Акустические низкочастотные методы и средства неразрушающего контроля многослойных конструкций - Ланге Ю.В.

Автор: Ланге Ю.В.

Теги: испытания материалов товароведение силовые станции общая энергетика сооружения и части сооружений по виду строительных материалов и методам возведения электроакустика машиностроение механика металлические конструкции металлы материаловедение издательство машиностроение

ISBN: 5-217-01071-1

Год: 1991

Похожие

Акустические низкочастотные методы и средства неразрушающего контроля многослойных конструкций

Контроль неразрушающий акустический, термины и определения.

Поверка средств неразрушающего контроля

Неразрушающий контроль. Справочник. Метод акустической эмиссии. Вибродиагностика. Том 7

Текст

Ю.В. Ланге
АКУСТИЧЕСКИЕ
НИЗКОЧАСТОТНЫЕ
МЕТОДЫ
И СРЕДСТВА
НЕРАЗРУШАЮЩЕГО
КОНТРОЛЯ
МНОГОСЛОЙНЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Москва
• Машиностроение-
1991
ББК 32.873-5
Л22
УДК (620.179.1:620.111.3]:624.016-419
Рецензент канд. техн, наук В. И. Кисин
Ланге Ю. В.
Л22 Акустические низкочастотные методы и средства неразруша-
ющего контроля многослойных конструкций. - М.: Машиностроение,
1991. - 272 с.: ил.
ISBN 5-217-01071-1
Описаны низкочастотные акустические методы н средства не-
разрушающего контроля клеевых н других соединений между эле-
ментами многослойных конструкций из полимерных композиционных
материалов и металлов, применяемых в различных комбинациях, а
также методы н средства обнаружения основных дефектов в сло-
истых пластиках. Рассмотрены физические основы методов импе-
дансного, велосиметрического н свободных колебаний. их воз-
можности н особенности. вопросы расчета н проектирования ап-
паратуры . Даны практические рекомендации по методике контроля
наиболее распространенных конструкций н узлов.
Для специалистов по неразрушающему контролю, разработчиков
дефектоскопов.
2703000000-047
038(00-91
ISBN 5-217-01071-1
ББК 32.873-5
© Ю. В. Ланге, 1991
ПРЕДИСЛОВИЕ
Повышение качества и надежности выпускаемой продукции является
одной из важнейших народнохозяйственных проблем. Особенно остро
она стоит в отраслях промышленности, производящих изделия ответ-
ственного назначения, где аварии, вызванные применением дефектных
деталей и узлов, связаны с огромными материальными потерями и че-
ловеческими жертвами. Важная роль в деле повышения качества про-
дукции принадлежит неразрушающим методам контроля, позволяющим об-
наруживать скрытые дефекты в процессе производства и эксплуатации
машин и сооружений. Поэтому разработке и совершенствованию методов
и средств неразрушающего контроля (НК) уделяется большое внимание.
В 50-х годах в авиационной и других ведущих отраслях промыш-
ленности начали широко применять многослойные конструкции, пред-
ставляющие собой различные комбинации неразъемно-соединенных между
собой слоев из металлов (алюминиевых и титановых сплавов, сталей
и др.) и неметаллических материалов. Среди последних большую и все
возрастающую роль играют полимерные материалы.
Полимерные материалы весьма разнообразны. Их можно разделить на
неармированные и армированные.
Неармированные полимеры имеют сплошную или пористую структуру,
не содержащую армирующих волокон. К ним относятся резины, поли-
уретаны, пенопласты, полиэтилены и т.п.
Армированные полимеры (полимерные композиционные материалы)
представляют собой полимерную матрицу, содержащую тонкие армиру-
ющие волокна из высокопрочных материалов - стекла, углерода,
органических веществ и т.п. Волокна придают материалу прочность и
жесткость, матрица соединяет материал в единую структуру. Варьируя
направление армирования, можно придавать материалу заданные свой-
ства, увеличивая его прочность в нужном направлении (при этом
прочность в других направлениях соответственно снижается). Арми-
рованные полимеры (стекло-, угле- и органопластики) широко приме-
няют в авиационной технике, судостроении и других отраслях маши-
ностроения, в строительстве. Из них изготовляют силовые детали
летательных аппаратов, корпуса судов, обтекатели антенн, сотовые
панели и многие другие узлы и детали. В авиационной промышленности
полимерные композиционные материалы вытесняют традиционные алюми-
ниевые сплавы, позволяя создавать более легкие и прочные конструк-
ции. Кроме того, полимерные материалы используют для решения спе-
циальных задач - теплоизоляции, теплозащиты и т.п.
3
е)
сотовым заполнителем (рис. 0.1. б)
Рис. 0.1. Основные типы много-
слойных конструкций
Рассмотрим наиболее распро-
страненные типы многослойных
конструкций (рис. 0.1). Это
соединения обшивок с лонжеро-
нами (рис. 0.1, о), трехслой-
ные панели из двух обшивок с
или пенопластом (рис. 0.1, в)
между ними, неметаллическое покрытие на металлическом или не-
металлическом каркасе (рис. 0.1, г), слоистый пластик (рис. 0.1,
д), конструкция из нескольких слоев пластиков различных видов
(рис. 0.1, е). Материалы обшивок конструкций (рис. 0.1, a-в) и
сотового заполнителя (рис. 0.1, б) могут быть металлическими и
неметаллическими. На рис. 0.1 показаны плоские конструкции, хотя,
обычно они имеют криволинейные формы.
Появление многослойных конструкций потребовало разработки ме-
тоде® и средств их НК. Уже первые исследования в этом направле-
нии, выполненные в 50-х годах, показали, что известные методы и
средства НК в большинстве случаев не могут решать новые задачи по
ряду причин, связанных со спецификой подобных изделий. Основные из
них - сочетание в последних материалов с очень различными свойст-
вами (от сталей до пенопластов), большое затухание упругих волн в
полимерах, малые толщины отдельных слоев (например, обшивок, кле-
евых швов), гигроскопичность ряда применяемых материалов, малая
удельная электрическая проводимость и неферромагнитность полимеров
и т.п. Указанная специфика, существенно отличающая многослойные
конструкции от других объектов неразрушающего контроля, потребо-
вала новых подходов к проблеме. В результате развитие пошло по
путям:
1) модификации и совершенствования известных методов и средств
НК применительно к новым задачам:
2) создания принципиально новых методов и средств НК.
Наиболее интересен второй путь, приведший к появлению новых
направлений НК. Так были созданы тепловой, вакуумный, голографи-
ческий интерференционный, акустико-топографический и другие новые
методы. К их числу относятся также предложенные и разработанные
автором низкочастотные акустические методы НК - импедансный и
велосиметрический, существенно отличающиеся от традиционных ульт-
4
(«звуковых методов своими физическими принципами, эксплуатацион-
ными возможностями и аппаратурными решениями.
Одним из эффективных средств НК многослойных конструкций явля-
ется локальный метод свободных колебаний, простейший вариант кото-
|юго - простукивание - издавна применяется в практике. Советскими
и зарубежными авторами разработана аппаратура для практического
использования этого метода.
Импедансный, велосиметрический методы и метод свободных коле-
баний имеют много общего и взаимно дополняют друг друга, образуя
единый комплекс низкочастотных акустических методе» НК. Основными
щюимуществами этих методов и использующих их средств НК, обусло-
вившими их широкое внедрение в промышленность, являются возмож-
ность контроля большой номенклатуры конструкций с различными
сочетаниями разнообразных по свойствам неметаллических и метал-
лических материалов, простота в эксплуатации, портативность и
дешевизна применяемой аппаратуры.
В предлагаемой книге автор не претендует на подробное рассмот-
|и-иие всего комплекса весьма разнообразных методов и средств,
применяемых для НК соединений в многослойных конструкциях и изде-
лий из слоистых пластиков. Основное внимание в ней уделено только
упомянутым низкочастотным акустическим методам, которые в течение
многих лет составляли предмет исследований и разработок автора.
11|х>чие методы НК, их достоинства и недостатки кратко упомянуты в
гл. 1, где даны ссылки на соответствующую литературу.
Многие из приведенных результатов исследований получены автором
совместно с И. И. Теуминым, В. В. Мурашовым, Е. Г. Устиновым,
3. И. Манаевой и др. Аппаратура для НК разработана при активном
участии Е. Г. Устинова, С. А. Филимонова, Н. В. Виноградова,
Л. Д. Гольдена, С. М. Шварцмана, Б. А. Долгомирова, Е. В. Евдо-
кимова, В. А. Мелышкова, С. Н. Божидая и др. Некоторые полезные
советы получены автором от И. И. Теумина, Ю. М. Шкарлета и др.
Всем перечисленным специалистам и другим товарищам, оказавшим
Помощь в работе над материалом и подготовке рукописи, автор
пы|>ажает свою благодарность.
Предлагаемая книга является первой попыткой обобщения матери-
илов по данной тематике и, естественно, не свободна от недостат-
ков. Пожелания и замечания просьба посылать по адресу: 107076,
Москва, Стромынский пер., 4, издательство "Машиностроение”.
5
ГЛАВА 1
МЕТОДЫ И СРЕДСТВА
НЕРАЗРУШАЮЩЕГО КОНТРОЛЯ
МНОГОСЛОЙНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Для НК многослойных конструкций разработан ряд методов,
основанных на различных физических принципах. Рассмотрим важнейшие
из этих методов. Однако предварительно приведем основные сведения
о дефектах многослойных конструкций.
1.1. Дефекты многослойных конструкций
Современная технология не гарантирует отсутствия в изделиях тех
или иных дефектов, снижающих качество продукции. В зависимости от
размеров, характера и расположения этих дефектов, а также назна-
чения и условий работы детали или узла дефекты могут быть допус-
тимыми или недопустимыми. Вопрос о том, какие дефекты допустимы в
данном узле или детали, решается конструктором совместно со
службой прочности (где она есть). Отметим, что проблема выбора
критериев браковки весьма сложна. Для ее оптимального решения
необходимы сложные расчеты, натурные испытания изделий с
различными дефектами, обобщение результатов эксплуатации и т.п.
Кроме того, следует учитывать реальные возможности существующих
методов и средств НК. Поэтому во многих случаях размеры допустимых
дефектов назначаются решениями соответствующих специалистов.
Максимальные размеры допустимых дефектов указывают в технической
документации на НК конкретных изделий.
Задача НК состоит в обнаружении недопустимых дефектов.
Рассмотрим основные дефекты многослойных конструкций. По спо-
собу изготовления эти конструкции можно разделить на два типа.
Конструкции первого типа получают путем соединения (обычно
склеивания, иногда сварки или пайки) заранее изготовленных,
6
•дементов (обшивок, лонжеронов, сотовых блоков, нервюр и т.п.).
При необходимости эти элементы обычно можно предварительно про-
контролировать известными методами НК, исключив таким образом по-
падание дефектных элементов в дальнейший технологический процесс.
Например, дефекты в металлических листах можно легко обнаружить с
помощью ультразвуковых волн Лэмба, в неметаллических (из стекло-
или углепластика) - ультразвуковым теневым методом. Вопросы НК
•лементов многослойных конструкций первого типа здесь не рас-
сматриваются. Будем предполагать, что эти элементы предварительно
11|юверены и не имеют дефектов . Таким образом, задача НК много-
слойных конструкций первого типа состоит в обнаружении дефектов
соединений между слоями (элементами) этих конструкций.
Наибольшее распространение получили клееные многослойные конс-
|рукции. Качество клеевых соединений (их прочность, стойкость при
раадичных внешних воздействиях и т.п.) определяется свойствами
применяемых клеев и технологией склеивания. Рассмотрим основные
дтчректы клеевых соединений.
Зоны отсутствия сцепления между соединяемыми элементами
(непроклей), имеющие нулевую прочность. Как правило, эти дефекты
связаны с наличием заполненного газом зазора, хотя иногда послед-
ний может отсутствовать. Причины появления подобных дефектов -
плохая подгонка соединяемых элементов перед склеиванием или недос-
ь ночное давление, создаваемое технологической оснасткой. Нейро-
нной - наиболее часто встречающиеся и самые опасные дефекты кле-
еных соединений.
Плохая адгезия, т.е. слабое сцепление клея с материалом
соединяемого элемента. Это снижает прочность клеевого шва. Причина
плохой адгезии - недоброкачественная подготовка поверхностей
ки-диняемых элементов, в частности, наличие на них жира и других
».н рязнителей.
Неполная полимеризация клея, обусловленная недостаточной тем-
пературой и (или) укороченной выдержкой при отверждении клея.
В ряде случаев дефекты в элементах многослойных конструкций
могут быть обнаружены после нх соединения в единый узел. Это
относится, например. к расслоениям в обшивках из композиционных
материалов, неметаллических покрытиях, прнклееных к силовым кар-
касам, н другим случаям, когда контроль ведется при двустороннем
цоступе или со стороны полимерного материала.
7
Причина этого дефекта - грубое нарушение технологического про-
цесса.
Недоброкачественный клей, не соответствующий требованиям
нормативной документации. Применение такого клея не обеспечивает
заданных прочностных и других свойств клея.
Пористость, ослабляющая прочность соединения. Причины порис-
тости - неполное удаление из клея растворителя, недостаточное
давление при запрессовке, применение недоброкачественного клея.
Отклонение от номинальной толщины клеевого шва, снижающее его
прочность. Оптимальная прочность достигается при определенной для
каждого типа клея толщине шва.
Усталостные разрушения клеевого шва в процессе эксплуатации
изделия, с точки зрения выявляемое™ аналогичные непроклеям.
Различают адгезионную и когезионную прочности клеевых швов.
Адгезионная прочность определяется сцеплением клея с элементом
конструкции, когезионная - сцеплением между молекулами самого
клея. Соответственно под адгезионным разрушением соединения
понимают разрушение по границе клея с элементом конструкции, под
когезионным - разрушение по клеевому шву. При соблюдении техно-
логии адгезионная прочность обычно превышает когезионную.
Иногда, например в сотовых панелях из сталей и титановых
сплавов, обшивки соединяются с сотовыми сердечниками сваркой или
пайкой. Основные дефекты таких узлов - зоны отсутствия соединений
между элементами.
Возможными дефектами сотовых панелей являются также зоны разру-
шения сотового заполнителя; пустоты, связанные с отсутствием сото-
вого заполнителя там, где он должен быть, обусловленные смещением
сотовых блоков; зоны потери жесткости сотового заполнителя вслед-
ствие его смятия или разрушения.
Многослойные конструкции второго типа изготовляют, как правило,
из полимерных композиционных материалов. Технология их производ-
ства обычно такова, что все изделие создается как единое целое.
Это исключает возможность предварительной проверки отдельных
элементов. Конструкции второго типа получают:
пропиткой в специальных формах заготовок, набранных из
нескольких слоев армирующей ткани;
последовательным выклеиванием пропитанных связующим армирующих
тканей на оправках необходимой формы;
прессованием пропитанных связующим пакетов из нескольких слоев
армирующих тканей.
8
Применяют также другие технологии. Во всех случаях завершающим
▼типом является полимеризация связующего, которая обычно (но не
обязательно) проводится при повышенных температурах.
К числу основных дефектов многослойных конструкций второго типа
(гпих ятся следующие.
Расслоения в виде нарушения сцепления между отдельны^ слоями
материала. Такие дефекты типичны для армированных полшеров,
изготовленных из нескольких слоев армирующих тканей или получевдых
методом намотки.
Неполная полимеризация связующего, обусловленная отклонениями
от температурно-временного режима отверждения.
Наличие эон повышенного или пониженного содержания связующего.
Местные разрушения, вызванные ударными нагрузкаш (главным об-
|шзом в процессе эксплуатации).
Приведенный перечень возможных дефектов многослойных конструк-
ций дает лишь основные сведения по этому вопросу.
1.2. Основные методы
и средства обнаружения дефектов
многослойных конструкций
Вакуумный метод основан на регистрации прогиба обшивки под
накладываемым на нее колпаком, в котором создается разрежение
(101]. В зоне дефекта прогиб увеличивается. Метод разработан для
ио»гг|хм1я соединения обшивки с заполнителем в сотовых панелях.
1|1и|хжого распространения он не получил ввиду низкой производи-
голыюсти.
Метод теплового импульса отличается от вакуумного тем, что
и|мх иб обшивки создается в результате ее выпучивания под дейст-
вием теплового расширения, создаваемого кратковременным мест-
ным нагревом [32]. В связи с рядом недостатков метод не приме-
няется.
Голографический метод основан на регистрации различия голограмм
/к>б|х>качественных и дефектных участков контролируемых объектов.
>го различие обусловлено увеличением деформаций в дефектных зонах
по сравнению с доброкачественными при механическом нагружении
изделий. Метод применяется для НК клеевых конструкций [1, 18, 51.
57, 100], соединений обшивок с корпусами охлаждаемых лопаток [91].
изделий из композиционных материалов [51, 119] и т.п. Его прешху-
9
щества - бесконтактность и исключение сканирования, недостатки -
необходимость механического нагружения изделий, высокая стоимость
и сложность аппаратуры.
Радиоволновые методы [46. 51. 54. 57. 73] используют взаимо
действие СВЧ радиоизлучений с материалами контролируемых изделий
Эти методы применяются для НК изделий из диэлектрических и полу-
проводниковых материалов и позволяют обнаруживать нарушения
сплошности, инородные включения, структурные неоднородности. Их
недостатки - невозможность обнаружения дефектов под металлическими
слоями, значительные размеры и масса аппаратуры, трудность конт-
роля в условиях единичного и мелкосерийного производства с большой
номенклатурой изделий.
Тепловые методы основаны на наблюдении вызываемых дефектами
изменений температурного рельефа на поверхности контролируемого
объекта [8, 54, 57, 69, 85, 120]. Способы индикации этого рельефа
различны. Наиболее удобны бесконтактные приборы, регистрирующие
инфракрасное (ИК) излучение (радиометры, тепловизоры). Методы
применяют для контроля многослойных конструкций. С уменьшением
теплопроводности материала наружного слоя изделия чувствительность
увеличивается. Поэтому лучшие результаты соответствуют конструк-
циям с наружными слоями из полимерных материалов. Недостатки
тепловых методов — влияние на результаты контроля коэффициента
отражения ИК-излучения, сложность и высокая стоимость применяемой
аппаратуры, трудность ее использования в условиях производства с
широкой номенклатурой изделий.
Радиационные методы широко применяют для обнаружения пустот,
пористости, инородных включений, дефектов сотовых блоков, опре-
деления ориентации волокон в армированных пластиках и т.п. [57,
73, 119]. При контроле используют в основном длинноволновое рент-
геновское излучение. Однако дефекты клеевых соединений обычно не
обнаруживаются, так как с помощью рентгеновского излучения нельзя
обнаружить наличие сцепления. В лучшем случае могут быть обнару-
жены зоны, не заполненные клеем.
Интересными возможностями контроля композиционных полимерных
материалов обладает рентгеновская вычислительная томография [57],
однако и она мало эффективна для обнаружения основных дефектов
клеевых соединений [9].
Для контроля изделий из легких материалов (пластики и т.п.),
10
особенно при их сочетании с металлами, применяют нейтроногра-
фию [52].
Акустические методы основаны на взаимодействии с контролиру-
емым изделием упругих колебаний и волн широкого диапазона частот
[23, 58]. Для НК многослойных конструкций эти методы используются
наиболее широко. Основными из них являются описанные в книге низ-
кочастотные методы, ультразвуковой метод прохождения и, в меньшей
степени, реверберационный и акустико-топографический.
Метод прохождения упругих волн (теневой) в иммерсионном (реже -
в контактном) варианте применяют для НК клеевых узлов [22, 54, 58,
95. 102, 118] и изделий из композиционных материалов [76, 86. 89,
97]. Он позволяет обнаруживать зоны нарушения соединений, пустоты,
пористость, расслоения и другие подобные дефекты. Для контроля
обычно используют механизированные установки с записью резуль-
татов. Так, фирмой ’’Lockheed” (США) разработана установка для им-
мерсионного контроля изделий из композиционных материалов [106].
В ней используются фокусирующие преобразователи на частоты 5 и
10 МГц. Амплитуда принятого сигнала модулирует световой поток
управляемого источника света, запись осуществляется фотоспосо-
бом.
В работе [126] описана шестиканальная установка с ЭВМ для
автоматизированного контроля многослойных конструкций теневым ме-
тодом. Излучающие и приемные преобразователи имеют струйный кон-
такт с изделием, амплитуды принятых сигналов преобразуются в циф-
|ювую форму и запоминаются на магнитном диске. Результаты контроля
воспроизводятся на дисплее в ваде тоновых изображений, представ-
ляющих собой проконтролированное изделие в плане с выявленными в
нем дефектами. Рабочие частоты 1; 2,25 и 5 МГц. Установка опро-
бована на металлических сотовых панелях, узлах типа металл-металл,
изделиях из углепластиков.
Недостаток описанных систем - необходимость смачивания изделий
или погружения их в жидкость. Этот недостаток устраняется путем
использования катящихся преобразователей, имеющих сухой контакт с
кошролируемым изделием [22, 60, 61]. Удачные конструкции таких
преобразователей применены в дефектоскопе UFD-S фирмы Sonatest
(Великобритания).
Интересна возможность бесконтактного контроля с передачей упру-
гих колебаний через толстые слои воздуха. Трудность здесь состоит
в согласовании преобразователей с воздухом, обладающим низким
И
характеристическим импедансом. В работе [93] эта задача решена
путем использования биморфных (колеблющихся изгибно) пьезоэлемен-
тов с рабочими частотами 24 и 40 кГц, что позволило осуществить
бесконтактный контроль труб из стеклопластика.
В. И. Заклюковским и Г. Т. Карцевым [24] для согласования с
воздухом продольно колеблющихся пьезоэлементов использованы сог-
ласующие четвертьволновые слои из пенопласта. Это увеличило амп-
литуду прошедшего сигнала до уровня, достаточного для контроля
изделий из пластиков толщиной до 100 мм. Подобные преобразователи
применяют в дефектоскопе УД2-16 и других приборах, используемых на
ряде отечественных предприятий. Описываемые преобразователи рабо-
тают в резонансных режимах на частотах ~ЗО-6О кГц.
В работе [127] сообщается об использовании для решения различ
них задач НК прямых и фокусирующих преобразователей с воздушной
связью и рабочей частотой 1 МГц. Они имеют один или два согласу-
ющих слоя, выполненных из специально разработанных материалов с
низкими характеристическими импедансами.
В рассмотренных случаях используется амплитудный вариант метода
прохождения. Временной его вариант, в котором признаком дефекта
служит изменение времени прохождения акустического импульса, при-
меняют в основном для контроля строительных материалов - огнеупор-
ных кирпичей, бетона и т.п. [60]. Общий недостаток теневого мето-
да. существенно ограничивающий область его применения, - необхо-
димость двустороннего доступа к контролируемому изделию.
Эхо-метод в своем основном варианте применяют, например, для
обнаружения дефектов в толстых (более 10 мм) изделиях из пластмасс
[3] и композиционных материалов [12, 54]. Ввиду значительного
затухания упругих волн в этих материалах для контроля используют
относительно низкие частоты (0,1-1 МГц). В работе [124] описано
применение эхо-метода для обнаружения дефектов клеевых соединений
труб из поливинилхлорида. Ввиду близости характеристических импе-
дансов этого пластика и клея отражение от клеевого шва в зоне
доброкачественного склеивания невелико и задача сводится к изме-
рению общей толщины материала в зоне контроля.
Реверберационный метод (метод многократных отражений) пред-
ставляет собой вариант эхо-метода. Он использует влияние дефекта
на затухание многократно отраженных упругих импульсов в слоях
контролируемого изделия [54. 58, 95] и применяется в иммерсионном
и контактном вариантах. Контроль ведется со стороны слоя с меньшим
затуханием (металла), иногда со стороны пластика. При контроле со
12 !
• 1ч|м»ны металла целесообразно использовать бесконтактные электро-
пил ю-акустические преобразователи [54, 79]. Рабочие частоты
МГц, причем меньшим толщинам обшивок соответствуют более
•кис частоты.
В |>аботе [111] описан комбинированный вариант реверберационного
•юнансного методов. В наружный металлический слой контроли-
। иго изделия вводят излучаемые широкополосным преобразователем
। гкие импульсы с широким спектром, возбуждающие в слое свобод-
। колебания на его основной частоте и ее гармониках. Затухание
колебаний зависит от наличия соединения металла с приклеенным
। му пластиком. ’’Хвост” возбужденного импульса стробируется и
t <тся на спектроанализатор, выделяющий гармоники металлического
• По амплитуде этих гармоник судят о наличии дефектов клеевого
' мщения. Для контроля применяют прямые преобразователи с акус-
Ы'нч кой задержкой и катящиеся преобразователи.
< Х>щий недостаток реверберационного метода - узкая область
Применения (изделия с металлическими слоями), трудность обнаруже-
нии дефектов соединения на границе клея с внутренним элементом
Й1ии грукиии в случае малого характеристического импеданса матери-
этого элемента.
Акустика- эмиссионный метод также может быть использован для
НК многослойных конструкций [75, 99]. Однако, несмотря на много-
тленные исследования в этой области, его внедрение затрудняется
। ином особенностей, связанных со сложностью самого метода и при-
« пясмой аппаратуры, а также с необходимостью механического нагру-
жения контролируемой конструкции.
Акустико-топографический метод [58] основан на возбуждении в
'•нтролируемом изделии мощных колебаний качающейся частоты. При
«падении собственных частот отделенных дефектами зон с частотой
> Суждения колебания этих зон усиливаются и нанесенный на изделие
Чюшок перемещается на границы дефектов, делая их видимыми.
|ругой способ индикации увеличения амплитуд колебаний в зонах
и<|юктов основан на использовании оптической голографии. На 9-й
Международной конференции по неразрушающим методам контроля
(Мельбурн, 1979 г.) Пай и Адамс сообщили о возможности выявления
йон дефектов с помощью тепловизора. Необходимый для этого нагрев
локальных дефектных зон обусловлен резонансным увеличением
нмнлитуд их колебаний.
Метод применяют для контроля конструкций с высокой добротностью
(п|х'имущественно металлических).
13
Преимущества акустико-топографического метода - отсутствие
необходимости в механическом сканировании, недостатки - низкая
эффективность контроля конструкций из пластиков, тяжелая и гро-
моздкая аппаратура.
1.3. Методы и средства
неразрушающего контроля
прочности клеевых соединений
Рассмотренные выше методы и средства НК клеевых соединений
позволяют обнаружить главным образом зоны полного отсутствия скле-
ивания. Между тем очевидно, что оптимальным решением задачи
является количественная оценка прочности соединений, причем зоны
полного нарушения склеивания могут рассматриваться как частный
случай дефектов с нулевой прочностью. В связи с этим уже более
30 лет в СССР и за рубежом ведутся изыскания способов НК прочности
клеевых швов.
Прочность клеевого шва определяется его физико-механическими
свойствами, характером нагружения и другими факторами.
Непосредственное измерение прочности клеевого соединения нераз-
рушающими методами пока невозможно. Поэтому используют косвенные
методы, т.е. оценивают доступные для измерения параметры изделия,
коррелирующие с прочностью клеевого шва. При этом решающее
значение имеет выбор измеряемого параметра. Корреляционная связь
выбранного параметра с прочностью зависит от ряда дополнительных
факторов (свойств применяемых клеев, технологии склеивания и
т.п.), что усложняет дело.
Для неразрушающей оценки прочности клеевых соединений наиболее
перспективны акустические методы. Рассмотрим основные из них.
Методы интерференционных и поверхностных волн. В работе [28]
исследован метод оценки прочности на отрыв клеевых соединений
металла с пластиком по затуханию распространяющихся в металле
интерференционных волн. При этом предполагалось, что рост проч-
ности соединения увеличивает затухание этих волн. С помощью метода
обнаруживают зоны слабой адгезии клея к металлу, однако не
выявляют слабую адгезию клея к пластику, а также обладающие
пониженной когезионной прочностью зоны толстого и пористого
клеевого шва.
В работе [122] исследовалась связь прочности а склеивания
обшивки с заполнителем в сотовых панелях со скоростью распрост-
14
ранения упругой волны (называемой авторами поверхностной) в об-
шивке. Получены мало убедительные результаты. В той же работе по-
казано существование корреляции а с декрементом затухания сотовой
панели, изгибно колеблющейся на собственных частотах (в пределах
4-7 кГц).
В работе [105] описан метод оценки прочности соединения двух
склеенных внахлестку металлических листов, основанный на связи
амплитуды поверхностной ультразвуковой волны, прошедшей из одного
листа в другой через зону шва. Снижение прочности в результате
усталостного разрушения шва отмечается по уменьшению амплитуды
принятой волны.
В работе [112] установлена связь прочности клеевого соединения
со скоростью распространения нормальных волн.
Ни один из перечисленных методов практического применения пока
не нашел.
Ультразвуковой эхо-метод. А. И. Горбуновым [16] разработан
и опробован неразрушаюший метод оценки прочности клеевых соедине-
ний в строительных конструкциях, основанный на корреляционной
связи прочности соединения с характеристическим импедансом клея.
Последний оценивается по величине коэффициента отражения ультра-
звуковых импульсов на границе раздела обшивка - клей или (реже)
клей - внутренний элемент конструкции. В 95 % случаев погрешность
не превышает 0.4-0,2 номинальной когезионной прочности соединения.
Развитием этого направления являются работы [80, 87, 113, 115,
116], в которых кроме оценки характеристического импеданса клея
учитываются его коэффициент затухания и толщина клеевого шва. В
работах [80, 113] для оценки прочности склеивания конструкции из
двух металлических листов в нее с помощью широкополосного преоб-
разователя вводили короткие акустические импульсы с несущей часто-
той 15 МГц. Эхо-сигналы от границ клеевого шва наблюдали на осцил-
лографе и исследовали с помощью спектроанализатора. При этом
спектральный анализ позволил оценить толщину клеевого шва (при
известной скорости звука в нем) и коэффициент затухания клея. В
качестве величин, коррелирующих с прочностью т соединения на
сдвиг, использованы отношение амплитуд эхо-сигналов от границ клея
с металлом и величина, пропорциональная механической добротности
клея.
Обладая общими недостатками традиционных ультразвуковых мето-
дов (необходимость смачивания контролируемых изделий, трудность
15
проверки конструкций с криволинейными поверхностями), рассмот-
ренные способы в силу рада причин непригодны для контроля конст-
рукций с легкими заполнителями, а также изделий с обшивками из
материалов с большим затуханием упругих волн. Все это ограничивает
их возможности, поэтому пока эти способы не вышли из стадии ла-
бораторного опробования.
Акустико-эмиссионный метод. Этот метод также исследовали
применительно к оценке прочности клеевых соединений [88, 90].
Однако, несмотря на обнадеживающие результаты, он пока не полу-
чил практического применения ввиду сложности методики и аппара-
туры, а также необходимости механического нагружения контролиру-
емых конструкций.
Ультразвуковой резонансный метод. Этот метод - пока
единственный иногда применяемый на практике для оценки прочности
клеевых соединений. В используемом варианте метода собственные
частоты свободного и нагруженного преобразователя лежат в диапа-
зоне частот генератора качающейся частоты. Метод положен в основу
голландских приборов типа "Бондтестер” [39, 117] и отечественных
приборов ИСК-1В [78], УП-20Р, АД-21Р и других, реализующих те же
принципы.
Рассмотрим резонансный метод на примере прибора "Бондтестер”,
имеющего два режима работы. В первом режиме прочность на сдвиг т
(которая является основной для конструкций листового типа)
определяется по отклонению собственной частоты нагруженного на
изделие пьезопреобразователя. Во втором режиме прочность а на
отрыв (основная для конструкций с легкими заполнителями) оценива-
ется по затуханию, вносимому изделием в систему преобразователь -
изделие.
Данные о результатах применения прибора ’’Бондтестер” противо-
речивы. Если в работах авторов - создателей прибора корреляция
показаний прибора с прочностью на сдвиг и отрыв достаточно хороша
[117, 118], то другим исследователям получить хотя бы удовлетво-
рительную корреляцию не удавалось [78, 109]. В результате в боль-,
шинстве случаев ’’Бондтестер” используют только для обнаружения]
дефектов типа зон нарушения склеивания (непроклеев) [78, 98].
Физические основы рассматриваемого метода описаны в работе,
[39]. В работе [42] сделана попытка объяснить успехи и неудачи в ]
оценке сдвиговой прочности клеевых соединений прибором "Бондтес-
тер” и сформулировать требования к свойствам клея и технологии
16
склеивания, соблюдение которых обеспечит.достаточно четкую корре-
ляцию показаний прибора со сдвиговой прочностью клеевого шва.
Пока приборы рассматриваемого типа применяют в нашей стране
только для обнаружения зон нарушения клеевых соединений преиму-
щественно в двух- и многослойных листовых конструкциях.
1.4. Низкочастотные акустические методы
неразрушающего контроля
многослойных конструкций
К числу этих методов, составляющих основное содержаще кнги,
относятся импедансный, велосиметрический методы и локальный метод
свободных колебаний. Принципы, лежащие в основе этих методов,
различны, но их объединяет использование упругих колебаний неких
(в основном звуковых) частот. Поэтому, чтобы подчеркнуть отличие
упомянутых методов от широко применяемых ультразвуковых, будем
именовать их низкочастотными акустическими.
Низкочастотные акустические методы используют антисимметриодые
нормальные волны нулевого порядка (в частном случае - изгибные).
Такие волны могут существовать только в слоях, протяженюсть
которых в направлении распространения волн в несколько раз превы-
шает толщину слоев. Это ограничивает применение рассматриваемых
методов обнаружением относительно неглубоко залегающих дефектов,
линейные размеры которых превышают глубину их залегания. Именно
такие дефекты характерны для большинства многослойных конструкций.
Низкочастотные акустические методы и основанные на них средства
неразрушающего контроля подробно описаны в последующих главах.
17
ГЛАВА 2
СВОЙСТВА СУХОГО
ТОЧЕЧНОГО КОНТАКТА
2.1. Общие сведения
Преобразователи низкочастотных акустических дефектоскопов обыч-
но контактируют с контролируемыми изделиями через наконечники со
сферическими контактными поверхностями, прижимаемые к сухим изде-
лиям с постоянной силой. В зоне контакта действует также перемен-
ная сила, обусловленная упругими колебаниями преобразователя.
Передаваемые через эту зону колебания могут быть непрерывными или
импульсными. Площадь контактной зоны очень мала (доли квадратного
миллиметра). Такой тип связи преобразователя с изделием будем
называть сухим точечным контактом (СТК).
СТК сильно отличается от традиционных для ультразвуковой
дефектоскопии типов акустического контакта не только исключе-
нием применения жидкости, но и весьма малой площадью соприкос-
новения преобразователя с изделием. Последнее приводит к от-
сутствию направленности излучения и приема упругих колебаний и
обусловливает присущую СТК сосредоточенную гибкость, оказываю-
щую определяющее влияние на эксплуатационные характеристики рас-
сматриваемых низкочастотных методов. Для СТК характерен также
особый вид помех - фрикционные шумы, связанные с перемещением
преобразователя по шероховатой поверхности изделия. Кроме того,
трение без смазывания контактирующих поверхностей увеличивает
износ преобразователя.
Учитывая указанные особенности СТК и существенное влияние его
свойств на характеристики низкочастотных методов, рассмотрим эти
свойства более подробно.
18
2.2. Динамическая гибкость
сухого точечного контакта
Под гибкостью К понимается отношение упругого смещения £ к
вызывающей его силе F
К = MF.
В простейшем случае, когда гибкость линейна, смещение £ прямо
пропорционально силе F. Поэтому линейная гибкость от силы не
зависит. Гибкость зоны контакта твердых тел определяется большими
механическими напряжениями, обусловленными малостью площади соп-
рикосновения. В результате прилегающие к контакту зоны материала
ведут себя подобно пружинам.
Базой для изучения явлений в зоне контакта твердых тел является
теория Герца [43, 74]. Исследованию контактной гибкости (или
обратной ей величины - контактной жесткости) посвящен ряд работ.
Авторы большинства из них интересовались деформациями под
действием статической силы. Для рассматриваемых методов интересна
динамическая контактная гибкость, обусловленная переменной сос-
тавляющей силы. Динамическая гибкость изучалась в работе [92] и в
сделанной независимо и практически одновременно работе автора и
И. И. Теумина [40]. Особенностью последней является детальный
теоретический анализ нелинейных свойств контактной гибкости, учет
динамических упругих постоянных контактирующих тел и эксперимен-
тальная проверка теории.
Свойства СТК определяются прилегающей к зоне соприкосновения
тел малой по объему областью [43, 74], размеры которой на низких
частотах намного меньше длины упругой волны. Поэтому контактную
зону считаем системой с сосредоточенными постоянными. В общем
1
случае ее механический импеданс
Z =. R + jam + л— , (2.1)
К К К /СОД
f : К
с •
где R , т и К - активное сопротивление, масса и гибкость соот-
к к к
ветственно; <*> - угловая частота; / = 'l l .
Понятие механического импеданса подробно рассмотрено • гл. 3.
19
Основное значение имеет упругая составляющая импеданса (оценка
Rum будет сделана далее), и можно приближенно считать Z* =
= l/CjwK ). Поэтому задача состоит в нахождении динамической кон-
тактной гибкости К .

