополнительную погрешность при измерении толщины при помощи ЭМАП, использующих сдвиговые волны [31]. В работе [31] были исследованы образцы проката в диапазоне толщин 0,3-50 мм из сплавов алюминия, латуни, титана, углеродистой и коррозионностойкой стали. Разность в значении скорости сдвиговой волны вдоль направления прокатки для образцов из сплава алюминия составила 2,6%, сплава М1 - 3,8%, сплава ЛС 62 - 3,5%, стали 12Х18Н10Т – 3,1%, сплав ВТ1 – 4,1%. Поэтому в [31] рекомендуется для измерения толщины материалов, с высокой степенью анизотропии использовать ЭМАП с радиальной поляризацией. Если направление прокатки заранее известно, то возможно использовать ЭМАП с линейной поляризацией, для этого необходимо ориентировать преобразователь с линейной поляризацией вдоль или поперек направления прокатки. Для неферромагнитных проводящих материалов лучше использовать ЭМАП продольной волны, поскольку продольная волна менее чувствительна к анизотропии.

1.2. История исследования ЭМА преобразования и создания толщинометрической аппаратуры на его основе.

История использования ЭМА преобразования насчитывает уже более 80 лет. Приоритет в этом направлении принадлежит советским (ныне принято говорить российским) ученым. Впервые, в 1933 году Б. Остроумовым и Л.

Плотовским ЭМА метод был использован для возбуждения свободных упругих колебаний в металлических стержнях, в 1939 году Р.Рэндалом и др.

для контроля величины зерна [7]. После этого многими исследователями в нашей стране и за рубежом ЭМА метод использовался в экспериментальных целях. За последние 50 лет в нашей стране теоретические исследования были проведены В.М. Конторовичем и сотрудниками, Кагановым М.И., Шкарлетом Ю.М., Шубаевым С.Н., Харинотоновым А.В., Ильиным И.В., Буденковым Г.А., Гуревичем С.Ю., Комаровым В.А., Мужицким В.Ф.и другими. [7]. Ю.М Шкарлет разработал общую теорию возбуждения акустических колебаний полями гармонических сил различной физической природы, в том числе и ЭМА преобразования. Шубаевым С.Н. разработана подробная теория расчета ЭМАП для работы с электропроводящими материалами [40,41]. Харитонов В.А. и Ильин И.В. наиболее подробно разработали теорию ЭМА для ферромагнетиков применительно к поверхностным волнам [11,12].

Буденковым Г.А. и Гуревичем С.Ю. разработана теория расчета ЭМА преобразования на основе использования функций Грина [7]. Гуревичем С.Ю.

разработана теория ЭМАП для высокотемпературного контроля ферромагнитных изделий [10]. Мужицким В.Ф., Комаровым В.А., Гуревичем С.Ю. разработана теория физических полей, которая учитывает связанность всех типов физических колебаний в среде и позволяет производить более точный расчет, учитывающий взаимное влияние квазиупругих и квазиэлектромагнитных колебаний при ЭМА преобразовании [17]. За рубежом исследования ЭМА преобразования проводились Доббсом Е.Р., Груббиным, Томпсоном Р.Б., Кавашимой К., Оги Х. и Хирао М. [7],[45]. Следует отметить, что многие исследования отечественных ученых выполнялись раньше и с большей проработанностью, чем зарубежных коллег, но остаются неизвестными за рубежом и в настоящее время. Причиной, по мнению автора, является отсутствие публикаций этих работ в англоязычных журналах и на международных конференциях.

Активное практическое внедрение технологий НК использующих ЭМА преобразование началось в 70-х годах. Коллективами УНЦ АН СССР Свердловск, Челябинского политехнического института, Ленинградского электротехнического института, Кишиневского ВНИИНКа, НПО «Спектр»

использования метода [7]. Одной из первых публикаций о промышленном применении ЭМА метода для высокопроизводительного контроля рельсов, явилось сообщение Лончака В.А. в 1970 году [19]. Для толщинометрии труб низколегированных сталей в 1973 году была разработана промышленная установка [8]. В установке использовался эхо-импульсный метод на сдвиговых (длительность подмагничивания 1,1 мс). Максимальный рабочий зазор между ЭМАП и ОК 1,5 мм. Диапазон измерения толщин 3-50 мм с точностью 2%. В станкостроительном заводе малогабаритный толщиномер ТЭМАЦ-1, диапазон измерений 1,5-30 мм с точностью 1% [6]. В середине 70-х годов в НИИН разработаны и внедрены автоматизированные толщинометрические установки для контроля листов УТ-40Б и труб УТ-80Б [7,15]. УТ-40Б позволяла контролировать металлические листы толщиной 0,5-6 мм с погрешностью 2%.

УТ-80Б имела 4-ре независимых канала и была предназначена для контроля черных труб диаметром от 30 до 146 мм толщиной от 3 до 15 мм с погрешностью 2%. В этих установках использовались ЭМАПы с постоянными магнитами.

В середине 80-х годов были разработаны постоянные магниты на основе соединений самария и кобальта, а затем на основе ниодима, железа и бора, что позволило повысить индукцию в несколько раз и разработать малогабаритные ЭМА преобразователи для ручных универсальных ЭМА толщиномеров.

Размеры малогабаритного ручного толщиномера, описанного в [9] составляют 120х120х50 мм, диапазон измеряемых толщнин 5-100 мм, точность ±2%, максимальный зазор 0,5 мм, масса 0,8 кг. Подобные массогабаритные характеристики удалось получить за счет использования современной элементной базы (конца 80-х годов): больших интегральных схем, сильноточных транзисторных ключей, малошумящих интегральных услилителей. Дальнейшее развитие малогабаритных ручных приборов шло по пути усовершенствования схемотехники усилителей, генераторов, совершенствованием систем подмагничивания, разработки алгоритмов обработки сигналов, применением специальных сложноманипулированных зондирующих сигналов и алгоритмов их свертки [38,16,28]. Но до сих пор малогабаритные ручные ЭМА толщиномеры используют постоянные магниты и магнитные системы на их основе для создания поля подмагничивания.

1.3. Механизмы ЭМА преобразования электромагнитной энергии в механическую и обратно.

Лоренцевский Основанный на силе Лоренца, обусловлен взаимодействием наведенных в поверхности ОК вихревых токов и постоянного магнитного поля при генерации механических колебаний и обратном эффекте - индукции в принимающей катушке под действием механической деформации проводящего материала в магнитном поле.

Магнитный Обусловлен колебаниями поверхности в магнитном поле и проявляется только в материалах с высокой магнитной проницаемостью [7].

Магнитострикционный Объединяет в себе магнитострикционный эффект при генерации и магнитоупругий эффект при приеме (эффект обратный магнитострикции) [7].

Первый механизм работает в проводящих материалах, а вторые два только в ферромагнетиках. Проводящими являются большинство металлов и их сплавов, используемых в промышленности, поэтому ручные малогабаритные универсальные ЭМА толщиномеры используют механизм на основе силы Лоренца.

Возбуждение продольных и поперечных волн с помощью механизма, основанного на силе Лоренца.

ЭМА способ возбуждения и приема позволяет использовать для горизонтально-поляризованную волну (SH). Принцип действия ЭМА преобразования на основе силы Лоренца (или электродинамического механизма) поясняется на рис.1. Индуктор ЭМАП, через который протекает импульс высокочастотного тока, создает в поверхностном слое металла вихревой ток. В результате совместного действия вихревого тока и поляризующего поля возникают силы Лоренца, обеспечивающие возбуждение в металле УЗ колебаний соответствующего типа. В зависимости от конструктивных параметров индуктора и ориентации поляризующего поля возбуждаются продольные волны или сдвиговые горизонтально поляризованные (в литературе чаще встречается название поперечная волна).

На рис. 1 магнитное поле распространяется вдоль поверхности ОК, а вихревые токи индуцируются на поверхности ОК. Поэтому направление колебаний УЗ волн и направление их распространения совпадают, продольная волна. На рис.

2 и 3 магнитное поле направлено по нормали к поверхности ОК, поэтому направление колебаний поперечно направлению распространения УЗ волн, сдвиговая горизонтально поляризованая волна (shear wave of horizontal polarization или сокращенно SH волна). В зависимости от формы индуктора поляризация УЗ волн может быть радиальной рис. 2 или линейной рис. 3.

Рис2 Возбуждение SH волны с радиальной поляризацией.

Рис3 Возбуждение SH волны с линейной поляризацией.

Следует отметить, что возбуждение продольных волн в ферромагнетиках при использовании механизма, основанного на силе Лоренца, является неэффективным, поскольку в ферромагнетиках параллельно работает магнитных механизм, направление которого противоположно [45]. И наоборот, неэффективно возбуждение продольных волн при помощи магнитного механизма.

Так же, следует отметить, что скорость распространения сдвиговых горизонтально-поляризованных волн почти в 2 раза ниже, чем продольных.

Это обеспечивает возможность измерения меньших толщин.

1.4. Конструкции ЭМА преобразователей.

Традиционно в НК виды преобразователей разделяют на два типа:

раздельно-совмещенные Раздельно-совмещенные (РС) выполняются с разделенными индукторами, отдельный индуктор для возбуждения, отдельный для приема. Основное достоинство РС ЭМА преобразователя: индуктор возбуждения легко может быть согласован с генератором, а приемный с входным усилительным каскадом. Конструктивно возбуждающий индуктор может быть выполнен над приемным или рядом с приемным. Достоинством последнего варианта является меньшая мертвая зона, т.к. индуктивная связь между индукторами меньше, а так же большая эффективность ЭМА преобразования, т.к. оба индуктора находятся максимально близко к поверхности ОК. Недостаток: на малых толщинах для сохранения высокой точности требуется учет траектории [21,14]. Совмещенные ЭМА преобразователи используют один и тот же индуктор для возбуждения и для приема. Достоинства такого преобразователя: при генерации и при приеме все витки индуктора находятся максимально близко к поверхности ОК, одна и та же апертура является передатчиком и приемником, поэтому путь УЗ волн от ЭМА преобразователя и к преобразователю проходит по прямой траектории и не требует компенсации, как в случае РС преобразователя с разнесенными по поверхности передающим и приемным индукторами. Недостатки: основным недостатком совмещенного преобразователя является большая длительность мертвой зоны, которая обусловлена затухающими колебаниями, вызванными переходными процессами от зондирующего импульса, количество витков в индукторе выбирается компромиссным, поскольку для приемного индуктора лучше использовать большее количество витков для увеличения уровня сигнала, а для возбуждающего меньшее количество витков, но с большим током для увеличения эффективности возбуждения.

Для толщинометрических ЭМА преобразователей применяют следующие виды индукторов: спиральный (рис.1 и 2) и «бабочка» (рис.4).

Рис4 Индуктор «бабочка, красной контуром обозначена область подмагничивающего поля.

Спиральный индуктор может применяться для ЭМАП продольных волн и сдвиговых волн (радиальная поляризация сдвиговых УЗ волн). В случае использования сдвиговых волн, он имеет недостаток – ослабление амплитуды противоположную поляризацию. Причиной этому является осевая симметрия, магнитное поле направлено по нормали к поверхности ОК, а вихревые токи повторяют рисунок катушки, поэтому любой точке ОК, где возбуждаются вихревые токи, найдется симметричная, относительно цента, точка с противоположным направлением вихревого тока. Соответственно, направление поляризации акустической волны в этих точка будет противоположной. В дальней зоне суммарный сигнал от этих точек будет равен нулю. Для преодоления этого ограничения используют спиральный индуктор удлиненной формы рис.3 и индуктор «бабочка» рис.4. Для удлиненного индуктора магнитная система состоит из двух магнитов, обеспечивающие магнитные потоки противоположного направления, через области поверхности твердого слоя с наведенными вихревыми токами тоже противоположного направления. Силы Лоренца при этом синфазны в обеих областях поверхности, поэтому сигнал в дальней зоне не будет ослабляться изза противоположной поляризации. Для индуктора бабочка используется такая же, как и на рис.2 подмагничивающая система. На рис.4 красным контуром обозначена область подмагничивающего поля. Как видно из рисунка, только часть витков, которая попадает внутрь красного контура, используется для ЭМА преобразования. Направление токов в этих частях витков одинаковое, поэтому и поляризация УЗ волн будет одинаковой (линейной). Недостатком индукторов этого типа является то, что часть витков индуктора не энергозатратам.

Индукторы могут быть выполнены объемными (намотанными объемным проводом) или печатными, у которых диэлектрик из стектотекстолита или полиимида. Печатные индукторы более технологичны в производстве по сравнению с объемными, но проигрывают им по габаритам, поскольку для печатных индукторов необходим дополнительный объем для диэлектрика (стеклотекстолита или полиимида), на которым печатным способом выполняется индуктор. Печатные индукторы на основе полиимида наиболее перспективны, поскольку полиимид имеет большее пробивное напряжение и позволяет изготавливать их более тонкими, по сравнению с вариантом из стеклотекстолита. Чем тоньше диэлектрик, тем ближе к поверхности ОК витки, расположенные на всех слоях, кроме наиболее близкорасположенного к ОК, а это обеспечивает большую эффективность преобразования.

Полиимидные индукторы так же являются гибкими, что обеспечивает адаптацию к поверхности ОК, что так же увеличивает эффективность на криволинейных поверхностях ОК.

Поляризующее поле в ЭМА преобразователях создается при помощи постоянных магнитов, магнитных систем на основе постоянных магнитов, импульсных магнитных систем, в которых магнитное поле создается при помощи импульса тока.

Для постоянных магнитов для ЭМАП в основном используются два типа материалов Nd-Fe-B (ниодим железо бор) и Sm-Co (самарий кобальт).

Остаточная намагниченность составляет 1,4 и 0,8 Тл соответственно. Точка Кюри составляет +180° С и +250° С, а для некоторых производных материалов с большей индукцией и ниже до +80°С. Это является ограничивающим фактором, поскольку использование ЭМАП при температурах близких к точке Кюри может вызвать выход из строя подмагничивающей системы. Поэтому необходимо или ограничивать температурный диапазон ЭМАП или обеспечивать воздушное (жидкостное) охлаждение. Последнее заметно усложняет конструкцию ручных приборов.

Для увеличения индукции применяют магнитные системы, в которых выполняется фокусирование магнитного поля в месте установки индуктора [24, 1]. Недостатками являются большие габариты магнитной системы, что приводит к увеличению габаритов всего ЭМАПа. В этом случает сложно обеспечить локальность измерения, сложно установить ЭМАП на поверхность ОК, где ограничен доступ. Общим недостатком ЭМАПов на основе постоянных магнитов является эффект сильного притяжения к ферромагнитным материалам, что затрудняет процедуры установки и снятия, сканирования, приводит к частому повреждения ЭМАПов и выходу их из строя.

Импульсное подмагничивание Магнитные системы, использующие импульсные электромагниты создают магнитное поле на времена порядка нескольких миллисекунд, поэтому сильное притяжение к ферромагнитным материалам отсутствует. Значения индукции, создаваемых импульсными электромагнитами могут превышать в несколько раз значения, создаваемые магнитными системами на основе постоянных магнитов [8,44]. Недостатки: требуется дополнительная энергия для создания поля подмагничивания, усложняется техническая реализация, поскольку необходимы быстродействующие сильноточные коммутаторы и мощные источники. Помимо этого, в ферромагнитных материалах при резком нарастании поля присутствуют скачкообразные помехи, обусловленные изменением геометрии магнитных доменов. В литературе этот эффект получил название шумов Баргаузена.

подмагничивание используется в крупногабаритных промышленных установках. В промышленных установках нет серьезных ограничений по потребляемой энергии и, как правило, они созданы для определенного типа продукции, т.е. нет требования универсальности контролируемых металлов и сплавов. Применение импульсного подмагничивания для малогабаритных ручных приборов требует решения вопросов создания конструкций малогабаритных импульсных подмагничивающих систем, обеспечивающих необходимую конфигурацию, длительность и интенсивность магнитного поля.

1.5. Способы измерения временных интервалов, используемые в эхоимпульсной толщинометрии.

Современные ЭМА толщиномеры, в основном, используют автоматический алгоритм измерения толщины, который состоит из двух этапов. Первый это обнаружение сигнала, т.е. обнаружение необходимости проводить измерения, второй – непосредственно проведение измерения. Как правило, этап обнаружения реализуется достаточно просто - по превышению сигналом некоторого порога статического или динамического. Второй этап – измерение гораздо сложнее, для него применяют несколько алгоритмов автоматического срабатывания, которые приведены ниже.

По однократно отраженному импульсу.

При работе на коррозионно-поврежденных поверхностях, на ОК с непараллельными поверхностями, на металлах и сплавах с большим затуханием может быть не более одного отражения от противоположной стороны ОК. Поэтому применяют измерение временного интервала от начала зондирующего импульса до пришедшего однократно отраженного сигнала.

Автоматическое срабатывание по фронту отраженного сигнала.

В первых ЭМА толщиномерах автоматическое срабатывание выполнялось по фронту, т.е. при превышении порога фронтом первой или второй полуволны однократно отраженного импульса. Очевидны недостатки этого алгоритма, точность измерения зависит от уровня пришедшего отражения [14]. Так же при очень низком уровне отраженного сигнала возможна «потеря» волны. Это обусловлено тем, что отраженный сигнал имеет форму колоколообразного радиоимпульса и при значительном уменьшении амплитуды несколько первых полуволн могут быть ниже порога, что значительно увеличивает погрешность измерения на временах соизмеримых с периодом УЗ волны [18].