Воспользуемся результатами теории, полученными в предположении
«жсто упругих деформаций контактирующих тел [43].
Зона контакта сферы (наконечника преобразователя) с другим
телом (контролируемым изделием) зависит от формы последнего. При
контакте с образующей цилиндра эта зона ограничена эллипсом, при
контакте со сферой - окружностью.
Радиус окружности, ограничивающей зону контакта сжимаемых силой
F упругих тел с гладкими сферическими поверхностями,
f ]»/3
I
(2.2)
где
Здесь £| и ~ радиусы кривизны соприкасающихся поверхностей в
отсутствие деформации; д и д - коэффициенты Пуассона: Е и Е -
I А 1 Л
модули Югга первого и второго тел соответственно. Радиусы кривизны
положительны, если соответствующие центры кривизны расположены
внутри тела, и отрицательны в противоположном случае.
В результате упругой деформации точки тел. лежащие на линии
действия силы вдали от эоны контакта, сближаются на величину
(2.3)
где
ICC'
«А
1/3
Максимальное давление в зоне контакта
20
3F
a =----------
max „ 2
2ira
(2.4)
Используя эти известные результаты, исследуем динамическую
гибкость К* сухого точечного контакта.
Выражение (2.3) представим в виде
F = (t/B)3/2.‘ (2.5)
Зависимость F от £ нелинейна, поэтому контактная гибкость является
нелинейным упругим элементом. Постоянная составляющая F обуслов-
лена статической силой FQ прижатия преобразователя, переменная -
колебаниями в системе. Динамическая контактная гибкость как эле-
мент колебательной системы определяет восстанавливающую силу F . В
положении равновесия F = F^.
С учетом (2.5)
(2.6)
где х - отклонение от положения равновесия.
Разложив выражение (2.6) в ряд, получим:
При малых колебаниях (x/iQ « 1)
г - _ з_х_ р1/з
в 2 0 2 В О
(2.7)
21
Из выражения (2.7) найдем значение контактной гибкости при малых
колебаниях в линейном приближении
* = -ГТ" = Г - °’55
В
£|
2/3
£2
*1**2
1/3
1/3
О '
(2.8)
В частном случае, когда R% » R^,
2/3
(/?1F0)-,/3
(2.9)
Используя (2.2) и выражение для В, легко показать, что формулы
(2.8) и (2.9) совпадают с приведенным в работе (92] выражением
* =4
Lid
ci
Lid
*2
Излучающий преобразователь представим эквивалентным генератором
гармонической силы с внутренним импедансом Z., нагруженным
нелинейным импедансом Z = (импеданс изделия считаем
бесконечно большим). Поведение рассматриваемой системы зависит от
соотношения Z^. и Z . Интересны два предельных случая. В первом из
них, когда К| ’ KI- колебательная скорость v контактной гиб-
кости и ее смещение f синусоидальны, а переменная составляющая F
силы на гибкости К - несинусоидальна. Во втором предельном случае
Р-1 < RJ-»и * несинусоидальны, F - синусоидальна. При произ-1
вольном отношении KI/KI как и, так и £ несинусоидальны. I
22
Для сохранения контакта между телами необходимо, чтобы удовлет-
|ю|>ялись условия < 1; F„/^0 < ’•
Контактная задача решена для статической нагрузки, и в фор-
мулы входят статические модули упругости. Между тем при переда-
че упругих колебаний через зону контакта деформации, вызванные
iMfX'MeHHofl составляющей силы, определяются динамическими моду-
лями упругости контактирующих материалов. Динамический модуль Е
А
обычно больше статического I . Для металлов это различие состав-
лнет 1-12 %, однако для некоторых материалов оно намного боль-
ше. Так, для оргстекла Е& = 1,7£о. В упругой области можно счи-
тать, что смещение обусловленное постоянной составляющей силы
Fo> является функцией статических упругих постоянных, а смещение,
вызванное переменной составляющей силы, определяется динамичес-
кими упругими постоянными. Упругие постоянные тел входят в па-
раметр В. Обозначим через В и В значения этого параметра, вы-
0 А
раженные соответственно через статические и динамические упругие
постоянные.
Для нахождения динамической контактней гибкости К восполь-
к
«уемся методом комплексных амплитуд. Найдем К для первого
«недельного случая, когда |ZJ > |ZJ и £ = $ + f^cosorf. Учитывая
различие В и Вд, силу, действующую на контактную гибкость,
представим в виде
Ч
Во
f coscof 13/2
ffi________
В
A
Wo
— cosej
Wa
3/2
О
Обозначив = запишем F в виде ряда, ограничившись
первыми шестью его членами:
1 ♦ ~~ fcosut ♦ ^cos1 2cjt - ut
2 о о
23
-3— 04cos4c«rf - ДоЛиН = F 1 ♦ — fl2 1
128 ₽ 256 P 0 16 H
— fl2 • — F fl
16 и 2 0H
16
32
16'256
1024
I ,
H'-ST
cos2cJ -
2
1 ♦l§e_
128
cos5o>/.
COS3cJ
3V
-------cos4orf —
976
(2.10)
Таким образом, F содержит составляющие основной частоты и ее
армоник, а также отличную от F^ постоянную составляющую
Первая гармоника
VrV1-
eL_s£_
16 1024
coscot = F. coscot.
Im
Динамическая контактная гибкость для первой гармоники
i с oscj t
к _ т___________
к F, cosu/
1m
_ £
’ 3
= В Fn
A 0
16 1024
(2.11)
Найдем К для второго предельного случая (lz<l ‘ lz.l F‘F0
+ F^cosut). Смещение контактной гибкости
24
Обозначив 7 = Fm/F^ и поступая аналогично предыдущему, получш:
f = F273 В -
о о
А
О 18
^/Зв/
18
1 ♦ 72 СО52Ы/
7 coscJ -
35
1944
18
7^/3В 75
О д'
8-27’27
35 21 .
+ ---- у Icos3cdt —
72 *
------------- COS4cjt
72’27
С0б5са/.
(2.12)
Здесь постоянная составляющая смещения также отличается от
Динамическая контактная гибкость для первой гармоники три F = FQ ♦
+ F coscot
т
К =гВ<‘/3
к з д о
2L + _35_ -
18 1944 7
(2.13)
2
3
При р -» 0 и 7 -» 0 выражения (2.11) и (2.13) стремятся к
пределу
К .
ктш
Нт
Р о
К = Нт К =l~BF'y3.
к „ к 3 д О
(2.14)
Формула (2.14) отличается от формулы (2.8) тем, что значение В.
вычисленное на основе статических упругих постояншх, в ней
заменено значением В^, полученным для динамических упругих
постоянных.
Зависимости относительного изменения К (в процентах) от р и 7,
вычисленные по формулам (2.11) и (2.13), показаны на рис. 2.1.
Максимальное значение К всего на 7,3 % превышает минимальное.
25
Рис. 2.1. Зависимость контактной
гибкости от параметров /3 и у
Обычно желательно, чтобы кон-
тактная гибкость была минимальной.
Формулы (2.8), (2.9) и (2.14) оп-
ределяют пути достижения этой це-
ли: повышение модуля упругости
контактного наконечника, увеличе-
ние радиуса кривизны последнего и
силы прижатия его к изделию.
Механические напряжения быстро убывают с увеличением расстоя-
ния от зоны контакта. Согласно работе (74], на долю поверхностных
слоев толщиной а, 2а и За (а - радиус области соприкосновения)
приходится соответствен!ю 50, 70 и 80 % полного сжатия тела. По-
этому, если толщина h наружного слоя (обшивки) контролируемого
изделия Л > h . можно считать, что контактная гибкость не от-
лип
личается от таковой для полубесконечного тела. Пользуясь формулой
(2.2) и полагая Л . = За, найдем минимальные толщины обшивок, при
min
которых К практически не зависит от толщины. Результаты расчета,
выполненного для корундового контактного наконечника НС-11 с ра-
диусом кривизны 1 = 15 мм и различных материалов обшивок, при-
ведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1. Минимальные толщины обшивок,
при которых контактная гибкость
практически не зависит от толщины
Материал обшивки Й . , мм mm
F - 10 н 0 Г0-ЗН
Сталь 0,244 0,163
Алюминиевый сплав 0,353 0,236
Оргстекло 0,800 0,535
26
Приведенные значения h близки к минимальным толщинам
min
применяемых в конструкциях обшивок.
Выше мы пренебрегли активной R и инерционной /оют составляю-
щими механического импеданса Z контактной зоны, выраженного
К
формулой (2.1). Для обоснования правомерности этого воспользуемся
выражениями для R и т [92] для случая контакта с упругим полу-
пространством
21 ' 2
R = 4а ч£р(0,716 < 0,0380); (2.15)
к
т = Spa (0,094 ♦ О.О35О02). (2.16)
К
где р и Е - плотность и модуль Юнга упругого полупространства; в =
= см/с£ Cf = Ig7T,g - модуль сдвига, а - радиус зоны контакта.
Используя выражения (2.14)-(2.16), можно показать, что в
рабочем диапазоне частот отношение 1/(<аК ):Я составляет не менее
к к
нескольких десятков (с увеличением со оно уменьшается), а отноше-
ние 1/(оК ):аяп также очень велико. По-
к к
этому допустимо считать Z* = l/ijuKJ.
Для проверки теории были измерены кон-
тактные гибкости между стальным наконеч-
ником и плоскими образцами из различ-
ных материалов. Измерительное устройство
(рис. 2.2) содержит стержень 3 из оргстек-
ла длиной 130 мм и диаметром 12 мм. На
одном его конце размещен пакет 6 из восьми
излучающих пьезоэлементов, электрически
соединенных параллельно, на другом - из-
мерительный пьезоэлемент 2 из пьезокера-
мики ЦТС-19 диаметром 10 мм и массой
тп ~ 0,85 г. Между пьезоэлементом и испы-
Рис 2.2. Устройство для измерения кон-
тактной гибкости
27
туемым материалом расположен вырезанный из шарика подшипника
стальной наконечник / со сферической контактной поверхностью (ра-
диус кривизны = 15.75 мм) массой w = 8,08 г. Элементы изме-
рительного устройства склеены эпоксидным клеем. Излучающий пакет
соединен со звуковым генератором, измерительный пьезоэлемент 2 - с
селектюньш усилителем. Индикатором уровня служит осциллограф,
юдклочешый к выходу усилителя. Измерительная система помещена
в приспособление, обеспечивающее перпендикулярность ее оси к
поверхности измеряемого образца. Сила прижатия наконечника / к
образцу 7 регулируется сменными грузами 4, надеваемыми сверху.
Груз 4 отделен от колебательной системы прокладкой 5 из губчатой
резины.
Измерения выполнены на цельных и составных образцах. Цельные
образцы изготовлены из однородных материалов в виде массивных
цилиндров диаметром 60-80 мм с плоскими, чисто обработанными
торцами. В составных образцах (см. рис. 2.2) слой образца 7 из
иантуемого материала приклеен к стальному цилиндру 8. При толщине
слоя 7 порядка 8 мм клеевой шов фактически не влияет на резуль-
таты измеремм. Массы М всех образцов выбирают такими, чтобы
выпошялось условие <аМ » и импеданс jcoM можно было не
учггьвать. Так как рази^еры наконечника 1 и пьезоэлемента 2 в
направлении колебаний намного меньше длины волны, а модули
упругости их материалов велики, при анализе колебаний системы в
целом элементы, расположенные между стержнем 3 и концом наконеч-
жка / (исключая малую по объему концевую область последнего),
I
можно рассматривать как сосредоточенную массу .
Однако при оценке электрического напряжения на пьезоэлементе 2
надо учитьвать его гибкость
I
Камер аемая контактная гибкость не менее чем на два порядка
цн шипит гибкость клинит прослоек между пьезоэлементом 2 и при -
легакимаш к мему стержнем 3 я наконечником /. Поэтому гибкостями
клеем п нм па пренебрегаем.
28
Рис. 2.3. К расчету составляющей, вносимой
пьезоэлементом в общий импеданс нагрузки:
I — стержень: 2 — пьезоэлемент; 3 — контакт-
ный наконечник; 4 — испытуемый объект
где 1^ — толщина пьезопластины; - площадь ее торцовой поверх-
ности; - модуль упругости пьезоэлектрика. Амплитуда и* коле-
бательной скорости пьезоэлемента 2 как сосредоточенной массы
намного превышает амплитуду v скорости его же как элемента гиб-
Г
кости. Следовательно, амплитуды скоростей любого сечения пьезо-
пластины в неподвижной системе отсчета допустимо считать одинако-
выми и равными v .
м
Амплитуда силы, действующей в сечении пьезоэлемента, отстоящем
на расстоянии х от границы с наконечником 3 (рис. 2.3),
Fix) = о (Z ♦ /сор S х).
м I п п
где - механический импеданс, нагружающий нижнюю поверхность
пьезоэлемента; р^ - плотность пьезоэлектрика. Смещение (изменение
толщины) элементарного слоя пьезопластины
«г = FW
п п
Амплитуда смещения пьезоэлемента как элемента гибкости
/
£ = -р1,- - F(x)dx = о К IZ ♦ JW —— ,
г с 3 J мп* 12
" " О
Где т - масса пьезопластины.
п
, Амплитуда электрического напряжения на измерительном пьезо-
•пементе
29
т
U = Я = kv К IZ * /о —
г м n1 1 2
(2.17)
Здесь k - коэффициент, определяющийся параметрами пьезоэлемен-
та. Существенно, что в выражение (2.17) входит инерционное сопро-
(^п )
— J полумассы пьезоэлемента, причем при = О
напряжение U определяется только импедансом /cjJ — j. Если
нагрузка Z( чисто реактивная, то при
т
Zt = 0 (2.18)
U = 0. Физически это означает, что узел силы расположен
сечении пьезоэлемента. Полагая Z. = /(cam. - 1/(саК )),
I I к
найдем:
К
в среднем
из (2.18)1
1
т
п
+ —
2
(2.19)1
2
%
- круговая частота, при которой U = (в
отсутствие
где са0
потерь и гармоник U = 0). Таким образом, измерение К*
нахождению частоты а>0> при которой амплитуда первой гармоники сиг-1
нала минимальна, а значение К вычисляется по формуле (2.19).
Измерительное устройство, прижатое к образцу с силой Fq, пере-1
ставляли в разные точки центральной части образца и по электронно-
счетному частотомеру измеряли частоту, соответствующую U =
сводится к
Измерения выполнены при малых амплитудах колебаний, когда гибкость
К можно считать линейной. Для каждого материала делали 50 изме-
К
рений, результаты статистически обрабатывали. Установлено, что
измеренные значения К распределены по нормальному закону. Найдены
границы доверительных интервалов с надежностью 0,99. Системати-
ческая погрешность, обусловленная пренебрежением гибкостями изме-'
ригельной системы, учитывалась при вычислении средних значений
30
Рис. 2.4. Зависимость диаметра 2а
контактной зоны н максимального
давления а (штриховые кривые) от
max „
2
параметра Е^/( 1 — Д^) при -
„ 2
- 15,75 мм. Е/(1 -Ц ) - 220 ГПа
К* и границ доверительных интерва-
лов [40].
Результаты измерений сведены в
табл. 2.2.
На рис. 2.4 приведены построенные по формулам (2.2) и (2.4)
графики зависимости диаметра 2а контактной зоны и максимального
2
расчетного давления 07 параметра Е2/(1 - Д2) (здесь взяты
статические упругие постоянные, так как а и а определяются при
статической нагрузке) для значений = 3 Н и Ffl = 10 Н. Расчет
выполнен для использованного в измерениях стального наконечника в
предположении, что колебания в системе малы (Е^ « F^).
Для сплавов АЛ13, МЛ5 расчетные значения а превосходят
max
пределы пропорциональности уже при Fq = 3 Н. То же имеет место
и для свинца, которого очень низок. Наилучшее совпадение
вычисленных значений К с измеренными наблюдается для стали 45,
для которой при обоих значениях Ffl. Чем большую роль
играют пластические деформации, тем сильнее реальная площадь
контакта отличается от расчетной, а измеренное значение К - от
теоретического.
Как видно из табл. 2.2, коэффициенты вариации превышают рас-
четное значение w = 1,33 % иногда весьма значительно. Основная
причина этого - кристаллическая структура металлов. Поскольку
площадь контакта мала, наконечник, каждый раз попадая в другую
зону, соприкасается с различными кристаллитами, упругие свойства
которых различны как вследствие связанной с их ориентацией упругой
анизотропии, так и ввиду неоднородности химического состава. В
31
Таблица 2.2. Результаты расчетов и измерений динамической
£2 О . МПа пц при Fp - ЗН
Материал сч сч Ч. 1
ГПа
расчетная
1
измеренная
Сталь 45. 240,8 610 6.24 6,56
6.42 - 6,69
закаленная (прокат) Алюминиевый сплав: Д16Т1 (прессо- ванный ) 82,0 370 9,78 8,42 8.21 - 8.62
АЛ13 (литой) 81.26 55 9,84 8,83 8.31 - 9.35
Магниевый сплав МЛ5 (литой) 50.6 34 12,6 10.9 10,5 - 11,3
2 Свинец 19.8 22.0 9,70 9,39 - 10,00
Оргстекло 5,99 — 47.1 34,87 34,68 - 35,06
Крупнозернис- тый никелевый сплав 233,6 6.30 6,61
6,03 - 7,19
знаменателе
значения
1
В числителе приведены средние
2
Даны статические упругие постоянные, расчетные гибкости вычис-..
измеренных гибкостей и границы доверительных интервалов найдены из j
32
контактной гибкости
К -10е. м/Н
к
при F- ЮН
погреш- ность расче- та, % коэффи- циент вариа- ции. % расчет- ная 1 измеренная погреш- ность расче- та, % коэффи- циент ва- риации , %
О 4,07
4, У о.оо 4,10 a *2,65 3.55
4.02 - 4.12
-11,6 6.7 6.55 5.84 -12.1
5,75 - 5,93
-11.4 16.2 6.59 5.51
5,22 - 5.79 -19.5
-15.8 8.7 8.44 7,17 -17,5
7.05 - 7,30
-127 4.9 14.7 6,24 -135
6,00 - 6.49
-35.1 1,53 31.5 24,51 -28,5
24.3 - 24,7
-4.9 24,3 4,22 3.84 -9.9
3,62 - 4,02
•
4.3
14,3
4.7
6.23
2.38
15.4
: - границы доверительных интервалов.
лены исходя из
20 измерений.
статического модуля упругости. Средние
Центральна
наукой
АН ъ-'Л Л
Ажг № !<?/ .
значения
33
результате модуль упругости кристаллита в точке измерения является
случайной величиной, пределы изменения которой определяются
свойствами материала. Описанный эффект зависит от величины зерна.
При крупнокристаллической структуре объем материала, определяющий
контактную гибкость, укладывается в одном или нескольких зернах,
что соответствует максимальному разбросу контактной гибкости. При
мелкозернистой структуре в этом объеме оказывается много кристал-
литов. В результате эффект усредняется и влияние неоднородности
материала уменьшается. Как следует из табл. 2.2. для аморфного
материала (органического стекла) коэффициенты вариации минимальны.
Деформированные мелкозернистые материалы (сталь 45, Д16Т1) харак-
теризуются несколько большими коэффициентами вариации. Для литых
сплавов МЛ5 и АЛ13 разброс значений еще более возрастает. Коэффи-
циенты вариации максимальны для крупнозернистого (средний размер
зерна 2 мм) многофазного никелевого сплава.
2.3. Фрикционные шумы
Для СТК характерен особый вид помех, именуемых фрикционными
шумами. Причина их возникновения - ускорения приемного преобра-
зователя при его перемещении по неровной поверхности изделия. В
результате в зоне контакта возникает переменная сила, вызывающая
дополнительную составляющую выходного сигнала, которая накладыва-
ется на полезный сигнал и затрудняет контроль.
Рассмотрим преобразователь, прижатый к контролируемому изделию
статической силой и перемещаемый со скоростью v = dx/dt
(рис. 2.5, в). Пусть преобразователь обладает сферической контакт-
ной поверхностью радиусом /?, а изделие имеет неровности, описы-
I
ваемые выражением
где х - текущая координата, А - амплитуда неровностей, L - их
период. Примем, что радиус R вписывается в неровности поверхности
изделия и движение происходит без отрыва конца преобразователя от
изделия и без ударов. При v = const вертикальное смещение преоб-
разователя
q = Asin
2тги
L
34
Рис. 2.5. К механизму возникно-
вения фрикционных шумов:
а — перемещение преобразователя
по поверхности с неровностями
синусоидальной формы. (ндеализи-
рованный случай); б — перемеще-
ние преобразователя по реальной
поверхности
откуда частота шума f = v/L. Амплитуда U шума с увеличением
j- скорости v растет по закону, зависящему от характеристик
J преобразователя. Например, если последний является приемником
Г. ускорения, то на частоте f = v/L U пропорционально а =
0 9 Ш ПиХ
0 = A(2ir/L) v .
Ц Рассмотренный случай является идеализацией, необходимой для
]] понимания физической сущности явления. Неровности поверхностей
.< • реальных изделий имеют более сложный, нерегулярный характер
• (рис. 2.5, б). Эти шероховатости обычно мельче, чем рассмотренные
! выше, т.е. принятое условие касания наконечником изделия во впа-
динах не выполняется. В результате при движении по реальной
поверхности в системе преобразователь-изделие возбуждаются неси-
нусоидальные колебания. Кроме того, перемещение преобразователя
обычно сопровождается ударами о неровности, что еще более услож-
няет картину. Поэтому фрикционные шумы имеют широкий и сложный
’ спектр, зависящий от степени и характера шероховатости поверхнос-
;? ти, скорости перемещения преобразователя, радиуса кривизны его
j рабочей поверхности и других факторов.
Рассмотренные явления обусловлены только шероховатостью поверх-
ности контролируемого изделия и должны наблюдаться также в случае,
жогда коэффициент трения равен нулю.
Иногда возникают фрикционные шумы другого происхождения. Они
1 проявляются в виде характерного скрипа или скрежета и обусловлены
. фрикционными автоколебаниями преобразователя вследствие нелинейной
зависимости силы трения без смазочного материала от скорости
Перемещения. Такие шумы, наблюдаемые, например, при контроле
^Импедансным методом с использованием преобразователей значительной
длины, легко устраняются изменением силы прижатия преобразователя
'ifi другими несложными мерами. В отличие от рассмотренных выше эти
?Шумы возможны только при конечной величине коэффициента трения.
35
Основную роль играют шумы, обусловленные неровностями поверх-
ности контролируемого изделия. Снижение их уровня достигается
Уменьшением скорости сканирования и отчасти - увеличением радиуса
кривизны контактной поверхности преобразователя.
2.4. Износостойкость
Преобразователи низкочастотных дефектоскопов, имеющие СТК
контролируемым изделием, работают в условиях трения без смазоч-
ного материала при больших напряжениях в зоне контакта. Многие
материалы, используемые для изготовления многослойных конструкций,
обладают абразивными свойствами (анодная пленка, покрывающая
обшивки из алюминиевых сплавов, армирующие волокна композиционных
полимеров и т.п.). Трение о поверхности таких материале® изнаши-
вает преобразователь. Последний соприкасается с контролируемым
изделием через контактный наконечник. Поэтому износостойкость
преобразователя определяется износостойкостью его контактного
наконечника.
Для повышения износостойкости контактные наконечники изготов-
ляют из закаленных сталей, корундовой керамики, специальных инст-
рументальных сплавов и других подобных материалов, сочетающих вы-
сокую твердость с большим модулем Юнга. Последнее важно для
уменьшения контактной гибкости, что улучшает передачу упругих ко-
лебаний. Характеристики некоторых материалов, применяемых для из-
готовления контактных наконечников, приведены в табл. 2.3.
Для исследования износостойкости контактных наконечников раз-
работаны специальная установка и методика измерений, обеспечива-
ющие перемещения наконечника по контртелу без повторения пройден-
ного пути. Контртелом служила внешняя поверхность трубы диаметром
335 мм и длиной 600 мм. Испытуемый наконечник, прижатый к трубе с
силой 2Н, перемешался по винтовой линии с шагом 0,3 мм, со
скоростью 19 м/с. Это примерно соответствует значениям указанных
параметров в установках для механизированного контроля импедансным
методом (см. гл. 7). Используемые материалы контртела наносили на
внешнюю поверхность анодированных труб из алюминиевого сплава
АМгб. Все наконечники имели сферические трущиеся поверхности с
радиусом кривизны 15 мм. Перед испытаниями эти поверхности нако-
нечников были отполированы. Результаты испытаний приведены в
табл. 2.4.
36
Таблица 2.3. Характеристики материалов,
применяемых для изготовления контактных наконечников
Материал Плот- ность, t 3 кг/м Модуль Юнга, ГПа Твердость
Сталь ШХ15 (закаленная) 7800 206 59-63 HRC 9
Инструненталь- ныЯ сплав ВК6М 14900 608 87-91 HRA
Корундовая керамика КС-37 3960 386 90-91 HRA
Таблица 2.4. Износ контактных наконечников на I км пути
Материал контртела > -6 3 Износ материала наконечника. 10 см
КС-37 (91ЯЯЛ) 111X15 (61ЯЯС ) 9 У8 (61WC ) 9 ХН55ВМТКЮВНС-1 (66/fl?C ) (63//ЯС ) 9 9
Анодированный алю- миниевый сплав АМгб 0 75 70 25 25 Стеклопластик 0 62 56 10 12 s 7 .Абразивное керами- Йеское покрытие 45 98 125 87 106 ,«
j
Примечание. В скобках приведены значения твердости.
37
Рис. 2.6. Корундовый контактный наконечник
НС -И
База испытаний (длина пути) принята рав-
ной 20 км. Степень износа измерялась объем-
ным методом и пересчитывалась на 1 км пути. За единицу износа
, .„-6 3 „ _ . 1Л-6 3
принято 1’10 см . Погрешность измерении составляла *1-10 см .
При трении об анодированный алюминиевый сплав и стеклопластик
износ наконечников из КС-37 лежит за пределами чувствительности
измерений. По износостойкости керамика КС-37 намного превосходит
все испытанные стали. Ни один из испытанных наконечников не
царапает поверхности указанных материалов.
При трении об абразивное керамическое покрытие износ керамики
КС-37 сопоставим с износом сталей. Керамический наконечник, теряя
свою первоначальную сферическую форму, начинает царапать поверх-
ность контртела. Стальные наконечники, несмотря на больший износ,
поверхность контртела не повреждают.
Обладая высокой износостойкостью, материал контактного нако-
нечника должен быть доступен, дешев и технологичен. Желательно,
чтобы он имел также малую плотность. Всем этим требованиям удов-
летворяют корундовая керамика КС-37, а также монокристаллический
корунд (AI О ). Контактные наконечники из корунда (рис. 2.6)
£
используются в преобразователях низкочастотных акустических дефек-
тоскопов.
38
ГЛАВА 3
ИМПЕДАНСНЫЙ МЕТОД
3.1. Общие сведения
Разработанный в СССР акустический импедансный метод (А. с.
126653 СССР) является наиболее распространенным средством
неразрушающего контроля соединений в многослойных конструкциях и
изделий из слоистых пластиков в нашей стране [58]. Более 30 лет он
используется для контроля ответственной продукции в авиационной и
других отраслях промышленности.
Основная область применения метода - выявление дефектов клеевых
и паяных соединений между сравнительно тонкой (до 3 мм для
алюминиевых сплавов и 1,7 мм для сталей) обшивкой и элементом
жесткости (лонжероном, нервюрой и т.п.) или заполнителем (пено-
пластом, сотами и др.), а также дефектов типа расслоений и непро-
клеев в неметаллических покрытиях и изделиях из слоистых пласти-
ков, залегающих на глубине до 15-20 мм. Широкому внедрению метода
способствовали его универсальность, удобство в эксплуатации,
отсутствие необходимости смачивания контролируемых изделий, лег-
кость контроля по криволинейным поверхностям, простота и доступ-
ность аппаратуры. Импедансные дефектоскопы выпускаются серийно
с 1961 г.
Долгое время импедансный метод применяли только в СССР. Лишь
в 1973 г. появилось сообщение о разработке английской фирмой
Inspection Instruments первого зарубежного импедансного дефек-
тоскопа AFD, прототипом которого послужил отечественный прибор
ИАД-3. Таким образом, хотя и с запозданием, импедансный метод
получил международное признание.
Метод основан на различии механических импедансов дефектных и
доброкачественных участков контролируемого изделия. Механические
импедансы оценивают с поверхности изделия в зонах возбуждения в
нем изгибных колебаний звуковых или низких ультразвуковых частот.
Изменения механического импеданса преобразуют в соответствующие им
изменения электрического сигнала, который обрабатывают в элект-
ронном блоке дефектоскопа и представляют на индикаторе или исполь-
зуют для управления исполнительными механизмами.
В отличие от широко применяемого в ультразвуковой дефектоскопии
понятия характеристического импеданса или удельного волнового
сопротивления рс (р - плотность среды, с - скорость звука в ней),
характеризующего среду, в которой распространяются упругие волны,
механическим импедансом Z называется комплексное отношение силы,
действующей на поверхности (или в точке) механической системы к
средней колебательной скорости на этой поверхности (или в точке) в
направлении силы. Таким образом, механический импеданс является
характеристикой конструкции, а не среды. Понятие механического
импеданса относится к линейным системам, находящимся в состоянии
стационарных гармонических колебаний.
Механический импеданс как комплексная величина представляется в
виде Z = /? * jX, где R - активная, а X - реактивная составляющие,
|Z| = J/?2 + X2 - модуль, или в виде Z = |Zje^. где / = JTF ; ]
= arctg(X//?). Инерционную реактивную составляющую принято j
считать положительной, упругую - отрицательной.
Механический импеданс многослойной конструкции в зоне приложе- J
ния возмущающей силы определяется всеми элементами этой конструк-
ции, соединенными в одну механическую систему. Когда все слои I
конструкции связаны (например, склеены) между собой, она колеб- J
лется как единое целое и модуль |ZJ механического импеданса имеет
максимальное значение. Если в изделии имеется дефект в виде I
нарушения соединения между слоями, то жесткость отделенного им I
участка изделия оказывается меньше жесткости в зонах доброкачест- I
венного соединения слоев. Поэтому модуль JZ^J механического импе- 1
данса изделия в дефектной зоне будет меньше, чем |ZJ. В общем I
случае в зоне дефекта меняется также отношение Л/|Х|. а иногда и I
характер (знак) реактивной составляющей X. Таким образом, дефект J
соединения может быть обнаружен по изменению механического f
импеданса изделия. |
Устройством, чувствительным к изменению механического импедан- 1
са контролируемого объекта, служит преобразователь дефектоскопа. I
В импедансных дефектоскопах применяют совмещештьйг, раздельно- 1
совмещенные и бесконтактные преобразователи. Первые два из них К
•I
40
Рис. 3.1. Структурная схема импедансного
дефектоскопа С совмещенным преобразовате-
лем
используют пьезоэлектрическое возбуждение
и прием упругих колебаний. В бесконтактных
преобразователях колебания возбуждаются
электромагнитно-акустическим (ЭМА) спосо-
бом, и принимаются микрофоном.
Совмещенный преобразователь контактиру-
ет с контролируемым объемом в одной зоне,
через которую происходит как возбуждение
упругих колебаний, так и оценка механического импеданса. В отли-
чие от совмещенного преобразователя эхо-дефектоскопа [58] здесь
для излучения и приема используются различные пьезоэлементы. Од-
нако под термином "’совмещенный” можно понимать и совмещение зон
возбуждения и приема колебаний изделий. Поэтому будем пользо-
ваться стандартной терминологией, имея в ваду указанное различие.
Раздельно-совмещенный преобразователь имеет две зоны контакта с
контролируемым объектом. Через одну из них происходит возбуждение,
через другую - прием упругих колебаний. Для излучения и приема
служат разные вибраторы, размещенные в общем корпусе и акустически
изолированные друг от друга.
Бесконтактный ЭМЛ-преобразователь возбуждает упругие колебания
через зазор толщиной порядка десятых долей миллиметра. Так как
ЭМЛ-способ позволяет возбуждать упругие колебания только в
проводящих средах, область применения этого преобразователя огра-
ничена конструкциями с металлическими обшивками.
Импедансный метод реализуется в нескольких вариантах, отлича-
ющихся применяемыми преобразователями, характером излучения и
способами обработки сигналов.
На рис. 3.1 приведена обобщенная структурная схема импедансного
дефектоскопа с совмещенным преобразователем. Последний содержит
звукопровод 4, на торцах которого укреплены излучающий 5 и изме-
рительный 3 иьезоэлементы. Между контролируемым изделием / и
приемным пьезоэлементом 3 находится контактный наконечник 2 со
сферической рабочей поверхностью. Пьезоэлемент 5 соединен с гене-
ратором 8 синусоидального электрического напряжения, пьезоэлемент -
3 - с усилителем //. Металлический цилиндр 6 повышает мощность
излучения в звукопровод. Генератор и усилитель соединены с блоком
41
9 обработки информации со стрелочным индикатором 10 на выходе.
Блок 9 управляет размещенной в преобразователе сигнальной лампоч-
кой 7, автоматически включаемой в зоне дефекта, и током пера
самописца (на рис. 3.1 не показан), регистрирующего дефекты при
использовании прибора в системах механизированного контроля.
Продольно колеблющийся преобразователь через контактный нако-
нечник 2 возбуждает в контролируемом объекте / изгибные колебания
той же частоты. Механический импеданс Z контролируемого объекта в
зоне его возбуждения зависит от свойств этого объекта, в частности
от наличия в нем дефектов. В доброкачественных зонах импеданс Z*
определяется всеми слоями изделия, колеблющегося как единое целое.
Дефект (непроклей. расслоение) ослабляет связь отделенного им слоя
с изделием. Поэтому в зоне дефекта |Z [ уменьшается, что сопро-
вождается также поворотом Z на некоторый угол. Изменение Z меня-
ет коэффициент передачи преобразователя Р = = Р^, где t/j и
- комплексные амплитуды электрических напряжений на пьезоэле-
ментах 5 и 3 соответственно, ф ~ угол сдвига фазы между и U
Обычно при контроле = const, поэтому модуль Р пропорционален
амплитуде U . Изменение Z отмечается по изменению Р или ф. а
х н
также по одновременному их изменению.
Ожмещенные преобразователи используются также в импульсных
импедансных дефектоскопах (А. с. 1226296 СССР). В этом случае в
системе преобразователь - контролируемый объект возбуждают им-
пульсы свободнозатухающих упругих колебаний. Признаком дефекта
служит изменение амплитуды, несущей частоты и фазы выходного сиг-
нала преобразователя. Совмещенные преобразователи импульсных де-
фектоскопов принципиально не отличаются от описанного преобразо-
вателя. Особенности импульсного режима будут рассмотрены далее.
£ Преимущество совмещенного преобразователя - контакт с изделием
в одной, малой по площади зоне, недостаток - относительно неболь-
шая глубина залегания выявляемых дефектов._Этот недостаток связан
с влиянием упругого сопротивления Z = 1/(/соК ) (К - контактная
гибкость) зоны ко»пакта преобразователя с изделием (см. гл. 2).
Импеданс Z соединен с импедансом Z изделия цепочкой, что на
к н
42
эквивалентной схеме соответствует параллельному соединению этих
элементов. Поэтому импеданс общей механической нагрузки преобра-
зователя
Z Z
н к
Z ♦ Z
н к
(3.1)
Zo
увеличением глубины залегания дефекта величина |Z | быстро
увеличивается. Когда она становится много больше [Z |, импеданс
изделия практически перестает влиять на ZQ и дефекты не выявляются
(см. п. 3.5).
При работе совмещенными преобразователями используют непрерыв-
ные колебания с частотой: 200 - 8 кГц, а также импульсы с несущей
частотой до 6 кГц.
Раздельно-совмещенные (PC) преобразователи могут работать в
непрерывном и импульсном режимах, причем последний получил преи-
мущественное распространение. Обобщенная структурная схема импуль-
сного импедансного дефектоскопа с PC-преобразователем показана на
рис. 3.2. Идентичные пьезоэлектрические вибраторы / и 9 со сфери-
ческими контактными наконечниками размещены в общем корпусе преоб-
разователя и акустически изолированы друг от друга. В излучающем
вибраторе / с помощью управляемого синхронизатором 3 генератора 2
возбуждаются свободнозатухающие продольные упругие колебания,
несущая частота которых соответствует основной частоте нагружен-
ного вибратора. Вибратор / возбуждает в контролируемом изделии 10
изгибные волны, распространяющиеся во все стороны. Эти волны при-
нимаются приемным вибратором 9 и преобразуются им в электрические
сигналы. После усиления усилителем 7 эти сигналы поступают в блок
обработки информации 6, соеди-
ненный с индикатором 5 и авто-
матическим сигнализатором дефек-
тов 8. Последний управляет рабо-
той расположенной в преобразова-
Рнс. 3.2. Структурная схема им-
педансного дефектоскопа с раз-
дельно-совмещенным преобразова-
телем '
43
теле сигнальной лампы, самописца или исполнительного механизма.
При использовании амплитудно-фазовой обработки сигнал с генерато-
ра 2 через блок 4 управления фазой поступает на второй вход блока
6. Изменение Z в зонах дефектов меняет амплитуду и фазу принятых
** . 1
сигналов, что регистрируется дефектоскопом .
Дефекты выявляются лишь при одновременном нахождении излучаю-
щего и приемного вибраторов в дефектных зонах. Поэтому базу преоб-
разователя (расстояние между точками касания вибраторов с издели-
ями) выбирают как можно меньшей.
Преимуществом PC-преобразователей перед совмещенными является
большая глубина залегания обнаруживаемых дефектов (до 15-20 мм в
пластиках), что объясняется другим механизмом влияния контактной
гибкости (см. п. 3.4). В отличие от совмещенных. РС-
преобразователи эффективны и при KI * KI- По чувствителы юсти
к1 н
к мелким, неглубоко залегающим дефектам, PC-преобразователи усту-
пают совмещенным. Это связано с невозможностью выявления дефектов,
протяженность которых меньше базы преобразователя.
Импедансный дефектоскоп с бесконтактным преобразователем содер-
жит генератор, питающий обмотки ЭМА-излучателя, усилитель принятых
микрофоном сигналов и блок обработки информации с индикатором и
выходами на исполнительные устройства.
3.2. Механический импеданс
многослойной конструкции
Импедансный метод базируется на оценке изменений механичес-
ких импедансов многослойных конструкций в доброкачественных и
дефектных зонах. При использовании преобразователей с сухим то-
чечным контактом площадь их соприкосновения с контролируемыми из-
делиями очень мала. Поэтому рассмотрим механический импеданс для
сосредоточенной, нормальной к поверхности силы, определяемый как
отношение комплексной амплитуды F этой силы к комплексной амп-
литуде v вызываемой ею колебательной скорости изделия [71]
Изменение Z влияет также на несущую частоту импульсов, одна-
н
ко это влияние здесь невелико (см. гл. 6) н обычно не учитывается.
44
Z = т- = R ♦ jX = |Z |Л (3.2)
И H H ’ H1
Механический импеданс многослойной конструкции определяется
упругими свойствами, плотностью материалов и толщиной слоев, коэф-
фициентом затухания волн в слоях, размерами конструкции, кривизной
ее поверхности, состоянием соединений между слоями.
В работе [63] теоретически рассматривается механический импе-
данс трехслойных пластин при антисимметричных колебаниях с учетом
потерь. Однако этот анализ предполагает отсутствие зон нарушения
соединений между слоями, а полученные выражения сложны и гро-
моздки.
Иногда для оценки механического импеданса полезны известные
теоретические модели. Одна из них - тонкий, плоский, бесконечно-
протяженный слой (лист) из однородного изотропного материала без
потерь. Его механический импеданс чисто активный [66]
Z = R = в1рЛ/
= 2.31Л2
_Ер.
1-д2
(3.3)
з
где р - плотность материала; Л - толщина слоя; / = ЕЛ /(12(1 -
2..
- д )) - цилиндрическая жесткость.
Формула (3.3) получена на основе классической теории изгибных
колебаний [66], справедливой при ЛА < 1/5, где X - длина
нз нз
изгибной волны в слое. Найдем условие применимости этой формулы.
Согласно классической теории скорость изгибной волны в слое
(3.4)
Используя (3.4) и соотношение ЛА < 1/5, получим искомое условие
fh < 0,0725 —-—— . (3.5)
J Р<1 - д )
о
= 1180 кг/м и
Например, для листа из пластика с параметрами р
2
Е/(1 - д‘) = 6 ГПа, fh - 163,5 Гц’м. Следовательно, при частоте
45
fl
5 кГц формулы (3.3) и (3.4) применимы для толщины до 32.7 мм, при
частоте 15 кГц - до 10,9 мм.
В работе [121] приведены формулы для механического импеданса
бесконечно-протяженного слоя для нормальной сосредоточенной силы,
полученные из уточненной теории, учитывающей сдвиг и инерцию
вращения. В этом случае импеданс Z уже комплексный. Уточненные
формулы справедливы до толщин h < Х^/2 (где Х^ - длина сдвиговой
волны). Имея в виду, что Х^ = (l/OJG/T (G - модуль сдвига),
получим аналогичное (3.5) условие применимости уточненных формул
fh < р =
' 2 Чр
Е
’ 8р(I + Д)
(3.6)
Сравнение выражений (3.5) и (3.6) показывает, что уточненные
формулы для Z бесконечного листа применимы для значений fh, в
4,881? - д раз больших, чем значения, полученные по формуле
(3.3). При д = 0.3 этот выигрыш равен примерно 4,1 раза.
Рассмотренная модель пригодна для описания протяженных изделий
из одного материала, имеющих малую кривизну. Однако реальные
изделия обычно состоят из разнородных анизотропных материалов,
имеют конечные размеры и значительную кривизну. Это ограничивает
применение модели.
Рассмотрим механический импеданс многослойной конструкции в
зоне дефекта. Отделенный дефектом (расслоением, зоной нарушения
клеевого соединения) участок представляет собой слой, толщина
которого, как правило, постоянна. Такой участок можно рассматри-
вать как пластинку, определенным образом закрепленную по контуру.
Между отделенным дефектом слоем и внутренним элементом конструкции
обычно существует заполненный газом зазор, влияющий на механичес-
кий импеданс дефектной зоны.
Реактивную составляющую X механического импеданса пластинки
можно выразить через эквивалентные сосредоточенные постоянные:
массу т и гибкость К Их расчет возможен лишь при четко
э э
определенных условиях закрепления по периметру и осуществлен для
простейших граничных условий - жестко закрепленной (защемленной)
и опертой пластинки.
В реальных случаях граничные условия на краях отделенного
дефектом слоя, условно называемого в дальнейшем обшивкой, обычно
не сводятся ни к одному из рассмотренных типов. Условие жесткого
закрепления требует отсутствия смещения и изгиба на краях
пластинки. Однако даже если обшивка приклеена к очень толстому
внутреннему элементу из материала с большим модулем упругости,
такие условия не выполняются. Одна из причин этого - наличие
клеевой пленки с относительно низким модулем Юнга, уменьшающей
жесткость заделки. Другой причиной может быть малый модуль Юнга
внутреннего элемента конструкции (например, в случае пенопласто-
вого заполнителя). Наконец, механический импеданс внутреннего
элемента всегда конечен, поэтому при уменьшении размера дефекта
входной импеданс отделенной им зоны не возрастает неограниченно,
как в случае защемленной пластинки, а стремится к конечному пре-
делу.
Несмотря на эти ограничения, рассмотрение отделенного дефектом
участка обшивки как защемленной пластинки иногда приемлемо.
Поэтому рассмотрим эту модель. Примем, что дефект имеет форму
круга диаметра D. Наилучшие условия выявления обычно соответствуют
размещению преобразователя в центре дефекта. Эквивалентные масса
т и гибкость К круглой, защемленной пластинки, возбуждаемой в
э э
центре сосредоточенной силой, как известно, равны
7 2
т = pirhD - 0,13m;
э 256
2 2 2 2
К __ 3(.-У)^ = 00Ю7 (!-.
9 i&nEh3 Eh3
(3.7)
(3.8)
где т - физическая масса пластинки; й - ее толщина. В отсутствие
потерь входной механический импеданс пластинки
Z = /[сот - —— 1 . (3.9)
I э GJA J
э
Соотношения (3.7, 3.8) справедливы, если частота f возмущающей
силы меньше основной собственной частоты пластинки
F _ 1,88Й I Е
0 ^2 I 2
D J р(1 - Д )
46
(3.10)
В зоне дефекта обычно имеется заполненный газом зазор, толщина
которого намного меньше длины волны в газе. Такой зазор можно
рассматривать как сосредоточенную гибкость
\ = 2_2
р с л
г г
где V - объем зазора; с - скорость распространения звука в газе;
Г
- плотность газа; S - площадь зоны дефекта. Обозначив среднюю
толщину зазора = V/s. из (3.10) найдем
64Й
р с vD
(3.11)
Результирующая гибкость, образованная соединенными узлом элемен-
тами и К?»
К К 192Л(1-д2)©2
К' = к I к" =----------------Г1---------~2---(312)
9 Лэ г я[ 1024ЕЛ Л + 3(1 - р}р сГ>\
г г г
При f < f и отсутствии потерь механический импеданс круглой,
закрепленной по периметру пластинки
(3.13)
Собственные частоты отделенных дефектами зон обычно выше применя-
емых при контроле. Поэтому, за исключением случаев близко распо-
ложенных крупных дефектов, дефектные зоны имеют упругий импеданс.
Вдали от резонансов активные составляющие импедансов пластинок
относительно невелики, что обусловлено большими коэффициентами
отражения на границах дефектных зон. j
Влияние раскрытия зазора на механический импеданс закрепленной!
по контуру пластинки можно характеризовать отношением
К К * К 3(i.p)pc2D4
э _ э________г _ _________г г
К'э Кг 1024ЕЛЛ3
Г
(3.14)
48
Рис. 3.3. Зависимость отношения
К /К' от раскрытия Л присоедн-
э э г
немного воздушного зазора
На рис. 3.3 показаны рассчитан-
ные по формуле (3.14) графики
зависимости отношения К /К' от
э г
раскрытия й зазора для трех
значений толщины й обшивки (0,3;
0,5 и 1,0 мм) и нескольких зна-
чений диаметра пластинки из злю-
2
миниевого сплава (£/(1 - д ) =
= 79,2 ГПа). Принято, что за-
зор заполнен воздухом (р =
= 1,29 кг/м3, с = 335 м/с). С
г
увеличением й и уменьшением D,
т.е. с уменьшением К влияние
присоединенного объема на результирующую гибкость К' уменьшается.
э
Наибольшее влияние на импеданс отделенной дефектом зоны наблюда-
ется в случаях тонких обшивок и крупных дефектов, т.е. именно
тогда, когда дефекты вызывают наиболее резкое изменение уровня
сигнала и, следовательно, выявляются достаточно четко. При й > 0,8
мм влияние гибкости присоединенного воздушного объема на импеданс
изделия в зоне дефекта относительно невелико.
Ввиду рассмотренных трудностей расчета механических импедансов
многослойных конструкций в доброкачественных и дефектных зонах и
ограниченности применения известных моделей наиболее надежным
способом исследования этих импедансов является эксперимент.
11 Механические импедансы измеряли с помощью специально разрабо-
' Тайной методики и установки в условиях контакта измерительного
Преобразователя с объектом в очень малой по площади зоне с учетом
Контактной гибкости этой зоны.
; Измерительный преобразователь (рис. 3.4) содержит стержень 4 из
;9ргстекла, возбуждаемый пьезоэлементом 5. Для повышения излучаемой
.(Мощности служит стальной цилиндр 6. К другому торцу стержня
Приклеена система из двух пар измерительных пьезоэлементов 3 и /,
49
Рис. 3.4. Схема измерительного
преобразователя
Рис. 3.5. Эквивалентные схемы из-
мерительной части преобразователя:
а — полная; б — упрошенная
разделенных стальным цилиндром 2. Преобразователь контактирует с
измеряемым объектом 12 через стальной наконечник 13, радиус кри-
визны которого в зоне контакта с объектом равен 15 мм. Пьезоэле-
менты имеют парное включение, позволяющее заземлять примыкающие к
ним металлические детали и сводящее к минимуму емкостные связи.
Перпендикулярность преобразователя к поверхности испытуемого
объекта 12 обеспечивается центрирующим приспособлением 10 с двумя
диафрагмами 9 и 11. Постоянство силы прижатия достигается приме-
нением груза 7, отделенного от преобразователя виброизолирующей
прокладкой 8.
Ввиду небольшого диаметра пьезоэлементов 1 суммарная гибкость
Д этих пьезоэлементов и соединяющих их клеевых слоев лишь на
порядок меньше минимального значения контактной гибкости К Пос-
кольку масса и толщина пьезоэлементов 1 малы, объединяем гибкости
трех клеевых прослоек и двух пьезоэлементов нижней пары в одну
сосредоточенную гибкость включенную между пьезоэлементами /.
Гибкостями элементов 2, 13 и остальных клеевых прослоек измери-
тельной системы пренебрегаем. Схема замещения измерительной части
преобразователя показана на рис. 3.5, а. Здесь - масса
контактного наконечника 13 (см. рис. 3.4): - масса цилиндра 2;
50
т и гп - массы верхнего и нижнего пьезоэлементов (в случае пар-
3 4
ного включения под то и т . понимаются суммарные массы соответству-
ющих пар пьезоэлементов); К* - контактная гибкость; Z - измеряемый
механический импеданс; FJ и F% - силы, определяющие электрические
напряжения (/(и U% на верхнем и нижнем измерительных пьезоэлементах
соответственно.
Обозначив М( = т^/2 ♦ * т*/2 и М? = ♦ mJ2, прихо-
дим к схеме замещения (рис. 3.5, б). Имея в виду, что
F
F /F = гг- = i?(cos^ ♦ jsin$), с помощью схемы
Г2
(см. рис. 3.5, б) выразим составляющие измеряемого импеданса
cotjM siпф
R = —--------------1; (3.15)
а г) - 2аг)(Ь -aqlcosV* (b - aq)
[M -2MAb-aq)]qcos<H»M r)2-q[M «Л1A2b-aq)]-6M
X = щ —------2—-------------2-------1—-------------^—,(3.16)
ar)- 2ar)(b - aq)co*$ ♦ {b - aq)
где Mn = M, ♦ M-. a = 1 - c?MnK ;
0 12 2 k
b = 1 - ы2М К ; q = ыМК.
Ok 11
Для использованного преобразователя = 0,817 г, т? - 5,79 г,
т3 = 1,150 г, т4 = 0,274 г, М{ = 6,51 г, = 0,954 г и MQ =
-8
= 7,46 г. Значение - 0.37-10 м/Н найдено расчетным путем.
Установка (рис. 3.6) собрана из стандартной аппаратуры. Излу-
чающая пара пьезоэлементов возбуждается от звукового генератора I.
Отношения амплитуд электрических напряжений, снимаемых с верхней и
нижней пар измерительных пьезоэлементов, находятся путем последо-
вательного их подключения к входу селективного измерительного уси-
лителя 2. Сдвиг фазы ф измеряется фазометром 3 при переключателе
П в положении а. Второй вход фазометра подключен к выходу избира-
тельного усилителя 4.
51
Рис. 3.6. Структурная схема установки для
измерення механических импедансов
Измерительные пьезоэлементы различны,
поэтому Fj/Fj = 1? * ^]^2‘ ^1Я нахожде~
ния г? по измеренному отношению
введем поправочный коэффициент g, такой,
чтобы у = & /L . Отсюда g = rjU^/U^. В
режиме холостого хода т?[7 = М /М . Следовательно, значение g
IZL—V v х
определяется экспериментально (из опыта холостого хода):
g‘M2 V,
Z=0
Значение g зависит от ы и находится для каждой частоты.
Окончательное выражение для т] имеет вид:
".
’=8бГ'
Перед измерениями необходима установка исходного сдвига фазы. Для jj
этого в режиме холостого хода, когда фазы сил F и F? одинаковы. Я]
органами настройки частоты селективных усилителей на фазометре Ц .1
устанавливают ф = О. Я
Описанная установка использована для измерения механических w
импедансов образцов многослойных конструкций в доброкачественных и И
дефектных зонах. Сила прижатия преобразователя F^ = 3 Н. Для
образцов с обшивкой из алюминиевых сплавов принято К* = ж
= 8'10 8 м/Н. J
На рис. 3.7 приведены результаты измерения механических Ж.
импедансов двухслойных плоских образцов типа металл - йеталл. ж
Размеры образцов в плане 235x70 мм. Обшивка и внутренние элементы ™
выполнены из алюминиевого сплава. Дефекты клеевых соединений
имитировали отверстиями разных диаметров (О = 5; 8; 10; 15; 20 и
52
О 5 10 15 20 25 D,mm
Рис. 3.7. Результаты измерений
механических импедансов дву-
слойных плоских образцов типа
металл — металл с искусственны-
ми дефектами
53
Рнс. 3.8. Результаты измере-
ний (—) механических импедан-
сов образца металл — пено-
пласт — металл с искусствен-
ными дефектами:
/ - f - 1 кГц; 2 - f - 2 кГц:
3 — f » 3 кГц; 4 — f » 6 кГц
30 мм) во внутренних элемен-
тах. Толщина обшивок равна:
0.3; 0,54; 0,72; 1.11 и 1,67
мм. Импедансы измеряли со
стороны обшивки на частотах
2. 3 и 6 кГц в центрах де-
фектных зон. По оси абсцисс отложен диаметр D дефекта, по оси ко-
ординат - реактивная составляющая X импеданса. Около каждой из-
меренной точки указано значение v, позволяющее найти активную со-
ставляющую R = р|Х|. Значения X и v для участков с доброкачест-
венным склеиванием получены усреднением измерений в трех различных
точках. На рис. 3.7 нанесены также расчетные значения X защем-
ленной по периметру круглой пластинки (штриховые кривые), вычис-
ленные по формуле (3.13) без учета гибкости присоединенного объе-
ма, которая в данном случае практически не влияет на импеданс
пластинки. Горизонтальными штриховыми прямыми отмечены значения
упругого сопротивления X контактной гибкости при данной частоте.
Измеренные импедансы близки к расчетным лишь при малой толщине
обшивок и относительно крупных размерах дефектов. Это объясняется
рассмотренным выше влиянием нежесткости закрепления краев
отделенного дефектом участка обшивки и конечности модуля импеданса
изделия в доброкачественных зонах.
С уменьшением h значения |Х| в доброкачественных зонах
уменьшаются, так как при этом возрастает влияние клеевого шва,
играющего роль упругой прокладки (модуль Юнга клея примерно в 25
раз меньше, чем модуль Юнга алюминиевого сплава) и ослабляющего
жесткость связи обшивки с внутренним элементом образца. Значение
характеризующего активную составляющую Z параметра v = /?/|Х| в
зонах дефектов мало, что объясняется большими коэффициентами
отражения изгибных волн на границах дефектных и бездефектных
областей. В доброкачественных зонах значение v увеличивается.
54
однако реактивная составляющая механического импеданса и здесь
преобладает над активной.
Характерно, что везде, за исключением зон крупных дефектов (и
то лишь при относительно высоких частотах), импеданс Z сохраняет
упругоактивный характер (т.е. X < 0).
На рис. 3.8 представлены результаты измерения импедансов трех-
слойного плоского образца металл - пенопласт - металл с искусст-
венными дефектами. Обшивки из алюминиевого сплава имеют толщину
з
0,55 мм. Толщина пенопласта 28 мм, плотность 245 кг/м . Размеры
образца в плане 270x175 мм. В пенопласте сделаны круглые сквозные
отверстия диаметрами 5; 8; 12: 16: 25 и 30 мм. Кривые на рис. 3.8
подобны кривым на рис. 3.7, но параметром здесь служит частота
(f = 1; 2; 3 и 6 кГц), а не толщина обшивки. Штриховыми линиями
показаны расчетные значения X закрепленной по контуру пластинки,
толщина и материал которой соответствуют обшивке образца.
В отличие от предыдущего случая для образца металл - пено-
пласт - металл представление зоны дефекта закрепленной по контуру
пластинкой не может служить даже грубым приближением. Это
объясняется значительным отличием граничных условий на краях
дефектной зоны от жесткого закрепления. Основной причиной этого в
данном случае являются не клеевая пленка, а малые модуль Юнга и
плотность внутреннего элемента образца (пенопласта).
3.3. Основные типы преобразователей
импедансных дефектоскопов
Важнейшим узлом импедансного Дефектоскопа, от которого в первую
очередь зависят чувствительность и отношение сигнала к шуму,
является преобразователь.
В отличие от преобразователей, применяемых в ультразвуковой
дефектоскопии [23, 31, 37], гидролокации [17, 29, 64], других
отраслях ультразвуковой техники [31, 59], воспроизведении и записи
звука, преобразователи импедансных дефектоскопов предназначены для
регистрации изменений механических импедансов контролируемых
изделий, совершающих изгибные колебания.
Иные функции, другой диапазон частот и тип контакта определяют
специфику рассматриваемых преобразователей, которые сильно отли-
чаются от применяемых в упомянутых областях акустической техники.
Задача состоит в создании преобразователей, выходной электри-
ческий сигнал которых содержит информацию о механическом импедансе
55
контролируемого изделия. Описанный в п. 3.2 преобразователь для
измерения Z и система обработки информации слишком сложны для
производственного контроля. Кроме того, в производственных усло-
виях обычно нет необходимости в количественном измерении импедан-
са, достаточно лишь регистрации его изменений. Это упрощает дело.
Рассмотрим конструктивные схемы применяемых преобразователей,
назначение и особенности работы отдельных их элементов.
Совмещенный абсолютный преобразователь. Пьезоэлементы прос-
тейшего преобразователя (см. рис. 3.1), называемого далее абсо-
лютным1, работают на частотах, на 2-3 порядка меньших их
собственных частот. Диаметр звукопровода 4 намного меньше длины
упругой волны в нем, поэтому скорость продольной волны в
звукопроводе с ~ Jf/p .
Тыльная инерционная нагрузка 6 в виде цилиндра из стали или
латуни препятствует смещению излучающего пьезоэлемента в сторону,
противоположную звукопроводу. Это увеличивает отношение ПК

- смещения рабочей и тыльной сторон этого пьезоэлемента
соответственно относительно неподвижной системы координат.
Разность ~ = есть общее смещение пьезоэлемента как
элемента упругости. С увеличением модуля |Z | механического
импеданса тыльной нагрузки отношение Растет> достигая
максимума при Z^ = <», когда = £ и = 0. Образно говоря,
пьезоэлемент как бы отталкивается от тыльной нагрузки в сторону
звукопровода.
Тыльная нагрузка выполняется в виде стержня длиной I. В
пренебрежении потерями его входной импеданс Z^ = jWtgkl, где W -
волновое сопротивление, k - волновое число. Максимум |ZJ = 00
наблюдается при kl = тг/2 или I = X/4 (X - длина волны). Однако на i
звуковых частотах длина четвертьволнового стержня слишком велика.
Этот термин, используемый в описании вихретокового метода,
позволяет отличать такой преобразователь от дифференциального.
56
а условие kl = ir/2 выполняется только на одной частоте. Поэтому в
качестве тыльной нагрузки используют короткий (/ « Л) стальной
цилиндр с входным импедансом Z* s jwM, где М - масса цилиндра.
Такое решение в 6-10 раз увеличивает амплитуду сигнала на выходе
приемного преобразователя и уменьшает длину преобразователя при
заданной собственной его частоте.
Размеры всех элементов преобразователя, кроме звукопровода,
намного меньше длин упругих волн в них. Поэтому пьезоэлементы,
контактный наконечник и тыльную массу можно рассматривать как
элементы с сосредоточенными постоянными.
Особенность абсолютного преобразователя - наличие сигнала на
его выходе в режиме холостого хода, когда контактный наконечник не
касается контролируемого объекта (Z =0). Этот сигнал обусловлен
инерционной нагрузкой в виде массы т** контактного наконечника и
собственной массы т* приемного пьезоэлемента. Используя формулу
(2.17), найдем амплитуду выходного сигнала в режиме холостого
хода:
U = Ьсм т
КН
т
__п
2
(3.17)
т
где - амплитуда колебательной скорости конца преобразователя:
Ь - коэффициент, зависящий от свойств пьезоэлемента. Для снижения
U*. массы т . и частоту со следует уменьшать.
Совмещенный дифференциальный преобразователь. Достоинство
абсолютного преобразователя - простота, недостаток - не равное
нулю выходное напряжение в режиме холостого хода,
устранен в показанном на рис. 3.9 дифференциальном
преобразователе (А. с. 415573 СССР). В нем из-
лучающий пьезоэлемент 4 (на рис. 3.9 показано пар-
ное включение пьезоэлементов) расположен в сере-
дине колебательной системы. На концах идентичных
звукопроводов 3 и 5 помещены измерительный 2 и
Рис. 3.9. Конструктивная схема совмещенного диффе-
ренциального преобразователя
Этот недостаток
7 8
57
компенсационный 6 пьезоэлементы. Между пьезоэлементом 2 и конт-
ролируемым изделием находится контактный наконечник /. Тыльная
поверхность пьезоэлемента 6 нагружена инерционным элементом 7.
Обкладки пьезоэлементов 2 и 6, на которые при поляризации пода-
вались напряжения разных знаков, попарно соединены между собой.
Если масса инерционного элемента 7 равна массе наконечника /, то
при идентичности пьезоэлементов 2 и 6 в режиме холостого хода
электрические напряжения на них равны по амплитуде и противоложны
по фазе, следовательно ? L = 0. Ввиду неизбежной неидентичности
пьезопластин 2 и 6 и неравенства масс элементов / и 7 необходима
балансировка преобразователя. Она выполняется при его изготовле-
нии нанесением на имеющий форму чашки элемент 7 экспериментально
подбираемого количества компаунда 8, твердеющего без выделения
летучих. Благодаря симметричности системы балансировка не зависит
от частоты.
При нагрузке на контролируемое изделие на выходе преобразова-
теля появляется сигнал, амплитуда и фаза которого определяются
механическим импедансом изделия.
Измерительный и компенсационный пьезоэлементы дифференциального
преобразователя можно соединить двумя способами, которые назовем
встречно-параллельным (рис. 3.10, I) и встречно-последовательным
(рис. 3.10, II). Рассмотрим эти способы в предположении идентич-
ности пьезоэлементов.
На рис. 3.10, 16 приведена схема замещения входной цепи для
встречно-параллельного соединения. Здесь -Е^ и Е - суть ЭДС
измерительного и компенсационного пьезоэлементов соответственно;
Z. — внутреннее сопротивление пьезоэлемента; Z - комплексное
сопротивление его электрической нагрузки. Напряжение на Z$ (на
входе усилителя)
*2 - *1
1/'=—у-------— . (3.18)
Ч ♦ 2
где ч = Z^.
Для встречно-последовательного соединения пьезоэлементов (рис.
3.10) напряжение на входе усилителя
58
Рис. 3.10. Схемы включения
। {пьезоэлементов и соот-
ветствующие им схемы заме-
* шения:
I — встречно-параллельное
, соединение; II — встречно-
. последовательное соедине-
j нне; а — электрическая
схема; б — схема замеще-
j ния; знаки н ~ пока-
| зывают направление элект-
J рнческого поля при поляри-
j зацнн пьезоэлементов
•i
(3.19)
2т? ♦ I
(3.20)
Доделив (3.18) на (3.19), получим:
А = .&.* «... .
V" ч*2
В рассмотренном случае можно положить L. = ), где С' -
емкость свободного пьезоэлемента. При анализе входных цепей импе-
дансных дефектоскопов допустимо считать Z = l/(jwC ), где С -
э м м
суммарная емкость кабеля и монтажа входной цепи. При этом 4 = 4 =
- есть действительная величина. Формула (3.20) приобретает
вид:
U'_ 24 . 1
U" ~ 4*2
(3.21)
Из (3.21) ясно, что 4 > 0 величина V’/U" может изменяться в
пределах от 1/2 до 2. причем V' /U" = 1 при 4 = 1.
На рис. 3.11 приведена зависимость U’/И" от 4, вычисленная по
формуле (3.20). При 4 > 1 выгоднее встречно-параллельное соедине-
ние, при 4 < 1 - встречно-последовательное. Для рассматриваемых
59
Рис. 3.11. Зависимость отношения ампли -
туд сигналов при встречно-параллельном
11/') и встречно-последовательном (I/")
соединениях измерительного н компенсаци-
онного пьезоэлементов от 7] = С /(?
м
преобразователей обычно 0,25 < 17 < 1,
когда предпочтительнее встречно-после-
довательное соединение пьезоэлементов.
Однако конструктивно удобнее встречно-
позволяющее соединить внешние (относи-
тельно звукопроводов) обкладки обоих пьезоэлементов с корпусами
преобразователя и дефектоскопа.
Другие совмещенные преобразователи. В звукопроводах описанных
преобразователей возбуждаются продольные колебания, причем ось
преобразователя перпендикулярна к поверхности контролируемого
изделия. Эго затрудняет контроль изделий небольших диаметров с
внутренней стороны. В работе [44] описан абсолютный преобразова-
тель с изгибно колеблющимся звукопроводом, применяемый для про-
верки внутренних покрытий на трубах небольшого диаметра импеданс-
ными дефектоскопами АДР-2, АДР-4 и др. В соответствии с изобрете-
нием автора (А. с. 415573 СССР) такой преобразователь также можно
превратить в дифференциальный (рис. 3.12).
При использовании импедансного метода в системах механизиро-
ванного контроля (см. гл. 7) применяются скорости сканирования до
20-30 м/с, когда уровень фрикционных шумов соизмерим с сигналом,
обусловленным колебаниями излучающего пьезоэлемента. Н. Т. Азаров
и В. И. Сафрончик (А. с. 261760 СССР) предложили в этом случае
отказаться от излучающего пьезоэлемента в преобразователе и
работать только на фрикционных шумах. Однако уровень фрикционных
шумов зависит от скорости сканирования и степени шероховатости
поверхности изделий и, следовательно, непостоянен. Это снижает
достоверность такого контроля.
Раздельно-совмещенные преобразователи. Излучатель и приемник
раздельно-совмещенного преобразователя (см. п. 3.1) выполняют в
виде идентичных составных пьезоэлектрических вибраторов, работа-
ющих на основной собственной частоте. Для увеличения коэффициента
преобразования применяют вибраторы с пакетами из нескольких
60
дисковых пьсзоэлсмептов,
электрически соединенных
параллельно (рис. 3.13, а).
Для повышения чувствитель-
ности (см. п. 3.1) базу
преобразователя следует
уменьшать. Это требует
уменьшения диаметров вибра-
торов, что, однако, имеет
предел, обусловленный сни-
жением механической проч-
ности и трудностями акус-
тической изоляции.
Вибраторы с пакетами из
нескольких пьезоэлементов
имеют большой разброс соб-
ственных частот (см. гл. 6)
и весьма нетехнологичны.
Поэтому в серийной аппара-
туре целесообразнее исполь-
зовать вибраторы с одиноч-
ными пьезоэлементами пря-
моугольного сечения с об-
кладками на широких боковых
сторонах (рис. 3.13, б),
реализующими поперечный
ньезоэффект. База преобра-
зователя уменьшена благо-
даря применению накладок с
контактными наконечниками
на изогнутых концах (А. с.
368571 СССР). Для уменьше-
ния длины вибраторов их
обственные частоты выби-
рают не ниже 15 кГц.
Конкретные конструкции
•овмещенных и раздельно-
совмещенных преобразовате-
лей импедансных дефектоско-
пов описаны в п. 3.9.
2 1
Рис. 3.12. Дифференциальный преобра-
зователь с изгибно-колеблющимся зву-
копроводом:
/ — контактный наконечник; 2 — изме-
рительный пьезоэлемент; 3 — его
инерционная нагрузка; 4 — компенса-
ционный пьезоэлемент; 5 — звукопро-
вод; 6 — излучающий пьезоэлемент;
7 — его инерционная тыльная нагрузка
Рис. 3. 13. Вибраторы радиально-сов-
мещенных преобразователей импеданс-
ных дефектоскопов:
а — с пакетом из шести дисковых пье-
зоэлемеитов (продольный пьезоэф-
фект ): б — с одним пьезоэлементом в
виде длинного бруска (поперечный
пьезоэффект):
/, 3 — накладки: 2 — пьезоэлемент;
4 — контактный наконечник
'S
Ч
>• 1
61
Рис. 3.14. Бесконтактный преобра-
зователь импедансного дефектоско-
па
Бесконтактный преобразователь.
Этот преобразователь (Пат.
3.564.903 США) показан на
рис. 3.14. Излучатель упругих ко-
лебаний выполнен на половине бро-
невого ферритового сердечника / с
размещенной в нем обмоткой 2. От-
крытой стороной сердечник обращен к контролируемому объекту -
например, сотовой панели с двумя металлическими обшивками 4, 6.
Обмотку 2 питают синусоидальным током частотой f или импульса-
ми тока с той же несущей частотой. Ввиду четности эффекта си-
лового взаимодействия поля катушки с полем наведенных в обшив-
ке вихревых токов в сотовой панели возбуждаются упругие коле-
бания с частотой 2f. В зоне дефекта соединения обшивки 4 с со-
товым заполнителем 5 механический импеданс изделия уменьшает-
ся, амплитуда возбуждаемых колебаний возрастает, а их фаза ме-
няется. Эти изменения регистрируются микрофоном 3, связанным с
обшивкой через заполненное воздухом центральное отверстие сер-
дечника /. Сердечник отделен от обшивки 4 воздушным зазором тол-
щиной несколько десятых долей миллиметра. Частота возбуждаемых
упругих колебаний обычно составляет 30-40 кГц.
3.4. Выбор рабочих частот
преобразователей
Рабочие частоты, применяемые при контроле импедансным методом,
зависят от типа преобразователей и параметров контролируемых
объектов.
При использовании совмещенных преобразователей основным <(1акт
ром, ограничивающим чувствительность, является сосредоточено
упругое сопротивление Z = 1/(/соА ) зоны контакта преобразовать
с контролируемым объектом.
Используя формулу (3.1), модуль импеданса общей механическ
нагрузки преобразователя представим в виде
62
нагрузки совмещенного преобразователя от модуля IZ I импеданса
контролируемого изделия:
а — при нагрузке на алюминиевый сплав: б — при нагрузке на
пластик: ---- — Р = 0: - - - — Р = 1
|Z | = \Z I [Ы X )2 * (1 - сЖ X )2]‘,/2. (3.22)
На рис. 3.15 приведены вычисленные no формуле (3.22) зависи-
мости |Z0| от |Z | для нескольких частот и двух значений контакт-
ной гибкости, одно из которых (К = 9,22’10 8 м/Н) соответствует
нагрузке на алюминиевый сплав, другое (К = 35’10 8 м/Н) - на
пластик. Сила прижатия преобразователя = 3 Н. Расчет выполнен
для упругой (X < 0, v = 0) и упругоактивной ((X < 0, v = 1)
нагрузок.
С ростом частоты и контактной гибкости [т.е. с уменьшением
|Х | = l/(wK )] отклонение кривых lzol = Н* 1> от характеризу-
ющей линейную зависимость прямой А увеличивается. Влияние X осо-
бенно велико для изделий с наружными слоями из пластика. Харак-
теризующий потери в изделии параметр v (особенно при обычных его
63
значениях v < 1), слабо влияет на зависимость R„l = !>
Поэтому примем v = О. Тогда формула (3.1) приобретает вид:
X X
Хп = у " \ . (3.23)
U Л ♦ А
н к
На величину XQ влияют как изменения Х^ (полезный сигнал), так и
возможные изменения X . играющие роль помехи.
Из уравнения (3.23) найдем полный дифференциал dXQ и представим
его через конечные приращения:
2
ДХ *
и
1
1 ♦ q

2
ДХ = S, + 8 ,
к 1 2
(3.24)
где q = X /X .
к и
Найдем соотношение между приращениями ДХ и ДХ , при котором
они дают одинаковый вклад в приращение ДХ^ нагружающего преобра-
зователь импеданса /XQ. Полагая 6] = 8?, из формулы (3.24) по-
лучим:
ДХ
__и
ДХ
к
X 12
И
X
к
(3.25)
1
2
Я
В частности, при q = 1 условие = 62 выполняется при ДХ = ДХ*.
Из выражения (3.25) найдем, что при X = -800 Н'с/м (обычное зна-
чение для жестких металлических изделий в зонах доброкачественного
соединения) и К = 9,22 м/Н на частоте 1 кГц (X = -1730 Н'с/м)
к к
ДХ/ДХ = 0,214, на частоте 5 кГц (X = -345 Н с/м) ДХ /ДХ =
НК К НК
= 5,38, на частоте 10 кГц (X = -173 Н'с/м) ДХ /ДХ = 20.
к НК
Таким образом, с увеличением частоты чувствительность к изме-
нению информативного параметра - импеданса Z изделия - уменьша-
ется. Соответственно возрастает чувствителыюсть к изменению X .
В результате небольшие изменения контактной гибкости (например,
обусловленные непостоянством силы прижатия преобразователя к изде-
лию или неровностями поверхности последнего) вызывают изменения
64
общего импеданса ZQ, сравнимые с происходящими при существенно
больших изменениях информативного параметра X*. Рассмотрели!*’
причины ограничивают верхнюю частоту рабочего диапазона совмещен-
ного преобразователя.
Нижняя частота диапазона ограничена тем. что с уменьшением
частоты уменьшается затухание упругих волн в контролируемых
изделиях. Это может вызвать интерференционные помехи, связанные с
возникновением в контролируемых изделиях стоячих волн. Такие
помехи, наблюдаемые при контроле небольших по размерам конструкций
с малыми потерями (например, изделий типа металл - металл), уве-
личивают разброс значений механических импедансов в доброкачест-
венных зонах, затрудняя обнаружение дефектов. Кроме того, с умень-
шением частоты ухудшается работа пьезоэлементов в режимах излу-
чения и приема. Замена же пьезоэлементов преобразователями других
систем (например, электродинамическими) нежелательна, так как
приводит к усложнению конструкций.
При контроле изделий с наружными слоями из пластиков значения
|XJ резко уменьшаются вследствие увеличения контактной гибкости.
Поэтому такие изделия целесообразно контролировать на более низких
частотах. Ввиду большого затухания упругих волн в пластиках
интерференционные помехи в данном случае влияют слабее.
Совмещенные преобразователи, возбуждаемые непрерывными коле-
баниями, могут работать в резонансных и нерезонансных режимах. В
резонансных режимах рабочую частоту выбирают равной собственной
частоте преобразователя, нагруженного на бездефектный участок
контролируемого изделия, в нерезонансных это условие не выпол-
няется.
Резонансные режимы в ряде случаев отличаются повышенной
чувствительностью. Это объясняется тем, что при изменении Z в
зоне дефекта сигнал на выходе преобразователя меняется еще и
вследствие нарушения резонанса. В результате общее изменение сиг-
нала существенно увеличивается.
Условие резонанса системы преобразователь - изделие
/m(Z ) =-/m(Z), (3.26)
n J)
где Z = R + jX - входной импеданс преобразователя co стороны
п п и —
изделия.
65
ми потерями, для которых
Рис. 3.16. Условия реализации резонан-
сных режимов настройки
Основной интерес представляет об-
ласть значений Z*, в которой X < 0.
Поскольку X* < 0. то и XQ < 0. Сле-
довательно, в области X < 0 резонанс-
ные режимы возможны при X > 0. Преоб-
разователи представляют собой неодно-
родные стержневые системы с небольши-
величина А^ является знакопеременной
функцией частоты, напоминающей тангенсоиду. При изменении частоты
А^ проходит ряд максимумов (антирезонансы) и минимумов (резонансы).
На рис. 3.16 представлена зависимость А^ от частоты для двух
преобразователей. Первый, более длинный, представлен кривыми /,
Г и /", второй - кривыми И и 1Г. В режиме холостого хода (Z =
н
= 0) резонанс первого преобразователя соответствует частоте
/ , лежащей в пределах диапазона частот дефектоскопа (f < / <
pl н pl
< f ), второй - частоте выходящей за эти пределы (/ > f ).
в р / / // Р1 «
На ангирезонансных частотах f , f и f графики X
al а2 al п
претерпевают разрывы, сопровождающиеся переменной знака. На
рис. 3.16 дан также график функции X* = -l/faK*), причем для
удобства величина X отложена вверх по оси ординат со знаком
минус. При А^ < 0 величина X является пределом, к которому стре-
мится Z при Z* -> (- с»). Следовательно, абсциссы точек пересе-
чения кривых X и (-А ) соответствуют наибольшим возможным часто-
там резонансных режимов.
Как видно на рис. 3.16, первый преобразователь имеет два
Рис. 3.17. Обобщенные схемы замещения раздельно-совмещенного пре-
образователя импедансного дефектоскопа при излучении (в, б) и при-
еме (в. г) упругих колебаний
/А
IT Г, ДО /„)• второй,
pl 2
диапазона резонансных частот (от f до и от
более короткий, - один (от до f^). Так как значения X
конеч-
н
ны, реальные верхние Гранины частот резонансных режимов несколько
меньше этих предельных значений.
Рабочие частоты совмещенных преобразователей обычно выбирают
в пределах от 1 до 6-8 кГц. В дефектоскопах с непрерывными ко-
лебаниями эти преобразователи используются в нерезонансных и
резонансных режимах, причем частота может плавно меняться и ус-
танавливаться по выбору оператора. В импульсных режимах преоб-
разователи совершают свободнозатухаюшие колебания, несущая частота
которых определяется только параметрами преобразователя и его
механической нагрузкой. Поэтому, например, при контроле изделий с
наружными слоями из пластиков несущие частоты импульсов ниже, чем
для изделий с металлическими обшивками.
Для PC-преобразователей механизм влияния контактной гибкости
отличается от рассмотренного. Поэтому рабочие частоты этих пре-
образователей выбирают из других соображений.
67
На рис. 3.17 приведены схемы замещений РС-преобразователя.
Излучающий вибратор представлен генератором силы F* с внутренним
механическим импедансом Z* (рис. 3.17. а) либо генератором
колебательной скорости и*. шунтированным тем же импедансом Z*
(рис. 3.17, б). Механическая нагрузка излучающего вибратора в
обоих случаях изображена механическим импедансом Z^ изделия,
шунтированным упругим импедансом Z = 1/(/соК ). Через v и v
J J КН КН КН ни
обозначены колебательные скорости импедансов Z и Z соответ-
ки ни
ственно.
Приемный вибратор представлен механическим импедансом Z , а
контролируемое изделие - генератором силы F^ с внутренним
импедансом Z (рис. 3.17, в) или генератором колебательной
скорости с^н. шунтированным импедансом изделия Z^ (рис. 3.17, г).
Излучающий и приемный вибраторы контактируют с контролируемым
изделием в разных точках, поэтому в общей случае Z * Z и
ни нп
Z * Z .
КН КП
Очевидно, что и в PC-преобразователе упругие импедансы Z** и
Z ухудшают условия излучения и приема колебаний. Однако в
отличие от совмещенного преобразователя, когда обнаружение дефекта
становится невозможным уже при Kl > 3|ZJ. здесь положение более
благоприятное. Хотя с увеличением JZ^/Z | амплитуда принятого
сигнала и падает, она обычно (за исключением случаев контроля
изделий с наружными слоями из материалов с малыми модулями Юнга -
пенопласта, резины и т.п.) достаточна для наблюдения. Поэтому даже
при |Z IZ | > 1 изменения амплитуды и фазы сигнала, обусловленные
изменениями Z , могут быть зарегистрированы.
В PC-преобразователе акустическая энергия передается от
излучающего вибратора к приемному через две ослабляющие сигнал
контактные зоны. Поэтому для увеличения уровня сигнала на выходе
преобразователя его вибраторы обычно работают на собственных
частотах. Последние должны быть достаточно низкими, чтобы упругие
68
импедансы контактных зон не слишком сильно ослабляли передачу
;Эн<ргии между вибраторами, и достаточно высокими, чтобы вибрато|>ы
имели удобную для практики длину. Кроме того, для повышении
’Чувствительности желательно изменение не только амплитуды, но и
фазы выходного сигнала преобразователя в зоне дефекта. Резкое
изменение фазы сигнала происходит при перемене характера
реактивной составляющей X импеданса. Для этого необходимо, чтобы
И
рабочая частота f преобразователя была выше основной собственной
частоты отделенного дефектом участка обшивки. Если в
доброкачественной зоне < 0, то в зоне дефекта, для которого
f > f, характер X меняется на инерционный (X > 0), что
0и и
сопровождается изменением фазы колебаний. Как следует из формулы
(3.9), с повышением частоты поворот фазы будет вызывать более
мелкие дефекты, залегающие под более толстыми обшивками.
При использовании PC-преобразователей предельная глубина
залегания выявляемых дефектов определяется не только разбросом
значений механического импеданса контролируемых объектов в
бездефектных зонах и нестабильностью величины контактной гибкости,
но и изменением типов возбуждаемых в объекте волн. Преобразователи
с сухим точечным контактом возбуждают одновременно нормальные,
объемные и поверхностные волны. При малой толщине Л слоя максимум
энергии приходится на антисимметричные нормальные волны (в
частности, изгибные), определяющие амплитуду сигнала в точке
приема. С ростом й энергия этих волн уменьшается вследствие
быстрого увеличения входного механического импеданса слоя для этих
волн (см. п. 3.2). При достаточно больших й антисимметричные волны
практически отсутствуют. Однако передача энергии от излучающего к
приемному вибратору не прекращается, только основной вклад уже
вносят волны других типов (в основном поверхностные). В результате
при й -> оо амплитуда выходного сигнала преобразователя стремится к
конечному пределу. Таким образом, полезную информацию несет только
составляющая выходного сигнала, обусловленная антисимметричной
нормальной волной нулевого порядка, так как именно для этой волны
существует используемая зависимость комплексной амплитуды колеба-
тельной скорости в зоне приема от механического импеданса контро-
лируемою изделия. Составляющие выходного напряжения, связанные с
поверхностной и объемными волнами, играют роль помехи, влияние
которой с увеличением глубины залегания дефекта возрастает.
69
Практически PC-преобразователем обнаруживаются дефекты на
больших глубинах, чем совмещенным.
Рассмотрим работу PC-преобразователя в режимах вынужденных и
свободных колебаний. Примем, что при всех изменениях Z^ механичес-
кие импедансы, нагружающие излучающий и приемный вибраторы, оди-
наковы.
При работе непрерывными колебаниями рабочую частоту обычно
выбирают равной собственной частоте вибраторов, нагруженных на
контролируемый объект в бездефектной зоне. На участке с дефектом
вследствие уменьшения |Z | передача энергии между вибраторами воз-
растает, увеличивая амплитуду U выходного сигнала преобразо-
вателя . Однако уменьшение |Z | снижает и собственную частоту
вибраторов, что нарушает резонанс. Это уменьшает U%. Таким
образом, в отличие от совмещенного преобразователя, где расстройка
усиливает обусловленное уменьшением |Z | изменение амплитуды
выходного сигнала, здесь эти факторы действуют в противоположных
направлениях. Для устранения мешающего влияния расстройки рабочую
частоту можно устанавливать выше fQ. Тогда перевод преобразователя
в зону дефекта будет сопровождаться приближением к резонансу и,
следовательно, увеличением выходного сигнала. Однако на практике
обычно применяют импульсное возбуждение PC-преобразователей. В
этом случае несущая частота свободно затухающих импульсов всегда
равна собственной частоте нагруженного преобразователя. Это устра-
няет влияние расстройки, причем изменение выходного сигнала опре-
деляется практически только импедансом механической нагрузки пре-
образователя. Другим преимуществом импульсного излучения, особенно
важным для создания портативных дефектоскопов с автономным пита-
нием, является резкое уменьшение потребления энергии возбуждающим
преобразователь генератором.
Собственные частоты вибраторов PC-преобразователей выбирают в
пределах 15-30 кГц.
В п. 6.6 рассмотрен случай, когда уменьшение |Z^| увеличивает
амплитуду выходного сигнала.
70
Особенность бесконтактных преобразователей - отсутствие кон-
тактной гибкости и связанных с нею ограничений. Поэтому такие
преобразователи могут работать на относительно высоких частотах.
Как и для других преобразователей импедансных дефектоскопов, для
повышения чувствительности желательно, чтобы в зоне дефекта ме-
нялась не только амплитуда, но и фаза принятого сигнала. Это до-
стигается, когда рабочая частота выше основной собственной час-
тоты отделенного дефектом участка обшивки. Кроме того, при выбо-
ре частоты приходится учитывать также характеристики имеющихся
микрофонов.
3.5. Расчет совмещенных преобразователей
импедансных дефектоскопов
Для практики интересны зависимости выходного сигнала преобра-
зователя от размеров, формы и глубины залегания дефектов. На
характер таких зависимостей влияют параметры контролируемых объек-
те® (материал и толщина отделенных слоев, кривизна и шероховатость
поверхностей), сила прижатия преобразователя и уровень шумов.
Экспериментальное исследование вопроса связано с изготовлением
многочисленных образцов из разных материалов с моделями дефектов,
трудоемкими измерениями и. главное, не позволяет получить общей
картины. Поэтому в данном случае основным методом исследования
является расчетный.
При теоретическом анализе учесть каждый из влияющих факторов в
отдельности затруднительно. Однако все эти факторы, за исключением
уровня шумов, можно свести к двум - механическому импедансу конт-
ролируемого объекта и гибкости контактной зоны. Механический
импеданс характеризует параметры контролируемого изделия в добро-
качественных и дефектных зонах, а контактная гибкость учитывает
упругие свойства наружного слоя, шероховатость поверхности и силу
прижатия преобразователя. Значения механических импедансов можно
измерить с помощью описанной в п. 3.2 методики, способы оценки
контактной гибкости приведены в гл. 2. Таким образом, результаты
расчета пригодны не только для исследования характеристик пре-
образователей, но и для выбора режимов контроля конкретных из-
делий.
Теоретический анализ основан па использовании метода электро-
механических аналогий, с помощью «оторого составляется схема за-
мещения нагруженного преобразователи. При работе гармоническими
1
71
Рис. 3.18. Основные типы преобразователей с продольно колеблющи-
мися звукопроводамн:
О — абсолютный; б — дифференциальный; в — абсолютный минимальной ;
длины; 2 — дифференциальный минимальной длины; / — контактный
наконечник; 2 — приемный пьезоэлемент в одиночном или парном вклю- j
чении; 3 — звукопровод; 4 — излучающий пьезоэлемент; 5. 8 — инер-
ционные нагрузки; 6 — компенсационный элемент в одиночном или пар-';
ном включении; 7 — инерционная тыльная нагрузка компенсацией!
пьезоэлемента
it
^.‘Рнс. 3.19. Схема замещения пьезо-
1 элемента для продольного пьеэозф-
колебаниями расчет проводится сим-
волическим методом с применением
( ЭВМ. Для анализа импульсного режи-
‘ ма наиболее удобен метод электри-
ческого моделирования (см. гл. 6).
j Здесь будет рассмотрен только режим работы гармоническими коле-
j баниями. Основной интерес представляет исследование зависимости
Я-коэффициента передачи Р - преобразователя от механического
’•импеданса Z* контролируемого изделия.
Описанный ниже аналитический метод пригоден для расчета прак-
тически всех типов совмещенных преобразователей с продольно ко-
леблющимися звукопроводамн (рис. 3.18). Кроме описанных ранее
абсолютного (рис. 3.18, а) и дифференциального (рис. 3.18, б) пре-
образователей. здесь показаны соответствующие преобразователи ми-
нимальной длины (рис. 3.18, в и г), отличающиеся наличием допол-
нительных масс, позволяющих значительно уменьшить длину полу-
волнового преобразователя при той же собственной частоте (А. с.
597961 СССР).
Единство методики анализа достигнуто тем, что алгоритм расчета
на ЭВМ составлен для наиболее общего случая. Тогда переход к
частным случаям осуществляется путем соответствующих упрощешш
системы.
При анализе работы преобразователей пьезоэлементы представля-
ют схемами замещения, справедливыми для всех частот [20]. Для
керамического пьезоэлемента в виде колеблющейся по толщине плас-
тины с электродами на противоположных торцах, поляризованного в
направлении толщины, общая схема замещения имеет одну электри-
ческую и две механических стороны (рис. 3.19). Чцжз V и / обоз-
начены напряжение и ток на электрической стороне, через F^. и
F2> »2 - силы и* колебательные скорости на первой и второй меха-
нических сторонах соответственно. Электрическая и механические
стороны связаны идеальным электромеханический трансформатором с
коэффициентом трансформации l:N. Схемы замещения позволяют учесть
электрические и механические потери в пьезоалеменге, однако обыч-
73
но. особенно при работе на низких частотах, потерями пренебре-
гают. Тогда
Z1 =
W
. . ьГ ; Z2 = jWtg
Ц I ПК1
(3.27)
где W = pc^S - волновое сопротивление пьезоэлемента; р - плот-
D
ность; с - скорость продольной волны в пьезоэлементе с разомкну-
тыми обкладками; S - площадь пьезоэлемента, k = ы/с - волновое
число; I - толщина пьезоэлемента; С$ = eJS/l - электрическая
S °
емкость зажатого пьезоэлемента; е - относительная диэлектрическая
~ 12
проницаемость зажатого пьезоэлемента; е0 = 8,85-10 Ф/м -
диэлектрическая проницаемость вакуума; d - пьезомодуль; -
«5*5
модуль упругости при закороченных обкладках. Между параметрами
пьезоэлемента существуют соотношения [45]
S
е
Г
,D
= 1 - 4 *33
(3.28)
Г
где е - относительная диэлектрическая
проницаемость
свободного
пьезоэлемента; - коэффициент электромеханической связи; г -
модуль упругости при разомкнутых обкладках.
В рассматриваемых здесь преобразователях толщина и диаметр
пьезоэлементов намного меньше длины упругой волны. В этом случае
[38]
Z1 = 1 n ; Z2 = /сот/2,
juK
где т - масса пьезоэлемента; К& = //5) - его статическая
гибкость.
74
Рис. 3.20. Схемы замещения совмещенных преобразователей импеданс-
ного дефектоскопа:
О — полная схема замещения дифференциального преобразователя мини-
мальной длины; б — упрощенная схема замещения того же преобразо-
вателя; в — схема замещения простейшего абсолютного преобразова-
теля
Из приведенных на рис. 3.18 преобразователей наиболее сложен
дифференциальный преобразователь минимальной длины (см.
рис. 3.18, г), схема замещения которого показана на рис. 3.20, а.
Излучающий, приемный и компенсационный пьезоэлементы представлены
полными эквивалентными схемами, элементы которых обведены штрихо-
выми линиями. Импедансы этих схем имеют индексы: и - для излу-
чающего, с - для приемного и к - для компенсационного пьезоэле-
ментов. Звукопроводы СТ1 и СТ2 рассматриваем как системы с рас-
пределенными постоянными без потерь. Учет этих потерь связан с
введением гиперболических функций от комплексного аргумента, что
сильно усложняет вычисления. В диапазоне звуковых .частот потери в
звукопровода/ малы. Основной вклад в затухание системы преобра-
зователь - контролируемый объект вносит учитываемая расчетом ак-
тивная составляющая импеданса контролируемого объекта. Остальные
элементы преобразователя рассматриваем как системы с сосредото-
ченными постоянными.
На схеме замещения (рис. 3.20, a) Z = jcjm и Z' = кмп' - .
д д д д
импедансы дополнительных инерционных нагрузок с массами т и т'.
д д
уменьшающими длину преобразователя, Z - /<^кн - инерционное
75
сопротивление контактного наконечника, Z* = l/(ju>K^) - упругий
импеданс эоны контакта, Z* = R^ * jX* - импеданс контролируемого
изделия. Z = jcjm - импеданс тыльной нагрузки компенсационного
пьеэоэлемента (т - масса этой нагрузки), Z$ - комплексное элек-
трическое сопротивление соединительного кабеля и входной цепи
дефектоскопа. I/ и U? - комплексные амплитуды напряжений на входе
и выходе преобразователя соответственно. Встречно-параллельное
соединение приемного и компенсационного пьезоэлементов учтено
включением обмоток электромеханических трансформаторов их схем
замещения. Комплексными считаем только импедансы Z и Z . осталь-
Н 9
ные импедансы принимаем чисто реактивными. Все пьезоэлементы
работают на частотах, значительно меньших их основных собственных
частот. Излучающий пьеэоэлемент (пока считаем его одиночным),
возбуждаемый электрическим генератором с низким внутренним сопро-
тивлением. можно представить эквивалентным генератором силы
импедансом Z. и двумя одинаковыми импедансами Z^ (эти элементы
обведены на рис. 3.20, б штриховой линией), причем
Е тн
d
F = N s U - . (3.29)
1 tc
H
Здесь KE. = > - гибкость излучающего пьезоэлемента при
короткозамкнутых обкладках; d* - пьезомодуль (в общем случае пье-
зомодули пьезоэлементов преобразователя считаем различными).
Для приемного и компенсационного пьезоэлементов имеем соответ-
ственно
Z1 = УОыК0); Z2 = /сот /2; Zl = l/(/wKD);
с с с с к к
Z2 = км /2.
к к
76
Введем обозначения
Zl = Z2 + Z = /со
С КН
Zl' = Z2 * Z =
к т
т
Z4 = Z + Z2 = /со т + ~~
а с д 2
т
Z4' = Z' * Z2 = /со —— * т'
д к 2 д
, Входной механический импеданс участка схемы на рис. 3.20, а,
включающего Z1 , электромеханический трансформатор и электрическую
сторону схемы,
z = zi * №z*.
вх с с
(3.30)
где Z - импеданс, нагружающий электрическую сторону электромеха-
нического трансформатора. Используя формулы (3.27) и (3.28),
найдем Z^ при предельных значениях Z^
Z'
вх
= 1/(/ыК°);
Z"
вх
= (1 - к2)/(мф = 1/(/соК^).
Величины |£'я| и |£"я| значительно превышают модуль результиру-
ющего механического импеданса шунтирующих Z цепей в точке
приложения силы F . Это связано главный образом с тем, что
Z Z
импеданс Z2 = R2 + iX2 - Z2 ★ Z + —% и *— таков, что IZ2I «
с ки L ♦ Z 11
И к
< р |- Здесь
р|Х |
Я2 ---------------; (3.31)
(1 - «К X > ♦ (соеК X Г
КН КН
X [1 - соК X (I ♦ р2)]
Х2 = cam * ----2----------J-2----------— , (3.32)
(1 — G)K X )2 . «ОРК X )
КН КН
77
г)
Рис. 3.21. Схемы замещения к расчету электри-
ческого напряжения на приемном пьезоэлементе