Автоматические алгоритмы срабатывания, в которых снижено влияние амплитуды отраженных импульсов на точность измерения.

Для уменьшения влияния изменения амплитуды на точность измерения применяют алгоритмы цифровой обработки сигналов, использующие информацию о форме сигнала: выделение точки перехода через ноль, первого максимума в отраженном сигнале, точки «отрыва».

Выделение точки перехода через ноль.

В отраженном импульсе положение точки перехода сигнала через ноль после первой полуволны не зависит от амплитуды сигнала, поэтому измерение временного интервала является более точным, по сравнению с измерением по фронту, в зарубежной литературе он получил название «zero crossing». Но этот высокочастотные составляющие быстро затухают, что приводит к тому, что ширина отраженного импульса увеличивается, а это увеличивает погрешность измерения.

Выделение первого максимума в отраженном сигнале.

максимума первой полуволны, положение которой так же не зависит от амплитуды сигнала.

По отрыву.

Наиболее точным, является алгоритм, в котором определяется положение точки, в которой начинается отраженный сигнал (сигнал «отрывается» от нуля). Положение данной точки не зависит от амплитуды, от изменения спектрального состава. Недостатком этого алгоритма является сложность нахождения точки отрыва. Для этой цели, как правило, используют интерполяцию отраженного сигнала близкой по форме функцией.

Интерполяция может с успехом применяться и для поиска точки перехода через ноль и для выделения максимума [16].

По многократным отраженным импульсам:

На гладких и плоскопараллельных поверхностях ОК, как правило, присутствуют два и больше отражений от противоположной границы. Это позволяет повысить точность измерений, расширить диапазон измеряемых толщин в область малых толщин.

Измерение времени по многократно отраженному сигналу.

При присутствии двух и более отражений в сигнале появляется возможность измерять время между отраженными сигналами, а не между зондирующим импульсом и отраженным сигналом. Поэтому этот способ потенциально точнее. Но на малых толщинах, когда многократно отраженные импульсы могут «наползать» друг на друга, измерять с помощью описанных алгоритмов (по фронту, по переходу через ноль, по максимуму, по отрыву) не удается. Для таких случаев разработан алгоритм, использующий автокорреляционную обработку.

Автокорреляционная обработка.

периодичности сигналов начали использовать в радиотехнике. В работе [16] был детально исследован вопрос применения автокорреляционной обработки для УЗ толщинометрии. Автор показал, что использование функции автокорреляции (АКФ) позволяет проводить измерение толщин в широком акустическому тракту приборов, использующих АКФ. АКФ выделяет периодичность как переотраженных сигналов, так и периодичность в отраженном импульсе, от которой не удается избавиться даже при очень коротком импульсе возбуждения. Поэтому при близких значениях периодичности отражения и рабочей частоты происходит наложение и в условиях, когда эти периодичности оказываются в противофазе, может происходить ложное показание, что ограничивает применение АКФ для толщинометрии.

1.6. Способы повышения соотношения сигнал/шум используемые в толщинометрии.

На практике довольно часто встречаются ситуации, когда уровень сигнала от ЭМА преобразователя имеет значение, близкое к уровню шума усилителя, а в некоторых случаях и ниже. Это обусловлено несколькими факторами:

корродированными с обеих сторон поверхностями ОК, низкой эффективностью ЭМА преобразования в нержавеющих сталях с низкой проводимостью, высоким затуханием в материале ОК, большим зазором между сигнальным индуктором и поверхностью ОК. В таких случаях применяют способы повышения соотношения сигнал шум.

Когерентное временное накопление.

На практике наибольшее распространение получил способ временного когерентного накопления. Поскольку отраженный сигнал имеет определенную форму, а шум усилителя имеет, как правило, случайное распределение во времени, то при многократном сложении отраженных сигнал увеличивается в амплитуде пропорционально количеству сложений, а шум пропорционально корню квадратному, то соотношение сигнал шум возрастает как корень квадратный из количества сложенных реализаций. Это позволяет выделять сигнал даже при изначально отрицательном соотношении сигнал шум. Платой является необходимость многократного проведения зондирования, что на практике не всегда возможно.

Сложномодулированные сигналы.

Существует другой путь повышения соотношения сигнал шум – использование сложномодулированных сигналов, когда вместо многократного зондирования используется однократное зондирование со сложномодулированным зондирующим импульсом. Сложномодулированные сигналы имеют длительность большую чем «ударное» возбуждение, но их свойства позволяют осуществить сжатие сигнала после приема с большим соотношением сигнал шум. Можно приближенно сказать, что сигнал помеха тем больше, чем больше длина сложномодулированного сигнала [2,13].

Метод сплит-сигнала.

Дальнейшим развитием этого направления является создание сплитспособа, основанного на использовании сплит-сигнала, у которого можно изменять параметры, подстраиваясь под характеристики ОК с целью учета возможных искажений сигнала в контролируемой среде и осуществления их компенсации, как на стадии генерации сигнала, так и на стадии принятых реализаций [37]. Данный способ позволяет получить сверхвысокую чувствительность УЗ контроля.

Когерентное пространственное накопление (САФП).

Помимо методов использующих временное когерентное накопление используют алгоритмы, основанные на пространственном когерентном накоплении (суммировании). Это означает, что для повышения соотношения сигнал/помеха совместно обрабатываются реализации от разнесенных по пространству нескольких установок преобразователей (с нескольких ракурсов). Алгоритм для толщинометрии получил название САФП (синтезированная апертура фокусируемая на плоскость). Особенность этого алгоритма состоит в том, что необходимо выполнять несколько зондирований с разных точек установки или использовать антенную решетку (АР). С помощью этого способа возможно получить максимально возможное соотношение сигнал/помеха [21].

1.7. Обзор выпусткаемых ЭМА толщиномеров.

В этой части работы рассматриваются приборы выпускаемые серийно и использующие ЭМАП на основе силы Лоренца.

ЭМАТ-100.

Толщиномер предназначен для измерения толщины изделий в диапазоне толщин от 3 до 50 мм. Может работать на сильно корродированных поверхностях [3]. Прибор комплектуется преобразователем для единичных измерений (статический преобразователь) и для сканирования по поверхности ОК (динамический преобразователь). Разработчик и производитель прибора ЗАО НИИИ «МНПО Спектр», Россия.

Изображение прибора приведено на рис. 5.

Технические характеристики ЭМАТ-100:

2 Предел допускаемой основной абсолютной ±(0,1+0,001Т) контролируемой поверхности, не менее, мм покрытия, не более, мм 5 Максимальная шероховатость поверхности, Rz В приборе используется ЭМА преобразователь с постоянным магнитом, что затрудняет его использование на ОК из ферромагнитных материалов, неудобство установки и съема с поверхности ОК, вероятность повреждения индуктора примагниченной стружкой и опилками при установке на ОК.

Возможна дополнительная погрешность из-за неучета ориентации относительно направления проката. Причиной этой погрешности является различные значения УЗ волн вдоль проката и поперек (анизотропия скорости УЗ волн). Отсутствие А-скана в приборе не позволяет проверить достоверность результата.

Диапазон измеряемых толщин от 2 до 30 мм. В комплекте к данному прибору поставляются ЭМА преобразователи с линейной и радиальной поляризацией. Минимальный диаметр рабочей поверхности ЭМАП с радиальной поляризацией 10 мм. ЭМАПы могут устанавливаться на каретки для сканирования по поверхности ОК. Разработчик и производитель прибора ЗАО «Диаконт», Россия. Технические характеристики приведены в табл.1, изображение прибора приведено на рис.6.

Технические характеристики ЭМА толщиномера ДИАКОНТ 2 Предел допускаемой основной абсолютной контролируемой поверхности, не менее, мм покрытия, не более, мм Недостатки аналогичные ЭМАТ-100. Кроме этого при использовании ЭМАП с радиальной поляризацией и корреляционной обработкой на ОК с высокой анизотропией УЗ волн может приводить к ложным измерениям или отсутствию измерений.

УТ-04 Дельта.

Диапазон измеряемых толщин от 2 до 200 мм. Изображение прибора приведено на рис.7. Он может работать по контактной шероховатой поверхности с высотой неровности 400 мкм, а так же при наличии неровностей глубиной 0,5-2,5 мм [20].

В комплект преобразователя входит каретка с датчиком пути, что позволяет строить и отображать трассовые характеристики. Прибор имеет несколько режимов измерения: резонансный, корреляционный и импульсный (эхо-импульсный). На экране выводится А-скан для проверки достоверности измерений. Разработчик и производитель прибора украинская фирма «Специальные научные разработки».

Технические характеристики ЭМА толщиномера УТ-04 Дельта 2 Предел допускаемой основной абсолютной ±(0,1+0,001Т) погрешности, мм контролируемой поверхности, не менее, мм 4 Величина зазора или толщины непроводящего покрытия, не более, мм 5 Максимальная шероховатость поверхности, Rz Недостатки: наличие постоянного магнита в ЭМАП усложняет работу на ОК из ферромагнитных материалов так же как в ЭМАТ-100 и Диаконте.

NKD-019E Диапазон измеряемых толщин от 1,5 до 100 мм. Особенностью данного прибора является возможность повышенной точности измерения за счет накопления результатов от нескольких измерений, а так же заявлен больший по сравнению с остальными приборами рабочий зазор до 4 мм. Разработчик и производитель прибора российская компания «Нординкрафт». Изображение прибора приведено на рис.8.

Технические характеристики ЭМА толщиномера NKD-019E.

2 Предел допускаемой основной абсолютной ±0,01 или ±0,001 (при контролируемой поверхности, не менее, мм покрытия, не более, мм 5 Максимальная шероховатость поверхности, Rz не указана Недостатки: наличие постоянного магнита в ЭМАП осложняет работу на ОК из ферромагнитных материалов так же как в предыдущих приборах.

А В основном прибор предназначен для контроля неферромагнитных материалов, применяемых в авиа-космической промышленности [28], но может и работать и на ферромагнитных металлах и сплавах. На рис. приведено изображение прибора.

Технические характеристики ЭМА толщиномера А1270.

3 Предел допускаемой основной абсолютной ±(0,01T+0,01) погрешности, мм контролируемой поверхности, не менее, мм покрытия, не более, мм 5 Максимальная шероховатость поверхности, Rz К прибору поставляются преобразователи с радиальной и линейной поляризацией. Для сканирования по поверхности ОК ЭМА преобразователи могут устанавливаться в каретку. Для расширения диапазона измерений в сторону малых толщин используется автокорреляционная обработка. На экране прибора могут отображаться А-скан или нормированная автокорреляционная функция. Разработчик и производитель прибора ООО «Акустические Контрольные Системы», Россия.

Для подмагничивания используется магнитная система на основе постоянного магнита с концентратором из магнитомягкого материала, повышающая плотность магнитного потока в рабочей зоне [1].

Temate POWER BOX H.

Этот прибор является универсальным, предназначен для УЗ контроля пьезопреобразователей.

Рис.10 ЭМА дефектоскоп с функцией толщинометрии Temate POWER BOX H.

Для толщинометрии используются ЭМА преобразователи с постоянными магнитами. Для измерения толщины используются алгоритмы перехода через ноль и автокорреляционный. Для удобства сканирования производителем предлагаются каретки, так же поставляются ЭМА преобразователи для высокотемпературных измерений.

На экране прибора возможно построение А, В, С сканов и числовое отображение измеряемой толщины. При использовании ЭМА преобразователя с датчиком пути прибор может отображать трассовые характеристики.

Разработчик и производитель прибора американская фирма Innerspec.

Изображение прибора представлено на рис.10.

Технические характеристики ЭМА дефектоскопа с функцией толщинометрии 1 Диапазон измеряемых изделий по стали, мм 0,7… 2 Предел допускаемой основной абсолютной ±(0,01T+0,01) погрешности, мм контролируемой поверхности, не менее, мм покрытия, не более, мм 5 Максимальная шероховатость поверхности, Rz 1.8. Выводы.

Обзор методов и средств ЭМА толщинометрии показал, что в настоящее время в малогабаритных ручных ЭМА толщиномерах преимущественно используются мощные постоянные магниты в ЭМАПах, что усложняет их практическое применение при ручном УЗ контроле, т.к. эффект сильного притяжения преобразователя к ферромагнитым материалам затрудняет процедуры сканирования, приводит к частому повреждению ЭМАПов и выходу их из строя, создает травмоопасность для персонала. В открытых источниках не было обнаружено описаний малогабаритных ручных ЭМА приборов, где использовались бы электромагниты вместо постоянных магнитов.

Для решения поставленной задачи, создания ЭМА толщиномера с импульсным подмагничиванием, необходимо заменить постоянный магнит на электромагнит, работающий в импульсном режиме. Для экономии энергии батарейного питания интервал времени включения подмагничивающего поля в ЭМА преобразователе должен быть минимальным и для большинства практических задач при УЗ толщинометрии он может составлять 70…300 мкс.

На интервалы времени такого порядка и должно, в пределе, включаться подмагничивание, что должно обеспечить минимизацию энергозатрат на подмагничивание.

Для ЭМА ручных ЭМА толщиномеров на основе постоянных магнитов наибольшее значение нормальной компоненты магнитной индукции 0,6 Тл в районе сигнального индуктора обеспечивают фокусирующие магнитные системы [1,24]. Поэтому импульсная подмагничивающая система должна обеспечить значения индукции не менее, чем 0,6 Тл.

Однако, для создания подобной подмагничивающей системы, и на её основе УЗ ЭМА ручного толщиномера, потребовалось решить ряд задач с использованием вычислительных и экспериментальных методов исследований:

Выбрать конфигурацию импульсного электромагнита, создающего поле подмагничивания ЭМА преобразователя, и оптимизировать его основные конструктивные параметры;

Исследовать динамику формирования магнитного поля в металлическом ОК для случаев ферромагнитных и немагнитных материалов и на этой использования ЭМА преобразования для формирования и приёма УЗ Исследовать влияние динамических электромагнитных процессов на формирование полезных и помеховых сигналов и с учётом данных факторов определить необходимые для реализации УЗ эхометода Определить энергетические затраты, необходимые для реализации технологии УЗ ЭМА метода с импульсным подмагничиванием.

ГЛАВА 2 Теоретические исследования.

2.1 Выбор конфигурации импульсного электромагнита.

Конфигурация подмагничивающего поля определяется необходимыми акустическими свойствами преобразователя, апертурой, рабочей частотой и типом возбуждаемых волн.

Для толщинометрии с помощью ЭМА преобразования наиболее широко используют поперечные УЗ волны, возбуждение и приём которых возможен, практически, в любых электропроводящих материалах благодаря действию сил Лоренца. Как правило, используют два типа ЭМАПов: преобразователи УЗ волн с радиальной поляризацией и волн с линейной поляризацией. В обоих типах преобразователей подмагничивающее поле направлено нормально к поверхности ОК, а тип поляризации определяется геометрией сигнальных индукторов. Поэтому магнитная система для обоих типов поляризации может быть использована одна и та же, с небольшими непринципиальными отличиями, вызванными разной формой сигнального индуктора.

С практической точки зрения геометрические размеры ЭМАПа должны быть как можно меньше. Таким преобразователем легко проводить измерения в труднодоступных местах. Но с другой стороны необходима локальность измеряемой зоны, что подразумевает хорошую направленность (узкую диаграмму направленности).

Известно, что для хорошей направленности акустическая апертура преобразователя должна быть больше чем 5, где -длина волны. Для расчета длины волны необходимо определить рабочую частоту преобразователя.

Наиболее используемым для УЗ толщинометрии является диапазон частот 2,5МГц. Для нижней границы - 2,5 МГц значения меньше влияние паразитных параметров индуктора и генератора, меньше значения импульсных токов, что упрощает требования к генератору, кабелям, соединяющим генератор и преобразователь, но ниже разрешающая способность и выше глубина проникновения вихревых токов. Исходя из этих соображений значение рабочей частоты выбрано равным 3 МГц, диаметр апертуры преобразователя для возбуждения поперечных УЗ волн 5-7 мм, что соответствует около 5- по стали.

Простейшим источником нормально ориентированного к поверхности металла магнитного поля может служить круговой виток с током, лежащий на этой поверхности. Величину нормальной к плоскости витка индукции В магнитного поля на его оси при постоянной величине тока I в случае немагнитного металла, например, алюминия, можно оценить по известной формуле:

где – d – диаметр витка, h – расстояние от центра витка до поверхности металла, 0 = 4··10-7 Гн/м.

Если в (1) пренебречь величиной h в сравнении с d, что достаточно реально для практики, т.к. зазор ЭМА преобразователя с поверхностью ОК обычно в несколько раз меньше его апертуры, то становится видно, что индукция, создаваемая витком с током, обратно пропорциональна диаметру витка.

Поэтому диаметр зоны действия магнитного поля в ЭМА преобразователе следует выбирать минимальным, исходя только из требуемого размера акустической апертуры преобразователя.

Индукцию 0,6 Тл согласно (1) создаёт ток в 4000 А при диаметре витка мм. Введённый внутрь витка ферромагнитный сердечник позволит достичь такой индукции на своём торце при меньшем токе. Из этого следует, что форма электромагнита в виде броневого сердечника без замыкающей магнитный поток части наиболее подходит для создания нормальных к поверхности ОК магнитных полей под торцом центральной части сердечника (под керном). При такой форме сердечника ферромагнитный материал ОК будет служить замыкающей частью сердечника. А в случае немагнитного материала ОК магнитный поток будет замыкаться между керном и внешней частью сердечника так же, как в воздушном зазоре. Размер керна в сердечнике выбран равным акустической апертуре преобразователя. Площадь сечения периферийной части сердечника, через которую проходит магнитный поток, выбрана равной площади керна.