где т = т + т /2; v = R /|Х I - параметр,
определяющий соотношение активной и реак-
тивной составляющих Z . Так как |Z2| < р J.
то Z практически не влияет на режим коле-
баний в системе и допустимо положить Z** = °°.
Сказанное относится также к компенсационному
пьезоэлементу.
В результате схема на рис. 3.20, а при-
водится к схеме, представленной на рис.
3.20, б.
Выразим выходное напряжение U? преобразователя через силы F\
и F%. Для этого рассмотрим часть схемы замещения приемного
пьезоэлемента (без импедансов Z2 ), к которой приложена сила F.
с 2
Так как l22l« RJ- представляем F% в виде эквивалентного гене-
ратора силы с нулевым внутренним импедансом. Соответствующая схема
замещения, не учитывающая пока соединенного с Z^ компенсационного
пьезоэлемента, показана на рис. 3.21, а. Перечислив все ее эле-
менты на электрическую сторону, получим схему, показанную на рис.
3.21, б. Используя выражения для элементов схемы замещения пьезо-
2 2 2
пластины при I « X, найдем (Z1 /N ) - t = (1 - к )Z /к . Вос-
с с ос ОС
пользовавшись теоремой об эквивалентном генераторе, приведем схему
на рис. 3.21, б к виду, представленному на рис. 3.21, в. Из
последней видно, что в режиме приема пьезоэлемент может быть
представлен эквивалентным генератором электрического напряжения с
2 * L2
ЭДС к F /N и внутренним сопротивлением Z' = Z (1 - к ) =
2 с 0 0
= 1/(/ыС^), где (? = С$/(1 - к) - емкость свободного пьезоэле-
мента.
78
По схеме, представленной на рис. 3.21, в, найдем:
2 2
V =--------------------F =----------*------F . (3.33)
f ZI 1 N (п. I) 2
II I О .1 С
Напряжение U на выходе дифференциального преобразователя с
Л
идентичными приемным и компенсационным пьезоэлементами при встреч-
но-параллельном их соединении найдем из схемы, показанной на
рис. 3.21, г. Встречное включение учтено знаком минус у силы F^,
идентичность пьезоэлементов - равенством их соответственных пара-
метров. Из схемы (см. рис. 3.21. г) имеем:
2
й2 = ----7-------- (F - F,).
(Ч ♦ 2 ) 2 *
С
Используя выражения (3.34) и (3.29), найдем коэффициент пере-
дачи дифференциального преобразователя, представленного схемой
замещения на рис. 3.20, б:
I/ «2 F-F,
P(ja>) = ------——-
U п * 2 F
I и
Е Е
где f} = N/N=dK/dK - отношение коэффициентов трансформации
нс неси
электромеханических трансформаторов схем замещения излучающего и
приемного пьезоэлементов.
(3.34)
(3.35)
Если все пьезоэлементы преобразователя изготовлены из одного
материала и имеют равные площади сечения (d = d = d ; S - S =
F F F скиск
= S ; Г = Г = Г). то 0 = l Ц .
н с к H CH
Обычно комплексное сопротивление электрической нагрузки Z
представляет собой суммарную емкость С кабеля и монтажа, шунтиро-
ванную активным сопротивлением R, т.е. Z = R (1 ♦ juR С ) '.
Э 9 Э ЭМ
В импедансных дефектоскопах, как правило, выполняется условие
79
R » 1/(cjC ). В этом случае Z = 1/(/соС ) и 4 = Z'/Z = С /С =
э м 'эм О Э M
= 1) - действительная величина. Приведенные схемы замещения исполь-
зованы для расчета коэффициентов передачи Р = Ре^ =
преобразователей всех показанных на рис. 3.18 типов. Для этого
применен матричный метод анализа четырехполюсников, численные
расчеты выполнены на ЭВМ [34].
3.6. Расчетные характеристики
совмещенных преобразователей
в режиме непрерывных колебаний
Ниже приведены характеристики абсолютных и дифференциальных
преобразователей импедансных дефектоскопов, рассчитанные по опи-
санной в п. 3.5 методике.
Характеристики абсолютного преобразователя. Приведем данные
расчета абсолютного преобразователя ПАДИ-7 дефектоскопа АД-40И
(см. п. 3.9), конструктивная схема которого показана на
рис. 3.18, а.
Звукопровод преобразователя выполнен из оргстекла (скорость
з
звука с = 2100 м/с, плотность р = 1800 кг/м ). Диаметр звук мцю
вода 12 мм, длина 120 мм, волновое сопротивление W = pcS
= 280 Н с/м.
Контактный наконечник изготовлен из корунда. Его масса 0,5 г.
Материал пьезоэлементов - керамика ЦТС-19, коэффициент элек
3 Т
тромеханической связи к = 0,61 [25], плотность 7320 кг/м ,
= 1500. Диаметр пьезоэлементов 10 мм. Излучатель содержит д;
пьезоэлемента в парном включении, толщина каждого из них 3 mi
масса 1,73 г. Толщина приемного пьезоэлемента 2 мм, масса 1,15
Суммарная емкость кабеля и монтажа С* = 250 пФ. Масса тылы*
нагрузки излучающего пьезоэлемента М = 14,87 г.
Расчетные характеристики PtXj »’) и Ф(Хн; преобразовать
для частот 1,5; 3 и 6,5 кГц показаны на рис. 3.22. Независимь
переменным служит X , параметром - величина v = Р /|Х |. xapai
теризуюшая потери в контролируемом изделии. Графики посцюеь
80
только для отрицательных значе-
ний X* (см. п. 3.2). Все кривые
р) имеют минимумы, обус-
ловленные резонансами суммарно-
го инерционного сопротивления
контактного наконечника и при-
емного пьезоэлемента с упругим
сопротивлением механической на-
грузки. С увеличением частоты
минимумы смещаются в сторону
больших значений |XJ.
Максимумы Р наблюдаются толь-
ко на частотах 1,5 и 6,5 кГц.
на которых резонансные режимы
(см. п. 3.5) реализуются в об-
ласти значений
Рис.
тики
3.22. Расчетные характерис-
Р(Х ; Р) и Ф(Х ; Р) абсо-
н н
лютного преобразователя ПАДИ-7
для частот 1.5; 3,0 н 6,5 кГц
X = -1100 н-с/м
и
Н • с/м соответст-
из этих частот
И X = -900
н
венно. Первая
(1,5 кГц) соответствует облас-
ти f <. f , вторая (6,5 кГц) -
f . < f < f Более детальное
pl а2
исследование показывает, что
для рассматриваемого преобра-
зователя области частот резо-
нансных режимов лежат ниже
1,8 кГц и от 5 до 7 кГц. При
f = 3 кГц и Х^ < 0 резонанс-
ные режимы невозможны. С умень-
шением v острота экстремумов Р увеличивается. Наиболее резкие
изменения фазы Ф(Х*; »') наблюдаются в районе экстремумов Р, при-
чем с уменьшением v крутизна кривых ф(Х ; v) возрастает. Абсолют-
ный преобразователь имеет, по крайней мере, одну зону резкого
изменения фазы - в районе минимума Р. Вторая такая зона появляет-
ся только при резонансных режимах, когда наблюдаются максимумы" Р.
81
нансных режимов зависимость ф от
Рис. 3.23. Расчетные характе-
ристики Р(Х : Р) и ф(Х ; Р) для
резонансных режимов абсолютного
преобразователя ПАДИ-7 при час-
тотах 5.0-6.75 кГц н Р • 0.25
Зависимости Р от X при v =
= const нелинейны и неоднознач-
ны. Зоны неоднозначности рас-
положены в районах экстрему-
мов. Нерезонансные режимы (на-
пример, при f = 3 кГц) имеют
одну такую эону, резонансных -
две. Фазовые характеристики
также нелинейны. Для нерезо-
X (v = const) однозначна, для
и
резонансных - нет. Однако в последнем случае неоднозначность про-
является только при больших изменениях X*.
Рассмотрим резонансные режимы, частоты которых превышают соб-
ственную .частоту fQ незагруженного преобразователя = 5 кГц).
На рис. 3.23 показа::.' •рафики v) и ф = (X*; v) для частот
5,0-6,75 кГц при р = 0,25. С уменьшением частоты от 6,75 до
5.3 кГц резонансные значения Р уменьшаются. При частотах 5.2 и
5.1 кГц максимумы Р лежат уже левее минимума. Частота 5 кГц соот-
ветствует резонансу незагруженного преобразователя, когда максимум
Р имеет место при Z = 0. На частоте f s 5,25 кГц значения X ,
НК и
соответствующие резонансу системы преобразователь - изделие и
резонансу сил в контуре гпК0 [здесь m = ♦ (m^/2), KQ -
= -1/(cjX0) - гибкость, обусловленная реактивным сопротивлением
XQ] совпадают. Поэтому максимум Р, обусловленный первым из этих
факторов, компенсируется минимумом от влияния второго. В резуль-
тате на частотах, близких к f , изменения Риф уменьша-
ются.
82
Ясно, что резонансные режимы на частотах f > нлиЛмич
эффективны при контроле изделий с относительно большими значенмими
|Х | в доброкачественных зонах, например клееных конструкций <
металлическими обшивками и жесткими внутренними элементами.
Характеристики дифференциальных преобразователей. Дифференци-
альные преобразователи (см. рис. 3.18, б, г) рассчитывали по той
же методике. Материалы и диаметры звукопроводов, пьезоэлементов и
контактного наконечника те же, что и для абсолютного преобразо-
вателя. Компенсационный пьезоэлемент идентичен приемному.
Рассмотрим дифференциальные преобразователи без дополнительных
инерционных нагрузок (см. рис. 3.18, б). На рис. 3.24 показаны
характеристики преобразователя ПАДИ-6 дефектоскопа АД-40И со
звукопроводами длиной 20 мм при частотах 1. 2. 4 и 7 кГц. Резо-
нансные максимумы имеют место
на частотах до 4 кГц. В зонах
экстремумов Р фаза ф резко ме-
няется и изменяется ее знак. С
увеличением параметра v кру-
тизна и диапазон изменения фазы
уменьшаются. В отсутствие мак-
симумов Р зависимости ф(Х ; р)
имеют плавный характер, причем
с ростом р пределы изменения ф
увеличиваются.
Рис. 3.24. Расчетные характе-
ристики Р(Х ; Р) и ф(Х ; р) для
и и
дифференциального преобразова-
теля ПАДИ-6 (I « 20 мм) без
дополнительных инерционных на -
грузок. Кривые для частот 4 и 7
кГц построены для четырех зна-
чений Р (0,1; 0,25; 0,5 и 1.0),
для остальных частот — только
при Р - 0,25
83
допол-
нагруз*
ристики Р(Х ; Р) дифференциаль-
ного преобразователя с
нительными инерционными
нами
тики Р(Х ; р) и ф(Х ; р) диф-
и и
ференциального преобразователя без
дополни ильных инерционных нагру-
зок при частоте 3 кГц и V -
« 0,25. Длина звукопроводов: 10.
20 и 40 мм
Характеристики дифференциальных преобразователей с другими
длинами звукопроводов аналогичны, хотя положения резонансных
максимумов для них иные.
В отличие от абсолютных преобразователей здесь зависимости
Р(Х ; р) не имеют минимумов и соответствующих им зон неоднознач-
ности. Резкие изменения фазы наблюдаются только в зонах резонанс-
ных максимумов Р.
Резонансные режимы преобразователей с длинами звукопроводов 20
и 40 мм в диапазоне частот примерно до 4 кГц реализуются при
частотах ниже первой антирезонансной частоты f , соответствующей
fl 1
максимальному модулю |Z^| входного механического импеданса преоб-
84
разователя (см. п. 3.5). С увеличением частоты максимумы Р смеща-
ются в область больших значений |Х |.
На рис. 3.25 представлены расчетные характеристики дифферен-
циальных преобразователей со звукопроводами длиной 10, 20 и 40 мм
при частоте 3 кГц и v = 0,25. С увеличением I значения |-^и|.
соответствующие резонансному режиму, увеличиваются. При заданном
значении X* уменьшение длины звукопровода повышает частоту резо-
нансного режима. Для преобразователя ПАДИ-6 (/ = 20 мм) макси-
мальная частота такого режима, соответствующая предельным ветре-
з
чающимся в практике значениям X = 41,0*1,5)10 Н’с/м, оказыва-
ется несколько ниже 4 кГц. Уменьшение I до 10 мм повышает эту
предельную частоту примерно до 4,5 кГц.
Частоты резонансных режимов f = 5-6,5 кГц, оптимальные для
контроля конструкций с металлическими обшивками и жесткими
внутренними элементами, реализуются с помощью полуволновых диф-
ференциальных преобразователей минимальной длины с дополнительными
инерционными нагрузками (А.с. 415573 СССР). На рис. 3.26
представлены графики Р(Х ; такого преобразователя (см.
рис. 3.18, г). Диаметры и материалы звукопроводов и пьезоэлементов
здесь те же, что и для других преобразователей. Толщины идентичных
приемных и компенсационных пьезоэлементов составляют 1,5 мм, их
массы - 0,86 г. Массы дополнительных инерционных нагрузок 20 г.
Резонансная частота ненагруженного преобразователя 4,8 кГц, его
длина 119 мм. Характеристики ф(Х ; v) аналогичны соответствующим
характеристикам обычного дифференциального преобразователя. Резо-
нансные режимы реализуются на частотах ниже 1,7 кГц и выше
4.8 кГц.
Для всех дифференциальных преобразователей зависимости РМ^ v)
имеют протяженные линейные участки. Анализ показывает, что в этих
зонах Р линейно зависит не только от X , но и от модуля |ZJ =
= р2 импеданса изделия. С ростом |Х | линейность
нарушается. Перемещение резонансного максимума Р в область боль-
ших значений |Х | увеличивает протяженность линейных участков
85
Рис. 3.27. Расчетные характерис-
тики Р(Х : V ) и ф(Х , V ) для
0 0 0 0
дифференциального преобразовате-
ля ПАДИ-6 при X - -оо
к
кривых Р(Х ) и Р(\^ |). Так, для
преобразователя ПАДИ-6 при f =
= 4 кГц (см. рис. 3.25) линейная
область простирается от = 0
до X = -103 Н’с/м. т.е. охва-
и
тывает практически весь встре-
чающийся в практике диапазон
значений механических импедансов
изделий.
Причинами нарушения линейной
зависимости Р от X и IZ | яв-
н 1 и'
ляются упругое сопротивление
контактной гибкости (см. п. 3.4), резонансы системы преобразова-
тель - изделие и нелинейность характеристики Р(Х^, vQ) относи-
тельно общей механической нагрузки 7.п - 7. Z. K.Z. * Z ). Влияние
и и к и к
первых двух перечисленных факторов ясно из изложенного выше, по-
этому рассмотрим лишь последний из них. Для расчета зависимости
Р{Х-, v ) примем К = 0. Тогда Z = = Z„ = Z ; v = v.
0 0 к к 0 и 0
На рис. 3.27 представлены такие характеристики дифференциаль-
ного преобразователя ПАДИ-6 (( = 20 мм) для частот 1, 2, 4. 7 и
9 кГц, построенные при р® = 0.25 и Z = <». На частотах 1 и 2 кГц
характеристики PiX^i vQ) близки к приведенным на рис. 3.24 харак-
теристикам Р(Х ; v), полученным при К = 9,22-10 8 м/Н. Это
объясняется относительно небольшим отличием X и X на этих
и 0
частотах. С ростом частоты различие характеристик Р(Х& »»0) и
Р(Х ; v) возрастает. Так, при f = 7 кГц появляется резонансный
86
i
максимум при XQ = -1,440 Н’с/м, причем пределы изменения Р
существенно расширяются. На частоте 4 кГц резонансный максимум
з
сдвигается и имеет место при Хп = -1,3’10 Н’с/м вместо X =
, . ° -8 "
= -2,5" 10 Н’с/м при К = 9,22’10 м/Н. На частоте 9 кГц
к
характеристика имеет протяженный линейный участок,
причем изменение Р происходит в значительно более широких
пределах, чем для аналогичного нерезонансного режима при f = 7 кГц
и К = 9,22’10 8 м/Н.
К
Сравнение графиков (см. рис. 3.27 и 3.24) показывает ухудшение
чувствительности преобразователя к изменению механического импе-
данса вследствие влияния контактной гибкости.
3.7. Импульсный вариант
импедансного метода
Как в описанных в п. 3.9 советских (ИАД-2, ИАД-3, АД-40И),
так и в разработанных позднее английских импедансных дефектоскопах
AFD, MIA-3000, MIA-2500 применяют совмещенные преобразователи. Их
излучающие пьезоэлементы возбуждают электрическими генераторами
непрерывных колебаний на частотах, значительно меньших собственных
частот пьезоэлементов. Поэтому для возбуждения достаточно интен-
сивных упругих колебаний приходится применять относительно высокие
(до 150 В) напряжения. В результате генератор дефектоскопа пот-
ребляет от источника питания значительную мощность. Это затрудняет
создание портативных дефектоскопов с автономным питанием, ограни-
чивая область применения метода в основном контролем изделий в
условиях производства.
В экономичном импульсном режиме работают лишь раздельно-сов-
мещенные импедансные преобразователи ПА-1 дефектоскопа АД-60С
(см. гл. 4). реализующего этот вариант импедансного метода как
дополнительный к основному для этого прибора методу свободных ко-
лебаний.
Другой недостаток работы гармоническими колебаниями - интер-
ференционные помехи, обусловленные отражениями волн от границ
контролируемых изделий.
87
Рис. 3.28. Схема импульсного импедансно-
го дефектоскопа с совмещенным преобразо-
вателем
Указанных недостатков лишен импульс-
ный вариант импедансного метода [33,
36J, позволяющий создать весьма порта-
тивные дефектоскопы, удобные для конт-
роля изделий как при их производстве.
так и в эксплуатации.
В описываемом варианте излучающий, пьезоэлемент / (рис. 3.28)
совмещенного преобразователя (аналогичного изображенному на
рис. 3.1) возбуждают ударным импульсным генератором. Излучающий
пьезоэлемент емкостью С заряжается через резистор R до напряжения
Е источника питания. В момент отпирания тиристора VD эта емкость
разряжается и в преобразователе возбуждаются свободнозатухающие
акустические импульсы. Их несущие частоты соответствуют собст-
венным частотам преобразователя, нагруженного контролируемым
изделием 3. Выходной сигнал снимают с приемного пьезоэлемента 2 и
обрабатывают в электронном блоке 4.
Рассматриваемый вариант импедансного метода отличается от
традиционного не только импульсным характером сигналов, но и тем,
что в системе преобразователь - изделие возбуждаются не вынужден-
ные, а свободные колебания, спектр которых занимает определенную
полосу частот. Между тем понятие импеданса определено только для
фиксированной частоты. В нашем случае, когда добротность системы
преобразователь - изделие относительно велика, спектр экспоненци-
ально затухающих колебаний довольно узок. Поэтому будем считать,
что механический импеданс контролируемого объекта определен для
основной несущей частоты импульса. Подчеркнем, что в названии
рассматриваемого варианта метода слово "импульсный” относится не к
импедансу, а к способу возбуждения преобразователя.
Переход от вынужденных непрерывных колебаний к импульсному
излучению влияет не только на потребление энергии, но и на
характеристики метода. Рассмотрим особенности импульсного варианта
импедансного метода.
При импульсном возбуждении в системе преобразователь - контро-
лируемый объект возникают свободнозатухаюшие упругие колебания.
Несущие частоты и быстрота затухания этих импульсов определяются
88
характеристиками преобразователя и импедансом его общей механи-
ческой нагрузки ZQ = Rq + jXQ, определенной формулой (3.1).
Совмещенный преобразователь импедансного дефектоскопа представ-
ляет собой неоднородную стержневую колебательную систему, обла-
дающую множеством собственных частот. При изменении нагрузки
преобразователя значения этих частот меняются. Строгий расчет
собственных частот нагруженного составного преобразователя прин-
ципиально прост, но трудоемок. Поэтому для качественного анализа
заменим реальный преобразователь однородным стержнем длиной I,
обладающим волновым сопротивлением W = pcS, где S - площадь
поперечного сечения стержня. Потерями в стержне пренебрегаем.
Уравнение собственных частот нагруженного стержня [72]
Wtgkl * X = 0. (3.36)
где k - волновое число; Wtgkl и - реактивные составляющие
входного импеданса стержня и общего импеданса его механической
нагрузки соответственно. Анализ показывает [36], что при XQ < О
максимальная зависимость собственной частоты от XQ имеет место при
Ы < 1, когда длина преобразователя намного меньше длины упругой
волны. В этом случае Wtgkl = pcSkl = сэт, где т - масса преобра-
зователя. Из уравнения (3.36) имеем о = или. полагая XQ =
= -1/(соК0), со = l/JmKo . Для полуволнового стержня (я < й < я)
влияние XQ на сэ выражено слабее, для волнового (2я < И < — я)
оно еще меньше (см. рис. 3.16).
В отличие от режима вынужденных колебаний в режиме свободных
колебаний изменение механического импеданса нагрузки в зоне дефек-
та меняет не тодькб амплитуду и фазу выходного сигнала преобразо-
вателя. но и сто рабочую частоту.
Выходное электрическое напряжение преобразователя представ-
ляет собой последовательность затухающих импульсов, содержащих
несколько несущих частот по числу ударно-возбуждаемых собственных
частот. Колебания основной частоты выделяются фильтром низких
частот, подавляющим прочие сигналы. Тогда усиленный сигнал
89
Рнс. 3.29. Сигналы на выходе сов-
мещенного преобразователя импуль-
сного импедансного дефектоскопа в
бездефектной (/) и дефектной (2)
зонах
представляет собой затухающий
благодаря конечной ширине полосы пропускания фильтра нараста-
ет постепенно. В зоне дефекта амплитуда этого импульса меньше,
а несущая частота ниже, чем в доброкачественной зоне изделия
(рис. 3.29).
Очевидно, что дефекты выявляются тем лучше, чем большее изме-
нение механического импеданса они вызывают. Сравним эти изменения
для режимов работы вынужденными и свободными колебаниями. Примем,
что собственная частота преобразователя, нагруженного на безде-
фектный участок изделия, соответствует частоте вынужденных коле-
баний для традиционного варианта и равна импеданс общей ме-
ханической нагрузки в бездефектной зоне на этой частоте равен Z^.
В дефектных зонах механический импеданс имеет преимущественно
упругий характер, поэтому представим его в виде Z? = jX =
= 1/(/шК). где К = ♦ К* - не зависящая от частоты сосредо-
точенная эквивалентная гибкость. В режиме вынужденных колебаний
(и( = const) дефект изменит общий импеданс нагрузки преобразо-
вателя в 7^ = zx/z = jZ}раз. В режиме свободных колебаний
в зоне дефекта несущая частота импульса уменьшится до значения
ъ>2 < Wp Отношение импедансов в доброкачественной и дефектной
зонах при этом будет у? = jZ^cj^K. Отсюда
радиоимпульс, амплитуда которого
7i
^2
Таким
чественной и дефектных зонах изделия, определяющее выявляемость
дефектов по изменению амплитуды или фазы сигнала, в режиме сво-
образом, отношение механических импедансов в доброка-
90
бодных колебаний меньше, чем при использовании вынужденных коле-
баний. Однако в данном случае само изменение со служит дополни-
тельным информативным параметром. Кроме того, чувствительность к
изменению механического импеданса контролируемого изделия можно
повысить соответствующей обработкой сигнала в электронном блоке
дефектоскопа.
В импульсных импедансных дефектоскопах возможна одно-, двух- и
трехпараметровая обработка сигналов (по амплитуде, фазе и частоте)
как по каждому из измеряемых параметров в отдельности, так и по их
совокупности в любых сочетаниях. Если дефекты обнаруживаются по
изменению амплитуды и (или) фазы сигнала, то для повышения чувст-
вительности величину целесообразно уменьшить, если по изме-
нению частоты - увеличивать. Для увеличения «|/^2 следует исполь-
зовать "короткие” (/ « X) преобразователи, для уменьшения ~
полуволновые преобразователи с высокими значениями волновых сопро-
тивлений.
Короткие преобразователи предпочтительнее ввиду их малых раз-
меров- и меньшей материалоемкости. Кроме того, как показано ниже,
необходимая для повышения чувствительности при работе с такими
преобразователями амплитудно-частотная обработка информации реа-
лизуется намного проще амплитудно-фазовой обработки, требуемой при
использовании "длинных” (/ ~ Х/2) преобразователей. Рассмотрим
"короткий” преобразователь более подробно.
Значения собственных частот нагруженного преобразователя мак-
симальны для бездефектных участков контролируемого изделия. Примем
KI » t-z I Тогда максимальная собственная частота нагруженного
короткого преобразователя, обладающего массой т , и = (т К ) .
П ПК
При контроле жестких конструкций с металлическими обшивками с
использованием резонансных режимов настройки оптимальные рабочие
-8
частоты составляют 4-6 кГц. Для таких изделий К = (5+20)10 м/Н.
-8 "
Приняв К* = 7-10 м/Н, f0 = а>о/(2тг) = 5 кГц, найдем массу корот-
2-1
кого преобразователя т = (со К ) = 14,47 г.
п к
При работе непрерывными колебаниями в резонансных режимах амп-
литуда упругих колебаний преобразователя увеличивается тем силь-
нее, чем выше добротность нагруженного преобразователя. Это повы-
91
шает уровень выходного электрического напряжения преобразователя,
увеличивая отношение сигнала к шуму. При импульсном возбуждении
начальная амплитуда свободных колебаний практически не зависит от
добротности, влияющей только на затухание. Поэтому для повышения
отношения сигнала к шуму в импульсных преобразователях применяют
более мощные излучатели упругих колебаний в виде пакетов из
нескольких пьезоэлементов, возбуждаемых относительно высокими
(порядка 300 В) электрическими напряжениями. Мощность вводимых в
преобразователь упругих колебаний можно повысить использованием в
излучающем пакете более эффективного пьезоэлектрика.
Оценим известные марки пьезокерамик применительно к задаче
возбуждения преобразователей импульсных импедансных дефектоскопов.
В рассматриваемом случае пьезоэлемент работает на низких частотах,
когда его размер в направлении распространения упругой волны
намного меньше длины последней. Кроме того, модуль упругого
сопротивления пьезоэлемента 1/(сзК) как сосредоточенной гибкости К
намного больше модуля импеданса |Z| =
Z|Z2
Z. * Z2
где и Z2 -
механические импедансы нагрузок с обеих сторон пьезоэлемента.
В этих условиях параметром, определяющим отношение сигнал/шум,
является амплитуда v колебательной скорости пьезоэлемента. Сог-
ласно работе [38] для рассматриваемого случая
v =
ik
где d^ - пьезомодуль; U - амплитуда возбуждающего пьезоэле-
мент электрического напряжения. Формула справедлива как для про-
дольного (d., = d ), так и для поперечного (d., = d ) пьезо-
1к 33 W *31
эффекта.
В табл. 3.1 приведены значения d и d для нескольких оте-
«5«5 «51
чественных и зарубежных пьезоксрамик. Из отечественных материалов
лучшим в рассматриваемом смысле является керамика ПКР-7М, из
зарубежных PZT-5H.
Выбор материала приемного пьезоэлемента не влияет на отношение
сигнала к фрикционному шуму, так как сигнал и шум действуют на
этот пьезоэлемент одинаково.
92
Таблица 3.1. Пьеэомодули некоторых пьезокерамик
Марка пьезокерамнки „ j .„12 Пьеэомодули а^’10 Кл/Н Источник
^33 *31
ЦТС-19 200. -100. ГОСТ 13927-80
ЦТС-23 200* -100*
ЦТБС-3 320* -125*
ЦТБСНВ-i 400* -165* *
ПКР-7М 760 -350 [75]
PZT-4 289 -123 Проспект фирмы
Vemhron
(Великобри-
тания)
PZT-5A 374 -171 То же
PZT-5H Б93 -274
Не менее
Приведенные соображения положены в основу показанного на
рис. 3.30 преобразователя для импульсных импедансных дефектоско-
пов. Он содержит пакет 4 из четырех, соединенных электрически
параллельно, излучающих пьезоэлементов, звукопровод 7 из органи-
ческого стекла, тыльную массу 3 из алюминиевого
сплава, приемный пьезоэлемент 9 и корундовый
контактный наконечник 10. Все эти детали скле-
ены в единую колебательную систему. Латунное
кольцо 8 экранирует приемный пьезоэлемент и за-
щищает его от механических повреждений. Пьезо-
элементы 4 соединены с импульсным тиристорным
генератором, пьезоэлемент 9 - с входом усилите-
ля экранированными проводами (на рисунке не по-
Рнс. 3.30. Совмещенный преобразователь импульс-
ного импедансного дефектоскопа (без корпуса и
вспомогательных элементов)
казаны). Система свободно перемещается в корпусе преобразователя
(показан штриховыми линиями) на ходовых кольцах /, 6, приклеенных
к резиновым амортизаторам 2, 5. Наконичник 10 прижимается к конт-
ролируемому объекту с постоянной силой пружиной, действующей на
верхнее ходовое кольцо /. Конструкция корпуса (в том числе и при-
жимной пружины) такая же, как преобразователя ПАДИ-6 дефекто-
скопа АД-40И (см. п. 3.9). Длина колебательной системы описан-
ного преобразователя 42 мм, его масса около 15 г. Максимальная
. 1
собственная частота при нагрузке на изделия с высоким механи-
ческим импедансом около 5 кГц.
Импульсный вариант импедансного метода отличается от традици-
онного также способами обработки поступающей с преобразователя
информации.
3.8. Обработка сигналов
в импедансных дефектоскопах
В общем случае изменение механического импеданса когггролиру-
емого объекта меняет несколько параметров выходного сигнала пре-
образователя. При работе вынужденными колебаниями фиксированной
частоты это амплитуда и фаза, в импульсном варианте метода -
амплитуда, фаза и несущая частота импульса. Изменения этих
информативных параметров преобразуются в электронном блоке
дефектоскопа в выходной сигнал, по которому судят о наличии в
изделии дефекта. Обработка сигналов в электронном блоке может быть
различной.
В технической документации обычно указывается пороговая чувст-
вительность импедансного дефектоскопа. Она определяется минималь-
ным размером модели дефекта, обнаруживаемой в стандартном образце
на заданной глубине. Однако для анализа параметров дефектоскопа и
его преобразователя такая характеристика неудобна. Поэтому здесь
будем пользоваться наиболее общим понятием чувствительности как
отношения приращения ДА параметра А информативного сигнала к соот-
ветствующему приращению измеряемой величины, т.е. приращению Д2
Имеется в виду низший обертон, при котором преобразовав
ведет себя как сосредоточенная масса.
94
механического импеданса Z* = R + jX контролируемого объекта. При
этом переход к конкретным изделиям осуществляется путем измерения
их механических импедансов в доброкачественных и дефектных зонах
(см. и. 3.2).
Чувствительность дефектоскопа определяется чувствительностью
преобразователя и способом обработки его выходного сигнала в
электронном блоке.
В общем случае изменение механического импеданса Z меняет
И
амплитуду U, фазу и собственно частоту f выходного электричес-
кого сигнала преобразователя. Соответственно различают чувстви-
тельность преобразователя по амплитуде (Д(//Д2 ). фазе ) и
частоте Щ/hZ). Обработкой информации, поступающей с преобра-
зователя, чувствительность можно существенно повысить. Поэтому
чувствительность дефектоскопа в целом, определяющаяся как LB/tJ.
и
(где В - результирующий выходной сигнал после его обработки в
электронном блоке), может превышать частные чувствительности
преобразователя по амплитуде, фазе и частоте. Повышение чувстви-
тельности достигается многопараметровой обработкой, при которой
выходной сигнал дефектоскопа зависит более чем от одного параметра
сигнала преобразователя, причем изменение каждого из этих пара-
метров действует на результирующий сигнал согласно. Возможно также
применение нелинейных способов обработки (отсечка, нелинейная
амплитудная характеристика и др.), которые могут использоваться
для повышения чувствительности и при однопараметровой обработке
информации.
Повышение чувствительности имеет разумный предел, определяю-
щийся разбросом механического импеданса контролируемых объектов в
доброкачественных зонах и нестабильностью контактной гибкости.
Разброс обусловлен непостоянством толщины клеевого шва или
самого изделия, интерференционными помехами и другими факторами.
Нестабильность К* связана главным образом с шероховатостью по-
верхности объектов. Изменения Z и К создают мешающий фон, на
котором дефекты, вызывающие небольшие изменения импеданса, не вы-
являются.
Рассмотрим способы обработки сигналов в импедансных дефекто-
скопах.
95
Обработка информации при работе совмещенным преобразовате-
лем, возбуждаемым непрерывными колебаниями фиксированной час-
тоты. Рассмотрим четыре способа такой обработки.
Амплитудная обработка. В этом случае импеданс Z* контроли-
руемого изделия оценивают по амплитуде выходного сигнала преобра-
зователя. Чувствительность полностью определяется зависи-
мостями Р(Х ; р), позволяющими найти абсолютное и относительное
н
изменение амплитуды сигнала при любом заданном изменении Z* и
данном значении частоты. Дефекты обычно регистрируют по уменьшению
амплитуды сигнала. Поэтому контроль возможен лишь при использова-
нии тех участков кривых PUi i »*). где уменьшение |XJ уменьшает Р.
Для преобразователей всех типов это условие не выполняется при
значениях X , лежащих правее резонансных максимумов Р (при наличии
максимумов), а для абсолютных преобразователей - также и на участ-
1
ках, расположенных левее минимумов . Очевидно, что при использо-
вании абсолютных преобразователей амплитудная обработка реализу-
ется и в этой зоне, но при условии, что значение Р в доброкачест-
венной зоне больше, чем на участке дефекта. Для получения высокой
чувствительности рабочий участок характеристики Р^Х*; в об"
ласти значений Z . соответствующих доброкачественным и дефектным
зонам контролируемых изделий, должен иметь максимальную крутизну.
Часто желательно, чтобы зависимость Р от X и lZ I была линейной
и ’ и'
в возможно более широком диапазоне изменений этих пара-
метров.
На рис. 3.31 показаны зависимости Р(Х ; р) и ч>(Х ; р) для
ни
абсолютного преобразователя ПАДИ-7, рассчитанные для частот 1 и
10 кГц. На
ре, чем при
при больших

частоте 1 кГц диапазон изменения Р значительно ши
f = Ю кГц. Кроме того,
и малых |XJ отличаются
при f = 10 кГц значения I
незначительно, что также яв-
далее предполагается, что
1
Здесь и
нательные значения Х^ отложены вправо от начала координат.
на графиках Р(Х . v) отри
96
Рис. 3.31. Расчетные зависимости
р(Х : V ) и ф(Х ; V ) для аб-
\ И И ИИ
солютиого преобразователя ПАДИ-7
при частотах 1 и 10 кГц
ляется недостатком. Таким обра-
зом, при амплитудной обработке
частота 1 кГц выгоднее, чем
частота 10 кГц.
При использовании дифферен-
циальных преобразователей преи-
муществом амплитудной обработки
является линейная зависимость Р
от X и |ZJ при изменении X
и |Zh| в широких пределах. Это
существенно, например, при оцен-
ке прочности клеевых соединений
между обшивкой и сотовым за-
полнителем,
когда корреляционные кривые показания прибора -
прочность имеют наиболее простой и наглядный вид (см. гл. 7).
Фазовая обработка. В этом случае изменение Z регистрируют по
изменению фазы ф сигнала. Из характеристик ф(Х ) видно, что
существенные изменения фазы происходят только в районах экстре-
мумов Р. Крутизна кривых ф(Х ; р) определяется значением р и мало
связана с характером зависимости Р(Х*; р). Так, если для абсолют-
ного преобразователя характеристика Р(Х ; р) на частоте 1 кГц
значительно благоприятнее для амплитудного варианта, чем на
частоте 10 кГц (см. рис. 3.31), то характеристика Ф(Х*; р) для
зоны минимума Р на частоте 10 кГц и соответствующие характеристики
в зонах максимума и минимума Р на частоте 1 кГц практически
равноценны.
В отличие от амплитудной обработки, когда в резонансном режиме
наибольшая чувствительность достигается при соответствии значения
X* доброкачественной зоны изделия максимуму Р, для фазовой
97
обработки выгоднее режим, при котором Х^ имеет несколько больший
модуль (точка X' на рис. 3.31). В этом случае используется наибо-
лее крутой участок характеристики ф(Х р). соответствующий зна-
чениям X между X' и X". Границы этого участка отмечены точками А
и В на кривой ^(Х^; 0.25), Такая настройка увеличивает чувстви-
тельность и расширяет пределы наблюдаемого изменения фазы.
Фазовая обработка эффективна в зонах максимумов и минимумов
(минимумы имеют место только у абсолютных преобразователей). При
этом оптимальна настройка, при которой значения X дефектной и
бездефектной зон изделия лежат по разные стороны от экстремума Р.
Для этого положения минимума Р регулируют изменением рабочей
частоты (для преобразователя ПАДИ-7 предел такого регулирования от
X = -6,8 Н‘с/м при f = 1 кГц до X = -120 Н’с/м при f = 10 кГц).
И и
Дальнейшее увеличение значения |Х |, соответствующего минимуму Р,
достигается увеличением массы т = т * т/2, где т нт- массы
КН П КН п
контактного наконечника и приемного пьезоэлемента соответственно.
Действительно, как следует из формулы (2.17), значение Р
минимально при минимуме выражения |₽о + /Х( + /шт]. Приближенным
условием минимума является о>т + Х^ = 0, поэтому увеличение X .
соответствующее минимуму Р, достигается увеличением массы т.
Частотная обработка. Такая обработка возможна по принципу,
используемому, например, в ультразвуковых твердомерах [103].
В этом случае нагруженный преобразователь является задающим час-
тоту колебательным контуром автогенератора. Для этого приемный
пьезоэлемент преобразователя соединяют с входом усилителя, излу-
чающий - с его выходом. Благодаря положительной обратной связи в
системе возникают непрерывные автоколебания. Их частоту, равную
собственной частоте системы преобразователь - контролируемый
объект, измеряют любым известным способом. Признаком дефекта
служит выход значения за определенные пределы.
Амплатудно-фазовая обработка. В этом случае изменение
механического импеданса изделия регистрируется по одновременному
изменению амплитуды и фазы сигнала. Так как резкие изменения ф
98
наблюдаются только в зонах экстремумов Р, рассматриваемая
обработка эффективна лишь в этих зонах. Вдали от них она мало
отличается от амплитудной.
Для реализации рассматриваемой обработки необходимо, чтобы
изменения амплитуды и фазы сигнала действовали на выходной
индикатор согласно, т.е. изменение выходного сигнала под действием
обоих параметров было больше, чем от каждого в отдельности. Как
видно из графиков и ^(^н: для преобразователей всех
типов, при переходе через экстремумы направление изменения Р
меняется, ф - сохраняется прежним. В результате по одну сторону от
экстремума изменения Р и ф действуют на выходной сигнал согласно,
по другую - в противоположных направлениях.
Амплитудно-фазовая обработка реализуется, как правило, в
областях максимумов Р при резонансных режимах. Настройка обычно
выполняется так, чтобы максимум Р соответствовал импедансу Z в
доброкачественной зоне изделия. С уменьшением |Х | значение Р
уменьшается. Такой режим, дающий наибольшее изменение Р. не
оптимален в смысле чувствительности к изменению фазы, так как в
этом случае не удается полностью использовать наиболее крутой
участок характеристики Тем не менее совместное и
согласованное изменение амплитуды и фазы дает большее изменение
выходного сигнала, чем изменения Р и ф в отдельности. Это повышает
чувствительность дефектоскопа.
Анализ амплитудно-фазовой обработки информации с помощью гра-
фиков функций Ptfj »>) и ф(Х*; *') затруднителен. Значительно целе-
сообразнее пользоваться годографами коэффициентов передачи преоб-
разователей на комплексной плоскости. При этом текущее значение Р
представляется радиусом-вектором, обладающим модулем Р и образу-
ющим угол ф с осью абсцисс. Значения независимого переменного X
представляются непосредственно на годографе. Годографы строят по
тем же результатам машинного расчета, что и функции Р(Х : р) и
Ф(Х ; р).
н
На рис. 3.32 показаны годографы коэффициентов передачи абсо-
лютного преобразователя ПАДИ-7 для частоты 6,5 кГц и разных зна-
чений параметра р.
99
Рнс. 3.32. Годографы коэффициентов передачи абсолютного преобра-
ювателя ПАДИ-7 для частоты 6,5 кГц:
1 — для больших значений [X | при V,
шх значений |Х | в районе минимума
равном 0,25: 0.5: б — для ма-
Р при V, равном 0,1; 0.25:
),5: 1.0
Рнс. 3.33. Годографы коэф-
фициентов передачи диффе-
ренциального преобразовате-
ля ПАДИ-6 (длина звуководов
20 мм) для частоты 3 кГц
00
Z Так как область положительных значений X большого интереса не
представляет, вычисления выполнены лишь до X = 100 Н-с/м. Анализ
и
показывает, что при изменении X в пределах 0 < X < +оо годографы
н н
для разных р по-прежнему различны и при X —* +°° сходятся в точке,
соответствующей Х^ = -<».
На рис. 3.33 показаны годографы для дифференциального преоб-
разователя ПАДИ-6, построенные для частоты 3 кГц и значений р =
= 0,25 и р =• 0,5. В отличие, от абсолютного преобразователя здесь
при X = 0 и Р = 0. Через Р обозначен коэффициент передачи при
резонансе системы преобразователь - изделие, т.е. |Р(| = Р
Рассмотрим применение годографов для исследования режимов
настройки и обработки сигналов в дефектоскопах. Так как параметр р
в доброкачественных зонах обычно больше, чем в дефектных (см.
п. 3.2), примем, что годограф для р = 0,5 относится к доброка-
чественной зоне, для р = 0,25 - к дефектной.
Проанализируем резонансный режим настройки дефектоскопа с
абсолютным преобразователем ПАДИ-7 (см. рис. 3.32, в), когда
рабочая частота равна собственной частоте преобразователя, нагру-
женного на изделие в доброкачественной зоне. Пусть для этой зоны
Z = р|х I * /X = (425 - /850) Н с/м.
ИНН
При этом Р (-850; 0,5) = IP I = Р = ОВ.
1 1 11 шах
В принятой в дефектоскопе АД-40И системе амплитудно-фазовой
обработки с использованием синхронного детектора (см. п. 3.9)
амплитуда А выходного сигнала пропорциональна L/cosfl, где U -
амплитуда сигнала на входе блока амплитудно-фазовой обработки, 6 -
сдвиг фазы напряжений на входах этого блока. Величина в может
регулироваться фазовращателем. Пусть последний установлен так, что
при Р = Р( угол в = 0 и cos0 = 1. Тогда в доброкачественней зоне
изделия л| • ’t₽ll • (<7 - коэффициент пропорциональности).
Пусть в зоне дефекта Z* = (137,5 - /550) Н’с/м и коэффициент
передачи характеризуется вектором Р% - б&. При амплитудной
обработке сигнала индикатор отклонится в дефектной зоне на
I
величину А% = <7р ,|. причем А% = 0,77Л . При амплитудно-фазовой
обработке показания в зоне дефекта пропорциональны отрезку OD,
являющемуся проекцией вектора Р% на направление вектора (см.
рис. 3.32, а). При этом А% = OD/OB = 0,164 . Таким образом, в
данном случае амплитудно-фазовая обработка повышает чувствитель-
ность в 4,8 раза по сравнению с амплитудной.
Иногда целесообразна настройка, при которой частоту выбирают
так, чтобы в доброкачественной зоне изделия значение |Х | было
больше соответствующего резонансному максимуму Р. Для этого
находят частоту f резонансного режима, а затем устанавливают
Р
рабочую частоту несколько ниже f . Такой режим назовем дорезонанс-
Р
ным. Для его рассмотрения воспользуемся теми же годографами,
приняв, что в доброкачественной зоне изделия X = -1100 Нс/м,
р = 0,5; а в дефектной, как и ранее, X = -550 Н’с/м, р = 0,25.
Коэффициент передачи для доброкачественной зоны изображается
вектором ₽з> для дефектной - вектором Р%. Угол между ними
превышает я/2, поэтому cos02 < 0. В результате в зоне дефекта
индикатор дефектоскопа отклонится в обратную сторону (влево от
нуля), причем его показания будут пропорциональны отрезку OF.
Особенность этого режима состоит в том, что в зоне дефекта радиус-
вектор Р поворачивается на больший угол. Если последний превыша-
ет я/2, то направление тока на выходе синхронного детектора ме-
няется на противоположное и дефекты выявляются особенно четко.
Значения механических импедансов дефектных зон, меняющих направ-
ление тока, найдем, восстановив перпендикуляр в точке О к радиусу-
вектору Р , соответствующему доброкачественной зоне изделия. При
*5
этом точки годографов, лежащие вне прямого угла, образованного
этим перпендикуляром и радиусом-вектором Р , удовлетворяют условию
*5
изменения направления выходного тока.
Дорезонансный режим предпочтительнее резонансного в случаях
большого разброса значений Z в доброкачественных зонах, так как
уменьшается вероятность ложных срабатываний автоматического сиг-
нализатора дефектов, обусловленных этим разбросом.
102
Проанализируем возможности амплитудно-фазовой обработки для
обнаружения дефектов абсолютным преобразователем в изделиях с
малыми модулями механических импедансов в доброкачественных зонах,
когда применение амплитудной обработки затруднено тем, что
значения для доброкачественных и дефектных зон лежат в районе
минимума функции причем влево от этого минимума умень-
шение [X^l приводит к росту Р. Обратимся к годографам на
рис. 3.32, б, полагая, что доброкачественной зоне соответствует
годограф с v = 0,5; дефектной - с v = 0,25. Пусть в доброкачест-
венной зоне Х^ = -100 Н'с/м, коэффициент передачи представляется
радиусом-вектором и cosfl = 1. Примем, что дефект уверенно
выявляется, если он вызывает изменение выходного сигнала не менее
чем в 2 раза. В таком случае проекция радиуса-вектора коэффициента
передачи преобразователя в зоне дефекта на Р^ не должна
превосходить ОВ = Р^/2. Этому условию удовлетворяют все точки
годографов, лежащие левее пересечения с перпендикуляром BD к ра-
диусу-вектору Р , восстановленному из середины (точки В) послед-
него. Если конец радиуса-вектора в дефектных зонах попадает на
участки годографе®, лежащие левее перпендикуляра ОС к вектору
то ток выходного индикатора изменит направление на обратное. Таким
образом, амплитудно-фазовая обработка пригодна для обнаружения
дефектов в изделиях с малыми модулями механических импедансов в
доброкачественных зонах с использованием абсолютных преобразова-
телей.
Ввиду сходства годографов для абсолютного (см. рис. 3.32, а) и
дифференциального (см. рис. 3.33) преобразователей в области
больших значений |XJ резонансный и дорезонансный режимы для них
практически одинаковы.
Использование годографов облегчает анализ при амплитудно-
фазовой обработке информации. Однако при рассмотрении амплитудной
и фазовой обработки удобнее пользоваться графиками Р(Х ; v) и
Ф(Х ; г),
и
103
Обработка информации при работе совмещенным преобразовате-
лем в импульсном режиме. Такая обработка существенно отличает-
ся от описанной выше.
Амплитудная обработка сводится к регистрации изменений
амплитуд импульсов на выходе преобразователя. В отличие от ре-
жима гармонических колебаний в зоне дефекта уменьшается не
только амплитуда, но и несущая частота импульсов. Это уменьша-
ет вызываемое дефектом изменение амплитуды сигнала по сравнению
с амплитудной обработкой в режиме непрерывных колебаний (см.
п. 3.7).
Фазовая обработка, легко реализуемая в режиме непрерывных
колебаний, здесь осуществляется сложнее, так как в зоне дефекта
меняется также несущая частота импульса (см. рис. 3.29). Поэтому
разделение изменений частоты и фазы представляет собой самосто-
ятельную задачу. Будем считать, что она решена и что изменение
фазы выделено в чистом ваде. Условием резкого изменения фазы
выходного сигнала преобразователя служит изменение механической
нагрузки приемного пьезоэлемента с упругой на инерционную. Для
качественного рассмотрения вопроса механический импеданс контро-
лируемого изделия считаем чисто упругим и равным Z = jX =
= 1/(/о>К ). Частоту колебаний принимаем пока постоянной. С учетом
контактной гибкости К общий импеданс механической нагрузки преоб-
разователя ZQ = 1/(/а>Ю, где К = К* * К*, а механический импеданс,
определяющий деформацию приемного пьезоэлемента и. следовательно,
электрическое напряжение на нем.
Z = /X = /|ы#я -
(3.37)
m
где m = m + —--------- • m - масса контактного наконечника преоб-
кн 2 кн
разователя; m - масса приемного пьезоэлемента. В бездефектной
зоне система обычно управляется упругостью и XQ < 0. В зоне .]
дефекта значение увеличивается и при 1/(о>К) < com X меняет |
знак, вызывая изменение фазы электрического сигнала на приемном 1
(* I
104 |
пьезоэлементе . Увеличение массы т повышает чувствительность, так
как смена знака X происходит при меньшем значении К (см. п. 7.2).
Обратимся теперь к импульсному варианту метода с использованием
короткого преобразователя. Если в зоне дефекта значение К увели-
чивается в л раз, то собственная частота нагруженного преобразо-
вателя уменьшается в 4л раз (см. п. 3.7). Механический импеданс,
определяющий электрическое напряжение на пьезоэлементе.
Сравнение (3.38) с (3.37) показывает, что увеличение К меняет
только модуль, а не знак механической нагрузки приемного пьезо-
элемента преобразователя. Поэтому фаза выходного сигнала остается
неизменной. Таким образом, при использовании короткого преобразо-
вателя в режиме свободных колебаний фазовая обработка не имеет
смысла.
Фазовая обработка возможна при работе длинным преобразователем,
для которого в рабочей области частот JW > я. При этом изменение
Z меньше влияет на частоту, чем в случае короткого преобразова-
теля, и изменение характера реактивной нагрузки приемного преоб-
разователя, необходимое для перемены фазы электрического напря-
жения .на нем оказывается возможным. Однако изменение частоты
снижает чувствительность Ьр/Ы по сравнению с достигаемой в
обычном варианте метода при f = const.
Частотная обработка реализуется путем выбора амплитудно-
частотной характеристики (АЧХ) усилительного тракта дефектоско-
Здесь имеется в виду абсолютный преобразователь. Для диффе-
ренциального преобразователя фаза выходного сигнала меняется при
перемене знака *0 - /m(Z0).
105
па в виде растущей функции частоты. Так. линейно растущую АЧХ
дает одна дифференцирующая ячейка. Две последовательные диффе-
ренцирующие ячейки позволяют получить квадратичную зависимость
от частоты. Еще более крутую АЧХ может дать применение специаль-
ных фильтров.
Двухпарамегровая амплитудно-частотная обработка, возможная
и в традиционном варианте, особенно целесообразна в импульсном
варианте с использованием короткого преобразователя, для которого
изменение механического импеданса нагрузки наиболее сильно влияет
на собственную частоту. В простейшем случае такая обработка
реализуется путем нагрузки приемного пьезоэлемента преобразователя
активным сопротивлением R таким, чтобы постоянная времени т - RC
(С - суммарная емкость этого пьезоэлемента и соединительного
кабеля) была намного меньше минимального периода Т свободных
mm
колебаний. АЧХ такой цепи имеет линейно растущий характер. Поэтому
при нахождении преобразователя в зоне дефекта амплитуда выходного
сигнала уменьшается как вследствие изменения механического
импеданса, так и в результате уменьшения коэффициента передачи
входной RC цепи, обусловленного снижением несущей частоты импуль-
сов. Если дефект контролируемого объекта меняет амплитуду сигнала
в а раз, а его несущую частоту в р раз, то амплитуда сигнала на
выходе цепи с малой постоянной времени изменяется в аР раз, в то
время как в случае большой постоянной времени, и плоской АЧХ -
только в а раз. Таким образом, выходная цепь преобразователя
выполняет функцию перемножителя амплитуды на частоту, что увеличи-
вает чувствительность дефектоскопа. Дальнейшего увеличения чувст-
вительности можно достигнуть применением фильтров с более крутыми
участками АЧХ в области рабочих частот.
На рис. 3.34 представлены нормированные экспериментальные
зависимости уровня выходного сигнала короткого преобразователя
(см. рис. 3.30) в случае большой постоянной времени его выходной
цепи (амплитудная обработка), собственной частоты нагруженного
преобразователя (частотная обработка) и уровня выходного сигнала
при малой постоянной времени выходной цепи (амплитудно-частотная
обработка) от диаметра D модели дефекта. Измерения выполнены на
двухслойном образце, состоящем из обшивки толщиной 1 мм, прикле-
енной к основанию толщиной 10 мм. Обшивка и основание изготовлены
из алюминиевого сплава. Дефекты имитировали отверстиями разных
106
Рнс. 3.34. Нормированные экспери-
ментальные зависимости уровня выход-
ного сигнала короткого (I « X) пре-
образователя импульсного импеданс-
ного дефектоскопа от диаметра модели
дефекта при различных способах обра-
ботки сигналом:
/ — частотная: 2 — амплитудная: 3 —
амплитудно-частотная обработка
диаметров в основании. Видно, что чувствительность по амплиту-
де сигнала выше, чем по собственной частоте. Еще более высокая
чувствительность соответствует амплитудно-частотной обработке
сигнала.
Трехпараметровая обработка по всем изменяющимся парамет-
рам сигнала также возможна. Однако здесь имеется трудность, свя-
занная с влиянием частоты на фазу импульсного сигнала. Несу-
щую частоту (как величину, обратную периоду) и амплитуду сиг-
нала легко измерить в чистом виде, однако для выделения изменения
фазы необходимы специальный алгоритм и устройство для его реа-
лизации.
Обработка информации при работе разделыю-совмещеннымн
преобразователями. Существующие PC-преобразователи работают в
импульсном режиме на собственных частотах порядка 15-30 кГц. На
этих частотах общий, импеданс механической .нагрузки определяется в
основном упругим сопротивлением зоны контакта с ко!ггролируемым
объектом. Поэтому собственные частоты нагруженного вибратора слабо
зависят от изменения импеданса Z контролируемого объекта. Кроме
того, как показано в гл. 6, механическая нагрузка вообще мало
влияет на собственную частоту вибратора. В этих условиях частотная
и амплитудно-частотная обработка неэффективны. При использовании
ГС-преобразователей применяют амплитудную обработку. Возможна
также амплитудно-фазовая обработка, использующая резкое изменение
фазы, обусловленное переменой реактивной составляющей механичес-
кого импеданса контролируемого объекта с упругой на инерционную.
107
3.9. Акустические импедансные дефектоскопы
В СССР в разные годы разработаны модели промышленных
импедансных дефектоскопов, использующих непрерывные колебания:
ИАД-1, ИАД-2, ИАД-3 и АД-40И [58]. Все они работают только
с совмещенными преобразователями и имеют широкий диапазон плав-
но перестраиваемых частот, что позволяет использовать резонанс-
ные и нерезонансные режимы настройки. Для уменьшения влияния
фрикционных шумов и помех, обусловленных совпадением гармоник
рабочей частоты с обертонами собственных частот преобразователей,
используются селективные усилители, всегда настроенные на частоту
возбуждающего преобразователь генератора. Во всех дефектоскопах
наличие дефекта отмечается автоматическим включением расположен-
ной в преобразователе сигнальной лампы. Стрелочные индикаторы
служат для выбора режима работы, настройки и оценки параметров
дефектов.
В дефектоскопах ИАД-1 и ИАД-2 реализуется только амплитудная
обработка информации. В приборе ИАД-3 (рис. 3.35) применена
амплитудная и фазовая обработка сигнала. Прибор снабжен двумя
индикаторами, один из которых регистрирует изменение амплитуды,
другой - фазы сигнала.
В отличие от этих приборов, выполненных по схеме прямого
усиления на вакуумных лампах, дефектоскоп АД-40И (рис. 3.36)
построен по супергетеродинной схеме на интегральных микросхемах и
транзисторах. Он реализует амплитудную и амплитудно-фазовую
обработку сигнала. От диапазонного гетеродина 3 (рис. 3.37) и
через схему автоматической регулировки усиления (АРУ) 9 от
гетеродина 5 на балансный смеситель 4 подаются синусоидальные
колебания двух частот - Ц и f . С выхода 4 колебания с частотами
4 т^2 и т ~ целые ЧИС7И> поступают на фильтр 8, пропуска-
ющий только частоты рабочего диапазона f = (1,5 - 10 кГц).
Выход фильтра 8 соединен с входом усилителя мощности 7 генератора,
возбуждающего излучающий пьезоэлемент преобразователя /. Частота
выходного генератора, регулируемая переменным конденсатором кон-
тура гетеродина 3, устанавливается по шкале на лицевой панели
дефектоскопа. Система АРУ 9 стабилизирует амплитуду напряжения на
выходе усилителя 7.
С приемного пьезоэлемента преобразователя сигнал поступает на
вход широкополосного усилителя низкой частоты (УНЧ) 12, имеющего
108
Рнс. 3.35.
Импедансный
дефектоскоп
ИАД-3
Рнс. 3.36.
Импедансный
дефектоскоп
АД-40И