К материалу сердечника предъявляются несколько требований. Первое максимальная индукция насыщения. Чем больше это значение, тем при той же самой напряженности магнитного поля будет больше индукция. Второе магнитострикция, чем меньше тем лучше. Поскольку при включении магнитного поля в сердечнике возникают деформации обусловленные магнитострикцией, которые могут возбуждать затухающие механические колебания в сердечнике. Существует несколько способов борьбы с ними:

демпфирование сердечника, введение ожидания на время релаксации механических колебаний, но наиболее простым является выбор материала с низкой магнитострикцией. Максимальную индукцию насыщения среди магнитомягких материалов имеет пермендюр 2,35-2,45 Тл, несколько меньшее значение 2,3-2,4 Тл железокобальтовые сплавы 35КХ, 50КФА, у армко-железо и других магнитомягких сталей – около 2,1-2,2 Тл. Перемендюр имеет высокую магнитострикцию. Поэтому в качестве материала сердечника выбрана магнитомягкая сталь – сталь 10, которая широко распространена и имеет невысокую стоимость, легко подвергается механической и электроэррозионной обработке.

2.2 Расчет распределения магнитного поля импульсного электромагнита.

Для оценки выбранной конфигурации подмагничивающей системы необходимо было рассчитать значение тока в установившемся режиме, который создает под керном на поверхности стального и алюминиевого ОК магнитную индукцию не менее 0,6 Тл, распределение магнитной индукции в сердечнике c алюминиевым ОК и со стальным ОК так же в установившемся режиме.

Расчет был проведен с помощью пакета Comsol Multiphysics, который использует метод конечных элементов (МКЭ). Пакет позволил рассчитать распределение магнитной индукции путем численного решения дифференциального уравнения (2) (закон Ампера) с заданными граничными условиями и учесть гистерезис в стали, который был задан таблично (рис.11).

где А-векторный потенциал электромагнитного поля, H – напряженность магнитного поля, – проводимость, В – индукция магнитого поля, V – скорость движения заряженных частиц, J – плотность внешнего тока.

Модель включала в себя броневой сердечник, подмагничивающий индуктор состоящий из 1-го витка, провод диаметром 1,6 мм. Диаметр провода выбран исходя из соображений минимизации габаритов сердечника.

Зазор между сердечником и ОК из конструктивных соображений выбран 0,4 мм.

Рис.11 Зависимость индукции в стали 10 в зависимости от напряженности магнитного поля.

Для обеспечения сходимости и точности решения были выбраны следующие максимально допустимые при триангуляции размеры элементов:

для воздушной среды 0,3 мм для сердечника 0,1 мм.

Проводимость в сердечнике сделана пренебрежимо малой, что в реальной конструкции может быть реализовано с помощью тонких пропилов, выполненных поперек направлению протекания вихревых токов. Вид модели показан на рис. 12. Модель выполнена осесимметричной, что упростило расчет.

Рис. 12. Модель подмагничивающей системы. 1 – подмагничивающий индуктор, 2 – сердечник, 3 – ОК.

Установившийся режимы рассчитывались как стационарные задачи, что требует на порядок меньше вычислительных ресурсов, чем при расчете переходных процессов.

Полученное значение тока, необходимого для создания магнитной индукции на поверхности ОК из алюминия не менее 0,6 Тл, составило 2200 А, а мгновенная мощность около 1 кВт.

Полученное распределение магнитной индукции в сердечнике и в ОК из алюминия и стали в установившемся режиме приведено на рис. 13 и рис. 14.

Рис.13. Распределение магнитной индукции в установившемся режиме в сердечнике и ОК из алюминия.

Рис.14. Распределение магнитной индукции в установившемся режиме в сердечнике и ОК из стали 10.

В случае ОК из алюминия магнитный поток, проходящий через сердечник и ОК, намагничивает керн сердечника близко к насыщению, а в случае стального ОК керн сердечника находится в насыщении. Поэтому увеличение индукции на поверхности ОК за счет увеличения намагниченности сердечника практически не возможно. Увеличение значения индукции возможно только за счет увеличения тока в подмагничивающем индукторе.

Из рассчитанных распределений магнитной индукции получены распределения нормальной и касательной составляющих магнитной индукции на поверхности ОК из алюминия и стали для различных зазоров, они приведены на рис.15 и 16.

Из графиков видно, нормальная составляющая на поверхности стального ОК по сравнению с алюминием распределена более равномерно, потому что магнитные линии входят в ОК преимущественно вертикально (рис.14). Для алюминия вблизи края керна нормальная составляющая магнитной индукции достигает большего значения, чем в центре, что положительно должно сказаться на остроте диаграммы направленности ЭМА преобразователя.

Рис.15. Распределение нормальной (обозначены синим цветом) и касательной (обозначены зеленым цветом) состаляющей магнитной индукции на поверхности ОК из алюминия с тремя зазорами 0,4 мм, 0,9 мм и 1,4 мм. 0 мм по оси абсцисс это центр керна, 3,5 мм – край керна.

Рис.16. Распределение нормальной (обозначены синим цветом) и касательной (обозначены зеленым цветом) состаляющей магнитной индукции на поверхности ОК из стали 10 с тремя зазорами 0,4 мм, 0,9 мм и 1,4 мм. 0 мм по оси абсцисс это центр керна.

2.3 Определение конфигурации сигнального индуктора.

По мере приближению к краю керна увеличивается значение касательной составляющей магнитной индукции. Поскольку для толщинометрии выбраны поперечные УЗ волны, то продольные волны, создаваемые касательной составляющей, будут являться паразитными. Для ферромагнитного материала ОК это не является критическим, поскольку эффективность возбуждения продольной волны в ферромагнетиках низкая [45]. А для немагнитных проводящих металлов и сплавов присутствие сигналов от продольных волн может создать возможность ложных показаний прибора, поскольку скорость продольных волн выше поперечных. Поэтому для выбора геометрии сигнальных катушек необходимо количественная оценка соотношения касательной и нормальной составляющих силы Лоренца для поперечных и продольных смещений соответственно.

Для этого разработанная модель подмагничивающей системы дополнена сигнальным индуктором, выполненным проводом с диаметром 0,12 мм.

Исследования были проведены для 3-х диаметров индуктора: 5 мм, 6 мм и 7 мм. Витки располагались на поверхности керна от центра к краю керна. Ток в сигнальном индукторе представляет собой импульс, у которого форма – половина синусоиды с длительностью соответствующей половине периода частоты 3 МГц и амплитудой равной 70 А. Поскольку сердечник подмагничивающей системы является ферромагнетиком, у которого нелинейная зависимость индукции от внешнего поля, то уравнения Максвелла становятся нелинейными и как следствие нарушается принцип суперпозиции.

Поэтому необходимо оценить достаточно ли линейного приближения (использование принципа суперпозиции) или расчет силы Лоренца необходимо выполнять с учетом взаимного влияния подмагничивающего поля и вихревых токов от сигнального индуктора.

На рис.17 приведены плотности вихревых токов на поверхности алюминиевого ОК при зазоре 0,4 мм в присутствии подмагничивающего поля и без.

Рис.17. Распределение плотности вихревых токов от индуктора диаметром 5 мм в поверхности ОК из алюминия в присутствии подмагничивающего поля и без него при зазоре между керном и поверхностью ОК равном 0,4 мм.

Как следует из рисунка распределения вихревых токов в присутствии магнитного поля подмагничивания и без него значительно отличаются друг от друга. Поэтому далее расчет сил Лоренца проводился с учетом взаимного влияния подмагничивающего поля и вихревых токов.

Такой расчет был выполнен и на рис.18 приведена зависимость отношения касательной и нормальной составляющих силы Лоренца от значения максимального радиуса сигнального индуктора в алюминиевом ОК.

Рис.18. Отношение касательной и нормальной компонент силы Лоренца в зависимости от максимального радиуса сигнального индуктора при зазоре между керном и поверхностью ОК равном 0,4 мм.

Как видно из рисунка, наименьший уровень паразитной продольной волны будет генерировать индуктор с радиусом 2,5 мм, отношение составляет 16 дБ.

При этом диаметре еще сохраняется хорошая направленность преобразователя (акустическая апертура больше чем 5, где -длина волны).

Далее проведен расчет зависимости отношения касательной и нормальной составляющих силы Лоренца от зазора для сигнального индуктора с радиусом 2,5 мм, результаты представлены на рис.19.

Рис.19. Отношение касательной и нормальной компонент силы Лоренца в зависимости от зазора для сигнального индуктора радиусом 2,5 мм.

Как следует из графика, при увеличении зазора ухудшается соотношение касательной и нормальной составляющих силы Лоренца и для зазора 1,4 мм это соотношение составляет 7,5 дБ. Если считать, что для обратного ЭМА преобразования это соотношение имеет то же значение, то общее значение для двойного ЭМА преобразования составит 15дБ, что является достаточным запасом.

С другой стороны, импульсную магнитную систему можно использовать для создания ЭМА преобразователя продольных волн для неферромагнитных проводящих материалов. Для этого, как следует из графика на рис.15, сигнальный индуктор необходимо располагать в области, где максимальна касательная составляющая - 2,5-5,5 мм от оси керна.

Для ОК из ферромагнитных материалов диаметр сигнального индуктора следует брать равным диаметру керна, чтобы максимально использовать создаваемое подмагничивающей системой магнитное поле.

На основании полученных данных можно сделать следующие выводы:

Магнитный поток, проходящий через сердечник и ОК, намагничивает сердечник близко к насыщению в районе керна, поэтому увеличение индукции на поверхности ОК возможно только за счет увеличения тока в подмагничивающем индукторе.

Нормальная компонента магнитной индукции на поверхности ОК из стали более чем в два раза больше чем для ОК из алюминия за счет намагниченности самого ОК.

Сигнальный индуктор для ферромагнитных и неферромагнитных ОК для выбранной конфигурации импульсного электромагнита имеют различные размеры, для ферромагнетиков внешний диаметр должен совпадать с диаметром керна, для неферромагнетиков сигнальный индуктор не должен доходить до края керна на 1 мм.

На основе предложенной конструкции подмагничивающей системы для преобразователя продольных волн.

подмагничивающей системы составляет около 1,0 кВт.

2.4 Исследование динамики формирования магнитного поля в ОК Для определения времени переходного процесса, необходимо определить количество витков в индукторе. Как известно из электротехники, время переходного процесса для такой цепи определяется постоянной времени, которая равна отношению индуктивности к активному сопротивлению индуктора (3).

Для выбранной конфигурации сердечника подмагничивающей системы окно намотки подмагничивающего индуктора имеет уже предопределенные размеры – квадрат со стороной 2,2 мм. В этих габаритах, возможно, намотать индуктор от одного до сотни витков, чем больше витков, тем меньше ток и тем выше требуется напряжение для создания этого тока. Рассмотрим влияние количества витков в фиксированном сечении на значение постоянной времени, при условии заполнением проводом всего объема. Согласно эмпирической формуле Вилера, по которой точность расчета индуктивности для квадратного сечения составляет 1 %, индуктивность без сердечника равна:

витков, – высота намотки мм, с– толщина катушки мм.

Разобьем квадратное сечение со стороной на квадраты со стороной, где - количество квадратов по стороне. Возьмем отношение индуктивностей для одного витка и для N витков, при условии, что отношение площади сечения провода к площади квадрата одинаковое и для одного витка и для N витков.

Тогда отношение индуктивностей пропорционально квадрату количества витков (5).

катушке с 1 витком.

А отношение активных сопротивлений катушек так же пропорционально разбиения, где - сечение провода в случае с одним витком, - сечение провода в случае N витков, средняя длина одинаковая ):

Следовательно:

Тогда:

Таким образом, постоянная времени катушки в фиксированном окне намотки не зависит от количества витков. Количество витков следует выбирать исходя из удобства проектирования источника питания и кабельной части системы подмагничивания.

Из практических соображений значение напряжения питания для моделирования выбрано равным 13,2 В. Для создания необходимого магнитного поля при этом напряжении питания рассчитано количество витков, которое равно 20. При этом учтено влияние дополнительных сопротивлений: внутреннего сопротивления аккумулятора, сопротивление открытого транзисторного ключа и активного сопротивления проводов и контактов. Суммарное сопротивление, за исключением активного сопротивления индуктора подмагничивания равно 60 мОм. Более детально выбор источника питания и расчет суммарного сопротивления приведен в главе. Расчетный максимальный ток в установившемся режиме для выбранной конфигурации индуктора составил 103 А. Далее, используя модель с введенными дополнительными сопротивлениями, был проведен временной анализ динамики формирования магнитного поля. Получены распределения значений нормальной составляющей индукции магнитного поля под керном и индуктором электромагнита в разные моменты времени после подачи напряжения на индуктор без ОК (в воздухе) и для ОК из неферромагнитного (алюминий) и ферромагнитного (сталь 10) материалов.

На рис.20, рис.21 и рис.22 приведены кривые зависимости нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор в воздухе (рис.20), на поверхности ОК из алюминия (рис.21), на поверхности ОК из стали 10 (рис.22). ОК находится на расстоянии 0,4 мм от керна сердечника для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, на 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Рис.20. Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0.4 мм от керна для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Рис.21. Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия, находящегося на расстоянии 0,4 мм от керна для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Из сопоставления рис.20 и рис.21 видно, что в присутствии ОК из алюминия нарастание значения нормальной составляющей магнитного поля происходит медленнее. Это объясняется тем, что при нарастании тока в индукторе, происходит изменение магнитного поля. В ответ на это изменение противодействовать изменению магнитного поля. Но с течением времени вихревые токи ослабевают и действие их на формирование магнитного поля становится минимальным. После 600 мкс магнитная индукция изменяется слабо (не более 10%) и поэтому после этого значения возможно проведения цикла генерации и приема УЗ сигналов из ОК.

Рис.22 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из стали 10, находящегося на расстоянии 0,4 мм от керна для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Как видно из сравнения зависимостей, приведенных на рис.20, рис.21 и рис.22 наибольшая скорость нарастания нормальной составляющей магнитной индукции наблюдается на поверхности ОК из стали 10. Это объясняется тем, что происходит увеличение индукции магнитного поля не только за счет роста намагничивания самого материала ОК. Но установившееся значение достигается позднее чем в воздухе, что обусловлено наличием вихревых токов в ОК и магнитной вязкостью материала ОК (отставание намагниченности от внешнего поля).

Таким образом, для ОК из стали 10 проведение цикла генерации и приема УЗ сигналов возможно через 300-400 мкс после подачи питания на индуктор подмагничивания.

2.5 Исследование влияния зазора на конфигурацию и динамику магнитного поля.

Для этого получены распределения значений нормальной составляющей индукции магнитного поля под керном и индуктором электромагнита в разные моменты времени после подачи напряжения для ОК из алюминия и стали для 3-х зазоров 0,4 мм, 0,9 мм и 1,4 мм. На рис. 23 и рис. 24 приведены кривые зависимости магнитной индукции от времени на оси керна при зазорах 0,4 мм, 0,9 ммм и 1,4 мм для ОК из алюминия и стали 10.

Рис.23 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из стали 10, на оси керна с 3-мя зазорами 0,4 мм, 0,9 мм и 1,4 мм.

Рис.24 Зависимость магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия, на оси керна с 3-мя зазорами 0,4 мм, 0,9 мм и 1,4 мм.

Как следует из рис. 23 и 24 при увеличении зазора время переходного процесса изменяется незначительно. Поэтому максимальное время после включения требуется для алюминия при минимальном зазоре. Это время составляет 600 мкс.

На рис.25 приведен график зависимости тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания без ОК (в воздухе), для ОК из алюминия и для ОК из стали 10, ОК находится на расстоянии с зазором 0,4 мм.

Из графика следует, что на начальном участке наибольший рост тока наблюдается для ОК из алюминия, что вызвано снижением индуктивности изза того, что поверхность ОК из алюминия представляет собой короткозамкнутый виток. Наименьший рост тока наблюдается для ОК из стали, что обусловлено увеличением индуктивности из-за намагничивания стального ОК.

Рис.25 Зависимость тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания без ОК, для ОК из алюминия, для ОК из стали 10.

Для этих трех случаев выполнен расчет потребляемой от источника длительностью 1мс. Расчет выполнен по формуле (9).

питания, - ток в индукторе, - время от момента подачи напряжения на индуктор подмагничивания, в расчете взято равным 1 мс.

Без ОК затраты составили 0,683 Дж, при установке на ОК из алюминия с зазором 0,4 мм – 0,680 Дж, на ОК из стали 10 – 0,663 Дж.

На основании полученных данных можно сделать следующие выводы:

Количество витков в подмагничивающем индукторе следует выбирать исходя из удобства проектирования источника питания и кабельной части преобразователя.

При питании системы подмагничивания напрямую от низковольтных аккумулятора и ключевого транзистора при расчете переходных процессов.

Для выбранной конфигурации подмагничивающей системы и интенсивности подмагничивающего поля ЭМА преобразователя проведение цикла генерации и приема УЗ сигналов возможно через 600 мкс после подачи напряжения на индуктор подмагничивания.

Для ОК из стали 10 проведение цикла генерации и приема УЗ возможно подмагничивания. Но это значение требует уточнения, поскольку в ферромагнитных сталях присутствует эффект шумов Баргаузена, который может мешать приему УЗ сигналов из ОК.

При выбранной схеме построения ЭМА преобразователя энергетические затраты на подмагничивания составят 0,683 Дж на один цикл формирования подмагничивающего поля длительностью 1 мс.