Рнс. 3.37.
Структурная
схема импе-
дансного де-
фектоскопа
АД-40И
109
дополнительный вход для подачи сигнала, регулирующего усиление.
С выхода УНЧ сигнал подается на балансный смеситель 13, второй
вход которого соединен с диапазонным гетеродином 3. С выхода 13
полосовым усилителем 14 выделяется промежуточная частота, равная
частоте гетеродина 5 (30 кГц).
Синхронный детектор 16 имеет два входа. На первый вход с
усилителя 14 поступает сигнал промежуточной частоты, на второй -
либо меандр, сформированный из этого сигнала усилителем-
ограничителем 15 (тумблер В2 в положении "А”), либо сдвинутое по
фазе (фазовращателем 6) напряжение гетеродина 5 (положение тумб-
лера В2 - ”А + <р"). В положении тумблера ”А” фазы напряжений на
входах синхронного детектора противоположны и регистрируются
только изменения амплитуды принятого сигнала (амплитудный режим).
При переключении тумблера В2 в положение ”А + ч>" напряжение на
выходе 16 пропорционально величине Uco&p (U - амплитуда сигнала на
первом входе 16, - сдвиг фазы между сигналами на первом и втором
его входах) и реализуется амплитудно-фазовый режим. Постоянная
составляющая сигнала на выходе 16 измеряется стрелочным индика-
тором 17. К выходу 16 подключено пороговое устройство 10, управ-
ляющее включением размещенной в преобразователе сигнальной лампы 2
и током пера самописца.
Пороговое устройство 10 переходит из одного состояния в другое
при токе ip индикатора 17. При I < <0 сигнальная лампа включена,
ток через перо отсутствует, при i > - наоборот. Схема 18 устра-
няет перегрузки индикатора 17.
Аттенюатор 11 является новым узлом импедансного дефектоскопа,
облегчающим решение методических задач, проверку преобразователей
и электронного блока прибора [37]. Он представляет собой ступен-
чатый калиброванный частотонезависимый делитель напряжения с пре-
-2 -7
делами ослабления сигнала от 10 до 10 . В отличие от ультра-
звуковых дефектоскопов, где аттенюатор включен последовательно в
усилительный тракт и служит для измерения относительного изменения
уровня принимаемых сигналов, здесь аттенюатор включается вместо
преобразователя. Это позволяет не только находить относительные
изменения сигналов, но и измерять (это основное назначение
аттенюатора) модули Р коэффициентов передачи преобразователей во
всех режимах работы. Для этого, отметив показания стрелочного
индикатора, соответствующие значению Р при данной механической
ПО
нагрузке преобразователя не меняя усиления, тумблером В1 под-
ключают к входу усилителя аттенюатор. Регулируя ослабление по-
следнего, добиваются отклонения индикатора, близкого к ранее от-
меченному, и, интерполируя показания по этому индикатору, нахо-
дят искомое значение Р. Регулирование усиления УНЧ 12 подавае-
мым извне напряжением необходимо при роботизированном контроле
изделий с переменной толщиной h обшивки (см. гл. 7). В этом слу-
чае при переходе преобразователя в зону с другим значением h на
УНЧ от программного устройства установки подается управляющее
напряжение, изменяющее усиления до уровня, оптимального для нового
значения Л.
В отличие от приборов типа ИАД дефектоскоп АД-40И имеет
универсальное питание: от сети переменного тока частотой 50 Гц и
напряжением 220 В, сети постоянного тока напряжением 27 В
(бортсети) и от аккумуляторной батареи.
Использование супергетеродинной схемы взамен схемы прямого
усиления обеспечило амплитудную и амплитудно-фазовую обработку
сигнала в одноканальной системе, повысило избирательность усили-
теля, упростило конструкцию и исключило неизбежное в системе пря-
мого усиления отличие частот генератора и максимума усиления
селективного усилителя.
Дефектоскоп АД-40И комплектуется абсолютным (ПАДИ-7) и двумя
дифференциальными (ПАДИ-5 и ПАДИ-6) преобразователями. Последние
отличаются только длиной I звукопроводов - в ПАДИ-5 ! = 40 мм,
в ПАДИ-6 I = 20 мм. Конструкции колебательных систем (вибраторов)
преобразователей показаны на рис. 3.38. Преобразователи унифици-
рованы и отличаются только типом колебательных систем и высотой.
Колебательная система 2 (рис. 3.39), подвешенная на резиновых
амортизаторах 3, перемещается в канале корпуса 1 на двух кольцах
4. Пружина 5 стабилизирует силу прижатия колебательной системы к
изделию. При проверке плоских изделий конструкция обеспечивает
перпендикулярность оси преобразователя к их поверхностям. Сигналь-
ная лампа 6, расположенная под прозрачным колпачком 7, включается
от АСД при наличии в изделии дефекта. Микропереключатель 9, свя-
занный с подвижной системой преобразователя плоской пружиной 10,
исключает горение лампы 6 при не прижатом к изделию преобразова-
теле. При контроле преобразователь опирается на прокладку 8 из
антифрикционной пластмассы. Внешний вид преобразователей показан
на рис. 3.40.
111
Рис. 3.38. Колебательные системы совмещенных преобразователей им-
педансного дефектоскопа АД-40И:
в — абсолютного (ПАДИ-7); б — дифференциальных (ПАДИ-5. ПАДИ-6);
1 — корундовый наконечник; 2 — измерительный пьезоэлемент: 3 —
защитное кольцо; 4 — резиновый амортизатор; 5 — звукопровод; 6 —
излучающие пьезоэлементы; 7 — тыльная масса; 8 — компенсационный
пьезоэлемент; 9 — тыльная масса компенсационного пьезоэлемента
Рнс. 3.39. Конструкция унифи-
цированного преобразователя
типа ПАДИ
Кроме разработанных под руко-
водством автора серийных прибо-
ров, известны специализированные
импедансные ""фектоскопы, создан-
ные НИИгра^.ггом (приборы АРД-2,
АРД-4. АРД-4М, ППР-1, УПОР-2
[44]), и др.
Как отмечалось ранее, в 1973 г.
английской фирмой Inspection Inst-
ruments на базе отечественного де-
фектоскопа ИАД-3 разработан ана-
логичный прибор AFD-2 [33]. На
первой рекламной фотографии он
изображен с преобразователем ДИ-2
от дефектоскопа ИАД-3. В дальней-
шем корпус преобразователя был из-
менен, однако основные элементы
112
Рнс. 3.40. Унифициро-
ванные преобразова-
тели дефектоскопа
АД-40И. Слева напра-
во: ПАДИ-7. ПАДИ-5,
ПАДИ-6
«3
конструкции остались прежними. Диапазон частот (1 - 8 кГц) и ор-
ганы управления АРД-2 те же, что и у дефектоскопа ИАД-3. Бла-
годаря применению полупроводниковых элементов и микросхем масса
AFD-2 (5,5 кг) уменьшена по сравнению с массой лампового дефек-
тоскопа ИАД-3. Фирмой создана также низкочастотная (0,3-1.8 кГц)
модификация дефектоскопа (AFD-3), предназначенная для контроля
изделий из материалов с низкими модулями Юнга.
В дальнейшем той же фирмой разработаны еще две модели
импедансных дефектоскопов - MIA-3000 и MIA-2500 [33]. При этом
усилия были направлены на совершенствование электроники, тогда как
диапазон частот (1-8 кГц) и конструкция преобразователя остались
неизменными. Упомянутые приборы оснащены микропроцессорами, управ-
ляются от клавиатуры; результаты контроля отображаются на дисплее.
Кроме индикации изменения амплитуды и фазы сигнала имеется воз-
можность получения на дисплее амплитудно-частотной и фазо-
частотной характеристик нагруженного преобразователя, установлен-
ного режима работы (частоты, усиления) и др.
Новейшая модель MIA-2500 имеет массу 12 кг и батарейное питание
при потреблении энергии 15 Вт. Время непрерывной работы без
перезарядки батареи 6-10 ч.
Все английские импедансные дефектоскопы используют непрерывное
излучение и совмещенные преобразователи.
Приборы типа мГа интересны своими схемными решениями, но
громоздки и предназначены в основном для контроля в производ-
ственных условиях. Фирма вдет по пути совершенствования электро-
ники, не внося изменения в сам метод и преобразователи разраба-
тываемых дефектоскопов. Это объясняется, по-видимому, тем, что на
Западе долгое время не уделялось внимания исследованию физических
основ импедансного метода. Первая научная работа в этом направ-
113
pen
Рис. 3.41. Структурная
схема импульсного импе-
дансного дефектоскопа
АД-42И
лении появилась в Анг-
лии лишь в 1984 г.
[82]. Однако затем по-
ложение изменилось и
последовал ряд публи-
каций на эти и связан-
ные с ними темы [83,
84. 94].
Описанный в п. 3.7 импульсный импедансный метод реализован в
дефектоскопе АД-42И [41]. Прибор комплектуется совмещенным и
раздельно-совмещенным преобразователями. Структурная схема
АД-42И показана на рис. 3.41.
Синхронизатор 2 запускает тиристорный генератор /, возбуждающий
свободно затухающие упругие колебания в преобразователе - раз-
дельно-совмещенном (РСП) или совмещенном (СП). Режимы работы
дефектоскопа с разными преобразователями различны. При использо-
вании PC-преобразователя (режим I) сигнал с его приемного вибра-
тора пропускается через фильтр 4 верхних частот с частотой среза
10 кГц. убирающий низкочастотные фрикционные шу^ы. Далее сигнал
усиливается (усилителем 10) и поступает на пиковый детектор 8.
В режиме П. реализуемом при контроле совмещенным преобразова-
телем, сигнал с последнего проходит через фильтр 11 нижних частот
с частотой среза 6,3 кГц и далее, через элементы 10 и 8, как и
сигнал с PC-преобразователя. Режимы работы коммутируются в разъеме
преобразователя. В режиме I контакт а разъема разомкнут (контакт
14 РСП), в режиме П - замкнут (контакт 13 СП).
Амплитуда усиленного сигнала запоминается пиковым детектором 8,
измеряется стрелочным индикатором 9 и поступает на вход автома-
тического сигнализатора дефектов (АСД) 7. В начале каждого цикла
импульсом синхронизатора 2 пиковый детектор 8 подготовляется к
приему очередного сигнала. Порог срабатывания АСД постоянен и
соответствует отклонению стрелочного индикатора на 60 % шкалы. В
режиме I АСД срабатывает при повышении уровня сигнала, в режиме
П - при его уменьшении. При наличи^ дефекта АСД включает
сигнальную лампу 12 в преобразователе и выдает сигнал на выходной
114
н
разъем, к которому подключается внешнее регистрирующее устройство
при использовании дефектоскопа в системе механизированного
контроля с записью результатов.
Коэффициент усиления усилителя 10 регулируется дискретно с
помощью блока цифрового управления усилением 5. О величине
усиления судят по числу на жидкокристаллическом индикаторе 6 блока
3 цифровой индикации дефектоскопа. Это число не равно коэффициенту
усиления, но однозначно связано с ним. При работе совмещенным
преобразователем для повышения чувствительности используется
двухпараметровая амплитудно-частотная обработка информации (см.
п. 3.8), при которой АЧХ усилительного тракта в области рабочих
частот имеет линейно-растущий характер.
Колебательная система совмещенного преобразователя ПА-2С
показана на рис. 3.30. По конструкции этот преобразователь прак-
тически не отличается от изображенного на рис. 3.39. Раздельно-
совмещенный преобразователь ПА-1Р в основном подобен ПА-1 (см.
рис. 4.18) и отличается от последнего корундовыми контактными
наконечниками и наличием микропереключателя, включающего основные
цепи питания дефектоскопа только при прижатии преобразователя к
контролируемому объекту. Этим достигается значительная экономия
источника автономного питания. Использование РС-преобразователя
существенно расширяет возможности дефектоскопа, особенно в части
обнаружения более глубоко (до 15-20 мм в пластиках) залегающих
дефектов. В результате АД-42И заменяет не только импедансные
(АД-40И и др.) дефектоскопы, но и частично прибор АД-60С.
Дефектоскоп АД-42И имеет сетевое и автономное питание и массу
1,5 кг. Электронный блок снабжен приспособлением для крепления на
груди оператора. Настройка дефектоскопа предельно упрощена и
сводится только к регулированию усиления. Цсе эти преимущества
облегчают использование прибора для контроля изделий в условиях их
эксплуатации и ремонта.
В 1991 г. разработан прибор АД-42ИМ, представляющий собой
вторую усовершенствованную модель импульсного импедансного дефек-
тоскопа. В этом приборе учтены выявленные в процессе эксплуатации
недостатки дефектоскопа АД-42И. Уменьшена масса прибора, усовер-
шенствована электронная схема, в комплект введен дополнительный
PC-преобразователь на частоту 30 кГц. Более подробные сведения о
дефектоскопе АД-42ИМ приведены в приложении.
Импедансный дефектоскоп "Гармоник Бондтестер” фирмы Shurtronics
(США) предназначен для контроля изделий с металлическими
115
обшивками. В нем использован бесконтактный преобразователь с элек-
тромагнитно-акустическим возбудителем и микрофонным приемником
упругих колебаний. Рабочая частота прибора около 30 кГц, дефекты
выявляются по изменению амплитуды и фазы принятого сигнала.
В. Б. Ремезов и Ю. М. Шкарлет на 10-й Международной конференции
по неразрушающему контролю (Москва, 1982 г.) сообщили о разрабо-
танном ими другом способе возбуждения упругих колебаний
(А. с. 632400 СССР). В этом случае обмотку электромагнитно-
акустического преобразователя питают токами двух частот, а частота
генерируемых упругих колебаний равна разности этих частот. Такой
способ использован в отечественном дефектоскопе АД-10Б.
Преимущество дефектоскопов с электромагнитно-акустическими пре-
образователями - бесконтактное возбуждение и прием упругих коле-
баний, исключающие вредное влияние контактной гибкости, недоста-
ток - невозможность контроля изделий с наружными слоями из диэлек-
триков. Последнее обстоятельство сужает возможности применения
этих дефектоскопов, особенно в связи с тенденцией замены металлов
в многослойных конструкциях полимерными композиционными мате-
риалами.
В дефектоскопе АЧД [49] излучающий вибратор раздельно-
совмещенного преобразователя подключен к выходу, приемный - к
входу усилителя так. что вся система представляет собой автогене-
ратор, величина обратной связи которого зависит от коэффициента
передачи участка контролируемого изделия между зонами контакта с
излучающим и приемным вибраторами. В доброкачественных зонах вели-
чина обратной связи недостаточна для возбуждения автоколебаний. В
зонах дефектов модуль механического импеданса контролируемого
изделия уменьшается, коэффициент передачи разделяющего вибратора
участка возрастает и в системе возникают автоколебания. Их наличие
служит признаком дефекта.
Фирмой Zetec (США) выпускается дефектоскоп типа S-4 для
обнаружения дефектов соединений в многослойных конструкциях. Его
преобразователь содержит электромагнитный контактный излучатель и
микрофонный приемник. В контролируемом объекте возбуждаются
упругие колебания меняющейся частоты от 0,1 до 10 кГц. Принятые
микрофоном сигналы усиливаются и подаются в головные телефоны.
Дефекты отмечаются оператором по изменению характера звука, т.е.
субъективно. Прибор имеет батарейное питание, его масса 2 кг.
Во всех описанных дефектоскопах используются изгибные колебания
и волны. Однако импедансный метод реализуется также на продольных
116
Рис. 3.42. Обобщенная струк-
турная схема импедансного де-
фектоскопа, использующего про-
дольные волны
волнах. При этом механический
импеданс контролируемого объ-
екта оценивают по изменению,
вносимому в комплексное элект-
рическое сопротивление нагру-
женного на этот объект преоб-
разователя. Обобщенная структурная схема такого дефектоскопа по-
казана на рис. 3.42. Пьезоэлемент 1 преобразователя через тонкий
слой контактной смазки 7 прижимают к контролируемой многослой-
ной клееной конструкции 9. Пьезоэлемент возбуждают генератором
3 непрерывных электрических колебаний через резистор 2. Элект-
рический сигнал с пьезоэлемента усиливают (усилителем б), об-
рабатывают в электронном блоке 5 и представляют на индикаторе
4. Изменения нагружающего преобразователь механического импе-
данса контролируемого изделия в зонах дефектов 8 клеевого, шва
меняет комплексное электрическое сопротивление Z преобразовате-
ля и, следовательно, электрическое напряжение в нем. Изменения
амплитуды и фазы этого напряжения, обусловленные изменениями мо-
дуля и аргумента Z , служат признаком дефекта. Дефектоскопы по-
добного типа работают на частотах порядка десятков и сотен ки-
логерц.
Описанный принцип реализован в приборе "Бондаскоп 2100” [33].
Модуль и аргумент Z представляются на дисплее в виде изображающей
э
точки на комплексной плоскости. Прибор снабжен микропроцессором и
автоматическим сигнализатором дефектов. Его масса 8,6 кг.
Дефектоскопы, использующие продольные волны, позволяют обнару-
живать более глубокие дефекты, что является их премуществом. Их
недостатки - большая площадь зоны контакта преобразователя с конт-
ролируемым объектом, затрудняющая контроль изделий с криволиней-
ными поверхностями, и необходимость применения жидкостей для
улучшения акустического контакта, исключающая контроль изделий из
гигроскопичных материалов.
117
3.10. Перспективы развития импедансного метода
и аппаратуры для его реализации
Из всех рассмотренных в книге низкочастотных акустических ме-
тодов импедансный метод изучен наиболее полно. Тем не менее ос-
тается еще много неясных вопросов, которые ждут своего исследо-
вания. Это относится, например, к механическим импедансам добро-
качественных и дефектных зон многослойных конструкций различных
типов и их зависимости от частоты, оптимизации рабочих частот при
контроле совмещенными и раздельно-совмещенными преобразователями и
т.п. Кроме того, представляет интерес развитие бесконтактных ва-
риантов импедансного метода и использования других (не изгибных)
типов волн.
Дальнейшее совершенствование импедансных дефектоскопов идет по
пути разработки новых конструкций преобразователей, цифровых спо-
собов обработки информации (в частности, с использованием микро-
процессоров), уменьшения габарита и массы приборов, повышения их
надежности, создания дефектоскопов для управляемых от ЭВМ роботи-
зированных систем контроля (см. п. 7.5). В последнем случае должно
обеспечиваться автоматическое сканирование контролируемых объектов
в заданных программой зонах с определенными скоростью и шагом. При
перемещении преобразователя в зону с другими параметрами
(например, с другой толщиной обшивки сотовой панели) по команде от
управляющей ЭВМ дефектоскоп должен автоматически перестраиваться
на оптимальный для этого участка режим. Возможность регулирования
усиления дефектоскопа путем подачи на специальный вход аналогового
сигнала (постоянного напряжения) была предусмотрена уже в приборе
АД-40И (см. п. 3.9). Однако при управлении от ЭВМ управляющие
сигналы должны быть цифровыми, что будет учтено в следующих
разработках.
118
ГЛАВА 4
МЕТОД СВОБОДНЫХ КОЛЕБАНИЙ
к
4.1. Общие сведения
Метод свободных колебаний (МСК) определен в ГОСТ 23829-85 как
"метод акустического неразрушающего контроля, основанный на
возбуждении свободно затухающих упругих колебаний в контролируемом
объекте или его части и анализе параметров этих колебаний”. В
более ранних публикациях он именуется также "спектральным” и
"виброакустическим”.
МСК является древнейшим способом неразрушающего контроля.
Простейший его вариант - простукивание - широко используется для
контроля посуды, колесных пар железнодорожного подвижного состава,
обнаружения пустот, дефектов клеевых соединений и т.п. Различают
интегральный и локальный варианты МСК- В первом используются коле-
бания контролируемого объекта как единого целого, во втором
(локальном) - только его части.
Интегральный МСК, применяемый для контроля качества литья
[107], абразивных инструментов [13], состояния подземной части
железобетонных опор контактной сети электрифицированных железных
дорог [2] и т.п., довольно хорошо изучен.
Здесь будем рассматривать только локальный метод свободных
колебаний, применяемый для обнаружения зон нарушения соединений
между элементами многослойных конструкций и дефектов (премущест-
венно расслоений) в изделиях или слоях из пластиков. В отличие от
интегрального, локальный метод требует сканирования контролируемых
объектов. Дефекты обнаруживаются при нахождении преобразователя
дефектоскопа в дефектных зонах.
Для краткости слово ’’локальный” будем опускать и называть
рассматриваемый метод просто МСК, а дефектоскоп, основанный на его
использовании, - ”МСК-дефектоскоп".
119
В МСК информативным параметром служит изменение спектра сво-
бодных упругих колебаний контролируемых объектов. Спектр является
обобщенной характеристикой, включающей в себя частоты, амплитуды и
фазы спектральных составляющих сигнала. Возможно использование как
амплитудно-частотной (АЧХ), так и фазо-частотной (ФЧХ) характе-
ристик спектра. Технически проще использовать АЧХ спектра, поэтому
практически применяется только такой способ обработки инфор-
мации.
Недостаток простейшего варианта МСК - простукивания -
субъективность, связанная с оценкой результатов на слух. Известны
попытки усовершенствовать простукивание с помощью различных
приспособлений: микрофонов, головных телефонов и т.п. [27, 95,
108]. Такие усовершенствования повышают удобство контроля, но не
устраняют основного его недостатка - субъективности оценки
результатов.
Первый шаг по замене субъективного индикатора (человеческого
уха) объективным [изобретение Н. С. Акулова, В. А. Кунавиной и др.
(А. с. 120316 СССР)], положил начало переводу аппаратуры на
современную базу. Далее будем рассматривать аппаратуру только с
объективными индикаторами.
Преимуществами МСК перед другими низкочастотными методами
НК - импедансным (см. гл. 3), велосиметрическим (см. гл. 5) и
акустико-топографическим являются возможность контроля изделий из
материалов с малыми модулями Юнга и высокими коэффициентами зату-
хания упругих колебаний (резины, пенопласта и т.п.) и обнаружение
дефектов на большей глубине (до 30 мм в пластиках).
Известны следующие основные способы ударного возбуждения упру-
гих колебаний в контролируемом изделии: 1) механический (электро-
механический): 2) пьезоэлектрический; 3) электромагнитно-акусти-
ческий; 4) газодинамический; 5) оптический.
Способы 1 и 2 требуют контакта возбудителя с контролируемым
изделием, способы 3-5 бесконтактные.
Наибольшее применение получил первый способ. В качестве
возбудителей в нем используют:
а) устройства, подвижные системы которых приводятся в движение
электромагнитными механизмами;
б) устройства с приводом от вращаемого эксцентрика:
в) устройства в виде вращающихся [95, 108] или колеблющихся
щеток.
120
| Системы типа "а" и "б” используют для создания сильных
сосредоточенных ударов, необходимых для обнаружения глубоко
i залегающих дефектов. Устройства типа ”в” создают частые, но слабые
удары и применяются для обнаружения неглубоко залегающих дефектов.
В механических (электромеханических) вибраторах подвижная сис-
тема соприкасается с изделием в течение промежутков времени, малых
по сравнению с периодом следования импульсов. Ход подвижных систем
составляет 1,5-8 мм. Спектр возбуждаемых импульсов существенно
зависит от упругих свойств и других параметров изделия.
Пьезоэлектрический способ возбуждения реализуется с помощью со-
ставного пьезовибратора, генерирующего акустические импульсы сво-
бодно затухающих колебаний, несущая частота которых соответствует
собственной частоте нагруженного на изделие пьезовибратора. Иногда
для обогащения спектра излучаемых колебаний несущую частоту в
процессе генерации импульса непрерывно меняют. В процессе контроля
пьезоэлектрические излучатели прижимают к контролируемому изделию
статической силой. Спектр генерируемой последовательности импуль-
сов лежит по обе стороны от несущей и мало зависит от параметров
контролируемого изделия. Недостатками пьезоэлектрических вибра-
торов являются опасность пропуска близких к поверхности дефектов
вследствие ’’захлопывания” отделяющего их зазора под действием силы
прижатия и небольшая энергия возбуждающих акустических импульсов.
Электромагнитно-акустический способ возбуждения колебаний [7,
58] перспективен для контроля изделий с металлическими обшивками.
Его преимущество - отсутствие контакта с изделием, исключающее
демпфирование колебаний последнего преобразователем, недостаток -
/ невозможность контроля изделий с обшивками из неэлектропроводных
материалов.
В газодинамическом способе упругие колебания возбуждают удар-
ными волнами, создаваемыми устройством, питаемым от сети сжатого
воздуха [47] или электрическим разрядом в воздухе [НО].
Оптический способ основан на облучении изделия импульсами
лазера [4. 7] и пригоден для генерации очень коротких (единицы и
десятки наносекунд) импульсов. Получение более длинных импульсов,
необходимых для реализации МСК, пока затруднительно. Кроме того,
мощные лазеры громоздки и дороги, что препятствует их применению в
портативных дефектоскопах.
Для приема упругих колебаний используют пьезоприемники и
микрофоны. Пьезоприемники контактируют с контролируемым изделием и
воспринимают колебания непосредственно от него. По конструкции они
121
Рнс. 4.1. Обобщенная структурная
схема дефектоскопа, использующе-
го метод свободных колебаний
сходны с акселерометрами, но отличаются сферической формой кон-
тактной поверхности, что необходимо для перемещения по изделию при
сканировании. Пьезоприемники монтируют возможно ближе к зоне воз-
буждения колебаний. Недостатки пьезоприемников — подверженность
фрикционным шумам и неравномерность амплитудно-частотной харак-
теристики.
В преобразователях с микрофонными приемниками упругие колебания
изделия передаются к микрофону через воздух. Преимущества микро-
фона - бесконтактность и неподверженность фрикционным шумам,
недостаток - чувствительность к внешним акустическим шумам. Вли-
яние последних ослабляется корпусом преобразователя.
Обобщенная структурная схема МСК дефектоскопа представлена на
рис. 4.1. Преобразователь 4 содержит возбуждаемый генератором 5
вибратор 3, который создает периодические удары по контролируемому
изделию /, и газоэлектрический приемник 2. Электрические сигналы
с выхода последнего через предусилитель 6 поступают на блок
обработки информации 7, представляющий собой спектроанализатор
того или иного типа. Результаты обработки выводятся на индикатор
8. С блоком 7 соединен автоматический сигнализатор дефектов (ЛСД)
Юс выходами на систему световой или звуковой сигнализации 9 и
перо самописца 11, используемого в установках для механизирован-
ного контроля. Преобразователь 12 отличается от преобразователя 4
только приемником упругих колебаний, которым служит микрофон 13.
Рассмотрим способы обработки принятых сигналов.
В первых МСК-дефектоскопах использовали систему обработки с
одним узкополосным усилителем, перестраиваемым во всем рабочем
диапазоне частот. Частоту максимального усиления выбирали так.
чтобы показания выходного индикатора в доброкачественных зонах
изделия были малы и резко возрастали на дефектных участках.
Позднее предложена (А. с. 160612 СССР) двухканальная система
обработки сигнала, в которой показания индикатора пропорциональны
отношению напряжений на выходах двух независимых селективных
усилителей. Частоты их наибольшего усиления регулируют так, чтобы
122
изменение показаний индикатора в зоне дефекта было максимально.
Преимущество такой системы - независимость показаний от силы удара
вибратора по изделию.
В изобретении (А. с. 501271 СССР) предложена система, в которой
преобразователь дефектоскопа содержит один ударный вибратор и два
симметрично расположена^ пьезоприемника. Выходные сигналы пос-
ледних усиливаются независимыми узкополосными перестраиваемыми
усилителями. Усиленные сигналы вычитаются или складываются, причем
наличие дефекта отмечается по их алгебраической сумме, выведенной
на стрелочный индикатор.
Структурная схема многоканального дефектоскопа с одновременным
анализом спектра описана в А. с. 218509 (СССР). На выходе каждого
из каналов стоят сигнальные лампы, включаемые при превышении
сигналом этого канала заданного уровня. Имеется также сигнальная
лампа, включаемая при превышении установленного уровня сигналом
любого из каналов.
Общий недостаток всех рассмотренных систем - трудоемкость
выбора режима работы и настройки дефектоскопа, обусловленная тем,
что нахождение оптимальной рабочей частоты, обеспечивающей четкое
обнаружение дефектов в данных изделиях, требует длительного экс-
периментального поиска путем последовательного прохождения всего
диапазона частот либо использования внешнего спектроанализатора.
Поэтому желательно иметь в дефектоскопе встроенный спектроанали-
затор, позволяющий легко и быстро определять оптимальные для кон-
троля частоты. Очевидно, что это должен быть спектроанализатор с
одновременным аналоговым или быстродействующим цифровым анализом
спектра, так как анализаторы последовательного типа не обладают
достаточным быстродействием.
Промышленные МСК-дефектоскопы, в которых испбльзован одновре-
менный анализ спектров и визуализация этих спектров, описаны в
п. 4.6.
4.2. Преобразование спектра импульсов
системой преобразователь - контролируемое изделие
Проанализируем преобразование спектра системой преобразова-
тель - контролируемое изделие в МСК-дефектоскопе. На рис. 4.2
рассматриваемая система представлена в виде эквивалентного
генератора силы F и трех четырехполюсников. Четырехполюсник / с
123
у, уг Kzlfa) i,
Рис. 4.2. Схема преобразования сигнала
системой преобразователь — изделие
передаточной функцией К((/а>) изображает участок контролируемого
изделия между зонами возбуждения и приема упругих колебаний.
Приемник преобразователя (включая его электрическую нагрузку)
представлен четырехполюсником 3, обладающим передаточной функцией
К(}сэ). Четырехполюсник 2 с передаточной функцией К (jo>) служит
промежуточным звеном» связывающим изделие с приемником. Через
v и о обозначены колебательные скорости на входах соответству-
х 3
ющих четырехполюсников.
Для преобразователя с пьезоэлектрическим приемником в качестве
входной величины приемника выберем колебательную скорость о .
Тогда К^/сэ) = где U - выходное электрическое напряжение
приемника. Контролируемое изделие связано с приемником через пред-
ставленное четырехполюсником 2 сосредоточенное упругое сопротив-
ление контактной зоны (см. гл. 2), причем = v^v2-
Передаточная функция К((/сз) = v^/F участка контролируемого изде-
лия имеет смысл механического адмитанса (величины, обратной ме-
ханическому импедансу). Для рассматриваемого преобразователя зо-
ны возбуждения и приема упругих колебаний не совпадают, поэто-
му в общем случае величина v /F является переходным адмитансом
[66].
Преобразователь с микрофонным приемником упругих колебаний
представляется той же схемой (см. рис. 4.2), но с иными переда-
точными функциями четырехполюсников. Так как для микрофона входной
величиной обычно является звуковое давление р . то К (/w) = 1//р .
3 3 3
Микрофон с контролируемым изделием связывает воздушный промежуток,
ДЛЯ которого К2(/со) = Р3/»2-
В режиме гармонических колебаний общая передаточная функция
системы (см. рис. 4.2)
124
= кмм м.
р * 2 3
В действительности контролируемое изделие возбуждают периоди-
ческой последовательностью ударных импульсов Fit), обладающей
спектральной плотностью В этом случае спектральную плот-
ность выходного электрического сигнала преобразователя представим
в виде [15]:
S_(jw) = S (>со)Х (Jcj)X (Jw)X (/со). (4.1)
Л 1 1 Z «5
Рассмотрим влияние на S^ijcS) отдельных звеньев системы. От
параметров контролируемого изделия не зависит только К Цы), а в
«5
случае микрофонного приемника также К^Цы). Для преобразователя с
пьезоприемником функция К^Цы) определяется контактной гибкостью
К*. зависящей от упругих свойств наружного слоя изделия (см.
гл. 2). и входным механическим импедансом Z^ пьезоприемника.
Поэтому при изменении типа контролируемого изделия на функцию
К^Цы) влияет лишь контактная гибкость. Функции К^Цы) и К^Цы)
не зависят от наличия в изделии дефектов и не несут полезной
информации.
Информативные изменения спектральной плотности Я^Цы) выходного
сигнала преобразователя связаны с передаточной функцией К^Цы),
определяющейся переходным адмитансом и^ЦыЪ/РЦы). Как показано
ниже, при возбуждении колебаний ударными механическими устройст-
вами функция Х^/со) существенно влияет на амплитуду и длительность
импульса F(t), а следовательно, спектральную плотность Х((/со).
Поэтому рассмотрим передаточную функцию Х((/со).
125
В преобразователях с пьезоприемниками зона приема обычно
отстоит от зоны возбуждения не более чем на О, IX . (X . - мини-
•' nun min
мальная длина изгибной волны рабочего диапазона частот в конт-
ролируемом изделии), и колебательные скорости в этих зонах прак-
тически одинаковы [66]. В случае микрофонного приема колеба-
ния изделия принимаются непосредственно из зоны их возбужде-
ния. Поэтому колебательные скорости в зонах возбуждения и при-
ема допустимо считать равными = с>2), а переходной адмитанс
и /F можно заменить входным адмитансом изделия У (jcj) = v/F=
2 и 1
= К((М-
В п. 3.2 рассмотрены механические импедансы многослойных конс-
трукций в доброкачественных и дефектных зонах. Эти исследования
выполнены применительно к импедансному методу, когда контроль
ведется на фиксированных частотах. Однако для МСК необходимы
данные о механическом адмитансе (или импедансе) во всем рабочем
диапазоне частот, что усложняет задачу. Кроме того, даже при
наличии таких данных теоретическое исследование связи спектральной
плотности S2(/cj) выходного сигнала с параметрами контролируемых
конструкций затрудняется влиянием адмитанса последних на спект-
ральную плотность входного воздействия.
Модули адмитансов дефектных зон обычно больше, чем доброка-
чественных. Если собственные частоты {. отделенного дефектом слоя
попадают в спектр импульсов возбуждения, то благодаря резонансному
увеличению адмитансов колебания на собственных частотах усилива-
ются. Если же минимальное значение f превышает верхнюю частоту
спектра S((jw), то рост адмитанса все равно происходит (как в
рассмотренном в гл. 3 импедансном методе), но имеет менее рез-
кий, нерезонансный характер. В обоих случаях дефект вызывает
увеличение амплитуды колебаний отделенной им зоны на определенных
частотах, что проявляется в спектре выходного сигнала преобразо-
вателя.
Из сказанного ясно, что в МСК механический адмитанс изделия
играет основную роль, определяя в конечном итоге изменение реги-
стрируемого параметра - спектра выходного сигнала преобразователя.
126
Таким образом. МСК тесно связан с импедансным методом и отличается
от последнего главным образом способом регистрации изменения меха-
нического импеданса контролируемого изделия.
4.3. Импульсы ударного возбуждения
контролируемых объектов
Рассмотрим вопрос о желательной форме импульса Fit), возбуж-
дающего упругие колебания в контролируемых изделиях. Логично
потребовать, чтобы модуль его спектральной плотности S((/) не
зависел от параметров контролируемых изделий, был постоянен в
диапазоне рабочих частот f < f < f , а за его пределами равен
н в
нулю. Последнее условие обеспечивает наиболее экономичное исполь-
зование энергии импульса.
В дефектоскопах, использующих МСК. обычно f /f > 1. С учетом
этого нормированный модуль желаемой спектральной плотности запишем
в виде:
S,(D =
1 при 0 < f < f ;
О при f > f .
В
(4.2)
График этой функции показан на рис. 4.3, а.
Согласно работе [65] условию (4.2) удовлетворяет импульс
но =
т
zintirt/1 )
_________т
nt/t
in
изображенный на рис. 4.3, б. Длительность
его основного лепестка равна 2/^. Генерация
импульсов такой формы затруднительна. Задача
упрощается, если отказаться от требований
S (f) = 0 при f > f . Тогда условию S(f) =
= 1 при f < удовлетворяет также импульс в
форме дельта-функции, модуль спектральной
Рнс. 4.3. Желаемый модуль спектральной плот-
ности (а) н соответствующая ему форма им-
пульса (б)
W)
5)
127
плотности которого постоянен на всех частотах. Постоянства S^f)
с допустимой неравномерностью в диапазоне частот можно достиг-
нуть возбуждением изделия достаточно короткими однополярными им-
пульсами произвольной формы. Оценим, например, длительность т
импульса Fit) = F^sin (irt/r) (где 0 < t < т), обеспечивающего
неравномерность S^if) не хуже 10 % в диапазоне частот до f =
= 20 кГц. Для такого импульса [65]
S.(fr) =fmr
1 m
sin(nfr)
nfr[l - (fr)2]
(4.3)
Из уравнения (4.3) найдем, что принятой неравномерности соответ-
ствует fr = 0.4. а искомая длительность импульса т = 0,4/(20х
3
*10 ) = 20 мкс. Получение подобных импульсов с достаточной энер-
гией и слабой зависимостью формы от параметров контролируемых
изделий представляется перспективной задачей.
Самыми простыми и распространенными средствами возбуждения
изделий являются механические (электромеханические) устройства, в
которых удары создаются колеблющимися подвижными системами.
При использовании этого способа с увеличением модуля адмитанса
изделия в зоне его возбуждения длительность импульса соударения
растет, а его амплитуда уменьшается. Следовательно, ширина спектра
S^/co) максимальна в доброкачественных зонах изделий и уменьшается
на участках с дефектами. При увеличении толщины изделия и отсут-
ствии в нем дефектов спектр S^/co) расширяется, стремясь к неко-
торому пределу, определяющемуся упругими свойствами наружного слоя
изделия и параметрами ударного устройства. Исследование этого
предельного случая, приближающегося к условиям возбуждения коле-
баний в доброкачественных зонах изделий значительной толщины,
представляет практический интерес, так как позволяет найти связь
спектральной плотности S((jw) со свойствами изделия и параметрами

ударного устройства, а также оценить верхнюю границу рабочих
частот. Когда контролируемое изделие состоит из одного материала,
упомянутый предельный случай сводится к удару по упругому
полупространству из этого материала.
128
При контроле МСК энергия ударов зависит от параметров контро-
лируемых объектов. Чем они толще и массивнее, тем большая энергия
необходима для возбуждения колебаний с амплитудой, достаточной для
их уверенной регистрации. Так, в дефектоскопах АД-50У и АД-60С
(см. п. 4.6), предназначенных для контроля соединений в многослой-
ных конструкциях, эта энергия составляет около 2 мДж. При контроле
интегральным МСК качества абразивных инструментов [13] последние
возбуждают ударами с энергией порядка 1 Дж. В приборе для
обнаружения полостей под железобетонными плитами [10] используют
более мощные удары. Еще большая энергия требуется для возбуждения
железобетонных опор контактной сети железных дорог при контроле
состояния их подземной части [2].
Даже при малых энергиях ударов максимальные напряжения а в
т
зоне соударения превосходят предел пропорциональности а матери-
ала изделия, который обычно меньше соответствующей величины бойка
вибратора. Поэтому удары имеют упругопластический характер. Если
расчетное значение а не намного превышает значение а , рассмо-
т пц
трение соударения как чисто упругого не приводит к большим погреш-
ностям.
Оценим максимальные напряжения в зоне соударения, считая удар
упругим и квазистатическим. Максимальная сила связана с энер-
гией А удара соотношением [26]
(4.4)
где q - показатель степени в динамической силовой характеристике
h = В (Л - упругопластическая деформация, - постоянная,
зависящая от свойств соударяющихся тел). В упругой области
q = 2/3, и выражение (4.4) имеет вид
3
5 . (4.5)
где В - параметр, определенный формулой (2.3).
129
Используя формулы (2.4) и (4.5). найдем:
(4.6)
3
5
4
5
*1
£
о = 0.72245
т
Обычно радиус кривизны R( бойка намного меньше радиуса кривизны R%
контролируемого изделия. В этих условиях
2 . 2
1 ~Д2 1 ~М2
Е * Е
1 2
(4.7)
Формулы (4.6) и (4.7) определяют максимальные контактные напря-
жения при а < о . Отметим, что динамические значения а нес-
ти пц пц
колько выше статических [14]. При значительном превышении значений
о удары могут оставлять забоины. Поэтому рассмотрим пути умень-
пц
шения контактных напряжений.
Из уравнений (4.6) и (4.7) следует, что на величину наиболее
сильно влияет модуль Е% материала контролируемого изделия. Влияние
радиуса RJ несколько слабее, энергии А - еще меньше. Величина Е%
.не может выбираться произвольно, поэтому основной способ уменьше-
ния а - увеличение радиуса кривизны R бойка ударного вибратора.
tn I
Однако Rj нельзя увеличивать беспредельно, так как это может ухуд-
шить условия возбуждения. Другой путь уменьшения состоит в
изготовлении бойка из материала с низким модулем Ef, но это уве-
личивает длительность импульсов соударения, сужая их спектр.
Ударные устройства преобразователей дефектоскопов, использующих
локальный МСК, как правило, приводятся в действие электромагнит-
ными механизмами. Взаимодействие подвижной системы такого устрой-
130
Рис. 4.4. Конструкция ударного вибратор*
преобразователя типа ПДУ
ства с контролируемым изделием можно
исследовать на основе теории удара [14,
26]. Проанализируем удары, создаваемые
маломощными устройствами, подвижные сис-
темы которых обладают малыми массами и
движутся с небольшой скоростью. При этом
напряжения в зонах соударения не намно-
го превосходят пределы пропорциональнос-
ти и рассмотрение удара как абсолютно
упругого не приводит к большим погреш-
ностям. Поэтому считаем удар абсолютно
упругим.
В преобразователях типа ПДУ дефек-
тоскопов АД-50У и АД-60С использована
подвижная система (рис. 4.4) в виде
стальной оси 2 диаметром 2 мм с укреп-
ленным на ней якорем 12. На одном конце оси находится боек
/, наносящий удары по изделию, на другом - капролоновый диск 10,
в который упирается возвратная пружина И. Длина подвижной сис-
темы 67 мм, ее масса 3,5 г. При подаче в обмотку 6 импульса то-
ка якорь 12 втягивается в зазор 5 магнитопровода 4. После прекра-
щения тока пружина 11 возвращает систему в исходное состояние.
Войлочная шайба 8 смягчает удар о неподвижный упор 9. Подвижная
система перемещается во втулках 3, 7 из антифрикционной пластмассы.
Сложная форма подвижной системы вибратора затрудняет расчет
параметров возбуждаемых импульсов. Поэтому эти параметры изучали
экспериментально.
Исследование ударных импульсов для общего случая доброкачест-
венных и дефектных участков изделий затруднительно. Поэтому огра-
ничимся рассмотрением импульсов, ударно возбуждаемых в упругом
полупространстве. Это позволит оценить форму, амплитуду и длитель-
ность импульсов входного воздействия для предельного случая, соот-
ветствующего контролю изделий достаточно большой толщины, и сде-
лать выводы относительно ширины спектра возбуждающих импульсов,
влияния на этот спектр материала изделия и т.п.
131
Рис. 4.5. Схема измерительного устройст -
ва для исследования ударно-возбуждае-
мых импульсов
Для замены изделия полупространством
необходимо чтобы:
а) модули |z <М>| входного механи-
ческого импеданса изделия на всех учи-
тываемых составляющих спектра импульса
были намного больше соответствующих мо-
дулей |Zk(M| упугого сопротивления зо-
ны контакта;
б) амплитуды импульсов, отраженных от
противоположной грани изделия и прихо-
дящих до окончания соударения, были малы
по сравнению с амплитудой ударного им-
пульса.
Условие ”а” выполняется в широком диапазоне частот при толщине
изделий более 10-15 мм.
Ввиду малости площади контакта объемные волны излучаются в
изделие не направленно, что ослабляет отражение от противоположной
поверхности. При контроле изделий из пластиков амплитуды эхо-
сигналов ослабляются также вследствие большого затухания в этих
материалах. Кроме того, в объемные волны преобразуется лишь часть
энергии удара.
Для исследования параметров ударно возбуждаемых импульсов
разработаны специальная методика и установка (рис. 4.5). Между
стержнями 6 и 7 из латуни ЛС59-1 вклеен пьезоэлемент / из керамики
ЦТС-19. Толщина пьезоэлемента 2 мм, его диаметр (10 мм) равен
диаметрам стержней 6 и 7. Стержни 6 и 7, являющиеся также
электродами пьезоэлемента, соединены с входом осциллографа. К
торцу стержня 6 через тонкий слой масла с помощью капролоновой
гайки 3 прижимается стержень 2 из испытуемого материала. Стержни 2
и 6 центрирует капролоновая втулка 5. Исследуемый удар F(t)
наносится по внешнему торцу стержня 2. Площадь соударения мала,
поэтому упругий импульс распространяется сначала в виде сфери-
ческой волны, однако уже на расстоянии 4-5 диаметров от торца она
132
становится плоской [14]. При прохождении через границу раздела
стержней 2 и 6 и отражении от нее форма волны сохраняется, меня-
ется лишь ее амплитуда. Характеристические импедансы латуни и
пьезокерамики близки, поэтому отражения от пьезоэлемента практи-
чески не происходит. Толщина клеевых швов между пьезоэлементом и
стержнями 7 и 6 намного меньше минимальной длины волны. Влиянием
этих швов пренебрегаем. Ждущая развертка осциллографа запускается
от пьезоприемника 4 до начала исследуемого импульса.
Для неискаженной передачи через стержень спектральные состав-
ляющие импульса должны распространяться с равными скоростями и
одинаково ослабляться вследствие затухания. Первое из этих условий
сводится к отсутствию дисперсии скорости в стержне. В большинстве
материалов дисперсии, обусловленной свойствами среды, не наблю-
дается. Основной причиной зависимости скорости от частоты служит
геометрическая дисперсия. Оценим ее в области близких к единице
значений безразмерной скорости в = с/с , соответствующих малым
СТ
отношениям а/Х (здесь с - фазовая скорость звука, с = Jf/p, Р ~
ст
плотность материала стержня, а - его радиус, Л = c/f - длина
волны). При 1 С в < 0,97 значения в, вычисленные по приближенной
формуле [72]
в = 1 - яд г-
Л
(4.8)
учитывающей поправку Рэлея на поперечную инерцию, практически
совпадают с найденными по точной теории [128]. Расчет по формуле
(4.8) затруднен тем, что искомая скорость с входит также в правую
часть (так как Л = c/f). Преобразуем (4.8) к виду
^(l - 0) =