ГЛАВА 3 Экспериментальная часть.

3.1 Проверка результатов, полученных в теоретической части.

Для проведения экспериментальных исследований была разработана и изготовлена установка с использованием макета генератора импульсов возбуждения сигнального индуктора ЭМАП и малошумящего приёмного тракта. В соответсвии с полученными в предыдущей главе результатами, был изготовлен макет ЭМАП, который представлял собой броневой сердечник из стали 10 (рис 26) с подмагничивающим индуктором и сигнальным индуктором в виде плоской спирали, расположенным на керне магнитопровода.

Подмагничивающий индуктор выполнен проводом 0,41 мм, количество витков равно 20. Сигнальный индуктор выполнен в 2-х вариантах: для ферромагнитных ОК 26 витков (максимальный диаметр индуктора 7 мм) и для неферромагнитных ОК 18 витков проводом 0,12 мм (максимальный диаметр индуктора 5 мм).

Рис.26 Чертеж сердечника подмагничивающей системы.

Генератор, возбуждающий сигнальный индуктор, формировал короткие импульсы тока прямоугольной формы, которые сигнальный индуктор преобразовывал в акустические импульсы с длительностью по огибающей приблизительно в 300 нс и с частотой максимума спектра около 4 МГц.

Эффективное значение собственного шума приёмного тракта, приведённое к входу, не превышало 5 мкВ в полосе частот 5 МГц.

Импульсное подмагничивание обеспечивалось за счет подключения индуктора подмагничивания к стационарному источнику питания на заданное экспоненциальный характер. Длительность интервалов нарастания и установившегося значения варьировалась в процессе выполнения подмагничивающего поля.

подмагничивания составляет порядка 100 А, время на которое необходимо обеспечить такой ток составляет до 1 мс. Поэтому в установке необходимо использовать накопительный элемент, который обеспечивает быструю отдачу энергии. В качестве такого элемента обычно используют конденсатор, который заряжается при помощи источника напряжения, но для упрощения аккумуляторов. Более подробно о выборе типа аккумулятора приведено в четвертой главе. В установке использовался аккумулятор на основе 4-х ANR26650M1-B, значение внутреннего сопротивления этого элемента составляет 6 мОм, а допустимый импульсный ток достигает 150 А. Для формирования тока в подмагничивающем индукторе используется наиболее простая схема источника тока – источник напряжения с активным сопротивлением и транзисторным ключом, схема изображена на рис.27.

Рис.27 Схема электрическая принципиальная системы импульсного подмагничивания.

В качестве активного сопротивления используется сумма сопротивлений:

внутреннего сопротивления аккумулятора 24 мОм, активного сопротивления подводящего кабеля около 20 мОм, сопротивление датчика тока 10 мОм, активного сопротивление открытого транзистора IXTA260N055T2-7 3,3 мОм На рис.28-рис.31 представлены зависимости нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0,4 мм от керна, снятые при помощи датчика Холла (обозначены синим цветом) и полученные расчетным путем (обозначены зеленым цветом). Зависимости получены для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Как видно из рисунков рис.28-31, форма зависимостей полученных расчетным путем и полученных на экспериментальной установке имеют один и тот же характер. Небольшие отличия в значениях объясняются отклонением реальных параметров лабораторной установки от заданных в расчете, а так же тем, что датчик Холла измеряет магнитную индукцию на некоторой площадке, а не в точке. Отрицательный наклон на экспериментальных кривых в установившемся режиме обусловлен увеличением сопротивления канала ключевого транзистора VT1, напряжение аккумуляторов не изменялось.

Рис.28 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0,4 мм от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.29 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 1,15 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.30 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 2,3 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.31 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания в воздухе на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 3,4 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

На рис.32-рис.35 представлены зависимости нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,4 мм от керна, снятые при помощи датчика Холла (обозначены красным цветом) и полученные расчетным путем (обозначены синим цветом). Зависимости даны для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Как видно из рисунков рис.32-35, форма зависимостей полученных расчетным путем и полученных на экспериментальной установке имеют один и тот же характер. Наблюдаемые отклонения несколько большие, чем для распределения нормальной составляющей магнитной индукции в воздухе. Это объясняется тем, что датчик Холла имеет конечные размеры и измерение при помощи данного датчика возможно только на некотором отдалении от поверхности.

Рис.32 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,4 мм от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.33 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 1,15 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.34 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 2,3 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.35 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,4 мм от керна на расстоянии 3,4 мм от его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

В связи с тем, что магнитные проницаемости ферромагнетика и воздуха имеют большое отличие, то сравнение расчетного распределения индукции на поверхности ОК из стали 10 и над поверхностью в данном случае некорректно. Поэтому расчетным путем найдено распределение нормальной составляющей магнитной индукции над поверхностью ОК из стали 10. На рис.36-рис.39 представлены зависимости нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на расстоянии 0,5 мм над поверхностью ОК из стали 10 и на расстоянии 0,4 мм от керна, снятые при помощи датчика Холла (обозначены синим цветом) и полученные расчетным путем (обозначены зеленым цветом).

Зависимости получены для 4-х точек: на оси керна, на расстоянии 1,15 мм от оси, 2,3 мм от оси и 3,4 мм от оси.

Рис.36 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на расстоянии 0,5 мм над поверхностью ОК из стали 10 и на расстоянии 0,4 мм от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.37 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на расстоянии 0,5 мм над поверхностью ОК из стали 10 и на расстоянии 0,4 мм от керна со смещением от его оси на 1,15 мм. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.38 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на расстоянии 0,5 мм над поверхностью ОК из стали 10 и на расстоянии 0,4 мм от керна со смещением от его оси на 2,3 мм. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.39 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на расстоянии 0,5 мм над поверхностью ОК из стали 10 и на расстоянии 0,4 мм от керна со смещением от его оси на 3,4 мм. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Как видно из рисунков рис.36-39, форма зависимостей полученных расчетным путем и полученных на экспериментальной установке имеют один и тот же характер. Небольшие отличия в значениях объясняются отклонением реальных параметров лабораторной установки от заданных в расчете, а так же тем, что датчик Холла измеряет магнитную индукцию на некоторой площадке, а не в точке.

На рис.40 и 41 приведены зависимости нормальной составляющей магнитной индукции снятые при помощи датчика Холла (обозначены синим цветом) и полученные расчетным путем (обозначены, зеленым цветом) после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на оси керна с 2-мя зазорами 0,9 мм и 1,4 мм.

На рис.42 и 43 приведены зависимости нормальной составляющей магнитной индукции снятые при помощи датчика Холла (обозначены синим цветом) и полученные расчетным путем (обозначены, зеленым цветом) после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из стали 10 на оси керна с 2-мя зазорами 0,9 мм и 1,4 мм.

Рис.40 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 0,9 от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.41 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из алюминия на расстоянии 1,4 мм от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.42 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из стали 10 на расстоянии 0,9 от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.43 Зависимость нормальной составляющей магнитной индукции от времени после подачи напряжения на индуктор подмагничивания на поверхности ОК из стали 10 на расстоянии 1,4 мм от керна на его оси. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Из рис.41-43 следует, что характер изменения распределения нормальной составляющей магнитной индукции от зазора полученный теоретически совпадает с экспериментальным.

На рис.46-48 приведены зависимости тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения без ОК, с ОК из алюминия и с ОК из стали 10, на расстоянии 0,4 мм от керна до поверхности ОК. На графиках синим цветом обозначены экспериментальные кривые, зеленым – полученные теоретически.

Из рис.46 - 48 следует, что зависимости тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания полученные теоретически практически совпадают с полученными экспериментально.

Рис.44 Зависимость тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания без ОК. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.45 Зависимость тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания для ОК из алюминия. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Рис.46 Зависимость тока в подмагничивающем индукторе от времени после подачи на него напряжения питания для ОК из стали 10. Зеленым цветом обозначена расчетная кривая, синим – снятая экспериментально.

Во время проведения экспериментов было обнаружено, что на стальном ОК при использовании сигнального индуктора спиральной формы (обеспечивает формирование УЗ волн радиальной поляризации) уровень отраженного сигнала зависел от ориентации токов в подмагничивающем и сигнальном индукторах. На рис. 49 и 50 приведены осциллограммы эхосигналов, которые получены на образце из стали 20 толщиной 30 мм для согласного (рис.47) и встречного (рис.48) направления токов в подмагничивающем и сигнальном индукторах. Из сравнения рисунков видно, что при встречном направлении токов амплитуда сигнала имеет на 3 дБ меньшую амплитуду. Осциллограмма на рис.48 получена путем только переполюсовки выводов импульсного подмагничивания, другие настройки и положение преобразователя не менялись. Аналогичный результат получается, если выполнить переполюсовку концов сигнального индуктора.

Рис.47 Осциллограмма эхо-сигнала, полученная на образце из стали 20 при согласном направлении токов в подмагничивающем и сигнальных индукторах.

Рис.48 Осциллограмма эхо-сигнала, полученная на образце из стали 20 при согласном направлении токов в подмагничивающем и сигнальных индукторах.

На алюминиевом образце толщиной 30 мм получены осциллограммы принятого эхо-сигнала для двух радиусов сигнальных индукторов 3,5 мм (рис.49) и 2,5 мм (рис.50) при зазоре 1,6 мм.

Рис.49 Осциллограмма эхо-сигнала, полученного на алюминиевом образце толщиной 30 мм с помощью ЭМАП с импульсным подмагничиванием с сигнальным индуктором радиусом 3,5 мм при зазоре 1,6 мм. 1 – продольная волна, 2 – сдвиговая волна.

Рис.50 Осциллограмма эхо-сигнала, полученного на алюминиевом образце толщиной 30 мм с помощью ЭМАП с импульсным подмагничиванием с сигнальным индуктором радиусом 2,5 мм при зазоре 1,6 мм. 1 – продольная волна, 2 – сдвиговая волна.

На рис.50 отношение амплитуд сдвиговой и продольной волн около 10 дБ, что отличается от расчетного значения 15 дБ, что объясняется увеличенным по сравнению с расчетным зазором между керном и поверхностью ОК. На расчетном графике на рис. 19 при увеличении зазора соотношение амплитуд сдвиговой и продольной волны уменьшается.

Экспериментальная проверка показала, что затраты энергии на один цикл регистрации эхо-сигналов длительностью 320 мкс составляют 0,7 Дж. Это значение является приемлемым и практически реализуемым в малогабаритном приборе с автономным питанием.

3.2 Исследование возникновения шумов Баркгаузена.

ферромагнитного ОК показало, что процесс намагничивания сопровождается шумом Баркгаузена, уровень которого существенно превышает эффективное значение собственного шума приёмного тракта и уровень полезных эхосигналов.

Характерная осциллограмма реализации эхо-сигнала, нарастающей номальной компоненты подмагничивающего поля и нарастающего тока подмагничивания приведены на рис.51.

Рис. 51. 1 – шум Баркгаузена, 2 – отраженные эхо-сигналы на образце из стали толщиной 300 мм, 3 – кривая зависимости нормальной компоненты магнитной индукции от времени, масштаб по вертикали для тока 2 Тл/дел., 4 – кривая зависимости тока в индукторе подмагничивания от времени, масштаб по вертикали для тока 100 А/дел.

подмагничивающий индуктор напряжения питания возникает шум Баркгаузена, амплитуда которого уменьшается до уровня шума приемного тракта при достижении тока подмагничивания своего установившегося значения. На рис.52 момент включения, когда возникает шум Баркгаузена показан более подробно.

Рис. 52. Шум Баркгаузена на выходе акустического тракта макета толщиномера при включении подмагничивающего поля.

неферромагнитных материалов на выходе приёмного тракта присутствует только шум тракта (как правило, обусловленный шумовыми свойствами входного усилителя).

Как показали эксперименты, основной канал воздействия данного шума на сигнальный индуктор – магнитный. Акустический канал воздействия несущественный.

Для устранения влияния шумов Баркгаузена было предложено выполнять зондирование и приём эхо-сигналов в интервал времени при установившемся значении поля подмагничивания, когда эффективные значения шума тракта и шума Баркгаузена сравняются. Тогда результирующий уровень помех возрастёт не более чем на 3 дБ.

Как показали экспериментальные исследования, выполненные на различных образцах ферромагнитных материалов, сформулированное условие выполняется при использовании задержки момента зондирования на 500… мкс от момента включения поля подмагничивания. Эта особенность контроля ферромагнитных материалов соответственно приводит к увеличению энергозатрат на подмагничивание. Для обеспечения измерений максимальных толщин до 500 мм по стали с помощью поперечных волн, интервал регистрации эхо-сигналов должен составить не менее 320 мкс, а общее время включения подмагничивания должно составлять 820…920 мкс.

подмагничиванием с ЭМАП с магнитной системой на основе постоянных магнитов.

Была выполнена сравнительная оценка уровня отраженного эхо-сигнала для случаев импульсного подмагничивания и магнитной системы на основе постоянных магнитов (ЭМАП E7392). ЭМАП Е7392 выполнен на основе фокусирующей подмагничивающей системы на постоянных магнитах, т.е.

значение индукции на поверхности ЭМАПа более 0,6 Тл. Для корректной оценки сигнальный индуктор в процессе сравнительного эксперимента использовался один и тот же.

Полученные результаты показали, что при использовании технологии импульсного подмагничивания уровень принятого отраженного эхо-сигнала может существенно (на 10 дБ) превышать значения, достижимые для магнитных систем на основе постоянных магнитов при прочих равных условиях. Это достигается за счет того, что при использовании импульсного подмагничивания сигнальный индуктор имеет в несколько раз меньшую толщину защитного слоя между индуктором и ОК, т.к. не испытывает серьезных механических нагрузок в виде сильного примагничивания к ОК по сравнению с ЭМАП на основе постоянных магнитов.

На основании выполненных экспериментальных исследований можно сделать следующие выводы:

При использовании технологии импульсного подмагничивания уровень принятого эхо-сигнала может существенно (на 10 дБ) превышать значения, достижимые для магнитных систем на основе постоянных магнитов при прочих равных условиях. Это достигается за счет того, что при импульсном подмагничивании сигнальный индуктор имеет меньшую толщину защитного слоя, т.к. не испытывает серьезных механических нагрузок в виде мощного примагничивания к ОК по сравнению с ЭМАП на основе постоянных магнитов.

При контроле ферромагнитных материалов возникает дополнительный помеховый фактор - шум Баркгаузена, регистрируемый на выходе сигнального индуктора ЭМАПа при изменении поля подмагничивания и имеющий магнитный механизм воздействия на индуктор.

Для устранения влияния шума Баркгаузена необходимо выполнять зондирование и приём эхо-сигналов при установившемся значении поля подмагничивания, что соответствует задержке порядка 500…600 мкс от момента включения поля подмагничивания и близко к значениям времени нарастания поля в немагнитных ОК.

Для создания магнитной индукции величиной не менее 0,6 Тл в области диаметром 7 мм необходима энергия 0,7 Дж для одного цикла излучения и приёма УЗ эхо-сигналов, длительность которого 320 мкс, что соответствует энергопотреблению не более 14 Вт при частоте измерений подмагничиванием 4.1 Требования к узлам и блокам толщиномера.

По результатам исследовательской части получены требования к аппаратной и программой части малогабаритного ручного ЭМА толщиномера. Для разработки прибора необходимо было решить несколько задач:

подмагничиванием разработка компоновки прибора (разработка схемотехнической и конструкторской частей) разработка алгоритмов автоматического измерения решить вопросы метрологического обеспечения прибора На всех вышеперечисленных этапах необходимо было обеспечивать минимизацию энергопотребления.

Требования к конструкции ЭМАП: обеспечить максимальное соотношение сигнал шум при наименьших затратах энергии в габаритах, обеспечивающих удобство использования. Для удобства использования габариты ЭМАП должны быть сопоставимы с габаритами стандартных пьезопреобразователей.

Для решения этих задач необходимо было выбрать тип и параметры индукторов, габариты и материал магнитной системы, рассчитать энергетические затраты на создание подмагничивающего поля, разработать компоновку и конструкцию корпуса преобразователя, конструкцию кабельной системы и решить вопрос разъемного соединения ЭМА преобразователя к электронному блоку, а так же учесть вопросы технологичности в серийном производстве.

Требования к компоновке электронного блока: обеспечить размещение всех узлов и блоков для работы ЭМА преобразователя с импульсным подмагничиванием с учетом их электромагнитной совместимости при минимизации энергопотребления и габаритов. Выбрать химический источник тока, который обеспечил работоспособность прибора в диапазоне температур от – 20 до + 60 °С с непрерывным временем работы не менее 10 часов.

Требования к алгоритмам работы прибора и обработки полученных данных: обеспечить автоматическое измерение при минимизации потребляемой энергии.

При разработке метрологического обеспечения необходимо было учесть, что в отличие от контактных толщиномеров, ЭМА прибор использует сдвиговые волны, которые чувствительны к акустической анизотропии и напряжениям внутри ОК. А так же учесть, что при использовании механизма возбуждения на основе силы Лоренца УЗ колебания возбуждаются в некотором слое, глубина которого порядка толщины скин-слоя вихревого тока.

малогабаритного ручного ЭМА толщиномера использовался комплексный подход, который заключается в учете взаимного влияния основных факторов и сбалансированном выборе тех или иных решений.

4.2 Аппаратная реализация.

Для выполнения одного цикла зондирования необходимо затратить порядка 0,7 Дж энергии, время одного зондирования составляет порядка 0,9 мс.