(4.9)
Интерес представляет вещественный, близкий к единице корень в.
Это позволяет избежать общего решения кубического уравнения. Из
формулы (4.9) найдем:
eJi - в ,
(4.10)
133
Рнс. 4.6. Дисперсионные кривые
для стержня при близких к еди-
нице значениях в - С/С :
ст
материал стержня: / — сталь;
2 — алюминиевый сплав Д16; 3 —
латунь ЛС-59-1; 4 — органичес-
кое стекло
где d = 2а - диаметр стержня. На рис. 4.6 приведены построенные
по формуле (4.10) зависимости в от fd для стали (с = 5170 м/с,
СТ
д = 0,29), алюминиевого сплава с = 5108 м/с, д = 0,34), латуни
СТ
(с = 3490 м/с, д = 0.35) и оргстекла (с = 2100 м/с, д = 0,35).
СТ ст
Определив в по величине параметра fd, найдем обусловленный дис-
персией сдвиг фазы в стержне длиной I на частоте f:
Д<р = 2я// с 1 - (вс ) 1 .
СТ СТ
(4.11)
Если на высшей учитываемой составляющей спектра величина Д^ дос-
таточно мала, влиянием геометрической дисперсии на форму импульса
допустимо пренебречь.
Формулу (4.10) можно представить в виде:
p.fd _ 2бм 1 - б
с -и
На рис. 4.7 показан построенный по этой формуле универсальный
график, позволяющий находить значения в в пределах 0,97 £ в < 1
для любых материалов.
На используемых частотах затуханием волн в металлах можно
пренебречь. В пластиках затухание больше, но возбуждаемые импульсы
имеют более узкие спектры, что ослабляет искажения вследствие
частотно-зависимого затухания. Для исключения искажений, вносимых
электрической цепью пьезоэлемента, постоянная времени этой цепи
намного превышает длительности исследуемых импульсов.
134
Рнс. 4.7. Обобщенная дисперсионная
кривая (/. Гц; d. м; С , м/с)
ст
Длина стержней 2 и. 7 (см. рис.
4.5) должна быть достаточной для
исключения прихода отраженных сигна-
лов до окончания исследуемого им-
пульса.
Ударные импульсы исследовали с
помощью запоминающего осциллографа
С8-1. Амплитуду силы находили путем сравнения с известной ампли-
тудой калибровочного импульса. Последний получали, сбрасывая с
определенной высоты на торец стержня 4 шарик подшипника известных
диаметра и массы. Приведем обоснование такой калибровки. Согласно
работе [14] длительность упругого соударения шара радиусом R и
массой с полупространством
(4.12)
где 8 = (1 - д'ЬЛттЕ), 8 = (1 - ). Е , Е и д . д -
1 112 2 2 12 12
модули Юнга и коэффициенты Пуассона материала шара и полупрост-
ранства соответственно; - скорость шара в начале соударения.
Теоретическая форма импульса соударения [26]
F(0 = F sin* 63 — . О с t с г.
т т
(4.13)
При падении упругого шара массой /п( на поверхность упругого
гюлупространства в силу закона сохранения количества движения
т1% " да1®1 = J
о
135
где t>0 и t>] - скорости шара перед ударом (/ = 0) и при t = / .
В случае упругого удара при t = т/2 F = F и v = 0.
1 тп 1
При свободном падении шара с высоты h с ускорением g скорость в
момент соударения = Ш откуда
т/2
/п,® = J F(t)dt. (4.14)
о
Используя выражение (4.13). найдем:
т/2 тг/2
[ F(t)dt = — F [ sinl ,63xdx = 0,849 — F . (4.15)
J я m J it m
0 0
Из уравнений (4.14) и (4.15) имеем:
rnn J2gft 3,7m Jzgft
Fm " ----------Г------- • <4Л6>
Значения mf, g и h известны, значение т определяется по формуле
(4.12) или опытным путем. Последнее даст более надежный результат.
Таким образом, амплитуда силы определена, что позволяет калибро-
вать установку.
Эксперименты показали, что форма калибровочных импульсов,
возбуждаемых ударом шара, лучше аппроксимируется функцией
F(t) = F sin2 ~ . (4.17)
m т
которая практически полностью совмещается с осциллограммой кали-
бровочного импульса. В этом случае
4m J 2^1
F =-------. (4.18)
m т
Разница в значениях F^, вычисленных по формулам (4.16) и (4.18),
составляет всего 8,1 %. В дальнейшем значения F^ определяли по
формуле (4.18).
136
Рис. 4.8. Осциллограммы импульсов, возбуждаемых ударным вибратором
преобразователя типа ПДУ в стержнях:
О — из латуни (т « 80 мкс, F - 272 Н); б — из алюминиевого сплава
Ш
(Т = 90 мкс. F - 237 Н); в - из оргстекла (т « 165 мкс, F •
т т
= 75.1 Н)
На рис. 4.8 представлены осциллограммы импульсов силы, возбуж-
даемых вибратором преобразователя ПДУ дефектоскопа АД-60С в стер-
жнях из латуни, алюминиевого сплава Д16 и оргстекла. На осцилло-
граммах (рис. 4.8, б, в) записаны также калибровочные импульсы
(они короче и меньше по амплитуде).
На рис. 4.8, в в конце развертки наблюдается отраженный до
конца стержня 7 (см. рис. 4.5) калибровочный импульс обратной
полярности. С момента его начала форма исследуемого импульса
искажена. Длительность т = 165 мкс этого импульса получена удво-
ением времени от его начала до достижения максимальной амплитуды.
В случае металлических стержней на форму импульсов влияют
возбуждаемые при ударе собственные колебания подвижной системы
вибратора. Они особенно заметны для латуни (Е% = 103,5 ГПа), менее
выражены для алюминиевого сплава (Е% = 72 ГПа) и вовсе отсутствуют
для оргстекла (Е% = 6 ГПа). Это согласуется с теорией удара [14],
согласно которой при т * Т (Т - период собственных колебаний
системы) влиянием этих колебаний на форму импульса можно
пренебречь.
МСК применяется преимущественно для кошроля изделий из
пластиков с относительно малыми модулями Юнга. В этом случае дли-
тельность возбуждаемых импульсов намного больше периода собствен-
ных колебаний подвижной системы вибратора, а форма импульсов силы
должна быть близка к таковой для случая удара шаров.
На осциллограмме (см. рис. 4.8, в) штриховой линией нанесена
функция (4.17), длительность т которой принята равной двум
137
I
длительностям активного этапа удара. Активный этап неплохо
аппроксимируется этой функцией, хуже - функцией (4.13). Пассивный
этап немного затянут, и импульс F(t) несимметричен. Однако в целом
его форма мало отличается от функции (4.17). Поэтому спектр
импульса можно приближенно представить спектром этой функции.
Модуль спектральной плотности последней [65]
S.(f) = FmT
1 т
sin(7rfr)
irfr[l - (fr)2]
(4.19)
При г = 165 мкс (оргстекло) первому нулю соответствует частота
f = 12,16 кГц. Полагая, что вся энергия импульса сосредоточена в
полосе частот f < и приняв d = 1 см, найдем fd =
= 12,15 кГц’см. По кривой для оргстекла (см. рис. 4.5) получим
в = 0,999, а по формуле (4.11) найдем, что обусловленное диспер-
сией изменение фазы на частоте в стержне 2 длиной 294 мм сос-
тавляет 0,009 рад. Ясно, что дисперсия не искажает форму импульса
в стержне из оргстекла и тем более в металлических стержнях.
Так как при контроле изделий из пластиков форма возбуждаемого
вибратором импульса силы удовлетворительно описывается теорией
удара шаров, допустимо использовать формулу (4.12) для оценки
путей уменьшения времени т соударения вибратора с изделием и,
следовательно, расширения спектра Из выражений (4.12) и
(4.19) следует, что основным способом расширения спектра является
уменьшение массы подвижной системы вибратора. Радиус кривизны и
скорость с»0 слабо влияют на длительность и спектр импульса.
Преимущества рассмотренных механических вибраторов - простота и
кратковременность контакта с контролируемыми изделиями. В отличие
от пьезоэлектрических такие вибраторы не требуют приложения ста-
тической силы, которая может мешать выявлению близко расположенных
дефектов вследствие их ’’захлопывания”. К недостаткам механических
вибраторов относятся неблагоприятная форма спектра возбуждаемых
импульсов упругих колебаний (быстрое уменьшение амплитуд спект-
ральных составляющих с ростом частоты) и резкая зависимость этого
спектра от материала наружного слоя и механического импеданса
изделия в зоне его возбуждения.
ЛЛ7
138
4.4. Аналитическое представление
импульсов соударения и их спектры
Как показано в п. 4.3, импульсы соударения ударного вибратора с
полупространством несимметричны: время т* нарастания силы от нули
до максимума (активный этап удара) несколько меньше времени т
С
пассивного его этапа, в течение которого сила уменьшается от
максимума до нуля. Такая же закономерность отмечается в работе
[13J для случая возбуждения изделий ударами молотка при реализации
интегрального МСК. Полная длительность ударного импульса т
= т + г .
н с
Импульсы с небольшой асимметрией можно приближенно представить
симметричными функциями, для которых т = т (см. п. 4.3). Однако
при большей асимметрии целесообразно подобрать аппроксимирующую
функцию, точнее описывающую исследуемый импульс. Общие требования
к таким функциям изложены в работе [53].
Покажем, что при ударах с небольшой энергией, когда основную
роль играют упругие деформации, производная аппроксимирующей функ-
ции в момент начала импульса соударения (t = 0) должна удовлетво-
рять дополнительному условию
dF
dt
= 0.
t-o
(4.20)
Зависимость силы F соударения тел от их деформации й
представлена на рис. 4.9 [26]. Под й понимается сближение между
достаточно удаленными от зоны контакта точками соударяющихся тел.
обусловленное только деформациями этих
При й < й деформации имеют чисто упру-
гий характер, причем
3
F = №. (4.21)
Рнс. 4.9. Зависимость силы F соударения
тел от их деформации Й
тел во время соударения.
_ 3_
2
где f = В - постоянная, зависящая от форм поверхностей соуда-
ряющихся тел и упругих свойств их материалов (см. гл. 2).
При h > возникают пластические деформации и кривая F(h)
становится более пологой. Штрихами показано продолжение построен-
ной по формуле (4.21) кривой для чисто упругих деформаций.
Соотношение (4.21) не зависит от t и в упругой области
выполняется в любой момент времени. Пусть h является функцией
времени h(t), причем в момент начала деформации t = О. В общей
форме можно записать
hit) = a{t * а/ * а/ * ... * аГ, (4.22)
где а ; а ; а ; ... а - действительные числа.
1X0 /I
Так как Л(0) = О, свободный член в полиноме отсутствует. Под-
ставив (4.22) в (4.21) и продифференцировав по t, получим:
1
dF 3 Л / х У2 X X Xl2( X О /
"77" = 7“ Па.‘ * O.J ♦ ... ♦ a t I |а, ♦ 2аt +
dt 211 2 п J I 1 2
* За/ * ... па A’l. (4.23)
з nJ
Из формулы (4.23) ясно, что для упругой области условие (4.20)
выполняется.
Легко показать, что для функции вида F = itF условие (4.20)
справедливо при любых q > 1.
Так как начальная стадия удара всегда происходит в упругой
области, условие (4.20) справедливо для любых ударов. Однако при
большей их энергии, когда деформации происходят в основном в плас-
тической области, допустима аппроксимация кривой F(t) функциями,
не удовлетворяющими этому условию.
В работе [13] для аппроксимации импульса соударения молотка с
контролируемым объектом использовано выражение <
Ф,(С = Л/Д;
140
F
N = ------—-----
I s i n (it IK)
Ktg(J7/K)
- e
nt
Ttg(nlK)
e
(4.24)
где - амплитуда импульса; т - его длительность; К = т/т*; т* -
время нарастания силы от нуля до максимума.
Функция (4.24) позволяет представлять импульсы с любой степенью
асимметрии, но не удовлетворяют условию (4.20) и. следовательно,
плохо аппроксимирует начальный участок ударного импульса. Для
устранения последнего недостатка заменим в (4.24) sinOrf/т) на
sin2(ir(/r), a sin(w/K) на sin2(ir/K).
В результате получим:
Ф(0 = NQ-,
п___________________________
F Ktg(irZK)
/п
N = ----2-------*
sin (п/К)
nt
„ . ! (.1 1 ’
Q = sin [——] е
(4.25)
Функция (4.25) удовлетворяет условию (4.20). Здесь от времени
зависит только Q, a N может рассматриваться как функция амплитуды
и формы импульса.. В частном случае симметричного импульса соуда-
рения (К = 2) формула (4.25) приобретает вид:
Ф (/) = F sin (nt/т). (4.26)
2 m
т.е. совпадает с формулой (4.17).
На рис. 4.10 показаны результаты аппроксимации ударного импуль-
са F(t), возбуждаемого вибратором дефектоскопа АД-60С в оргстекле,
функциями (4.24)-(4.26). Параметры импульса F(t) следующие: т* =
= 78,3 мкс; т = 180 мкс, К = 2,3. Очевидно, что функция (4.25)
значительно лучше описывает экспериментальную кривую F(t).
141
Рис. 4.10. Результаты аппроксимации экспериментальной кривой Fit)
импульса соударения функциями: Ф(/) — по формуле (4.25); Ф^(/) -
по формуле (4.24); Ф^(() ~ 1,0 Ф°РмУле (4.26)
Вводя обозначения я/К = а; я/т = b; i/tgWK) = 1/tga = с;
be = q, из формулы (4.25) получим:
Ф(0 = Ne^sinibt). (4.Z7)
Спектральная плотность этой функции
т т
S^/co) = |ф(/)е ^dt = \jsin2(W)e ^e ^dt -
0 0
-(*7*/со)т {-q~ j (2Ь-ы)т]
_ N_ е______________- 1 _ е____________________
“ 2 -(</ * /со) 2[-</ - /(2Z> — со)]
[-</-/<2д*со)т]
_ е_________________- 1
2[- q - j(2b ♦ со)]
(4.28)
Подставив сюда т = Кт*, получим выражение для модуля спектральной
плотности функции (4.28):
142
-2K(f- * /«*>
e- 1
ас
-2(— * jltX)
(4.29)
K[-aoj'2(a-irx)] K[-ac-/2(a*jrx)]
e- 1 _ e- 1
2 [—(ас+/2(а-тгх)] 2[-ac-j2(a*itx)]
где x = fr .
н
Рнс. 4.11. Модули спектральных
плотностей при различных значе-
ниях К
На рис. 4.11 приведены вычис-
ленные на ЭВМ по формуле (4.29)
нормированные по амплитуде гра-
фики модулей спектральных плот-
ностей для значений К = т/т ,
н
равных 1,5; 2; 2,5; 3; 3,5; 4.
Увеличение параметра К сужает
спектр, так как длительность им-
пульса при этом возрастает. Выражения (4.25), (4.29) хорошо ап-
проксимируют форму и спектр импульсов соударения в доброкачест-
венных зонах изделий значительной толщины.
Аналитическое представление формы и спектра импульсов, ударно
возбуждаемых в дефектных зонах изделия, намного сложнее в связи с
необходимостью учета механического импеданса отделенного дефектом
слоя изделия.
4.5. Пьезоприемники МСК-дефектоскопов
Пьезоприемники МСК-дефектоскопов имеют сферическую контакт-
ную поверхность, поэтому зона контакта с изделием обладает зна-
чительной гибкостью (см. гл. 2). Это меняет характеристики рас-
сматриваемых пьезоприемников по сравнению с обычными акселеромет-
рами.
143
От акселерометра обычно требуют горизонтальную амплитудно-
частотную характеристику (АЧХ) в рабочем диапазоне частот. При
этом под АЧХ понимают зависимость амплитуды выходного сигнала от
частоты при постоянной амплитуде ускорения. Рассматриваемый пьезо-
приемник работает в иных условиях, поэтому обсудим вопрос о жела-
тельной форме его АЧХ.
Используя формулу (4.1), выразим модуль спектральной плотности
сигнала на выходе пьезоприемника:
S9(f) = S АПК АПК АПК АП- (4.30)
X 11X0
Здесь S((f) - модуль спектральной плотности импульсов возбуждения;
= |ГИОТ| - модуль адмитанса (в общем случае переходного)
участка контролируемого изделия между зонами возбуждения и приема
упругих колебаний; К^П и К^(П ~ АЧХ контактной гибкости и
собственно пьезоприемника соответственно (см. рис. 4.1).
Функцию Р(П = КАПКАН можно рассматривать как АЧХ
X *5
пьезоприемника. Отметим, что P(f) = IKH/v^H, где U(f) ~ выход-
ное электрическое напряжение приемника; v^(f) ~ колебательная
скорость изделия в зоне его контакта с приемником. Из выражения
(4.30) получим S2(f) = S/Dir/Dpa).
Удобно, чтобы SАП была подобна функции |У (f)|. Эго будет при
х Н
S^DPtH = const. (4.31)
Однако функции S^f) и Р(П также зависят от Y (f). Поэтому
выполнить условие (4.31) даже приближенно невозможно. Речь может
идти лишь о частичной компенсации неравномерности амплитуды спект-
ральной плотности S[(f) соответствующим выбором коэффициента
передачи Р(П приемника с целью выравнивания амплитуд составляющих
спектра выходного сигнала в доброкачественных зонах контролиру-
емого изделия.
Для упрощения анализа примем, что форма возбуждаемых в изделии
импульсов аппроксимируется функцией (4.17), а модуль их спектраль-
ной плотности - функцией (4.19).
144
Основной Sj(f) н модифицированные fS^(f) н
Рис. 4.12.
модули спектральной плотности импульса
На рис. 4.12 показаны функция S{(f). а также модифицированные
функции fS^(f) и , нормированные так, что их максимальные
значения равны единице.
В п. 4.2 показано, что при ударном возбуждении преобразователем
дефектоскопа АД-60С полупространства из латуни длительность
импульсов составляет т = 80 мкс, из оргстекла т = 165 мкс. В
первом случае первый минимум функции Sf(f) соответствует частоте
= 2/т = 25 кГц, во втором Ц = 12,1 кГц. При контроле изделий
из более мягких материалов значение f будет еще меньше. Поэтому в
общем случае в диапазон рабочих частот дефектоскопа попадают и
частоты, превышающие частоту первого нуля функции
Рассмотренные модификации амплитуды спектральной плотности
ударно возбуждаемого импульса эквивалентны расширению его спектра,
поэтому модифицированные спектры предпочтительнее основного. Полу-
чение импульсов, обладающих спектрами и затрудни-
тельно. Однако тот же результат в смысле влияния на спектр выход-
ного сигнала можно получить введением в приемно-усилительный тракт
звена с линейно растущей или квадратично растущей АЧХ. Функции
такого звена может выполнять электрическая цепь приемника упругих
колебаний.
145
Рис. 4.13. Конструкция пьезоприемннка
На рис. 4.13 показан приемник преоб-
разователя дефектоскопов АД-50У и АД-
60С. В капсуле 6, прижимаемой пружи-
ной 5 к контролируемому изделию 9 с
постоянной силой F , помещен пьезопри-
емник, состоящий из пьезоэлемента 8,
инерционной тыльной массы 3 и контакт-
ного наконечника /. Элементы /, 8, 3
соединены токопроводящим клеем. Между
пьезоприемпиком и капсулой помещен виброизолируюший материал 2.
Зазор между капсулой и пьезоэлементом заполнен герметиком 7. На-
конечник / электрически соединен с капсулой, масса 3 экраниро-
ванным проводом соединена с входом усилителя дефектоскопа. Кап-
сула 6 может перемещаться в стакане 4, неподвижно закрепленном
на массивном корпусе преобразователя.
Размеры пьезоприемника и капсулы малы по сравнению с минималь-
ной длиной упругой волны. Поэтому приемник и капсулу рассматриваем
как сосредоточенные массы.
Представим пьезоприемник моделью, показанной на рис. 4.14, а.
Здесь К* - гибкость зоны контакта наконечника 1 (см. рис. 4.13) с
изделием: п - масса наконечника I; т - тыльная масса 3; К -
кн см 3
гибкость виброизоляпии между пьезоприемником и капсулой (массой
виброизоляции пренебрегаем); т - масса капсулы б; К - гибкость
4 5
пружины 5. Активные сопротивления г*; г^; отражают потери в
упругих элементах с соответствующими индексами. Пьезоэлемент пред-
ставлен импедансом Z . Колебания в системе возбуждаются гармони-
ческой силой F.
Механическую модель (рис. 4.14, а) представим схемой замещения
(рис. 4.14, б). Источник колебаний, которым служит контролируемое
чзделие, представлен генератором гармонической колебательной ско-
рости V, шунтированным механическим импедансом Z этого изделия.
Активные и реактивные составляющие упругих элементов соединены
/злом, что соответствует последовательному их соединению на схеме
замещения (см. рис. 4.14, б). Для упругих элементов связь между
146
Рнс. 4.14. Схемы пьезопрнемника:
а — модуль механической системы
(без учета Z ); б — полная схема
и
замещения; в — расчетная схема
замещения; Z
четная схема
— развернутая рас -
замещения
при =
. Z
к
потерями г и реактивными сопро-
тивлениями X = -1/(соК) выразим в
форме г = и|Х|. При этом импе-
дансы упругих элементов имеют
вид Z = (и - /)/(ыК). Инерци-
онные элементы схемы, представ-
ленной на рис. 4.14. б: Z =
КН
= /сот ; Z = /сот ; Z4 = /сот .
кн см см 4
С* - емкость зажатого гпезоэле-
Пьезоэлемент представлен эквивалентной схемой, справедливой в
области низких частот [38]. Здесь Z" = /сот /2, т - масса пьезо-
D D " пл
элемента; Z' = i/(jcoK ), К - гибкость пьезоэлемента с разомкну-
тыми обкладками; ZQ = l/O’coC5).
мента; Z - комплексное электрическое сопротивление нагрузки пье-
э
зоэлемента. Коэффициент трансформации электромеханического транс-
£
форматора N = d SY //, где d - пьезомодуль, S - площадь сечения
♦5*5 *5*5 р
пьезоэлемента, I - его толщина, У - модуль упругости при закоро-
ченных обкладках.
Можно показать, что в рабочем диапазоне частот модуль |^х|
входного импеданса цепи, образованной Z' и электромеханическим
п
трансформатором, нагруженным на электрической стороне, намного
больше модуля общего импеданса правой и левой ветвей системы в
точке подключения к ней Z'. Поэтому примем, что сила F^ не зависит
от Z . Имея это в виду и объединив импедансы Z и Z в виде Z -
вх н к а
147
= ZZJ(Z* * схемУ замещения на рис. 4.14, б приведем к виду.
представленному на рис. 4.14, в. Здесь
Zl = Z ♦ Z" = /аят
кн п I КН
т
п
2
= /алп(:
т
__п
2
Z2 = Z" * Z = /gj
п см
т
см
_ _ Z3(Z4 * Z5)
в Z3 * Z4 ♦ Z5
v3
; Z3 - ---
соДз
р5 ~i
СоК
ъ
%
G)K
К
; Z
к
Из схемы (см. рис. 4.14, в) найдем:
vZ (Z2 - Z )
. _ а_______________в
п Z • Zl ♦ Z2 ♦ Z
а ।
(4.32)
Согласно работе [38] электрическое напряжение на выходе приемного
пьезоэлемента
jcod Z
U =------------------F , (4.33)
1 ♦ jaZTZ п
э
где (? - емкость свободного пьезоэлемента.
Обычно пьезоприемник работает на резистивно-емкостную нагрузку
Z = R /(1 + /со/? С ), где R - активное сопротивление, С - шун-
• ээ эм э м
тирующая R$ общая емкость электрической цепи. В этих условиях из
уравнения (4.33) получим:
148
Отсюда следует, что при R = <к>
U = U = ----F .
° (Лс "
м
Умножая числитель и знаменатель уравнения (4.34)
вводя безразмерный параметр 0 = со/? (С^ * С ), из
(4.35)
на ((7” * С ) и
м
выражений (4.34)
и (4.35) получим:
U = U -— -= 33 "-----
Подставив
(4.32) в
(4.36), найдем
амплитуду
выходного напряжения
dF
у _ 33 п
Z )
м
vZ (Z2
а
Z . Z\ . Z2 . Z
а
(4.37)
В соответствии с принятым выше определением коэффициента переда-
чи Ptf) под АЧХ рассматриваемого пьезоприемника будем пони-
мать зависимость амплитуды выходного электрического напряжения
от частоты при постоянстве амплитуды колебательной скорости из-
делия.
Из входящих в уравнение (4.37) величин от контролируемого изде-
лия зависят только, импедансы Z и Z*. При этом Z определяется
конструкцией изделия и наличием в нем дефектов, Z - в основном
упругими свойствами наружного слоя изделия (см. гл. 2). Примем для
определенности, что |Z | < |Z I и, следовательно, Z = Z . Это
КН Q К
соответствует бездефектным зонам изделий достаточно большой
толщины. Схема замещения для этого случая представлена на
рис. 4.14, г. Она использована для расчета на ЭВМ АЧХ пьезопри-
емника. В расчет приняты следующие данные.
Контактный наконечник стальной, его масса т = 0,255 г, радиус
кривизны контактной поверхности /?^ = 2,5 мм, сила прижатия к
изделию Fq = 3 Н.
149
Пьезоэлемент из керамики ЦТС-19; его диаметр 4 мм, толщина
2 мм, масса т =0,184 г. Пьезомодуль d = 260 пКл/Н; диэлектри-
П уч 33 ^7*
ческая проницаемость € /е^ = 1500, емкость С = 84 пФ.
Общая емкость ♦ С - 300 пФ; масса т = 1,02 г. Опреде-
м см
ленная экспериментально по прогибу под действием известной силы
гибкость К = 2,5’10 5 м/Н. Гибкость пружины К = 0,84’10 2 м/Н.
3 2 5
Пьезоприемник нагружен на сталь (Е/(1 - д ) = 240 ГПа, К =
_ о о К
= 11,6’10 м/Н) и пластик (Е/(1 - ц ) = 6 ГПа, К = 87,1х
о к
хЮ м/Н.
Потери упругих элементов приняты равными р = р = р = р.
к 3 о
Величина р служит параметром кривых; ей придаются значения 0,025;
0,1 и 0,2.
Расчеты выполнены в диапазоне частот 10-30 кГц для значений
активного сопротивления входной цепи усилителя = 1 кОм и R$ =
= со. Колебательная скорость изделия v = 1 мм/с. На рис. 4.15
приведены расчетные зависимости выходного напряжения U пьезопри-
емника от частоты f. Вверху (кривые I и //) расположены АЧХ для
случая R = <х>, внизу (кривые Г и //') - для R$ = 1 кОм. Штри-
ховой линией показаны АЧХ для полной эквивалентной схемы (см.
рис. 4.14, г), построенные при р = 0,1.
Экспериментально установлено, что в области частот f < 2 кГц
АЧХ приемника отличаются от рассчитанных по полной схеме замеще-
ния: отсутствуют минимумы при 28 Гц и максимумы при -—600 Гц.
Причиной этого оказалось трение без смазочного материала капсулы 6
о стакан 4 (см. рис. 4.13). Это трение, не исключающее движение
капсулы под действием значительных статических сил прижатия
приемника к изделию и упругости пружины 5, перпятствует колебаниям
капсулы от малой переменной силы.
Неподвижность капсулы учтем, положив Z= «> (К = 0) и приняв
□ . о
Z = (р - /)/(<*>К ) в формуле (4.37). Результаты расчетов для
неподвижной капсулы показаны на рис. 4.15 сплошными линиями. АЧХ
пьезоприемника имеет один минимум и один максимум. В области f >
> 2 кГц графики для К = 0 и К * 0 практически совпадают.
5 5
150
Рис. 4.15. Расчетные АЧХ пьезо-
приемника :
I н Г — кривые. соответствующие
нагрузке на сталь, II н II' — то
же, на пластик
Минимум определяется резонансом
элементов т и К и соответству-
«5
ет частоте
f . =-----1------ . (4.38)
rnm
3
Максимум АЧХ наблюдается при
антирезонансном значении вход-
ного импеданса схемы (см. рис.
4.14, г). Так как обычно К «
К можно принял,*
Э
2ml (m ♦ т)К
1 к
(4.39)
______________I________________
2ml (/л + т ♦ т )К
кн п см к
Острота максимумов АЧХ определяется в основном величиной р*,
минимумов - v . Характер расчетных кривых при К = О подтвержда-
«5 &
ется экспериментом.
В диапазоне рабочих частот f < f < f экстремумы АЧХ не-
желательны. Рассмотрим возможности вывода их за пределы диапазона
так, чтобы выполнялись условия f . < f и f > f .
mm и max в
Формула (4.39) справедлива при принятом условии
К,| * KI-
151
Частота f . определяется только параметрами пьезоприемника,
птш
Величина f зависит также от свойств контролируемого изделия,
max
влияющих на значение К . Как f . , так и f зависят от массы т,
к mm max
которую для уменьшения f следует увеличивать, а для повышения
f - уменьшать,
max
Основной путь снижения - уменьшение гибкости дости-
гаемое применением виброизолирующего материала и герметика с
малыми модулями упругости.
Из формулы (4.39) следует, что для повышения необходимо
уменьшать общую массу пьезоприемника М = т ♦ т * т и контакт-
КН п см
ную гибкость К . Рассмотрим пути повышения В гл. 2 показано,
что величину К* существенно уменьшить нельзя.
Уменьшение массы пьезоприемника уменьшает амплитуду выходного
сигнала, пропорциональную т = т + т /2. При этом U уменьшается
быстрее, чем увеличивается При нагрузке на пластик (К* =
= 87,1*10 8 м/Н) для получения f =20 кГц масса приемника
max
должна быть М = 1/(со К ) = 0,072 г, что нереально. Кроме того,
уменьшение т повышает частоту f^, что также нежелательно.
Таким образом, существенное повышение путем уменьшения М и
К невозможно. Поэтому при использовании пьезоприемников прихо-
дится мириться с максимумом АЧХ в рабочем диапазоне частот.
| 2 '
Функция </> = 0/4 0 ♦ 1 в формулах (4.36) и (4.37) определяет
АЧХ входной цепи усилителя. Представим в в виде 0 = сот = 2тгт /Г,
где т = R (С? ♦ С ) - постоянная времени электрической цепи
пьезоприемника, Т = l/f - период колебаний. При 0 < 1 функция ч>
пропорциональна частоте р = 0 = 2тгт f. С ростом 0 эта линейная
э
зависимость нарушается, причем lim у? = 1.
Q —> оо
152
модули спектральной плотности импульса
На рис. 4.12 показаны функция а также модифицированные
функции fS^f) и , нормированные так, что их максимальные
значения равны единице.
В п. 4.2 показано, что при ударном возбуждении преобразователем
дефектоскопа АД-60С полупространства из латуни длительность
импульсов составляет г s 80 мкс, из оргстекла г = 165 мкс. В
первом случае первый минимум функции S^(f) соответствует частоте
= 2/т = 25 кГц, во втором = 12,1 кГц. При контроле изделий
из более мягких материалов значение будет еще меньше. Поэтому и
общем случае в диапазон рабочих частот дефектоскопа попадают и
частоты, превышающие частоту первого нуля функции S^(f).
Рассмотренные модификации амплитуды спектральной плотности
ударно возбуждаемого импульса эквивалентны расширению его спектра,
поэтому модифицированные спектры предпочтительнее основного. Полу-
чение импульсов, обладающих спектрами fS^f) и затрудни-
тельно. Однако тот же результат в смысле влияния. на спектр выход-
ного сигнала можно получить введением в приемно-усилительный тракт
звена с линейно растущей или квадратично растущей АЧХ. Функции
такого звена может выполнять электрическая цепь приемника упругих
колебаний.
145
Рнс. 4.13. Конструкция пьезопрнемннка
На рис. 4.13 показан приемник преоб-
разователя дефектоскопов АД-50У и АД-
60С. В капсуле 6. прижимаемой пружи-
ной 5 к контролируемому изделию 9 с
постоянной силой F , помещен пьезопри-
емник, состоящий из пьезоэлемента 8,
инерционной тыльной массы 3 и контакт-
ного наконечника /. Элементы /, 8, 3
соединены токопроводящим клеем. Между
пьезоприемником и капсулой помещен виброизолирующий материал 2.
Зазор между капсулой и пьезоэлементом заполнен герметиком 7. На-
конечник / электрически соединен с капсулой, масса 3 экраниро-
ванным проводом соединена с входом усилителя дефектоскопа. Кап-
сула 6 может перемещаться в стакане 4, неподвижно закрепленном
на массивном корпусе преобразователя.
Размеры гпюзоприемника и капсулы малы по сравнению с минималь-
ной длиной упругой волны. Поэтому приемник и капсулу рассматриваем
как сосредоточенные массы.
Представим пьезоприемник моделью, показанной на рис. 4.14, а.
Здесь К - гибкость зоны контакта наконечника / (см. рис. 4.13) с
изделием: т - масса наконечника /; т - тыльная масса 3; К -
кн см 3
гибкость виброизоляции между пьезоприемником и капсулой (массой
виброизоляции пренебрегаем): т - масса капсулы 6; К - гибкость
4 5
пружины 5. Активные сопротивления г ; г ; г отражают потери в
к 3 5
упругих элементах с соответствующими индексами. Пьезоэлемент пред-
ставлен импедансом Z . Колебания в системе возбуждаются гармони-
ческой силой F.
Механическую модель (рис. 4.14, а) представим схемой замещения
(рис. 4.14, б). Источник колебаний, которым служит контролируемое
изделие, представлен генератором гармонической колебательной ско-
рости v, шунтированным механическим импедансом Z этого изделия.
Активные и реактивные составляющие упругих элементов соединены
узлом, что соответствует последовательному их соединению на схеме
замещения (см. рис. 4.14, б). Для упругих элементов связь между
146
Рнс. 4.14. Схемы пьезопрнемннка:
а — модуль механической системы
(без учета Z 1; б — полная схема
н
замещения; в — расчетная схема
замещения; Z — развернутая рас-
четная схема замещения при Z^ -
= Z
к
потерями г и реактивными сопро-
тивлениями X = -1/(<аК) выразим в
форме г = и|Х|. При этом импе-
дансы упругих элементов имеют
вид Z = (г - /)/(шК). Инерци-
онные элементы схемы, представ-
ленной на рис. 4.14, б: Z =
КН
= /сот ; Z = /сот ; Z4 = /сот .
кн см см 4
Zf Z2
В)
?)
Пьезоэлемент представлен эквивалентной схемой, справедливой в
области низких частот [38]. Здесь Z" = /сот /2, т - масса пьезо-
D ц и п п
элемента; Z' = \/(jcoK ), К - гибкость пьезоэлемента с разомкну-
емкость зажатого пьезоэле-
мента; Z$ - комплексное электрическое сопротивление нагрузки пье-
зоэлемента. Коэффициент трансформации электромеханического транс-
£
форматора N = d SY /I, где d - пьезомбдуль, S - площадь сечения
р
пьезоэлемента, I - его толщина, Y - модуль упругости при закоро-
ченных обкладках.
Можно показать, что в рабочем диапазоне частот модуль |Z |
входного импеданса цепи, образованной Z' и электромеханическим
п
трансформатором, нагруженным на электрической стороне, намного
больше модуля общего импеданса правой и левой ветвей системы в
точке подключения к ней Z'. Поэтому примем, что сила F не зависит
от Z . Имея это в виду и объединив импедансы Z и Z в виде Z =
вх и к а
147
= Z Z KZ ♦ Z), схему замещения на рис. 4.14, б приведем к виду,
представленному на рис. 4.14, в. Здесь
(т 1
т---т2— I = /cam
кн 2 J ' I
f тп 1
Z2 = Z" + Z = /са| —2— ♦ т = /cam;
п см I 2 см J
Z3(Zl . Z5) - V3
в ~ Z3 * Z4 . Z5 а>К
*3
Из схемы (см. рис. 4.14, в) найдем:
vZ (Z2 - Z )
. _______а________в____
П = Z . Z\ * Z2 * Z
а в
(4.32)
Согласно работе [38]
пьезоэлемента
K>3Z.
1 . "
э
где - емкость свободного пьезоэлемента.
электрическое напряжение на выходе приемного
(4.33)
Обычно пьезоприемник работает на резистивно-емкостную нагрузку
Z = /?/(! + /са/? С ), где R - активное сопротивление, С - шун-
• э э эм э м
тирующая R общая емкость электрической цепи. В этих условиях из
э
уравнения (4.33) получим: '
м[са/? (С1 * С )]2 ♦ 1
э м
(4.34)
148
Отсюда следует, что при R = °°
э
d33
U = U = —---------------F . (4S5)
0 J + С
М яр»
Умножая числитель и знаменатель уравнения (4.34) на (С* + С) и
вводя безразмерный параметр 6 = aiR^C? ♦ CJ, из выражений ((,34)
и (4.35) получим:
Подставив (4.32) в (4.36), найдем амплитуду выходного напряжения
vZ (Z2 ♦ Z )
______________а_____________в
Z * Z1 . Z2 ♦ Z
а_____________в
в
177?
(4.37)
В соответствии с принятым выше определением коэффициента пода-
чи P(f) под АЧХ рассматриваемого пьезоприемника будем пони-
мать зависимость амплитуды выходного электрического напряжения
от частоты при постоянстве амплитуды колебательной скорост из-
делия.
Из входящих в уравнение (4.37) величин от контролируемого изде-
лия зависят только импедансы Z и Z . При этом Z опредеяется
НК н
конструкцией изделия и наличием в нем дефектов, Z - в важном
упругими свойствами наружного слоя изделия (см. гл. 2). Прин для
определенности, что |ZJ < |Z | и, следовательно, Zq = 1. Эго
соответствует бездефектным зонам изделий достаточно биьшой
толщины. Схема замещения для этого случая представлю на
рис. 4.14, г. Она использована для расчета на ЭВМ АЧХ пмопри-
емника. В расчет приняты следующие данные.
Контактный наконечник стальной, его масса т = 0,255 г, адиус
КН
кривизны контактной поверхности R^ = 2,5 мм, сила прижия к
изделию F= 3 Н.
149
Пьезоэлемент из керамики ЦТС-19; его диаметр 4 мм, толщина
2 мм, масса т - 0,184 г. Пьезомодуль d = 260 пКл/Н; диэлектри-
п у* *5 «5
ческая проницаемость е /eQ = 1500, емкость С = 84 пФ.
Общая емкость
масса - 1,02 г. Опреде-
ленная экспериментально по прогибу под действием известной силы
-5 -2
гибкость К = 2,510 м/Н. Гибкость пружины К = 0,84’10 м/Н.
3 2 5
Пьезоприемник нагружен на сталь (£/(1 - д ) = 240 ГПа, К =
-я 9 к
= 11,6’10 м/Н) и пластик (£/(1 - д ) = 6 ГПа, К = 87,1*
-л к
хЮ а м/Н.
Потери упругих элементов приняты равными v = v - v = v.
к 3 &
Величина v служит параметром кривых; ей придаются значения 0,025;
0,1 и 0,2.
Расчеты выполнены в диапазоне частот 10-30 кГц для значений
активного сопротивления входной цепи усилителя R = 1 кОм и R =
= оо. Колебательная скорость изделия v = 1 мм/с. На рис. 4.15
приведены расчетные зависимости выходного напряжения 17 пьезопри-
емника от частоты f. Вверху (кривые 1 и II) расположены АЧХ для
случая = оо, внизу (кривые Г и II') - для R$ = 1 кОм. Штри-
ховой линией показаны АЧХ для полной эквивалентной схемы (см.
рис. 4.14, г), построенные при v = 0,1.
Экспериментально установлено, что в области частот f < 2 кГц
АЧХ приемника отличаются от рассчитанных по полной схеме замеще-
ния: отсутствуют минимумы при 28 Гц и максимумы при <~600 Гц.
Причиной этого оказалось трение без смазочного материала капсулы 6
о стакан 4 (см. рис. 4.13). Это трение, не исключающее движение
капсулы под действием значительных статических сил прижатия
приемника к изделию и упругости пружины 5, перпятствует колебаниям
капсулы от малой переменной силы.
Неподвижность капсулы учтем, положив Z = оо (К = 0) и приняв
5 5
Z^ = (р^ - /)/(о>К3) в формуле (4.37). Результаты расчетов для
неподвижной капсулы показаны на рис. 4.15 сплошными линиями. АЧХ
пьезоприемника имеет один минимум и один максимум. В области f >
> 2 кГц графики для К = 0 и К * 0 практически совпадают.
о о
150
Острота максимумов АЧХ определяется в основном величиной
минимумов - Характер расчетных кривых при - 0 подтвержда-
ется экспериментом.
В диапазоне рабочих частот f < f < экстремумы АЧХ не-
желательны. Рассмотрим возможности вывода их за пределы диапазона
так, чтобы выполнялись условия f . < f и f > f .
1 mm и max в
1 Формула (4.39) справедлива при принятом условии КI < |Z.I
151
Частота f . определяется только параметрами пьезоприемника,
min
Величина зависит также от свойств контролируемого изделия,
влияющих на значение К . Как f . , так и f зависят от массы т,
к nun шах
которую для уменьшения следует увеличивать, а для повышения
f - уменьшать.
шах
Основной путь снижения - уменьшение гибкости дости-
гаемое применением виброизолирующего материала и герметика с
малыми модулями упругости.
Из формулы (4.39) следует, что для повышения необходимо
уменьшать общую массу пьезоприемника М = т ♦ т ♦ т и контакт-
КН п см
ную гибкость К*. Рассмотрим пути повышения В гл. 2 показано,
что величину К* существенно уменьшить нельзя.
Уменьшение массы пьезоприемника уменьшает амплитуду выходного
сигнала, пропорциональную т = т ♦т/2. При этом U уменьшается
СМ п
быстрее, чем увеличивается f При нагрузке на пластик (К* =
= 87,1-10 8 м/Н) для получения f =20 кГц масса приемника
2 max
должна быть М = 1/(со К*) = 0.072 г, что нереально. Кроме того,
уменьшение т повышает частоту f , что также нежелательно.
Таким образом, существенное повышение f путем уменьшения М и
max
К невозможно. Поэтому при использовании пьезоприемников прихо-
дится мириться с максимумом АЧХ в рабочем диапазоне частот.
I 2 *
Функция = в/чв ♦ 1 в формулах (4.36) и (4.37) определяет
АЧХ входной цепи усилителя. Представим в в виде 6 = сот = 2ттт /Т.
где т = R ((? ♦ CJ - постоянная времени электрической цепи
пьезоприемника, Т = 1/f - период колебаний. При 6 « 1 функция <р
пропорциональна частоте = 6 = 2ттт f. С ростом в эта линейная
э
зависимость нарушается, причем lim <р = 1.
0- > оо
152
Рассмотрим АЧХ пьезоприемника при емкостной нагрузке [Z =
э
= 1/(/соС ); г П = сю] на средних частотах f . < f и f вдали
м э min н max
от экстремумов. В этом случае влиянием виброизоляпии можно
пренебречь, положив При т П = 00 формула (4.36) принимает
3 э
вид:
d d d
,, 33 33 33 2.
U = ---ma = --тем = -mw {,
C + C C * C C ♦ C
MM M
(4.40)
где а и 5 - амплитуды ускорения и смещения соответственно. Из
(4.40) следует, что при v = const в средней полосе частот выходное
напряжение пьезоприемника пропорционально частоте.
Примем теперь т /Г < 1. При этом = cjt , и формула (4.36)
э " э
приобретает вид:
d d
,, 33 33 2
и = —_--------гит см = —=----------гит со v =
3 d+c
м м .. ...
где Ь - резкость, определяемая как Ь = da/dt. Таким образом, при v
2
= const и т П < 1 выходное напряжение пропорционально со .
э
Как видно из формул (4.40), (4.41), в области средних частот
выходное напряжение приемника при т П не зависит от частоты при
э
постоянстве амплитуды ускорения а, при tJT « 1 - при постоянстве
амплитуды резкости Ь.
На рис. 4.(5 прямая А соответствует линейно растущей, прямая
В - квадратично растущей зависимости от частоты. Резонансы иска-
жают форму АЧХ пьезоприемника, однако в целом при т П > 1 АЧХ
э
располагается вблизи прямой А (см. рис. 4.15), при т П < 1 -
• ~ э
вблизи прямой В. Таким образом, пьезоприемник корректирует нерав-
номерность амплитуды спектральной плотности импульсов входного
153
воздействия. Если У (/) не зависит от частоты (например, когда
изделие представляет собой достаточно протяженный изотропный
топкий лист), амплитуда спектральной плотности сигнала на выходе
пьезоприемника в области средних частот при т /Т » 1 будет в
первом приближении соответствовать функции при т /Т < \ -
функции (см. рис. 4.12).
Уменьшение т снижает уровень наводок на входную цепь, что
служит дополнительным преимуществом.
Недостатком входной цепи усилителя с малой т является
уменьшение амплитуды принятого сигнала. Оценим величину этого
уменьшения, задавшись 10 %-ным отклонением функции = fl/J#2 ♦ 1
от линейного закона <р = в на верхней частоте f . В этом случае
В
в = 0,4842 и т ГТ = 0,077, причем на частоте f амплитуда выход-
ного сигнала составляет 43,6 % максимальной, соответствующей в =
= оо. Таким образом, указанный недостаток не существен и компенси-
руется достоинствами входной цепи с малой постоянной времени.
Рассмотрим перспективы использования в дефектоскопах с механи-
ческими ударными вибраторами приемников другой физической природы.
В зависимости от параметра колебаний, при постоянстве которого
линейный участок АЧХ имеет вид горизонтальной прямой, все прием-
ники условно разделим на приемники смещения (?) колебательной
скорости (v = d£/dt), ускорения (а - dfyd?) и резкости (Ь =
= Так, рассмотренный пьезоприемник при т /Т » 1 является
приемником ускорения, при т /Т < 1 - резкости.
э
Пьезоприемник компенсирует уменьшение амплитуды спектральной
плотности ударных импульсов с ростом частоты (особенно при малых
значениях т /Т), что является его достоинством.
э
Приемник колебательной скорости, линейный участок АЧХ которого
описывается выражением U = k^v. не компенсирует (но и не ухудшает)
неравномерности функции S((f) и в этом отношении уступает пьезо-
приемнику.
154
Приемник смещения (например, конденсаторного типа), линейный
участок АЧХ которого описывается выражением U = k£, подчеркивает
неравномерность спектра
Таким образом, с точки зрения компенсации неравномерности спек-
тра импульсов входного воздействия лучшим является приемник рез-
кости, худшим - приемник смещения.
Рассмотренные соображения не являются единственными при выборе
приемника. Существенны также равномерность его АЧХ в диапазоне
рабочих частот (в этом отношении пьезоприемпик обладает большим
недостатком) и чувствительность. Отметим, что кроме описанных
путей выбора типа приемника и его параметров (в частности,
величины т /Т). возможна компенсация неравномерности спектра S ([)
э I
в усилителе дефектоскопа, АЧХ которого может быть сделана линейно
или квадратично растущей функцией частоты.
4.6. Дефектоскопы для работы
методом свободных колебаний
В п. 4.1 описаны различные способы аппаратурной реализации МСК,
их достоинства и недостатки. Рассмотрим теперь промышленные много-
канальные МСК-дефектоскопы с одновременным анализом и визуализа-
цией спектра. Использование этих приборов существенно облегчает
разработку методик контроля новых изделий, упрощает работу опе-
ратора.
МСК-дефектоскопы ЛД-50У и АД-60С (А.с. 161564 СССР) имеют
почти одинаковые структурные схемы. Различие состоит в том, что
АД-50У реализует только МСК, а АД-60С - МСК и Импедансный метод с
PC-преобразователем. Кроме того, в АД-60С применена более
совершенная электронная схема. Поэтому ограничимся описанием
только дефектоскопа АД-60С, структурная схема которого показана на
рис. 4.16.
Прибор комплектуется тремя унифицированными преобразователями
ПДУ-1, ПДУ-2 и ПДУ-3 для работы МСК- и PC-преобразователем ПА-1
для контроля импедансным методом. Преобразователи ПДУ отличаются
лишь приемниками упругих колебаний - в ПДУ-1 используется
пьезоэлектрический точечный приемник, в ПДУ-2 - пьезоэлектрический
коаксиальный, в ПДУ-3 приемником служит электретный микрофон
МКЭ-3.
155
156
Рис. 4.16. Структурная схема дефектоскопа АД-60С
Ударный вибратор преобразователя ПДУ-1 (рис, 4.17) содержит
магнитопровод 4, 6. в канале которого во втулках 3, 7 перемещается
подвижная система в виде оси 2 с якорем 5 и бойком /. Сверху на
ось насажен грибок 9, в который упирается возвратная пружина 8.
Перемещение подвижной системы ограничено упором 11 со смягчающей
удар войлочной шайбой 10. При подаче импульса тока в катушку 13
якорь 5 втягивается в зазор магнитопровода и ударяет по контро-
лируемому изделию. После окончания импульса подвижная система
пружиной 8 возвращается в исходное положение. Точечный пьезопри-
емник размещен в капсуле 15, прижимаемой к контролируемому изделию
пружиной 14. Он содержит пьезоэлемент 17, контактный наконечник 18
и массу 19. Между приемником и капсулой помещен виброизолируюший
материал 16. При наличии в изделии дефекта включается сигнальная
лампа 12.
В коаксиальном пьезоприемнике преобразователя ПДУ-2 пьезо-
элемент, наконечник и масса имеют кольцевую форму, симметричную
относительно оси подвижной системы ударного вибратора.
Преобразователь ПДУ-1 предназначен для контроля изделий с
небольшой кривизной поверхности, ПДУ-2 наиболее удобен для про-
верки конструкций с малыми (от 7 мм) радиусами кривизны (выпук-
лыми). Преобразователь ПДУ-3 наиболее универсален. Он дает лучшие
результаты при контроле изделий из материалов с малыми модулями
упругости (резиноподобные полимеры, плотные пенопласты) и обладает
наибольшей чувствителыюстью к неглубоко залегающим дефектам.
Преобразователь ПА-1 (рис. 4.18) содержит идентичные излучающий
и приемный вибраторы с собственной частотой = 17 кГц. Вибратор
состоит из пьезоэлемента 3 размерами 50x4x3 мм с электродами на
широких гранях (поперечный пьезоэффект) и стальных накладок 2, 5.
Для повышения прочности склеивания в накладках в местах
соединения с пьезоэлементом сделаны пазы. Экранированный соедини-
тельный провод крепится в продольном пазу накладки 5 (на рис. 4.18
не показан). К накладке 2 приклеен контактный наконечник / из
шарикоподшипника диаметром 5 мм. База преобразователя 7 мм.
Рис. 4.17. Преобразователь ПДУ-1 с пьезоэлектрическим точечным
приемником для работы методом свободных колебаний
157
Рис. 4.18. Раздельно-совмещенный преобразователь ПА-1 для контроля
импедансным методом
Вибраторы перемещаются в отверстиях корпуса 15. Между втулками 10
и 13 и накладками вибраторов находятся виброизолирующие шайбы 9,
12 из губчатой резины. Накладка 5 упирается в войлочную прокладку
14. Пружина // прижимает вибратор к изделию с постоянной силой.
Под фонарем 6 размещена сигнальная лампа (на рис. 4.18 не пока-
зана), включаемая автоматически при наличии в изделии дефекта.
Снизу к корпусу крепится опорная пластина 8 из антифрикционной
пластмассы. Крышка 16, снимаемая при работе преобразователя,
предохраняет вибраторы от повреждений при транспортировании и
хранении. Вибраторы разделены электрическим экраном 4. Войлочные
шайбы 7 служат для виброизоляции проводов.
Преобразователь ПА-1 используют для кошроля изделий из
композиционных материалов и других полимеров, а также конструкций
158
с металлическими обшивками. В пластиках он обнаруживает дефекты
(расслоения, зона нарушения соединений) на глубине до 15-20 мм.
Преимущества ПА-1 перед преобразователями типа ПДУ - большее
удобство в работе, отсутствие шума, утомляющего оператора, недос-
таток - невозможность контроля изделий из материалов с малым моду-
лем упругости.
Применение в дефектоскопе АД-60С двух взаимно дополняющих друг
друга методов (МСК и импедансного) расширяет эксплуатационные
возможности и область применения прибора.
При использовании МСК дефектоскоп (см. рис. 4.16) работает
следующим образом. Синхронизатор С вырабатывает импульсы в форме
несимметричного меандра с периодом 40 мс. Через усилитель УЛИ в
обмотку I преобразователя ПДУ подаются импульсы длительностью
12 мс, приводящие в действие ударный вибратор. Возбуждаемые в
изделии упругие колебания преобразуются пьезоэлектрическим 2
(ПДУ-1, ПДУ-2) или микрофонным 3 (ПДУ-3) приемником в
электрические сигналы. Последние усиливаются широкополосным (0,3 -
25 кГц) усилителем ПУ с дискретно и плавно регулируемым усилением.
Затем сигнал разветвляется на 12 каналов спектроанализатора.
Каждый из фильтров Ф. пропускает определенную полосу частот . Пос-
ле фильтра сигнал усиливается (усилителем УС), детектируется пи-
ковым детектором Д. и через усилитель постоянного тока УП7\ посту-
пает на линейный газоразрядный индикатор И (ИН-13). Высота светя-
щегося столба последнего пропорциональна уровню сигнала V; 12
таких индикаторов образуют световое табло, позволяющее визуализи-
ровать спектр сигнала (рис. 4.19). К выходам каналов тумблерами
SA. подключаются входы сумматора, выходное напряжение которого
пропорционально сумме напряжений подключенных каналов. Сумматор 4
управляет автоматическим сигнализатором дефектов 5, включающим
световую сигнализацию (лампа HL) и коммутирующим ток пера самопис-
ца при записи результатов контроля на электротермическую бумагу.
При работе импедансным методом излучающий вибратор преобразо-
вателя ПА-1 возбуждается тиристорным генератором ГИ. Приемный
вибратор преобразует колебания изделия в электрический сигнал.
’ Индекс i обозначает номер канала.
159
Каналы
Разбиение диапазона частот
отношения верхней частоты (f )
Рис. 4.19. Изображение спектра на
световом табло спектроанализатора
дефектоскопа АД-60С
проходящий через описанные уз-
лы схемы. Принятые сигналы об-
ладают относительно узким спект-
ром (центральная частота около
17 кГц) и наблюдаются в 11 и 12-м
каналах. Дефекты отмечаются по
изменению амплитуды сигнала.
на полосы выполняется так, чтобы
к нижней (f ) для каждого канала
были, по возможности, одинаковы; нижняя частота (л ♦ 1)-го канала
равнялась верхней частоте л-го канала; граничные частоты каналов
имели стандартные значения.
В дефектоскопе АД-60С (рис. 4.20) отношение верхней (20 кГц)
к нижней (0,5 кГц) частоте рабочего диапазона равно 40 или 32 дБ.
При равномерном разбиении на полосы на каждый канал приходится
32:12 = 2,67 дБ. Для третьоктавных фильтров f /f составляет 2 дБ.
в н
Поэтому полосы четырех первых каналов приняты равными 4 дБ,
остальных - 2 дБ. Тогда граничные частоты фильтров должны иметь
следующие стандартные значения: 0,5; 0,8; 1,25; 2,0; 3,2; 4,0;
5,0; 6,3; 8,0; 10,0; 12,5; 16,0 и 20,0 кГц.
1
15
9,5
-22
220 /
-33
-3.5
36-5.4
70
Дефектоскоп ЛД-60С имеет следующие технические характеристики:
2
Минимальная площадь выявляемого дефекта, см :
на глубине 0,5 мм ...................................
на глубине 30 мм в капролоновом образце ..........
Масса, кг ...............................................
Питание:
сеть переменного тока напряжением, В .................
Потребляемая мощность. ВА, не более .....................
Более подробные сведения о возможностях этого прибора
работы с ним приведены в гл. 7.
160
и методы
Рис. 4.20.
Дефектоскоп
АД-60С
4.7. Перспективы развития метода
свободных колебаний и аппаратуры для его реализации
Как следует из изложенного в этой главе, физические основы МСК
изучены пока недостаточно и в этом направлении предстоит еще мно-
гое сделать. Очевидно, что углубленное исследование этих вопросов
позволит улучшить эксплуатационные возможности метода и оптимизи-
ровать параметры МСК-дефектоскопов.
В дефектоскопах АД-50У и АД-60С используется аналоговая
обработка информации. Ближайшей перспективой является создание
МСК-дефектоскопов с цифровой обработкой сигналов на основе
микропроцессорной техники, в частности, с применением быстрого
преобразования Фурье. Это открывает широкие возможности совершен-
ствования эксплуатационных характеристик дефектоскопов, так как
кроме амплитудно-частотного спектра появляется возможность анализа
фазо-частотного спектра [48], корреляционных функций, а также
дополнительных обработок этих характеристик.
Другое направление совершенствования МСК-дефектоскопов - улуч-
шение параметров преобразователей (амплитудно-частотных характе-
ристик, надежности, уменьшения уровня создаваемого шума и т.п.), а
также разработка специальных преобразователей для решения специ-
фических производственных задач, например, обнаружения более
глубоко залегающий дефектов, контроля изделий и материалов с
необычными физико-механическими свойствами и т.п.
161
ГЛАВА 5
ВЕЛОСИМЕТРИЧЕСКИЙ МЕТОД
5.1. Общие сведения
Одним из способов неразрушающего контроля соединений в много-
слойных конструкциях и изделий из полимерных (в том числе компо-
зиционных) материалов является предложенный автором в 1962 г.
велосиметрический метод (А. с. 161564 СССР).
Велосиметрический метод отличается от других акустических
методов неразрушающего контроля физическими принципами, областью
применения и эксплуатационными^ характеристиками. Сущность метода
отражена в его названии (velocitas - скорость . (лат.), метричес-
кий - измерительный). Термин ’’велосиметрический метод” принят в
нормативных документах и используется в литературе [58].
Понятие ’’велосиметрический метод” объединяет способы контроля,
использующие влияние дефекта на скорость распространения упругих
волн в изделии и длину их пути между излучателем и приемником
колебаний. Для этого метода характерно применение антисимметричных
волн частотами 20-60 кГц и сухого точечного контакта преобразова-
телей с контролируемыми изделиями. Дефекты регистрируются по
изменению фазы непрерывной или импульсной волны или времени рас-
пространения акустического импульса. Эти параметры не зависят от
силы прижатия преобразователя к изделию, состояния акустического
контакта и других меняющихся факторов, поэтому метод отличается
повышенной стабильностью показаний.
В отличие от объемных антисимметричные нормальные волны в слоях
имеют волноводный механизм распространения. Поэтому при импульсном
излучении формирование этих волн происходит за несколько периодов
несущей частоты. В описанных ниже импульсных вариантах велосимет-
рического метода используются импульсы, число периодов которых
достаточно для формирования антисимметричных упругих волн.
162
Таблица 5.1. Способы и варианты
велосиметрического метода
Способ Вари- ант Излучение Схема контроля Доступ к изделию
I Непрерывное
II Импульсное
Одно-
сторонннй
Фазо-
вый III Непрерывное
IV Импульсное
Дву-
сторонний
Времен- I Импульсное
ной
Первый велосиметрический дефектоскоп УВФД-1 [19] серийно
выпускался с 1965 г. Затем велосиметрический метод был использован
в приборах [44], разработанных другими отечественными предприя-
тиями. Лишь в 70-х годах появились сообщения об использовании
метода в американских приборах "Сондикатор” и "Гармоник Бондте-
стер”.
Публикации о физических основах велосиметрического метода,
расчете и проектировании узлов аппаратуры или какие-либо иные
научные сведения по этой тематике в известных нам зарубежных
,источниках отсутствуют.
( Различают фазовый и временной способы велосиметрического метода
{(см. табл. 5.1).
Фазовый способ реализуется в четырех вариантах: в двух
из них используют непрерывное, в двух - импульсное излучение.
Дефекты регистрируются по изменению фазы принятого сигнала.
Первый вариант является также и исторически первым. Преобразо-
ватель (табл. 5.1, вверху) содержит расположенные в общем корпусе
и акустически изолированные друг от друга излучающий И и приемный
П вибраторы со сферическими контактными наконечниками и фиксиро-
ванным расстоянием I между осями (базой преобразователя). От
163
возрастает, стремясь к
Рис. 5.1. Зависимость скорости С анти-
симметричной волны а® от толщины Й слоя
излучателя во все стороны распространя-
ется непрерывная антисимметричная вол-
на нулевого порядка а®. Ее фазовая ско-
рость с с увеличением толщины й изделия
скорости ср рэлеевской волны (рис. 5.1).
В
отсутствие дефектов скорость
С1
определяется толщиной
изде-
лия и оказывается наибольшей. При расположении преобразователя
над дефектом D (расслоением, зоной нарушения соединения между
слоями) скорость с волны соответствует толщине й отделенного
* Z
дефектом слоя, причем < cf. Уменьшение скорости меняет фазу
волны в точке приёма, что служит основным признаком дефекта. До-
полнительным его признаком является обычно наблюдаемое увеличение
амплитуды принятого сигнала, обусловленное уменьшением механичес-
кого импеданса изделия в зоне дефекта (см. гл. 3).
Второй вариант (импульсный фазовый метод), предложенный
М. В. Гершбергом и С. В. Илюшиным [12], отличается от первого
использованием импульсного излучения. Уменьшение фазовой скорости
упругой волны в зоне дефекта регистрируется по смещению нулей
импульса, принятого приемным вибратором (см. п.5.4).
Третий вариант, предложенный и разработанный автором, харак-
теризуется использованием непрерывного излучения. Излучаюший И и
приемный П вибраторы располагаются соосно по разные стороны конт-
ролируемого изделия (см. табл. 5.1. внизу). В отсутствие дефекта
(расслоения, нарушения соединения между слоями) упругие колебания
проходят через изделие в виде продольной L волны. В зоне дефекта D
(в разделенных им слоях) энергия от излучателя к приемнику распро-
страняется в форме антисимметричных волн нулевого порядка а^,
которые проходят больший путь и движутся с меньшими фазовыми ско-
ростями, чем продольная волна. Поэтому фаза принятой волны отстает
от фазы на доброкачественном участке, что является основным приз-
наком дефекта. Дефекты, особенно расположенные вблизи поверхностей
изделия, уменьшают амплитуду принятого сигнала. Это служит допол-
нительным их признаком. Для сканирования пользуются приспособле-
164
ниями в ваде скоб, обеспечивающими соосное перемещение излучающего
и приемного вибраторов.
Четвертый вариант отличается от третьего только применением
импульсного излучения.
Временной способ, предложенный автором и В. В. Мурашовым
(А. с. 437010 СССР), имеет единственный вариант и реализуется при
двустороннем доступе к изделию с использованием импульсного
излучения. Признаком дефекта служит увеличение времени t прохож-
дения импульса через изделие, обусловленное как увеличением прой-
денного пути, так и уменьшением скорости распространения упругих
волн в разделенных дефектом слоях, связанных с изменением типа
волн. Увеличение t регистрируется по запаздыванию переднего фронта
(первого вступления) сигнала. В отличие от фазового, временной
способ использует изменение не фазовой, а групповой скорости
распространения волн. Он отличается от временного теневого метода
[60] тем, что запаздывание импульса в зоне дефекта определяется не
только увеличением пройденного пути, но и уменьшением скорости
распространения, связанным с изменением типа волн.
Велосиметрический метод применяют для обнаружения дефектов
(преимущественно расслоений) в изделиях из слоистых пластиков и
неметаллических покрытиях, зон нарушения соединений между элемен-
тами многослойных конструкций, выполненных из неметаллических и
металлических материалов, и других узлов. Он позволяет обнаружит
2
указанные дефекты площадью более 2-15 см на глубине до 25 мм (с
увеличением глубины залегания чувствительность падает).
5.2. Распространение антисимметричных волн
нулевого порядка в многослойных конструкциях
Вернемся к первому варианту фазового способа (см. п. 5.1).
Примем, что в доброкачественных и дефектных зонах изделия
распространяются только бегущие волны. Приняв за нуль фазу волны
в точке ввода колебаний в изделие и полагая, что отсчет фаз
ведется в один и тот же момент времени, для фазы у> в точке приема
получим
= (5.1)
где со - угловая частота, I - база преобразователя.
165
Вызываемое расслоением изменение фазы в точке приема
= *2 - = -Ч Ч - Ь )•
2 1
(5.2)
Параметры I и а» обычно известны. Значения и с? можно найти
из дисперсионной кривой, связывающей фазовую скорость с толщиной
изделия. Для изотропных сред дисперсионные кривые рассчитывают по
известным формулам [11]. Однако используемые в конструкциях
неметаллические материалы (стекло-, органо- и углепластики и т.п.)
анизотропны, причем эти конструкции обычно состоят ИЗ нескольких
слоев различных материалов. Волны, распространяющееся в таких
конструкциях, строго говоря, не являются волнами Лэмба- Однако эти
волны во многом сходны с антисимметричной нулевой модой волны
Лэмба. Они также являются нулевыми модами нормальных волн,
существующими во всем диапазоне частот, а дисперсионные кривые их
фазовых скоростей подобны таковым для волны aQ Лэмба. Поэтому
дисперсионные моды, используемые в велосиметрическом методе, будем
условно называть антисимметричными волнами нулевого порядка (aQ).
Дисперсионные кривые снимали экспериментально. На испытуемый
образец / (рис. 5.2) устанавливали излучающий вибратор 2,
возбуждаемый генератором непрерывных колебаний 3. Выход генератора
3 соединен с первым входом двухлучевого осциллографа 4. Приемный
вибратор 6 через предварительный усилитель 5 соединен со вторым
входом осциллографа. Перемещая' вибратор 6 по прямой, проходящей
через точку возбуждения колебаний, по осциллографу наблюдали
моменты совпадения фаз сигналов генератора и приемника. Вдоль
линии перемещения последнего
отмеряли расстояние L, со-
ответствующее л длинам волн
в образце. Искомая фазовая
скорость волны
Lf
с = —1— .
п
Рис. 5.2. Схема установки
для исследования дисперсной -
иых кривых
166
Рис. 5.3. Дисперсионные кривые фазовой скорости:
/. 2 — для стеклотекстолита по основе и по утку соответственно;
3—5 — для текстолита ПТ по основе, по утку и под углом 45
соответственно: 6 — для винипласта
Меняя частоту, строили дисперсионные кривые. Ввиду узкополоснос-
ти использованных вибраторов для расширения диапазона частот
применяли вибраторы различных типов. Размеры образцов достаточно
велики, что исключает влияние отраженных волн на результаты из-
мерений.
На рис. 5.3 представлены дисперсионные кривые для текстолита,
стеклотекстолита и винипласта. Независимым переменным служит про-
изведение fh. Фазовая скорость распространения волн измерялась в
нескольких направлениях. Для текстолита и стеклотекстолита дис-
персионные кривые для разных направлений различны. В винипласте и
оргстекле анизотропии скорости не обнаружено.
На рис. 5.4 представлены дисперсионные кривые для конструкции в
виде металлической трубы толщиной 3 мм с наклеенным на ее внут-
реннюю поверхность неметаллическим покрытием толщиной 9 мм. Кривая
для металлической трубы без покрытия построена по теоретической
формуле [11], остальные кривые сняты экспериментально. Дисперси-
онные криЬые, снятые со стороны металла и покрытия, различны. При
f -» оо значения скоростей стремятся к разным пределам, определя-
ющимся скоростями рэлеевских волн в этих материалах.
Рассмотрим особенности коьггроля при импульсном излучении. Так
167
с, м/с
Рнс. 5.4. Дисперсионные кривые фазовой скорости для двухслойной
конструкции и ее элементов: г
/ — конструкция без дефектов. измерение со стороны металла: 2 — то
же, измерение со стороны покрытия: 3 — покрытие; 4 — металл
(расчет)
как при распространении
волн наблюдается дисперсия.
групповые
скорости с отличаются от
фазовых с . причем [11]
Ф
%
% = Сф " Х dX
(5.3)
где X = с /f - длина волны.
Ф
Для нулевой моды антисимметричной волны, скорость с
Ф
которой с
ростом частоты монотонно увеличивается, de /dk < 0. Поэтому в этом
Ф
случае с Ус..
гр ф
Аналитический расчет с для многослойных конструкций затруд-
гр
нителен. Однако в самом общем случае для системы из п слоев с
гр
можно найти графически из дисперсионной .кривой с (/). снятой
Ф
описанным способом. Для этого строят вспомогательную зависимость
с (X), дифференцируя ее графически, находят de /dk, а затем, зная
ф ф
с , X и de /dk, по формуле (5.3) вычисляют с . На рис. 5.5 при-
Ф Ф гр
168
Рис. 5.5. Дисперсионные кривые для фазо-
вой С н групповой С скоростей
Ф гр
ведены дисперсионные кривые с и с для
Ф гр
стеклопластика. полученные описанным
способом. Характерно, что в отличие от
с. с имеет максимум. При этом макси-
Ф гр
мальное значение с меньше скорости
гр
распространения продольной волны.
В случае распространения акустических
ных средах (с * с ) полярность первой
Ф гр
импульсов в дисперсно! I-
полуволны при изменении
длины пробега может меняться. Это необходимо учитывать при измере-
нии времени распространения импульса в изделии (временной способ).
5.3. Общие характеристики
велосиметрического метода
Каждый из описанных в п. 5.1 способов и вариантов велосиметри-
ческого метода обладает своими особенностями, преимуществами и
недостатками, знание которых позволяет наиболее полно использовать
возможности метода.
Для вариантов метода, реализуемых при одностороннем доступе к
контролируемому изделию (см. табл. 5.1), характерно наличие мерт-
вой зоны, прилегающей к поверхности, противоположной поверхности
ввода колебаний и составляющей 20-40 % общей толщины контролиру-
емого изделия. Находящиеся в этой зоне дефекты слабо влияют на
фазовую скорость волн в изделии, и обусловленные ими изменения
фазы сигнала недостаточны для их уверенной регистрации. Поэтому,
если изделие допускает двусторонний доступ, для полной его про-
верки рассматриваемыми вариантами метода требуется контроль сна-
чала с одной, а затем с другой стороны.
В отличие от PC-преобразователей импедансных дефектоскопов
(см. п. 3.3), база I преобразователей велосиметрических дефекто-
скопов выбирается примерно 25-30 мм, что увеличивает изменение
фазы Д<р в зоне дефекта. Если протяженность дефекта меньше базы I,
169
то дефект отмечается дважды - один раз при нахождении под излуча-
ющим вибратором, другой - под приемным.
Особенность всех односторонних вариантов метода - постоянство
кратчайшего пути волны между излучающим и приемным вибраторами.
Этот путь всегда равен базе I преобразователя, которая одного
порядка с длиной используемой антисимметричной волны. В результате
в доброкачественных зонах разность фаз волн в точках излучения и
приема оказывается порядка = 360 , тогда как дефекты (за
исключением крупных, неглубоко залегающих) меняют фазу на =
= 60+120 . При таком отношении <pQ/&p физико-механические свойства
материала изделия, определяющие скорость звука в нем, существенно
влияют на фазу выходного сигнала преобразователя. Эго влияние
усугубляется тем, что упомянутые свойства армированных полимеров
анизотропны и зависят от ряда технологических параметров. Для
односторонних вариантов велосиметрического метода чувствительность
к физико-механическим свойствам материала изделия часто может
быть полезна. Например, простым поворотом преобразователя легко
определить направления максимальной и минимальной скоростей в
анизотропном материале, возможно обнаружение зон повышенного и
пониженного содержания связующего, участков с нарушением армиро-
вания и т.п. Однако иногда такая чувствительность нежелательна и
создает мешающий фон, затрудняющий обнаружение дефектов типа
нарушений сплошности.
С помощью вариантов, требующих двустороннего доступа, можно
проверять изделие по всей его толщине из один проход, так как
мертвой зоны не имеется. Однако двусторонний доступ не всегда
возможен, что ограничивает область применения этих вариантов.
В отличие от односторонних, двусторонние варианты мало чувстви-
тельны к изменению физико-механических свойств материалов контро-
лируемых изделий. Это связано с тем, что скорость продольной
волны, передающей энергию в бездефектных зонах, больше скоростей
антисимметричных волн в разделенных дефектом слоях, а путь про-
дольной волны меньше пути антисимметричных волн. Поэтому сдвиг
фазы р волны в доброкачественной зоне невелик, а отношение <рАр
0 Од
(р - сдвиг фазы в зоне дефекта) существенно меньше такового для
односторонних вариантов метода. Кроме того, анизотропия армиро-
ванных пластиков, влияющая на скорости антисимметричных волн, не
170
сказывается на скорости продольной волны, которая распространяется
нормально к поверхности изделия и перпендикулярно к армирующим
подокнам.
Преимущество двусторонних вариантов метода контроля - меньшее
влияние на результаты контроля интерференционных помех. Это
связано с тем, что при соосном расположении вибраторов уровень
н|>инятого сигнала в бездефектных зонах изделия (особенно при малой
толщине h последнего) больше, чем в случае характерного для одно-
сторонних методов несоосного расположения. При соосном размещении
вибраторов и небольшой толщине контролируемых изделий амплитуды v
колебательных скоростей в точках излучения (tO и приема (о )
можно считать равными. Для односторонних вариантов метода рассто-
яние между подобными точками равно базе I преобразователя, причем
I = X и kl = 2тт. Согласно работе [66] колебательная скорость в
точке приема
где 8 - коэффициент затухания изгибной волны. Приняв I = 3 см и
8 = 0,04 Нп/см, найдем, что при I = X v = 0,28 v .
пн
При использовании непрерывных колебаний можно применить узко-
полосное усиление сигнала. Это уменьшает влияние фрикционных
шумов. Однако для непрерывного излучения характерны интерференци-
онные помехи, обусловленные отражениями от границ изделий. Импуль-
сное излучение уменьшает эти помехи (так как отраженные волны
приходят в основном после измерения информативных параметров). Но
передача импульсов требует расширения полосы пропускания тракта,
что ухудшает отношение сигнала к фрикционным шумам. Импульсное
излучение уменьшает потребление энергии, облегчая создание аппара-
туры с автономным питанием.
5.4. Особенности различных способов
велосиметрического метода
Для всех вариантов фазового способа характерна возможность
неоднозначного отсчета фазы сигнала. Характеристика фазометра
обычно имеет периодическую пилообразную форму (рис. 5.6). Одно-
значная связь показаний А выходного индикатора с фазой существу-
171
Рис. 5.6. Типовая характеристика фазо-
метра
ст лишь при изменении >р в ограничен-
ных пределах (обычно до 180 ). Исход-
ный сдвиг фаз между исследуемым и
опорным сигналами регулируется фазо-
вращателем. Это позволяет устанавли-
вать нулевую точку, соответствующую бездефектной зоне изделия, на
любом участке характеристики фазометра. При выборе ее в зоне А = 0
(точка В на рис. 5.6) увеличение показаний индикатора будет
наблюдаться как в зоне дефекта (отставание ф), так и на безде-
фектных участках с увеличенной толщиной (опережение у>). В этом
случае отличить дефект от утолщенной зоны невозможно. Поэтому при
контроле изделий переменной толщины в качестве исходной целе-
сообразно выбрать точку С. Тогда в зоне дефекта показания фазо-
метра будут расти, на участках с увеличенной толщиной - падать.
Однако в любом случае при значительных изменениях показа-
ния неоднозначны. Если <р меняется в широких пределах (что на-
блюдается в зонах неглубоко залегающих крупных дефектов), то
показания фазометра циклически изменяются, проходя значения, со-
ответствующие как дефектным, так и доброкачественным зонам. В
сомнительных случаях единичный крупный дефект можно отличить от
нескольких мелких путем повторной проверки на другой частоте. При
этом на крупном дефекте периодичность отклонения фазы меняется,
а область ее изменения остается прежней.Кроме информативных бе-
гущих и отраженных от границ контролируемого изделия мешающих
волн, в отделенных дефектами слоях возникают волны, отраженные от
границ этих слоев с доброкачественными участками. Эти волны, на-
кладываясь на полезный сигнал, вызывают периодические колебания
его амплитуды и фазы в зоне дефекта.
В п. 5.1 отмечалось, что второй вариант фазового способа отли-
чается от первого импульсным излучением. Однако это отличие меняет
физическую сторону дела и требует дополнительного рассмотрения.
Авторы [12] считают, что излучающий вибратор возбуждает в контро-
лируемом изделии поперечные (сдвиговые) и поверхностные волны,
причем интенсивность последних значительно больше. Причину изме-
нения скорости распространения этих волн в зоне дефекта они видят
в изменении модуля межслойного сдвига.
172
Такая трактовка представляется необоснованной по нескольким
причинам. Как известно, сдвиговые и поверхностные (рэлеевские)
волны являются бездисперсионными. Модуль межслойного сдвига
относится к материалу, а не к конструкции, поэтому утверждение,
что в зоне дефекта этот модуль меняется, не корректно.
Многочисленные эксперименты (см. рис. 5.3 и 5.4) показывают, что в
велосиметрическом методе основную роль играют антисимметричные
волны нулевого порядка и используется присущая им дисперсия
скорости. Поверхностные волны становятся преобладающими лишь при
очень большой толщине контролируемых изделий в доброкачественных
зонах. Согласно работе [11] даже при толщине слоя й = 2Х_ (Х_ -
К к
длина волны Рэлея) в нем возбуждаются главным образом две нормаль-
ные волны - симметричная и антисимметричная а®. Например, при
частоте 30 кГц и скорости рэлеевской волны cD = 1500 м/с (при й =
к
= 2XD скорости мод а и s очень близки к cD) из условия й = 2Х„
найдем й = 100 мм, что значительно больше предельной глубины
выявляемых дефектов. Таким образом, даже при Й = 100 мм волна
Рэлея не является преобладающей.
Рассмотрим второй вариант фазового способа (см. табл. 5.1).
Очевидно, что при переходе к импульсному излучению, когда импульсы
содержат большое число периодов несущей частоты, тип возбуждаемых
в изделии волн не меняется. Однако при использовании дисперсионной
моды а0 групповая скорость с распространения акустических
импульсов не равна фазовой скорости с . Как видно на рис. 5.5, с
Ф
ростом толщины й слоя фазовая скорость с монотонно возрастает,
Ф
тогда как групповая скорость сначала растет, а затем уменьша-
ется. Следовательно, если доброкачественной зоне соответствует
максимум скорости с , то как уменьшение й в зоне дефекта, так и
гр
ее увеличение приводит к одинаковому результату - уменьшению с .
гр
Поэтому дисперсионная кривая групповой скорости для использования
неудобна, а основанный на ней способ обнаружения дефектов по изме-
нению времени прохождения акустических импульсов между вибраторами
преобразователя (при одностороннем доступе к изделию) не эффекти-
вен. Известно, что нули, т.е. точки перемены знака колебаний несу-
щей частоты, распространяются в дисперсионной среде с фазовой
173
импульса, где амплитуда несущей
Рнс. 5.7. Результаты намерения
фазы и амплитуды сигнала при
контроле образца нз стеклоплас-
тика с искусственными дефектами
(третий ариаит фазового спосо-
ба)
скоростью. Поэтому в качестве
признака дефекта выбрано смеще-
ние одного из нулей импульса,
что позволяет использовать дис-
персионную кривую фазовой ско-
рости. Так как огибающая выход-
ного сигнала преобразователя на-
растает постепенно, обычно ре-
гистрируют смещение нуля, отсто-
ящего на 3-6 периодов от начала
близка к максимальной. Таким об-
разом, второй вариант фазового способа использует ту же диспер-
сионную кривую, что и первый, но имеет перед ним отмеченные в
п. 5.1 преимущества, связанные с импульсным излучением.
Обратимся к третьему (двустороннему) варианту фазового способа,
использующему непрерывные упругие колебания. На рис. 5.7 приведены
результаты измерения фазы и амплитуды выходного сигнала приемного
вибратора при контроле плоского образца из стеклопластика. Толщина
образца 10 мм, дефекты выполнены в виде расслоений переменной
ширины, расположенных на глубине 1. 2, 3 и 5 мм. Зоны расслоений
заштрихованы. Излучающий и приемный вибраторы располагали по
разные стороны образца и прижимали к нему пружинами. С помощью
механического устройства вибраторы перемещали относительно образца
со скоростью 6,55 м/с. Излучающий вибратор возбуждали от
генератора дефектоскопа УВФД-1 (см. п. 5.5). Сигнал с приемного
вибратора подавали на входы двух дефектоскопов УВФД-1. в одном из
которых использовали фазовый, в другом - амплитудный канал. Выходы
этих каналов подключены к осциллографу, регистрирующему изменения
фазы и амплитуды сигнала. Штриховыми прямыми на эскизе образца
показаны траектории перемещения вибраторов. Ширина расслоений для
траекторий /, 2 и 3 составляла 40, 30 и 20 мм соответственно.
Траекториям 1-3 отвечают обозначенные теми же цифрами осцилло-
граммы фазы ф (вверху) и амплитуды А сигнала. Горизонтальные
174
прямые указывают нулевые отклонения фазового (верхняя) и ампли-
тудного индикаторов. Измерения выполнены на частоте 45 кГц.
В зонах дефектов наблюдаются отклонения фазы и амплитуды сиг-
нала, которые в результате отражений от границ отделенных дефек-
тами слоев имеют осциллирующий характер. В бездефектных зонах
флюктуации фазы существенно меньше, чем амплитуды. Это объясняется
меньшим влиянием фрикционных шумов, шероховатости поверхности и
других подобных факторов на фазу сигнала. Из рис. 5.7 очевидно,
что использование изменения фазы как признака наличия дефекта
выгоднее, чем использование изменения амплитуды. Вид осциллограмм
сохраняется, если приемный и излучающий вибраторы поменять
местами.
Четвертый вариант фазового способа (см. табл. 5.1) отличается
от описанного применением импульсного излучения. Как и во втором
(одностороннем) варианте, в нем используется дисперсионная кривая
фазовой скорости, причем дефекты регистрируются по смещению нулей
принятого сигнала.
По чувствительности двусторонние варианты фазового способа пре-
восходят односторонние, так как при двустороннем расположении
вибраторов дефект изделия не только уменьшает скорость распро-
странения волны в разделенных им слоях, но и увеличивает пройден-
ный этой волной путь. Повышению чувствительности двусторонних
вариантов способствует также меньшее влияние на результаты конт-
роля интерференционных помех и флюктуаций скорости антисимметрич-
ных волн вследствие изменений физико-механических свойств мате-
риалов контролируемых изделий.
При использовании временного способа (см. табл. 5.1) в безде-
фектных зонах изделия акустические импульсы передаются от излуча-
ющего вибратора к приемному продольными волнами, не обладающими
дисперсией скорости. Для изделия из п разнородных слоев время
прохождения импульса
где И. - толщина слоя с номером i; с. - скорость продольной волны
в этом слое.
При наличии дефекта в разделенных им двух слоях (каждый из
которых может состоять из нескольких разнородных материалов) акус-
175
тические импульсы распространяются в виде антисимметричных волн.
При этом время задержки импульса, определенное по его первому
вступлению,
л с
г₽,
с
Гр2
где и /2 - минимальные пути, пройденные импульсом в разделенных
дефектом слоях; с? и сГр - гРУпповые скорости для этих слоев.
Изменение времени распространения импульса в изделии, обуслов-
ленное наличием дефекта,
д О'
Отметим, что если при одностороннем расположении излучающего и
приемного вибраторов дефект в изделии вследствие наличия максимума
на дисперсионной кривой для групповой скорости может как увеличи-
вать, так и уменьшать время задержки акустического импульса (см.
п. 5.4), то при двустороннем их расположении это время в зоне
дефекта всегда увеличивается. Это объясняется тем, что групповая
скорость антисимметричной волны всегда меньше скорости продольной
волны, передающей энергию в доброкачественных зонах.
Экспериментальные исследования временного способа выполнены на
образцах с моделями расслоений. Соосно установленные преобразова-
тели находились на равных расстояниях от краев расслоений, что
соответствует максимальному времени задержки. На рис. 5.8 пред-
ставлены осциллограммы, иллюстрирующие увеличение времени т про-
хождения акустического импульса при увеличении ширины расслоений в
форме полос, расположенных на глубине 2 мм в образце из текстолита
ГНК толщиной 9 мм. Как видно на рис. 5.8, в результате дисперсии
скорости изменение т меняет фазу первой полуволны импульса.
Измерения времени прохождения акустических импульсов выполнены
также на других образцах с моделями дефектов. Результаты приведены
в табл. 5.2. Дефекты в этих образцах увеличивают время распростра-
нения от 44 до 791 %, что вполне достаточно для их обнаружения.
Глубина залегания одинаковых по размерам дефектов в изделиях
равной толщины мало сказывается на времени прохождения импульса.
С увеличением глубины скорость распространения волн в одной из
176
Рис. 5.8. Зависимость времени про -
хождения акустического импульса от
ширины расслоения в текстолите ПТК:
Ширина расслоения: / — зона без де-
фекта; 2-10 мм; .3 — 15 мм; 4 —
20 мм: 5 — 25 мм; 6 — 30 мм; 7 —
35 мм; 8 — 40 мм. Метки времени че-
рез 1 мкс
разделенных дефектом зон возрастает,
в другой - уменьшается. Суммарное
время прохождения импульса при этом
мало меняется.
Преимуществом временного способа
перед фазовым является исключение
характерной для последнего неодно-
значности показаний в зонах крупных
дефектов, недостатком - повышенная
чувствительность к помехам, особенно
к фрикционным шумам. Это обусловлено относительно малой амплитудой
первой полуволны (по сравнению с максимальной амплитудой импуль-
са) и необходимостью использования более широкой полосы пропуска-
ния усилителя, приводящей к уменьшению отношения сигнала к шуму.
По чувствительности временной способ несколько уступает дву-
«торонним вариантам фазового способа.
,.э
5.5. Велосиметрические дефектоскопы
В первом велосиметрическом дефектоскопе УВФД-1 (рис. 5.9)
использованы фазовый способ контроля с односторонним и двусторон-
ним доступом к изделию и непрерывное излучение с номинальными
частотами 25, 40 и 60 кГц [19].
Структурная схема УВФД-1 показана на рис. 5.10. Генератор 3 с
плавно регулируемой частотой возбуждает вибратор 2 преобразова-
теля, излучающий упругие колебания в объект контроля 11. Принятые
вибратором 1 сигналы усиливаются усилителем 10, преобразуются в
меандр формирователем 9 и подаются на фазометр 8. Второй вход
последнего через фазовращатель 4 и формирователь 5 соединен с
генератором 3. Фазовращатель регулируют так, чтобы в отсутствие в
177
Таблица 5.2. Влияние дефекта на время прохождения импульса
Параметры образца Параметры
Форма Материал Толщина, мм Форма Размеры. мм
Плита Текстолит ПТК 28 Круг 0 20
Плита То же 9 Прямоугольник Эллипс * Полоса 0 30 0 40 0 80 50x30 90x35 10
Плита Стеклопластик 37 Круг 15 20 25 30 35 40 0 80
Труба ЭФ-32-301 Бумалнт 20** Квадрат Прямоугольник Цилиндр 0 50 50x50 70x35 0220
Ширина полосы.
♦♦
Толщина стенки трубы.
изделии дефекта стрелка индикатора 7 фазометра находилась на
исходном, принятом за нуль делении шкалы. При отставании фазы
более чем на определенную величину автоматический сигнализатор
дефектов (АСД) 6 включает расположенную в преобразователе
сигнальную лампу. Усилитель 10 охвачен системой задержанной авто-
178
дефекта Время прохождения импульса. мкс Увеличение вре- мени прохождения импульса
t - t
Глубина в доброкачест- д
в зоне , 100 /о
залегания, мм венной зоне дефекта 0
13 18 26 44
13 18 33 83
13 18 42 133
13 18 60 233
13 18 36 100
13 18 40 122
2 7 11 57
2 7 17 143
2 7 25 257
2 7 27 286
2 7 31 343
2 7 33 371
2 7 38 443
5 17 62 265
5 17 46 171
5 17 41 141
5 17 32 88
17 11 98 791
магической регулировки усиления 12. Измеритель амплитуды 13 со
стрелочным индикатором 14 используется для настройки генератора 3
на собственную частоту преобразователя и как дополнительный инди-
катор при обнаружении дефекта по увеличению амплитуды сигнала
(импедансный метод).
179
Дефектоскоп комплектуется преобразователями па номинальные
частоты 25, 40 и 60 кГц. В их вибраторах использовано по два
пьезоэлемента (продольный пьезоэффект).
Разработанный позднее велосиметрический дефектоскоп АД-10У [50]
работает в импульсном режиме (несущие частоты 25, 40 и 60 кГц) и
позволяет реализовать импульсный фазовый способ с односторонним и
двусторонним доступом, временной способ и импедансный метод с
РС-преобразователем.
Дальнейшим развитием аппаратуры для контроля велосиметрическим
и импедансным (с РС-преобразователем) методами является дефекто-
скоп АД-20У (рис. 5.11). Как и в дефектоскопе АД-10У, в нем
предусмотрены амплитудная, фазовая и временная обработка инфор-
мации и он позволяет реализовать те же, что и АД-10У, способы и
варианты контроля. Основные отличия АД-20У от АД-10У - более
совершенная электронная схема, универсальное (сетевое и автоном-
ное) питание и существенно улучшенные преобразователи.
Дефектоскоп АД-20У комплектуется преобразователями ПА-1, ПФ,
ПВ-1 и ПВ-2. Благодаря использованию поперечного пьезоэффекта
число клеевых швов их вибраторов минимально, причем эти швы
расположены вдали от тучности силы. Существенно, что эти преобра-
зователи-значительно технологичнее применявшихся ранее.
180

Рис. 5.11. Дефектоскоп АД-20У
Преобразователь ПФ (рис. 5.12) предназначен для работы
импульсным фазовым способом при одностороннем доступе к контро-
лируемому изделию. Излучающий и приемный вибраторы одинаковы, их
резонансная частота 30 кГц. Каждый вибратор содержит два пьезо-
Жиемента 6 размерами 27x8x3 мм с обкладками на широких боковых
сторонах. Пьезоэлементы установлены параллельно и электрически
соединены параллельно. К ним приклеены цилиндрические накладки 3 и
8 из алюминиевого сплава. На накладке 3 укреплен корундовый
контактный наконечник 1 типа НС-11. Накладки обхватываются вибро-
Рис. 5.12. Преобразователь ПФ для контроля изделий фазовым
способом велосиметрического метода при одностороннем доступе
181
изолирующими шайбами 4, 7 из губчатой резины. Тыльная сторона
накладки 8 упирается в войлочную прокладку 10. Вибратор помешен в
металлический стакан 9, перемещающийся в корпусе 5. Пружина 12
прижимает вибратор к изделию с постоянной силой. В корпусе разме-
щена включаемая от АСД дефектоскопа сигнальная лампа / /. К корпусу
крепится опорная пластина 2 из антифрикционной пластмассы. База
преобразователя ПФ 25 мм.
Преобразователь ГЕ-1 (рис. 5.13) предназначен для контроля
изделий временным и двусторонним фазовым способами велосиметри-
ческого метода. Он содержит идентичные излучающий и приемный
вибраторы (однотипные с вибраторами преобразователя ПФ), смонти-
рованные на скобе 1 в корпусах 3 и 7 и располагающиеся соосно по
разные стороны контролируемого изделия. Излучающий вибратор,
контактирующий с внешней его поверхностью, размешен в стакане 5,
перемещающемся в корпусе 8. На стакан 5 насажен наконечник 4.
защищающий вибратор от ударов о края изделия. Пружина 6 прижимает
вибратор к изделию. Под прозрачным колпачком // размещена включа-
емая от АСД сигнальная лампа 10. В нерабочем положении, когда
преобразователь не касается изделия, цепь сигнальной лампы размы-
кается переключателем 9. Приемный вибратор выполнен аналогично, но
Рис. 5.13. Преобразователь ПВ-1 для контроля изделий велосимет-
рическим методом при двустороннем доступе к ним
182
Ние 5.14. Преобразова-
ть ПВ-2 для контроля
велосиметрическим мето-
ном полых изделий не-
больших диаметров при
двустороннем доступе к
ним
без сигнальной лампы и переключателя. Расстояние между вибраторами
устанавливается в зависимости от толщины контролируемого изделия с
помощью винта 2 (такой же винт есть и на корпусе излучающего
преобразователя).
Преобразователь ПВ-2 (рис. 5.14) отличается от преобразователя
I1B-I уменьшенными размерами приемного вибратора и иной конст-
рукцией скобы. Приемником служит малогабаритный пьезовибратор /,
подобный используемому в преобразователе ПДУ-1 (см. рис. 4.17).
Рабочая частота ПВ-2. как и ПВ-1, равна 30 кГц. Преобразователь
ПВ-2 позволяет проверять изделия внутренними диаметрами более 25
мм. Так как собственные частоты излучающего и приемного вибраторов
резко отличаются, уровень сигнала на выходе у преобразователя ПВ-2
существенно меньше, чем у преобразователя ПВ-1. Это ограничивает
применение ПВ-2 изделиями относительно небольшой толщины (до
8-10 мм).
На партии из 27 вибраторов преобразователей ПФ и ПВ исследован
разброс резонансных частот, которые измеряли по стандартной
методике. Оказалось, что при использовании пьезоэлементов из одной
партии коэффициент вариации резонансных частот не превышает 1 %.
Отметим, что эти данные получены без использования описанной в
п. 6.1 индивидуальной подгонки собственных частот.
Через шесть лет после опубликования работы [19] о дефектоскопе
УВФД-1 появилось сообщение [123] о первом зарубежном велосимет-
рическом дефектоскопе ’’Сондикатор” фирмы Automation Industries
(США). Как и УВФД-1, этот прибор имеет два индикатора (амплитудный
и фазовый), его рабочая частота 20-40 кГц. Более поздняя модель
’’Совдикатора” (модель S-2B) использует второй вариант фазового
способа, несущая частота импульса 25 кГц. Судя по описанию ”Сон-
дикатора”, его авторы ошибочно считают, что этот прибор использует
183
Рнс. 5.15. К принципу действия прибора
'Сондикатор' фирмы Automation Industries
(США):
/ — излучатель упругих колебаний; 2 —
приемник упругих колебаний; 3 — конт-
ролируемый объект: 4 — упругие волны;
5 — дефект в контролируемом объекте
"эхо-метод и метод прохождения” и рабо-
тает на объемных волнах (рис. 5.15).
Контактные наконечники вибраторов пре-
образователя имеют далекую от оптималь-
ной остроконечную коническую форму и выполнены из пластика с ма-
лым модулем Юнга и низкой износостойкостью. При этом контакт-
ная гибкость оказывается чрезмерно большой, а сканирование изде-
лий с шероховатыми поверхностями - затруднительным. Такой же
преобразователь использован в приборе "Гармоник Бондтестер" фирмы
Shurtronics (США), который кроме велосиметрического реализует
также импедансный метод, для чего служит бесконтактный электро-
магнито-акустический преобразователь (см. гл. 3).
Таким образом, как и импедансный, велосиметрический метод начал
применяться за рубежом позднее, чем в СССР.
Следует отметить, что физические основы велосиметрического
метода разработаны пока недостаточно. Более глубокое и подробное
изучение этих вопросов позволит существенно расширить возможности
метода, оптимизировать выбор рабочих частот и других параметров
аппаратуры.
Пути совершенствования велосиметрических дефектоскопов состоят
в применении цифровой микропроцессорной техники, уменьшении габа-
ритов и массы аппаратуры, создании дефектоскопов для работы в
составе роботизированных комплексов неразрушающего контроля.
ГЛАВА 6
РАСЧЕТ И ИССЛЕДОВАНИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
С СОСТАВНЫМИ ПЬЕЗОВИБРАТОРАМИ
6.1. Общие сведения
В преобразователях велосиметрических и РС-преобразователях
импедансных дефектоскопов для излучения и приема упругих колебаний
используют составные пьезовибраторы (вибраторы Ланжевена). Их
активными элементами служат пластины из пьезокерамики. Пассивные
элементы (накладки) придают вибратору нужную собственную частоту,
износостойкость, используются для крепления и т.д. Рассматриваемые
преобразователи существенно отличаются от применяемых в гидроло-
кации [29, 64] и ультразвуковой технологии [71, 72] областью и
способом использования, характером акустической нагрузки и конст-
руктивным исполнением. Еще меньше общего они имеют с преобразова-
телями традиционных ультразвуковых дефектоскопов [23, 58, 77].
Существенными отличиями рассматриваемых составных пьезовибра-
торов от наиболее близких к ним гидролокационных, являются:
1) сухой точечный контакт с контролируемыми изделиями и свя-
занные с ним малый по модулю упругий импеданс Z = jX* = 1/(/а>А )
контактной зоны, отсутствие направленности при излучении и приеме,
необходимость высокой износостойкости контактного наконечника,
фрикционные шумы (см. гл. 2);
2) переменный и комплексный характер механического импеданса
Z нагрузки, слабое влияние на режим колебаний вибратора;
3) парное использование вибраторов, один из которых только
! Излучает, другой - только принимает упругие волны;
4) конструктивное исполнение, обеспечивающее возможность руч-
|4юго и механизированного сканирования.
185
Условия эксплуатации определяют следующие основные требования
к преобразователям с составными пьезовибраторами:
достаточная амплитуда принятого сигнала, обеспечивающая прием-
лемое отношение сигнал/шум;
стабильность характеристик (особенно собственных частот) при
изменении температуры и времени;
малый разброс параметров однотипных вибраторов;
небольшой габарит, позволяющий контролировать изделия в зонах с
ограниченным доступом.
Кроме того, преобразователи должны быть надежными, технологич-
ными, ремонтопригодными и удобными в работе.
Рассматриваемые преобразователи работают на частотах, при
которых модуль упругого импеданса |Z | = 1/(о»К ) зоны контакта мал
по сравнению с модулем |Z | импеданса контролируемого изделия. Это
уменьшает модуль коэффициента двойного преобразования
к = и/и,,
ип 2 1
где U ( и - амплитуды электрических напряжений на входе излуча-
ющего и выходе приемного вибратора соответственно. Для увеличения
U? используют вибраторы, работающие на собственных частотах,
напряжение выбирают достаточно высоким, по возможности умень-
шают контактную гибкость К (см. гл. 2), а коэффициенты преобра-
зования при излучении и приеме стремятся сделать возможно боль-
шими. При работе на собственных частотах взаимная расстройка
излучающего и приемного вибраторов снижает значение Так. при
непрерывных колебаниях амплитуда выходного сигнала преобразователя
уменьшается на 30 % при относительной расстройке Af/f0 = 1/(2Q),
где Q - добротность приемного вибратора. При Q = 40 такая расст-
ройка составляет всего 1,25 %. Столь сильное влияние расстройки
требует уменьшения естественного разброса собственных частот одно-
типных вибраторов, подбора пар вибраторов с близкими частотами или
подгонки последних путем регулирования в небольших пределах.
В велосиметрических преобразователях и РС-преобразователях
импедансных дефектоскопов излучаюшие и приемные вибраторы могут
выполняться с использованием как продольного, так и поперечного
186
I'нс. 6.1. Конструктивная схема составного
ниЛратора преобразователя велосиметрического
не<|>ектоскопа (продольный пьезоэффект)
пы'зоэффекта. Рассмотрим вибратор велосимет-
рического дефектоскопа, в котором применен
П| юдольный пьезоэффект (рис. 6.1).
Он содержит пакет из нескольких дисковых
(неположенный между металлическими накладками
П1>езоэлемснтов 2,
/, 3. На нижней
и.жладке 3 размещен износостойкий наконечник 4 (обычно корундовый)
полированной сферической рабочей поверхностью. Все элементы
вибратора склеены между собой. На используемых частотах длины
вибраторов получаются порядка десятков миллиметров. Для увеличения
коэффициента преобразования пьезопакет должен составлять возможно
большую часть длины вибратора. Применение одиночного пьезоэлемента
нецелесообразно, так как для создания в нем достаточной напряжен-
ности поля требуется слишком высокое напряжение возбуждения.
Поэтому используют пакеты из нескольких пьезоэлементов толщиной
8-10 мм каждый. Излучающий и приемный вибраторы выполняются
одинаковыми.
Для обеспечения равенства собственных частот пары вибраторов
необходима не только идентичность их колебательных систем, но и
|>авенство комплексных сопротивлений их электрических цепей.
Рассмотрим способы плавной подстройки собственных частот сос-
тавных вибраторов. Вибраторы с регулируемой собственной частотой
(рис. 6.2) состоят из пьезоэлементов 2 и пассивных накладок 3.
Нижняя накладка / у всех вибраторов одинакова, верхние накладки
различны. Способы, показанные на рис. 6.2, а, б, основаны на
изменении кинетической энергии системы без изменения ее общей
массы. Для этого тыльная накладка вибратора снабжается подстро-
ечным инерционным элементом в виде гайки 4 (рис. 6.2. а) или
стягиваемой винтом 6 зажимной втулки 5 (рис. 6.2, б). Меняя поло-
жение инерционного элемента, можно в небольших пределах регулиро-
вать собственную частоту вибратора; при смещении этого элемента к
ближайшему краю вибратора опа снижается. Недостатки этих спосо-
бов - резкое изменение сечения вибратора, приводящее к появлению
дополнительных собственных частот и трудность создания достаточно
жесткого соединения подвижных элементов 4, 5 с направляющими.
Наиболее эффективным оказался третий способ (рис. 6.2, в).
187

Рис. 6.2. Конструкции со-
ставных вибраторов с плав-
ной подстройкой частоты
состоящий в наплавке на
тыльную накладку вибрато-
ра слоя 7 из мягкого при-
поя толщиной 2-5 мм. При
настройке этот слой сни-
мают напильником до полу-
частоты. Ввиду близости характеристичес-
чения нужной собственной
ких импедансов припоя и материала накладки коэффициент отражения
на границе их раздела невелик и вибратор имеет четкие резонансы.
6.2. Расчет собственных частот
составных вибраторов
Рассмотрим составной вибратор с продольным пьезоэффектом и
подстройкой частоты. Его упрощенная модель (рис. 6.3) содержит
один пьезоэлемент П (пакет из нескольких пьезоэлементов рассмотрим
ниже) и две накладки, основные части Н1 и Н2 которых выполнены из
одного материала. К нижней накладке приклеен износостойкий нако-
нечник КН. контактирующий с контролируемым изделием И. Верхняя
накладка снабжена наплавкой НП из мягкого припоя. Волновое сопро-
тивление W = u>S (w - характеристический импеданс материала, S -
площадь поперечного сечения элемента), скорость распространения
звука с и толщина каждого из участков преобразователя снабжены
цифровыми индексами (см. рис. 6.3). Анализ влияния геометрической
дисперсии скорости (см. п. 4.3) показывает, что скорость звука в
элементах вибраторов можно принять равной скорости в тонких
стержнях.
Найдем собственные частоты рассматриваемого вибратора в режиме
холостого хода (Z =0). Для этого приведем вибратор (см.
рис. 6.3) к простейшему составному вибратору с двумя одинаковыми
однородными накладками, собственные частоты которого в пренебре-
жении клеевыми швами и потерями известны [17, 31, 64]. Примем, что
в рассматриваемом и простейшем вибраторах размеры пьезоэлементов и
диаметры накладок соответственно равны, а участки Н1 и Н2 рассма-
188
Энс. 6.3. Расчетная модель составного вибра-
тора
триваемого и накладки простейшего вибратора
выполнены из одного материала. Условием за-
мены неоднородной накладки эквивалентной ей
однородной, справедливым при Z* = 0, явля-
ется равенство механических импедансов со-
ответствующих накладок, измеренных со сто-
|хи1ы пьезоэлемента. Для его выполнения дос-
таточно заменить внешний участок накладки (наплавку НП или нако-
нечник КН) эквивалентным по толщине слоем основного материала. Так
как механический импеданс внешнего слоя (например, наплавки НП)
[>авен jW^tgk^, то толщина AL'( заменяющего наплавку слоя основ-
ного материала определяется из условия W' = W^tgJ^AZ,', от-
куда
W
м; = jL- aretgf IgyJ.
Обычно толщины наплавки и наконечника намного меньше длины волны,
и эти элементы можно
М соответственно.
КН
"Чш =
рассматривать как сосредоточенные массы М и
НП
Тогда значение AZ/ определяется из условия
откуда
“Мнп
Ч "Г
I
<•
Толщина слоя, заменяющего контактный наконечник,
ыА,кн )
1
Г ^7= апМ
При практических расчетах сначала определяют длину I накладок
эквивалентного симметричного вибратора. Затем, задаваясь масса-
189
Л
ми М и М , находят длины L' и L" элементов Н1 и Н2 соответст-
НП КН 1 1
венно:
L' =1 - AL'; L" = I
1 1 1 1 1

Таким образом, составной вибратор с неоднородными накладками
приводится к симметричному вибратору с однородными накладками.
В работах [17, 64] дается расчет резонансной f и антирезонанс-
Р
ный f частот такого вибратора. Однако f определяется только при
разомкнутой электрической цепи (Z^ = <»). Между тем на практике
Z * оо и его значение влияет на величину f . Рассмотрим это вли-
э а
яние, имея в виду, что частота f соответствует максимуму входного
полного электрического сопротивления Z , образованного электри-
ческой цепью вибратора, шунтированной элементом Z . Ограничимся
режимом холостого хода (Z = 0).
Рассмотрим симметричные составные вибраторы с продольным (см.
рис. 6.1, а) и поперечным (см. п. 5.5 и рис. 5.12) пьезоэффектом.
В пренебрежении потерями и при Z* = 0 их известные схемы замещения
показаны на рис. 6.4. Величины, относящиеся к пьезоэлементу с
поперечным пьезоэффектом, отмечены сверху чертой. На рис. 6.4, а
Zs - комплексное сопротивление внешней электрической цепи пьезо-
вибратора; ZQ = lA/wC5). - емкость зажатого пьезоэлемента
(если используется пакет пьезоэлементов - суммарная емкость паке-
та); Zl = IF /(jsinfc 1 ); IF = - волновое сопротивление
V D v/ v v/ w U
пьезоэлемента, - плотность пьезоэлектрика, - скорость звука
в пьезоэлементе при разомкнутой электрической цепи, 5 - площадь
сечения пьезоэлемента, £ = ы/с - волновое число, / - толщина
0 0 „ 0
пьезоэлемента; Z2 = МЫ* " = - коэффициент
V и и им и V
трансформации идеального электромеханического трансформатора,
d - пьезомодуль для продольного пьезоэффекта, - модуль упру-
190
1‘ис. 6.4. Схемы замещения симметричных составных вибраторов без
механической нагрузки (2 - 0):
0 — продол I । езоэффект: б — поперечный пьеэоэффект
накладки.
О
сопротивление.
гости при закороченных обкладках; 23 = /И tg£(/ - входной ме-
ханический импеданс накладки, W - волновое сопротивление, =
• о>/с( - волновое число. - скорость звука в накладке, - тол-
щина
В схеме замещения пьезоэлемента с поперечным пьезоэффектом
(рис. 6.4, б) элемент (-2) отсутствует. Остальные элементы этой
_ _ ____0 _ Е-
схемы: Zl = WQ/jsink I , где IF0 = Росо$о ~ волновое
с*' - скорость звука в пьезоэлементе с закороченными обкладками
Е D - Е -
(с0 < Cq), kQ = с*»/с0. $0 - сечение пьезоэлемента в плоскости,
перпендикулярной к оси вибратора (если используется несколько
пьезоэлементов - суммарное их сечение), - длина пьезоэлемента в
направлении оси вибратора; 22 = jWAglk I /2); N = d Y&b -
U U U о 1
коэффициент трансформации, </3( - пьезомодуль для поперечного
пьезоэффекта, - модуль упругости при закороченных обкладках
< уП). Ь - ширина пьезоэлемента, равная ширине обкладки на
его боковой стороне; 2Q = 1/(jcjC^), - емкость зажатого пьезо-
элемента (в случае нескольких пьезоэлементов - их суммарная ем-
кость).
191
Комплексное электрическое сопротивление Z^ выразим в виде Z^ =
- clZq, где а = /3 + iy - комплексный коэффициент.
Для вибратора с продольным пьезоэффектом из схемы на
рис. 6.4. а найдем:
k I
ja^lW.i'kl.- 21V2]
ZBX ------------U----2---- kl--------•(6-
coC^Kl - a}a>CS(Wtgk I -Wctg-~- ) - 2Л/2]
111 U л
Аналогично для вибратора с поперечным пьезоэффектом (см.
рис. 6.4, б) получим:
k I
м kl
latf - (1 ♦ aluAVj - Voctg -у2- )
(6.2)
Резонансные частоты вибраторов соответствуют минимумам |^м| и
не зависят от Z . Для вибратора с продольным пьезоэффектом они
определяются уравнением
Г| . . , . Vo 2)V2
= ctg —— - ------------. (6.3)
*0 1 1 2 rotj6'
для вибратора с поперечным пьезоэффектом - уравнением
it I
= roctg Hr- • (6-4)
Для нахождения антирезонансных частот надо найти максимум
модулей импедансов |Z | и |Z |, определенных уравнениями (6.1)
и (6.2). Основной интерес представляет нагрузка Z^ в виде парал-
лельного соединения конденсатора С и резистора R. В этом случае
-
р =-----------. 7 = ыЯС7[1 * (coRC ) ] И Р = 7/Р 1/(<J?C ).
1 . (со/?С )2 мм
м
192
При v < 1 величину а можно считать действительной и равной а = 0 ~
• С?/С .
м
В этом случае антирезонансные частоты вибратора с продольным
пьезоэффектом определяются уравнением
V” tgk I = ctg -5-5---------------, (6.5)
О 2 (1 *
вибратора с поперечным пьезоэффектом - уравнением
W kl -9
-г1- = ctg ---------------. (6.6)
Сравнение уравнений (6.5) с (6.3) и (6.6) с (6.4) показывает, что
с увеличением емкости С\ когда а -» 0, антирезонансные частоты
стремятся к резонансным.
Из уравнений (6.5) и (6.6) как частные случаи получаются
известные уравнения [64] для антирезонансных частот при гэ 3 °0-
имеющие вид:
для продольного пьезоэффекта
ri^iZi = r0ctg "г- : (6-7)
для поперечного пьезоэффекта
* г,2
’ “Л" = ctg * -2Л/ . (6.8)
Го
(В работе [64] уравнение (6.8) приведено в иной, но эквивалентной
форме.)
Используя известные [45] соотношения с?.. = k2.^/Y^ И ** 1*
ik ik
= Y^/Y = 1 — к.^, где и — соответствующие пьсзомодуль
и коэффициент электромеханической связи, уравнение (6-3) резо-
193
нансных частот вибратора с продольным пьезоэффектом представим в
виде
У-Т tg*,/, = ctg 4^ - , (6.9)
О 0 0
а уравнение (6.5) его антирезонансных частот (при Z$ = /XJ -
9
W k / 2К
_2_ = ctg -4- - (| . (в. .о)
Уравнение (6.6) для антирезонансных частот вибратора с поперечным
. пьезоэффектом при Z = jX
э э
Г, 2аЛ
I . , . .0 0 31 ...
—----tgkl -= ctg —------*---------------- __ - (6.11)
IT (baHl-xStl
О 31 о о
Преимущество записи уравнений через коэффициенты электромеха-
нической связи к^, кз1 - меньшее число входящих в них первичных
параметров пьезоэлектрика. Здесь их только три - плотность pQ,
коэффициент к (или к ) и скорость звука с , причем для продоль-
ОО О 1 v
ного пьезоэффекта с® = Jy^/pQ , для поперечного = ly^/p^ .
Максимумы выходного напряжения приемного вибратора соответ-
ствуют антирезонансным частотам, найденным с учетом электрической
нагрузки. Так как х 0 и а > 0, эти частоты будут меньше опре-
деленных уравнениям (6.7) и (6.8).
При работе излучающего вибратора от генератора с низким внут-
ренним импедансом максимум излучения соответствует частоте, близ-
кой к резонансной. В этом случае для исключения взаимной расстрой-
ки приемный вибратор должен обеспечить максимум выходного сигнала
на той же частоте. При идентичности вибраторов это достигается,
например, нагрузкой приемного вибратора на низкоомную входную цепь
усилителя тока, когда коэффициент преобразования приемного вибра-
тора (по току) максимален.
194
При возбуждении излучающего вибратора тиристорным генератором
ничение Z в процессе генерации импульса меняется: оно мало при
открытом тиристоре, а затем резко возрастает. В этих условиях
целесообразно использовать схему искусственного поддержания ти-
ристора в открытом состоянии в течение всей длительности гене-
рируемого импульса и усиливать сигнал приемного вибратора усили-
телем тока.
6.3. Обоснование метода
электрического моделирования
составных пьезовибраторов
Описанные в п. 6.1 составные пьезовибраторы работают как в
непрерывном, так и в импульсном режиме, причем последний является
основным. Если в режиме гармонических колебаний теоретическое
исследование работы вибраторов в принципе просто, но приводит к
громоздким вычислениям, то расчет импульсного режима ввиду слож-
ности колебательных систем вибраторов вообще затруднителен. Поэ-
тому необходим простой и эффективный метод исследования преобра-
зователей с составными вибраторами во всех режимах работы. Один из
таких методов - математическое моделирование на аналоговых вычис-
лительных машинах (АВМ), использованное в работе [5] для исследо-
вания преобразователей ультразвуковых дефектоскопов. Достоинство
метода - возможность непосредственного наблюдения формы исследу-
емых сигналов, легкость изменения параметров модели и немедленное
получение результата. Однако современные АВМ - сложные, дорогосто-
ящие и громоздкие устройства. Несмотря на это, они не обладают
всеми возможностями для исследования пьезопреобразователей, так
что авторам работы [5] некоторые блоки пришлось изготовлять своими
силами.
Наиболее простым и дешевым методом исследования преобразова-
телей с составными вибраторами является электрическое моделиро-
вание, основанное на замене реальной системы ее электрической
моделью и излучения свойств этой модели. При этом используется
первая система электромеханических аналогий. Механические элементы
с распределенными постоянными (стержни) моделируются электромаг-
нитными линиями задержки.
Электрическое моделирование пьезоэлемента впервые применил
Рэдвуд [114] для иллюстрации своей теории возбуждения упругих
волн. Им же предложена схема замещения пьезоэлемента, удобная для
195
Рис. 6.5. Схемы замещения Рэдвуда для пьезоэлементов с продольным
(а) н поперечным (б) пьезоэффектом:
D |VD, „,£ £_ Е |v£
. W /р ; W - pc S. c = 4У ,
Е
!р ; N = d33SYC/L
„,D D-. i
W = pc S; C
пьезоэлемеита
построения его электрической модели. Схема Рэдвуда (рис. 6.5)
отличается от схемы Мэзона-Гутина (см. рис. 6.4) тем, что
Т-образная цепочка из трех импедансов заменена лишенным
пьезосвойств стержнем, длина, волновое сопротивление и скорость
звука в котором соответствуют таковым для пьезоэлемеита. В
формулах к рис. 6.5 учтено, что поперечные размеры пьезоэлементов
много меньше длины волны.
Дальнейшее развитие электрическое моделирование пьезопреобра-
зователей получило в работах В. И. Домаркаса, Р.-И.Ю. Кажиса,
С. Л. Приалгаускаса и др. [20, 21, 55, 56]. В работе [56]
показано, что для пьезоэлемеита с продольным пьезоэффектом при
к =0,34 принятое в работе [114] пренебрежение отрицательной
33
емкостью в схеме замещения сдвигает максимум АЧХ в область более
высоких частот примерно на 5 %, причем характер АЧХ практически не
меняется. Поэтому при пренебрежении этой емкостью достаточно
увеличить собственную частоту модели на соответствующую величину.
В изобретении (А. с. 455349, СССР) предложено моделировать отри-
цательную емкость с помощью конвертера отрицательного сопротив-
ления, однако сведений о реализации этого решения нет. В работах
[20, 56] сформулированы принципы электрического моделирования
простейших (не составных) пьезопреобразователей и приведены схемы
моделей для режимов излучения и приема с учетом демпфера и пере-
ходного слоя (протектора). Полезная акустическая нагрузка и демп-
196
<|*?р моделируются резисторами, протектор - искусственной линией
задержки. Там же приводятся сравнения результатов моделирования с
[мечетными данными.
При моделировании пьезоэлементов все параметры их схем
смещения пересчитывают на механическую сторону через коэффициент
трансформации Л/ электромеханического трансформатора схемы замеще-
2
ния: комплексные сопротивления умножают на N , напряжения - на N,
токи делят на N.
Параметры электрической модели определяют из условия пропор-
циональности комплексных электрических сопротивлений элементов
модели соответствующим импедансам моделируемого преобразователя.
Оно имеет вид
ZJz. = const = В, (6.12)
где В - действительная величина; Z. - механический импеданс или
I
комплексное электрическое сопротивление /-го элемента исследуемого
объекта; г. - соответствующее ему комплексное электрически
сопротивление модели.
При моделировании элементов с сосредоточенными постоянными
масса т. изображается индуктивностью L., гибкость К. - емкостью
С., механическое активное сопротивление R. - электрическим
активным сопротивлением г.. Отсюда
com. со С. R.
-----у---= —= —— = в- (6. *3)
со L. соК. г .
м I I I
Здесь со и со^ - частоты колебаний исследуемого объекта и его модели
соответственно. Эти частоты могут быть различными, что удобно для
практики.
Входной импеданс механической системы с распределенными посто-
янными (например, стержня) длины I, обладающей волновым сопро-
тивлением IF и постоянной распространения у = /3 + jk, нагруженной
На импеданс Z,
197
(6.14)
_ (Z/IF) * thy/
BX *l ♦ (Z/U) thy/
Аналогичное выражение для моделирующей этот стержень электромаг-
нитной линии, нагруженной на комплексное электрическое сопротив-
ление z,
р- ♦ thy /
z = f —*--------------, (6.15)
вх 1 ♦ р thy I
S мм
где / - длила линии; у = /3 * jk - ее постоянная распростра-
м МММ
нения; f - волновое сопротивление.
Подставив выражения (6.14) и (6.15) в условие (6.12), найдем:
Из последнего равенства получим
у/ = у I . (6.16)
м м
Учитывая, что /3 = k/(2Q) [70]. найдем у/ = сЗГ + /}, где
Q - добротность стержня; Т = Ис - время прохождения упругой волны
в нем.
Условие (6.16) принимает вид:
соТ . т V
м
где т - время задержки сигнала моделирующей электромагнитной
линией; Q — ее добротность.
Следователь! ю,
о>7 = со т; Q = Q .
м м
Таким образом, добротности механических стержней и моделирующих
их электромагнитных линий должны быть равными, а отношение частот
модели и исследуемого объекта
198
Г
7
(6.17)
co
м
со
При адекватности модели исследуемому объекту отношение со /со
постоянно во всех режимах, поэтому со и со можно считать текущими
значениями частот.
Окончательные соотношения между параметрами элементов модели и
моделируемой системы имеют вид:
соГ. №.
О . = (?.: т. = —— ; Г. = -=г-
Mt ч I со с В
Здесь К. и С. - гибкость и соответствующая ей электрическая
емкость модели; т. и L. - сосредоточенная масса и моделирующая ее
индуктивность; - волновое сопротивление электрической линии,
соответствующее волновому сопротивлению №. стержня; г. - время
задержки сигнала электромагнитной линией, моделирующей стержень с
временем задержки Т.-, Q. и - добротности стержня и электро-
магнитной линии соответственно.
В формулах (6.18) два масштабных коэффициента - В = и
со/со*. Отношение <о/со^ можно выбирать произвольно с учетом удобств.!
работы и параметров имеющихся электромагнитных линий задержки.
Значение В надо учитывать при согласовании модели преобразователя
с моделями ее входных и выходных электрических цепей, которые
также должны удовлетворять условиям (6.18).
В общем случае клеевые швы между элементами вибратора должны
рассматриваться как слои с распределенными постоянными. Однако на
используемых частотах толщины этих слоев намного меньше длины
волны, а модули Юнга клеев и их плотности существенно меньше соот-
ветствующих величин других элементов колебательной системы вибра-
тора. Эго позволяет пренебречь массами клеевых швов и рассматри-
вать их как сосредоточение гибкости
199
к = ^-, (6.19)
ES
где S - площадь шва; Е - модуль Юнга клея (поперечный размер
преобразователя также намного меньше X).
В моделях составных вибраторов удобно применял! искусственные
многозвенные электромагнитные линии задержки, хотя можно пользо-
ваться и ’’естественными” линиями, например радиочастотными кабе-
лями.
Параметры моделируемого вибратора - это волновые сопротивления
пьезоэлемента (IF^) и накладок (1F(), антирезонансная и резонансная
частоты, времена задержки импульса в пьезоэлементе 7 = и
в накладке = / /с и т.п.
Построение электрической модели начинают с выбора волнового
сопротивления и времени задержки электромагнилюй линии,
входящей в модель пьезоэлемента. Затем, зная IF и по
формулам (6.18) находят остальные параметры модели. Однако при
использовании стандартных линий задержки с дискретными значениями
f и т равенство отношений IFJ/IF{ и вибратора соответствующим
им отношениям f|/f0 и т^т0 его модели в общем случае не обеспе-
чивается. Это особенно относится к отношению которое для
стандартных линий задержки типа ЛЗТ кратно двум. Время задержки
этих линий регулируется дискретно небольшими ступенями, поэтому
отношение Т^/7 воспроизводится более точно.
С учетом дискретности параметров линий задержки значения
и Tj выбираются наиболее близкими к расчетным значениям. Ес-
ли применение стандартных линий задержки не обеспечивает полу-
чения отношений f|/f0 и т^/т^ с приемлемыми погрешностями, то
можно спроектировать и изготовить линии с нужными парамет-
рами.
Используя выражение (6.7), найдем уравнение антирезонансных
частот модели симметричного ненагруженного вибратора с продольным
пьезоэффектом
200
(6.20)
ЧЛ f0
,gv.,g -г~ •
Для аналогичной модели вибратора с поперечным пьезоэффектом урав-
нение (6.20) определяет резонансные частоты.
Стандартные электромагнитные линии задержки выполняются много-
звенными с отводами от каждого звена. Эго позволяет регулировать
время задержки путем:
I) подключения смежной линии или нагрузки к различным отво-
дам;
2) закорачивания катушек индуктивностей смежных звеньев на од-
ном из концов линии.
Применение первого способа (рис. 6.6, а) искажает работу моде-
ли, так как появляется мешающая волна, отраженная от свободного
правого конца линии J71. Поэтому такой способ неприемлем.
Соединение по второму способу (рис. 6.6, б) увеличивает емкость
на правом конце линии Л1. Эта дополнительная емкость, величину
которой легко найти из известных параметров линии, искажает работу
модели, хотя иногда она
может моделировать клеевой
шов.
Удобно регулировать
время задержки линии Л1,
используя отводы или за-
корачивая катушки индук-
тивности внешних (по от-
ношению к Л2) ее звеньев,
а Л2 подключать непосред-
ственно к внутреннему кон-
цу Л1 (рис. 6.6, в). В
этом случае внешний (левый
Рис. 6.6. Способы регули -
роваиия времени задержки
линий в моделях составных
, вибраторов:
, JJ1 — линия, моделирующая
накладку: Л 2 — линия, мо-
делирующая пьезоэлемент
201
на рис. 6.6) конец Л1 либо закорочен (если Л1 моделирует свобод-
ную на конце наладку), либо нагружен на относительно малое полное
электрическое сопротивление |z | < f, моделирующее механическую
нагрузку вибратора. В этих условиях модуль коэффициента отражения
волны от внешнего конца линии Л1 равен (или близок) единице, по-
этому подключение к нему дополнительного конденсатора с относи-
тельно небольшой емкостью практически не влияет на работу модели.
Подключение комплексного электрического сопротивления z к отводу
линии (рис. 6.6, г) не приводит к появлению заметных отражений от
свободного левого конца линии Л1, так как ввиду малости |z | точка
подключения этого элемента практически закорочена. Таким образом,
способы регулирования времени задержки, показанные на рис. 6.6, в,
г, вполне удовлетворительны.
Во всех использованных моделях составных вибраторов время
задержки линий, моделирующих накладки, устанавливалось показанным
на рис. 6.6, в способом. Линии, входящие в модели пьезоэлементов,
не регулировали.
6.4. Схемы замещения составного вибратора
Составные вибраторы монтируют в корпусе преобразователя так,
чтобы влияние элементов крепления на режим колебаний было мини-
мальным. Вибраторы крепятся к корпусу шайбами и прокладками из
материалов с низкими характеристическими импедансами (резина,
войлок), либо используется крепление в узле смещения.
На рис. 6.7 показаны схемы составных вибраторов с двумя и
шестью пьезоэлементами и креплением в узле смешения с помощью
а)
Рис. 6.7. Конструктивные схемы со-
ставных вибраторов:
а — с двумя пьезоэлемеитамн: б — с
шестью пьезоэлемеитамн; П — пьезо-
*Н2
= Н\
элементы
основные части
накладок; НП — наплавка из мягкого
припоя; КН — контактный наконеч-
ник; Д — диск для крепления в узле
смещения
диска Д. Толщина последнего мала (менее 1 мм), и его влиянием на
режим колебаний пренебрегаем. Дополнительный клеевой шов, связан-
ный с креплением в узле,-учтем удвоением толщины шва.
Полная схема замещения вибратора с двумя пьезоэлементами (см.
рис. 6.7, а) приведена на рис. 6.8, а. Пьезоэлементы и П%
представлены схемами замещения Рэдвуда для продольного пьезоэф-
фекта, их схемы замещения обведены штриховыми линиями. Электри-
чески пьезоэлементы соединены параллельно.
Стержни Н’х и Я' пред-
ставляют собой основные части верхней и нижней накладок соответ-
ственно. Контактный наконечник КН и наплавку НП рассматриваем как
^Сосредоточенные массы /л( и гп2- Механическая нагрузка представлена
Импедансом Z контролируемого изделия и контактной гибкостью К .
н к
Противоположный нагрузке конец вибратора свободен, что соответ-
ствует короткому замыканию правого конца схемы. Клеевые швы учтены
«Сосредоточенными гибкостями К,, К„, К, К .. Электрическая нагрузка
з 1 2 3 А
^.Вибратора подключается к зажимам ”а” и ”в”. Схему на рис. 6.8, а
можно упростить, заменив массы т
( и соответствующими по длине
участками накладок Я' и Я'. При этом стержень Я( представляет
собой элементы Я' и т_, стержень Я - элементы Я и т . Исключим
i I г 2 2 2
электромеханические трансформаторы, для чего пересчитаем комплекс-
ное электрические сопротивления ZQ и (-Zo) на механическую сторо-
ну. В результате получим схему, представленную на рис. 6.8, б.
Объединяя элементы Я' и т , пренебрегаем гибкостью К,
11 А
соединяющего их клеевого слоя. Влияние клеевых швов на режим
колебаний вибратора тем сильнее, чем ближе к пучности силы (узлу
смещения) находится шов. Эго объясняется тем, что с ростом меха-
нических напряжений увеличиваются и деформации клеевого шва. В
рассматриваемым вибраторах пучность силы обычно приходится на
среднее сечение, поэтому наиболее существенно влияние клеевых
швов, расположенных в этом сечении или вблизи него. Шов с гиб-
костью К. находится вдали от пучности силы, и пренебрежение его
А
гибкостью не приводит к большой погрешности.
В режиме излучения к зажимам "а” и ”в” схемы (см. рис. 6.8, б)
подключен эквивалентный генератор силы NE с внутренним механичес-
I
202
Рис. 6.8. Схемы замещения составного вибратора с двумя пьезоэле-
ментами :
а — полная; б — упрощенная; в — схема замещения электрического
генератора при работе
входной цепи усилителя
замещения при Z = О
в режиме излучения; г — схема замещения
дефектоскопа в режиме приема; д — схема
(ключи н I разомкнуты) н при Z = оо
(ключи В| н 1 замкнуты)
204
2
ким импедансом N Z^ (рис. 6.8, в), где Е и Z^ ЭДС и внутреннее
комплексное сопротивление реального генератора соответственно. В
(Х'жиме приема к тем же зажимам подключен механический импеданс
2
Л/ Z , на котором действует сила NU (рис. 6.8, г), где U -
эп
электрическое напряжение на выходе реального приемного преобразо-
вателя. К механическому импедансу Z^ приложена сила F.
Возможности моделирования реактивного электрического сопротив-
ления отрицательной емкости (-Z^N2) = jN2 рассмотрены в
и. 6.3. Отметим, что входное сопротивление последовательного сое-
динения Z N и (-Z N ) равно нулю на любой частоте. При работе на
2
фиксированной частоте со элемент (-Z N ) можно представить ицдук-
° ° 2 2,~S
тивным сопротивлением где L = N В диапазоне частот
такая замена не годится, так как реактивные сопротивления /а>£ и
jN2/(cJ^) характеризуются обратной зависимостью от частоты.
При разомкнутой электрической цепи точки d, е и f, g соответ-
2 2
ственно закорочены, так как ZqN - Z^N = 0. При |ZJ « |Zo| из
элементов электрической цепи на режим колебаний влияют только
сопротивления (-^W ). Таким образом, элементы, определяющие соб-
ственные частоты вибратора, можно представить схемой замещения
(рис. 6.8, 5), которая при замкнутых ключах и соответствует
случаю Z = оо, при разомкнутых ключах и L = №/(о>0С$) (о> =
= const) - случаю Z^ = 0.
Схемы на рис. 6.8 можно обобщить на случай любого числа пьезо-
пластин, электрически соединенных параллельно. Для этого число
2 2
звеньев, содержащих элементы СТ, Z^N и ) (см. рис. 6.8, б),
надо взять равным числу пьезопластин, все точки соединения
импедансов Zo№ и <-z0№> соединить между собой, а между смежными
205
стержнями СТ и общим проводом ввести гибкости К. соответствующих
клеевых швов.
В схемах замещения вибраторов с поперечным пьезоэффектом отри-
цательные емкости отсутствуют, что позволяет строить модели таких
вибраторов без упрощающих допущений.
6.5. Влияние клеевых швов
на собственные частоты составных вибраторов
В составных вибраторах с продольным пьезоэффектом используют
пакеты из нескольких пьезоэлементов. Если л - число пьезоэле-
пэ
ментов, то число клеевых швов л > л +1. Модуль Юнга Е клея
Ш ПЭ кл
намного меньше соответствующих величин других элементов вибратора.
Кроме того, Е и толщина I клеевых швов зависят от ряда
кл кл г
технологических факторов. Поэтому клеевые швы служат основным
источником разброса и нестабильности собственных частот составных
вибраторов. С увеличением числа швов их влияние увеличивается.
При расчете собственных частот составных вибраторов влияние
клеевых швов учесть трудно и им обычно пренебрегают.
Теоретический анализ влияния клеевых швов принципиально прост.
Он сводится к составлению выражения для входного механического
импеданса Z^ ненагруженного вибратора с учетом всех его элементов
(накладок, пьезопластин, клеевых швов и т.п.). Уравнение собст-
венных частот вибратора
Im(Z ) = X =0. (6.21)
вх вх
Из уравнения (6.21) находят основную собственную частоту
Затем, полагая толщины клеевых швов равными нулю, находят новое
значение со и искомое отношение со /со.
0
В общем случае все элементы вибратора рассматривают как сис-
темы с распределенными постоянными, потерями пренебрегают. Пере-
счет импедансов для нахождения X выполняют по формуле [6]:
44
~44 •
(6.22)
206
Рнс. 6.9. Упрощенные конструктив-
ные схемы моделируемых составных
вибраторов
которую применяют л - 1 раз. Вход-
ное сопротивление последнего, л-го
слоя хп = wntgknin. С ростом л
уравнение (6.21) становится очень
громоздким и его решение усложня-
ется.
Метод электрического моделиро-
вания позволяет получить .нужные
результаты намного проще.
На рис. 6.9 показаны схемы составных вибраторов с различным
числом клеевых швов. Римскими цифрами обозначены номера вариантов,
арабскими (в скобках) - число клеевых швов в них. В узлах смещения
вибраторов Ш, V и VII типов показаны крепежные диски,
увеличивающие число швов на единицу. Влиянием этих дисков на
собственную частоту вибраторов пренебрегаем (см. п. 6.3).
Влияние клеевых соединений на собственные частоты вибраторов
исследовали с помощью трех электрических моделей (рис. 6.10). В
них использованы стандартные электромагнитные линии задержки типа
ЛЗТ. Линии ЛЗ и Л4, соответствующие накладкам вибраторов, во всех
моделях одинаковы (^ = 1200 Ом, = 1,0 мкс). Пьезоэлементы
моделируются линиями с волновым сопротивлением f = 600 Ом, причем
линии Л1, Л2 и Л6-Л9 характеризуются временем задержки 0,5 мкс.
линия Л5 - 2 мкс. Отношение f = КД, = 2.
Механический импеданс Z^ контролируемого изделия и контактная
гибкость К* представлены на моделях (см. рис. 6.10) комплексным
электрическим сопротивлением Z' и конденсатором С соответственно.
Для наших целей достаточно исследовать вибраторы в режиме холос-
того хода (Z = 0) с разомкнутой электрической цепью (Z = оо),
э 2
когда модель имеет наиболее простой вид и элемент (-ZoW ).
обусловленный отрицательной емкостью, не вызывает осложнений.
Собственные частоты моделей определяли в режиме гармонических
колебаний по минимумам входного полного электрического сопротив-
207
Рчс. 6.10. Электрические модели составных вибраторов с разомкнутой
электрической цепью. Элементы. представляющие собой пьезопластины.
обведены штриховой линией:
а — модель 1:6 — модель 2; в — модель 3
ления. На вход модели от генератора / подавали сигнал регулируемой
частоты. Сопротивления резисторов R2 и R3 таковы, что (R2 + R3) «
« f . Поэтому правые на рис. 6.10 концы моделей можно считать
короткозамкнутыми. Собственные частоты моделей отсчитывали по
частотомеру 2 при максимальных отклонениях милливольтметра 3.
Добротности моделей, определенные по ширине полосы пропускания,
лежали в пределах Q = 12+18.
В табл. 6.1 приведены времена задержки т0 и ЛЛЯ моделей
208
вибраторов (см. рис. 6.10), отношения расчетные и измерен-
ные собственные частоты моделей без конденсаторов, моделирующих
* клеевые швы, и погрешности такого расчета. В последней графе
1 приведены номера вариантов вибраторов и (в скобках) номера конден-
I саторов, подключаемых к модели при изучении влияния гибкостей
; клеевых соединений (см. рис. 6.10). Запись 2С1 означает, что зна-
® чение емкости удвоено по сравнению с остальными емкостями,
в значения которых одинаковы.
Используя выражение (6.19) и определенную формулами (6.18)
) связь С. с К., выразим толщину клеевого шва
С
; ' - - с. <6.23)
Г 0
t Имея в виду, что площадь шва равна площади пьезоэлемеита, из
’, (6.23) найдем обобщенный параметр
Й <l = _Vlc
Е w
’! 0
; ,где f и fH ~ собственные частоты вибратора и его модели соответ-
ственно, wq - характеристический импеданс материала пьезоэлемеита.
Параметр lf/Е позволяет оценить влияние клеевых швов на соб-
ственную частоту вибратора при любых комбинациях значений I.
f и Е.
Задаваясь значениями параметра lf/Е, по формуле С = -
вычисляли емкости моделирующих швы конденсаторов. подпаивали эти
конденсаторы к модели и определяли уменьшение А/ 06 собственной
частоты. В качестве f* брали измеренные значения частоты модели
без моделирующих швы конденсаторов (см. табл- 6.1). Материал
пьезоэлементов — ЦТС-19, для которого = 24,6 МПа'с/м. На
рис. 6.11 приведены изменения собственной частоты A//f вибратора в
зависимости от обобщенного параметра lf/Е. По оси абсцисс отложены
также значения моделирующей шов емкости С и толщины шва для случаи
f = 40 кГц и Е = 3,5 ГПа.
209
Таблица 6.1. Данные электрических моделей вибраторов
Номер модели Время задержки. мкс г1/г0 Собственные
то Т1 Расчетная
1 1.0 1.0 1 133.6
2 2.0 1.0 0.5 97.96
3 3.0 1.0 0.333 79.05
Л
Значения толщины клеевых швов могут иметь значительный разброс.
Наиболее вероятные значения лежат в пределах 0,04-0,1 мм. Ясно,
что клеевые швы снижают собственные частоты составных вибраторов
тем сильнее, чем больше толщина швов и их число.
Влияние положения клеевых швов относительно пучности силы на
собственную частоту рассмотрим на примере вибратора с одним пьезо-
элементом (тип 1 на рис. 6.9). Это положение характеризуется отно-
шением времени задержки наладки к времени задержки пьезоэлемента
Т^/Т^ = . С его уменьшением швы удаляются от пучности силы.
По рис. 6.11 найдем, что для Ц/Е = 1*10 9 мТц/Па (при Е -
= 3.5 ГПа и f = 40 кГц это соответствует толщине / = 0,0875 мм)
при Т./Т = 1 изменение частоты составляет 10,7 %, при Т /Т =
10 г 1 о
= 0,5-8,0 %, при = 0,333-5,5 %. Таким образом, эксперимент
подтверждает, что удаление швов от пучности силы уменьшает их
влияние на собственную частоту.
При расчете составных вибраторов влияние клеевых швов можно
учесть, определив на модели соответствующее снижение собственной
210
частоты, кГц Погрей» ность расчет а. % Конструктивные схемы моделируемых вибраторов (см. рис. 6.9)
Измеренная
134.25 ♦ 0. 49 1(С2. СЗ); Н(С1, С2. Сз): IIK2C1. С2. Сз)
101.72 ♦ 3. 85 1(С4. Об); П(С2. С4. С5): 11K2CI. С4. С.5); IV1C1. С2 - С5): V(2C1, С2 - С5)
80.5 ♦ 1. 83 К Св. С9); 11(С1. Св. С9): 11И2С1, Св. С9): IV(C1. С4. С5. Св, Сэ): V(2C1. C4.Cs. CS, С9); VI(C1. С2 - С9); VIK2C1. С2 - С9)
частоты f и увеличив ига эту величину расчетное значение частоты,
найденное в пренебрежении этим влиянием.
Влияние клеевых швсов на характеристики составных вибратор»
можно ослабить путем: 1 ) уменьшения параметра 1/Е; 2) уменьшения
числа клеевых швов вибратора; 3) размещения клеевых швов возможно
дальше от пучности силы.-
Уменьшить I можно улучшением чистоты обработки склеиваемых
поверхностей, устранением полосок металлической фольги, проклады-
ваемых между склеиваемымми элементами и служащих в качестве выводов
для подпайки проводов, уувеличением давления при склеивании.
Полимерные клеи име.яот относительно малые модули Юнга (Е =
с 2-5-4 ГПа) и не позволяют существенно уменьшить параметр 1/Е.
Большими значениями Е «обладают металлические, в частности медно-
галлиевые, клеи [30]. рНх недостаток - трудность получения швов
малой толщины. В результате выигрыш от увеличения Е уменьшается
•' вследствие роста I.
? Единственный путь уменьшения числа клеевых швов в рассматрива-
емых вибраторах - сокрашиение числа пьезоэлементов. Однако при этом
О 100 200 300 tfOO 500 С, пФ
I------!------1-------1-------1------1-------1
О 100 200 300 ЬОО 500С, пФ
I-----1------1-----1-----1-----1-----1
В)
Рис. 6.11. Влияние клеевых швов на собственные частоты составных
вибраторов:
а — Т^/Т = 1; б - Г^/Г^ = 0.5; ® ~ “ 0.333; 1 - один пье-
зоэлемент, два клеевых шва; 2 — два пьезоэлемента, три клеевых
шва: 3 — два пьезоэлемента, четыре клеевых шва (крепление в узле):
4 — четыре пьезоэлемеита. пять клеевых швов; 5 — четыре пьезоэле-
меита, шесть клеевых швов (крепление в узле); 6 — шесть пьезоэле-
ментов, семь клеевых швов; 7 — шесть пьезоэлемеитов, восемь кле-
евых швов (крепление в узле)
212
возрастает их толщина и, следовательно, электрическое напряжение
возбуждения, необходимое для создания достаточной напряженности
поля. Использование же высоких возбуждающих напряжений затрудни-
тельно.
Радикальный способ устранения указанных недостатков - исполь-
зование пьезоэлементов с поперечным пьезоэффектом. Они выполняются
в виде длинных стержней прямоугольного сечения с электродами на
противоположных гранях. Применяют вибраторы как с одним (см.
рис. 3.19), так и с большим числом пьезоэлементов (см. рис. 5.12),
включенных механически и электрически параллельно. В вибраторах с
поперечным пьезоэффектом всего два клеевых шва, расположенных
вдали от пучности силы. Следовательно, влияние этих швов на соб-
ственную частоту мало. Толщина пьезоэлемента невелика, поэтому
вибратор можно возбуждать относительно низким электрическим напря-
жением. Удаление клеевого шва от пучности силы не только снижает
|>азброс и повышает стабильность собственных частот, но и уменьшает
опасность разрушения этого шва в излучающем вибраторе большими
механическими напряжениями при колебаниях.
6.6. Влияние механической нагрузки
на собственные частоты составных вибраторов
Механический импеданс общей нагрузки составного вибратора равен
Z. = Z Z /(Z + Z ), где Z - механический импеданс контролиру-
Онкнк Н г г/
емого объекта; Z* = 1/(/со/0 - упругий импеданс контактной
гибкости К*. При Х^ < О влияние ZQ на основную собственную частоту
вибратора будет наибольшим при Z = оо, когда Z. = Z = 1/(«*>К ).
и 0 к к
Ограничимся анализом этого предельного случая.
Для аналитического решения задачи составляется выражение для
входного механического импеданса Z вибратора со стороны его
свободного, противоположного контактирующему с контролируемым
изделием конца. Уравнение собственных частот имеет вид
Im(Z ) = X =0. (6.24)
вх вх
Выражение для Х^ получают путем пересчета импедансов слоев по
формуле (6.22), которую, даже если пренебречь влиянием клеевых
213
швов, приходится применять трижды. В результате получается гро-
моздкое трансцендентное уравнение, решаемое численно на ЭВМ. За-
дача упрощается, если составной вибратор аппроксимировать одно-
родным стержнем без потерь с той же собственной частотой, но вол-
новым сопротивлением IF, лежащим в пределах < W < IF(, где
и IT] - волновые сопротивления пьезоэлемеита и накладки соответст-
венно.
Основная собственная частота f однородного стержня, нагружен-
ного реактивным импедансом ZQ= jX^, определяется уравнением
Wtgkl ♦ %о = 0.
(6.25)
где I - длина стержня: k - волновое число.
Уравнение (6.25) преобразуем к виду
tg
^0
X
W' = °>
где f - собственная частота при Х^ - 0. Отсюда
1
— = -агаг
5
U7
(6.26)
Если модуль |X0/IF| мал, формула (6.26) упрощается:
f-fp
f0 ~~nw
(6.27)
Упругая нагрузка (XQ < 0) повышает собственную частоту вибратора,
инерционная (Хо > 0) - понижает.
В нашем случае, когда Х^ = -l/(coKJ и ivn < 0,2, имеем:
f~f0 1
f0 - ^KW
(6.28)
214
Рис. 6.12. Изменение собственной
Частоты вибратора в зависимости от
механической нагрузки (параметра
XQ/W) при - 2:
/ — расчет для однородного стержня
С волновым сопротивлением w - "V
2 — то же, но для W = W'1 - 2170; 3 -
эксперимент при • 0.333 , 4 —
то же, при = •
Электрическое моделирование позволяет обойтись без применения
ЭВМ и упрощающего представления составного вибратора однородным
стержнем.
Влияние механической нагрузки на собственную частоту вибра-
тора исследовали на описанных в п. 6.4 моделях. Импеданс считали
чисто реактивным = l/(/wK ). Гибкостями клеевых швов
пренебрегали. Меняя ZQ, собственные частоты модели измеряли по
описанной в п. 6.4 методике.
Результаты измерений на первой = I) и третьей =
= 0,333) моделях представлены на рис. 6.12. По оси абсцисс отложен
параметр X^/W, по оси ординат - изменение собственной частоты
вибратора в процентах. На график нанесены также построенные по
формуле (6.27) расчетные зависимости для однородных стержней.
Вибратору с отношением = 1 соответствует волновое сопротив-
ление однородного эквивалентного стержня W = 1,67®^, вибратору
с отношением = 0,333 соответствует W = 1,325^. Это
понятно, так как, чем большая часть общей длины вибратора
приходится на накладки, тем ближе должны быть W и W (.
В табл. 6.2 приведены измеренные на моделях значения относи-
тельного увеличения собственных частот составных вибраторов с
корундовыми контактными наконечниками при нагрузке преобразователя
на сталь, алюминиевый сплав и оргстекло в предположении Z = <х> и
215
Таблица 6.2. Влияние механической нагрузки
на собственные частоты составных вибраторов
Частота f. кГц Диаметр пьезоэле- мента . мм Отношение ТЛ Расстройка %
Сталь Алюмини- евый сплав Оргстекло
0,333 1.74 1,02 0,197
25 10 1 1,37 0.805 0.156
0.333 3.93 2.30 0,445

6 I 3.09 1.82 0.352
0,333 1,085 0.634 0,123
40 10 1 0.86 0,503 0,098
0,333 2.45 1.43 0,278

6 •
1 1.94 1.13 0,221
ZQ = Диаметры пьезоэлементов из пьезокерамики ЦТС-19 -
10 и 6 мм, = 2. Величины К вычислены по формулам,
приведенным в гл. 2 для F^ = 5Н. Данные приведены для двух частот
и двух значений Т /Т .
Как видно из табл. 6.2, механическая нагрузка слабо влияет на
собственные частоты вибраторов.
216
6.7. Характеристики
раздельно-совмещенных преобразователей
Й импедансных дефектоскопов
!'/ Схема замещения и электрическая модель PC-преобразователя.
||Методом электрического моделирования проанализируем работу
Г-преобразователя импедансного дефектоскопа в импульсном режиме.
таком преобразователе (рис. 6.13) используются вибраторы с
пьезоэлементами прямоугольного сечения (поперечный пьезоэффект).
База преобразователя уменьшена путем размещения контактных нако-
нечников на изогнутых навстречу друг другу концах накладок.
На схеме замещения преобразователя (рис. 6.14) пьезоэлемент
излучающего вибратора представлен конденсатором С$, трансформато-
ром с коэффициентом трансформации Л и стержнем 5 (эти элементы
и ои
обведены штриховыми линиями), накладки вибратора - идентичными
стержнями и S^, клеевые швы между пьезоэлементом и наклад-
ками - гибкостями К1 и К2н> механическая нагрузка - импедансом
Z^ контролируемого объекта (в котором
скорость о*), шунтированным контактной
гибкостью К**, возбуждающий генератор -
Рис. 6.13. Конструктивная схема раз-
дельно-совмещенного преобразователя им-
педансного дефектоскопа:
1. 3 — накладки; 2 — пьезоэлемент; 4 —
контактный наконечник; 5 — контролиру-
емое изделие
Рнс. 6.14. Схема замещения раздельно-
совмещенного преобразователя
создается колебательная
217
источником ЭДС Е с внутренним комплексным сопротивлением Z . На
ЭИ
входе вибратора действует электрическое напряжение U . Схема за-
мещения приемного вибратора отличается от описанной тем, что конт-
ролируемый объект представлен генератором колебательной скорости
v , шунтированным механическим импедансом Z^ объекта в зоне при-
ема. Остальные элементы схемы аналогичны таковым для излучающего
вибратора и снабжены индексами ”п”. Нагрузкой электрической цепи
служит комплексное сопротивление Z , на котором возникает напря-
жение U%, создающее ток 1%.
База преобразователя намного меньше длины волны в изделии,
поэтому амплитуды скоростей v и отличаются мало [66]. Разность
фаз v и и определяется сдвигом при прохождении волны через
изделие. Ввиду малости базы преобразователя можно считать Z
= Z = Z .
НП н
Механический импеданс Z^ в доброкачественных и дефектных зонах
комплексный и может меняться в широких пределах.
Выходные величины преобразователя - напряжение U или ток /
£ L
Если первый каскад приемного тракта дефектоскопа является усили-
телем напряжения, то |Z I выбирают большим и режим электрической
цепи преобразователя близок к холостому ходу. В случае применения
усилителя тока |Z | мало и этот режим близок к короткому замыка-
нию. Коэффициенты передачи преобразователя по напряжению (Р^) и
току (Рр
^2 U2 '% • l2 l2 Ъ
Р = —— = —— е ; Р. = —— = —е . (6.29)
Ui Vl "1
где - сдвиги фазы.
На электрической модели PC-преобразователя (рис. 6.15) пьезо-
элементы излучающего и приемного вибраторов представлены линиями
задержки Л1, JJ4 и конденсаторами С и С^, накладки - линиями Л2,
218
Рис. 6.15. Схемы электрической модели PC - преобразователя:
а — полная (штриховыми линиями обведены схемы моделей излучающего
и приемного вибраторов); б — с повторителем тока; в — с пассивным
делителем напряжения; / — модель излучающего вибратора: 2 — опе-
рационный усилитель; 3 — модель приемного вибратора
ЛЗ и Л5, Л6, механические импедансы Z и Z - электрическими
ни НП
комплексными сопротивлениями Z и Z , колебательные скорости v
ни ип и
и v - токами i и i , контактные гибкости К и К - конденса-
П И П КИ КП
торами С и С , гибкости К, , . К, и К - конденсаторами
г кн кп 1и 2и 1п 2п
Cl , С2 , С1 иС2 . Модель возбуждается импульсным генератором на
и и п п
тиристоре VD, питаемом от источника постоянного тока с ЭДС =
= EqN через резистор rl = z\ = Z^A/2. Постоянная времени г1С^
такова, что в начале каждого цикла напряжение на равно е^.
Модель приемного вибратора нагружена на комплексное электрическое
2
сопротивление z% = Z N . Выходные величины модели - напряжение
u = UN и ток i = / ./N .
2 2 п 2 2 п
Излучающий и приемный вибраторы считаем идентичными, поэтому
значения соответствующих параметров модели (кроме и z%)
одинаковы. Параллельно емкостям <и< пьезоэлемента подключены
I
219
емкости С кабелей. Последние объединены с емкостями пьезоэлемен-
м
тов и исключены из импедансов Z и Z . Таким образом,
ЭИ эп
IT сЩС5 . С )
С = С = С = —2---------------.
О он оп
f w N
О м
Параметры моделируемого преобразователя близки к таковым для
преобразователя ПА-1. Тот и другой имеют резонансную частоту
15 кГц, пьезоэлементы из пьезокерамики ЦТС-19 размером 50x4x3 мм
с обкладками на широких боковых сторонах и накладки диаметром
5 мм. Различие в том, что в серийном преобразователе накладки
стальные (W^/W^ = 3), в моделируемом - латунные (W'1/W'o = 2).
Контактные наконечники вибраторов стальные, их радиус кривизны
2,5 мм, сила прижатия 3 Н. Расчетная контактная гибкость К*
составляет при нагрузке на пластик 86,6-10 8 м/Н, на дюраль -
18,4-10 8 м/Н. Так как с накладками склеиваются торцовые и боковые
поверхности пьезоэлемеита (см. рис. 6.13), гибкость =
= К = К = ) клеевого шва определяется соотношением
2н 1п 2п
1
К
С
У.
2СА
12
(6.30)
где Е и G - модули Юнга и сдвига клея; I , I - толщины, S ,
с с 12 I
S% - площади торцового и бокового швов соответственно. Гибкость
представляется емкостью С =30,2 пФ. Вибраторы преобразователя
С
нагружены на упругое сопротивление контактной зоны и многослойное
изделие, в котором возбуждаются антисимметричные волны, обладающие
дисперсией скорости. Ограничимся представлением объекта контроля в
виде двух равных импедансов Z = Z = Z в зонах излучения и
НИ ип и
приема упругих колебаний. Ввиду малости базы преобразователя по
сравнению с длиной волны и относительно небольшой ширины спектра
импульсов, дисперсия скорости практически не влияет на сигналы в
зоне приема.
220
s Модель преобразователя можно построить на основе повторителя
fr-OKai обеспечивающего равенство токов i и » (см. рис. 6.15, б),
^Пропорциональных скоростям и ио. Различие этих токов, обуслов-
ленное расхождением и затуханием волн в изделии, учитывается умно-
жением измеренных коэффициентов передачи на q = v /и . Повторитель
п н
тока можно заменить Т-образной цепью из комплексных сопротивлений
z , z и z „ (рис. 6.15, в), выбранных так, что z . = z : z . *
а 1 с а2 . а 1 а2 а I
+ Z = Z „ + Z = z ; \z I « \z I и г ,/х ,= г /х . В этом
с а2 с и 1 с1 1 al1 al al с с
случае связь между моделями вибраторов осуществляется через малое
сопротивление z . Ослабление сигнала делителем z z учитывается
при вычислении коэффициентов передачи модели преобразователя.
Описанная модель использована для исследования режимов коле-
баний вибраторов и коэффициентов передачи РС-преобразователя.
Модули коэффициентов передачи РС-преобразователя по напряжению
и току удобно представить в виде:
₽
V Ео
’ ' £0
где Eq - анодное напряжение тиристорного генератора импульсов. В
случае идентичности излучающего и приемного вибраторов значения Ру
и Pj связаны с измеренными на модели значениями Ру и Pj соотноше-
ниями
Ру = Pfr (6.31)
Р{ » Pjq, (6.32)
где q = v /v .
п и
Амплитуды сигналов измеряли с помощью осциллографа, с экрана
которого фотографировали осциллограммы.
Полученные на модели значения параметров приведены далее в
пересчитанном для моделируемого преобразователя виде.
Колебания излучающего вибратора. Рассмотрим свободные колебания
механически не нагруженного излучающего вибратора. На модели (см.
221
Рнс. 6.16. Колебания силы в
различных сечениях ненагружеи- j
иого (Z = 0) излучающего виб- J
ратора (скорость развертки 5 j
мкс/дел): 1
О — в среднем сечении пьезоэле- I
мента; б — в месте его соедиие- j
иия с накладкой; в — в середине
накладки |
рис. 6.15, а) это соответствует ]
короткозамкнутому концу линии j
ЛЗ. В середине линии Л1, нахо- I
дящейся в пучности электричес- 1
кого напряжения модели (пуч- |
ности силы вибратора), ампли- |
туда максимальна (рис. 6.16, ]
а). На стыке линий Л1 и ЛЗ, 1
соответствующем соединению пье- ]
зоэлемеита с накладкой, фор- 1
ма импульса почти такая же, но 1
его амплитуда меньше (рис. 1
6.16, б). В середине линии ЛЗ I
амплитуда сигнала еще меньше 1
(рис. 6.16, в) и в нем присутствуют составляющие более высокой 4
частоты, соответствующей собственной частоте этой линии (накладки). |
При контроле изделий с большими значениями IZ I (|Z | » 1/(соК ) 1
практически единственной нагрузкой служит контактная гибкость К*. '
На модели этот режим реализуется при г = <». На рис. 6.17 .
приведены осциллограммы напряжений, соответствующие колебаниям ]
силы в зоне контакта с контролируемым изделием при нагрузке на 1
дюраль (рис. 6.17, а) и пластик (рис. 6.17, б). Кроме основной f
наблюдаются колебания значительно более низкой частоты f . Они i
и
обусловлены параллельным колебательным контуром, образованным гиб- j
костью К (на модели - емкостью С ) и реактивным сопротивлением X* |
вибратора со стороны механической нагрузки. На частотах ниже ]
222 1
основной антирезонансной частоты f = f /2 сопротивление X > 0.
т.е. имеет инерционный характер. В области fQ < f < f где
X < 0. возбуждение низкочастотных составляющих при XQ < 0 невоз-
можно (см. гл. 3).- Значения f измерены при максимумах полного
электрического сопротивления, образованного входным сопротивлением
модели вибратора, шунтированным конденсатором С . При нагрузке на
пластик f* = 0,1на дюраль - f = 0,239^.
При активном и упругоактивном характере Z общая нагрузка
вибратора Z. = Z Z /(Z + Z ) упругоактивная. Если R = 0 и X <
и и к н к н и
< 0, то подключение нагрузки эквивалентно увеличению К В
Рнс. 6.17. Колебания силы на упругоактнвиой нагрузке вибратора
(скорость развертки 10 мкс/дел): &
а — наружный слой — дюраль; К - 18,4’10 м/Н, Z - оо; 6-е —
К -6 И
наружный слой — пластик, К - 86.6’10 м/Н (6 - Z - оо; в — Z -
к ни
- R - 253 Н’с/м); г - Z = R - 44.9 Н’с/м
И НН
223
результате характер свободных колебаний в зоне контакта с изделием
остается таким же, как при Z = <*>. только их амплитуда и значение
f уменьшаются.
Для активной нагрузки Z = R - случай, когда R = <*> не отли-
НН н
чается от разобранного выше (Z = <»). С уменьшением R амплитуда
низкочастотной составляющей уменьшается быстрее, чем основной
частоты (рис. 6.17, в), и при достаточно малых R* частота f*
вообще пропадает (рис. 6.17, г). Более сильное влияние Я на
затухание частоты f объясняется тем, что для этой частоты преоб-
разователь имеет инерционное сопротивление j2nf (т - масса
преобразователя), причем R подключено параллельно контуру т^К
Характеристика этого контура 1/(2тг/ К*) относительно велика, а
коэффициент включения близок к единице. Для основной частоты
преобразователь ведет себя как система с распределенными постоян-
ными, пучность силы находится вблизи среднего сечения пьезоэле-
мента и коэффициент включения намного меньше единицы. Поэтому
влияние R на затухание несущей частоты значительно слабее.
Импеданс. Z всегда содержит активную составляющую R* * О,
увеличивающую коэффициент потерь г? = 1/Q нагруженного вибратора
(Q - добротность). Определим максимальные потери q , вносимые
витах
нагрузкой. Максимум вносимых потерь должен наблюдаться при X = О
и определенном значении R = R . Для нахождения tj к модели
ни внтах
вибратора параллельно конденсатору С подключали переменный резис-
тор, регулируя который, добивались максимального затухания коле-
баний, наблюдаемых в середине линии Л1. З^тем измеряли сопротив-
ление г резистора, соответствующее минимальной добротности, и по
осциллограммам для случаев z = 0 и z = г вычисляли г] =
। । и ни вхтах
= i7( - По ~ Q| - Qq. где п0 и - коэффициенты потерь при
максимальной добротности Qq, соответствующей Z = 0 и минимальному
224
ее значению Q^. Значения находили через логарифмический
декремент затухания. Оказалось, что при нагрузке на пластик R =
= 9,96 Н’с/м и Чмтах = 0,00808, при нагрузке на дюраль R =
= 50,2 Нс/м и tj = 0,067. Таким образом, с увеличением К
вхтах « к
потери Чвнгпах и соответствующее им значение R уменьшаются.
В большинстве случаев R * R, поэтому даже при контроле со
н н
стороны металлических обшивок вносимые механической нагрузкой
потери невелики, а со стороны пластиков - пренебрежимо малы.
Колебания приемного вибратора. Приемный вибратор идентичен
излучающему, их механические нагрузки также одинаковы. Поэтому
колебательные характеристики
пары вибраторов преобразователя
различаются только при нера-
венстве их электрических нагру-
зок.
В приемном вибраторе сигнал
снимается с емкости + С
м
(см. рис. 6.15), образующей с
пересчитанным на электрическую
сторону импедансом механической
Рис. 6.18. Влияние комплексного
сопротивления Z электрической
эп
нагрузки приемного вибратора на
выходной сигнал преобразователя
при упругом характере Z . На-
ружный слой — пластик, К
.8 к
= 86,6*10 м/Н. Скорость раз-
вертки 25 мкс/деление:
а - Z = оо; б — Z = R
эп эп эп
- 100 кОм; в — Z = R
эп эп
- 8.17 кОм
225
стороны параллельный контур, шунтированный комплексным сопротив- Яг
лением Z (на модели этот контур представлен конденсатором С^. Я
параллельным ему входным импедансом "механической” стороны и эле- fll
ментом z2 = Z^ №) Характеристика 1/[2тг/(С^ + CJ] контура с ,S||
уменьшением частоты растет. Поэтому низкочастотная составляющая
сигнала ослабляется шунтирующим активным сопротивлением = Z^ Я
сильнее, чем основная частота. Сказанное иллюстрируется осцилло- 'Я
граммами (рис. 6.18), соответствующими упругой нагрузке преобра-'Я
зователя и различным значениям сопротивления Z = R . Таким об- Яг
эп эп
разом, низкоомная активная электрическая нагрузка приемного виб- 'Я
ратора ослабляет низкочастотные составляющие выходного сигнала Я_
преобразователя. .Яе
Исследование коэффициентов передачи PC-преобразователя. Mo-
дули коэффициентов передачи Ру& ) и R^(^H) преобразователя оп- Я^
ределяли в соответствии с формулами (6.31), (6.32), полагая Z^ = Я|
= Z = Z , N = N = N и <j = 1. В качестве выходной величины Я)
нп и н
преобразователя использовали амплитуду сигнала основной частоты.
На рис. 6.19 приведены графики P^(|ZJ), полученные на модели Я|
при значениях контактной гибкости, соответствующих наружному слою Яг
изделия из дюраля и пластика. Ж
Зависимости P..(|Z I) имеют максимумы, соответствующие согласо- ;Я|
ванию механических импедансов. Согласуемым с Z^ импедансом служит
Z. = R. + iX. = Z Z /(Z + Z ), где Z - механический импеданс ш
I II вкв к в
вибратора (излучающего и приемного) со стороны контролируемого Я
изделия, Z = l/(/wK ). Я
к к
Известно, что оптимальное согласование достигается при комп-
лексно сопряженных импедансах, когда R* = R. и = -X.. В нашем Я
случае ввиду относительней малости |Z | и упругоактивного Я|
характера Z знаки Х^ и X одинаковые и оптимальное согласование
невозможно. Тем не менее согласование, хотя и не оптимальное, ,
226
от модуля механического импеданса |Z | контролируемого изделия:
А — наружный слой — дюраль; В — наружный слой — пластик:
1 — активная нагрузка Z = R; 2 — упругая нагрузка Z » iX ; X <
ИИ НИИ
< 0; 3 — активиоупругая нагрузка Z = R * jX . X - -R
нн нн н
имеет место при |ZJ = |ZJ. Оно наблюдается в области резонансных
частот вибраторов, где |Z^| минимально. С уменьшением |Z | зна-
чег'е |ZJ уменьшается, причем максимумы графиков Py(jZ |)
смешаются в сторону меньших значений |Z |. Максимумы кривых Py(R )
соответствуют значениям R , определенным ранее из условия макси-
мума потерь, вносимых нагрузкой в излучающий вибратор при тех же
значениях Z*. Это подтверждает достоверность графиков (см.
рис. 6.19).
Для снятия зависимостей Py(|Zj) на модели определяли макси-
мальное сопротивление = z% электрической нагрузки, при котором
ток через практически не зависит от и, следовательно, равен
току короткого замыкания. Затем нагружали модель на резистор с
сопротивлением % и снимали зависимость выходного напряжения
и от z . Значение тока в выходной цепи определяли как i =
= , a /y|Z |) находили по формуле (6.32).
Оказалось, что кривые /y|ZJ) подобны кривым Py(|Z^|) и имеют
максимумы при тех же значениях |Z |. Поэтому между функциями
PjfjZ |) и Ру([2 |) существует линейная связь
.,2
и N
P,(IZ I) = —---------A,(|Z I) ,
Г1 н* г и U 1 н
кз 2х
где и - напряжение на сопротивлении г (режим короткого замы-
кания); - напряжение на выходе модели преобразователя при
Z2 = °° (холостой ход)-
На рис. 6.19 вверху приведены вычисленные по формуле (3.3)
значения толщины ft бесконечно протяженных листов из оргстекла и
дюраля, механические импедансы которых соответствуют значениям,
отложенным по оси абсцисс. Максимум РуЦЯ |) Для листа из
оргстекла соответствует Л = 1,34 мм, из дюраля - Л = 1,2 мм.
Результаты исследований на модели сопоставлены с испытаниями
натурного преобразователя ПА-1. Этот преобразователь, излучающий
вибратор которого возбуждали тиристорным генератором, нагружали на
листы из алюминиевого сплава и снимали зависимость амплитуды
сигнала приемного вибратора от толщины Л листа. Оказалось, что
кривые U (Л) подобны полученным на модели кривым P(|Z |) и отли-
чаются от них лишь тем, что максимум V%(h) наблюдается при большей
толщине листа (ft = 2 мм). Это закономерно, так как отношение
вибратора ПА-1 в 1,5 раза больше соответствующей величины
моделируемого преобразователя.
На осциллографе с высоким входным импедансом наблюдали выход-
ные сигналы преобразователя ПА-1 при его нагрузке на массивные
образны из стали и капролона. Как и на модели, в выходном сигна-
ле наблюдалась низкочастотная составляющая, частота которой при
нагрузке на капролон была ниже, чем при нагрузке на сталь. Та-
ким образом, результаты исследований на модели полностью подтвер-
дились.
228
ГЛАВА 7
ПРИМЕНЕНИЕ НИЗКОЧАСТОТНЫХ
АКУСТИЧЕСКИХ МЕТОДОВ И ПРИБОРОВ
ДЛЯ НЕРАЗРУШАЮЩЕГО КОНТРОЛЯ
7.1. Общие сведения
Как и другим методам неразрушающего контроля, низкочастотным
акустическим методам свойственна зависимость эксплуатационных
возможностей от свойств контролируемых объектов. Более того, эта
зависимость выражена очень резко, что объясняется чрезвычайно
широким разнообразием применяемых в многослойных конструкциях
материалов и их сочетаний (металлы и полимеры - от стали до пено-
пластов), толщин отдельных элементов, форм, кривизны и т.п.
При приемочных испытаниях на заводе-изготовителе и периодичес-
ких поверках в эксплуатации работоспособность дефектоскопов оце-
нивают путем измерения параметров их преобразователей и электрон-
ных блоков, а также интегрально - на стандартных образцах с моде-
лями дефектов. Эти образцы выполняют из общедоступных материалов
со стабильными механическими свойствами (алюминиевые сплавы,
капролон, органическое стекло и др.). Однако на практике прихо-
дится контролировать изделия из иных материалов, часто обладающих
большим разбросом физико-механических свойств. Иногда эти матери-
алы являются опытными и находятся в процессе технологической
отработки.
Возможности обнаружения дефектов в реальных конструкциях
отличаются от получающихся на упомянутых стандартных образцах.
Поэтому эксплуатационные характеристики дефектоскопов при контроле
конкретных изделий определяются потребителем на образцах с
моделями дефектов. Эти образцы изготовляют из тех же материалов и
по той же технологии, что и контролируемые изделия. Они должны
иметь ту же толщину и шероховатость поверхности. Длина и ширина
образцов могут быть меньше (обычно достаточны размеры примерно
150150 мм). Способы выполнения моделей дефектов в контрольных
229
6)
8)
Рис. 7.1. Контрольные образцы с
моделями дефектов (В — поверх-
ность, со стороны которой прово-
дится контроль):
а — сотовая панель; 1. 2 — об-
шивка; 3 — сотовый заполнитель;
б, в — слоистый пластик
образцах различны. Они определяются характеристиками изделий и
возможностями предприятия-изготовителя. Основные условия при
этом - надежное воспроизведение моделей дефектов с заданными
размерами и возможно лучшее соответствие моделей реальным
дефектам. Модели дефектов должны иметь заполненный газом зазор
толщиной не менее 0,1 мм.
В контрольных образцах сотовых панелей дефекты можно моделиро-
вать, например, путем местного занижения сотового заполнителя
(рис. 7.1, а) или высверливанием отверстий на всю толщину запол-
нителя до обшивки (но без повреждения последней).
Образны с расслоениями заданных размеров, залегающими на
определенных глубинах в слоистых полимерах (стекло-, угле- или
230
органопластиках) можно выполнить, например, путем закладки меж-
ду слоями армирующей ткани тонких (= 0,1 мм) листов из корро-
зионно-стойкой стали, предварительно покрытых антиадгезионной
смазкой. Этим листам придают форму трапеций, широкие основания
которых выходят из образца наружу. После полимеризации образца
стальные листы вытаскивают, а на их месте остаются расслоения
переменной ширины, залегающие на нужной глубине (рис. 7.1, б). В
другом варианте дефекты в слоистом пластике имитируют плоско-
донными отверстиями, просверленными на определенную глубину (рис.
7.1, в). Приведенные примеры выполнения контрольных образцов,
естественно, не исчерпывают всего многобразия способов их изго-
товления.
Технология контроля конкретных изделий разрабатывается потре-
бителем с привлечением при необходимости научно-исследовательских
институтов, ответственных за состояние неразрушающего контроля в
данной отрасли промышленности.
В этой главе ограничимся лишь общими рекомендациями по выбору
методов и средств контроля многослойных конструкций и разработке
методик проверки конкретных изделий.
Выбор метода контроля. При выборе оптимального метода контроля
многослойных конструкций следует учитывать параметры контроли-
руемых объектов (их размеры, материалы, толщину отдельных слоев,
кривизну и степень шероховатости поверхностей), требования к про-
изводительности и размерам подлежащих обнаружению дефектов. Облас-
ти применения и основные характеристики низкочастотных акустичес-
ких методов неразрушающего контроля приведены ниже.
Импедансный метод применяют для обнаружения дефектов
соединений между обшивками и элементами жесткости (лонжероном,
нервюрой и т.п.) и заполнителями (в том числе сотовым), выявления
нарушений соединений между неметаллическими покрытиями и силовыми
каркасами, расслоений в слоистых пластиках и решения других
подобных задач. Метод эффективен для контроля конструкций из
различных металлических и полимерных материалов. Предельная
толщина обшивки, под которой возможно обнаружение дефектов
соединений, зависит от параметров контролируемых конструкций и
составляет 2.5-3.0 мм для алюминиевых сплавов, 1,5-1,8 мм для
сталей. Предельная глубина залегания дефектов под неметаллическими
покрытиями и расслоений в пластиках - около 15 мм. Для обнаружения
дефектов под относительно тонкими (до 1,0-1,2 мм для алюминиевых
К 231
сплавов) обшивками и неметаллическими покрытиями (до 3-5 мм)
применяют совмещенные преобразователи. Более глубоко расположенные
дефекты выявляют PC-преобразователями. При наиболее благоприятных
условиях совмещенными преобразователями обнаруживают дефекты
2 2
площадью = 0,1 см , раздельно-совмещенными ~ 0,8 см .
Контроль импедансным методом ведется при одностороннем доступе.
Метод свободных колебаний целесообразно применять для
контроля изделий из полимерных материалов, в том числе обладающих
низкими модулями упругости и большим затуханием упругих колебаний
(например, резиноподобных). Этот метод превосходит остальные рас-
сматриваемые здесь низкочастотные акустические методы по глубине
обнаруживаемых дефектов (до 30 мм в пластиках). Минимальная пло-
2
щадь выявляемого дефекта на глубине 0,5 мм - 0,5 см , на глубине
2
30 мм - 15 см .
Контроль ведется при одностороннем доступе.
Велосиметрический метод позволяет контролировать изделия как
при одностороннем, так и при двустороннем доступе. Кроме того, он
чувствителен к скорости распространения упругих волн и, следова-
тельно, позволяет выявлять неоднородности, влияющие на эту ско-
рость, но не являющиеся нарушениями сплошности. К ним относятся
зоны повышенного и пониженного содержания связующего, участки с <
нарушением заданной ориентации армирующих волокон и т.п. Эти i
особенности определяют область применения велосиметрического мето- s
да. Его целесообразно использовать, например, при необходимости 1
проверки изделий на всю толщину за один проход, определения пап-
равлений максимального и минимального модулей упругости, обнару-
жения участков с отклонениями от заданных упругих свойств в
определенных направлениях, обусловленными нарушениями в ориентации
армирующих волокон. Метод позволяет обнаруживать дефекты в
2
пластиках площадью более 1,5 см , предельная глубина выявляемых
дефектов 20-25 мм.
В случаях, когда задача контроля многослойных конструкций может
быть решена несколькими методами, следует предпочесть тот, который
наиболее полно удовлетворяет поставленным требованиям. Окончатель-
ный выбор метода проводится с учетом конкретных условий, наличия
соответствующей аппаратуры и других факторов.
Факторы, затрудняющие применение низкочастотных акустичес-
ких методов НК. Основные из этих факторов - шероховатость и
232 »
кривизна поверхностей, малые габариты и масса контролируемых объ-
ектов, влияние толщины-отделяющего дефект зазора и возможность его
смыкания под действием силы прижатия преобразователя.
Шероховатость поверхностей. На результаты контроля шерохова-
тость поверхности влияет 'двояким образом. С одной стороны, увели-
чение шероховатости увеличивает контактную гибкость со всеми
вытекающими последствиями (см. гл. 2). С другой стороны, увели-
чение неровностей повышает уровень фрикционных шумов при переме-
щении преобразователя с сухим точечным контактом. Поэтому при
контроле изделий с грубыми поверхностями для получения приемлемого
отношения сигнал/шум приходится снижать скорость сканирования,
а значит, и производительность контроля.
Кривизна поверхности. Увеличение кривизны поверхности конт-
ролируемых объектов снижает чувствительность всех низкочастотных
акустических методов. Это обусловлено тем, что с ростом кривизны
возрастает жесткость и, следовательно, модуль механического импе-
данса изделия в дефектных и доброкачественных зонах, увеличиваются
собственные частоты отделенных дефектами зон изделий. В отличие от
i традиционных ультразвуковых методов, при которых кривизна поверх-
ности объекта контроля ухудшает условия передачи акустической
энергии между преобразователем и изделием, при сухом точечном
контакте кривизна эти условия почти не меняет.
Малые габариты и масса контролируемых объектов. Рассматриваемые
методы применимы в основном к изделиям, длина и ширина которых
измеряются не менее чем десятками миллиметров. Уменьшение габарита
и массы объектов контроля меняют их характеристики, которые
регистрируются рассматриваемыми методами НК. С уменьшением этих
параметров снижается значение модуля механического импеданса изде-
лия в бездефектных зонах и может измениться характер реактивной
составляющей этого импеданса. Это ухудшает условия контроля импе-
дансным методом. С уменьшением габарита и массы меняются также
условия возбуждения свободных колебаний в контролируемых объектах.
Если в крупногабаритном изделии отражения волн от его границ
обычно практически* не влияют на спектр ударно-возбуждаемых сво-
, , .1
бодных колебании , то с уменьшением габарита эти отражения
Здесь имеется в виду, что изделия обычно выполняются нз мате -
риалов с большим затуханием упругих волн.
I
233
начинают играть возрастающую роль. В результате спектр импульсов
свободных колебаний в доброкачественных зонах существенно изменя-
ется. При этом локальный метод свободных колебаний превращается в
интегральный. Кроме того, преобразователи низкочастотных дефекто-
скопов имеют относительно большой габарит. Размеры баз (расстояний
между зонами излучения и приема упругих колебаний) преобразова-
телей с раздельными излучателями и приемниками, составляющие
6-30 мм, также не позволяют контролировать малогабаритные
изделия.
Влияние раскрытия дефекта. Низкочастотные акустические методы
позволяют обнаруживать дефекты типа нарушений сплошности (рассло-
ения, непроклеи и др.), имеющие заполненный газом зазор. Дефекты
без такого зазора обычно не выявляются, так как механическая связь
отделенной дефектом зоны с остальной частью конструкции не умень-
шается и, следовательно, механический импеданс, собственные час-
тоты и скорость распространения упругих волн существенно не меня-
ются.
В гл. 3 показано, что раскрытие й заполненного газом зазора
влияет на импеданс отделенного им участка изделия (т.е. зоны
дефекта) тем сильнее, чем меньше это раскрытие и толщина
отделенного им участка (со стороны преобразователя) и чем больше
диаметр дефекта. Поэтому с уменьшением й выявляемость дефектов
Г
импедансным методом ухудшается. Однако величина раскрытия слабо
влияет на обнаружение наиболее трудных для выявления мелких
дефектов под толстыми обшивками. Более крупные дефекты и без то-
го легко обнаруживаются, поэтому некоторое увеличение их импедан-
сов в результате влияния присоединенного зазора обычно не су-
щественно.
Другой причиной снижения чувствительности к дефектам с малым
раскрытием является возможность смыкания зазора в процессе конт-
роля. Под действием статической силы прижатия преобразователя к
изделию в зоне дефекта происходит прогиб обшивки, уменьшающий
раскрытие зазора. На рис. 7.2 приведены результаты расчета этого
прогиба, выполненного по формуле
2 2
5 = К F = 5,97’10 2 (-~ ** >Р— Fn,
0 э 0 Ей3 °
234
Рнс. 7.2. Зависимость статисти-
*0
ческого
прогиба
круглой плас-
тины из влюмнниевого сплвва. на -
груженной в центре силой F® =
= 3 Н. от диаметра D и толщины h
пластины:
/ — h = 0.2 мм; 2 — h = 0.3 мм;
<3—/1 = 0.5 мм; 4 — h = I мм
в функции диаметра D для обши-
вок толщиной 0,2; 0,3; 0,5 и
1,0 мм из алюминиевого сплава
при = 3 Н. Ясно, что при
малой толщине обшивок и больших размерах дефектов Зазор может
’’захлопнуться”, и такой дефект не будет обнаружен. Для уменьшения
влияния этого эффекта при контроле изделий с тонкими обшивками
следует, по возможности, уменьшать силу прижатия к контТолируемому
объекту. Отметим, что крупные, неглубоко залегающие дефекты, ко-
торые ’’захлопываются" при нахождении преобразователя в центральных
зонах, могут быть обнаружены при расположении преобразователя в
периферийных зонах, где прогиб меньше.
Если гибкость отделяющего дефект зазора сказывается на харак-
теристиках всех низкочастотных акустических методов, то прогиб
влияет только в случаях, когда преобразователь прижимается к
контролируемому объекту с постоянной силой. Такая сил-3 отсутству-
ет, например, в бесконтактных преобразователях с электромагнитно-
акустическим возбуждением упругих колебаний и микрофонным приемом
(см. гл. 3), а также в преобразователях с ударным возбуждением
свободных колебаний и бесконтактным (микрофонным) приемником (см.
гл. 4). В последнем случае удары имеют кратковременный характер и
статический прогиб не происходит.
Таким образом, влияние раскрытия дефекта, обусловленное гиб-
костью присоединенного зазора и прогибом отделенного дефектом
участка обшивки, существенно только при малой глубине залегания и
больших размерах дефектов.
Отметим, что низкочастотными акустическими методами могут быть
выявлены некоторые дефекты, не являющиеся нарушениями аиюшности
и не имеющие раскрытия. К ним относятся зоны повышенного и пони-;
женного содержания связующего в пластиках и неправильной укладки
армирующих волокон в пластиках, влияющие на скорость звука (ве-
лосиметрический метод) или механический импеданс (импедансный ме-
тод). (
Неконтролируемые зоны. При контроле рассматриваемыми методами
существуют неконтролируемые зоны. Они могут быть обусловлены:
1) расположением дефекта на глубине, превышающей предельную
глубину залегания для данного метода и материала:
2) невозможностью доступа преобразователя к поверхности изделия
вследствие сложной формы последнего;
3) малой толщиной отделенного дефектом слоя, в результате чего
под действием силы прижатия преобразователя дефект "захлопывается”
и не обнаруживается:
4) расположением дефекта на глубине, не превышающей предельную |
глубину по п. 1, но вблизи поверхности, противоположной поверх-
пости ввода упругих колебаний. •]
Первая и вторая из этих причин не требуют пояснений, третья ’
рассмотрена ранее. Поэтому остановимся на четвертой причине,
полагая, что контроль ведется при одностороннем доступе.
Пусть контролируемый объект представляет собой лист из одного
материала (например, стеклопластика), а дефект - расслоение в этом ‘
материале. Толщина листа не превышает максимальной глубины зале-
гания расслоения, выявляемого данным методом в этом материале при 3
значительно большей его толщине. J
Очевидно, что с увеличением глубины залегания расслоения в
рассматриваемом листе вызываемое им относительное изменение <;
информативного параметра метода (механического импеданса, спектра, 1
скорости звука) будет уменьшаться и станет наконец недостаточным J
для обнаружения дефекта на уровне мешающего фона. Поэтому дефекты, >
расположенные вблизи противоположных поверхностей, не могут быть
обнаружены. Величина обусловленной этим неконтролируемой зоны
составляет 20-30 % толщины листа. Для проверки такого изделия на j
всю толщину необходим повторный контроль с противоположной поверх-
пости. ]
Неконтролируемые зоны рассматриваемого типа отсутствуют при 1
контроле велосиметрическим методом с двусторонним доступом к
контролируемому обтхжту.
236
7.2. Контроль импедансным методом
Выбор преобразователя и рабочей частоты. В импедансных
дефектоскопах применяют совмещенные и раздельно-совмещенные пре-
образователи. Совмещенные преобразователи работают непрерывными
или импульсными колебаниями, раздельно-совмещенные - только в
1
импульсном режиме .
Совмещенные преобразователи применяют для контроля изделий с
относительно тонкими обшивками и в тех случаях, когда требуется
высокая чувствительность к неглубоко залегающим дефектам.
Рассмотрим выбор совмещенных преобразователей и рабочей часто-
ты при работе непрерывными колебаниями. Дефектоскопы, использу-
ющие такие колебания, комплектуются совмещенными преобразовате-
лями нескольких типов. Так, в комплект прибора АД-40И входят аб-
солютный преобразователь ПАДИ-7 и два дифференциальных - ПАДИ-5
и ПАДИ-6. Дифференциальные преобразователи имеют линейную за-
висимость амплитуды выходного сигнала от модуля механического
импеданса нагрузки в области малых значений |Z |, абсолютные -
существенно нелинейную.
При работе совмещенными преобразователями в режиме непрерывных
колебаний рабочая частота выбирается с учетом характеристик конт-
ролируемых объектов. Различают резонансный и нерезонансный режимы
настройки. Резонансные режимы используют для контроля изделий с
высокими значениями |ZJ в бездефектных зонах (конструкций с жест-
кими сплошными внутренними элементами, сотовых панелей с относи-
тельно толстыми обшивками и заполнителями и т.п.).
В резонансном режиме частоту выбирают равной собственной час-
тоте преобразователя, нагруженного на контролируемый объект в
бездефектной зоне. При такой настройке вызываемое дефектом изме-
нение механического импеданса объекта наиболее резко меняет ампли-
туду и фазу выходного сигнала преобразователя и, следовательно,
достигается максимальная чувствительность. Собственная частота
преобразователя зависит от механического импеданса нагрузки,
поэтому частоты резонансных режимов уточняются экспериментально
1
В принципе PC-преобразователи могут работать и в режиме
непрерывных колебаний, однако в современных дефектоскопах этот
режим не применяется.
для каждого типа контролируемых объектов. Для этого преобразова-
тель устанавливают на бездефектный участок и, регулируя частоту
генератора дефектоскопа, добиваются максимума показаний выходного
индикатора. Найденная таким образом частота и будет частотой резо-
нансного режима.
Диапазоны частот резонансных режимов преобразователей импеданс-
ного дефектоскопа АД-40И приведены ниже:
Тип преобразователя ............ ПАДИ-5 ПАДИ-6 ПАДИ-7
Диапазоны частот резонансных
режимов, кГц .................... 1.4—4,8 2.0-5,0 1.4-2,5;
5,0-7.2
Резонансные режимы, особенно в сочетании с амплитудно-фазовой
обработкой информации, применяют в основном для контроля жестких
конструкций с толстыми, преимущественно металлическими обшивками,
для чего требуется максимальная чувствительность. Часто, однако,
такая чувствительность оказывается избыточной. Дело в том, что
механический импеданс контролируемых объектов в доброкачественных
зонах имеет разброс, обусловленный непостоянством толщины клеевого
шва (что особенно заметно при малой толщине обшивок), переменной
толщиной контролируемого изделия, неровностями его поверхности и
другими факторами. При слишком высокой чувствительности их влияние
соизмеримо с влиянием мелких дефектов, поэтому возможна необосно-
ванная браковка годных изделий. Следовательно, далеко не всегда
надо использовать максимальную чувствительность дефектоскопа. Сни-
жение чувствительности достигается:
повышением усиления дефектоскопа ,
переходом от двухпараметровой к однопараметровой (обычно ампли-
тудной) обработке информации,
использованием нерезонансного режима настройки.
Как показано в гл. 3, в нерезонансных режимах амплитуда и фаза
выходного сигнала преобразователя меньше зависят от механического
импеданса нагрузки. Исключение составляет лишь резкое изменение
параметров сигнала в зонах минимумов коэффициентов передачи
абсолютных преобразователей (см. рис. 3.34). В этой области при
1
При работе совмещенными преобразователями дефект уменьшает
амплитуду сигнала, поэтому при постоянстве порога срабатывания АСД
повышение усиления снижает чувствительность.
238
Рис. 7.3. Схемы механической нагрузки звукопровода совмещенного
преобразователя:
а — общая схема; б — схема с механической нагрузкой в виде круг-
лой, защемленной по контуру пластины
изменении X по обе стороны от значения X соответствующего
минимуму Р, амплитуда выходного сигнала преобразователя растет.
Это затрудняет обнаружение дефектов, для которых значения X в
доброкачественных и дефектных зонах лежат по разные стороны от
X , так как зависимость Р(Х ) становится неоднозначной. В отличие
иГЛ и
от амплитуды зависимость фазы ф сигнала от X* однозначная, поэтому
подобные дефекты выявляются по изменению фазы.
Наличие минимума на кривой Р(Х ; v) абсолютного преобразователя
поясним с помощью схемы замещения механической нагрузки, опреде-
ляющей деформацию приемного пьезоэлемеита и электрическое напря-
жение в нем (рис. 7.3, а). Здесь тит - массы приемного
П КН
пьезоэлемеита и контактного наконечника соответственно, К
к
239
контактная гибкость, Z^ - механический импеданс контролируемого
изделия, П — . часть преобразователя, примыкающая к приемному
пьезоэлементу, v - колебательная скорость, F - сила, действующая
на приемный пьезоэлемент и определяющая амплитуду и фазу электри-
ческого напряжения на нем.
Отделенную дефектом зону представим моделью круглой, закреплен-
ной по периметру, свободной с обеих сторон пластины, возбуждаемой
приложенной в ее центре сосредоточенной гармонической силой. Вход-
ной импеданс такой пластины
Z = R + /со т - -4г-
s э э СОЛ
э
где т и К - эквивалентные сосредоточенные масса и гибкость
э э
пластины, определяемые формулами (3.7) и (3.8): R - сопротивление
э
потерь.
Заменяя 2^ на 2, получим схему замещения (см. рис. 7.3, б).
При определенных соотношениях между ее параметрами наступает резо-
нанс, при котором входной импеданс участка цепи в точке приложения
силы F минимален по модулю и чисто активный. В результате проис-
ходит резкое уменьшение |F| и изменение фазы этой силы, сопровож-
даемое соответствующими изменениями амплитуды и фазы выходного
сигнала преобразователя. Теоретически при R = 0 фаза этого сиг-
э
нала при переходе через резонанс меняется на 180 .
На основе схемы замещения (см. рис. 7.3. б) исследованы условия
обнаружения дефектов по изменению фазы в области резонансов,
соответствующих минимумам значений Р(Х ; р). На рис. 7.4 показаны
расчетные кривые и экспериментальные точки, характеризующие связь
размеров дефектов, выявляемых по резкому изменению фазы, с
частотой f и толщиной Л обшивки. Данные относятся к двуслойным
образцам в виде дюралюминовой обшивки, приклеенной к толстому
(10 мм) основанию из того же материала. Дефекты имитировали
круглыми сквозными отверстиями в основании. По оси абсцисс отложе-
на частота, по оси ординат - диаметр дефекта. При этом принято
-8
R = 0, К =8’10 м/Н. Кривые сходятся на оси абсцисс в точке
эк
240
о) 6)
Рис. 7.4. Зависимость диаметра D дефекта. соответствующего резкому
изменению фазы сигнала, от частоты f и толщины h обшивки:
а - т = 1.09 г; б - т = 7,93 г.
f = 1/(2тп1тК ), соответствующей резонансу массы т с гибкостью К
Ясно, что увеличение массы т ~ т /2 + т и частоты повышает
п ки
чувствительность при оценке изменения импеданса по фазе сигнала и
работе в районе минимума Р(Х ; v). Так как повышение частоты
ухудшает выявляемость дефектов при работе по амплитуде то основным
способом повышения чувствительности при работе по фазе в области
минимума Р служит увеличение массы т. Это требует применения < н<
циальных преобразователей. При использовании обычных преобразят.!
телей с малой (1-1,5 г) массой т значения X обычно малы и изме
нт
нения X происходят практически только на восходящей ветви кривой
Р(Х ; р), где с ростом |Х | Р увеличивается.
Импульсные импедансные дефектоскопы АД-42И и АД-42ИМ комплек-
туются совмещенными и раздельно-совмещенными преобразователями.
Преобразователи этих приборов работают в режиме свободных kojk-Cxi
ний, несущая частота которых определяется параметрами вибратор и
общим механическим импедансом его нагрузки, включая упругое сон[»
тивление зоны контакта. Для PC-преобразователя, работающего на
собственной частоте 15-18 кГц,а тем более, 30 кГц модуль |Z |
упругого импеданса зоны контакта относительно мал и, следователь-
241
но, механическая нагрузка слабо влияет на собственные частоты
излучающего и приемного вибраторов, которые близки к частотам
полуволновых ненагруженных вибраторов. Однако для совмещенного
преобразователя импульсного дефектоскопа, имеющего малую волновую
длину и ведущего себя как сосредоточенная масса, несущая частота
существенно зависит от значений контактной гибкости и механичес-
кого импеданса контролируемого объекта. Это изменение частоты
автоматически учитывается и используется системой амплитудно-
частотной обработки информации для повышения чувствительности.
Работа преобразователей в режиме свободных колебаний исключает
необходимость устанавливать рабочую частоту, что упрощает функции
оператора.
Максимальная частота свободных колебаний совмещенного преобра-
зователя импульсных дефектоскопов соответствует нагрузке на жест-
кий и массивный образцы и составляет примерно 5 кГц. Наличие в
изделии дефектов, уменьшение модуля упругости наружного слоя
(обшивки) и снижение жесткости и массы соединенных с ним элементов
конструкции снижают эту частоту.
Совмещенные преобразователи импульсных дефектоскопов применяют
для решения тех же задач, что и подобные преобразователи, работа-
ющие в режиме непрерывных колебаний. Оптимальный преобразователь
для решения конкретной задачи выбирают экспериментальным путем.
PC-преобразователи1 целесообразно использовать для обнаружения
дефектов под обшивками толщиной 0,8-3 мм (для алюминиевых
сплавов), расслоений в пластиках или нарушений соединений между
слоем пластика и силовым каркасом при глубине залегания дефектов
15-20 мм (в зависимости от свойств материалов и конструкций) и
решения ряда других подобных задач.
Влияние свойств контролируемых объектов на выявляемость
дефектов. Возможности контроля импедансным методом определяются
двумя основными параметрами - контактной гибкостью К* и механи-
ческими импедансами Z в доброкачественных и дефектных зонах про-
веряемого изделия. С уменьшением значения К* и увеличением отно-
Кроме импедансных дефектоскопов АД-42И и АД-42ИМ, PC-преобра-
зователи входят в комплект дефектоскопа АД-60С, где они работают
также в импульсном режиме.
242
шения механических импедансов в упомянутых зонах чувствительность
метода растет. Очевидно, что значения К и Z тесно связаны со
свойствами контролируемых изделий.
Значение К определяется упругими свойствами наружного слоя
контролируемого объекта, степенью шероховатости и радиусом
кривизны его поверхности, силой прижатия преобразователя к
объекту. Способы уменьшения контактной гибкости описаны в гл. 2.
Влияние К на результаты контроля можно уменьшить снижением
рабочей частоты [так как Z* = 1/(/сЖ )]. В гл. 3 показано, что при
работе совмещенным преобразователем упругий импеданс Z шунтирует
импеданс Z^ объекта контроля. Это ухудшает чувствительность, при-
чем если в зоне дефекта Z* С (2+3)Z , этот дефект не выявляется.
Рассмотрим влияние контактной гибкости при контроле совмещенным
преобразователем.
Используя формулу (3.1), выразим отношение импедансов общей
механической нагрузки преобразователя в доброкачественной и
дефектной зонах изделия в виде:
Zl/Z2 - Z,/Zk
7 Z/Z + 1
I к
(7.1)
где Z( и Z2 - механические импедансы изделия в доброкачественной и
дефектной зонах соответственно; Z - упругое сопротивление
контактной зоны. Имея в виду, что Z = jX и что импедансы Z и Z
к к 12
имеют преимущественно упругий характер, примем Z( = jX^ и Z% =
= jX%. Тогда
у XIX • I
1 к
(7.2)
где 7, X . X и X - действительные величины.
1 2 к
На рис. 7.5 представлены построенные по формуле (7.2)
зависимости у от Х./Х. для различных значений параметра X /X .
1 л 1 к
243
Рис. 7.5. Зависимость отношения у
модулей импедансов общей механи -
ческой нагрузки
доброкачественной
нах от отношения
преобразователя в
и дефектной зо-
Х^/Х? модулей ме-
ханических импедансов контролируе-
мого объекта и параметра Х^/Х .
учитывающего влияние контактной
гибкости
При Х^/Х -» 0 у -» Х^/Ху. С увеличением Х^/Х* значение у растет
медленнее, чем Х/Х. Например, при Х/Х = 2 для Х/Хп = 4 имеем
12 1 к 12
7 = 2. PC-преобразователи работают на частоте f > 15 кГц, когда
обычно КН1»IV Если для совмещенных преобразователей послед-
нее условие исключает возможность выявления дефектов, то здесь оно
не является препятствием. Однако упругое сопротивление Z контакт-
ной зоны и тут играет вредную роль. В п. 3.4 показано, что импе-
данс Z ослабляет передачу энергии между вибраторами тем сильнее,
чем меньше |Z |. Это затрудняет контроль изделий, материалы наруж-
ных слоев которых обладают низкими модулями Юнга (резины, пено-
пласты и т.п.), так как амплитуда выходного сигнала преобразова-
теля становится недостаточной для уверенного приема.
Таким образом, применение импедансного метода с совмещенными и
PC-преобразователями с сухим точечным контактом ограничено
изделиями, модули Юнга наружных слоев которых превышают опреде-
ленное значение, обычно Е > 1+2 ГПа. Отметим, что изделия с отно-
сительно мягкими наружными слоями можно успешно контролировать
методом свободных колебаний.
Рассмотрим влияние параметров контролируемого изделия на
отношение Z(/Z2 механических импедансов изделия в доброкачествен-
ной и дефектной зонах. Это отношение определяется:
модулем Юнга, плотностью материала и толщиной обшивки;
модулем Юнга, плотностью материала и толщиной основания;
размерами дефекта:
толщиной и модулем Юнга клея.
244
Проанализируем влияние этих факторов. Импеданс Z( двухслойной
конструкции в бездефектной зоне определяется параметрами основа-
ния, обшивки и соединяющего их клеевого слоя. Обычно основание
толще и массивнее обшивки, поэтому его вклад в импеданс ZJ больше,
чем остальных элементов конструкции. С увеличением толщины осно-
вания, модуля Юнга и плотности его материала модуль |Z | увеличи-
вается и условия выявления дефектов улучшаются. Конструкциям с
толстыми жесткими и массивными основаниями соответствуют наиболь-
шие значения I.Z | и самая высокая чувствительность к дефектам.
Для анализа влияния параметров контролируемого изделия на
импеданс Z% дефектной зоны представим эту зону закрепленной (в
общем случае не жестко) по контуру пластиной. Условия такого
закрепления определяются толщиной hQ, модулем Юнга Eq и плотностью
материала основания, а также толщиной h клеевого шва и модулем
Юнга Е* клея. С уменьшением hQ, Е^, pQ, Е и
жесткость закрепления краев пластины падает, а
уменьшается. При этом Z( меняется сильнее, чем Z%,
увеличением h
К
значение Z
и, следователь-
но, выявляемость дефектов ухудшается. Поэтому конструкции с внут-
ренними элементами, обладающими малой плотностью и жесткостью
(например, пенопластовыми заполнителями), импедансным методом
контролируются плохо.
Рассмотрим важный частный случай контроля изделия с жестким и
массивным внутренним элементом, когда закрепление по контуру
отделенной дефектом зоны можно приближенно считать жестким (т.е.
исключающим возможность как смещения, так и поворота в зоне
закрепления). В этом случае, пренебрегая потерями и влиянием
присоединенного воздушного зазора,
механический импеданс Z
2
круглого дефекта диаметром D можно представить формулой (3.9). При
контроле совмещенными преобразователями на частоте f С 7 кГц,
импеданс зоны дефекта определяется в основном упругим сопротив-
лением пластины
з
г _ .v _ _1__________• 16.75ЕЙ
2 ” /Л2 ]сэК ~ 1 2.п2
э сэ( i - д )D
(7.3)
245
Используя известное выражение для цилиндрической жесткости
/ =
12(1 — д2)
формулу (7.3) запишем в виде:
X = - . (7.4)
2 caD
Из (7.4) следует, что при со = const дефект выявляется тем легче,
чем больше его размер и меньше цилиндрическая жесткость обшивки.
Однако при уменьшении значения / выявляемость дефекта улучшается
до определенного предела. Последний определяется двумя причинами:
во-первых, с уменьшением / и увеличением D дефект может ’’зак-
рыться” под действием силы прижатия преобразователя к изделию, во-
вторых, если уменьшение / обусловлено уменьшением параметра £/(1 -
2. -
- д ), то возрастает контактная гибкость, что ухудшает условия
контроля.
Толщина и упругие свойства клеевого слоя обычно мало влияют на
результаты контроля. Такое влияние проявляется, например, при
контроле изделий с тонкими (0,2-0,5 мм для алюминиевых сплавов)
обшивками и жесткими и толстыми основаниями. В этих случаях модуль
Юнга клея намного меньше соответствующих величин материалов об-
шивки и основания и клеевой шов представляет собой относительно
мягкую упругую прослойку, меняющую 2^ тем сильнее, чем больше
толщина клеевого шва. Поэтому зоны повышенной толщины шва могут
быть обнаружены. Однако вызываемые ими изменения показаний дефек-
тоскопа меньше, чем в дефектных зонах. С увеличением толщины
обшивки и уменьшением модулей упругости соединяемых элементов
многослойных конструкций влияние клеевого шва на результаты конт-
роля уменьшается.
Уменьшение размеров ко!ггролируемых объектов в направлениях,
перпендикулярных к толщине, снижает значение |2 и ухудшает
выявляемость дефектов. Однако это сказывается лишь при относи-
тельно небольших (десятки миллиметров) размерах изделий и при
контроле большинства реальных конструкций затруднений не вызывает.
Импедансный метод обычно не пригоден для контроля изделий со
стороны слоев из материалов с низкими модулями Юнга (резина.
246
пенопласт и т.п.). Это обусловлено главным образом малыми
значениями модуля |Z | упругого сопротивления зоны контакта на
используемых в существующих дефектоскопах частотах (f > 1,0+
+1.5 кГц). Условия контроля подобных изделий можно улучшить путем
резкого (до 150-300 Гц) снижения рабочей частоты и, следователей),
увеличения модуля упругого импеданса зоны контакта.
Особенности контроля различных объектов. Рассмотрим особен-
ности контроля импедансным методом наиболее распространенных типов
многослойных конструкций и дадим общие рекомендации по их
проверке.
Неметаллические покрытия, приклеенные к силовым каркасам.
В этих узлах возможно обнаружение зон нарушения соединений между
покрытием и каркасом и расслоений в покрытии. Покрытия толщиной до
2-5 мм целесообразно контролировать совмещенными преобразовате-
лями, более толстые (до 10-15 мм) - раздельно-совмещенными. Часто
неметаллические покрытия имеют шероховатые поверхности. Это уве-
личивает уровень фрикционных шумов (см. гл. 2) и ограничивает
скорость сканирования тем сильнее, чем больше степень шерохова-
тости. В случае особо сильной шероховатости поверхности плавное
перемещение преобразователя может оказаться невозможным и контроль
сводится к его перестановке с места на место.
Обшивки, соединенные с элементами жесткости (лонжеронами,
нервюрами и т.п.). В таких узлах обшивки и элементы жесткости
могут выполняться из металлов или армированных полимеров. В случае
металлических элементов кроме клеевого возможны другие виды
соединений - пайка, термодиффузионная сварка и др. В узлах с
металлическими обшивками импедансным методом выявляют только зоны
нарушения соединений, с обшивками из композиционных материалов -
также расслоения в обшивках. С увеличением жесткости и плотности
внутренних элементов чувствительность возрастает. Изделия с более
толстыми обшивками контролируют РС-преобразователями.
Изделия с периодической структурой внутреннего элемента,
К ним относятся многослойные конструкции, внутренние элемент
которых имеют периодическую структуру (сотовый заполнитель, гофр
и т.п.). Наиболее распространены конструкции с сотовым заполни-
телем - сотовые панели. Их обшивки выполняют из металлов (алюми-
ниевые и титановые сплавы, сталь) или армированных пластиков,
сотовые заполнители - из металлов и полимерных материалов. В
неметаллических сотовых панелях обшивки приклеены к сотовым бло-
247
Рнс. 7.6. Изменение ампли-
туды информативного сиг-
нала на выходе дефектоско-
па при контроле сотовой
панели
кам. В панелях из металлов
для соединения элементов
применяют также пайку,
диффузионную сварку.
Для изделий с периоди-
ческой структурой внутрен-
него элемента характерно
периодическое изменение Z* на бездефектных участках. Значения )ZJ
минимальны в зонах, наиболее удаленных от мест соединения обшивки
с заполнителем и максимальны над этими соединениями. Так, в сото-
вых панелях минимумы |Z | соответствуют центрам сотовых ячеек,
максимумы - их вершинам. Поэтому при контроле изделий с периоди-
ческой структурой внутренних элементов показания дефектоскопа в
доброкачественных зонах имеют большой разброс.
На рис. 7.6 вверху показано в плане расположение ячеек сотового
заполнителя под обшивкой, внизу приведен график изменения пока-
заний дефектоскопа при перемещении совмещенного преобразователя по
траектории, отмеченной штрихпунктирной прямой. Если сигнализатор
дефектов срабатывает при уровне сигнала ниже отмеченного цифрой I,
то регистрируются только дефектные зоны. При уровне II срабатыва-
ния сигнализатора сотовые ячейки регистрируются как дефекты. Раз-
брос показаний в доброкачественных зонах тем больше, чем меньше
жесткость обшивки и крупнее ячейки заполнителя. При неблагоприят-
ных параметрах изделия показания в дефектных зонах и над центрами
ячеек соизмеримы, что затрудняет контроль вручную. Указанные труд-
ности устраняются при механизированном контроле с записью резуль-
татов (см. п. 7.5).
На рис. 7.7, а представлена запись результатов контроля клее-
вого соединения обшивки с заполнителем в сотовой панели, получен-
ная с использованием совмещенного преобразователя. Дефекты скле-
ивания имеют вид светлых зон на фоне четкой структуры сотового
заполнителя. Для получения такой записи шаг сканирования выбирают
248
невозможной, поэтому контроль по-
от контроля конструкций со сплош-
не более \/3 диаметра сотовой ячейки, причем запись прерывают при
амплитуде сигнала ниже уровня П (см. рис. 7.6). Применение записи
с прорисовкой сот позволяет контролировать панели, проверка ко-
торых вручную затруднена вследствие соизмеримости механических
импедансов на дефектах и над центрами ячеек. При выключении записи
на более низком уровне I (см. рис. 7.6) заполнитель не прорисовы-
вается и диаграмма подобна приведенной на рис. 7.7, б.
Запись с прорисовкой структуры заполнителя более информативна,
так как кроме дефектов она позволяет обнаруживать зоны нарушения
равномерности структуры заполнителя. Кроме того, сам вид такой
диаграммы свидетельствует о правильности настройки аппаратуры.
Запись с порогом срабатывания на уровне I обеспечивает более высо-
кую производительность, так как выполнение приведенного соотноше-
ния между шагом сканирования и диаметром сотовой ячейки не обяза-
тельно. Однако в этом случае по виду диаграммы уже нельзя судить о
правильности настройки аппаратуры.
С увеличением толщины обшивки и уменьшением размера сото-
вых ячеек отношение максимумов и минимумов показаний индикато-
ра дефектоскопа в бездефектных зонах уменьшается и запись струк-
туры заполнителя становится
добных изделий не отличается
ними внутренними элементами.
Основные дефекты сотовых
панелей - зоны нарушения со-
единения между обшивкой и
заполнителем. Эти дефекты
выявляются при контроле со
стороны обшивки, под которой
они залегают. В случае малой
Рис. 7.7. Запись результатов
контроля сотовой панели с
прорисовкой (О) и без прори-
совки (б) структуры запол-
нителя (запись получена на
двуслойном образце с моделя-
ми дефектов в виде круглых
отверстий в сплошном осно-
вании)
I
249
Рнс. 7.8. Причины потери устойчивости со-
тового заполнителя
толщины заполнителя (12 мм и менее) воз-
можно обнаружение нарушений соединений
между заполнителем и противоположной об-
шивкой. Выявляются также зоны потери ус-
тойчивости и разрушения сотового запол-
нителя. К ним относятся подмятая фоль-
ги заполнителя в местах соединения с об-
шивкой (рис. 7.8, а), деформации запол-
нителя в результате нарушения техноло-
гии (рис. 7.8, б) или механических воз-
действий при эксплуатации (рис. 7.8, в),
а также разрушения заполнителя (рис.
7.8, г). Все эта отклонения снижают жест-
кость панелей и, следовательно, уменьшают
значения |Z I.
Отметим, что зоны подмятая фольги (рис. 7.8, а) обычно не
являются дефектами, а создаются намеренно для повышения прочности
клеевого шва. При контроле с записью результатов и проработкой
структуры заполнителя (см. п. 7.5) эта зоны дают изображение,
отличающееся от нормального меньшей плотностью записи и нарушением
ее периодичности. Отличить такие зоны от дефектов клеевого соеди-
нения можно путем повторной записи сомнительного участка при повы-
шенном усилении. При этом размеры дефекта на диаграмме записи
уменьшаются, а изображение зоны подмятости сот становится более
плотным и периодическим, приближаясь к изображению на участках без
подмятости сот.
Зоны пониженной прочности склеивания. Импедансный метод
позволяет обнаруживать такие зоны в соединениях обшивки с сотовым
заполнителем. Обычно снижение прочности склеивания обусловлено
плохой подгонкой размеров соединяемых элементов. Если на
участках доброкачественного склеивания соты прорезают клеевую
пленку и подходят к обшивке вплотную, то в ослабленных зонах между
сотовым блоком и обшивкой существует заполненный клеем зазор
(рис. 7.9), который уменьшает жесткость опоры обшивки и,
следовательно, механический импеданс конструкции. Это изменение,
однако, меньше, чем в зонах непроклея.
250
Рнс. 7.9. Сотовая панель с участками различной прочности:
А — зона доброкачественного соединения: Б — зона пониженной
прочности; В — зона нарушения соединения (непроклей)
Особенности контроля раздельно-совмещенным преобразователем.
PC-преобразователь превосходит совмещенный по глубине выявляемых
дефектов, но уступает ему по чувствительности к неглубоко залега-
ющим дефектам. Последнее объясняется тем, что дефект обнаружива-
ется лишь при одновременном нахождении над ним обоих вибраторов
преобразователя. Поэтому для повышения чувствительности РС-
преобразователи выполняют с малой базой (расстоянием между зонами
контакта вибраторов с контролируемым объектом). Так, PC преобра-
зователи дефектоскопов АД-60С, АД-42И, АД-43И имеют базу 7 мм и
могут обнаруживать дефекты протяженностью более 7 мм.
При работе с PC-преобразователем следует учитывать, что зави-
симость модуля его коэффициента передачи от импеданса механической
нагрузки имеет максимум, соответствующий определенному значению
импеданса Z* (см. гл. 6). При контроле жестких изделий с большими
значениями Z^ в бездефектных зонах ( lz,L > IV переход в зону
дефекта увеличивает амплитуду сигнала на выходе преобразователя. В
случае если 12.1 < IV дефект уменьшает эту амплитуду. Эта
особенность РС-преобразователя учтена в дефектоскопе АД-60С,
автоматический сигнализатор дефектов которого может реверсиро-
ваться и срабатывать при увеличении либо при уменьшении уровня
сигнала (см. также приложение).
251
7.3. Контроль методом свободных колебаний
Выбор преобразователя. Преобразователи дефектоскопов ЛД-60С
и АД-50У унифицированы и отличаются только приемниками упругих
колебаний. Пьезоэлектрические приемники имеют непосредственный
контакт с контролируемым изделием, микрофонные принимают эти коле-
бания через воздух. Преобразователи с пьезоприемниками позволяют
обнаруживать дефекты на большей глубине, чем преобразователи с
микрофонными приемниками. Для контроля выпуклых изделий с большой
кривизной поверхностей удобны преобразователи с коаксиальными
пьезоприемниками (см. гл. 4). Недостаток п^зоприемников - под-
верженность фрикционным шумам, возникающим при перемещении по
поверхностям контролируемых объектов. Преобразователи с микрофон-
ными приемниками не чувствительны к этим шумам, но воспринимают
внешние акустические шумы. Поэтому в рабочем помещении уровень
шума не должен быть слишком высоким. Преобразователи с микрофон-
ными приемниками особенно эффективны для контроля изделий с наруж-
ными слоями из материалов с низкими значениями модуля Юнга. Отсут-
ствие статической силы прижатия, могущей привести к пропуску
неглубоко залегающего дефекта вследствие закрытия отделяющего его
воздушного зазора, делает преобразователи с бесконтактными микро-
фонными приемниками предпочтительными при контроле изделий, в
которых возможны такие дефекты.
Особенности контроля различных объектов. Метод свободных
колебаний применяют в основном для контроля изделий из пластиков и
комбинированных конструкций из пластиков и металлов. В последнем
случае проверку обычно проводят со сторюны неметаллического слоя.
Контроль со стороны металлов также возможен. Однако при этом резко
усиливается уровень создаваемого преобразователем шума и возможно
образование забоин на поверхности металла от ударов вибратора. Для
устранения забоин стальной боек ударного вибратора заменяют
капролоновым (он входит в комплект дефектоскопов АД-50У и
АД-60С). Кроме того, контроль со стороны неметаллического покрытия
обычно целесообразен еще и потому, что при этом выявляются как
нарушения соединения между элементами конструкции, так и дефекты
(преимущественно расслоения) в самом покрытии.
Ширина спектров ударно-возбуждаемых импульсов зависит от
параметров контролируемых конструкций, в первую очередь - от
модуля упругости материала наружного слоя. Для изделий с наружными
слоями из жестких материалов характерны широкие спектры, обычно
252
захватывающие весь диапазон рабочих частот или большую его часть.
Конструкциям с мягкими наружными слоями (резина и т.п.) соответ-
ствуют узкие спектры с интенсивными составляющими только в низко-
частотной части рабочего диапазона.
Методу свободных колебаний присущи неконтролируемые зоны, при-
легающие к поверхности, противоположной поверхности ввода колеба-
ний. С увеличением глубины залегания дефекта его влияние на спектр
ударно-возбуждаемого импульса уменьшается и в конечном счете
становится недостаточным для уверенной регистрации.
Настройка дефектоскопа с встроенными спектроанализаторами
(АД-60С, АД-50У) сводится к наблюдению спектров в доброкачест-
венных й дефектных зонах изделия и выбору наиболее информативных
каналов, в которых дефекты вызывают наиболее сильное изменение
спектра. После этого выбранные каналы подключают к автоматическому
сигнализатору дефектов, регистрирующему изменение уровня сигнала
выше заданного порога срабатывания.
7.4. Контроль велосиметрическим методом
Область применения велосиметрического метода примерно та же,
что и метода свободных колебаний, за исключением изделий с
наружными слоями из материалов с малыми модулями Юнга (резины,
резиноподобные материалы и т.п.). Велосиметрический метод имеет
перед методом свободных колебаний следующие преимущества:
преобразователи практически не создают шума;
при наличии двустороннего доступа можно выявить дефекты во всех
сечениях изделия за один проход;
позволяет определить упругую анизотропию материала, направления
максимального и минимального модуля упругости.
Упругая анизотропия присуща большинству полимерных композици-
онных материалов, в частности стекло-, угле- и органопластикам.
Она проявляется в зависимости модуля Юнга и, следовательно, ско-
рости распространения упругих волн от направления распространения.
Степень упругой анизотропии определяется ориентацией армирующих
волокон. При этом чем сильнее армирование в данном направлении
(т.е. чем больше волокон имеют такую ориентацию или чем больше их
суммарное сечение), тем выше скорость упругих волн. Наибольшей
анизотропией обладают пластики с однонаправленным армированием. В
253
материалах на тканевой основе (текстолит, стеклотекстолит и т.п.)
скорость упругих волн максимальна в направлении основы ткани,
в направлении утка ее значение меньше. Минимум скорости при-
мерно соответствует углу 45 относительно направления основы тка-
ни [12].
В изделиях в виде листов и оболочек армирующие волокна обычно
располагаются перпендикулярно к нормали к поверхности изделия.
Поэтому скорость продольных волн в направлении толщины изделия
(антисимметричные волны в этом направлении не распространяются)
практически не зависит от степени армирования в других направле-
ниях. Упругая анизотропия влияет на показания дефектоскопа в ос-
новном при использовании вариантов метода с односторонним доступом
к контролируемому объекту. Для исключения этого влияния при конт-
роле анизотропных изделий необходимо выдерживать постоянную ори-
ентацию преобразователя относительно направления максимума или
минимума скорости распространения упругой волны.
Фазовым способом велосиметрического метода (см. табл. 5.1,
вариант I) легко определить наличие и степень упругой анизотропии
материала и направления максимального и минимального значений ско-
рости распространения упругих волн. Для этого, вращая преобразо-
ватель относительно оси одного из вибраторов, снимают зависимость
показаний фазометра от угла поворота. Максимальное отклонение фазы
соответствует минимальной скорости звука, минимальное - макси-
мальной.
При использовании двусторонних вариантов велосиметрического
метода анизотропия сказывается слабо. Она может проявляться только
в некоторой зависимости выявляемости вытянутого в одном направ-
лении дефекта от ориентации этого направления относительно осей
упругой анизотропии.
Преимуществами велосиметрического метода с двусторонним досту-
пом по сравнению с ультразвуковым теневым методом с катящимися
преобразователями являются значительно меньшая площадь контакта
преобразователей с объектом (это облегчает контроль криволинейных
изделий) и легкость смены направления перемещения преобразователей
(катящиеся преобразователи не могут перемещаться в направлении оси
вращения), недостатками - меньшее предельное значение толщины
контролируемого объекта, большее влияние шероховатости его поверх-
ности и невозможность применения частот выше 60-80 кГц.
Велосиметрический метод применяют на ряде предприятий главным
образом для обнаружения расслоений в слоистых пластиках.
254
7.5. Механизация контроля
Очевидные недостатки контроля вручную - низкая производитель-
ность и влияние оператора на результаты проверки. Поэтому при
ручном koi проле не исключается пропуск опасных дефектов и непра-
вильная оценка их характеристик. Радикальным средством устранения
этих недостатков является механизация контроля с записью резуль-
татов. Механизация особенно целесообразна при контроле крупнога-
баритных изделий в серийном производстве, когда производительность
приобретает решающее значение. К числу таких объектов относятся,
например, сотовые панели, длина и ширина которых иногда измеряется
несколькими метрами. Общая площадь сотовых панелей на каждом из
тяжелых самолетов (Ил-76, Ил-86, Ту-2О4 и др.) составляет
несколько сотен квадратных метров. Поэтому выполнить такой объем
контроля при работе вручную затруднительно.
Система механизированного контроля изделий импедансным методом
разработана в 1961 г. Она заключается в механизированном скани-
ровании изделий по заданной траектории и синхронном с преобразо-
вателем перемещении пера самописца, регистрирующего результаты
контроля на электротермической бумаге в натуральном или умень-
шенном масштабе. Получаемые записи дают полную информацию о рас-
положении, форме и размерах выявленных дефектов (рис. 7.10). При
проверке сотовых панелей кроме дефектов соединений записывается
также структура сотового заполнителя (см. п. 7.2). Описанная
система успешно опробована в цеховых условиях для механизирован-
ного контроля хвостовых отсеков лопастей вертолетов. В дальнейшем
работы по механизации контроля были продолжены в НИАТ, где создан
ряд подобных установок. Одна из них - УКН-ЗМ - более 10 лет
используется для обнаружения дефектов паяного соединения между
обшивкой и сотовым блоком в стальных панелях размерами до
1500x1000x120 мм. В другой установке - УКН-4П, - предназначенной
для контроля крупногабаритных (до 2500x1100x200 мм) сотовых пане-
лей, использовано программное управление, позволяющее автомати-
чески управлять размерами и формой контролируемой зоны, скоростью
перемещения преобразователя и шагом сканирования.
Линейная скорость и шаг сканирования выбирают исходя из требо-
ваний к чувствительности и производительности контроля и парамет-
ров контролируемых объектов. При проверке изделий с относительно
гладкими поверхностями, например сотовых панелей с анодированными
обшивками из алюминиевых сплавов, скорость сканирования составляет
255
Рнс. 7.10. Запись дефектов в хвостовом отсеке лопасти вертолета,
полученная на установке ПИ-2. Шаг сканирования 2,5 мм
15-20 м/мин. С ростом шероховатости поверхностей эту скорость
снижают, что уменьшает влияние фрикционных шумов.
Система механизированного контроля применима для всех описанных
в книге методов. Низкочастотные дефектоскопы ИАД-3, АД-40И,
АД-50У, АД-60С имеют выход на перо самописца, регистрирующего
результаты контроля на электротермической бумаге. Это позволяет
использовать указанные приборы в системах механизированного конт
роля.
Отметим, что рассмотренная система механизированного контроля
записью результатов применяется и за рубежом.
Ближайшей перспективой является роботизация контроля. В роб
тизированных системах
управление всеми их
механическими
и элект-
ронными узлами проводится от ЭВМ. Последняя должна обеспечить:
сканирование объекта контроля по определенным зонам с заданными
скоростью и шагом;
автоматическую перестройку аппаратуры, необходимую, например,
при изменении толщины обшивки, документирование результатов конт-
роля. Таким образом, в роботизированных системах контроль ведется
автоматически без участия оператора.
256
Приложение
ИМПУЛЬСНЫЙ ИМПЕДАНСНЫЙ
ДЕФЕКТОСКОП АД-42ИМ
Для неразрушающего контроля многослойных конструкций, особенно
в условиях их эксплуатации, в 1991 г. разработан новый портативный
дефектоскоп АД-42ИМ. В нем устранены недостатки, выявленные в
предыдущей модели (АД-42И), усовершенствована электронная схема,
уменьшены габариты и масса, улучшены эксплуатационные характерис-
тики.
В комплект дефектоскопа входят преобразователи трех типов -
совмещенный и два раздельно-совмещенных. Один из последних имеет
повышенную рабочую частоту и уменьшенные размеры. Применение этт>
преобразователя расширяет возможности прибора.
В автоматический сигнализатор дефектов добавлен второй (нижний)
порог срабатывания, позволяющий регистрировать дефекты не только
по увеличению, но и по уменьшению уровня сигнала. Последнее необ-
ходимо при обнаружении близких к поверхности дефектов (например,
расслоений в обшивках из слоистых пластиков), уменьшающих ампли-
туду сигнала при работе раздельно-совмещенными преобразователями.
Дефектоскоп питается от аккумулятора 7Д О, 125Д, обеспечиваю-
щего непрерывную работу в течение 6 ч, или от сухих батарей ”Кро
на” и ’’Корунд”. Прибор комплектуется устройством для зарядки акку-
мулятора и выпрямителем на 9 В, используемым для питания от сети
переменного тока напряжением 220 В.
Дефектоскоп имеет стрелочный индикатор, световой и звуковой
(головной телефон) сигнализаторы о дефекте. Как и в АД-42И,
единственным регулируемым при настройке параметром является
усиление, величина которого меняется дискретно (1:1 или 1:100) и
плавно. Габариты электронного блока 203x105x50 мм, его масса -
0,55 кг.
Дефектоскоп обнаруживает дефекты соединений под обшивками из
алюминиевых сплавов толщиной до 3 мм, в пластиках на глубинах до
10-20 мм.
Выпуск дефектоскопов АД-42ИМ планируется в МНПО ’’Спектр”.
257
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Артеменко С. Б., Волегов Ю. В. Дефектоскопия слоистых и
сварных конструкций бесконтактным голографическим и ультразвуковым
методами/ Дефектоскопия. 1983. № 3. С. 3-6.
2. Багдасаров А. А. Разработка и исследование динамического
метода контроля состояния подземной части железобетонных опор
контактной сети электрифицированных железных дорог: Автореф.
дне. ... канд. техн, наук М.: ВНИИЖТ, 1978. 16 с.
3. Балабина Г. В., Истратов И. Ф. Контроль качества сварных
соединений пластмасс в строительстве. М.: Стройиздат, 1975.
193 с.
4. Бондаренко А. Н., Дробот Ю. Б., Круглов С. В. Оптическое
возбуждение и регистрация наносекундных акустических импульсов при
неразрушающих испытаниях// Дефектоскопия. 1976. С. 85-88.
5. Бордюгов Г. Т., Пастернак В. Б. Математическое моделирование
электроакустического тракта ультразвукового прибора// Дефекто-
скопия. 1971. № 6. С. 26-37.
6. Бреховских Л. М. Волны в слоистых средах. М.: Наука, 1973.
502 с.
7. Буденков Г. А., Гуревич С. Ю. Современное состояние бес-
контактных методов и средств ультразвукового контроля (обзор)//
Дефектоскопия. 1981. № 5. С. 4-33.
8. Вавилов В. П. Тепловые методы контроля композиционных
структур и изделий радиоэлектроники// М.: Радио и связь. 1984.
152 с.
9. Вайнберг Э. И. Чувствительность рентгеновской вычислительной
томографии при контроле тонких слоев, клеевых соединений, трещин,
расслоений и покрытий// Дефектоскопия. 1982. № 12. С. 49-54.
10. Виброакустический метод контроля качества слоистых конст-
рукций/ В. С. Ямщиков, Е. Е. Сидоров, Ю. Н. Бауков, В. С. Пота-
пов// Дефектоскопия. 1978. № 8. С. 26-35.
11. Викторов И. А. Физические основы применения ультразвуковых
волн Рэлея и Лэмба в технике. М.: Наука, 1966. 168 с.
12. Гершберг М. В., Ильюшин С. В., Смирнов В. М. Неразрушаюшие
методы контроля судостроительных стеклопластиков. Л.: Судостро-
ение, 1971. 200 с.
13. Глаговский Б. А., Московенко И. Б. Низкочастотные акусти-
ческие методы контроля в машиностроении. Л.: Машиностроение, 1977.
208 с.
258
14. Голдсмит В. Удар. Теория и физические свойства соударяемых
тел. М.: Изд.-во лит. по строительству, 1965. 448 с.
15. Гоноровский И. С. Радиотехнические цепи и сигналы. М. :
Радио и связь, 1986. 512 с.
16. Горбунов А. И. Неразрушающие методы контроля клее-
вых соединений строительных конструкций. М.: Стройиздат, 1975.
172 с.
17. Гутин Л. Я- Теория пьезоэлектрических вибраторов, применя-
емых в гидроакустике// Избранные труды. Л.: Судостроение, 1977.
С. 242-348.
18. Де С, Т., Денежкин Е. Н., Хандогин В. А. Голографический
неразрушаюший контроль трехслойных панелей// Дефектоскопия. 1986.
№ 6. С. 93-95.
19. Дефектоскоп УВФД-1 для контроля многослойных конструкций
и изделий из неметаллов/ Ю. В. Ланге, С. А. Филимонов,
Н. В. Шишкина и др.// Дефектоскопия. 1965. № 6. С. 61-Б8.
20. Домаркас В. И., Кажис P.-И. Ю. Контрольно-измерительные
пьезоэлектрические преобразователи. Вильнюс: Минтис, 1975. 258 с.
21. Домаркас В. И., Кажис P.-И. Ю.. Приалгаускас С. Л. Об осо-
бенностях анализа передаточных функций пьезопреобразователей мето-
дом эквивалентных схем// Ультразвук: Науч, труды вузов Литовской
ССР. Вильнюс: Минтис, 1972. № 4. С. 41-45.
22. Дронов Ю. В. Разработка и исследование методов и средств
контроля качества трехслойных конструкций: Автореф. дис.
канд. техн, наук Л.: ЛТИ им. Ленсовета, 1978. 16 с.
23. Ермолов И. Н. Теория и практика ультразвукового контроля.
М.: Машиностроение, 1981. 240 с.
24. Заклюковский В. И., Карцев Г. Т. Применение пьезоэлект-
рических преобразователей для бесконтактного ультразвукового конт-
роля изделий// Дефектоскопия, 1978. № 3. С. 28-34.
25. Залесский В. В. Анализ и синтез пьезоэлектрических пре-
образователей. Ростов-на-Дону: Изд. Ростовского университета.
1971. С. 152.
26. Инженерные методы исследования ударных процессов./
Г. С. Батуев, Ю. В. Голубков, А. К. Ефремов. А. А. Федосов. М.:
Машиностроение. 1977. 240 с.
27. Иофе В. К-, Мясникова Е. Н., Соколова Е. С. Сергей Яковле-
вич Соколов. Л.: Наука, 1976. С. 90-91.
28. Исследование возможности контроля прочности клеевых соеди-
нений с помошыо ультразвуковых интерференционных волн/ Г. А. Бу-
259
денков, Ю. В. Волегов, В. А. Пепеляев, В. И. Редько// Дефектоско-
пия. 1977. № 2. С. 26-34.
29. Камп Л. Подводная акустика. М.: Мир, 1972. 328 с.
30. Кардашов Д. А. Синтетические клеи. М.: Химия, 1976. 504 с.
31. Кикучи Е. Ультразвуковые преобразователи. М.: Мир, 1972.
424 с.
32. Кондратенко Р. М. Исследование возможности контроля
трехслойных конструкций методом теплового импульса: Автореф. дисс.
... канд. техн. наук. М.: МАИ, 1967. 16 с.
33. Ланге Ю. В. Акустический импедансный метод неразрушающего
контроля многослойных конструкций. Состояние и перспективы
развития// Приборы и системы управления. 1988. № 5. С. 16-18.
34. Ланге Ю. В. Единая методика расчета преобразователей импе-
дансных дефектоскопов// Дефектоскопия. 1978. № 10. С. 83-95.
35. Ланге Ю. В. Импедансный метод: варианты, способы обработки
информации, режимы настройки аппаратуры// Дефектоскопия. 1979.
№ 1. С. 5-14.
36. Ланге Ю. В. Импульсный вариант акустического импедансного
метода неразрушающего контроля// Дефектоскопия. 1987. № 6.
С. 13-19.
37. Ланге Ю. В., Манаева 3. И. О применении измерительного
аттенюатора в импедансном дефектоскопе// Дефектоскопия. 1980. № 7.
С. 46-51.
38. Ланге Ю. В. О работе пьезоэлемента на низких частотах//
Дефектоскопия. 1970. № 4. С. 53-59.
39. Ланге Ю. В. О физических основах ультразвукового резонанс-
ного метода неразрушающей оценки прочности клеевых соединений//
Дефектоскопия. 1974. № 1. С. 96-107.
40. Ланге Ю. В., Теумин И. И. О динамической гибкости сухого
точечного контакта// Дефектоскопия. 1971. № 2. С. 49-60.
41. Ланге Ю. В., Устинов Е. Г., Шеленков А. В. Портативный
импедансный акустический дефектоскоп АД-42И// Дефектоскопия. 1989.
№ 7. С. 90-93.
42. Ланге Ю. В. Эксплуатационные возможности ультразвукового
резонансного метода неразрушающей оценки прочности клеевых
соединений// Дефектоскопия. 1974. № 2. С. 55-61.
43. Ландау Л. Д., Лифшиц Е. М. Теория упругости. М.: Наука, \
1988. 204 с.
44. Лушников Г. А., Гаревских А. С. Неразрушаюший контроль ка-
чества углеродных материалов. М.: Металлургия, 1976. 48 с.
260 II
45. Магнитные и диэлектрические приборы. Ч. 1/ Под ред.
Г. В. Катца. М.; Л.: Энергия. 1964. 416 с.
46. Методы неразрушаюших испытаний/ Под ред. Р. Шарпа. М.: Мир,
1972. 494 с.
47. Михайленко В. Е. Бесконтактный электрогазодинамический
способ акустической дефектоскопии/ Дефектоскопия. 1976. № 4.
С. 132-135.
48. Мозговой А. В., Ахметшин А. М., Рапопорт Д. А. Фазочастот-
ный акустический метод дефектоскопии слоистых изделий из полимер-
ных материалов// Дефектоскопия. 1988. № 4. С. 50-55.
49. Мурашов В. В., Детинов Н. Н. Акустический дефектоскоп
для контроля многослойных конструкций// Заводская лаборатория.
1982. № 11. С. 68-71.
50. Низкочастотный акустический дефектоскоп для контроля
армированных пластиков и клееных конструкций/ Н. В. Виноградов,
Е. И. Цорин, С. А. Филимонов и др.// Дефектоскопия. 1977. № 1.
С. 115-119.
51. Оптическая и СВЧ дефектоскопия/ Л. Г. Дубицкий, А. А. Кет-
кович, В. И. Матвеев, В. Г. Слоущ. М.: Машиностроение, 1981. 52 с.
52. Пекарский Г. Ш. Нейтронный радиометрический контроль
материалов и изделий. М.: Энергоатомиздат, 1987. 120 с.
53. Пеллинец В. С. Измерение ударных ускорений. М.: Изд-во
стандартов. 1975. 288 с.
54. Потапов А. И, Контроль качества и прогнозирование надеж-
ности конструкций из композиционных материалов. Л.: Машиностро-
ение, 1980. 261 с.
55. Приалгаускас С., Кажис Р.-И., Домаркас В. Устройство моде-
лирования пьезоэлектрических преобразователей// Ультразвук: Научи,
труды вузов Литовской ССР. Вильнюс: Минтис, 1972. № 4.
С. 124-125.
56. Приалгаускас С., Кажис P.-И., Домаркас В. Электрическое
моделирование ультразвуковых преобразователей в виде пластинок//
Ультразвук: Научн. труды вузов Литовской ССР. Вильнюс: Минтис,
1972. № 4. С. 47-52.
57. Приборы для неразрушающего контроля материалов и изделий:
Справочник: В 2 ч. 4 1/ Под ред. В. В. Клюева. М.: Машиностроение,
1986. 488 с.
58. Приборы для неразрушающего контроля материалов и изделий:
Справочник: В 2 ч. 4 2/ Под ред. В. В. Клюева. М.: Машиностроение,
1986, 352 с.
261
59. Пьезокерамические преобразователи: Справочник. Л.: Судо-
строение, 1984. 256 с.
60. Рапопорт Ю. М. Ультразвуковая дефектоскопия строительных
деталей и конструкций. Л.: Стройиздат, 1975. 128 с.
61. Редько В. И., Тищенко В. В., Акимов Л. В. Ультразвуковой
катящийся преобразователь// Дефектоскопия. 1977. № 6.
С. 128-126.
62. Румянцев С. В., Штань А. С., Гольцев В. А. Справочник по
радиационным методам неразрушающего контроля. М.: Энергоиздат,
1982. 240 с.
63. Рыбак С. А., Тартаковский Б. Д. Об импеданцах при симмет-
ричных и антисимметричных колебаниях слоистых пластин с потерями//
Акустический журнал. 1961. Т. 7. Вып. 4. С. 475-481.
64. Свердлин Г. М. Прикладная гидроакустика. Л.: Судостроение,
1976. 279 с.
65. Скучик Е. Основы акустики. М.: Мир, 1976. Т. 1. 520 с.
66. Скучик Е. Простые и сложные колебательные системы. М.: Мир,
1971. 557 с.
67. Справочник по композиционным материалам: В 2 кн. Кн. 1/ Под
ред. Дж. Любина: Пер. с англ. Под ред. Б. Э. Геллера. М.:
Машиностроение. 1988. 448 с.
68. Справочник по композиционным материалам: В 2 кн. Кн. 2/
Под ред. Дж. Любина. Пер. с англ. Под ред. Б. Э. Геллера. М.:
Машиностроение. 1988. 584 с.
69. Стороженко В. А., Вавилов В. П., Волчек А. Д. Неразрушающий
контроль качества промышленной продукции активным тепловым мето-
дом. Киев: Техника, 1988. 127 с.
70. Терстон Р. Распространение волн в жидкостях и твердых
телах// Методы и приборы ультразвуковых исследований/ Под ред.
У. Мэзона. М.: Мир, 1966. Т. 1. Ч. А. С. 77.
71. Теумин И. И. Ультразвуковые волноводы изгибных колебаний.
Источники мощного ультразвука/ Под ред. Л. Д. Розенберга. М.:
Наука, 1967. С. 245-286.
72. Теумин И. И. Ультразвуковые колебательные системы. М.:
Машгиз, 1959. 330 с.
73. Технологический неразрушающий контроль пластмасс/
А. И. Потапов, В. М. Игнатов. Ю. Б. Александров и др. Л.: Химия,
1979. 288 с.
74. Тимошенко С. П., Гудьер Дж. Теория упругости. М.: Наука,
1975. 576 с.
262
75. Трипалин А. С., Буйло С. И. Акустическая эмиссия: Физико-
механические аспекты. Ростов-на-Дону: Изд. Ростовского универси-
тета, 1986. 160 с.
76. Ультразвуковой контроль изделий из углепластика/
Л. И. Скоробогат, А. Г. Савин, Ю. П. Плохое и др.// Дефектоскопия.
1986. № 11. С. 92-94.
77. Ультразвуковые преобразователи для неразрушающего контроля/
Под ред. И. Н. Ермолова. М.: Машиностроение, 1986. 280 с.
78. Фельдман Л. С. Неразрушащий контроль качества клеесварных
соединений. Киев: Техника. 1973. 188 с.
79. Шаповалов П. Ф. Приставка ’’Ритм-Г к универсальным ультра-
звуковым дефектоскопам// Дефектоскопия. 1972. № 6. С. 125.
80. Alers G. A., Flynn Р. L., Bukkly М. G. Ultrasonic
Techniques for Measuring the Strength of Adhesive Bonds//
Materials Evaluation. 1977. V. 35. N 4. P. 77-84.
81. Cawley P., Adams R. D. Sensitivity of the Coin-Tap Method
of Nondestructive Testing// Materials Evaluation. 1989. V. 47.
№ 5. P. 558-663.
82. Cawley P. The Impedance Method of Nondestructive Inspec-
tion// NDT International. 1984. V. 17. N 2. P. 59 65.
83. Cawley P. The Operation of NDT Instruments Based on
the Impedance Method.// Composite Structures. 1985. V. 3.
P. 215-228.
84. Cawley P. The Sensitivity of the Mechanical Impedance
Method of Nondestructive Testing// NDT International. 1987.
V. 20. N 4. P. 209-215.
85. Cielo P.t Maidague X., Diom A. A. Thermographic Nonde-
structive Evaluation of Industrial Material and Structures.//
Materials Evaluation. 1987. V. 45. N 4. P. 452-460.
86. Collins R. M. NDT Chronology of Advanced Composites of
Grumman Aerospace.// Materials Evaluation. 1981. V. 29. N 12.
P. 1126-1129.
87. Couchman L C., Yee B. G. W,, Chang F. H. Adhesive Bond
Strength Classifier.// Materials Evaluation. 1979. V. 37. N 5.
P. 48-50.
88. Curtis G. J. Acoustic Emisssion Energy Relates to Bond
Strength// Nondestructive Testing. 1975. V. 8. N 5. P. 249-257.
89. Daniel L M., Schramm S. W., Leber T. Fatique Damage
Monitoring in Composites by Ultrasonic Mapping.// Materials
Evaluation. 1981. V. 39. N 9. P. 834-839.
263
90. Dukes W A., Kinloch A. J, Nondestructive Testing of Bonded
Joints. An Adhesive Science Viewpoint.// Nondestructive Testing.
1974. V. 7. N 6. P. 324-326.
91. Edenborough N. B., Monnier D. J. Holographic Inspection for
Thin Cover Sheet Bond Quality on Turbine Components.// Materials
Evaluation. 1981. V. 39. N 7. P. 643-646.
92. Gladwell G. M. L., Kleesattel C. The Contact-Impedance
Meter-2// Ultrasonics. 1968. V. 6. N 4. P. 244-251.
93. Golis M. J,, Grows J. C., Caspero N. A. The On-Line
Inspection of Fiberglass Reinforced Plastic Composite (RPC)
Pipe.// Materials Evaluation. 1977. V. 35. N 8. P. 45-54.
94. Guyott С. С. H., Cawley P., Adams R. D. Nondestructive
testing of Adhesively Bonded Structures. A. Review.// The Journal
of Adhesion. 1986. V. 2. N 2. P. 129-159.
95. Hagemaier D. J. Bonded Joints and Nondestructive Testing.
Bonded Honeycomb Structures. I // Nondestructive Testing. 1971.
V. 4. N 6. P. 401-406.
96. Hagemaier D. NDT of Aluminium-Brazed Titanium Honeycomb
Structure.// NDT International. 1976. V. 9. N 3. P. 107-116.
97. Hagemaier D. NDT of DC-10 Graphite-Epoxy Rudder.// Mate-
rials Evaluation. 1978. V. 36. N 6. P. 57-61.
98. Hagemaier D. Ultrasonic Maintenance Inspection of Aircraft
Structures.// Materials Evaluation. 1976. V. 34. N 1. P. 9-19.
99. Hill R. The Use of Acoustic Emission for Characterising
Adhesive Joint Failure.// NDT International. 1977. V. 10. N 2.
P. 62-72.
100. Holownia В. P. NDT of Adhesive Joints Affected by Water
Ingression.// Int. J. Adhesion and Adhesives. 1987. N 1. P. 25-29.
101. Holt A. Honeycomb-Cored Structures.// Aircraft Production.
1957. V. 19. N 7. P. 282-291.
102. Jackson G. The Nondestructive Testing of Adhesive Bonded
Structural Assemblies for Aircraft.// The British Journal of NDT.
1972. V. 14. N 5. P. 145-146.
103. Kleesattel C. Das UCI (Ultrasonic-Contact-Impedance) Har-
teprufverfahren// Das Echo. 1973. N 27. S. 467-479.
104. Kleesattel C., Gladwell G, M. L. The Contact-Impedance
Meter-1.// Ultrasonics. 1968. V. 6. N 3. P. 175-180.
105. Kline R. A., Hashemi D. Ultrasonic Guided-Wave Monitoring
of Fatique Damage Development in Bonded Joints.// Materials
Evaluation. 1987. V. 45. N 4. P. 1076-1082.
264
106. Knollman G. C., Carver D., Hartog J. J. Acoustic Imaging
of Соль Kites - The Ultrasonic Test That Requires No
Interpretation.// Materials Evaluation. 1978. N 12. P. 41-47.
107. Kovacs В. V., Stone J., Papadakis E. P. Development
of an Improved Sonic Resonance Inspection System for Nodularity In
Crankshafts// Materials Evaluation. 1984. V. 42. N 7. P. 906-916.
108. McCutcheon J. O. Sonic Detection Of Flaws in Laminates.//
Adhesives Age. 1980. V. 3. N 6. P. 28-29.
109. Miller N. B., Boruff H. Adhesive Bonds Tested Ultraso-
nically // Adhesives Age. 1963. V. 6. P. 32-35.
110. Morits W, E., Shreve P. L. A Microprocessor Based Spa-
tiall-Locating System for Use with Diagnostic Ultrasound.// Proce-
edings of the IEEE. 1976. V. 64. N 6. P. 162-173.
111. Papadakis E. P. Ultrasonic Impulse-Induced Resonance
Utilizing Damping for Adhesive Disbond Detection.// Materials
Evaluation. 1978. V. 36. N 2. P. 37-40.
112. Pilarski A. Ultrasonic Evaluation of the Adhesion Degree
in Laminated Joints.// Materials Evaluation. 1985. V. 43. N 6
P. 765-770.
113. Principles of Application of Ultrasonic Spectroscopy In
NDE of Adhesive Bonds./ F. H. Chang, P. L. Flynn, D. E. Cordon.
J. R. Bell// IEEE Transactions. 1976. V. SU-23. N. 5. P. 334-338
114. Redwood M. Experiments with Electrical Analog of a
Piezoelectric Transducer.// JASA. 1964. V. 36. N 10. P. 1872-1880
115. Rose J, L., Avioli Jr. M. J., Bilgram R. A. Feasibilitl
Study on the Nondestructive Evaluation of an Adhesively Bonded
Metal to Metal Bond: an Ultrasonic Pulse Echo Approach.// The
British Journal of NDT. 1983. V. 25. N 2. P. 67-71.
116. Roze J. L., Thomas G. H. The Fisher Linear Discriminant
Function for Adhesive Bond Strength Prediction.// The British
Journal of NDT. 1979. V. 21. N 3. P. 135-139.
117. Schliekelmann R. J, Nondestructive Testing of Adhesive
Bonded Metal to Metal Joints. 2.// Nondestructive Testing. 1972.
V. 5. N 3. P. 144-153.
118. Schliekelmann R. J. Nondestructive Testing of Bonded
Joints. Recent Developments in Testing Systems.// Nondestructive
Testing. 1975. V. 8. N 2. P. I0G-103.
119. Scott 1. G., Scala С. M. A Review of Nondestructive Tes-
ting of Composite Materials.// NDT International. 1982. N 2.
P. 75-86.
26b
120 П1111Ч"ЯГИр||к NOT of Aluminium Laminates./ X. Maidague.
P < i«lu, Adih-y and olli.// CSNDT Journal. 1987. V. 8. N 4.
P 44 Ml.
121. Thomas D. A. Mechanical Impedances of Thin Plates.//
Journal of Acoustical Society of America. 1960. V. 32. N 10.
P. 1302-1304.
122. Thompson D. C. Thompson R. B., Alers G. A. Nondestruc-
tive Measurement of Adhesive Bond Strength in Honeycomb Panels.//
Materials Evaluation. 1974. V. 32. N 4. P. 81-85, 92.
123. Ultrasonics for Industry 1970.// Nondestructive Testing.
1971. V. 4. N 1. P. 57-59.
124. Wahrmann H. Zerstorungsfreie Prufung von geklebton PVC-
hart-Rohr-Verbindungen.// Das Echo. 1981. N 30. S. 12-13.
125. Wilcox M. T., Hanson D. A. Real-time Imaging System for
Honeycomb Bond Structures.// Materials Evaluation. 1981. V. 39.
N 9. P. 844-848.
126. Woodmansee W. E. A Digital Plot System Developed for
NDT.// Materials Evaluation. 1978. V. 36. N 4. P. 45-51.
127. Yano T., Tone M., Fukumoto A. Range Finding and Surface
Characterization Using High-Frequency Air Transducers. - IEEE.
V. UFFC, N 2, March 1987. P. 232-236.
128. Zemanek J., Rudnick L. Attenuation and Dispersion of
Elastic Waves in a Cylindrical Bar.// JASA. 1961. V. 33.
P. 1283-1288.
ДОПОЛНИТЕЛЬНАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. А.с. 1594416 GOIN 29/04 (СССР). Преобразователь импедансного
дефектоскопа/ С. О. Арбузов, В. О. Арбузов, А. В. Шеленков.
Бюл. № 35. 23.09.90.
2. Быков В. М., Бережанский В. Б., Городов В. В. Использование
акустического спектрального дефектоскопа для контроля качества
изоляции стержней обмоток статоров крупных турбо- и гидрогенера-
торов.// Дефектоскопия. 1984. № 4. С. 92-93.
3. Дефектоскоп акустический АД-60ПМ// Дефектоскопия. 1990. № 8.
С. 92.
4. Ланге Ю. В. Низкочастотные акустические методы и средства
дефектоскопии// Приборы и системы управления. 1989. № 5. С. 4-6.
5. Ланге Ю. В, Акустические импедансные методы неразрушаюшего
контроля (обзор)// Дефектоскопия. 1990. № 8. С. 3-19.
6. Ланге Ю. В, О применении коротких совмещенных преобразова-
телей импедансных дефектоскопов в режимах свободных и вынужденных
колебаний// Дефектоскопия. 1991. № 1. С. 53-56.
7. Ланге Ю. В., Московенко И. Б. Низкочастотные акустические
методы неразрушающего контроля (обзор)// Дефектоскопия. 1978. № 9.
С. 22-36.
8. Методы выбора информативных параметров сигналов при разра-
ботке акустического метода свободных колебаний/ В. П. Афанааюв,
А. В. Мозговой, Д. А. Рапопорт и др.// Дефектоскопия. 1990. № 9.
С. 19-24.
9. Мурашов В. В. Акустические методы и средства контроля
изделий из полимерных материалов// Дефектоскопия. 1990. № 9.
С. 46-51.
10. Неразрушающий контроль отслоений покрытий из композиционных
материалов/ В. Д. Байда, А. И. Цехан, П. А. Гнаткович и др.//
Техническая диагностика и неразрушающий контроль. 1990. № 2.
С. 86-89.
11. Определение физико-механических характеристик органических
материалов акустическим импедансным методом/ В. М. Баранов,
А. Н. Быков. А. Ю. Калядин и др.// Дефектоскопия. 1990. № 9.
С. 20-27.
12. Adams R. D. Non-Destructive Testing of Adhesively-Bonded
Joints// Welding and Metal Fabrication. 1989. V. 57. № 7.
P. 305-311.
267
13. Cawley P. and Theodarakopoulos C. The Membrane Resonance
Method of Non-Destructive Testing// Journal of Sound and Vibra-
tions. 1989. V. 130. № 2. P. 299-311.
14. Cawley P. The Detection of Delaminations Using Flerural
Waves// NDT. International. 1990. V. 23. P. 207-213.
15. Cawley P. Low Ftequency NDT for Detection of Disbonds and
Dilaminations// British Journal of NDT. 1990. V. 32. N 9.
P. 455-461.
16. Cawley P., Adams R. D. The Mechanics of the Coin-Tap Method
of Non-Destructive Testing// J. Sound and Vibration. 1988. V. 122.
P. 299-316.
17. Estimation of Strength in Adhesively Bonded Steel
Speciments by Acousto-Ulfrasonic Technique/ Fahr A., Lee S.,
Tanary S., Haddad Y.// Materials Evaluation. 1989. V. 47. Febr.
P. 223-240.
18. Lange Yu. V. The Loca I Method of Free Elastic Vibration
and its Application to Testing in Industry// NDT International.
1985. V. 18. № 5. P. 256-260.
ККННЧ‘